徐 盼

铜陵学院建筑工程学院，安徽铜陵，244000

据不完全统计，我国深部的煤炭资源量约占全国已探明煤炭资源总量的一半，目前浅部煤炭资源已逐渐开采完毕,煤矿开采将进入深部开采阶段[1-4]。深部巷道处于“三高一扰动”环境中，巷道帮部普遍存在显著变形而失稳破坏的情况，松散软岩巷道尤其如此。依据岩承理论，围岩丧失稳定需要一个过程，如果在围岩丧失稳定前提供必要的支护，围岩仍将保持稳定状态[5]。锚杆支护作为巷道支护的主要支护形式，确定合理的预紧力对于维持巷道稳定性及延长巷道服务年限，降低返修成本至关重要。已有学者提出,提高锚杆预紧力可使浅部的组合梁与深部的承载拱有效耦合，减小顶板层间离层，提高围岩的稳定性[6-7]。围岩稳定性与围岩表面位移、塑性区范围密切相关[8-9]。本文利用FLAC3D软件，选择应变软化模型，结合工程实际，模拟松散煤巷在不同预紧力下围岩破坏形态、应力场(竖向应力及成拱系数)及位移场(位移量及位移梯度)变化特征，从而较为定性地确定锚杆预紧力与围岩稳定性的关系，确定较为合理的预紧力，在达到预期的支护效果前提下降低施工难度。

1 计算模型建立与模拟方案

1.1 数值计算模型

以安徽省两淮地区典型的某矿为例建立模型。模型中，巷道断面形状为矩形，宽5 m，高4 m，巷道埋深H=800 m，巷道两帮为煤岩，顶底板为泥岩。据实测结果巷道所处位置垂直应力σz=16.8 MPa，水平应力σx=σy=17.8 MPa；考虑边界效应的影响，模型计算范围为X方向50 m，Y方向20 m，Z方向50 m，为提高计算的精确性，巷道内部网格划分较细，渐变比例为1.1，其他区域等距划分网格，左右边界X方向约束，前后边界Y方向约束，下边界Z方向约束，上边界为自由边界，施加原岩应力。考虑到开挖扰动使围岩岩性变差，数值计算模型采用应变软化模型，但不考虑耦合效应。计算模型及网格划分如图1，煤及泥岩相关力学参数见表1。考虑到单元体网格点较多，帮部围岩岩性较差，本文仅选取帮部OA方向上的网格点进行分析，监测点布置如图2所示。

表1 煤及泥岩相关物理力学参数

图1 数值计算模型 图2 监测点布置示意图

1.2 本构模型

通过现场取样并制成标准试件，在试验机上进行试验。对获取的实验数据进行回归分析，得到FLAC3D的应变软化模型中煤及泥岩损伤强度c、φ随塑性剪切系数εPS(用塑性剪切应变与剪胀角表示)[10]的衰减回归方程如下：

(1)

(2)

式(1)(2)中0.7、20.0、1.3、26.5分别为煤及泥岩的残余黏结力、残余内摩擦角。

通过上面两式可以看出，当εPS→时，损伤强度c、φ趋于残余强度一般认为当试件黏结力降低至时，岩石已进入残余变形阶段。根据回归方程式(1)(2)可得出煤及泥岩的应变软化本构关系，如表2所示。

表2 煤及泥岩损伤强度c、φ随塑性剪切系数εPS变化(应变软化本构关系)

1.3 模拟方案

锚杆采用cable结构单元模拟，锚杆直径22 mm，长度2.4 m，锚固段0.8 m，自由端1.6 m，间排距800 mm×1 000 mm，顶板布置7根锚杆，两帮分别布置5根锚杆，具体锚杆布置示意图如图3所示。弹性模量200 GPa，拉断荷载266 KN，托盘采用端部设置极大锚固剂参数模拟。为分析不同锚杆预紧力对围岩稳定性的影响，分别模拟锚杆预紧力0 KN、20 KN、40 KN、60 KN、80 KN、100 KN、120 KN时围岩应力场、位移场分布。

图3 巷道锚杆布置示意图

2 模拟结果与分析

2.1 围岩塑性区分析

不同方案下围岩塑性区分布如图4所示(由于篇幅有限，只给出预紧力为0 KN和80 KN时的分布图)，利用Fish语言编程获取的塑性区面积随预紧力变化如图5所示。

观察图4可知，围岩的破坏主要是拉伸破坏(tension-p)、剪切破坏(shear-n、shear-p)及拉伸与剪切叠加三种形式。巷道围岩的浅部区域主要发生拉伸破坏，而剪切破坏区发生在深部区域。

图4 不同方案下围岩塑性区分布

由图5可以看出，在一定范围内，随着锚杆预紧力的增加，塑性区面积大大减小。当无预紧力时，塑性区面积达到219 m2，预紧力为20 KN时，塑性区面积减小为198 m2，降幅为9.59%。当预紧力在20KN-80KN时，塑性区面积平均降速为1.19 m2/KN；当预紧力大于80 KN时塑性区面积几乎保持不变，平均降速仅为0.12 m2/KN，再增加预紧力对于减小塑性区面积意义不大。

图5 塑性区面积随预紧力变化

塑性区面积与锚杆预紧力呈负指数关系(见图5)，此地质条件下二者满足关系式：

S=125.0+97.9e-P/48.3

(3)

2.2 位移场分析

为获取监测方向上(OA)各点处的位移及竖向应力值，将不同方案下数值模拟模拟结果导入tecplot中进行处理。不同方案下OA方向位移量、位移梯度随距离变化曲线如图6所示。

由图6(a)可以看出，锚杆无预紧力时，帮部位移量最大达到248 mm，在巷道表面1 m范围内，帮部位移量量均在160 mm以上。当预紧力为20 KN时，帮部最大位移量为220 mm，较无预紧力时减少11.2%，随着预紧力的增大，位移量大大减小，预紧力为80 KN时，帮部最大位移量仅为152 mm，降幅达38.7%。当预紧力大于80 KN时，各曲线几乎重合，位移减小量很小，几乎不变。

位移梯度可反映围岩的破碎程度，位移梯度越大，说明围岩越破碎。观察图6(b)可以看出，位移梯度曲线呈现“马鞍型”，说明由于锚杆的锚固作用，形成了一定厚度的承压拱，锚固区内围岩破碎程度较低，较为完整，而深部一定范围内围岩破碎程度较高，预紧力越大，效果越明显。随着预紧力的增大，锚固区内压应力区相互叠加，位移梯度逐渐减小，同区域内围岩破碎程度越低，围岩完整性越好。当预紧力达到80 KN时，位移梯度降幅与无预紧力时相比最明显，超过80 KN后，几乎不再变化。

图6 不同方案下OA方向位移量及位移梯度随距离的变化

2.3 应力场分析

不同方案下OA方向竖直应力及成拱系数随距离变化曲线如图7所示。

图7 不同方案下OA方向竖直应力及成拱系数随距离的变化

由图7(a)可以看出，施加预紧力可以使帮部竖直应力峰值向巷道方向移动，预紧力越大，移动量越大，说明预紧力锚杆可以较好地改善巷道浅部围岩应力状态，提高围岩稳定性，当预紧力达到60 KN时，峰值位置移动了约2.5 m，但当预紧力超过60 KN后，移动不明显。依据成拱系数及塑性区分布得出不同方案下压力拱内外边界见图8。

图8 不同方案下压力拱内外边界位置

观察图8可知，随着预紧力的施加及增大，压力拱内外边界均向巷道表面内移，压力拱厚度也有一定减小，说明浅部围岩的稳定性越好，被破坏和参与承载的围岩越少。预紧力在20 KN～80 KN时，内移最明显，超过80 KN后，内移量及厚度变化很小，几乎不变。

3 结 论

(1)采用数值模拟方法并根据回归分析，可以得出塑性区面积随锚杆预紧力变化呈负指数关系，在一定范围内增大锚杆预紧力可以大大减小塑性区面积，但当预紧力增大到一定程度后，塑性区面积变化不大。

(2)增大锚杆预紧力可以一定程度上减小围岩形变量，使帮部竖直应力峰值及压力拱内外边界向巷道方向移动，改善巷道浅部围岩应力状态，提高浅部围岩完整性及稳定性。

(3)对于类似地质条件下的巷道，锚杆预紧力在60 KN～80 KN之间较为合理。