深部泵房吸水井硐室群稳定性控制对策及应用.pdf

深部泵房吸水井硐室群稳定性控制对策及应用孙晓明1,2)，朱明群1,2)，张勇1,2)，徐爱国3)，崔力1,2)，缪澄宇1,2)，赵成伟4)，张尚坤1,2)1)中国矿业大学（北京）深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，北京1000832)中国矿业大学（北京）力学与建筑工程学院，北京1000833)铁法煤业集团大强煤矿有限责任公司，沈阳1105004)中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室，武汉430071通信作者，E-mail:摘要为解决深部泵房硐室群失稳现象突出的问题，以大强煤矿890 水平泵房吸水井硐室群为工程背景，通过理论分析和数值模拟，分析硐室群的破坏原因，对比集约化设计和传统设计对围岩稳定性控制的效果.基于恒阻大变形(NPR)锚索高恒阻、高延伸率和吸能的特性，建立 NPR 锚索支护下硐室交岔口围岩能量失稳判据，提出以高预应力 NPR 锚索+立体桁架为核心的泵房吸水井集约化控制对策，并进行现场应用.结果表明：相比传统设计，集约化设计简化了硐室布局和施工程序，同时能够减小巷道位移、应力，使塑性区范围减小并趋于均匀化，消除了空间效应；通过 NPR 锚索的高恒阻大变形和在桁架与围岩间预留的间隙释放围岩变形能，通过 NPR 锚索的高预应力和立体桁架的强度限制围岩变形，能有效保证巷道稳定；现场应用表明，该对策将围岩变形控制在 70mm 以内，应用效果良好，可为类似工程提供参考.关键词深部；硐室群；集约化；NPR 锚索；稳定性控制分类号TD354StabilitycontrolstrategyandapplicationofdeeppumpabsorbingwellchambergroupSUN Xiaoming1,2)，ZHU Mingqun1,2)，ZHANG Yong1,2)，XU Aiguo3)，CUI Li1,2)，MIAO Chengyu1,2)，ZHAO Chengwei4)，ZHANG Shangkun1,2)1)StateKeyLaboratoryforGeomechanicsandDeepUndergroundEngineering,ChinaUniversityofMiningandTechnology(Beijing),Beijing100083,China2)SchoolofMechanicsandCivilEngineering,ChinaUniversityofMiningandTechnology(Beijing),Beijing100083,China3)TiefaCoalIndustryGroupDaqiangCoalMineCo.LTD,Shenyang110500,China4)StateKeyLaboratoryofGeomechanicsandGeotechnicalEngineering,InstituteofRockandSoilMechanics,ChineseAcademyofSciences,Wuhan430071,ChinaCorrespondingauthor,E-mail:ABSTRACTDeeprockmassisinacomplexmechanicalenvironmentcharacterizedbyhighgroundstress,highgroundtemperature,highkarstwaterpressure,andstrongminingdisturbance,resultingindifficultsupportandhighlevelsoffailureinthepumpchambergroup.Tosolvetheproblemoftheinstabilityofthedeeppumpchambergroup,thispapertakesthe890-levelpumpabsorbingwellchambergroupoftheDaqiangcoalmineastheengineeringbackground.Throughtheoreticalanalysis,numericalsimulation,andfieldtests,thereasonsforthefailureofthechambergroupareanalyzed,andtheeffectsofintensivedesignandtraditionaldesignonthestabilitycontrolofthesurroundingrockarecompared.Accordingtothecharacteristicsofhighconstantresistance,highelongation,andenergyabsorptionofthenegativePoissonsratio(NPR)cable,theinstabilityenergycriterionofintersectionundertheNPRcable收稿日期:20220822基金项目:国家自然科学基金资助项目（51874311,51904306）；中央高校基本科研业务费专项资金资助项目（2022YJSSB03）工程科学学报，第45卷，第10期：16931703，2023年10月ChineseJournalofEngineering,Vol.45,No.10:16931703,October2023https:/doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2022.08.22.001;http:/supportisestablished,wherethechamberisstableatKN1.TheintensivecontrolstrategyofthepumpabsorbingwellwithahighprestressedNPRcableandthree-dimensionaltrussasthecoreispresentedandappliedinthefield.Theresultsshowthathighgroundstress,lowsurroundingrockstrength,densechambergroupdistribution,unreasonableexcavationsequenceofthechambergroup,andinappropriatesupportarethemainreasonsforthefailureofthedeeppumpabsorbingwellchambergroup.Comparedwiththetraditionaldesign,theintensivedesignsimplifiesthelayoutandconstructionprocedureofthechamberbyconsideringtheabsorbingwell,improvesthestressconditionsofthechamber,reducesthedisplacementandstressoftheroadway,makestheplasticzonerangesmallerandmoreuniform,and eliminates the spatial effect.The deformation energy of the surrounding rock is released through the high constantresistanceandlargedeformationoftheNPRcableandthereservedgapbetweenthetrussandthesurroundingrock,andthedeformationofthesurroundingrockislimitedthroughtheapplicationofhighprestresstotheNPRcableandthestrengthofthethree-dimensionaltrussmaterial,whichallowsforthefulluseoftheself-bearingcapacityofthesurroundingrockandeffectivelyensurestheroadwaystability.Thefieldapplicationshowsthatthisstrategycaneffectivelyensurethestabilityofthechambergroup;thedeformationofthesurroundingrockiscontrolledwithin70mm,andthereisnoshedding,cracking,ordestructionofthesprayedlayerafterconcretesealing,whichindicatesthatthetechnologyplaysanimportantroleincontrollingthestabilityofthedeeproadwayandcanprovideareferenceforsimilarprojects.KEYWORDSdeep；chambergroup；intensive；NPRcable；stabilitycontrol随着浅部煤炭资源的枯竭，资源开发不断走向地球深部13.深部矿井处于高地应力、高地温、高岩溶水压和强烈开采扰动的“三高一扰动”的复杂力学环境中4，巷道支护难度大.在传统的泵房吸水井硐室群设计中，泵房硐室、吸水井、配水井、配水巷系统复杂，呈三维立体交叉结构，多个巷道相互交叉，造成硐室及巷道支护条件恶劣，失稳破坏的现象频发57，严重影响泵房吸水井的正常工作及矿井的安全生产.针对深部泵房硐室群的优化设计，众多学者进行了大量研究.何满潮等8以兴安矿四水平泵房吸水井硐室群为工程背景，研究了巷道开挖顺序对硐室群稳定性的影响.李世杰等9针对深部高应力条件下水泵房硐室群的变形破坏，采用合并部分吸水井和配水井，适当扩大配水井规格尺寸等方法对水泵房设计进行优化.蔡峰10为解决孔庄煤矿深部泵房吸水井硐室群围岩稳定性控制问题，通过集约化设计消除立体交叉巷道硐室群的空间效应.黄玉兵等11为降低深部软岩硐室群施工过程互扰影响，开展了煤仓硐室群不同断面尺寸、不同间距、不同开挖次序下的施工过程数值模拟，得到了煤仓硐室群最优开挖次序.王炯等12为解决新河煤矿硐室群在掘进及支护过程中的大变形问题，研究了相邻硐室不同开挖顺序对围岩破坏的影响.在深部泵房硐室群支护技术方面，王其洲等13以裴沟煤矿泵房硐室群为研究对象，提出棚索协同支护与锚网索控底技术.杨仁树等14针对复杂岩层巷道交叉点高应力集中区大断面硐室群围岩稳定性控制难题，提出了巷道围岩“强柱固底”的加固支护方案.杨计先15为解决漳村煤矿副立井井底密集巷道硐室群修复难题，开发了深浅孔双液注浆配合全长锚固强力锚索的综合加固技术.Xie 等16针对深部特大断面软岩硐室群穿越多层岩层开挖引起的围岩不对称变形破坏及稳定控制问题，提出了“高强预应力锚网喷+钢筋混凝土墙砌体+破碎煤岩体高强锚杆(索)注浆”的支护技术.谭云亮等17开展了煤矿深部超大断面硐室群围岩连锁失稳控制研究，提出了深部硐室群围岩协同支护机理并构建了深部硐室群围岩递进式加固技术.众多专家学者的研究对深部泵房硐室群的建设具有重要的指导意义，但针对高地应力、复杂地质环境、埋深千米的软岩泵房硐室群的稳定性控制对策研究较少.本文以大强煤矿890 水平泵房吸水井硐室群为工程背景，对硐室群稳定性影响因素进行分析，通过数值模拟对比集约化设计和传统设计的效果，并理论推导了恒阻大变形(NPR)锚索支护下硐室交岔口围岩能量失稳判据，在此基础上，提出了以高预应力 NPR 锚索+立体桁架为核心的泵房吸水井集约化控制对策.经现场应用，巷道围岩变形控制在 70mm 以内，应用效果良好，有效保证了硐室群的稳定.1工程概况1.1工程地质条件大强煤矿位于辽宁省沈阳市，矿井设计产量为150 万 ta1，是我国中生代以来最深的软岩矿井.1694工程科学学报，第45卷，第10期890 水平泵房吸水井硐室群埋深约为 1020m，地应力高，围岩以粉砂岩、砂砾岩为主，围岩强度低，层理明显，岩性柱状图如图 1 所示.ColumnLithologySiltstoneSand-conglomerateSiltstoneChamberThickness/mBuried depth/m9899911031401.740图图1顶底板岩性柱状图Fig.1Columnchartofroofstrata1.2泵房吸水井硐室群破坏原因分析1.2.1高地应力随着深度的增加，自重应力不断增大，并且开挖后产生应力集中，通常超过工程岩体的抗压强度.大强煤矿890 水平泵房吸水井硐室群埋深约为 1020m，现场实测垂直应力为 24.8024.84MPa，最大水平应力为34.8739.38MPa，在高自重应力及复杂构造应力的叠加影响下，巷道开挖后所承受的工程荷载大大加强，围岩会发生挤压大变形，产生顶沉、帮缩、底臌等非线性大变形力学现象.1.2.2围岩强度低大强煤矿巷道围岩质软，强度低，岩体受节理和层理切割严重，裂隙发育，裂缝与孔隙贯通.围岩中含有膨胀性黏土矿物，地下水沿裂缝渗入岩石，水岩作用剧烈，围岩的力学参数弱化.在高地应力的作用下，岩体更容易屈服，导致其塑性软化.1.2.3硐室群密集分布大强煤矿传统设计的硐室群由水泵房、壁龛、多个吸水小井、配水巷组成，局部区域内多条巷道密集交叉分布，硐室群空间效应明显，容易造成巷道围岩应力集中.巷道开挖后，切向应力在岩壁出现局部集中现象，深部岩体则接近原岩应力状态，此时如果两个巷道间距较小则会出现工程应力相互干扰，应力集中加剧的现象，造成硐室群的破坏.1.2.4硐室群开挖顺序不合理深部工程岩体具有非线性物理力学特性，岩体变形具有塑性特点.深部岩体的变形破坏与其受力过程紧密相关，硐室群的开挖顺序对围岩的稳定性有很大的影响.目前采用的施工方法没有考虑施工过程对硐室群受力和变形的影响，导致围岩出现应力集中和大变形现象.1.2.5支护方式不合适巷道围岩中积聚的弹性能将以围岩变形和支护体系变形的形式释放18，原支护使用的锚杆(索)强度不足，延伸率低，在工程应力的扰动下易发生破断，导致支护失效，造成巷道围岩能量聚集.另外，由于泵房硐室群分布不均匀，导致巷道承受非均匀的应力，易造成巷道失稳，出现大变形破坏现象.2泵房吸水井硐室群集约化设计2.1开挖顺序优化泵房吸水井集约化设计的目的是提供一种能够消除立体巷道硐室群空间效应影响的设计方法，在减少工程量，便利施工的同时，使其整体稳定性大大提高19.本文将传统设计中的 3 个吸水井减少为 1 个组合吸水井，利用井壁径向钢筋混凝土隔断将组合吸水井分隔为 3 个吸水小井，如图 2所示.泵房吸水井硐室群传统设计开挖过程分为7 步：泵房壁龛吸水井泵房壁龛吸水井泵房壁龛吸水井配水巷；集约化设计开挖过程分为 4 步：泵房泵房组合吸水井泵房，如图 2 所示.与传统设计相比，集约化设计简化了施工程序，降低了施工过程中对硐室围岩的扰动.2.2集约化设计数值模拟利用 FLAC3D 建立传统设计与集约化设计的数值模型，如图 2 所示.模型尺寸 100m75m70m，泵房吸水井硐室群位于模型中央，固定模型四周的水平位移及底部的垂直位移，施加 Z 方向地应力25MPa，Y 方向地应力39MPa，X 方向地应力21MPa.采用 Mohr-Coulomb 本构模型，岩层物理力学参数如表 1 所示.选取 3 个巷道断面进行分析，断面位置如图 3 所示.2.3集约化设计数值模拟结果分析2.3.1位移和应力图 4 为不同断面的围岩位移和应力云图.传统设计时，受壁龛吸水井开挖的影响，巷道产生非对称的变形，Z 方向泵房顶底板变形较大，X 方向泵房左帮、泵房和壁龛交界处以及吸水井右帮变形较大.采用集约化设计时，断面 I 由于没有壁龛吸水井，围岩的变形明显小于传统设计，泵房顶板、孙晓明等：深部泵房吸水井硐室群稳定性控制对策及应用1695底板、左帮、右帮位移分别减小了 13.7%、32.4%、9.2%、12.3%，巷道变形更为对称.虽然集约化设计时壁龛吸水井的尺寸有所增加，但断面 II 处的围岩变形仍低于传统设计.对于断面 III 而言，传统设计时吸水井右帮变形较大，而集约化设计时壁龛顶板变形较大，总位移减小了 10.5%.以上分析表明集约化设计能有效控制巷道变形.对于断面 I 和断面 II 而言，传统设计时吸水井底板右下方出现应力集中现象，而采用集约化设计时，围岩应力集中区域变大，应力集中程度减弱，应力分布更加均匀化，特别是断面 I，由于没有壁龛吸水井，应力分布相比传统设计明显更为均匀对称.对于断面 III 而言，传统设计时配水巷两端出现较为明显的应力集中现象，且应力集中点距离两端的壁龛吸水井较近，容易造成围岩破坏，而集约化设计时，应力集中程度有所降低，且应力集中点距离壁龛吸水井较远，可有效保证围岩稳定.另外，采用集约化设计时围岩应力值较传统设计均有所降低，3 个断面分别降低了 11.3%、1.2%、5.2%.以上分析表明集约化设计能有效控制巷道应力.开挖步骤越多，对邻近岩柱的扰动越大，传统设计时壁龛和吸水井较多，开挖造成巷道承受非均匀的应力，围岩易发生变形破坏.因此，为了提高硐室群围岩的整体稳定性，应当尽可能地减少开挖步骤.2.3.2塑性区图 5 为不同断面的围岩塑性区分布图.围岩以剪切破坏为主，小范围内存在拉伸破坏.采用传统设计时，围岩塑性区范围较大，且分布不均匀，这是由于壁龛和吸水井的多次开挖，导致围岩承受扰动应力的叠加作用，塑性区不断扩展.采用集约化设计时，简化了施工步骤，改善了硐室的受力条件，围岩塑性区范围减小，并且塑性区产生的时间和拉剪种类更为对称和均匀，巷道稳定性更好.综上所述，采用集约化设计，能够有效减小巷表表1岩层物理力学参数Table1PhysicalandmechanicalparametersoftherockstrataLithologyElasticmodulus/GPaPoissonratioCohesion/MPaFriction/()Tension/MPaDensity/(kgm3)Siltstone7.80.230.5210.22510Sand-conglomerate8.50.190.6241.32600ZYSiltstoneSand-conglomerateSiltstoneTraditional designIntensive designSmall absorbing well75 mm 07100 mX图图2传统设计和集约化设计开挖顺序Fig.2TraditionalandintensivedesignexcavationsequenceTraditional designIntensive designSectionSectionSection图图3断面位置图Fig.3Sectionlocationmap1696工程科学学报，第45卷，第10期293 mmZ-disp/mm37735030025020015010050050100150200250293Z-disp/mm25025520015010050050100150200250253X-disp/mm25028720015010050050100150200250300315X-disp/mm25030031620015010050050100150200250300350359Stress/MPa30.027.525.022.520.017.515.012.510.07.55.02.532.537.535.040.042.547.545.050.050.6Stress/MPa30.027.525.022.520.017.515.012.510.07.55.02.532.537.535.040.044.942.5359 mm316 mm287 mm315 mm44.9 MPa50.6 MPa253 mm255 mm377 mmTraditional designIntensive designVertical displacementHorizontal displacement(a)Maximum principal stress279 mmZ-disp/mm28625020015010050050100150200250279Z-disp/mm250282200150100500250275300325334200225150175100125507525050100150200250277X-disp/mm25030031320015010050050100150200250289X-disp/mm25030031420015010050050100150200250294Stress/MPa30.027.525.022.520.017.515.012.510.07.55.02.532.537.535.040.042.547.545.050.051.7Stress/MPa30.027.525.022.520.017.515.012.510.07.55.02.532.537.535.040.042.545.047.550.051.1Stress/MPa12.510.07.55.02.5015.020.017.522.525.027.530.032.534.6Stress/MPa12.510.07.55.02.5015.020.017.522.525.027.530.032.532.8294 mm314 mm313 mm289 mm51.1 MPa51.7 MPa277 mm282 mm334 mm299 mm32.8 MPa34.6 MPaTotal displacementVertical stress286 mmTraditional designIntensive designTraditional designIntensive designVertical displacementHorizontal displacementDisplacement/mm2502752992002251501751001255075250Displacement/mm(b)(c)Maximum principal stress图图4不同断面的围岩位移和应力云图.(a)断面 I;(b)断面 II;(c)断面 IIIFig.4Cloudmapofsurroundingrockdisplacementandstressindifferentsections:(a)sectionI;(b)sectionII;(c)sectionIII孙晓明等：深部泵房吸水井硐室群稳定性控制对策及应用1697道围岩的位移、应力，降低应力集中程度，减小塑性区范围，提高硐室的整体稳定性.同时集约化设计简化了硐室布局，减少了开挖工序，降低了工程量，节省了时间、物力和人力成本.3高预应力 NPR 锚索+立体桁架耦合支护3.1硐室交岔口围岩能量失稳判据在深部高地应力作用下，硐室交岔口处围岩应力集中程度高、破坏范围大.根据应力叠加程度可以对泵房和吸水井交岔口区域围岩进行分区.根据弹塑性理论及前人研究成果20，可推导得到交岔口区域围岩的叠加应力轨迹曲线 Q，理论计算公式如下：(rp1rp2)cot2 y +,x=rp1x(rp1rp2)2+y(rp1rp2)cot22=r2p2,rp1(rp1rp2)cos1sin2(rp2R2)sin1P=min(rp1rp2sin2+rp2)sin1,rp1+rp2(sin21)（1）其中，1、2为交岔口角度，1=R2/2(R1+R2)，2=R1/2(R1+R2)；R1为泵房宽度，单位 m；R2为吸水井宽度，m；rp1为峰值应力和泵房轴线之间的距离，m；rp2为峰值应力和吸水井轴线之间的距离，m，可由垂直地应力、侧压系数、围岩粘聚力和摩擦角等参数计算得到；P 为围岩失稳路径.根据应力叠加程度可将交岔区域围岩划分为破坏区 I、破坏区 II 和稳定区，如图 6 所示.图 6中，Fs为交岔区域围岩失稳启动点.稳定区岩体比较完整，承载能力大，是围岩承载的主体；破坏区II 岩体强度产生损失，但仍具有一定的承载作用；破坏区 I 围岩强度低，裂隙贯通，不具有承载作用，围岩失稳将从 Fs沿路径 P 发生，因此，应特别注意破坏区 I 围岩的支护.Pump houseAbsorbing wellFailure zoneFailure zoneStability zonePOR1R2Qrp2rp1Fs21图图6交岔口围岩分区20Fig.6Intersectionsurroundingrockpartition20定义交岔硐室围岩失稳能量判据 K 如式（2）所示20：K=UwUc+UzK 1失稳K 1稳定（2）其中，Uw为外界输入能量，J；Uc为围岩破坏消耗的能量，J，可由岩体的应力应变曲线结合失稳路径 P 计算得到；Uz为支护结构失效消耗能量，J.NPR 锚索具有高恒阻、高延伸率、吸能的特性，能适应深部巷道的围岩大变形，其由杆体、恒阻器、托盘等组成，依靠恒阻装置的结构滑移变形来抵抗围岩的变形21，如图 7 所示.NPR 锚索的本构关系可简化为理想的弹塑性模型，其变形分为弹性阶段和恒阻阶段，力变形曲线如图 8 所示.Traditional designIntensive designSectionSectionSectionNoneShear-n,Shear-pShear-n,Shear-p,Tension-pShear-p,Tension-pTension-n,Shear-p,Shear-p Shear-p图图5不同断面的围岩塑性区分布图Fig.5Distributionmapofthesurroundingrockplasticzoneindifferentsections1698工程科学学报，第45卷，第10期NPR 锚索吸收的能量22为：Uz=n12P0U0+P0(UiU0)=nP0(UiU02)（3）其中，n 为 NPR 锚索的根数；P0为 NPR 锚索的恒阻力，N；U0为 NPR 锚索弹性阶段的变形量，m；Ui为NPR 锚索的极限变形量，m.P0、U0和Ui可由NPR锚索的静力拉伸试验测得.NPR 锚索的恒阻力23为：P0=2 fIsIc（4）其中，f 为静摩擦因数；Is为 NPR 锚索套管的弹性参数；Ic为 NPR 锚索锥体的几何参数.将式(4)代入式(3)，得：Uz=nfIsIc(2UiU0)（5）将式(5)代入式(2)，得到 NPR 锚索支护下交岔硐室围岩的能量失稳判据 KN：KN=UwUc+nfIsIc(2UiU0)KN 1失稳KN 1稳定（6）3.2支护机理通过对 NPR 锚索施加高预应力，使围岩由于开挖而卸载的一向应力得到恢复，使围岩由两向应力状态尽可能地恢复至三向应力状态，提高围岩强度，控制围岩变形，发挥围岩的自承载能力.NPR 锚索可以提供高恒阻力，并随围岩的变形而变形，使围岩中的能量充分释放.短 NPR 锚索对围岩产生的压应力相互交错，形成内层压缩拱，控制浅部围岩的变形.长 NPR 锚索作用形成外层压缩拱，对内层压缩拱起强化作用，增强了围岩的整体稳定性.另外，长 NPR 锚索将浅部岩层悬吊在深部岩层上，将部分应力传递到围岩深部，能充分发挥深层围岩的承载力.立体桁架由工字钢支架连接而成，具有材料强度高、抗拉、抗压和抗剪能力强的优势24，如图 9所示.通过在桁架与围岩间预留一定的间隙，可以进一步释放围岩的变形能，同时桁架具有一定的刚度，可以限制围岩的有害变形，提高支护的整体稳定性.图图9立体桁架Fig.9Three-dimensionaltruss以高预应力 NPR 锚索+立体桁架为核心的泵房吸水井集约化控制对策支护机理如图 10 所示.该技术改变了传统一泵一井的设计方式，采用组合吸水井设计，改善了硐室的受力条件，消除了硐室群开挖的空间效应，并使工程量大大减小；配合高预应力 NPR 锚索+立体桁架耦合支护，能够充分释放围岩能量，利用围岩自承能力，限制围岩变形，确保硐室的安全稳定.该技术在深部高地应力、复杂地质环境条件下的硐室群稳定性控制方面具有独特的优势.3.3耦合支护数值模拟数值模型与 3.2 节相同，NPR 锚索通过 FLAC3D内置的 cable 单元模拟，通过 Fish 语言设置锚索的锚固剂强度大于锚索的抗拉强度，且相对围岩刚接，锚索自由段端头也设置与围岩刚接，并模拟托盘.通过 Fish 语言监测恒阻锚索的受力和变形，当变形量达到预定值时，释放锚索单元，此时锚索轴力为 0kN，判定锚索失效2526.立体桁架通过 shell单元模拟.支护参数如下：长 NPR 锚索长度为 8.3m，间排距为 1600mm1600mm，预应力为 350kN；短NPR 锚索长度为 2.4m，间排距为 800mm800mm，预应力为 350kN.耦合支护数值模型如图 11 所示.选取断面 I 和断面 II 进行分析，并布置测点，如图 12所示.RodConstant resistorPallet图图7NPR 锚索Fig.7NPRcablePP0U0UiUConstant resistance stageElastic stageO图图8NPR 锚索的力变形曲线22Fig.8ForcedeformationcurveoftheNPRcable22孙晓明等：深部泵房吸水井硐室群稳定性控制对策及应用16993.4耦合支护数值模拟结果分析3.4.1位移和应力图 13 为耦合支护后不同断面的围岩位移和应力云图.断面 I 处围岩位移大致呈对称分布，最大垂直位移在泵房底板，仅有 54mm，泵房两帮位移在 60mm 左右.断面 II 处受吸水井开挖的影响，泵房底板位移有所增加，为 87mm，吸水井右帮位移在 110mm 以内，吸水井左帮位移在 80mm 以内.两个断面处围岩没有出现明显的应力集中现象，最大主应力值也较小.表明耦合支护能够有效控制巷道变形和应力.图 14 为耦合支护后不同断面处监测点位移曲线.随着开挖步数的增加，巷道顶板、底板和两帮的位移不断增加.所有测点的位移均存在突变时刻，突变点主要在第二步和第三步开挖的时候.在开挖过程中需注意突变时刻，必要时在位移突变较大的井巷连接处进行超前支护，保证巷道的稳定.3.4.2塑性区图 15 为耦合支护后不同断面处围岩塑性区分布图.采用耦合支护后，围岩以剪切破坏为主，塑性区范围较小且大致呈对称分布.表明耦合支护能有效限制围岩塑性区的发展.Failure reasonsControl strategySupport principleCombinedabsorbing wellsOptimize excavationsequenceHigh prestressHigh constantresistanceLarge deformationReserved gapLimiting surrounding rockdeformationUse the self-bearing capacityof surrounding rockRelease surrounding rockenergyElimination of spatial effectImproving the stressconditions of chamberSupport effectMaterial strengthThree-dimensionaltrussNPR cableHigh ground stressLow surrounding rock strengthInappropriate supportIntensive designDense distribution of chambergroupUnreasonable excavation sequenceof chamber group图图10支护机理Fig.10SupportingmechanismNPR cableThree-dimensional truss图图11耦合支护数值模型Fig.11NumericalmodelofcouplingsupportSectionSectionZYXZY X图图12测点位置图Fig.12Measurementpointlocationmap1700工程科学学报，第45卷，第10期4现场应用将以高预应力 NPR 锚索+立体桁架为核心的泵房吸水井集约化控制对策应用于大强煤矿890水平泵房吸水井硐室群.在泵房和壁龛表面布置测站，对围岩位移进行持续监测，监测结果如图 16所示.支护后 060d 围岩变形速率较大，60120d围岩变形速率减缓，120d 后围岩位移趋于平稳，泵房顶板、帮部、底板的累计变形量均不超过70mm，壁龛围岩累计变形量不超过 60mm，且混凝土封闭后喷层无脱落、开裂和破坏现象，表明该技术对围岩稳定性控制起到了重要的作用，支护效果良好.5结论(1)采用集约化设计，通过组合吸水井减少了吸水井数量.相比于传统设计，简化了硐室布局，优化了开挖顺序，施工更加方便，同时集约化设计能够减小巷道位移、应力，降低应力集中程度，使围岩塑性区范围缩小并趋于均匀化.(2)建立了 NPR 锚索支护下硐室交岔口围岩能量失稳判据 KN，当 KN1 时，硐室稳定.采用高预应力 NPR 锚索+立体桁架耦合支护，通过 NPR锚索的高预应力加固围岩，高恒阻大变形释放围SectionSection43 mm54 mm43 mmZ-disp/mmX-disp/mm54504030201001020304043Z-disp/mm8750607080403020100102030404363 mm79 mm109 mm61 mm6360504030201001020304050606142.140.037.535.032.530.027.525.022.520.017.5X-disp/mmStress/MPaStress/MPa7960705040302010010203040506070809010010925.022.520.017.515.012.510.07.527.530.032.535.037.540.042.545.047.549.642.1 MPa49.6 MPa87 mmVertical displacementHorizontal displacementMaximum principal stress图图13耦合支护后不同断面围岩位移和应力云图Fig.13Cloudmapofsurroundingrockdisplacementandstressindifferentsectionsaftercouplingsupport100(a)8060Displacement/mm40200500010000First excavationSecond excavationThird excavationFinal excavationStep1500020000120100(b)8060Displacement/mm40200500010000First excavationSecond excavationThird excavationFinal excavationStep1500020000图图14耦合支护后不同断面监测点位移曲线.(a)垂直位移;(b)水平位移Fig.14Displacementcurvesofmonitoringpointsindifferentsectionsaftercouplingsupport:(a)verticaldisplacement;(b)horizontaldisplacementSectionSectionNoneShear-