楊書浩，王 俊，寧建國，沈 圳，李 壯

(1.山東科技大學 礦山災害預防控制省部共建國家重點實驗室培育基地，山東 青島 266590；2.山東科技大學 能源與礦業(yè)工程學院，山東 青島 266590)

0 引 言

近年來煤炭資源的高強度開采，使得淺部煤炭資源匱乏，煤炭開采深度逐漸增大，深部開采成為煤炭工業(yè)發(fā)展與資源開發(fā)中的新常態(tài)[1-2]。為適應深部采掘機械化的快速發(fā)展，需掘進大量的大斷面硐室和巷道，以方便大型機電設備的管理、運行、組裝及維修[3-4]。但是，在深部“三高一擾動”(高地應力、高溫、高滲透水壓及強開采擾動)的復雜條件下，大斷面硐室圍巖承載力與穩(wěn)定性降低，極易發(fā)生斷面收縮、冒頂、片幫等動力破壞[5]，阻礙了深部煤炭資源安全高效開采[6-7]。

目前，國內(nèi)外學者通過理論分析[8]、數(shù)值模擬[9-10]以及室內(nèi)相似材料模擬等手段，探討了深部大斷面硐室圍巖變形規(guī)律，揭示了不同應力環(huán)境下深部大斷面硐室圍巖的失穩(wěn)機制[11-12]。江權(quán)等[13]通過現(xiàn)場監(jiān)測發(fā)現(xiàn)，高應力下大型硬巖地下硐室圍巖漸進開裂，且應力跳躍式動態(tài)調(diào)整易引起內(nèi)部出現(xiàn)非連續(xù)的深層破裂。袁永等[14]研究發(fā)現(xiàn)小寬高比硐室?guī)筒繋r體在頂?shù)装逑嗷D壓作用下易形成層裂板結(jié)構(gòu)，且隨著硐室高度增加，層裂板結(jié)構(gòu)極限承載力降低，圍巖穩(wěn)定性降低。此外，朱成等[15]認為最大主應力峰值區(qū)是大斷面硐室圍巖變形破壞的主控作用，也明確了靜載高應力對硐室圍巖穩(wěn)定性的控制作用。而對于深部大斷面分選硐室而言，硐室圍巖常處于“三高一擾動”的復雜應力環(huán)境[16-17]，而應力環(huán)境的差異將直接影響其穩(wěn)定性。為此，寧建國等[18]結(jié)合室內(nèi)相似模擬試驗，從動載作用下硐室圍巖、錨固劑和錨桿之間的相互作用關系出發(fā)，探討了深部大斷面硐室錨固圍巖失穩(wěn)機理。閆奇等[19]利用數(shù)值模擬探討了動靜組合作用下大跨度鑿巖硐室的穩(wěn)定性，認為爆破動載傳播至硐室圍巖改變了應力環(huán)境，能夠誘導圍巖塑性區(qū)擴展。上述研究對推動深部大斷面硐室圍巖穩(wěn)定性分析具有積極作用，但針對此類硐室高跨比大這一特點，即硐室圍巖高度大，在動載荷和高水平應力作用下易出現(xiàn)結(jié)構(gòu)性失穩(wěn)現(xiàn)象，需要深入研究。

基于此，以山東新巨龍煤礦淺槽排矸分選硐室為工程背景，利用數(shù)值模擬仿真動載擾動下大斷面硐室圍巖破壞演化過程，進而揭示動載擾動下大斷面硐室圍巖失穩(wěn)機理，并提出相應的控制技術(shù)，以期對其穩(wěn)定性控制提供參考。

1 大斷面硐室圍巖破壞數(shù)值模型的建立

1.1 地質(zhì)條件

新巨龍煤礦是設計生產(chǎn)能力600萬t/a的國有大型礦井，服務年限82 a。為實現(xiàn)井下煤矸分離、矸石不升井的戰(zhàn)略，在北區(qū)運輸大巷、一采回風上山與1301采區(qū)所圍成的三角區(qū)域設立煤矸分離系統(tǒng)，該區(qū)域位于井下+739.20—+754.30 m水平，圍巖以粉砂巖和細粒砂巖為主，夾有部分中粒砂巖和泥巖，整體巖性較為穩(wěn)定，硐室布置如圖1所示。

圖1 淺槽煤矸分離硐室Fig.1 Coal gangue separation chambers

為保證煤矸分離系統(tǒng)的正常運行，需開挖多個不同功能的大斷面硐室，主要包括篩分破碎硐室、煤泥水加介硐室、煤矸分離硐室。研究對象為煤矸分離硐室，煤矸分離硐室斷面為7.5 m×8.0 m(寬×高，局部高為9.0 m，其墻高6 m，三心拱高2 m，半徑分別為1.875、7.800、1.875 m)。硐室均采用“錨網(wǎng)索噴”支護形式。錨桿規(guī)格為?22 mm×2 500 mm MSGW-600無縱肋螺紋鋼樹脂錨桿，間排距1 000 mm×1 000 mm。沿頂板中心向兩側(cè)布置5根錨索，兩幫錨索布置2排，規(guī)格為?22 mm×6 300 mm，排距均為3 000 mm，巖性綜合柱狀及支護斷面如圖2所示。

圖2 綜合柱狀及支護斷面Fig.2 Rock column lithology histogram and support section

1.2 模型建立與參數(shù)選擇

為了得到動載作用下的大斷面硐室錨固圍巖損傷破壞機制，以新巨龍煤礦井下煤矸分離大斷面硐室為背景，采用FLAC3D軟件建立三維數(shù)值計算模型，如圖3所示。綜合考慮邊界效應與數(shù)值計算效率的影響，三維數(shù)值計算模型寬為100 m，高為79 m，長160 m。數(shù)值建模過程中，大斷面煤矸分離硐室墻高6 m，三心拱高2 m，寬7.5 m。

圖3 數(shù)值計算模型Fig.3 Numerical calculation model

參考相關數(shù)值計算經(jīng)驗[20]，采用摩爾-庫侖模型，其力學參數(shù)通過室內(nèi)巖石力學試驗獲得，具體見表1。

表1 數(shù)值模型力學參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of numerical model

1.3 邊界條件及動載模型方案

數(shù)值計算主要分為2步，首先靜力的計算使模型整體應力達到平衡狀態(tài)，再開展動力學計算分析。靜載計算時，模型上邊界施加應力邊界條件，模型底部和水平邊界為位移約束。頂部垂直應力取覆巖的自重應力(18.5 MPa)，初始水平應力取1.25倍的垂直應力。模型初始應力平衡后，進行硐室開挖與錨固，期間依據(jù)現(xiàn)場錨桿(索)布置方式，通過Cable單元以模擬錨桿(索)，其力學參數(shù)參考文獻[21]，見表2。

表2 錨桿(索)力學參數(shù)[21]Table 2 Mechanical parameters of anchor rod (cable)[21]

動力學計算時，采用靜載邊界，以消除邊界效應，此外設定模型局部阻尼系數(shù)為0.05。為了近似模擬動載擾動，假設震源位于硐室頂板巖層以模擬遠場頂板斷裂產(chǎn)生的壓縮波。分析表明，頂板斷裂產(chǎn)生的壓縮波含有多種頻率的子波。由波形合成技術(shù)可知，任何一種復雜的波形都可以通過正弦或余弦波合成。為簡化，選擇正弦應力波作為輸入波形。MUTKE等[22]監(jiān)測發(fā)現(xiàn)應力波主頻一般為5～20 Hz，震動持續(xù)時間一般小于1 s。為此，選擇正弦應力波周期為0.1 s，頻率為10 Hz。另外，HADJIGEORGIOU[23]通過現(xiàn)場監(jiān)測發(fā)現(xiàn)，應力波PPV能夠大于3.3 m/s，而MUTKE[22]發(fā)現(xiàn)了應力波PPV僅為0.380 m/s。因此，為了模擬不同震動強度的應力波，振幅設定為0.6、0.8、1.0、1.2 m/s。為了保證動力學計算時模型的力學平衡，動力學計算持續(xù)時間為0.2 s。

2 動載擾動下大斷面硐室圍巖破裂時空演化規(guī)律

分別對模型施加振幅vmax為0.6、0.8、1.0、1.2 m/s的應力波(以應力波振幅表示動載強度)，選取應力波輸入0、0.07、0.14、0.20 s四個典型時刻，研究應力波輸入全程大斷面硐室圍巖破壞演化規(guī)律(圖4—圖7)。

圖4 應力波振幅為0.6 m/s時大斷面硐室圍巖塑性區(qū)分布Fig.4 Variation of surrounding rock failure of large section chamber when stress wave amplitude is 0.6 m/s

圖5 應力波振幅為0.8 m/s時大斷面硐室圍巖塑性區(qū)分布Fig.5 Variation of surrounding rock failure of large section chamber when stress wave amplitude is 0.8 m/s

圖6 應力波振幅為1.0 m/s時大斷面硐室圍巖塑性區(qū)分布Fig.6 Variation of surrounding rock failure of large section chamber when stress wave amplitude is 1.0 m/s

圖7 應力波振幅為1.2 m/s時大斷面硐室圍巖塑性區(qū)分布Fig.7 Variation of surrounding rock failure of large section chamber when stress wave amplitude is 1.2 m/s

由圖4—圖7可知，在相同應力波振幅下，硐室錨固圍巖塑性區(qū)不僅向深處擴展，而且破壞程度也逐步惡化，但需要指明是硐室兩幫與頂?shù)装宄霈F(xiàn)了不同的破壞模式。為了詳細闡述此種差異，以應力波振動幅度為0.6 m/s進行說明。

由圖4a可知，動載作用前大斷面硐室在高靜載作用下兩幫及頂板均產(chǎn)生一定的塑性破壞，但硐室肩角的破壞程度明顯大于巷幫中部區(qū)域，這是由于硐室高寬比大于1，硐室肩角區(qū)域應力集中較大，硐室開挖后易出現(xiàn)“壓桿”式屈服破壞；后續(xù)，動載應力波改變了硐室圍巖狀態(tài)。例如動載作用0.07 s后，應力波由震源不斷衰減傳播至硐室圍巖，打破了硐室錨固圍巖應力平衡狀態(tài)，幫部塑性區(qū)立即向深處擴展0.2 m，其體積也增加至22.52 m3，但頂板巖層破壞深度及程度基本不受影響；后續(xù)，隨著動載作用時間增加，動載應力波與高靜載相互疊加效應更加明顯，幫部應力集中程度持續(xù)增加，超過極限承載能力，幫部塑性區(qū)持續(xù)向深度擴展。如圖8所示，動載作用0.20 s與0.14 s相比，幫部塑性區(qū)體積增量為0.38 m3，增幅為1.6%。但通過對比大斷面硐室?guī)筒颗c頂?shù)装邋^固承載體的破壞程度發(fā)現(xiàn)，在動載作用0.14 s之前，頂板塑性區(qū)面積幾乎不變，說明頂板破壞程度幾乎不受動載影響，而當動載作用0.2 s時，震源停止向圍巖輻射應力波，但頂板塑性區(qū)體積卻由4.70 m3增加至4.75 m3，增幅為1%?？芍?，大斷面硐室受動載沖擊后兩幫首先破壞，且?guī)筒渴Х€(wěn)聯(lián)動誘發(fā)頂板巖層破壞。

圖8 應力波振幅0.6 m/s硐室圍巖塑性區(qū)體積Fig.8 Volume of plastic zone of surrounding rock of large section chamber when stress wave amplitude is 0.6 m/s

通過對比應力波振幅為0.6、0.8、1.0、1.2 m/s時，大斷面硐室錨固圍巖塑性區(qū)分布特征，發(fā)現(xiàn)相同動載作用時間內(nèi)，應力波振幅越大，大斷面硐室錨固圍巖破壞范圍及程度越大，即大斷面硐室錨固圍巖失穩(wěn)概率越大。例如，動載作用0.07 s后，應力波振幅由0.6 m/s增加至1.2 m/s，幫部塑性區(qū)體積由22.52 m3增加至24.96 m3，增幅為10.8%，如圖9所示。此外，與應力波振幅為0.6 m/s相比，應力波振幅為0.8、1.0、1.2 m/s時，大斷面硐室頂板塑性區(qū)擴展時間提前至0.07 s，說明應力波振幅越大，硐室?guī)筒垮^固區(qū)失穩(wěn)更易聯(lián)動誘發(fā)頂板巖層破壞。

圖9 動載作用0.07 s后大斷面硐室圍巖塑性區(qū)體積Fig.9 Variation of plastic zone volume of surrounding rock of large section chamber under different dynamic load intensity when dynamic time is 0.07 s

3 動載擾動下大斷面硐室圍巖變形演化規(guī)律

為了揭示沖擊載荷作用下大斷面硐室錨固圍巖變形時空演化規(guī)律，獲得了不同動載作用下大斷面硐室錨固圍巖位移隨時間分布(圖10—圖11)，圖11中黑色箭頭代表位移矢量方向。為簡化，僅給出了應力波振幅為0.6、1.2 m/s時大斷面硐室錨固圍巖位移隨時間分布。

圖10 應力波振幅為0.6 m/s時硐室圍巖變形量Fig.10 Surrounding rock deformation of large section chamber when stress wave amplitude is 0.6 m/s

為了探討動載作用過程中大斷面硐室錨固圍巖變形演化規(guī)律，以0.6 m/s為例進行說明。由圖10可知，動載沖擊之前，錨桿(索)支護形成的錨固結(jié)構(gòu)強化了硐室圍巖整體承載力，硐室圍巖變形分布較均勻。動載擾動過程中硐室錨固承載體雖然變形量增加，但頂板與幫部變形量及向硐室運動的趨勢不同。例如動載作用由0.07 s增加至0.2 s后，兩幫錨固區(qū)變形量迅速增至11.23 cm(增幅為11.1%)，頂板變形量迅速增加至5.3 cm(增幅為5.6%)，這是因為頂板錨桿(索)支護提升了“錨固梁”的抗彎剛度，減少了頂板下沉量；而幫部錨固區(qū)受到多次拉壓組合應力損傷破壞程度及范圍加大，期間其強度劣化，進而變形量增加。此外，在動載作用0.14 s前，雖然頂板錨固巖層基本保持穩(wěn)定，但頂板下沉量與兩幫移近量非同步增加，且前者增幅明顯小于后者；對比發(fā)現(xiàn)，動載作用0.14～0.20 s，兩幫與頂板塑性區(qū)向深部擴展，頂板下沉量與兩幫移近量同步增加，且頂板錨固區(qū)向硐室垮冒的趨勢更加明顯，這也從另一面證實了幫部失穩(wěn)聯(lián)動誘發(fā)頂板破壞，引起頂板巖層垮冒。

對比應力波振幅為0.6 m/s與1.2 m/s時大斷面硐室圍巖位移隨時間分布(圖11、圖12)，發(fā)現(xiàn)錨固圍巖變形量與應力波振幅呈正相關，但兩幫與頂?shù)装遄冃瘟侩S應力波振幅增長的速度明顯不同。

圖11 應力波振幅為0.6 m/s時大斷面硐室圍巖變形Fig.11 Surrounding rock deformation of large section chamber when stress wave amplitude is 0.6 m/s

圖12 應力波振幅為1.2 m/s時大斷面硐室圍巖變形Fig.12 Surrounding rock deformation of large section chamber when stress wave amplitude is 1.2 m/s

圖13統(tǒng)計了動載作用0.07 s時不同應力波振幅下大斷面硐室錨固圍巖變形量。由圖13可知，當應力波振幅由0.6 m/s增加至1.2 m/s，兩幫移近量近似線性增加至15.64 cm，增幅為39%(增量為4.41 cm)；相比而言，頂板下沉量緩慢增加，增幅僅為35%(增量僅為1.9 cm)。由此說明，大斷面硐室兩幫變形對應力波振幅的敏感度大于頂板，這也反映了動載沖擊后硐室?guī)筒垮^固區(qū)的破壞程度要大于頂板。

圖13 動載作用0.07 s硐室圍巖變形Fig.13 Surrounding rock deformation of chamber under dynamic load intensity after 0.07 s dynamic load input

4 動載擾動下深部大斷面硐室“幫-頂”聯(lián)動失穩(wěn)機理及控制

4.1 動載擾動下大斷面硐室“幫-頂”聯(lián)動失穩(wěn)機理

采掘活動打破煤巖體原有的應力平衡狀態(tài)，引起一定范圍內(nèi)圍巖產(chǎn)生不同程度的應力集中。對于深埋大斷面硐室而言，動態(tài)調(diào)整后應力通常能夠引起硐室周圍巖體產(chǎn)生塑性破壞。結(jié)合彈塑性力學理論，兩幫垂直應力明顯高于水平應力，垂直方向可近似認為是兩幫最大主應力方向；而頂?shù)装鍘r層水平應力相對較大，可近似認為是頂?shù)装遄畲笾鲬Ψ较?，兩幫與頂?shù)装鍘r層應力分布如圖14所示。

σ0—原巖應力；σj—應力峰值；γ—覆巖平均容重;h—埋深圖14 大斷面硐室圍巖應力分布Fig.14 Stress distribution of large section chamber

大斷面硐室受到?jīng)_擊擾動前，硐室錨固圍巖由表及里依次形成了塑性區(qū)、彈性區(qū)，且彈塑性區(qū)交界處巖體應力集中最大(圖14)。對于深埋硐室而言，彈塑性區(qū)交界處(一般距硐室表面為1～2倍的硐室跨度)巖體應力可達到1.5～2.0倍的原巖應力σ0(可等效認為γh)，已經(jīng)接近煤系地層巖石裂紋起裂應力σci。在此應力狀態(tài)下，硐室彈塑性區(qū)交界處巖體內(nèi)部節(jié)理裂縫近似沿著最大主應力方向擴展，形成類似“板裂結(jié)構(gòu)”，其厚度為極限平衡區(qū)寬度。對于大斷面硐室而言，由于硐室寬高比明顯小于1，且?guī)湾^桿很難穿透“板裂結(jié)構(gòu)”以增加其等效厚度，故兩幫“板裂結(jié)構(gòu)”幾何尺寸表現(xiàn)為類似的“薄板結(jié)構(gòu)巖體”；而對于頂板“板裂結(jié)構(gòu)”，雖然在空間位置上超過了錨桿錨固范圍，但錨索高預緊力將“板裂結(jié)構(gòu)”懸吊于上部穩(wěn)定巖層，進而變相增加了錨固梁厚度。

深部煤礦開采常發(fā)生采場頂板斷裂垮落、斷層滑移等現(xiàn)象[18]。根據(jù)煤礦礦震發(fā)生機制及震源模型可知，采場頂板斷裂垮落、斷層滑移均可激發(fā)縱波(P波，本文也稱為動載應力波)，并且以震源為中心逐漸傳播至井下硐室圍巖附近。由于動載應力波波長通常遠大于硐室?guī)缀纬叽?，故可近似認為動載應力波同時傳播至巷道頂板與幫部。遠場動載應力波衰減傳播至硐室圍巖后，與靜載應力相疊加，兩幫及頂板疊加后應力狀態(tài)σjd,i可由式(1)表示。

σjd,i=σdh-η+σj,i(i=1,2)

(1)

其中：σd為動載強度；h為震源至硐室的幾何距離；η為衰減系數(shù)；σj,1、σj,2分別為硐室?guī)筒?、頂板極限平衡區(qū)應力；σjd,1、σjd,2分別為硐室?guī)筒?、頂板動靜組合后應力。動載沖擊前，對于頂板錨固梁因其承載能力大，仍沒有處于極限荷載的邊緣；動載沖擊后，頂板動靜組合后應力σjd,2很可能小于或臨界極限載荷，此時頂板“錨固厚梁結(jié)構(gòu)巖體”基本保持穩(wěn)定；反之，兩幫“薄板結(jié)構(gòu)巖體”在高靜載應力作用下產(chǎn)生屈曲變形，鄰近或臨界其極限載荷；動載沖擊后，幫部動靜組合后應力超過了極限載荷，“薄板結(jié)構(gòu)巖體”失穩(wěn)，幫部塑性區(qū)向內(nèi)部擴展，高應力再次向巷道兩幫深處遷移。伴隨著硐室?guī)筒繃鷰r應力調(diào)整，硐室頂板“錨固厚梁結(jié)構(gòu)巖體”應力增高，最終超過了臨界極限載荷，聯(lián)動誘發(fā)一定范圍內(nèi)錨固梁失穩(wěn)。

4.2 深部大斷面硐室“幫-頂”聯(lián)動失穩(wěn)控制

理論分析表明，深部大斷面硐室?guī)筒柯氏绕茐?，進而在沖擊動載作用下引發(fā)支護系統(tǒng)的連續(xù)破壞。為了實現(xiàn)對動載作用下深部大斷面硐室穩(wěn)定性控制，應從弱化動載應力和強化全斷面圍巖錨固承載能力2方面入手，即積極采用深部消波吸能-淺部全斷面錨固均撐支護-巷表柔性防護多層次控制技術(shù)。

1)深部消波吸能弱結(jié)構(gòu)體。動載應力波是深部動載大斷面硐室?guī)晚斅?lián)動失穩(wěn)的重大誘因，但因高強度采掘活動的連續(xù)性，幾乎很難從源頭消除頂板斷裂垮落、斷層滑移等活動產(chǎn)生震源。深部弱結(jié)構(gòu)體是指通過大直徑鉆孔、爆破與定向水力割縫等手段，在硐室圍巖深處形成一定厚度的松散煤巖體(一般而言，其厚度可根據(jù)硐室彈性區(qū)厚度確定)，主要具有消波吸能的作用[22]。如圖15所示，當動載應力波傳播到弱結(jié)構(gòu)體時，應力波在巖層與弱結(jié)構(gòu)體界面發(fā)生復雜的透反射，其中部分動載荷反射回巖層，消弱了應力波強度；另外一部分透射應力波傳播經(jīng)過弱結(jié)構(gòu)體時，發(fā)揮了類似阻尼器的吸能作用，進一步降低了傳播至錨固結(jié)構(gòu)的應力波強度。

圖15 深部自消波弱結(jié)構(gòu)體Fig.15 Deep self eliminating weak structure

2)淺部全斷面錨固均撐支護殼體。如圖16所示，預應力長錨索+淺部注漿形成的淺部圍巖全斷面承載殼體，通過注漿加固全斷面充填淺部破裂圍巖節(jié)理和裂縫，使淺部破碎圍巖形成殼體承載結(jié)構(gòu)，要求注漿錨桿有效長度至少為破裂區(qū)寬度；通過預應力長錨索將淺部殼體承載結(jié)構(gòu)與深部圍巖串聯(lián)成整體，加大支護承載結(jié)構(gòu)的范圍，分散局部高應力，使斷面均衡受力，共同承載外部動荷載。錨索高預應力，通過殼體承載結(jié)構(gòu)給硐室極限平衡區(qū)巖體提供了可靠的徑向約束力，可使極限平衡區(qū)處于高約束三向應力，不易再形成“板裂結(jié)構(gòu)”，最終實現(xiàn)“強幫固頂”，使巖體的承載能力顯著強化。要求高預緊力注漿錨索長度不應小于極限平衡區(qū)深度。

圖16 淺部全斷面錨固均撐殼體Fig.16 Shallow full section anchor supporting shell

3)巷表柔性吸能防護。如圖17所示，金屬可縮支架被動支護+鋼筋網(wǎng)并輔以柔性噴漿材料整體固結(jié)形成的巷道表面讓壓吸能體屬于半柔性的支護結(jié)構(gòu)，能夠在一定變形讓壓的情況下抵御較大外部動載荷，實現(xiàn)力與變形的耦合協(xié)調(diào)。此外，柔性噴漿封閉硐室圍巖，可切斷井下水氣環(huán)境侵入圍巖路徑，防止圍巖因長期風化而強度劣化。

深部動載大斷面硐室多層次控制技術(shù)以深部自消波弱結(jié)構(gòu)、淺部全斷面錨固承載殼體與巷表柔性吸能為核心，全斷面整體加固控制硐室圍巖，支護系統(tǒng)沿硐室軸向形成連續(xù)的多層殼體結(jié)構(gòu)，能夠較好體現(xiàn)“1+1>2”的優(yōu)勢，保證全斷面均衡受力，防止支護系統(tǒng)存在弱區(qū)。

5 控制效果

為了檢驗多層次控制技術(shù)的效果，利用FLAC3D軟件建立數(shù)值計算模型，模型尺寸、巖體力學參數(shù)、邊界條件、錨桿(索)設置等方面與1.2節(jié)保持一致。

數(shù)值計算分為3步：①模型應力平衡。②硐室開挖后，計算一定步數(shù)后，模擬多層次控制技術(shù)的實施。其中，結(jié)合文獻[24-25]，通過改變特定區(qū)域煤巖物理力學參數(shù)，以近似模擬深部消波吸能弱結(jié)構(gòu)體，其力學參數(shù)見表3。錨桿(索)同樣利用Cable單元模擬，力學參數(shù)見表2。參考文獻[26]研究成果，將淺部全斷面錨注加固承載體殼體范圍內(nèi)的巖體力學參數(shù)按破裂巖體注漿加固試驗結(jié)果進行調(diào)整，以再現(xiàn)錨注加固對圍巖體參數(shù)的強化。硐室表面柔性噴漿支護結(jié)構(gòu)利用Shell單元模擬，其力學參數(shù)可參考文獻[27]。③動力學計算，設置震源應力波PPV為1.2 m/s，其他參數(shù)設置、計算流程與1.3節(jié)保持一致。數(shù)值計算過程中，監(jiān)測了硐室圍巖塑性區(qū)與變形，具體結(jié)果如圖18、圖19所示。

表3 柔性噴漿材料力學參數(shù)[26]Table 3 Mechanical parameters of flexible shotcrete material[26]

圖18 應力波振幅為1.2 m/s時大斷面硐室圍巖塑性區(qū)(作用0.2 s)Fig.18 Plastic zone of surrounding rock of large section chamber when stress wave amplitude is 1.2 m/s(at 0.2 s)

圖19 應力波振幅為1.2 m/s時大斷面硐室圍巖變形(作用0.2 s)Fig.19 Displacement of surrounding rock of large section chamber when stress wave amplitude is 1.2 m/s (at 0.2 s)

為簡化分析，僅提取動載作用時間為0.2 s的云圖。圖18與圖19為數(shù)值仿真計算獲得的大斷面硐室塑性區(qū)與變形量分布。由圖18與圖19可知，采用多層次控制技術(shù)方案后，大斷面硐室圍巖塑性區(qū)體積由37.91 m3降低至30.92 m3，尤其是幫部圍巖塑性區(qū)擴展與發(fā)育得到了抑制；另外，圍巖變形顯著減少，最大降幅達到31.78%，幫部與頂板整體性得到了強化，變形趨于均勻化。由此說明深部消波吸能-淺部全斷面錨固均撐支護-巷表柔性防護多層次控制體系強化了大斷面硐室圍巖整體抗沖擊擾動的能力，硐室穩(wěn)定性控制取得了一定的效果。

6 結(jié) 論

1)理論分析與數(shù)值模擬研究表明：深部大斷面硐室高度大，服役期間在高靜載作用下兩幫及頂板均發(fā)生一定程度的塑性破壞，但幫部塑性區(qū)范圍、破壞程度以及高應力集中的量值大于頂板，且?guī)筒繕O限平衡區(qū)是硐室主要承載區(qū)。

2)動載擾動是深部大斷面硐室圍巖失穩(wěn)的誘發(fā)因素。動載應力與硐室?guī)筒繕O限平衡區(qū)高靜載相疊加，導致幫部錨固巖體首先變形破壞，最終聯(lián)動誘發(fā)頂板錨固巖層變形破壞的發(fā)生。模擬發(fā)現(xiàn)應力波振幅越大，深部大斷面硐室?guī)筒渴Х€(wěn)聯(lián)動誘發(fā)頂板破壞的現(xiàn)象越易顯現(xiàn)。

3)深部消波吸能-淺部全斷面錨固均撐支護-巷表柔性防護多層次控制技術(shù)可達到弱化動載應力與強化全斷面圍巖錨固承載能力的目的。數(shù)值模擬表明，此項技術(shù)可使硐室圍巖塑性區(qū)體積下降了18.46%，變形量降幅高達31.78%。