谷長宛，王 波，王 軍，陸長亮

(1.華北科技學(xué)院 應(yīng)急技術(shù)與管理學(xué)院，北京 101601；2.山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 濟南 250100)

0 引 言

沿空掘巷窄煤柱是沿空掘巷采礦活動中為隔絕采空區(qū)而留設(shè)的煤體，其完整性和穩(wěn)定性有著至關(guān)重要的現(xiàn)實意義[1]。針對沿空掘巷窄煤柱難以有效加固的問題，提出了脹鎖式對穿錨索沿空掘巷窄煤柱雙向加固技術(shù)，現(xiàn)場工業(yè)試驗表明，該技術(shù)能夠有效維護窄煤柱完整性和穩(wěn)定性[2-6]。為進(jìn)一步完善該技術(shù)，有必要對其加固機理進(jìn)行深入研究。

目前，眾多專家、學(xué)者運用多種理論方法和研究手段對巷道錨桿、錨索支護的力學(xué)特征和破壞特征做了大量研究。姚強嶺等[7]基于伺服液壓控制臥式錨桿拉拔試驗平臺, 研究螺紋鋼錨桿不同錨固長度條件下錨固段剪應(yīng)力和軸力沿錨固底部方向的變化規(guī)律。王其洲等[8]采用實驗室相似模擬試驗方法，研究了不同錨桿間排距和預(yù)緊力條件下的錨固體載荷演化規(guī)律及再破壞特征。孟慶彬等[9]提出了“錨注加固體等效層”概念，采用FLAC3D數(shù)值模擬研究了深部軟巖巷道錨注支護機理，揭示了“錨注加固體等效層”厚度、彈性模量、黏聚力、內(nèi)摩擦角對巷道圍巖位移及塑性區(qū)的影響規(guī)律。劉永權(quán)等[10]在對錨索錨固段剪應(yīng)力分布模式進(jìn)行彈塑性理論分析的基礎(chǔ)上，開展了拉力集中型、拉力分散型、壓力分散型錨索的現(xiàn)場破壞性試驗，對3類錨索的剪應(yīng)力分布特征、承載能力、荷載-位移曲線進(jìn)行了對比分析。趙一鳴[11]建立了考慮樹脂錨固層黏彈特性的錨固體拉拔狀態(tài)下的長時蠕變力學(xué)模型。孟波等[12-13]利用真三軸物理模擬試驗系統(tǒng)，研究了破裂圍巖錨固體以及錨桿的變形破壞特征?？导t普等[14-15]運用室內(nèi)模型和FLAC3D數(shù)值模型分析了2根錨桿形成的支護應(yīng)力場相互疊加與影響的特點及黏結(jié)剛度對層狀頂板錨桿支護效用的影響。侯朝炯等[16]研究表明，巖石峰后強度特征對錨桿作用敏感性較高，即錨桿的支護和加固作用對峰后巖體的止損效果突出。丁書學(xué)等[17]研究了含軟弱夾層錨固體中的錨桿受力演化規(guī)律和沿桿體軸向的分布規(guī)律。李東印等[18]分析了錨桿樹脂破壞面的演化特征，以及螺紋鋼橫肋面角、徑向尺寸系數(shù)和橫肋間距對錨固體破壞特征的影響。韋四江等[19-20]探討巷道圍巖不同側(cè)壓系數(shù)條件下錨固承載結(jié)構(gòu)變形破壞過程和錨桿端部工作阻力變化規(guī)律，以及預(yù)應(yīng)力錨桿作用下錨固體的形成因素和失穩(wěn)規(guī)律。綜上所述，眾多學(xué)者對不同影響因素下錨桿對錨固體的錨固作用進(jìn)行了相當(dāng)充分的研究，且取得了突出的研究成果，但對錨固體內(nèi)部破裂特征及演化過程，錨桿、錨索桿體力學(xué)特性，以及兩者之間關(guān)系的研究尚顯不足。

針對上述問題，筆者結(jié)合室內(nèi)試驗和現(xiàn)場工業(yè)試驗的相關(guān)結(jié)論，應(yīng)用FLAC3D數(shù)值計算軟件，對煤體內(nèi)部破裂特征及其演化過程和錨索荷載特征、窄煤柱變形量變化規(guī)律及應(yīng)力分布變化規(guī)律和錨索受力變化規(guī)律進(jìn)行研究，并得到了相應(yīng)的研究成果。研究成果可為完善脹鎖式對穿錨索沿空掘巷窄煤柱雙向加固理論和進(jìn)一步推廣該技術(shù)提供有力支撐。

1 脹鎖式對穿錨索雙向加固技術(shù)及現(xiàn)場工業(yè)性試驗

1.1 脹鎖式對穿錨索雙向加固技術(shù)

1.1.1 脹鎖式對穿錨索結(jié)構(gòu)

如圖1所示，脹鎖式對穿錨索主要由脹鎖體、注漿管和錨索體3部分構(gòu)成，其中脹鎖體分為鎖具、注漿囊袋和單向閥等部分。注漿囊袋使用前折疊收起，如圖1中A所示，通過注漿管注入水泥漿后囊袋脹起，水泥漿液固化后形成脹鎖體，如圖1中B所示，水泥漿凝固時間可根據(jù)需要進(jìn)行調(diào)控。脹鎖體長度為450～500 mm，形成的水泥體直徑為350～400 mm，脹鎖體具體尺寸可根據(jù)實際工況進(jìn)行調(diào)整。室內(nèi)拉拔試驗表明，成型后的脹鎖式對穿錨索可提供不小于430 kN的錨固力，其失效形式主要表現(xiàn)為水泥體的破壞和錨索脫離水泥體，錨索未發(fā)生破斷。

圖1 脹鎖式對穿錨索整體結(jié)構(gòu)示意

1.1.2 脹鎖式對穿錨索加固機理

脹鎖式對穿錨索沿空掘巷窄煤柱雙向加固技術(shù)可在煤柱另一側(cè)為采空區(qū)的情況下，在巷道側(cè)進(jìn)行施工，實現(xiàn)對煤柱的雙向加固，其解決了傳統(tǒng)加固方法無法實現(xiàn)單側(cè)施工雙向加固煤柱的難題。脹鎖式對穿錨索的結(jié)構(gòu)可以充分發(fā)揮錨索鋼絞線高抗拉強度的特性，并在采空區(qū)側(cè)脹鎖頭和施工側(cè)托盤鎖具的配合下，主動給窄煤柱的兩個自由面提供較大的壓力，使煤柱受力更加科學(xué)，從而有效控制煤柱變形，提高煤柱穩(wěn)定性。脹鎖式對穿錨索加固結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 脹鎖式對穿錨索加固示意

脹鎖式對穿錨索施工工藝如下：①在巷道側(cè)向煤柱打穿透鉆孔；②將脹鎖式對穿錨索插入鉆孔；③采用發(fā)泡劑進(jìn)行預(yù)封孔；④采用注漿泵通過注漿管向注漿囊袋內(nèi)注水泥漿；⑤施加預(yù)應(yīng)力；⑥采用水泥漿終封孔。

1.2 現(xiàn)場工業(yè)性試驗

濟寧三號煤礦123下04 工作面標(biāo)高-617.7～-687.6 m，平均標(biāo)高-655.0 m，地面標(biāo)高+34.17～+35.02 m，平均標(biāo)高+34.53 m，工作面平均埋深689.53 m，走向長度約1 900 m，煤厚度1.5～7.5 m，平均厚度5.34 m，煤層傾角最大13 °，一般約為4°，采用走向長壁綜采放頂煤采煤法，采煤高度3.2～3.8 m，采放比1∶0.5，采用全部垮落法管理頂板。123下04 工作面沿123下03采空區(qū)側(cè)巷道作為運輸巷，與123下03 運輸巷之間留設(shè)3.5 m 寬凈煤柱。工作面巷道位置關(guān)系如圖3所示。

圖3 巷道布置示意

實際生產(chǎn)過程中，隨著本工作面的推進(jìn)，原有的錨-網(wǎng)-索配合單體液壓支柱支護方式無法起到有效的錨固效果，導(dǎo)致煤柱失穩(wěn)變形，進(jìn)而導(dǎo)致巷道大變形。脹鎖式對穿錨索優(yōu)化了傳統(tǒng)錨索的加固方式，可為煤柱提供雙向加固力，從而提高煤柱的穩(wěn)定性。因此，礦方領(lǐng)導(dǎo)決定在原有支護的基礎(chǔ)上增加脹鎖式對穿錨索對窄煤柱進(jìn)行加強支護。

圖4為現(xiàn)場工業(yè)性試驗巷道圍巖表面位移隨采面推進(jìn)變化圖。試驗過程中的巷道圍巖變形采用十字布點法進(jìn)行監(jiān)測，數(shù)據(jù)表明，使用脹鎖式對穿錨索后巷道的圍巖變形有了很大程度的降低，其中巷道頂板下沉量和窄煤柱鼓幫量分別由1 400 mm和1 500 mm降低到420 mm左右，變形量降低70%以上，加固效果明顯。

圖4 巷道圍巖位移

2 單軸壓縮數(shù)值模擬

2.1 煤體力學(xué)參數(shù)

將濟寧三號煤礦123下04工作面膠帶運輸巷煤樣加工成高100 mm、直徑50 mm的標(biāo)準(zhǔn)圓柱試件，在華北科技學(xué)院RMT試驗平臺進(jìn)行單軸壓縮試驗，試驗采用位移加載方式，加載速率為2×10-3mm/s，得到煤體相關(guān)力學(xué)參數(shù)和破壞特征。煤體力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 煤體力學(xué)參數(shù)

2.2 力學(xué)參數(shù)校驗

通過FLAC3D數(shù)值計算軟件建立標(biāo)準(zhǔn)煤體試件單軸壓縮試驗數(shù)值模型，如圖5a所示，在模型端面施加加載速率為2×10-3mm/step的加載條件，加載示意如圖5b所示，數(shù)值模型的塑性剪應(yīng)變與強度參數(shù)對應(yīng)關(guān)系見表2。數(shù)值模型采用應(yīng)變軟化準(zhǔn)則。

圖5 單軸壓縮試驗數(shù)值模型

表2 數(shù)值模型強度參數(shù)

如圖6所示，2種方法下試件均以壓剪破壞為主，且破裂方式和裂隙特征近似。在模擬初期，試件表面出現(xiàn)局部的剪力集中，如圖6a所示，實驗室單軸壓縮初期，試件表面出現(xiàn)細(xì)小的傾斜裂隙。試件破壞時，數(shù)值模擬模型表面出現(xiàn)與水平線角度大致為55°的剪力集中區(qū)域和兩端的應(yīng)力集中區(qū)域，這說明試件的最終破壞狀態(tài)為剪切破壞，且破壞裂隙的角度大致為55°，如圖6b和6c所示；實驗室單軸壓縮試驗結(jié)果表明，試件破壞為剪切破壞，且破壞裂隙為傾斜裂隙，受煤體內(nèi)部結(jié)構(gòu)的影響，破壞裂隙角度僅在試件上端部大致呈50°，試件中、下部破壞裂隙角度則向垂直方向有所傾斜，試件下端部也出現(xiàn)了較多的傾斜裂隙，且部分試件脫落，如圖6d所示。

圖6 煤體單軸壓縮破壞特征

由圖7可知，實驗室單軸壓縮和數(shù)值模擬的應(yīng)力-應(yīng)變曲線趨勢大致一致，主要分為峰前和峰后2大階段，2個階段的分界點為應(yīng)力峰值位置，即應(yīng)變達(dá)到6.8×10-3時。其中峰前階段包括初期階段(0～3×10-3)和加速變形階段(3×10-3～6.8×10-3)兩部分，峰后階段包括軟化階段(6.8×10-3～13×10-3)和破壞階段(>13×10-3)2部分。峰前階段應(yīng)力-應(yīng)變曲線表現(xiàn)為迅速提升，峰后階段應(yīng)力-應(yīng)變曲線則表現(xiàn)為曲折往復(fù)下降，并在軸向應(yīng)變達(dá)到14×10-3附近迅速下降。實驗室單軸壓縮試件峰值強度為17.8 MPa，較數(shù)值模擬模型峰值強度大了0.41 MPa，兩者相對誤差2.3%；實驗室單軸試件殘余強度為12.46 MPa，數(shù)值模擬模型殘余強度為13.27 MPa，兩者相對誤差為6.5%。

對比實驗室單軸壓縮試件和數(shù)值模型的破壞特征和強度特征可知，雖然2種方法得出的結(jié)果存在一定差異，但數(shù)值模型在一定程度上模擬和揭示了試件在單軸壓縮過程中的破壞規(guī)律和強度變化規(guī)律，說明采用當(dāng)前力學(xué)參數(shù)的數(shù)值模型能對試件的力學(xué)性質(zhì)和變形特征進(jìn)行表征。

3 錨固體數(shù)值模擬

3.1 錨固單元模型建立

以濟寧三號煤礦123下04工作面運輸巷沿空掘巷留設(shè)煤柱為工程背景，123下04工作面沿空巷道截面為凈寬5.2 m、凈高3.5 m的矩形，凈面積18.2 m2，與123下03運輸巷之間留設(shè)3.5 m凈煤柱。數(shù)值模型取邊長3.5 m的正方體，其中X軸正方向為巷道徑向方向，Y軸正方向為巷道軸向方向，Z軸正方向為巷道切向方向，巷道側(cè)和采空區(qū)側(cè)設(shè)置自由面，其中x=0面為巷道側(cè)，僅考慮脹鎖式對穿錨索支護作用，數(shù)值模型如圖8所示。在自由面中心垂直自由面安裝直徑21.6 mm、長為3.5 m的脹鎖式對穿錨索，靠近巷道側(cè)1.0 m范圍內(nèi)采用礦用發(fā)泡劑封堵鉆孔，其余部分采用水泥漿封堵，設(shè)定加載速率為2×10-3mm/step。數(shù)值模型采用應(yīng)變軟化準(zhǔn)則。

圖8 數(shù)值模型

3.2 脹鎖式對穿錨索模型設(shè)置

數(shù)值模擬中，按照脹鎖式對穿錨索地面拉拔實驗得到的錨索整體最大拉力430 kN對錨索模型進(jìn)行賦值，但實際情況下，錨索拉力達(dá)到430 kN時未發(fā)生破斷。為得到準(zhǔn)確的數(shù)值模擬結(jié)果和相應(yīng)的數(shù)據(jù)，將脹鎖式對穿錨索的數(shù)值模型分為端頭、水泥漿封堵、發(fā)泡劑封堵3個部分，共14段進(jìn)行監(jiān)測，并分別對各部分進(jìn)行賦值、優(yōu)化?；谙嚓P(guān)文獻(xiàn)[11-12]的模擬方法，其設(shè)計過程如下：①在模型垂直自由面中心設(shè)置兩段錨索；②固定錨索附近1.0 m范圍的網(wǎng)格，兩端頭與煤體采用剛性連接；③開啟Cable單元錨索屬性，對其抗拉強度等力學(xué)參數(shù)進(jìn)行賦值，其中周圍水泥漿的屬性設(shè)置為較小值；④在兩段錨索相互靠近端頭設(shè)置方向相反，大小為160 kN的拉力，運算至平衡；⑤采用新的Cable單元連接兩段錨索，移除拉力，運算至平衡；⑥錨索力學(xué)參數(shù)不變，對其周圍水泥漿參數(shù)進(jìn)行重新賦值，靠近巷道側(cè)0～1.0 m為發(fā)泡劑封堵區(qū)域，其余部分為水泥漿錨固區(qū)域；⑦釋放錨索附近固定的網(wǎng)格，運算至平衡。錨索布置如圖9所示。

圖9 脹鎖式對穿錨索布置示意

3.3 模擬結(jié)果及分析

3.3.1 錨索預(yù)應(yīng)力分布

如圖10所示，對穿錨索預(yù)應(yīng)力在煤體內(nèi)部的分布主要集中在靠近錨索端頭0～0.5 m內(nèi)，受鉆孔封堵方式的影響，對穿錨索預(yù)應(yīng)力在煤體內(nèi)的擴散分布未在沿錨索切向呈對稱分布，但在沿錨索軸向方向為對稱分布。預(yù)應(yīng)力區(qū)域的最大值位于靠近對穿錨索端頭的位置為0.22 MPa，預(yù)應(yīng)力在0～0.5 m降低迅速；雖然預(yù)應(yīng)力區(qū)未表現(xiàn)出完美的橢圓形，但其形狀大致為直徑0.7 m的圓柱體，并在煤體內(nèi)部出現(xiàn)突出；在煤體實際圍壓與錨索預(yù)應(yīng)力的作用下，煤體內(nèi)部緊靠預(yù)應(yīng)力區(qū)位置均出現(xiàn)與預(yù)應(yīng)力區(qū)應(yīng)力相反的區(qū)域。整體上，施加預(yù)應(yīng)力后，煤體兩側(cè)形成了擠壓區(qū)域，說明脹鎖式對穿錨索可以實現(xiàn)對煤柱的雙向加固。

圖10 錨索附近區(qū)域預(yù)應(yīng)力分布

3.3.2 模型模擬結(jié)果

1)模型內(nèi)部破裂特征。X=0和X=3.5平面為煤體模型擴容變形的主要釋放面，模型主要剪切變形方向為沿X軸方向的徑向方向，如圖11a所示，以Y軸正方向為法向，過煤體中心點的剖面如圖11b所示。由圖11可知，脹鎖式對穿錨索支護下的煤體模型剪切破壞特征趨于對稱，模型中部出現(xiàn)2條主破裂帶，主破裂帶共軛且與水平面夾角約為45°，2個自由面上、下端均出現(xiàn)沿軸向的破裂帶，這說明煤柱的破壞主要為剪切破壞，且主要破裂區(qū)位于內(nèi)部，端面則表現(xiàn)為整體脫落。

圖11 模型剪應(yīng)變增量分布特征

2)模型內(nèi)部破裂演化過程。由圖7可知，加載過程可分為初期階段、加速變形階段、軟化階段和破壞階段4個階段。圖12為剪應(yīng)變增量與切向應(yīng)變關(guān)系。加載初期階段，模型剪應(yīng)變增量集中在兩個自由面的上下端部，脹鎖式對穿錨索端頭部位也出現(xiàn)剪應(yīng)變增量集中區(qū)域，如圖12a所示；切向應(yīng)變不斷增加，進(jìn)入加速變形階段，該階段的剪應(yīng)變增量集中區(qū)域逐漸擴展至模型內(nèi)部，并最終在內(nèi)部出現(xiàn)較大范圍的集中區(qū)域，如圖12b所示；進(jìn)入軟化階段后，模型內(nèi)部出現(xiàn)2個主要剪應(yīng)變增量集中區(qū)域，隨著加載的進(jìn)行，2個區(qū)域逐漸合并，如圖12c和12d所示；隨著加載的進(jìn)一步進(jìn)行，模型進(jìn)入破壞階段，模型內(nèi)部剪應(yīng)變增量集中區(qū)域進(jìn)一步縮小，數(shù)值進(jìn)一步增大，最終形成如圖12e和12f所示的共軛帶。

圖12 剪應(yīng)變增量與切向應(yīng)變關(guān)系

由圖13可知，模型在峰前階段(初期階段和加速變形階段)的剪應(yīng)變增量變化幅度不大，當(dāng)位移加載曲線達(dá)到峰值時，其最大值僅為1.19×10-3；進(jìn)入峰后階段(軟化階段和破壞階段)后，剪應(yīng)變增量分為3個階段增長，首先是應(yīng)變?yōu)?.8×10-3～9.5×10-3范圍內(nèi)，其增長較為緩慢，隨后曲線斜率迅速增大，在應(yīng)變?yōu)?2×10-3附近增速又趨緩；至加載結(jié)束，剪應(yīng)變增量增長速率變化不大。

圖13 剪應(yīng)變增量變化規(guī)律

分析可知，煤柱剪應(yīng)變增量與其位移加載過程關(guān)系密切，當(dāng)剪應(yīng)變增量處于一個較低值且增速較小時，加載處在峰前階段，煤柱尚有較好的承載能力；當(dāng)剪應(yīng)變增量開始快速增長時，說明加載進(jìn)入峰后階段，此時煤柱開始大變形并逐漸失去承載能力；煤柱的應(yīng)力峰值一般出現(xiàn)在剪應(yīng)變增量曲線斜率突變的位置。

3.4 錨索軸力模擬結(jié)果

由圖14a可知(CID1～CID14為錨索不同位置，由發(fā)泡劑封堵側(cè)端頭開始編號(CID1)，至另一端頭止)，脹鎖式對穿錨索兩端頭軸力變化規(guī)律相似。加載初期階段，巷道側(cè)錨索端頭軸力基本維持在160 kN；進(jìn)入加速變形階段，錨索端頭軸力整體呈階梯狀增大，其軸力的提升總共分為3個梯度：第1梯度為210 kN，第2梯度為235 kN，第3梯度為275 kN，每個梯度均在一個較小軸力上開始，并在結(jié)束時軸力再度小幅度降低，此階段內(nèi)，巷道側(cè)錨索端頭軸力大于錨索其他部位軸力；進(jìn)入峰后階段，錨索端頭軸力處于波形增長狀態(tài)，且增長速率趨緩。采空區(qū)側(cè)錨索端頭軸力則在峰前階段較為穩(wěn)定，維持在160 kN；其峰后階段變化趨勢與巷道側(cè)錨索端頭軸力在加速變形階段軸力變化趨勢類似。兩端頭的錨索軸力均未達(dá)到設(shè)定值430 kN。

錨索其他部位軸力變化趨勢相似，峰前階段變化不大，進(jìn)入峰后階段并滯后應(yīng)力峰值開始變化，軸力先是稍微降低，且靠近端頭的錨索軸力降低幅度稍大，離端頭越遠(yuǎn)降低幅度越小，隨后軸力迅速增大；進(jìn)入破壞階段，錨索其他部位軸力先后達(dá)到設(shè)定值，且距錨索端頭越近越晚達(dá)到設(shè)定值，這一趨勢在圖14b中體現(xiàn)地更加明顯。

由圖14b可知，整個加載過程中，錨索軸力呈拱形分布，錨索兩端軸力小于內(nèi)部軸力。發(fā)泡劑封堵區(qū)域，除端頭位置軸力變化幅度較大外，錨索軸力普遍較小，說明由于發(fā)泡劑的存在，錨索僅起到連接的作用；水泥漿錨固區(qū)域，受水泥漿的黏結(jié)作用，錨索對限制煤體變形起到了較大作用。

圖14 錨索軸力分布

因此，在煤柱承載過程中，脹鎖式對穿錨索的穩(wěn)定施力部分位于中部，軸力變化規(guī)律具有顯著階段性特征，并與煤體徑向剪切擴容變形和外部荷載狀態(tài)密切相關(guān)，即煤體由峰前階段加載至峰后階段后，錨索逐漸開始發(fā)揮作用，兩端頭的受力則在隨著煤體變形的過程中更加復(fù)雜。

4 不同加固方案數(shù)值模擬

4.1 模擬方案

模型為長×寬×高=10 m×3.5 m×3.5 m的長方體，模型與脹鎖式對穿錨索的相對位置及參數(shù)與第2節(jié)一致，設(shè)定加載速率為2×10-3mm/step。數(shù)值模型采用應(yīng)變軟化準(zhǔn)則。

模擬方案設(shè)計如下：無支護模型；單排大間距模型，在模型橫向中心位置裝入5根錨索，間距1.5 m；單排小間距模型，在模型橫向中心裝入10根錨索，間距0.8 m；雙排大間距模型，在模型中部裝入2排共10根錨索，間排距1.5 m×1.0 m；雙排小間距模型，在模型上裝入2排共20根錨索，間排距0.8 m×1.0 m。對穿錨索布置如圖15所示。

圖15 對穿錨索布置

4.2 模擬結(jié)果及分析

4.2.1 位移模擬結(jié)果

為有效評估不同支護方式下脹鎖式對穿錨索對模型的支護效果及錨索自身應(yīng)力分布情況，將模型運行至相同步數(shù)進(jìn)行對比，得到不同支護方式下X方向的位移量，如圖16所示。

由圖16可知，模型在X方向的位移主要集中在模型中部且距自由面1.0 m的范圍內(nèi)，這說明在實際生產(chǎn)過程中，窄煤柱巷道側(cè)和采空區(qū)側(cè)表面將會產(chǎn)生較大的變形，這與現(xiàn)場窄煤柱片幫嚴(yán)重的現(xiàn)象一致。另外脹鎖式對穿錨索的使用在不同程度上改變了窄煤柱的變形量和變形區(qū)域，且小間排距布置方式的支護效果優(yōu)于大間排距布置方式，雙排布置方式的支護效果優(yōu)于單排布置方式，錨索數(shù)量相同的情況下，較小的間排距更能有效抑制窄煤柱的變形。

4.2.2 應(yīng)力模擬結(jié)果

在Y=5.0 m處提取應(yīng)力云圖，如圖17所示。無支護模型內(nèi)部有較大的拉應(yīng)力區(qū)存在，如圖17a所示，隨著脹鎖式對穿錨索的施加及錨索排數(shù)的增加和間排距的減小，模型內(nèi)部拉應(yīng)力區(qū)域在明顯減少；由圖17b、17c、17d可知，從減少模型拉應(yīng)力區(qū)域的效果來看，小間排距布置方式的支護效果優(yōu)于大間排距布置方式，雙排布置方式優(yōu)于單排布置方式，錨索數(shù)量相同時，雙排布置方式優(yōu)于單排布置方式。由圖17e可知，隨著錨索間排距的不斷增加，其減少窄煤柱模型內(nèi)部拉應(yīng)力區(qū)域的效果較雙排大間距布置方式有所提升，但拉壓應(yīng)力的數(shù)值卻有增大的趨勢，這說明脹鎖式對穿錨索的大量使用在控制窄煤柱變形的情況下，也會在一定程度上破壞窄煤柱的完整性。

圖17 不同加固方式下模型應(yīng)力

4.2.3 錨索軸力模擬結(jié)果

在加固窄煤柱過程中，錨索的受力主要集中在錨索中部，錨索兩端受力較小，這與3.4節(jié)中的結(jié)果一致，且在整個模擬過程中錨索受力均未達(dá)到設(shè)定的最大值，這說明在實際使用脹鎖式對穿錨索加固窄煤柱時，錨索不會因受力過大而發(fā)生破斷。錨索的受力情況與錨索布置的間排距有關(guān)，且雙排布置方式可以有效緩解錨索的受力情況。不同錨索布置情況下錨索軸力模擬效果如圖18所示。

圖18 不同加固方式下錨索軸力

綜上所述，脹鎖式對穿錨索能在一定程度上加固窄煤柱，小間排距布置方式的支護效果優(yōu)于大間排距布置方式，雙排布置方式優(yōu)于單排布置方式，因此在實際生產(chǎn)中采用雙排布置方式，且間排距介于0.8 m×1.0 m～1.5 m×1.0 m較合理，間排距可根據(jù)實際情況進(jìn)行適當(dāng)?shù)恼{(diào)整。

5 結(jié) 論

1)脹鎖式對穿錨索沿空掘巷窄煤柱雙向加固技術(shù)解決了傳統(tǒng)加固方法無法實現(xiàn)單側(cè)施工雙向加固煤柱的難題，使煤柱受力更加科學(xué)，從而有效控制煤柱變形，提高煤柱穩(wěn)定性?，F(xiàn)場工業(yè)性試驗表明，其能夠有效控制沿空掘巷留設(shè)窄煤柱的變形量，并通過限制窄煤柱的失穩(wěn)變形來達(dá)到限制巷道失穩(wěn)變形的目的。

2)通過FLAC3D數(shù)值模擬軟件模擬了脹鎖式對穿錨索及其加固作用下的煤體，得到了錨索預(yù)應(yīng)力在煤體內(nèi)部產(chǎn)生的壓應(yīng)力分布區(qū)域和煤體錨固單元內(nèi)部破壞特征及其演化過程；脹鎖式對穿錨索軸力則表現(xiàn)為：峰前階段，錨索軸力未明顯變化；峰后階段，錨索軸力開始增加；錨索周圍的封堵材料性質(zhì)會影響錨索體內(nèi)部軸力的分布。

3) 從控制變形和減小應(yīng)力區(qū)域方面，脹鎖式對穿錨索小間排距布置方式的支護效果優(yōu)于大間排距布置方式，雙排布置方式的支護效果優(yōu)于單排布置方式。綜合分析可知，采用間排距介于0.8 m×1.0 m～1.5 m×1.0 m的雙排布置方式較為合理，其間排距可根據(jù)實際情況進(jìn)行適當(dāng)?shù)恼{(diào)整。