高 林 徐國強 李國峰

(1.河北聯(lián)合大學(xué)建筑工程學(xué)院;2.中鐵六局集團有限公司)

由于經(jīng)濟發(fā)展對資源需求的增加，礦產(chǎn)開采深度不斷增加，隨之引發(fā)巷道圍巖大變形等一系列嚴(yán)重的次生工程災(zāi)害，對深部資源的安全開采提出了嚴(yán)峻考驗［1-4］。深部圍巖處于軟巖狀態(tài)，其工程巖體力學(xué)性質(zhì)主要表現(xiàn)為非線性大變形力學(xué)特性，對于處于深部軟巖環(huán)境下的開采巷道，其支護難度異常困難，支護方案的可行性異常重要［5-8］。本研究為了詳細(xì)了解處于深部軟巖環(huán)境中某運順巷道開挖后的應(yīng)力、應(yīng)變分布情況，驗證初步擬定的支護形方案的可靠性和支護效果，根據(jù)對該運輸順槽的變形破壞特征的分析，選取了變形較大的開口位置為研究對象，依據(jù)巷道賦存地質(zhì)情況及巷道實際形狀、大小，對采用“錨網(wǎng)+鋼帶+錨索+噴射混凝土支護”(方案一)和“恒阻大變形錨桿+鋼帶+底角注漿錨管支護”(方案二)2種耦合支護方案，利用大型的有限差分軟件FLAC3D來進行開挖后的動態(tài)模擬。

1 計算模型的建立

利用MIDAS/GTS完成巷道幾何模型、地質(zhì)界面的生成，隨后進行網(wǎng)格劃分并保存單元和節(jié)點的幾何信息，F(xiàn)LAC3D的前處理數(shù)據(jù)格式通過EXCEL處理后轉(zhuǎn)化而成，并應(yīng)用Import Grid命令將前處理數(shù)據(jù)導(dǎo)入，從而生成地質(zhì)力學(xué)模型和支護工況模型如圖1、圖2所示，計算所采用的物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 支護物理力學(xué)參數(shù)取值

圖1 方案一模型

圖2 方案二地質(zhì)力學(xué)與支護工況模型

2種支護方案的模型均由四面體單元構(gòu)成，計算范圍為長×寬×高=20 m×40 m×40 m。支護方案一共劃分63 502個單元，11 954個節(jié)點;支護方案二共劃分25 370個單元，5 051個節(jié)點。模型限定條件為側(cè)面水平固定，底部固定，模型上表面為應(yīng)力邊界，并采用13.5 MPa的荷載模擬上覆巖體的自重邊界。分別采用SHELL單元、cable單元和pile單元模擬混凝土噴層、恒阻錨桿和底角錨管的抗彎特性。材料破壞符合Mohr－Coulomb強度準(zhǔn)則。巷道為穿越甲2煤層、泥巖和凝灰?guī)r的穿層巷道。

2 支護方案模擬計算結(jié)果對比分析

2.1 位移場分布規(guī)律分析

巷道位移場分布如圖3、圖4所示。

圖3 支護方案垂直方向位移場分布

從圖3和圖4來看，支護方案一的圍巖變形較大，其中最大頂板下沉量達到692 mm，最大底鼓量達到634 mm，左幫移近量達到625 mm，右?guī)鸵平窟_到541 mm，兩幫移近量共計達到1 166 mm，超過合理變形范圍，且左幫變形明顯大于右?guī)?支護方案二的圍巖變形比較均勻且變形較小，最大頂板下沉量為215 mm，最大底鼓量為204 mm，左幫移近量為175 mm，右?guī)鸵平繛?80 mm，兩幫移近量共計355 mm，在合理變形范圍內(nèi)。

支護方案一中，由于“錨網(wǎng)+鋼帶+錨索+噴射混凝土”未能與圍巖形成良好的耦合作用，在高應(yīng)力的作用下，圍巖位移變形處于不穩(wěn)定狀態(tài)，且底板沒有支護，底板首先發(fā)生變形，當(dāng)?shù)装逦灰瓢l(fā)展到一定程度，巷道頂板和兩幫發(fā)生位移，最終導(dǎo)致大面積的頂板下沉、底鼓、幫縮、潰幫;而且巷道圍巖出現(xiàn)整體收縮變形，且頂板和底板的總體收縮量接近于左幫和右?guī)偷目傮w收縮量，屬于典型的非對稱大變形破壞。

支護方案二中，在“恒阻大變形錨桿+鋼帶+菱形網(wǎng)+底角錨管”的共同協(xié)調(diào)作用下，允許巷道適量變形，釋放部分變性能，但支護強度始終不變。同時考慮到巷道皮帶側(cè)施工較為不便，在皮帶側(cè)打入2根錨管，比非皮帶側(cè)少1根錨管，因此使底板出現(xiàn)非對稱變形，但整體底板位移量較小。依據(jù)模擬結(jié)果分析可知，底腳錨管注漿填充了底板圍巖內(nèi)的裂隙，加強了底板的強度，強化了底板整體性，阻斷了塑性滑移線的發(fā)展，限制了底板的移動，可以有效防止底板發(fā)生較大底鼓。

2.2 應(yīng)力場分布規(guī)律分析

應(yīng)力場分布如圖5～圖7所示。

圖5 支護方案垂直方向應(yīng)力場分布

圖6 支護方案水平方向應(yīng)力場分布

圖7 支護方案剪應(yīng)力場分布

從圖5～圖7可見，支護方案一的巷道兩幫形成垂直應(yīng)力集中區(qū)，垂直應(yīng)力集中達到2.14×107N/m，巷道底板和頂板形成水平應(yīng)力集中區(qū)，水平應(yīng)力集中達到1.55×107N/m，在2個幫角和頂板兩側(cè)深處形成剪應(yīng)力集中區(qū)，剪應(yīng)力集中分別達到5.49×106N/m和5.18×106N/m;支護方案二的巷道兩幫形成垂直應(yīng)力集中區(qū)，垂直應(yīng)力集中達到2.23×107N/m，其水平應(yīng)力和剪應(yīng)力分布相對較為均勻，僅在個別點位出現(xiàn)與支護方案一的水平應(yīng)力和剪應(yīng)力值相近的應(yīng)力集中點。相比較而言，支護方案二對于巷道圍巖應(yīng)力分布的控制比較理想。

支護方案一中，由于兩幫和頂板的支護強度不足，無法有效控制巷道底板的變形，減少巷道的底鼓量，巷道兩幫出現(xiàn)的應(yīng)力集中，易導(dǎo)致巷道潰幫現(xiàn)象的發(fā)生;支護方案二中，由于底角錨管的打入，有效切斷了水平應(yīng)力向底板的傳遞，底板水平應(yīng)力分布較為均勻，說明底角錨管對于控制底鼓的作用是十分明顯的。

2.3 破壞場規(guī)律分析

巷道塑性區(qū)分布特征如圖8所示。

圖8 支護方案塑性區(qū)分布

從圖8可以看出:巷道的破壞是一個復(fù)雜的變形過程，巷道開挖后圍巖應(yīng)力狀態(tài)重新分布，塑性區(qū)進而得以發(fā)展。支護方案一的塑性區(qū)分布范圍相對較大，最大擴展范圍為6 m，且該區(qū)域范圍內(nèi)的圍巖基本處于塑性狀態(tài)，巷道的整體穩(wěn)定性能無法保證。支護方案二的塑性區(qū)分布范圍相對較小，基本分布于巷道周邊2 m的范圍，僅部分圍巖進入塑性狀態(tài)。由此可以看出，支護方案二對于巷道圍巖的變形控制是十分有效的。在支護方案一中采用錨網(wǎng)、錨索支護后，沒有實現(xiàn)預(yù)期的支護體與圍巖的耦合作用，無法有效限制支護范圍內(nèi)的圍巖變形;當(dāng)圍巖變形發(fā)展到一定程度，破壞也由圍巖表層逐步向圍巖深部擴展;破壞的深入又引發(fā)了圍巖的更大程度變形和破壞，并逐步超出了支護體的支護能力，使得支護體無法約束和控制圍巖變形，最終導(dǎo)致支護體發(fā)生破壞。在支護方案二中采用恒阻大變形錨桿支護后，頂板及兩幫的塑性區(qū)的范圍有所減小，在恒阻大變形錨桿允許圍巖有一定的變形的前提下，允許部分圍巖進入塑性狀態(tài);底角注漿錨管控制底板后，底板塑性區(qū)的范圍大面積減小。

2.4 支護體受力分析

支護體受力(最大表面位移)運算時步關(guān)系曲線如圖9所示。

圖9 支護體受力(最大表面位移)－運算時步關(guān)系曲線

可見，支護方案一中給予錨桿施加588 kN的預(yù)緊力，錨桿受力隨著圍巖變形的增加而逐漸增大，但錨桿受力與圍巖變形趨勢并不同步。當(dāng)圍巖變形值達到215 mm時，支護體達到設(shè)計最大抗拉強度值2 450 kN，此時圍巖的變形仍在發(fā)展，由于支護體不能與圍巖實現(xiàn)協(xié)調(diào)變形，當(dāng)圍巖變形到一定程度，超過錨桿自身的可延伸長度時，支護體失效，圍巖變形繼續(xù)發(fā)展，最終導(dǎo)致巷道失穩(wěn)。支護方案二中給予恒阻錨桿施加588 kN的預(yù)緊力，恒阻錨桿受力隨著圍巖變形的增加而逐漸增大，且恒阻錨桿受力與圍巖變形趨勢基本同步，當(dāng)恒阻錨桿達到且保持著1 274 kN的設(shè)計要求時，圍巖變形值始終控制在220 mm范圍內(nèi)，此時恒阻錨桿在保持恒阻的同時仍能發(fā)生變形，最終達到巷道的整體穩(wěn)定。

3 結(jié)論

通過對2種支護方案的數(shù)值模擬分析，可以看出，支護方案一的整體變形量較大，其中主要表現(xiàn)為底鼓量較大，主要因為開放性底板導(dǎo)致的能量從底板優(yōu)先釋放;支護方案二的耦合支護作用顯著，通過底角注漿錨管切斷應(yīng)力向底板滑移的路線，能夠?qū)⒌坠牧靠刂圃谠试S的范圍內(nèi)，同時通過恒阻大變形錨桿釋放圍巖內(nèi)的部分能量，有效控制圍巖變形，實現(xiàn)了支護體與圍巖的耦合，能有效控制圍巖穩(wěn)定性。

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