杨 博１ ꎬ杨 宁１ꎬ２ꎬ３ ꎬ李为腾１ ꎬ马海曜１ ꎬ李廷春１ ꎬ管清升１ 

(１.山东科技大学 山东省土木工程防灾减灾重点实验室ꎬ山东 青岛　 ２６６５９０ꎻ２.江苏建筑职业技术学院ꎬ江苏 徐州　 ２２１１１６ꎻ ３.江苏建筑节能与建造技术协同创新中心ꎬ江苏 徐州　 ２２１１１６)

摘 要:为明确倾斜地层巷道锚杆－拱架支护失效机理ꎬ寻求围岩变形控制对策ꎬ以典型案例为工程 背景ꎬ利用 ＦＬＡＣ３Ｄ锚杆－拱架精细化模拟平台ꎬ开展了不同地层倾角下的直墙半圆形巷道锚杆－拱架 联合支护数值试验ꎮ 结果表明:①地层倾斜对巷道变形影响显著ꎬ围岩以及锚杆、拱架的破坏情况具 有明显的非对称性ꎬ且岩层倾向巷帮变形较严重ꎻ②巷道顶板沉降和巷帮内移受地层倾角影响较小ꎬ 但巷道底鼓随倾角增大而显著增大ꎮ 针对失效关键部位与变形破坏特征ꎬ以 ２０°倾角为例ꎬ进一步开 展了 ３ 种优化方案数值模拟对比分析ꎮ 结果显示ꎬ通过增大锚杆直径取得的支护效果并不显著ꎬ拱腿 仍率先屈曲变形进而造成整体失效ꎬ而关键部位锁拱锚杆的施加提高了拱架结构整体性ꎮ 基于此提 出倾斜地层巷道单侧锁拱等非对称支护对策ꎬ并得到现场验证ꎮ 

关键词:倾斜地层ꎻ巷道支护ꎻ锚杆－拱架支护ꎻ非对称变形ꎻ围岩控制

０　 引　 　 言 

  我国倾斜煤层分布广、储量大ꎬ约占全国可采储 量的 ５５％ꎬ且大多煤质优良、开采价值高[１－２] ꎮ 但倾 斜煤层巷道因地层复杂、构造应力大ꎬ巷道偏压严 重、重力作用不均ꎬ致使巷道围岩受力表现为非对称 状态ꎬ支护极其困难ꎻ即便是锚喷＋Ｕ 型钢拱架等高 强度支护作用下也相继出现了围岩大变形、拱架失 效及锚杆破断等破坏现象[３－７] ꎮ 

  目前针对倾斜地层巷道支护理论与应用方面的 研究主要体现在巷道围岩非对称性变形机制研究方 面ꎮ 何满潮等[８－９]针对巷道非对称变形时围岩位移 场与应力的分布规律ꎬ分析了非对称变形的主要影 响因素ꎬ提出软岩巷道非对称性耦合支护理论ꎮ 黄 庆享等[１０]通过研究指出急倾斜软煤巷道主要为拉 破坏和剪破坏ꎬ提出了优化巷道断面和锚网支护相 结合的支护设计方法ꎮ 伍永平等[１１－１２] 采用相似材 料模拟试验、数值模拟和理论分析综合方法ꎬ分析了 大倾角煤层巷道非对称性的应力分布和变形破坏规 律ꎬ阐述了顶板－支架－底板系统失稳的主导影响因 素ꎬ为该类地质条件的巷道支护提供了依据ꎮ 尽管 诸多学者在倾斜地层煤巷支护方面做了大量研究ꎬ 但对于锚－架组合作用下地层倾角对巷道变形的影 响规律以及支护构件本身的破坏特征却少有针对性 研究ꎮ 

  笔者结合典型案例ꎬ利用 ＦＬＡＣ３Ｄ精细化数值模 拟平台ꎬ开展不同倾角地层下的直墙半圆形巷道锚 杆－拱架联合支护数值模拟试验ꎬ研究围岩以及支 护构件的变形破坏特征ꎬ阐明破坏失效关键部位ꎬ并 针对此开展优化方案数值模拟对比分析ꎬ提出控制 倾斜地层巷道变形失稳的有效对策ꎮ 

１　 数值模拟试验方案设计 

１.１　 典型案例工程概况 

  某煤矿平均开采深度－６００ ｍꎬ主采 １ 号煤层、２ 号煤层和 ４ 号煤层ꎬ笔者以 ４ 号煤层工作面巷道为 研究对象ꎮ 该煤层平均厚度 ７.４ ｍꎬ地层倾角 ６° ~ ２０°ꎬ受地质构造影响ꎬ部分区域地层倾角更大ꎮ 巷 道沿底掘进ꎬ巷道轴向与地层走向夹角较小ꎬ为较典 型的倾斜地层巷道ꎻ巷道直接顶主要为炭质泥岩及 泥岩夹黏土岩ꎬ厚度多变ꎬ易风化脱落ꎬ吸水膨胀ꎬ属 易冒落顶板ꎻ直接底板为 ０. ６５ ｍ 厚的煤和泥岩互 层ꎬ局部为炭质泥岩ꎻ再向下为油 ４ 岩层ꎮ 围岩岩性 软弱、节理发育ꎬ受断层影响ꎬ岩层较为破碎ꎮ 地应 力测试结果显示巷道所处地层竖向地应力 １０. ０ ＭＰａꎬ水平向最大主应力 １４.５ ＭＰａꎬ最小主应力 １０.０ ＭＰａꎬ最大主应力方向与巷道方向基本一致ꎮ 

  巷道为直墙半圆形断面ꎬ巷道断面形式及支护 布置方式ꎬ如图 １ 所示ꎮ 工程开挖初期ꎬ采用锚网喷 形式ꎬ锚杆采用 ＭＳＧＬＤ－３３５ / １８×２２５０ 螺纹钢锚杆ꎬ 间排距 ６５０ ｍｍ×８００ ｍｍꎬ预紧力 ３００ Ｎ􀅰ｍꎬ混凝土 喷层采用 Ｃ２０ 混凝土ꎬ厚度 １２０ ｍｍꎬ但出现顶沉、帮 缩及底鼓等非对称变形破坏形式ꎮ 后内部架设方钢 管混凝土拱架ꎬ仍无法控制围岩变形ꎬ拱架屈服失效 严重ꎬ锚杆破断现象频发ꎬ给巷道稳定和施工安全带 来巨大隐患ꎮ 

 １.２　 试验方案 

  为研究倾斜地层巷道变形破坏特征ꎬ并揭示不 同地层倾角的影响规律ꎬ以增强研究结论的适用性ꎬ 在试验方案中将实际地层倾角范围扩展为 ０° ~ ４５°ꎬ 试验方案见表 １ꎮ 巷道形状为直墙半圆形ꎬ半径 ２.２ ｍꎬ墙高 １.６ ｍꎮ 方案 １—５ 中地层倾角为变量ꎬ支护 方式为不变量ꎻ支护参数为“ ＣＦＳＴ＋ １８ ｍｍ 锚喷支 护” ꎬ即钢管混凝土拱架、 １８ ｍｍ 直径( 屈服荷载 １７１.８ ｋＮ) 锚杆锚喷联合支护ꎮ 方案 Ｋ１—Ｋ３ 中地 层倾角 ２０°为不变量ꎬ支护方式为变量ꎬ通过对比分 析以寻求围岩变形有效控制对策ꎮ 方案 Ｋ１—Ｋ３ 锚 杆直径均为 ２２ ｍｍ(屈服荷载 ２６０ ｋＮ) ꎬ拱架力学参 数保持不变ꎻ另外ꎬ方案 Ｋ２ 和 Ｋ３ 增设锁拱锚杆长 度 ３.０ ｍꎬ参数同 ２２ ｍｍ 常规锚杆ꎬ每帮设置 １ 根ꎬ 布置在起拱点向下 ０.６ ｍ 位置ꎻ双锁拱锚杆指在两 帮各安装 １ 根锚杆进行锁拱ꎮ

２　 精细化数值模型建立 

  针对巷道锚杆－拱架联合支护典型工程问题ꎬ 作者基于 ＦＬＡＣ３Ｄ构建了锚杆－拱架精细化数值模拟 平台[１３－１５] ꎬ该平台能够实现锚杆破断、拱架屈曲失 效、拱架－围岩相互作用(法向可分离、轴向可滑移) 的准确模拟ꎮ

２.１　 巷道及围岩模型 

  取典型地层截面ꎬ建立宽×高×厚为 ４０ ｍ×４０ ｍ× ０.８ ｍ 的数值模型ꎬ以地层倾角 ２０°方案为例ꎬ所建模 型如图 １ａ 所示ꎮ 该模型边界条件为前后左右均约束 法向位移ꎬ底面全位移约束ꎻ上表面为自由面不约束 位移ꎬ通过施加面荷载的方式进行地应力补偿ꎬ并按 照实际地应力数据进行初始地应力平衡ꎮ 为准确再 现围岩的变形特征ꎬ围岩采用 ＳＶＩＳＩＣ 蠕变模型进行 模拟ꎻ煤层直接顶、底板分别为炭质泥岩、油 ４ 软弱 岩层ꎬ基于岩石力学试验和巷道变形实测反演围岩 模型的力学参数ꎮ 开挖一次完成ꎬ开挖完成后随即 建立支护单元模型ꎬ包括喷射混凝土层、布设锚杆和 安装拱架ꎮ 喷射混凝土层采用实体单元建模ꎬ紧贴 巷道开挖断面ꎬ选用 Ｍｏｈｒ－Ｃｏｕｌｏｍｂ 本构模型ꎬ厚度 为 １２０ ｍｍꎬ岩层及喷层力学参数见表 ２ꎮ

２.２　 可破断锚杆模型 

  锚杆 模 型 采 用 修 正 后 的 Ｃａｂｌｅ 单 元[１３－１４] ꎮ Ｃａｂｌｅ 单元布置在厚度方向中截面(０.４ ｍ 处)位置ꎬ 间距 ６５０ ｍｍꎮ 除锁拱锚杆外ꎬ所建锚杆模型长度均 为 ２.２ ｍꎬ其内锚段、自由段和外锚段长度分别为 ０.８、１.３、０.１ ｍꎬ外锚段的端点与喷层的邻空轮廓线 平齐ꎮ 内锚段无需其他特殊处理ꎬ其锚固剂体积模 量为 ２０ ＭＰａꎻ将自由段处锚固剂参数设置为零ꎬ并 删除 ｎｏｄｅ 与围岩建立的 ｌｉｎｋ 以实现自由段ꎻ将外锚 段处的锚固剂体积模量和黏聚力均设置为 １０ ０００ ＭＰａꎬ以此模拟锚杆托盘ꎬ各分段实现效果如图 １ｂ 所示ꎮ 对原有 Ｃａｂｌｅ 单元进行修正ꎬ以实现锚杆可 以发生破断ꎮ 式(１)为破断判据的函数表达式: Ｓ ＝ ∑ ｎ ｉ ＝ １ Ｕｉ ≥ Ｓｍａｘ ＝ １ ＋ δｌ (１) 其中:Ｓｍａｘ为锚杆自由段对应的极限长度ꎻｌ 为 锚杆自由段长度ꎻＵｉ表示锚杆自由段中编号为 ｉ 的 ＣＩＤ 单元长度ꎻｎ 为自由段单元的最大编号ꎻδ 为锚 杆的破断伸长率[１４] ꎮ 本试验模型将锚杆自由段破 断伸长率设置为 １０％ꎬ则锚杆自由段极限长度Ｓｍａｘ ＝ １.４３ ｍꎬ若超过此极限长度ꎬ锚杆随即发生破断ꎬ自 由段处轴力变为零ꎮ 

２.３　 拱架模型 

拱架采用 ｂｅａｍ 单元进行模拟[１５] ꎬ共划分 ５２ 个 ｂｅａｍ 单元ꎬ与锚杆布置在同一截面上ꎮ 拱架采用钢 管混凝土拱架( ＣＦＳＴ) ꎬ分三节用套管安装成拱ꎬ套管节点布置在拱顶及 ４５°拱肩位置ꎬ建模效果如图 １ｂ 所示ꎮ 拱架截面参数表 ３ 所示ꎬ其中“ １５０ × ８ － Ｃ４０”表示截面边长为 １５０ ｍｍ 壁厚 ８ ｍｍꎬ方钢管内 充填 Ｃ４０ 混凝土ꎬ并配合边长为 １７８ ｍｍ 壁厚 １０ ｍｍ 长度 ６００ ｍｍ 的方钢管作为套管ꎮ 对原有 ｂｅａｍ 单元的屈服判据进行修正ꎬ考虑弯矩 Ｍ 和轴力 Ｎ 同 时作用ꎬ通过拟合的 ｍ－ｎ 公式得到压弯组合作用下 的极限弯矩 Ｍｕ和极限轴力 Ｎｕ ꎬ并以此作为屈服判 据[１６] ꎬ见表 ３ꎮ 除此之外ꎬ通过修改与围岩自动建 立的 ｌｉｎｋ 连接ꎬ实现了 ｂｅａｍ 单元与围岩可发生剥 离和滑移的模拟行为ꎬ更加符合工程实际

３　 数值模拟结果及分析 

３.１　 联合支护失效特征分析 

  计算至围岩蠕变时间达到 ５０ ｄ 停止ꎬ计算过程 中对围岩变形量、塑性区体积、支护构件受力等进行 监测ꎬ方案 １—５ 部分计算结果见表 ４ꎮ 

 １)部分方案围岩塑性区及支护构件内力如图 ２ 所示ꎮ 地层倾斜对巷道围岩变形破坏及支护构件失 效影响显著ꎬ具有明显的非对称现象:倾斜地层方案 围岩塑性区分布图也呈倾斜形状ꎻ巷道左帮(岩层 倾向一方)变形更为严重ꎬ如图 ３ 所示ꎻ锚杆的破断 也呈现非对称现象ꎬ左帮锚杆比右帮锚杆更易破断ꎻ 拱架在左帮的变形破坏也更严重ꎬ与围岩之间发生 明显的剥离现象ꎬ巷道的左帮及拱架的左拱腿成为 巷道变形破坏的关键部位ꎮ 

 ２)巷道变形量及塑性区体积随地层倾角的变 化关系如图 ４ 所示ꎮ 总体上ꎬ巷道顶板下沉和巷帮 变形基本不受地层倾角影响ꎬ巷道底鼓随地层倾角 增大而显著增大ꎬ其主要原因是巷道所在地层(煤) 的力学参数显著小于上下岩层ꎮ 围岩塑性区体积随 地层倾角增加呈缓慢增加趋势ꎬ其原因同上ꎬ从塑性 区范围图上也可看出增加的塑性区体积主要由底板 贡献ꎮ

  倾斜地层巷道试验方案的围岩变形特征、拱架 初始失效部位、整体失效形态与锚杆破断情况与工 程实际较吻合ꎮ 分析原因在于ꎬ岩层倾斜及软弱岩 层流变作用致使倾向一帮将率先产生内挤变形ꎬ使 拱腿部分较早达到压弯极限而屈曲变形发展ꎻ另一 方面ꎬ拱架上的围岩压力使拱腿的弯曲变形速度大 于巷帮的内移速度ꎬ导致拱架与围岩分离ꎬ进一步加 剧巷帮变形ꎻ此外ꎬ岩层倾向一帮的锚杆破断失效也 为围岩变形提供了助推作用ꎮ 总之ꎬ对于倾斜地层 巷道来说ꎬ拱架尤其是岩层倾向一帮的拱腿部位内 弯变形是巷道最终变形失效的突破口ꎮ

３.２　 控制对策比选 

  方案 Ｋ１—Ｋ３ 的部分计算结果见表 ５ꎬ图 ５ 为方 案 Ｋ１、方案 Ｋ２ 与方案 Ｋ３ 塑性区及支护构件内力 图ꎮ 图 ６ 为方案 Ｋ１—Ｋ３ 与方案 ３ 围岩控制效果对 比图ꎮ 

  １)方案 Ｋ１ 与方案 ３ 的差别仅在于将其中的锚 杆由直径 １８ ｍｍ 换为 ２２ ｍｍꎬ其围岩控制效果有所 改观ꎬ尤其巷帮变形量减小了约 １５％ꎬ但对于顶板 下沉和底鼓的控制效果并不显著ꎻ所有锚杆均未出 现破断现象ꎬ但拱腿出现明显弯折现象ꎬ且左帮较右 帮变形严重(图 ５ａ) ꎬ拱架失效ꎮ 因此ꎬ通过增加锚 杆直径可以有效避免锚杆破断现象ꎬ但并没有解决 支护失效的关键所在ꎬ很难大幅度提升围岩的控制 效果ꎮ 

  ２)方案 Ｋ２ 采用了两帮各安装 １ 根锁拱锚杆 的方案ꎬ方案 Ｋ３ 只在左帮安装了 １ 根锁拱锚杆ꎬ 对比 Ｋ１ 方案ꎬ两者都能很好的解决拱腿弯折失 效问题ꎬ拱架整体结构性较好ꎬ未见明显弯曲变 形(图 ５ｂ 和图 ５ｃ) ꎻ由图 ６ 可知ꎬ两个带锁拱锚杆 支护方案对围岩控制效果改善相差不大ꎬ均较明 显ꎬ尤其对巷帮围岩变形控制的改善最为显著ꎮ 因此ꎬ对于倾斜地层巷道而言ꎬ通过计算或模拟 进行破坏关键部位和关键构件的预判ꎬ是非常必 要的ꎮ

上述试验结果分析表明ꎬ通过增大锚杆直径虽 能有效解决锚杆破断问题ꎬ但拱架尤其是拱腿位置 仍然变形严重ꎬ并不能取得理想的效果ꎮ 分析原因 在于ꎬ锚杆强度的增强仍不能限制倾向一帮拱腿率 先屈服变形进而造成整体失效ꎬ因此提高拱腿位置 的抗压弯能力是提升结构整体性的关键所在ꎻ数值 试验证明锁拱锚杆对拱架拱腿内敛变形产生极大的 限制作用ꎬ使拱架的形状保持完好ꎬ结构性得以充分 发挥ꎮ 对于倾斜地层巷道支护ꎬ单侧和两侧采用锁 拱锚杆的围岩控制效果相差不大ꎬ因此可采取在关 键部位、即在倾向一帮增设锁拱锚杆等非对称支护 方式ꎮ

鉴于上述工程背景ꎬ将 Ｋ３ 支护方案应用在工 程背景所述巷道中ꎮ 图 ７ 现场巷道变形监测曲线显 示ꎬ采用优化支护方案的巷道 １２０ ｄ 时变形量趋于 平稳ꎬ巷帮最大移近量仅为 ２６.３ ｍｍꎬ拱顶下沉量也仅为 １７.８ ｍｍꎬ围岩变形量大幅减小ꎬ巷道偏压量较 小ꎻ拱架未发生脱离现象ꎬ整体形态较好ꎬ锚杆未出 现破断现象ꎬ支护效果显著ꎮ 

４　 结　 　 论 

１)地层倾斜对巷道围岩变形破坏及支护构件 失效影响显著ꎬ围岩变形、塑性区分布以及锚杆破断 等具有明显的非对称现象:巷道的左帮及拱架的左 拱腿(岩层倾向一侧)变形更严重ꎬ成为巷道最终变 形破坏的突破口ꎮ 

２)巷道顶板下沉和巷帮变形基本不受地层倾 角影响ꎬ巷道底鼓随地层倾角增大而显著增大ꎬ其原 因主要是巷道所在地层(煤)的力学参数显著小于 上下岩层所致ꎻ围岩塑性区体积随地层倾角增加呈缓 慢增加趋势ꎬ其塑性区体积的增加主要由底板贡献ꎮ 

３)优化方案对比试验结果显示ꎬ通过增加锚杆 直径可以有效解决锚杆破断问题ꎬ但拱腿仍率先曲 折进而造成整体失效ꎻ锁拱锚杆有效控制拱腿内敛 变形ꎬ整体结构性得以发挥ꎻ单侧和两侧采用锁拱锚 杆的围岩控制效果相差不大ꎬ故对于倾斜地层巷道 可采取单侧施加锁拱锚杆的非对称支护方式ꎮ 

４)工程应用结果表明ꎬ采用单侧施加锁拱锚杆 等非对称支护方式ꎬ能有效缓解巷道偏压破坏ꎬ提高 巷道稳定性ꎮ 

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——转载自“煤炭行业知识服务平台”

 单体便携式螺旋支柱简介

湘潭乾坤的便携式螺旋支柱由五部分组成。

规格型号解读：

1.5米便携式螺旋支柱的含义：金属钢管直径有48和63两款，最高支撑高度为1.5米。该款支柱可支撑1-1.5米的高度 。
钢管直径越大，支柱承重越大，可支撑高度越高。
支柱高度越高，支柱承重越小。