王建貴，楊八九，者亞雷

(1.云南錫業(yè)股份有限公司， 云南 紅河州 661000；2.云南亞融礦業(yè)科技有限公司， 云南 昆明 650000)

0 引言

巷道開挖后，破壞了圍巖的原巖應(yīng)力平衡，引起新的應(yīng)力分布，巷道圍巖的應(yīng)力狀態(tài)由原來的三向應(yīng)力狀態(tài)改變?yōu)槎驊?yīng)力狀態(tài)，水平應(yīng)力向拱頂巖層轉(zhuǎn)移，垂直應(yīng)力向兩幫轉(zhuǎn)移，拱頂以下巖層主要受水平應(yīng)力作用，容易失穩(wěn)破壞[1-2]。當(dāng)交叉口處第二條巷道掘進(jìn)時，會再次引起圍巖應(yīng)力的重新分布，造成支承壓力的相互疊加，拱頂巖層承受的水平應(yīng)力會進(jìn)一步增大。雖然第一條巷道掘進(jìn)時的錨桿可以控制水平應(yīng)力作用下頂板巖層的剪切破壞，但在對交叉口處巷道進(jìn)行施工時，頂板上位巖層會產(chǎn)生新的松動離層破壞區(qū)，使得頂板巖層潛在冒落危險。研究表明，交叉口處第二條巷道掘進(jìn)后，應(yīng)力集中系數(shù)比開掘前增大40%～50%[3-4]。因此交叉口處巷道的支護(hù)參數(shù)優(yōu)化研究具有重要意義。

1 工程概況

本次研究對象為大屯錫礦高峰山礦段無軌巷道交叉口，巷道為三心拱斷面，單一斷面大小為4.5 m×4.3 m，交叉口位置開挖后頂板最大暴露面積約為93.72 m2（圖1中畫斜線區(qū)域）。巷道位于大理巖層中，通過室內(nèi)試驗得到巖塊力學(xué)參數(shù)后采用Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則折減確定高峰山礦段大理巖巖體黏聚力c=0.3219 MPa，內(nèi)摩擦角φ=37.69°，抗拉強(qiáng)度τ=0.3164 MPa，彈性模量G=9.0794 GPa。容重為γ=27.2 kN/m3。巷道距地表的埋深H=1000 m，交叉口處巷道相關(guān)尺寸見圖1。

圖1 大屯錫礦巷道交叉口相關(guān)尺寸示意

2 錨索長度計算

錨索長度L由下式確定：

式中，L1為錨索內(nèi)錨固段長度，m；L2為錨索自由伸段長度，m；L3為錨索張拉段長度，m。

錨索的錨固段長度L1按照錨索與水泥藥卷粘接強(qiáng)度相匹配原則確定：

式中，d1為錨索直徑，mm；fsf為錨索的抗拉強(qiáng)度，查得2246.5 N/mm2；fcs為樹脂藥卷與錨索的粘接強(qiáng)度，10 N/mm2。K為安全系數(shù)，取1.2。

錨索自由伸長段L2由不穩(wěn)定圍巖的松動范圍來確定：

式中，B為巷道掘?qū)?，按巷道交叉口處最大跨度計算?3.7 m；H為巷道掘高，m；f為頂板巖石普氏系數(shù)；ω為兩幫圍巖的似內(nèi)摩擦角，°。

錨索外錨段長度L3應(yīng)滿足安設(shè)錨具的張拉需要，取L3=0.3 m。

3 模型的構(gòu)建

根據(jù)彈塑性力學(xué)理論可知，在承受均勻載荷的無限大彈性體中開挖圓孔后，孔邊的應(yīng)力狀況會發(fā)生明顯變化：在3倍孔徑的區(qū)域，應(yīng)力較原始狀態(tài)增加11%；在5倍孔徑的區(qū)域，應(yīng)力的相對差值已小于5%，這樣的應(yīng)力變化在工程上可以忽略不計。因此，在計算中可以把 3～5倍孔徑的區(qū)域作為計算域。為了滿足計算需要和保證計算精度，本次計算采用的模型尺寸為巷道尺寸的5倍。X方向長度為200 m，Y方向長度150 m，Z方向長度為104.15 m。建好的計算模型如圖2所示。

圖2 巷道交叉口模型

由于采動影響范圍有限，在離巷道較遠(yuǎn)處的巖體位移值將很小，可將計算模型邊界處位移視為零。因此，計算域邊界采取位移約束，即模型底部所有節(jié)點采用x、y、z三個方向約束，模型x方向的兩端采用x方向約束，模型y方向的兩端采用y方向約束。巷道埋深按1000 m計算，模型頂部圍巖為大理巖，施加27.2 MPa的力模擬上覆巖層自重。

4 計算方案

結(jié)合現(xiàn)場實際制定的計算方案見表 1，錨索長度在理論計算值5.59 m的基礎(chǔ)上適當(dāng)加長。

表1 計算方案

5 計算結(jié)果分析

5.1 無支護(hù)時巷道穩(wěn)定性分析

從圖3、圖4可以看出，交叉口處巷道開挖后，巷道圍巖有一定的移動變形，位移量最大的區(qū)域發(fā)生在兩條巷道交叉口拱頂及邊壁位置，最大位移量為 10.9 cm。巷道開挖后裸巷圍巖出現(xiàn)了大范圍的塑性區(qū)，且塑性區(qū)整體連片，說明此時巷道處于不穩(wěn)定狀態(tài)，會發(fā)生垮塌或失穩(wěn)破壞。

圖3 方案一：不支護(hù)整體位移

圖4 方案二:不支護(hù)整體塑性區(qū)

5.2 支護(hù)巷道穩(wěn)定性分析

5.2.1 整體位移

巷道開挖后采用噴錨支護(hù)，其中方案四、方案五（見圖5）采用錨桿+錨索支護(hù)方式，在巷道開口處增加6 m、8 m長錨索進(jìn)行加固支護(hù)。

從圖5可以看出，與不采用支護(hù)手段相比，錨桿支護(hù)后圍巖位移從10.9 cm減小到9.23 cm、9.04 cm，效果不是特別明顯，而增加錨索加固后兩方案的圍巖位移從10.9 cm減小到6.15 cm、5.72 cm，比不支護(hù)時減小了近一半，效果較好。

圖5 不同支護(hù)方案的巷道圍巖位移

5.2.2 錨桿、錨索受力分析

由于方案較多，以下選取不采用錨索支護(hù)的方案三和錨索加固后的方案四進(jìn)行錨桿、錨索的受力分析。

從圖6可以看出，受力最大的錨桿、錨索均在巷道交叉口處，交叉口處錨桿所承受的載荷相應(yīng)地比其它部位高0.5倍左右。不打錨索時，交叉口錨桿受力最大值為99.71 kN，而現(xiàn)場測試的錨桿拉拔力僅為50 kN左右，此時錨桿受力已遠(yuǎn)超其自身的拉拔力值，處于失效狀態(tài)；采用錨索加固后交叉口受力最大值由錨桿轉(zhuǎn)移到錨索上，達(dá)到153 kN，此時錨桿的受力明顯減小，說明錨索發(fā)揮了極其重要的作用，能夠較好的控制頂板地壓，減小錨桿受力，使整體支護(hù)達(dá)到較好的效果。

圖6 各方案錨桿、錨索受力

5.2.3 塑性區(qū)分析

由于方案較多，僅對選取不采用錨索支護(hù)的方案三和錨索加固后的方案四進(jìn)行塑性區(qū)分布的比較。

從圖7可以看出，交叉口處巷道整體采用錨桿支護(hù)后，巷道圍巖塑性區(qū)與不支護(hù)相比有所減少，巷道開口處仍存在塑性區(qū)連片的現(xiàn)象。而拱頂采用錨索加固支護(hù)后，開口處的塑性區(qū)較錨桿加固方案明顯減少，并且塑性區(qū)都是獨立存在，沒有明顯連片現(xiàn)象。這是由于巷道交叉口處的潛在冒落區(qū)范圍較大，普通的錨桿（長度在2.4 m以下）不能伸入到冒落區(qū)以外，只能加固潛在冒落區(qū)內(nèi)的巖層，所以為了防止頂板上位巖層的大面積冒落，需要在交叉口處布置錨索，穿過潛在冒落區(qū)伸入到頂板深部穩(wěn)定的巖層中。因此，在巷道開口處打長錨索進(jìn)行加固支護(hù)有利于巷道圍巖整體穩(wěn)定。

6 結(jié)論

（1）采用FLAC3D數(shù)值模擬軟件對大屯錫礦巷道交叉口支護(hù)方案進(jìn)行模擬分析，認(rèn)為采用錨索加固能較好的控制圍巖變形，支護(hù)后圍巖位移量僅為錨桿支護(hù)時的63%，效果顯著。

圖7 錨桿支護(hù)與錨索加固后塑性區(qū)分布

（2）采用錨索加固后交叉口最大受力值轉(zhuǎn)移到錨索上，達(dá)到153 kN，此時錨桿區(qū)域的受力明顯減小，說明錨索發(fā)揮的作用明顯，能夠較好的控制頂板地壓，減小錨桿受力，使群體支護(hù)達(dá)到良好的效果。

（3）由于巷道交叉口處的潛在冒落區(qū)高度較大，普通的錨桿（長度在2.4 m以下）不能伸入到冒落區(qū)以外，為防止頂板上位巖層的大面積冒落，在交叉口處布置錨索，穿過潛在冒落區(qū)伸入到頂板深部穩(wěn)定的巖層中有利于巷道圍巖的穩(wěn)定。

（4）通過綜合分析，結(jié)合錨索長度的理論計算，認(rèn)為錨桿長度為2.2 m，錨索長度為6 m，錨桿間排距為1.1 m×1.1 m，錨索間排距為2 m×2 m的聯(lián)合支護(hù)方案是經(jīng)濟(jì)合理的可行支護(hù)方案。

（5）研究成果為大屯錫礦巷道交叉口的支護(hù)提供了理論依據(jù)，研究結(jié)果具有一定的參考價值。