Control technology and application of variable-diameter zoned pressure relief for surrounding rock in deep soft rock and large deformation roadway
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摘要:
为解决深部软岩巷道围岩大变形、返修次数多难题，以泉店煤矿21皮带下山为工程背景，采用理论分析、数值模拟及工程实践等方法，提出了巷道变径分区卸压技术，建立了卸压参数理论模型，得出了卸压关键参数选取区间与弹性应变能密度分布规律，揭示了钻孔卸压能量耗散原理，确定了卸压关键参数的最佳取值。研究表明：① 通过变径分区卸压技术改善了浅部围岩能量环境，减少了顶底板能量升高区面积，并将肩角和底角区域聚集能量向深部转移，实现了巷道精准卸压控制。② 随着浅部小直径钻孔长度(L1)、深部大直径钻孔长度(L2)、深部大直径钻孔半径(r)增加，其弹性应变能密度曲线相应的前峰值、后峰值以及后峰值升高，整体呈正相关。③ 随着深部大直径钻孔间距(D)增加，孔间弹性应变能密度峰值变化呈现先升高后降低再稳定的特点，而钻孔间联合卸压效果与其呈现负相关，依据弹性应变能量峰值增幅得出了影响卸压效果的关键参数权重顺序依次为：L1、L2、r、D。④ 依据理论分析和数值模拟确定了21采区皮带下山巷道卸压技术关键参数合理值，巷道实施变径分区卸压技术后，两帮及顶底板变形量分别降低了58.7%、23.7%以及27.4%，巷道稳定得到有效控制，证实了变径分区卸压技术的有效性。
Abstract:Addressing significant deformation in the surrounding rock of deep soft rock road-ways subjected to repetitive repairs, this study focuses on the 21st transportation downhill of Quandian coal mine as the engineering context. We propose the variable-diameter partition roadway pressure relief technology. This approach utilizes theoretical analysis, numerical simulation, and practical engineering methods. We established a theoretical model for pressure relief parameters, derived essential parameters for pressure relief, and outlined the distribution pattern of elastic strain energy density. Additionally, we uncovered the principles governing energy dissipation in borehole unloading, ultimately determining the optimal value for key pressure relief parameters. The study findings indicate the following: ① The variable-diameter zoned pressure relief technology enlarges the energy reduction zone near the roadway while diminishing the energy elevation zone in the roof and floor. It redirects concentrated energy from the shoulder and floor corners deeper into the area, achieving precise pressure relief control within the roadway. ② Increasing the length of shallow small-diameter boreholes (L1), the length of deep large-diameter boreholes (L2), and the radius of deep large-diameter boreholes (r) corresponds to increasing pre-peak, post-peak, and post-peak values in the elastic strain energy density curves, demonstrating an overall positive correlation. ③ As the spacing (D) of deep large-diameter boreholes increases, the peak value of elastic strain energy density between holes shows the characteristics of firstly increasing, then decreasing and then stabilizing, and the effect of unloading joint pressure between boreholes is negatively correlated with it, and based on the magnitude of the increase in the peak value of elastic strain energy, the key parameters affecting the effect of unloading are weighted as follows in the order of: L1, L2, r and D. ④ Based on the theoretical analysis and numerical simulation to determine the key parameters of the 21st transportation downhill roadway pressure relief technology reasonable value, roadway implementation of variable-diameter zoned pressure relief technology, the two ribs and the roof and floor deformation were reduced by 58.7%, 23.7%, and 27.4%, respectively, the stability of the roadway has been effectively controlled, confirming the effectiveness of the variable-diameter zoned pressure relief technology.
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0. 引 言
随着我国井工煤矿开采深度的逐年增加，在软岩分布的矿区和矿井内，巷道支护面临诸多挑战[1–2]。对于深部高应力软岩巷道而言，随开采深度增加，支护体强度与地应力比值不断降低，巷道围岩扩容加剧，导致支护体结构失效，围岩破坏严重，巷道维护成本上升[3–6]。因此，开展深部软岩巷道支护及围岩稳定性控制研究已经成为亟待解决的问题。
针对深部软岩巷道围岩控制难题，相关专家学者进行了大量研究，得到了许多有益的结论。围绕深部高应力下软岩巷道围岩扩容现象，相关学者以岩体本身蠕变特性为出发点，利用物理试验揭示轴压对软岩蠕变特性的影响规律[7–10]，引入损伤理论改进蠕变本构模型[11–14]，采用高刚度、高强度支护体结构提高围岩承载能力[15–17]，按照分区分段支护原则提出了巷道围岩控制联合技术[18–21]。同时，部分研究提出改善巷道围岩所处的应力环境，通过研究注浆参数、浆液渗流规律以及研制合适的注浆材料[22–25]，以此加固围岩浅部破碎区，提高浅部承载能力，抑制巷道持续变形。针对深部巷道埋深大、应力高的特点，采用应力卸载技术，将巷道附近的应力集中区域转移至深部，降低浅部承载压力，减小塑性区的发育范围，已成为提高巷道围岩稳定性关键技术之一[26–29]。大直径钻孔卸压技术因其卸压效果明显，复杂地质条件适应性强等特点在高应力矿井中得到广泛应用[30]。通过实验室实验与数值模拟相结合的方式，相关学者研究了钻孔布置的间距、排距、孔径以及径长等参数对钻孔卸压效果的影响确定了合理的卸压的相关参数[31–35]。已有研究建立了卸压等效椭圆模型，揭示了卸压槽的卸压机理，分析不同的卸压位置对巷道塑性区的影响，对比得出了卸压的合理参数[36]。相关学者[37]提出了能量耗散指数的概念，推导出抗冲击钻孔参数的定量计算方法。从巷道锚固与卸压扰动关系方面考虑，相关学者[38–39]提出了一种新型卸压技术，以垂直应力、主应力差为评价指标，确定出合理的卸压参数。然而，在实际情况中巷道深浅部应力环境不同导致破坏程度不同，已有的研究大多数未对其进行分区处理，浅部围岩裂隙发育较为破碎，采用小直径钻孔无法起到卸压效果，若采用大直径钻孔易产生卸载过度导致浅部支护结构受到影响。同时，针对变径卸压技术，已有研究仍存在以下不足，体现为：多数研究常采用单一应力指标来揭示卸压作用机理，无法真实还原深部巷道所处三向应力环境；卸压参数的选取多源自经验公式，缺乏理论分析，无法广泛推广和指导该技术的应用。
基于此，笔者提出一种变径分区卸压技术，以泉店煤矿21皮带下山巷道为工程背景，采用理论分析、数值模拟以及工业性试验等研究方法，以包含多应力的弹性应变能密度为评价指标，从能量角度揭示变径分区卸压作用原理，建立变径分区卸压参数优化模型，明确各关键参数的取值范围，掌握不同卸压参数下巷道能量释放规律，确定合理的卸压参数并进行工业性试验，研究成果可指导类似地质条件下巷道的围岩控制。
1. 工程背景
1.1 巷道位置及变形特征
泉店煤矿位于河南省禹州市，主采二1煤层，煤层平均厚度为6.8 m，平均倾角为27°。该矿井21采区皮带下山为穿层巷道，全长965 m，倾角为24°，埋深为616～964 m。
巷道顶底板岩性特征如图1所示，在全岩段巷道支护方式为“锚网索+托梁+喷砼”，断面尺寸及支护参数如图2所示。
在21采区皮带下山巷道变形量最大的泥岩段布置测站，如图3所示。结果表明，随着巷道掘出时间的增加，前30 d巷道变形较大，两帮移近量430 mm，顶、底板变形均在320 mm以上，30 d后变形速度趋于稳定但不为0，整体变形呈现流变性，围岩出现大面积浆皮开裂，托梁发生严重弯曲变形，顶板下沉量较大，巷道底臌难控制，严重影响巷道掘进速度，给矿井安全生产带来极大隐患。
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图 3 泥岩段原支护方式下巷道变形特征Figure 3. Roadway deformation characteristics with original support method in mudstone section1.2 大变形原因
(1)巷道埋深大，应力高。开挖后，巷道表面由三向应力状态转为两向或单向应力状态，巷道应力分布存在差异性。巷道泥岩段的埋深普遍在800 m以上属于深部高应力巷道，由覆岩自重构成的高垂直应力引起的巷道主应力差值过大，超过了围岩及支护体结构自身强度，巷道产生大变形破坏。
(2)围岩多为泥岩，岩性较差。岩石自身强度低，泥岩单轴抗压强度为13.6 MPa，在巷道泥岩段采集岩石样本，通过XRD试验对其进行矿物成分分析（图4，表1），由表1可以看出，样品中黏土矿物质量约占总质量70%以上，并且黏土成分中吸水性矿物白云母及伊利石约占70%以上，岩石属于高膨胀性高应力软岩。
表 1 泥岩矿物成分分析Table 1. Mudstone mineral composition analysis% 序号 质量分数 伊利石与白云母 高岭土 石英及其他 1 54.2 22.9 22.9 2 48.1 18.7 33.2 3 53.0 23.1 23.9 综上可知，深部高应力、应力分布差异性以及岩性差是巷道大变形的主要原因，改变围岩支护结构的种类和刚度，提高巷道护表强度，是解决问题的一种方式。相对而言，通过改善围岩应力环境控制围岩稳定则会更加有效。因此，考虑采用卸压方式，将浅部围岩应力集中区域向深部进行转移，同时需保证浅部锚固层不受影响。因此，笔者提出一种变径分区卸压技术，改善巷道应力环境提高围岩稳定性。
2. 变径分区卸压原理及关键参数
2.1 基于能量释放的变径分区卸压原理
在巷道开挖前，巷道开挖区域上覆岩层的重力均匀施加于巷道上，原岩应力呈水平直线(图5白线)。其中，L1为浅部小直径钻孔长度，m；L2深部大直径钻孔长度，m；r为深部大直径钻孔半径，m；σx为深部大直径钻孔所受水平应力，MPa；σy为深部大直径钻孔所受垂直应力，MPa；Rc为深部大直径钻孔初始破裂区半径，m；Rc1为深部大直径钻孔最终破裂区半径，m；Rp为深部大直径钻孔塑性区半径，m；σt为切向应力，MPa；σr为径向应力，MPa；γ为侧向压力系数；H为巷道埋深，m。但在巷道开挖后，周围围岩的应力重新分布(图5蓝线)，沿着远离巷道方向先增大后逐渐减小，最终降至原始状态的岩层应力。应力重新分配导致应力升高区的岩体在高应力作用下积蓄大量能量。
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图 5 变径分区卸压原理Figure 5. Schematic diagram of variable-diameter zoned pressure relief technology基于此，笔者提出采用变径分区卸压技术改善巷道围岩能量环境，其作用原理：首先依据开挖后围岩应力状态分布特点，在巷道浅部的应力降低区内布置长度为L1、半径为0.075 m的小孔径钻孔，降低钻孔对浅部围岩的二次破坏，并加入钢管提高钻孔稳定性防止塌孔，由于巷帮垂直应力峰值点是应力降低区和应力升高区的分界点，因此，在考虑不破坏浅部锚固区稳定性的前提下，应在巷道锚固区 Lc外并且在应力降低区靠近峰值点附近，沿小孔径向往应力升高区扩大孔径生成长度为L2、半径为r的大直径钻孔，大孔能为围岩变形提供位移空间，释放积蓄的能量，另外大直径可促进孔周围受扰动影响岩体裂隙产生二次发育，在高应力作用下促使裂缝延伸形成破碎区域，从而为岩体变形提供更大的位移空间，增加卸压效果。
采用变径分区卸压技术后，两帮垂直应力分布特征如图5红色曲线所示，相较于传统全长大直径钻孔卸压技术，变径分区卸压技术不仅能有效转移受高应力作用积蓄的弹性能量，还降低了卸压对浅部锚固层的影响，同时又避免了过度卸压带来的成本过高问题。
为了更真实反映围岩所处的多向应力环境，更直观的解释变径分区卸压技术作用原理及技术优势，以包含多应力的弹性应变能密度作为能量评价指标，在FLAC3D中，研究全长小直径钻孔卸压、全长大直径钻孔卸压以及变径分区卸压技术下巷道围岩能量分布特征。
以21皮带下山所处泥岩层某一水平段为研究对象，在FLAC3D 7.0中建立模型尺寸为X×Y×Z=80 m×40 m×53 m，巷道为直墙半圆拱形，净宽×净高=5 m×4.1 m，在模型上边界施加均布载荷21 MPa(等效为上覆840 m岩层的自重应力)。模型边界条件为：模型底部为固定边界，左右两侧约束X方向速度为0，前后两侧约束Y方向速度为0，侧向压力系数为1.2。其中，全长小直径和大直径钻孔总长度均为9 m，孔半径分别为0.075和0.250 m，变径分区卸压参数中L1为6 m，L2为3 m，r为0.4 m，小直径钻孔半径0.075 m，以变径分区卸压技术为例，模型如图6所示。
选取Mohr–Coulomb破坏准则作为巷道围岩变形破坏的强度准则。各岩层物理力学参数取值见表2。
表 2 岩层物理力学参数Table 2. Physical and mechanical parameters of rock strata岩层 密度/
(kg·m−3)体积模量/
GPa剪切模量/
GPa内摩擦角/
(°)黏聚力/
MPa抗拉强度/
MPa泥岩 2300 1.8 1.5 20 2 0.15 煤层 1400 3.2 2.6 26.32 5.93 3.87 细粒砂岩 2400 4.7 3.4 34.83 15.32 2.54 石灰岩 2200 3.4 2.8 25.86 5.47 3.87 将巷道所处地层岩体视为三向应力状态下的弹性体，则空间应力状态下的弹性体应变能密度Uε为
$$ U_{\varepsilon}=\frac{1}{2}\left(\sigma_1 \varepsilon_1+\sigma_2 \varepsilon_2+\sigma_3 \varepsilon_3\right) $$ (1) 式中：$\sigma_1 $、$\sigma_2 $、$\sigma_3 $分别为围岩的最大、中间、最小三向的主应力，MPa；ε1、ε2、ε3分别为围岩的最大、中间、最小三向的主应变。
将弹性体视为各向同性体，则由广义胡克定理可知一点应力与应变之间关系为
$$ \left\{ \begin{gathered} {\varepsilon _1} = \frac{1}{E}\left[ {{\sigma _1} - \mu \left( {{\sigma _2} + {\sigma _3}} \right)} \right] \\ {\varepsilon _2} = \frac{1}{E}\left[ {{\sigma _2} - \mu \left( {{\sigma _1} + {\sigma _3}} \right)} \right] \\ {\varepsilon _3} = \frac{1}{E}\left[ {{\sigma _3} - \mu \left( {{\sigma _2} + {\sigma _1}} \right)} \right] \\ \end{gathered} \right. $$ (2) 式中：E为围岩弹性模量，GPa；μ为泊松比。
将式(2)代入式(1)，可得由应力分量表示的弹性能密度为
$$ U_{\varepsilon}=\frac{1}{2 E}\left[\sigma_1^2+\sigma_2^2+\sigma_3^2-2 \mu\left(\sigma_1 \sigma_2+\sigma_2 \sigma_3+\sigma_3 \sigma_1\right)\right]$$ (3) 在FLAC3D软件中利用fish编程语言将式(3)代入数值模拟中进行计算，得出巷道卸压前后能量分布情况如图7所示。为了解变径分区卸压技术对围岩应力转移的作用规律，得出巷道卸压前后垂直应力分布特征如图8所示。
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图 7 卸压前后巷道附近弹性能密度分布特征Figure 7. Characteristics of elastic strain energy density distribution near the roadway before and after pressure relief![]()
图 8 巷道垂直应力分布特征Figure 8. Characteristics of vertical stress distribution in the roadway(1)未采用卸压技术时，巷道掘出后，表面围岩破碎严重，浅部能量释放较为充分，低于初始弹性应变能密度(55 kJ/m3)形成能量降低区，随着巷道开采扰动从巷道表面向深部降低，能量逐渐升高，在顶底板处形成了高于初始弹性应变能密度值的能量升高区，在其区域内巷道肩角和底角处产生了数值较大的能量聚集区(70 kJ/m3)，如图7a所示。在此情况下，巷道帮部受两个区域能量的叠加导致变形严重，这与现场实际情况相吻合。
(2)采用全长小直径钻孔卸压技术后，顶底板能量升高区面积未出现明显减小，积蓄的弹性应变能并未降低，卸压效果不明显，如图7b所示。采用全长大直径钻孔卸压技术后，巷道能量升高区以及肩角能量聚集区面积有所减小，并且巷道底板弹性应变能密度恢复至初始值，底板能量释放效果显著，如图7c所示。显而易见的是，全长大直径钻孔卸压技术导致浅部围岩破坏加剧，锚固层稳定性受到影响，围岩支护体结构强度弱化，此外，钻孔尺寸增大导致卸压成本升高。
(3)由图7d可知，与全长小直径钻孔卸压技术相比，采用变径分区卸压后能量降低区面积增加了80.7%，顶底板能量升高区面积减小了34.6%，同时肩角和底角聚集能量最大值均由最初的70 kJ/m3分别降低为和50 kJ/m3。与全长大直径钻孔卸压技术相比，变径分区卸压是一种精确卸压技术，以不破坏浅部围岩与支护体结构稳定性为前提，在巷道深部开设大直径卸压孔释放应力升高区产生的能量，改善围岩能量与应力环境。
(4)由图8垂直应力的变化中能看出，采用变径分区卸压技术后，巷道附近峰值由29.2 MPa降为26.1 MPa，应力峰值点由5.3 m转移至9.5 m处，这与弹性能密度为评价指标下的巷道卸压特征一致，同时在巷道帮部与大直径钻孔之间产生了高于原岩应力的应力集中区，这一特征与图7d中的卸压能量集中区相对应，表明了弹性能密度分布特征与垂直应力分布特征呈现正相关。由此证明了采用弹性能密度评价卸压效果的可行性。并且相较于以往研究仅采用垂直应作为卸压效果评价指标，弹性能密度包含$ \sigma_1$、$ \sigma_2$以及$ \sigma_3$三种应力，能较为真实还原围岩所处复杂应力环境，将其作为评价卸压效果评价指标，更贴合实际。
值得注意的是，变径分区卸压技术能够改善巷道应力环境，但是如果采用不合理的参数，将会导致在浅部卸压范围内产生超过初始能量的卸压能量集中区，使得卸压工作适得其反，如图7d所示。所以合理的卸压参数是保证变径分区卸压技术成功实施的关键。由图5可知，变径分区卸压技术的关键参数主要有：小直径钻孔长度L1、大直径钻孔长度L2、半径r以及钻孔间距D。因此，为保证巷道能量得到充分释放，本文将构建理论模型，分析卸压参数取值区间，并结合数值模拟结果确定出合理的卸压参数值。
2.2 卸压关键参数选取原则
2.2.1 浅部卸压孔孔长
随着应力重新分布，巷道周围出现应力扰动区，变径分区卸压范围应在应力扰动区内，以原岩应力的5%作为分界线[40]，应力扰动区范围Rr如下：
$$ R_{\mathrm{r}}=\sqrt{\frac{1}{5 \%}} a $$ (4) 式中：$ a$为巷道等效半径，m。
为将应力峰值点向深部转移，避免产生卸压能量集中区，同时更好的发挥卸压孔卸压效果，需要将大直径钻孔布置在峰值点附近。将巷道等效为圆形巷道，由图5可知，巷道开挖后其应力峰值在极限平衡区边缘处，其极限平衡区范围R为
$$ R=a\left[\frac{(\gamma H+C \cot\; \varphi)(1-\sin \;\varphi)}{C \cot\; \varphi}\right]^{\tfrac{1-\sin\; \varphi}{2 \sin\; \varphi}} $$ (5) 式中：C为岩体黏聚力，MPa；$ \varphi$为岩体内摩擦角，（°）。
因此，小孔径钻孔长度取值要满足式(4)、式(5)，为了避免卸压引起的能量降低对锚固层锚杆锚固端的影响，需将深部大直径钻孔布置在锚固层Lc外，因此，浅部小直径钻孔孔长L1应满足如下条件：
$$ \left\{\begin{array}{l} L_{\mathrm{c}} \leqslant L_1 \leqslant R_{\mathrm{r}} \\ L_{\mathrm{c}} \leqslant L_1 \leqslant R-a \end{array}\right. $$ (6) 2.2.2 深部卸压孔孔径、间距及孔长
大直径钻孔实施后，由内而外形成半径为Rc的破裂区、半径为Rp的塑性区，如图5所示。随着时间的推移，钻孔空间逐渐被破碎岩体填充，当达到卸压后的稳定状态时，孔周围应力实现重新分布，此时的塑性区大小可近似由最终破裂区的大小来决定，卸压范围即为最终塑性区的大小。依据钻孔坍塌前后岩体体积不变原则[41]，可得最终破裂区半径、破裂区半径和钻孔半径之间的关系为
$$ \pi \left({R}_{\text{c}}^{2}-{r}^{2}\right) p=\pi {R}_{\text{c1}}^{2} $$ (7) 式中：p为岩体碎胀系数，取值1.2～1.5。
假设钻孔坍塌前后只是岩体中的裂隙增加，裂隙区的半径不变，即令 $ {R_{{\text{c1}}}} = {R_{\text{c}}} $，则最终破裂区半径为
$$ {R_{{\text{c}}1}} = \sqrt {\frac{p}{{p - 1}}} r $$ (8) 假设岩体为理想弹塑性体，采用斜直线型库伦准则为破坏准则，可得塑性区半径[42]为
$$ \begin{array}{c} {R_{\text{p}}} = {R_{{\text{c1}}}}{\left\{ {\dfrac{{[\gamma H\left( {1 + \lambda } \right) + 2C\cot \;\varphi ]\left( {1 - \sin \;\varphi } \right)}}{{2C\cot \;\varphi }}} \right\}^{\tfrac{{1 - \sin \;\varphi }}{{2\sin \;\varphi }}}} \left\{ {1 + \dfrac{{\gamma H\left( {1 - \lambda } \right)\left( {1 - \sin \;\varphi } \right)\cos\; 2\theta }}{{\left[ {\gamma H\left( {1 + \lambda } \right) + 2C\cot \;\varphi } \right]\sin \;\varphi }}} \right\} \end{array}$$ (9) 式中：λ为侧压系数；θ为环向角度，（°）。
合理的钻孔间距，需避免过度卸载以及无效卸载的发生，综合以上分析得出孔间距D理论计算关系式如下：
$$ 2r \leqslant D \leqslant 2{R_{\text{P}}} $$ (10) 对于大直径钻孔长度L2的取值，为使巷道附近应力集中区向深部进行转移，应使其能包含应力峰值以及应力升高区，同时依据实际生产的施工工艺及施工成本，综合考虑确定。
3. 变径分区卸压工程应用
3.1 卸压关键参数理论分析
针对泉店煤矿实际情况而言，巷道等效半径a为2.5 m，垂直应力γH为21 MPa，黏聚力C为2 MPa，内摩擦角φ为20°，锚固层范围Lc为2.6 m。代入式(4)、式(5)，应力扰动区Rr为11.1 m，极限平衡区R为7.6 m，可得巷道分区参数L1的取值为2.6 m≤L1≤5.1 m，而大直径钻孔的起点应在应力峰值附近，在长度上应包含应力扰动区，因此大直径钻孔长度L2取值为2.6 m≤(L1+L2)≤11.1 m。钻孔间距D的取值区间与钻孔半径r紧密相关，需要依据数值模拟结果确定出r的合理参数，并代入式(8)、式(9)以及式(10)，得出钻孔间距理论计算的取值区间。
3.2 卸压关键参数优化选取
以2.1节模型为关键参数优化的研究对象，基于上述理论计算得出的关键参数取值区间，本节将通过数值模拟确定出卸压关键参数的合理取值。
3.2.1 浅部小直径钻孔长度
基于上述分析，从极限平衡区、应力扰动区2种情况下选择参数进行数值模拟分析，具体方案见表3。
表 3 浅部小直径钻孔长度选取模拟方案Table 3. Simulation scheme for selecting the length of shallow small diameter borehole不同情况 方案 L1/m L2/m r/m 极限平衡区 Ⅰ 3 3 0.5 Ⅱ 4 3 0.5 Ⅲ 5 3 0.5 应力扰动区 Ⅳ 7 3 0.5 采用变径分区卸压技术，首先需要确定浅部小直径钻孔的长度。上述分析可知，不合理的钻孔参数，易产生卸压能量集中区，因此在小直径钻孔附近布置观测线，测量其峰值变化规律(图9黑色虚线)。不同小直径钻孔长度下巷道帮部弹性应变能密度变化情况，如图9所示。
由图9中可以看出：
(1)不同小孔径钻孔长度时，巷道一侧的弹性应变能密度分布呈现“前–后”双峰分布。前峰值即为卸压能量集中区峰值。随着钻孔长度加大，普遍呈现先低后高情况，而且与初始弹性应变能密度相比，前峰低后峰高。然而在L1达到7 m时，此时前峰能量与后峰能量相差不大，但其相较于初始能量提升了23%，容易产生能量集中。
(2)前峰能量与小孔径钻孔长度成正比。随着L1由3、4到5 m的增加，其前峰峰值也分别提升了67.8%、24.2%，由3.1节可知，较低的前峰能量表示巷道附近应力较小，承载能力较差，浅部锚固层容易受到卸压影响，而采用合理钻孔孔径时的前峰值应略低于初始值。
(3)随着钻孔长度增加，孔周围能量降低区范围逐渐增大，且与巷道周围降低区重合，实现整体降低。然而，当L1达到7 m时，钻孔能量降低区与巷道附近能量降低区无交集，且在小直径钻孔与大直径钻孔交接附近产生卸压能量集中区。
由4.1节可知，巷道极限平衡区为7.6 m，垂直应力峰值点与巷道帮部距离应在5 m左右，结合理论分析和数值模拟结果，确定浅部小直径钻孔长度L1为5 m。
3.2.2 深部大直径钻孔长度
在浅部钻孔长度L1为5 m的前提下，研究深部大直径钻孔长度L2对能量释放的影响，模拟方案见表4，弹性应变能密度变化情况如图10所示。
表 4 深部大直径钻孔长度选取模拟方案Table 4. Simulation scheme for selecting the length of deep large diameter borehole方案 L1/m L2/m r/m Ⅰ 5 2 0.5 Ⅱ 5 3 0.5 Ⅲ 5 4 0.5 Ⅳ 5 5 0.5 由图10可知：
(1) L1一定时，随着L2增加，前峰能量以及峰值点位置变化不大，体现了变径分区卸压在保护浅部围岩完整性方面的优势。
(2) L2与后峰能量呈正相关，当L2分别为2、3、4、5 m时，其后峰能量相较于初始值(56.5 kJ/m3)分别提升了17.5%、21.2%、25.1%、31.9%，且峰值点位置逐渐向深部转移，与L2=2 m时相比，当L2=5 m峰值点位置从距离巷帮7.9 m处转移至10.6 m处。
(3)L1一定时，随着L2增加，与巷道顶板能量升高区变化情况相比，底板整体能量降低现象更加明显，大直径钻孔终止位置处积蓄的能量范围增大、峰值增加，且巷道附近的能量降低区范围更大，卸载效果更好。
浅部钻孔长度一定时，增加深部大孔径钻孔长度对于缓解巷道高应力，减小巷道能量积蓄有很大帮助。根据21皮带下山巷道地质条件，结合现场施工效率，钻孔长度不宜过长。巷道应力扰动区为11.1 m，从巷帮至扰动区约为8.6 m，在浅部钻孔长度5 m前提下，确定大直径钻孔长度L2为3 m。
3.2.3 深部大直径钻孔半径
结合上述分析，在已确定L1和L2取值后，研究大直径卸压钻孔半径r对卸压效果的影响，模拟方案见表5，相应的弹性能密度变化曲线、弹性能密度云图分别如图11、图12所示。
表 5 深部大直径钻孔半径选取模拟方案Table 5. Simulation scheme for selecting the radius of deep large diameter boreholes方案 L1/m L2/m r/m Ⅰ 5 3 0.4 Ⅱ 5 3 0.5 Ⅲ 5 3 0.6 Ⅳ 5 3 0.8 Ⅴ 5 3 1.0 (1)在曲线中，随着方案Ⅰ～Ⅴ采用的r增大，在锚固区的前峰能量值几乎不受影响，而后峰能量值分别提升了8.2%、4.9%、7.2%以及2.8%，与此同时峰值位置向深部转移。
(2)在图12中，随着r由0.4增至1.0 m，巷道顶底板能量升高区面积与肩角、底角能量集中区面积减小，部分区域能量峰值也有所降低，同时巷道能量降低区面积扩大，卸压效果明显。
在L1与L2一定时，r越大，对于改善巷道周围应力环境效果越好，但是由于大直径卸压孔开设位置距离巷帮只有5 m，过大卸压孔径易使浅部裂隙发育，对浅部锚固层产生影响，过小卸压孔径无法发挥有效作用，使得顶底板能量集中区面积减小，同时，结合施工成本和工艺，确定大直径钻孔半径r为0.6 m。
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图 12 弹性能密度云图随r变化特征Figure 12. Characterization of the elastic strain energy density cloud with r3.2.4 深部大直径钻孔间距
已知大直径钻孔半径r=0.6 m，侧压系数=1.2，环向角度 $ \theta $=45°，岩体碎胀系数p=1.3，代入式(8)、式(9)以及式(10)，可得大直径钻孔间距D应在1.2～8.2 m间，具体的模拟方案见表6。
表 6 深部大直径钻孔间距选取模拟方案Table 6. Simulation scheme for selecting the spacing of deep large diameter boreholes方案 L1/m L2/m r/m D/m Ⅰ 5 3 0.6 1.5 Ⅱ 5 3 0.6 2.0 Ⅲ 5 3 0.6 2.5 Ⅳ 5 3 0.6 3.0 Ⅴ 5 3 0.6 4.0 Ⅵ 5 3 0.6 5.0 Ⅶ 5 3 0.6 6.0 在不同钻孔间距下，钻孔弹性应变能密度云图中布置测线(图13黑色虚线)。为对不同钻孔间弹性应变能峰值进行讨论，对各间距下能量的横坐标进行统一，如图14所示。
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图 13 弹性能密度云图随D变化特征Figure 13. Characterization of the elastic strain energy density cloud with D(1)当D小于3 m时，孔间能量峰值均小于初始弹性能密度且随孔间距增加而增大，这表明卸压孔间相互影响的作用逐渐减小。
(2)当D为4 m时，由于卸压后钻孔间的能量峰值相互重叠，导致能量峰值相较于初始能量提升了48%。
(3)当D为5 m时，弹性能密度曲线出现双峰现象，结合图13可知，受孔间距影响，卸压后的能量峰值无法重叠，导致钻孔间出现2处能量峰值。
(4)当D由4增至6 m时，虽然此时峰值从87.2 kJ/m3降至初始能量附近，但是由于孔间距6 m时，卸压孔相互独立未形成卸压整体，卸压效率低，效果较差。
依据理论结果和数值模拟情况，可知，钻孔间距D应小于3 m，为节约成本，钻孔间距不易过密，同时考虑合适的钻孔间距下卸压孔整体发挥作用，使得钻孔周围围岩应力环境恢复初始状态，因此确定钻孔间距D为3 m。
3.2.5 合理卸压参数卸压效果分析
依据上述分析所得合理的变径分区卸压关键参数，在模型中分别模拟了未卸压以及巷道采用变径分区卸压两种不同工况，并得出了2种条件下的巷道围岩垂直应力分布曲线对比，如图15所示。
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图 15 卸压前后围岩应力分布Figure 15. Stress distribution of surrounding rock before and after pressure relief当巷道采用变径分区卸压技术后，巷道围岩应力可分为3个区域：I表示浅部应力稳定区、II表示峰值应力转变区、III表示原岩应力区。由图15可知：
(1)卸压前后，I区内应力几乎不变，浅部锚固区不受变径卸压的影响，体现了该技术在保护浅部围岩完整性的优势。
(2)在II区内，采用变径分区卸压后，初始峰值(A点)转变为前峰值(B点)和后峰值(C点)，此时的前峰值(B点)相较于初始峰值(A点)降低了30.9%，后峰值点(C点)相较于未卸压时向深部转移了3.8 m。
(3)卸压后，在大直径钻孔径向附近的围岩应力普遍降低，甚至在一定范围内应力趋于0，在后峰应力以外，随着深度增加，III区内的围岩应力逐渐降至原岩应力。
综上所述，变径分区卸压技术在保护浅部围岩完整性的前提下，能有效改善了围岩应力状态，提高了巷道浅部围岩稳定性，同时验证了本文所提出的卸压参数选取理论计算方法和基于能量评价指标下确定的卸压参数的合理性。
3.3 现场实践
以21皮带下山巷道为工程背景，采用理论分析与数值模拟相结合的方式，确定了大变形泥岩段巷道应采用的变径分区卸压最佳参数，其中浅部小直径钻孔长度5 m，深部大直径钻孔长度3 m、孔半径0.6 m以及孔间距3 m，在不改变原支护条件下，考虑变径分区卸压的巷道支护方式如图16所示。
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图 16 变径分区卸压下巷道支护Figure 16. Roadway support under variable-diameter zoned pressure relief technology在21采区皮带下山巷道泥岩段分别布置3个测站，3个测站间隔为10 m，监测时长为60 d，巷道矿压显现特征如图17、图18所示。
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图 17 卸压前后巷道变形特征Figure 17. Deformation characteristics of roadway before and after pressure relief![]()
图 18 卸压前后锚杆锚索受力分析Figure 18. Force analysis of anchor bolt and anchor cable before and after pressure relief(1)与未卸压相比，在巷道两帮开设变径卸压孔后，巷道整体变形量有所下降，其中两帮移近量、顶板下沉量以及底臌量，分别降低了58.7%、23.7%以及27.4%，并且巷道进入稳定状态所需时间提前10 d左右。
(2)开设卸压孔后，在巷道掘进初期，顶底板及两帮变形量相较于未卸压时有所升高，这是因为开设卸压孔导致了巷道周围裂隙扩展，因此促进巷道进一步变形。
(3)在锚杆预紧力60 kN条件下，随着掘进时间增加，巷道未卸压时，锚杆最终受力稳定在90 kN左右，而开设卸压孔后锚杆最终受力比未卸压时降低了20%，并且达到受力稳定状态的时间相对缩减了12 d。
(4)在锚索预紧力为170 kN条件下，随掘进时间增加，与未开设卸压孔时锚索受力情况相比，经过卸压后的在锚索稳定受力阶段数值降低了13.5%。
综上所述，从巷道变形以及锚杆锚索受力2个方面进行分析，可以看出采用变径分区卸压技术后巷道围岩变形得到有效控制，支护体结构性能得到稳定发挥，验证了变径分区卸压技术在高应力软岩巷道支护中的有效性。
4. 结 论
1)通过变径分区卸压技术改善了浅部围岩能量环境，减少了顶底板能量升高区面积，并将肩角和底角区域聚集能量向深部转移，实现了巷道精准卸压控制。
2)随着浅部小直径钻孔长度(L1)、深部大直径钻孔长度(L2)、深部大直径钻孔半径(r)增加，其弹性应变能密度曲线相应的前峰值、后峰值以及后峰值升高，整体呈正相关。
3)随着深部大直径钻孔间距(D)增加，孔间弹性应变能密度峰值变化呈现先升高后降低再稳定的特点，而钻孔间联合卸压效果与其呈现负相关，依据弹性应变能量峰值增幅得出了影响卸压效果的关键参数权重顺序依次为：L1、L2、r、D。
4)依据理论分析和数值模拟确定了21采区皮带下山巷道卸压技术关键参数的合理值，巷道实施变径分区卸压技术后，两帮及顶底板变形量分别降低了58.7%，23.7%以及27.4%，巷道稳定得到有效控制，证实了变径分区卸压技术的有效性。
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图 3 泥岩段原支护方式下巷道变形特征
Figure 3. Roadway deformation characteristics with original support method in mudstone section
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图 5 变径分区卸压原理
Figure 5. Schematic diagram of variable-diameter zoned pressure relief technology
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图 7 卸压前后巷道附近弹性能密度分布特征
Figure 7. Characteristics of elastic strain energy density distribution near the roadway before and after pressure relief
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图 8 巷道垂直应力分布特征
Figure 8. Characteristics of vertical stress distribution in the roadway
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图 12 弹性能密度云图随r变化特征
Figure 12. Characterization of the elastic strain energy density cloud with r
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图 13 弹性能密度云图随D变化特征
Figure 13. Characterization of the elastic strain energy density cloud with D
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图 15 卸压前后围岩应力分布
Figure 15. Stress distribution of surrounding rock before and after pressure relief
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图 16 变径分区卸压下巷道支护
Figure 16. Roadway support under variable-diameter zoned pressure relief technology
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图 17 卸压前后巷道变形特征
Figure 17. Deformation characteristics of roadway before and after pressure relief
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图 18 卸压前后锚杆锚索受力分析
Figure 18. Force analysis of anchor bolt and anchor cable before and after pressure relief
表 1 泥岩矿物成分分析
Table 1 Mudstone mineral composition analysis
% 序号 质量分数 伊利石与白云母 高岭土 石英及其他 1 54.2 22.9 22.9 2 48.1 18.7 33.2 3 53.0 23.1 23.9 
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表 2 岩层物理力学参数
Table 2 Physical and mechanical parameters of rock strata
岩层 密度/
(kg·m−3)体积模量/
GPa剪切模量/
GPa内摩擦角/
(°)黏聚力/
MPa抗拉强度/
MPa泥岩 2300 1.8 1.5 20 2 0.15 煤层 1400 3.2 2.6 26.32 5.93 3.87 细粒砂岩 2400 4.7 3.4 34.83 15.32 2.54 石灰岩 2200 3.4 2.8 25.86 5.47 3.87
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表 3 浅部小直径钻孔长度选取模拟方案
Table 3 Simulation scheme for selecting the length of shallow small diameter borehole
不同情况 方案 L1/m L2/m r/m 极限平衡区 Ⅰ 3 3 0.5 Ⅱ 4 3 0.5 Ⅲ 5 3 0.5 应力扰动区 Ⅳ 7 3 0.5
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表 4 深部大直径钻孔长度选取模拟方案
Table 4 Simulation scheme for selecting the length of deep large diameter borehole
方案 L1/m L2/m r/m Ⅰ 5 2 0.5 Ⅱ 5 3 0.5 Ⅲ 5 4 0.5 Ⅳ 5 5 0.5
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表 5 深部大直径钻孔半径选取模拟方案
Table 5 Simulation scheme for selecting the radius of deep large diameter boreholes
方案 L1/m L2/m r/m Ⅰ 5 3 0.4 Ⅱ 5 3 0.5 Ⅲ 5 3 0.6 Ⅳ 5 3 0.8 Ⅴ 5 3 1.0
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表 6 深部大直径钻孔间距选取模拟方案
Table 6 Simulation scheme for selecting the spacing of deep large diameter boreholes
方案 L1/m L2/m r/m D/m Ⅰ 5 3 0.6 1.5 Ⅱ 5 3 0.6 2.0 Ⅲ 5 3 0.6 2.5 Ⅳ 5 3 0.6 3.0 Ⅴ 5 3 0.6 4.0 Ⅵ 5 3 0.6 5.0 Ⅶ 5 3 0.6 6.0
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