方形巷道圍巖拉剪破裂網(wǎng)絡(luò)發(fā)育及演化規(guī)律

郭釔君，洛 鋒,2,3，李 盟,2,3，孫 賡，刁楊龍，續(xù)培東

( 1. 河北工程大學(xué) 礦業(yè)與測繪工程學(xué)院，河北 邯鄲 056038；2. 河北省煤炭礦井建設(shè)技術(shù)創(chuàng)新中心，河北 邯鄲 056038；3. 邯鄲市深部巷道圍巖控制及災(zāi)害防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 邯鄲 056038 )

隨著礦產(chǎn)資源的開發(fā)利用逐漸向深部轉(zhuǎn)移以及掘支一體機(jī)的廣泛使用，大斷面矩形巷道在煤礦安全高效生產(chǎn)中得到了廣泛應(yīng)用。深部矩形巷道開挖后，在高地應(yīng)力的影響下，多數(shù)煤層巷道圍巖會出現(xiàn)嚴(yán)重的變形與破壞。為了對矩形巷道圍巖變形與破壞進(jìn)行精準(zhǔn)靶向支護(hù)，需準(zhǔn)確掌握矩形巷道圍巖松動破壞圈內(nèi)的拉剪破裂機(jī)制及發(fā)育規(guī)律。靶向支護(hù)不同于以往經(jīng)驗(yàn)化及均一化的錨固支護(hù)方法，其為充分考慮巖體破裂方向、形態(tài)以及破裂性質(zhì)的一種深部軟巖巷道精準(zhǔn)靶向錨注控制方法。在高地應(yīng)力條件下，巷道圍巖呈現(xiàn)顯著方向性的張拉、剪切破斷和持續(xù)變形等特性，通過理論和試驗(yàn)研究可以獲得并掌握巷道圍巖拉伸-剪切裂隙的空間展布特征，采用具有一定目標(biāo)性、方向性的錨網(wǎng)索支護(hù)和注漿加固技術(shù)，能夠高效地實(shí)現(xiàn)巷道支護(hù)“對定向破裂的定向控制”，從而實(shí)現(xiàn)精準(zhǔn)靶向支護(hù)。因此，深入研究方形巷道圍巖拉剪裂紋萌生和演化規(guī)律對實(shí)現(xiàn)巷道圍巖精準(zhǔn)靶向控制具有重要意義。

對于巷道圍巖破壞的研究，國內(nèi)許多學(xué)者對圓形巷道圍巖應(yīng)力及塑性區(qū)分布進(jìn)行了大量的研究[1-5]。GE Decheng[6]等分析了方形巷道圍巖應(yīng)力分布、塑性區(qū)發(fā)育、彈性能量密度、局部能量釋放率( LERR )等規(guī)律和總能量釋放規(guī)律；侯公羽[7]等使用水泥砂漿澆筑胚體并加工成矩形巷道圍巖試件，進(jìn)行開挖卸荷模型試驗(yàn)，得到了頂板、隅角和幫部圍巖的變形破壞特征以及 AE 撞擊計(jì)數(shù)、損傷變量、頻譜的演化特點(diǎn)；于遠(yuǎn)祥[8]等運(yùn)用深基點(diǎn)多點(diǎn)位移和鉆孔窺視相結(jié)合的方法，得到了不同巖性條件下矩形巷道圍巖松動范圍與巷道埋深、斷面尺寸、圍巖強(qiáng)度及考慮各影響因素的不同預(yù)測公式；李廷春[9]等通過數(shù)值模擬研究，得出受斷面及巖性影響，矩形巷道會提前進(jìn)入塑性范圍；宮鳳強(qiáng)[10]等采用TRW-3000 巖石真三軸電液伺服誘變試驗(yàn)機(jī)對花崗巖材料加工的含預(yù)制矩形孔洞的立方體試樣進(jìn)行模擬試驗(yàn)，得出了深部硬巖矩形隧洞圍巖板裂破壞的發(fā)生機(jī)制；劉迅[11]等分析了不同埋深、巷道高寬比、側(cè)壓系數(shù)對圍巖塑性區(qū)的影響。對于巷道圍巖應(yīng)力的研究，王宏偉[12]等建立了非靜水壓力條件下巷道圍巖應(yīng)力狀態(tài)分析的力學(xué)模型，得出了非靜水壓力條件下圓形巷道圍巖破碎區(qū)及塑性區(qū)的應(yīng)力與位移的解析解。國內(nèi)外學(xué)者經(jīng)常采用復(fù)變函數(shù)的方法構(gòu)建矩形巷道的復(fù)應(yīng)力函數(shù)以得出矩形巷道圍巖應(yīng)力理論解[13-18]。對于相似材料模擬試驗(yàn)方面的研究，段昌瑞[19]等開展了4種工況下硐室的模擬試驗(yàn)，揭示了巷道發(fā)生分區(qū)破壞的條件；靖洪文[20]等通過相似材料模擬試驗(yàn)，探討分析了圍巖松動圈測試與深部巷道大松動圈圍巖支護(hù)中存在的技術(shù)難題及應(yīng)對措施。

目前，對于方形巷道圍巖變形破壞規(guī)律的研究已有較為成熟的結(jié)論，但大多停留在對圍巖塑性區(qū)范圍的研究方面。筆者在前人研究的基礎(chǔ)上，采用有限元數(shù)值模擬試驗(yàn)以及相似材料模擬試驗(yàn)，建立靜水壓力下平面應(yīng)變方形巷道，對不同埋深條件下方形巷道圍巖塑性區(qū)內(nèi)拉剪破裂初始位置、剪切破裂長度、方向變化及拉剪破裂網(wǎng)絡(luò)進(jìn)行深入研究，研究成果可為實(shí)際工程中巷道圍巖靶向支護(hù)提供理論基礎(chǔ)。

1 問題的提出

在現(xiàn)場觀測和理論研究中，圓形硐室圍巖產(chǎn)生塑性剪切破壞已經(jīng)被證明，巷道在開挖后圍巖應(yīng)力重新分布，徑向應(yīng)力迅速降低，切向應(yīng)力迅速增大，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到圍巖強(qiáng)度時(shí)，圍巖中形成了拉剪破裂區(qū)域，圓形巷道圍巖拉剪破裂示意如圖1所示。

圖1 圓形巷道拉剪破裂Fig. 1 Tension-shear failure of circular roadway

在側(cè)壓系數(shù)為1時(shí)，最大主應(yīng)力跡線呈環(huán)狀分布，圍巖剪切破裂呈滑移線分布，并與最大主平面成45°+φ2的角度逐漸向深部擴(kuò)展發(fā)育，拉破裂主要沿最大主應(yīng)力跡線發(fā)育。為了闡述方形巷道圍巖拉剪破裂形成及發(fā)育規(guī)律，筆者以側(cè)壓系數(shù)λ=1時(shí)對方形巷道進(jìn)行數(shù)值模擬試驗(yàn)以及相似材料模擬試驗(yàn)，并與圓形巷道圍巖破裂進(jìn)行對比，以便更好地說明方形巷道圍巖拉剪破裂發(fā)育趨勢及演化規(guī)律。

2 模型的建立及變量的選擇

2.1 模型設(shè)定

通過FLAC3D數(shù)值模擬軟件建立長×高×寬為30 m×30 m×1 m的以平面應(yīng)變?yōu)槟Ｐ偷姆叫蜗锏?，巷道斷面? m×4 m，根據(jù)礦山壓力重分布規(guī)律，巷道開挖后應(yīng)力最大影響半徑為13 m，模型半徑設(shè)置為15 m，以消除邊界對巷道圍巖應(yīng)力重分布的影響。為了監(jiān)測圍巖應(yīng)力變化分布情況，分別在巷道右?guī)秃陀翼斀菄鷰r7 m范圍內(nèi)設(shè)立14個(gè)應(yīng)力監(jiān)測點(diǎn)，巷道數(shù)值模型尺寸及應(yīng)力監(jiān)測點(diǎn)位置如圖2所示。

圖2 方形巷道建模Fig. 2 Modeling of square roadway

2.2 參數(shù)設(shè)定

巷道所在巖層為砂巖，其參數(shù)見表1[21]。為獲得圍巖峰后破壞特征，在FLAC3D數(shù)值模擬軟件中采用應(yīng)變軟化本構(gòu)模型。應(yīng)變軟化是材料塑性屈服后的非靜態(tài)過程，塑性屈服后的材料峰后力學(xué)性質(zhì)對巖體的力學(xué)行為影響很大。在FLAC3D數(shù)值模擬中，隨著黏聚力和內(nèi)摩擦角的逐漸減小，材料的承載能力逐漸減弱。對于地下工程，巖體達(dá)到峰值強(qiáng)度時(shí)并不完全失去承載能力，其承載能力隨著變形的增加而逐漸降低，表現(xiàn)為強(qiáng)度參數(shù)的弱化。

表1 巖體力學(xué)參數(shù)[21]Table 1 Mechanical parameters of rock mass[21]

砂巖應(yīng)變軟化相關(guān)參數(shù)及其參數(shù)弱化規(guī)律見表2。

表2 應(yīng)變軟化參數(shù)及其弱化規(guī)律Table 2 Strain softening parameters and weakening law of sandstone

2.3 加載方案設(shè)定

為獲得不同埋深條件下方形巷道圍巖拉剪破裂網(wǎng)絡(luò)的形成及發(fā)育過程，在巷道處于埋深分別為400，600，800，1 000，1 100，1 200 m時(shí)，研究巷道圍巖破裂網(wǎng)絡(luò)的形成及發(fā)育規(guī)律，其所對應(yīng)的垂直應(yīng)力 Vσ和水平應(yīng)力 Hσ見表3。

表3 圍巖應(yīng)力條件Table 3 Stress conditions of surrounding rock

3 方形巷道圍巖破裂網(wǎng)絡(luò)演化規(guī)律

3.1 巷道圍巖拉剪破裂網(wǎng)絡(luò)演化規(guī)律

當(dāng)埋深為400 m時(shí)，由于方形巷道孔邊圍巖發(fā)生應(yīng)力重新分布，在巷道4個(gè)角點(diǎn)產(chǎn)生集中應(yīng)力，如圖3( a )所示；當(dāng)集中應(yīng)力超過巖體強(qiáng)度時(shí)，方形巷道4個(gè)角點(diǎn)形成了剪切破裂，即剪切帶發(fā)育起點(diǎn)Ⅰ，如圖4( a )所示。隨著埋深增加至600 m，4個(gè)角點(diǎn)形成的剪切破裂相互貫通發(fā)育，繞軸旋轉(zhuǎn)方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)在巷道圍巖形成并在埋深800 m時(shí)充分發(fā)育，如圖4( b )～( c )所示。

圖3 方形巷道圍巖最大主應(yīng)力分布Fig. 3 Distribution of maximum principal stress in surrounding rock of square roadway

圖4 方形巷道圍巖松動圈內(nèi)拉剪破裂分布Fig. 4 Distribution of tension-shear failure in loose circle of surrounding rock in square roadway

由圖3～4可知，當(dāng)埋深800 m時(shí)，在方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅰ的4個(gè)角點(diǎn)出現(xiàn)集中應(yīng)力并形成明顯的方形最大主應(yīng)力( 圖3( b ) )，同時(shí)在方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅰ的4個(gè)角點(diǎn)產(chǎn)生與最大主平面成45°+φ2角度的剪切破裂，即剪切帶發(fā)育起點(diǎn)Ⅱ；當(dāng)埋深為1 000 m時(shí)，在方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅰ的邊界處產(chǎn)生了明顯的拉破壞；當(dāng)埋深增加至1 100 m時(shí)，剪切破裂相互貫通并充分發(fā)育，繼續(xù)以方形繞軸旋轉(zhuǎn)方式向深部圍巖擴(kuò)展，形成方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅱ，如圖4( e )所示；當(dāng)埋深1 200 m時(shí)，巷道方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅱ4個(gè)角點(diǎn)產(chǎn)生高集中應(yīng)力( 圖3( c ) )，此時(shí)剪切破裂繼續(xù)在方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅱ的4個(gè)角點(diǎn)形成，即剪切帶發(fā)育起點(diǎn)Ⅲ，如圖4( f )所示。拉破裂在方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅰ邊界處充分發(fā)育，并隨著埋深的增加逐漸向圍巖深部擴(kuò)展。

3.2 巷道圍巖應(yīng)力演化規(guī)律

圖5為巷道切應(yīng)力曲線分布。由圖5( a )可知，當(dāng)巷道埋深為400 m時(shí)，巷道開挖使得圍巖應(yīng)力重新分布，應(yīng)力向4個(gè)角點(diǎn)轉(zhuǎn)移，并在4個(gè)角點(diǎn)處產(chǎn)生集中應(yīng)力，因此在巷幫并未出現(xiàn)明顯的應(yīng)力峰值和應(yīng)力卸壓；當(dāng)巷道埋深為600 m時(shí)，由于方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)的形成，應(yīng)力向新產(chǎn)生的方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)的4個(gè)角點(diǎn)轉(zhuǎn)移，因此巷幫圍巖出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象；當(dāng)巷道埋深為800 m時(shí)，峰值應(yīng)力進(jìn)一步增大并出現(xiàn)在方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅰ的4個(gè)角點(diǎn)處；當(dāng)巷道埋深為1 000 m時(shí)，巷道淺部圍巖卸壓相對嚴(yán)重，并隨著埋深的增加，淺部圍巖卸壓更加充分；當(dāng)巷道埋深為1 100，1 200 m時(shí)，由于圍巖卸荷，巷道集中應(yīng)力向方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅱ的4個(gè)角點(diǎn)轉(zhuǎn)移，因此巷幫峰值應(yīng)力并無明顯變化。

圖5 方形巷道圍巖應(yīng)力曲線分布Fig. 5 Stress curves distribution of surrounding rock in square roadway

由圖5( b )可知，當(dāng)巷道埋深為400 m時(shí)，巷道右上角由于出現(xiàn)集中應(yīng)力，圍巖發(fā)生破壞造成卸壓；當(dāng)巷道埋深為1 200 m時(shí)，方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅱ的4個(gè)角點(diǎn)產(chǎn)生明顯的集中應(yīng)力；通過應(yīng)力曲線發(fā)現(xiàn)，隨著埋深的增加，集中應(yīng)力由方形巷道4個(gè)角點(diǎn)產(chǎn)生，向方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)的4個(gè)角點(diǎn)轉(zhuǎn)移，從應(yīng)力方面解釋了方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)的形成及發(fā)育過程。

4 方形巷道圍巖破裂相似模擬試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)原理

4.1.1 相似材料模擬試驗(yàn)臺

在物理模型建模時(shí)，首先根據(jù)平面應(yīng)變問題限制模型邊界變形；其次要實(shí)現(xiàn)物理模型的雙向加載。根據(jù)上述條件，自行研制了雙向加載試驗(yàn)臺，試驗(yàn)臺模型如圖6所示，試驗(yàn)設(shè)備分為框架系統(tǒng)和加載系統(tǒng)。框架系統(tǒng)主要由主體鋼架、前后擋板、上加載板、側(cè)加載板以及支撐木架等組成。前擋板采用有機(jī)玻璃板以便觀察巷道圍巖變形；后擋板采用槽鋼，因?yàn)槟Ｐ拖锏缽暮笙蚯伴_挖，因此在開挖處的槽鋼預(yù)留開挖孔；支撐木架用來裝填相似材料時(shí)支撐側(cè)壓板。加載系統(tǒng)包括液壓泵和千斤頂，分別對模型的水平和垂直方向進(jìn)行加載。通過“先加載后開挖”的試驗(yàn)方法，在不同的埋深條件下，對方形巷道圍巖破裂特征演化規(guī)律進(jìn)行研究，試驗(yàn)的水平應(yīng)力值與垂直應(yīng)力值見表3。通過加載系統(tǒng)對相似材料模型施加對應(yīng)的水平和垂直載荷，觀察試驗(yàn)前對相似材料打出的墨線網(wǎng)格變化，獲得方形巷道圍巖的變形破壞特征。

圖6 相似模擬試驗(yàn)臺Fig. 6 Similar material simulation experiment bench

4.1.2 相似模擬判據(jù)

相似材料的配比應(yīng)盡量符合相似模擬方法的相似判據(jù)，物理模型邊界施加載荷應(yīng)符合相似模擬方法中單質(zhì)條件里的初始條件，因此，根據(jù)試驗(yàn)臺尺寸特點(diǎn)，設(shè)計(jì)尺寸相似比為1∶50，原方形巷道尺寸為4 m×4 m，巷道模型尺寸為80 mm×80 mm；容重相似比為1.5；應(yīng)力相似比為75。

4.2 相似材料配比試驗(yàn)

正確選擇相似材料并確定相似配比是相似模型是否能準(zhǔn)確反映工程原型客觀規(guī)律的關(guān)鍵因素之一。筆者通過查閱資料，最終確定采用沙子、石膏、石灰、水泥等材料進(jìn)行相似配比試驗(yàn)。為了獲得砂巖的相似材料力學(xué)參數(shù)，對多種不同配比材料進(jìn)行對比試驗(yàn)。通過單軸伺服試驗(yàn)臺進(jìn)行單軸壓縮，獲得不同配比材料的單軸抗壓強(qiáng)度、彈性模量等參數(shù)，根據(jù)上述相似模擬判據(jù)，選擇最佳相似材料配比。通過對不同配比號的細(xì)沙、石膏及水泥材料試件和細(xì)沙、石膏及石灰材料試件進(jìn)行大量力學(xué)性能測試，最終確定以細(xì)沙、石膏和石灰作為主要材料進(jìn)行相似材料模擬試驗(yàn)，具體參數(shù)見表4。

表4 相似材料力學(xué)參數(shù)Table 4 Mechanical parameters of similar materials

4.3 方形巷道圍巖破裂網(wǎng)絡(luò)特征分析

方形巷道圍巖破裂相似材料模擬試驗(yàn)結(jié)果如圖7所示。

當(dāng)埋深為400 m時(shí)，首先在頂?shù)装宓?個(gè)角點(diǎn)發(fā)生較為明顯的剪切破裂，頂?shù)装宄尸F(xiàn)顯著的錐形剪切破裂( 圖7( a ) )；當(dāng)埋深為600 m時(shí)，頂板和左幫均出現(xiàn)新的剪切破裂，并發(fā)現(xiàn)兩者相互貫通，通過墨線網(wǎng)格的變化以及剪切破裂出現(xiàn)的位置可以判斷巷道圍巖塑性區(qū)近似呈方形，巷道內(nèi)部分別出現(xiàn)片幫和頂板冒落的現(xiàn)象( 圖7( b ) )；當(dāng)埋深為800 m時(shí)，頂?shù)装宄霈F(xiàn)新的剪切破裂，兩幫的剪切滑移破裂愈加明顯，巷道片幫現(xiàn)象嚴(yán)重，底板出現(xiàn)突出現(xiàn)象( 圖7( c ) )；當(dāng)埋深為1 000 m時(shí)，巷道頂板和幫部剪切裂隙進(jìn)一步發(fā)育貫通( 圖7( d ) )，巷道片幫和頂板冒落嚴(yán)重；當(dāng)埋深為1 100 m時(shí)，巷道幫部圍巖及底板均出現(xiàn)新的剪切破裂( 圖7( e ) )，且破裂貫通現(xiàn)象更為明顯，根據(jù)墨線網(wǎng)格線的變化可知，巷道圍巖幫部及頂?shù)装鍑鷰r出現(xiàn)向巷道內(nèi)部擠壓的嚴(yán)重變形，巷道嚴(yán)重破壞；當(dāng)埋深為1 200 m時(shí)，圍巖變形加劇，圍巖破裂愈加明顯，巷道接近閉合，根據(jù)剪切破裂的位置以及巷道圍巖的變形可以準(zhǔn)確判斷巷道圍巖塑性區(qū)近似呈方形( 圖7( f ) )。

圖7 不同埋深下方形巷道相似材料模擬試驗(yàn)結(jié)果Fig. 7 Similar material simulation experiment results of square roadway under different depth

在相似材料模擬試驗(yàn)中，因?yàn)槟Ｐ蛦蜗蚣虞d導(dǎo)致模型加載端一側(cè)與固定端一側(cè)受力存在誤差，所以巷道左幫與右?guī)土严栋l(fā)育不對稱。根據(jù)相似材料模擬試驗(yàn)結(jié)果，巷道圍巖破裂擴(kuò)展發(fā)育規(guī)律與數(shù)值模擬試驗(yàn)基本一致，一方面驗(yàn)證了數(shù)值模擬的正確性；另一方面為地下空間方形巷道采掘活動提供了理論與試驗(yàn)支撐。

5 討 論

( 1 ) 地下巖體在開挖前處于原巖應(yīng)力狀態(tài)，巷道開挖使得原有的應(yīng)力平衡被打破，巷道圍巖出現(xiàn)增壓與卸荷，對于方形巷道更為明顯。在數(shù)值模擬與相似材料模擬試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，獲得了方形巷道圍巖拉剪破裂形成及演化規(guī)律。

( 2 ) 方形巷道開挖卸荷后，塑性區(qū)Ⅰ首先在圍巖中形成，隨著埋深的增加，塑性區(qū)Ⅱ逐漸在圍巖中形成，如圖8所示，方形巷道開挖是塑性區(qū)Ⅰ形成的基礎(chǔ)，塑性區(qū)Ⅰ的破壞形態(tài)相當(dāng)于形成了更大的方形巷道，是塑性區(qū)Ⅱ形成的基礎(chǔ)。

圖8 方形巷道剪切破裂概念化模型Fig. 8 Conceptual model of shear failure in square roadway

( 3 ) 方形巷道開挖造成4個(gè)角點(diǎn)發(fā)生應(yīng)力集中，使得主剪切破裂Ⅰ在4個(gè)角點(diǎn)形成并發(fā)育，隨著主剪切破裂Ⅰ的發(fā)育貫通，次生剪切破裂Ⅰ開始在巷幫及頂?shù)装灏l(fā)育，形成剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅰ，即塑性區(qū)Ⅰ。埋深增加使得剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅰ的4個(gè)角點(diǎn)的主剪切破裂Ⅱ擴(kuò)展發(fā)育，隨著主剪切破裂Ⅱ的發(fā)育貫通，次生剪切破裂Ⅱ逐漸發(fā)育，形成剪切破裂網(wǎng)絡(luò)Ⅱ，即塑性區(qū)Ⅱ。

( 4 ) 根據(jù)數(shù)值模擬試驗(yàn)及相似材料試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，主剪切破裂Ⅰ和Ⅱ的發(fā)育貫通是塑性區(qū)Ⅰ和Ⅱ邊界形成的重要條件，在不同的主應(yīng)力方向以及不同的巖性條件下，主剪切破裂和次生剪切破裂的發(fā)育也會呈現(xiàn)出不同的形態(tài)，但隨著最大主應(yīng)力方向的變化，剪切破裂發(fā)育方向與最大主應(yīng)力平面夾角均呈45°+φ2。

6 結(jié) 論

( 1 ) 方形巷道圍巖拉剪破裂演化是一個(gè)漸進(jìn)的過程，隨著埋深的增加，拉破裂與剪破裂網(wǎng)絡(luò)呈繞軸旋轉(zhuǎn)方形的方式向深部巷道圍巖擴(kuò)展演化，剪破裂由巷道4個(gè)角點(diǎn)形成并呈剪切滑移方式發(fā)育擴(kuò)展，拉破裂主要沿方形巷道圍巖主應(yīng)力跡線擴(kuò)展發(fā)育。

( 2 ) 隨著埋深的增加，巷幫切向應(yīng)力曲線的應(yīng)力卸壓區(qū)逐漸增大，當(dāng)埋深為1 000 m時(shí)，巷道圍巖卸壓充分，集中應(yīng)力逐漸增大并向深部圍巖轉(zhuǎn)移，集中應(yīng)力在方形巷道4個(gè)角點(diǎn)產(chǎn)生并向方形剪切破裂網(wǎng)絡(luò)的4個(gè)角點(diǎn)轉(zhuǎn)移，獲得了方形巷道圍巖應(yīng)力的演化規(guī)律。

( 3 ) 通過自行研制的雙軸加載試驗(yàn)臺對方形巷道進(jìn)行相似材料模擬試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)在埋深400 m時(shí)，剪切破裂首先出現(xiàn)在方形巷道的4個(gè)角點(diǎn)，隨著埋深的增加，頂?shù)装搴蛢蓭蜏\部圍巖由于位于受拉區(qū)域，因此出現(xiàn)愈加嚴(yán)重的頂板冒落、底臌、片幫等現(xiàn)象，深部圍巖出現(xiàn)剪切破裂并逐漸發(fā)育貫通。

( 4 ) 通過相似材料模擬試驗(yàn)與數(shù)值模擬試驗(yàn)的對比，發(fā)現(xiàn)兩者圍巖破裂形態(tài)基本一致，驗(yàn)證了數(shù)值模擬試驗(yàn)的正確性與科學(xué)性，據(jù)此提出方形巷道圍巖拉剪破裂網(wǎng)絡(luò)及塑性區(qū)形態(tài)發(fā)育規(guī)律的概念化模型，為實(shí)現(xiàn)方形巷道的靶向支護(hù)方法提供理論參考。

參考文獻(xiàn)( References )：

[1] 馬念杰，馬驥，趙志強(qiáng)，等. X型共軛剪切破裂-地震產(chǎn)生的力學(xué)機(jī)理及其演化規(guī)律[J]. 煤炭學(xué)報(bào)，2019，44( 6 )：1647-1653.MA Nianjie，MA Ji，ZHAO Zhiqiang，et al. Mechanical mechanism and evolution of X-shaped conjugate shear fractures-seism[J]. Journal of China Coal Society，2019，44( 6 )：1647-1653.

[2] 白雪元，王學(xué)濱，馬冰，等.不同圍壓時(shí)含孔洞模型裂縫擴(kuò)展的連續(xù)-非連續(xù)數(shù)值模擬[J].地質(zhì)力學(xué)學(xué)報(bào)，2019，25( 2 )：240-248.BAI Xueyuan，WANG Xuebin，MA Bing，et al. Simulation of the crack propagation for the model with a hole under different confining pressures based on a continuum-discontinuum method[J]. Journal of Geomechanics，2019，25( 2 )：240-248.

[3] 王衛(wèi)軍，董恩遠(yuǎn)，袁超.非等壓圓形巷道圍巖塑性區(qū)邊界方程及應(yīng)用[J].煤炭學(xué)報(bào)，2019，44( 1 )：105-114.WANG Weijun，DONG Enyuan，YUAN Chao. Boundary equation of plastic zone of circular roadway in non-axisymmetric stress and its application[J]. Journal of China Coal Society，2019，44( 1 )：105-114.

[4] 洛鋒，楊本生，孫利輝，等.高垂直應(yīng)力狀態(tài)下巷道圍巖分區(qū)破壞特征試驗(yàn)研究[J].采礦與安全工程學(xué)報(bào)，2012，29( 4 )：497-504.LUO Feng，YANG Bensheng，SUN Lihui，et al. Experimental research on the failure characteristics of surrounding rock under high vertical ground stress[J]. Journal of Mining & Safety Engineering，2012，29( 4 )：497-504.

[5] 董海龍，高全臣，張趙，等. 兩向不等壓巷道圍巖塑性區(qū)近似解及數(shù)值模擬[J].煤炭學(xué)報(bào)，2019，44( 11 )：3360-3368.DONG Hailong，GAO Quanchen，ZHANG Zhao，et al. Approximate solution and numerical simulation for plastic zone of roadway surrounding rock under unequal compression in two directions[J].Journal of China Coal Society，2019，44( 11 )：3360-3368.

[6] GE Decheng，JIANG Fuxing，WANG Cunwen，et al. Sliding impact mechanism of square roadway based on complex function theory[J].Shock and Vibration，2021，2：1-12.

[7] 侯公羽，荊浩勇，梁金平，等.不同荷載下矩形巷道圍巖變形及聲發(fā)射特性試驗(yàn)研究[J].巖土力學(xué)，2020，41( 6 )：1818-1828.HOU Gongyu，JING Haoyong，LIANG Jinping，et al. Experimental study on surrounding rock deformation and acoustic emission characteristics of rectangular roadway under different loads[J]. Rock and Soil Mechanics，2020，41( 6 )：1818-1828.

[8] 于遠(yuǎn)祥，谷拴成.矩形巷道圍巖松動范圍實(shí)測及控制技術(shù)研究[J].采礦與安全工程學(xué)報(bào)，2013，30( 6 )：828-835.YU Yuanxiang ，GU Shuancheng. Measurement of loosened surrounding rock scope in the rectangular roadway and its control techniques research[J]. Journal of Mining & Safety Engineering，2013，30( 6 )：828-835.

[9] 李廷春，盧振，劉建章，等.泥化弱膠結(jié)軟巖地層中矩形巷道的變形破壞過程分析[J].巖土力學(xué)，2014，35( 4 )：1077-1083.LI Tingchun，LU Zhen，LIU Jianzhang，et al. Deformation and failure process analysis of rectangular roadway in muddy weakly cemented soft rock strata[J]. Rock and Soil Mechanics，2014，35( 4 )：1077-1083.

[10] 宮鳳強(qiáng)，伍武星，李天斌，等.深部硬巖矩形隧洞圍巖板裂破壞的試驗(yàn)?zāi)M研究[J].巖土力學(xué)，2019，40( 6 )：2085-2098.GONG Fengqiang，WU Wuxing，LI Tianbin，et al. Simulation experimental study of spalling failure of surrounding rock of rectangular tunnel of deep hard rock[J]. Rock and Soil Mechanics，2019，40( 6 )：2085-2098.

[11] 劉迅，王衛(wèi)軍，吳海，等.矩形巷道圍巖塑性區(qū)擴(kuò)展規(guī)律分析[J].礦業(yè)工程研究，2017，32( 1 )：14-18.LIU Xun，WANG Weijun，WU Hai，et al. On expansion regularity of plastic zone of surrounding rock in rectangular tunnel[J]. Mineral Engineering Research，2017，32( 1 )：14-18.

[12] 王宏偉，張登強(qiáng)，鄧代新，等.非靜水壓力條件下巷道圍巖破碎區(qū)應(yīng)力分布特征[J].煤炭學(xué)報(bào)，2020，45( 11 )：3717-3725.WANG Hongwei，ZHANG Dengqiang，DENG Daixin，et al. Stress distribution characteristics of roadway surrounding rock damaged zone under non-hydrostatic pressure[J]. Journal of China Coal Society，2020，45( 11 )：3717-3725.

[13] 廖向陽，譚小華，李青鋒.厚煤層矩形巷道應(yīng)力分布及支護(hù)對策研究[J].礦業(yè)工程研究，2011，26( 1 )：1-6.LIAO Xiangyang，TAN Xiaohua，LI Qingfeng. Research on stress distribution and supporting countermeasures of rectangular roadway in thick coal seam[J]. Mineral Engineering Research，2011，26( 1 )：1-6.

[14] 吳帥，劉淑紅，段思陽.矩形巷道圍巖應(yīng)力分布的復(fù)變函數(shù)解[J].煤礦安全，2019，50( 1 )：219-221，225.WU Shuai，LIU Shuhong，DUAN Siyang. Complex function solution of stress distribution in surrounding rock of rectangular roadway[J].Safety in Coal Mines，2019，50( 1 )：219-221，225.

[15] 茹銳鋒，于雁武，賈康輝，等.矩形巷道巖爆危險(xiǎn)性受側(cè)壓系數(shù)的影響研究[J].中北大學(xué)學(xué)報(bào)( 自然科學(xué)版 )，2021，42( 2 )：117-122.RU Ruifeng，YU Yanwu，JIA Kanghui，et al. Research on the influence of lateral pressure coefficient on the rockburst hazard of rectangular roadway[J]. Journal of North University of China ( Natural Science Edition )，2021，42( 2 )：117-122.

[16] 劉燈凱，饒軍應(yīng)，聶崇欣，等.深埋矩形巷道圍巖壓力拱變化規(guī)律研究[J].礦業(yè)研究與開發(fā)，2020，40( 5 )：108-112.LIU Dengkai，RAO Junying，NIE Chongxin，et al. Study on variation law of surrounding rock pressure arch in deep rectangular roadway[J].Mining Research and Development，2020，40( 5 )：108-112.

[17] 王志強(qiáng)，武超，石磊，等.基于復(fù)變理論的雙向不等壓圓形巷道圍巖應(yīng)力及塑性區(qū)分析[J].煤炭學(xué)報(bào)，2019，44( S2 )：419-429.WANG Zhiqiang，WU Chao，SHI Lei，et al. Analysis of surrounding rock stress and plastic zone of two-way unequal pressure circular roadway based on complex variable theory[J]. Journal of China Coal Society，2019，44( S2 )：419-429.

[18] ZHAO Guangpu，YANG Shengli. Analytical solutions for rock stress around square tunnels using complex variable theory[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences，2015，80( 14 )：302-307.

[19] 段昌瑞，鄭群，薛俊華，等.不同工況下深部圍巖分區(qū)破壞非連續(xù)變形試驗(yàn)研究[J].采礦與巖層控制工程學(xué)報(bào)，2021，3( 4 )：043038.DUAN Changrui，ZHENG Qun，XUE Junhua，et al. Experimental study on zonal failure discontinuous deformation of deep surrounding rock under different working conditions[J]. Journal of Mining and Strata Control Engineering，2021，3( 4 )：043038.

[20] 靖洪文，孟慶彬，朱俊福，等.深部巷道圍巖松動圈穩(wěn)定控制理論與技術(shù)進(jìn)展[J].采礦與安全工程學(xué)報(bào)，2020，37( 3 )：429-442.JING Hongwen，MENG Qingbin，ZHU Junfu，et al. Theoretical and technical progress of stability control of broken rock zone of deep roadway surrounding rock[J]. Journal of Mining & Safety Engineering，2020，37( 3 )：429-442.

[21] PORATHUR John Loui，ROY Pijush Pal，SHEN Baotang，et al.Highwall mining：Applicability，design & safety[M]. Britain：CRC Press，65-66.