韓月歡，劉溪鴿，朱萬成

(東北大學(xué)資源與土木工程學(xué)院，遼寧 沈陽 110819)

在深部巖石工程中，工程巖體在高地應(yīng)力下積蓄了大量的應(yīng)變能，隨著開挖、爆破等工程擾動(dòng)，圍巖應(yīng)變能急劇釋放，易誘發(fā)巖爆災(zāi)害[1]。巖爆具有很強(qiáng)的突發(fā)性、隨機(jī)性和危害性，可造成開挖工作面的嚴(yán)重破壞、設(shè)備損壞和人員傷亡，已成為巖石地下工程和巖石力學(xué)領(lǐng)域的世界性難題。

開槽卸壓或是主動(dòng)降低圍巖高地應(yīng)力、防治巖爆的有效措施之一，即在巷道剛開挖后用高壓水槍[2]、破碎孔爆破或聚能預(yù)裂爆破[3]的方法在壁面上切割出一個(gè)或多個(gè)卸壓槽，使得應(yīng)力向圍巖內(nèi)部轉(zhuǎn)移，從而達(dá)到降低圍巖應(yīng)力、預(yù)防巖爆的目的。開槽卸壓方法為巷道環(huán)向應(yīng)變提供了空間，將圍巖的徑向擠壓變形轉(zhuǎn)化為環(huán)向變形，并消耗掉一部分的環(huán)向變形，降低巷道壁的環(huán)向應(yīng)力[3]，進(jìn)而大大降低巖爆風(fēng)險(xiǎn)。與此同時(shí)，巷道幫壁開槽后，根部將形成塑性區(qū)，消耗了圍巖中的部分彈性應(yīng)變能，卸壓槽口圍巖破碎壓密后也會(huì)消耗部分彈性應(yīng)變能。

關(guān)于開槽卸壓的研究，秦躍平等[2]研究了利用高壓水槍開槽并指出防治效果主要取決于卸壓槽的深度和寬度；羅憶等[3]采用FLAC數(shù)值模擬計(jì)算，得出開槽為環(huán)向應(yīng)變提供變形空間，使得圍巖環(huán)向應(yīng)力減小，并指出，合理布置卸壓槽的部位、間距及數(shù)量可以提高防治的效果；黃運(yùn)飛等[4]以天生橋引水隧洞為工程背景，證明了開槽卸壓對(duì)巖爆具有明顯的防治效果；劉允芳等[5]研究了較窄的卸壓槽對(duì)降低局部應(yīng)力的效果。隨著巖石工程逐漸向深部發(fā)展，垂直應(yīng)力和水平應(yīng)力趨于相等，此時(shí)開槽卸壓與其他卸壓方法相比效果較好，且施工難度低、工程量小[6-8]。

目前，關(guān)于開槽卸壓防治巖爆方案缺乏現(xiàn)場應(yīng)用，一方面受限于開槽卸壓設(shè)備的缺乏和施工傳統(tǒng)的制約，另一方面則在于缺乏室內(nèi)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證和相關(guān)理論支撐。此外，由于卸壓槽的寬度和深度對(duì)卸壓效果的影響較大，對(duì)于卸壓槽的位置和形狀要求較高[3]，現(xiàn)場施工難度較大。因此，如何根據(jù)地應(yīng)力條件和圍巖穩(wěn)固性正確選擇合適的開槽方式、開槽位置、開槽數(shù)量以及支護(hù)方式等參數(shù)仍需進(jìn)一步探討。本文利用離散元PFC2D軟件數(shù)值模擬，結(jié)合室內(nèi)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，研究在不同地應(yīng)力狀態(tài)下卸壓槽位置、數(shù)量等對(duì)卸壓效果的影響，并分析卸壓槽對(duì)巖爆的防治效果。

1 模型改進(jìn)與參數(shù)標(biāo)定

本文研究主要基于顆粒流程序PFC2D軟件開展，其基本組成是顆粒和接觸，顆粒和接觸的幾何和力學(xué)性能決定了模型的宏觀力學(xué)性能。但是，在利用PFC2D內(nèi)嵌的平行黏結(jié)模型(PBM)模擬時(shí)，由于圓形顆粒之間的互鎖作用較低[9]，顆粒旋轉(zhuǎn)的阻力較弱，加載過程中顆粒會(huì)產(chǎn)生過度旋轉(zhuǎn)，導(dǎo)致巖石的抗拉強(qiáng)度偏高，造成不符合真實(shí)巖石的低壓拉比情況(UCS/T)[10-11]。針對(duì)上述問題，本文采用了基于礦物組成與分布的柔性簇(Cluster)模型和基于斷裂損傷的巖石劣化機(jī)理對(duì)模型進(jìn)行改進(jìn)。

1.1 礦物組成與分布

本文以花崗巖為實(shí)驗(yàn)和模擬研究對(duì)象。通過礦物學(xué)分析可知，花崗巖的主要成分為長石、石英和云母，且各礦物組分占比大約為55%、40%和5%[12]。由于不同礦物成分抵御變形破壞的剛度和強(qiáng)度不同，在復(fù)雜應(yīng)力條件下會(huì)出現(xiàn)變形不協(xié)調(diào)的現(xiàn)象，導(dǎo)致微裂縫往往在不同礦物的連接處最先出現(xiàn)?；谠摷僭O(shè)，本文對(duì)花崗巖圖像進(jìn)行灰度處理，得到花崗巖的礦物構(gòu)成及分布，進(jìn)而在PFC2D軟件中構(gòu)建出與真實(shí)花崗巖礦物組成與分布相同的數(shù)值計(jì)算模型(圖1)，然后對(duì)不同礦物賦予不同的強(qiáng)度和剛度參數(shù)，相同礦物之間即形成團(tuán)簇(Cluster)，以此提高顆粒之間的互鎖作用，實(shí)現(xiàn)對(duì)顆粒旋轉(zhuǎn)的有效抑制。

圖1 真實(shí)花崗巖與數(shù)值計(jì)算模型的宏觀與微觀對(duì)比

1.2 巖石劣化機(jī)理

斷裂力學(xué)觀點(diǎn)認(rèn)為，巖石微裂紋的損傷效應(yīng)是由于局部應(yīng)力集中而起裂產(chǎn)生微裂紋，巖石的自由表面增加，從而降低了巖石結(jié)構(gòu)傳遞荷載的能力和比例，進(jìn)而產(chǎn)生的強(qiáng)度惡化現(xiàn)象[13]。在利用PFC2D軟件模擬時(shí)，顆粒間平行黏結(jié)接觸的斷裂有效模擬了微裂紋的產(chǎn)生，但由于顆粒流數(shù)值模擬采用圓形顆粒，顆粒間極易組成三角形結(jié)構(gòu)(圖2(b))，使得相鄰顆粒之間接觸的偏轉(zhuǎn)角一般在60°左右，且隨著顆粒大小的差異性增大，微裂紋偏轉(zhuǎn)角的差異性也增大，而實(shí)際巖體中微裂紋一般沿直線擴(kuò)展，即偏轉(zhuǎn)角度要小很多，只有在極特別情況下才會(huì)出現(xiàn)較大的偏轉(zhuǎn)角度。

圖2 PFC軟件中顆粒接觸結(jié)構(gòu)及裂紋擴(kuò)展方向

因此，在PFC模擬過程中微裂紋的偏轉(zhuǎn)角度與實(shí)際巖體中的偏轉(zhuǎn)角度相差較大，導(dǎo)致模擬過程中裂紋擴(kuò)展方向紊亂，裂紋無法有效貫穿實(shí)現(xiàn)試樣破壞，進(jìn)而導(dǎo)致破裂接觸增多以及主裂紋不顯著。針對(duì)這一問題，有必要在一定偏轉(zhuǎn)角范圍內(nèi)搜索接觸并對(duì)其進(jìn)行弱化，引導(dǎo)正確的裂紋擴(kuò)展方向。具體地，基于宏觀裂紋尖端往往存在一定范圍的損傷區(qū)這一物理事實(shí)，本文針對(duì)PFC2D軟件顆粒流程序提出了裂紋擴(kuò)展劣化算法：當(dāng)平行黏結(jié)接觸斷裂時(shí)，在接觸的法向方向一定區(qū)域內(nèi)(由α、r控制，圖3(a))掃描所有有效黏結(jié)接觸，并選取夾角最小的接觸進(jìn)行劣化，選取的接觸距離斷裂接觸的距離越近，其劣化的程度越大，反之越小，劣化系數(shù)服從指數(shù)函數(shù)(式(1))。

1-斷裂接觸；2-弱化接觸；α-掃描角度；r-最大掃描半徑；β-所有接觸最小的偏轉(zhuǎn)角度；λ-劣化系數(shù)；a-調(diào)節(jié)系數(shù)

λ=e-a(r-x)

(1)

式中：a為調(diào)節(jié)系數(shù)；r為最大掃描半徑，mm；x為斷裂接觸與劣化接觸之間的距離，mm。

在本文研究中，a取2.3×103，r取1 mm，等于2～3個(gè)顆粒直徑，α取60°，其弱化曲線如圖3(b)所示。

1.3 模型參數(shù)標(biāo)定

在利用離散單元法模擬時(shí)，巖石模型的宏觀力學(xué)性質(zhì)由顆粒和接觸的微觀力學(xué)參數(shù)決定，需要基于物理實(shí)驗(yàn)進(jìn)行標(biāo)定，由于細(xì)觀參數(shù)與宏觀力學(xué)參數(shù)之間沒有直接的數(shù)學(xué)關(guān)系，需要利用試錯(cuò)法不斷調(diào)整模型的細(xì)觀參數(shù)得到與現(xiàn)實(shí)花崗巖試樣相近的宏觀力學(xué)參數(shù)，以期能夠很好地反映真實(shí)巖石的力學(xué)性質(zhì)，本文研究最終確定的細(xì)觀參數(shù)見表1。

表1 標(biāo)定的平行黏結(jié)模型細(xì)觀參數(shù)

表2 不同礦物之間接觸的剛度系數(shù)和強(qiáng)度系數(shù)

引入的柔性簇(Cluster)模型與巖石劣化機(jī)理有效地彌補(bǔ)了平行黏結(jié)模型的不足，使其更接近真實(shí)巖石的強(qiáng)度參數(shù)，在此基礎(chǔ)上標(biāo)定好的模型宏觀力學(xué)參數(shù)見表3，其力學(xué)參數(shù)與真實(shí)花崗巖的力學(xué)參數(shù)趨于一致，可以較好地反映真實(shí)花崗巖的力學(xué)性質(zhì)與破壞特征。

表3 花崗巖的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬宏觀力學(xué)參數(shù)

2 預(yù)制裂縫加載試驗(yàn)

地下巷道兩幫圍巖受力情況如圖4(a)所示。在不考慮塑性區(qū)的情況下，巷道的環(huán)向應(yīng)力和剪應(yīng)力越靠近巷道壁越高，呈現(xiàn)出非均布力的狀態(tài)，在這種狀態(tài)下的圍巖極易產(chǎn)生巖爆災(zāi)害。如果在巷道壁開槽，卸壓槽為巷道環(huán)向應(yīng)變提供了空間，圍巖積累的應(yīng)變能得以釋放，環(huán)向高應(yīng)力向圍巖內(nèi)部轉(zhuǎn)移。與此同時(shí)，卸壓槽有效防止了貫通裂紋的發(fā)展[14]，從而大大降低了巖爆的發(fā)生風(fēng)險(xiǎn)。為了更加有效地驗(yàn)證數(shù)值模型的可靠性，本文研究進(jìn)行了預(yù)制裂縫室內(nèi)加載試驗(yàn)及其數(shù)值模擬，為了更加真實(shí)地模擬巷道兩幫圍巖的受力狀態(tài)，特設(shè)立了如圖4(b)所示的實(shí)驗(yàn)裝置，在試樣右側(cè)施加固定位移約束模擬內(nèi)部圍巖徑向應(yīng)力，左側(cè)模擬巷道壁的臨空面并布置預(yù)制裂縫。在試樣的頂部與加載板之間增加一個(gè)線性梯度厚度的鋼墊板，即左側(cè)比右側(cè)厚，以此實(shí)現(xiàn)花崗巖試樣上部的非均布力加載，模擬真實(shí)圍巖中環(huán)向應(yīng)力的非均布情況(在不考慮塑性區(qū)的情況下，巷道壁附近的環(huán)向應(yīng)力一般高于圍巖的環(huán)向應(yīng)力)，且可通過改變鋼墊板的梯度情況調(diào)整上部加載力的非均布程度。具體試驗(yàn)過程如下所述。

圖4 深部高應(yīng)力條件下巷道兩幫圍巖受力示意圖及加載裝置示意圖

①采用150 mm×100 mm×50 mm(高×寬×厚)的花崗巖試樣，在一定的偏載情況下，通過伺服單軸壓縮試驗(yàn)機(jī)按照0.5 kN/s的力梯度分別對(duì)完整花崗巖試樣和含有預(yù)制槽縫的花崗巖試樣進(jìn)行加載，卸壓槽長度為3 cm，寬度為0.5 mm，監(jiān)測并記錄試驗(yàn)機(jī)的加載力和位移，同時(shí)采用常規(guī)錄像和高速攝影的方法記錄其在加載過程中的破壞模式。

②利用離散元數(shù)值模擬軟件PFC2D建立與物理實(shí)驗(yàn)尺寸相同的數(shù)值模型并對(duì)其進(jìn)行加載，調(diào)整加載板角度，使得加載過程中的應(yīng)力應(yīng)變及破壞模式與物理試驗(yàn)吻合，此時(shí)可認(rèn)為模擬的非均布加載力與物理實(shí)驗(yàn)的非均布加載力相同。

③利用步驟②確定的加載板角度對(duì)含有預(yù)制槽縫的數(shù)值模型進(jìn)行加載，同樣，卸壓槽長度為3 cm，寬度為0.5 mm，記錄應(yīng)力應(yīng)變及破壞模式，并可同時(shí)檢測加載過程中模型的位移場、速度場和能量變化。

試驗(yàn)及模擬結(jié)果如圖5所示，數(shù)值模擬與物理試驗(yàn)的破壞情況匹配良好，說明該數(shù)值模型及相關(guān)參數(shù)可用于模擬卸壓槽對(duì)巖爆的弱化作用。

圖5 預(yù)制裂縫室內(nèi)加載試驗(yàn)及數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比

3 數(shù)值模擬及結(jié)果分析

3.1 模型構(gòu)建

本文研究模擬的工況是三心拱巷道，模型尺寸如圖6所示。由于實(shí)際巖體中存在復(fù)雜的節(jié)理裂隙等地質(zhì)弱面，實(shí)際巖體的強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于室內(nèi)巖石試樣的強(qiáng)度，因此模型參數(shù)需要進(jìn)行相應(yīng)的折減。

圖6 巷道模型

由Hoek-Brown巖體破壞準(zhǔn)則經(jīng)驗(yàn)方程[15]進(jìn)行計(jì)算，見式(2)。

(2)

式中：σ1為破壞時(shí)的最大主應(yīng)力；σ3為作用在巖石試樣上的最小主應(yīng)力；σc為巖塊的單軸抗壓強(qiáng)度；m、s為與巖性及結(jié)構(gòu)面情況有關(guān)的常數(shù)，可通過式(3)和式(4)估算[16]。

(3)

(4)

式中：mi為常數(shù)；RMR為受巖石強(qiáng)度、RQD值、節(jié)理裂隙以及地下水影響的巖體綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)，由巖石力學(xué)分類表(RMR)[17]中對(duì)應(yīng)的各項(xiàng)指標(biāo)評(píng)分求和得出。

由于本文研究主要針對(duì)深部工程中的巖爆問題，巖體條件為質(zhì)量較好的花崗巖巖體，故m取12.5，s取0.1。令σ3=0，可得巖體的單軸抗壓強(qiáng)度σmc，見式(5)。

(5)

3.2 應(yīng)力分析

側(cè)壓力系數(shù)λ=1.0，垂直應(yīng)力分別為25 MPa、50 MPa時(shí)巷道不同開槽方式圍巖應(yīng)力分布如圖7所示，應(yīng)力以應(yīng)力十字架方式展現(xiàn)，分別表示最大主應(yīng)力方向和最小主應(yīng)力方向。由圖7可知，在巷道開挖后，主應(yīng)力方向?yàn)榄h(huán)向應(yīng)力，巷道圍巖存在強(qiáng)烈的環(huán)向擠壓，進(jìn)而容易誘發(fā)巖爆。在側(cè)壓力系數(shù)λ=1.0時(shí)，除巷道拐角處存在應(yīng)力集中外，巷道兩幫應(yīng)力較高，即巷道兩幫對(duì)維持巷道穩(wěn)定、承受圍巖高應(yīng)力起重要作用。

垂直應(yīng)力為25 MPa，側(cè)壓力系數(shù)λ=1.5、λ=2.0時(shí)巷道不同開槽方式圍巖應(yīng)力分布如圖8所示。對(duì)比圖7和圖8可知，隨著側(cè)壓力系數(shù)的增大，主應(yīng)力方向仍為環(huán)向應(yīng)力，但巷道頂板和底板的應(yīng)力增大，承載圍巖壓力的作用增加，尤其在側(cè)壓力系數(shù)λ=2.0時(shí)，巷道頂板和底板的應(yīng)力已超過巷道兩幫的應(yīng)力，對(duì)維持巷道穩(wěn)定、承受圍巖高應(yīng)力起著重要作用。

圖7 側(cè)壓力系數(shù)λ=1.0時(shí)，不同垂直應(yīng)力下巷道圍巖不同開槽方式應(yīng)力分布

圖8 垂直應(yīng)力為25 MPa時(shí)，不同側(cè)壓力系數(shù)下巷道圍巖不同開槽方式應(yīng)力分布

綜合圖7和圖8可以看出，卸壓槽周圍的應(yīng)力顯著降低，且距離巷道壁越近應(yīng)力降低范圍越大，降低程度越明顯，形成大致呈三角形的應(yīng)力降低區(qū)(圖7(a))，使得圍巖之前積累的應(yīng)變能在應(yīng)力降低區(qū)內(nèi)快速釋放，高應(yīng)力向卸壓槽底部轉(zhuǎn)移，卸壓效果明顯；尤其是隨著卸壓槽數(shù)量的增加，巷道周圍形成圍繞巷道一圈的應(yīng)力降低區(qū)(圖7(e))，極大地改善了巷道圍巖的應(yīng)力狀態(tài)，對(duì)于巖爆的防治有著較好的效果。

如圖7(c)所示，在卸壓槽上下兩端各布置五個(gè)測量圓，以計(jì)算圓內(nèi)的平均應(yīng)力，測量圓半徑為0.25 m，不同開槽方式下卸壓槽周圍測點(diǎn)的應(yīng)力分布如圖9所示。由圖9可知，在距離巷道壁0.5 m內(nèi)應(yīng)力降低最為明顯，且越接近臨空面應(yīng)力越??；在距離巷道壁0.5～1.5 m處相較于未開槽時(shí)應(yīng)力有所降低但降低幅度不大，應(yīng)力趨于穩(wěn)定，隨開槽深度的增加應(yīng)力變化較弱；在距離巷道壁1.5～2.0 m處為卸壓槽的底部，由于開槽的原因，應(yīng)力集中轉(zhuǎn)移到卸壓槽底部，此處應(yīng)力集中嚴(yán)重，應(yīng)力甚至高于未開槽時(shí)的圍巖應(yīng)力；距離巷道壁超過2.0 m后，應(yīng)力逐漸降低，趨向于圍巖應(yīng)力。

圖9 不同垂直應(yīng)力和側(cè)壓力系數(shù)下的應(yīng)力分布

此外，對(duì)比三種開槽方式下卸壓槽附近應(yīng)力還可以發(fā)現(xiàn)，卸壓槽對(duì)應(yīng)力降低區(qū)內(nèi)圍巖的卸壓效果會(huì)受到巷道中其他部位卸壓槽的影響，所以在地應(yīng)力不是很高的巷道中可采用局部開槽，只對(duì)應(yīng)力集中區(qū)域進(jìn)行開槽卸壓，即可達(dá)到較好的卸壓效果。

3.3 速度場分析

巷道應(yīng)力集中過大時(shí)，貿(mào)然開槽可能會(huì)誘發(fā)巖爆。垂直應(yīng)力25 MPa、側(cè)壓力系數(shù)λ=2.0時(shí)，水平應(yīng)力較高；垂直應(yīng)力50 MPa、側(cè)壓力系數(shù)λ=1.0時(shí)，水平應(yīng)力、垂直應(yīng)力均較高(圖10)。由圖10可知，在高地應(yīng)力巷道中，開槽會(huì)破壞原有的微弱平衡狀態(tài)、破壞圍巖的穩(wěn)定性，進(jìn)而造成局部圍巖破裂、巖塊彈射，產(chǎn)生巖爆災(zāi)害。所以在地應(yīng)力較高地區(qū)(≥50 MPa)，單獨(dú)采用開槽卸壓并不能較好地防治巖爆災(zāi)害，需同時(shí)輔以相應(yīng)的圍巖支護(hù)方式以保持巖體完整、控制巖塊彈射。

圖10 不同地應(yīng)力條件下開卸壓槽后圍巖的速度場

3.4 黏結(jié)破壞能分析

黏結(jié)破壞能(bond strain energy)[18]是平行黏結(jié)接觸在發(fā)生拉伸或剪切破裂時(shí)所積累的應(yīng)變能，其計(jì)算公式見式(6)。

(6)

不同地應(yīng)力條件下開卸壓槽后的黏結(jié)破壞能如圖11所示。由圖11可知，隨著開槽深度的增加，釋放的黏結(jié)破壞能也相應(yīng)增加，且增加幅度大致相同。

對(duì)比圖11(a)和圖11(b)可知，在側(cè)壓力系數(shù)相同(λ=1.0)的情況下，地應(yīng)力越高，其開槽釋放的黏結(jié)應(yīng)變能就越大，且隨著卸壓槽數(shù)量的增加，黏結(jié)應(yīng)變能也等比例增加，即每個(gè)卸壓槽所釋放的黏結(jié)應(yīng)變能近似相等。

對(duì)比圖11(a)、圖11(c)和圖11(d)可知，在垂直應(yīng)力相同(25 MPa)的情況下，隨著側(cè)壓力系數(shù)的增加，卸壓槽釋放的黏結(jié)應(yīng)變能也會(huì)增加。但隨著側(cè)壓力系數(shù)的增加，圍巖的水平應(yīng)力也逐漸增加，巷道頂板上開槽所釋放的黏結(jié)應(yīng)變能也隨之增加。由圖11(c)和圖11(d)可知，開三個(gè)卸壓槽釋放的黏結(jié)應(yīng)變能遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于一個(gè)卸壓槽和兩個(gè)卸壓槽，即巷道頂板上開槽所釋放的黏結(jié)應(yīng)變能遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于巷道兩幫開槽所釋放的黏結(jié)應(yīng)變能。故在側(cè)壓力系數(shù)較大時(shí)，在巷道頂板開槽能量的釋放效果要優(yōu)于巷道側(cè)幫開槽。

圖11 不同垂直應(yīng)力和側(cè)壓力系數(shù)下開槽的黏結(jié)破壞能

4 結(jié) 論

本文利用離散元數(shù)值模擬軟件PFC2D，針對(duì)巷道模型開展了不同條件下的開槽卸壓數(shù)值模擬研究，并分別探究了卸壓槽數(shù)量、位置及不同地應(yīng)力狀態(tài)對(duì)卸壓效果的影響，得到以下主要結(jié)論。

1)卸壓槽周圍會(huì)形成三角形的應(yīng)力降低區(qū)，該區(qū)域內(nèi)圍巖積累的應(yīng)變能會(huì)隨著開槽的進(jìn)行急劇釋放，應(yīng)力集中區(qū)朝卸壓槽底部轉(zhuǎn)移。

2)卸壓槽對(duì)應(yīng)力降低區(qū)內(nèi)圍巖的卸壓效果會(huì)受到巷道中其他部位卸壓槽的影響，在地應(yīng)力不是很高的巷道中可只對(duì)應(yīng)力集中區(qū)域進(jìn)行局部開槽卸壓，即可達(dá)到較好的卸壓效果。

3)在地應(yīng)力較高時(shí)(≥50 MPa)，巷道圍巖應(yīng)力集中顯著、能量積累過高，開槽卸壓反而易造成局部圍巖破碎、誘發(fā)巖爆，在這種情況下需同時(shí)輔以適當(dāng)?shù)膰鷰r支護(hù)方案以保持圍巖穩(wěn)定。

4)在水平側(cè)壓力系數(shù)較小時(shí)，不同位置開槽所釋放的能量十分接近；在水平側(cè)壓力系數(shù)較大時(shí)，巷道頂板開槽釋放的能量要遠(yuǎn)高于在巷道側(cè)幫開槽，即在水平側(cè)壓力系數(shù)較大時(shí)，在巷道頂板處開槽能量釋放效果要優(yōu)于巷道側(cè)幫開槽。