姚直書，王曉云，王要平，程 樺，唐 彬，3，馮依贊， 徐火祥，劉小虎，包蓓蓓，方 玉

(1.安徽理工大學(xué) 土木建筑學(xué)院，安徽 淮南 232001；2.淮南礦業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司，安徽 淮南 232001； 3.安徽建筑大學(xué) 建筑結(jié)構(gòu)與地下工程安徽省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 合肥 230601)

隨著我國(guó)煤礦礦井建設(shè)技術(shù)的迅速發(fā)展，為解決硬巖地層巷道的施工難題，國(guó)內(nèi)煤礦已將TBM應(yīng)用于深部立井煤礦巷道的建設(shè)[1]。TBM法是一種采用全斷面巖石掘進(jìn)機(jī)施工隧道的先進(jìn)技術(shù)[2]。TBM 施工技術(shù)與傳統(tǒng)鉆爆法相比，該工法具有安全、快速、經(jīng)濟(jì)和環(huán)保等優(yōu)勢(shì)[3，4]。但目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)煤礦深部地層巷道或硐室的研究主要集中于鉆爆法開挖條件下的巷道或硐室圍巖應(yīng)力分布和穩(wěn)定性研究，對(duì)TBM掘進(jìn)后的巷道圍巖的時(shí)效變形和應(yīng)力演化規(guī)律研究較少[5]。因此，研究TBM掘進(jìn)后巷道圍巖的時(shí)效變形機(jī)理和支護(hù)方案對(duì)于提高TBM施工巷道的安全性和掘進(jìn)效率具有重大意義。近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開始注意到隨著煤礦巷道的服務(wù)年限增加，巷道圍巖蠕變變形是圍巖發(fā)生時(shí)效變形的主要原因，特別是在高地應(yīng)力、高地下水含量、長(zhǎng)期高溫環(huán)境以及工程施工擾動(dòng)大的復(fù)雜地質(zhì)條件下的煤礦深部地層巷道或硐室更容易發(fā)生圍巖的蠕變變形[6，7]。

我國(guó)學(xué)者對(duì)綜掘法和鉆爆法施工的巷道以及TBM施工的淺埋隧道圍巖時(shí)效變形機(jī)理進(jìn)行了深入研究[8-13]，但是關(guān)于深部煤礦TBM掘進(jìn)巷道圍巖的時(shí)效變形問題研究尚為匱乏，以淮南張集礦TBM掘進(jìn)巷道為工程背景，以實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)為基礎(chǔ)，采用數(shù)值模擬的方法對(duì)巷道圍巖的時(shí)效變形機(jī)理進(jìn)行研究分析，優(yōu)化支護(hù)方案，并進(jìn)行工程驗(yàn)證。

1 工程概況

淮南礦區(qū)張集礦某瓦斯抽采巷道用1臺(tái)直徑為2.5m的TBM進(jìn)行施工。該巷道方位角為23.5°，設(shè)計(jì)施工坡度為3‰～6‰，TBM施工長(zhǎng)度為1510.6m，巷道斷面直徑為2.5m，斷面面積為4.906m2。巷道揭露的巖性主要以砂質(zhì)泥巖為主，位于巨厚砂質(zhì)泥巖層，鉆孔取芯試驗(yàn)得到砂質(zhì)泥巖的主要力學(xué)參數(shù)為抗壓強(qiáng)度63.94MPa，抗拉強(qiáng)度1.9MPa，彈性模量45.4GPa，泊松比0.22。

2 圍巖力學(xué)試驗(yàn)及參數(shù)反演

2.1 砂質(zhì)泥巖的單軸蠕變?cè)囼?yàn)

以工程背景巷道的砂質(zhì)泥巖為研究對(duì)象，使用RWS-200巖石壓縮流變?cè)囼?yàn)機(jī)對(duì)砂質(zhì)泥巖進(jìn)行單軸蠕變?cè)囼?yàn)。研究表明，巖石的長(zhǎng)期強(qiáng)度約為瞬時(shí)強(qiáng)度的60%～75%，當(dāng)巖石受到的外力大于其抗壓強(qiáng)度的12.5%時(shí)才會(huì)發(fā)生蠕變變形[14，15]，應(yīng)力加載的等級(jí)通常為4～8級(jí)，加載應(yīng)力一般在巖石峰值強(qiáng)度的20%～80%之間[16，17]。本次單軸蠕變?cè)囼?yàn)取10個(gè)砂質(zhì)泥巖試樣，編號(hào)為A1～A10，采用分級(jí)加載法進(jìn)行加載，且應(yīng)力加載等級(jí)為5級(jí)，每級(jí)應(yīng)力分別取砂質(zhì)泥巖抗壓強(qiáng)度63.94MPa的40%(25.58MPa)、50%(31.97MPa)、60%(38.36MPa)、70%(44.76MPa)、80%(51.15MPa)。若巖石試樣經(jīng)過最后一級(jí)加載后仍未破壞，則按照砂質(zhì)泥巖抗壓強(qiáng)度的10%荷載增加或者加載條件轉(zhuǎn)變?yōu)槲灰萍虞d，直至試樣破壞。選取具有代表性的試驗(yàn)結(jié)果繪制單軸蠕變曲線和分級(jí)蠕變曲線如圖1、圖2所示。

圖1 單軸蠕變曲線

圖2 分級(jí)蠕變曲線

由圖1和圖2可得當(dāng)應(yīng)力水平為22.58～31.97MPa時(shí)，砂質(zhì)泥巖發(fā)生穩(wěn)態(tài)蠕變，每施加一級(jí)荷載，首先發(fā)生彈性變形，隨后發(fā)生減速蠕變，蠕變變形速率逐漸減小為零，蠕變變形不再增加；當(dāng)應(yīng)力水平為38.36～44.76MPa時(shí)，砂質(zhì)泥巖仍然發(fā)生穩(wěn)態(tài)蠕變，砂質(zhì)泥巖主要經(jīng)歷瞬時(shí)彈性變形、減速蠕變、等速蠕變?nèi)齻€(gè)變形階段；當(dāng)應(yīng)力水平為51.15MPa時(shí)，砂質(zhì)泥巖發(fā)生非穩(wěn)態(tài)蠕變，經(jīng)瞬時(shí)彈性變形、減速蠕變、等速蠕變和加速蠕變后，發(fā)生強(qiáng)度破壞，由此可見該高抽巷圍巖表現(xiàn)出黏彈塑性特性。

2.2 砂質(zhì)泥巖的CVISC蠕變參數(shù)反演

上述分析可得砂質(zhì)泥巖表現(xiàn)出典型的黏彈塑性特性。目前，針對(duì)巷道圍巖的研究，國(guó)內(nèi)外學(xué)者認(rèn)為巷道圍巖同時(shí)具有瞬時(shí)彈塑性特性和與時(shí)間關(guān)聯(lián)的黏性特性，陳炳瑞[18，19]等提出的CVISC蠕變模型能較好的描述這一特性。因此采用CVISC蠕變模型研究砂質(zhì)泥巖的流變特性。CVISC模型的力學(xué)模型如圖3所示。

圖3 CVISC蠕變模型

CVISC蠕變模型共有E1、E2、η1、η2四個(gè)參數(shù)需要確定，其中E1為麥克斯韋彈性模量，E2為開爾文彈性模量，η1為麥克斯韋黏性系數(shù)，η2為開爾文黏性系數(shù)。采用最小二乘法中的Boltmann法對(duì)單軸蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)果進(jìn)行非線性擬合得到它們的取值。曲線擬合結(jié)果如圖4所示，CVISC蠕變模型的三維蠕變參數(shù)由單軸蠕變?cè)囼?yàn)得到的一維蠕變參數(shù)經(jīng)等效替換得到，具體取值見表1。

圖4 A1試件CVISC模型擬合曲線

表1 CVISC模型蠕變參數(shù)

3 TBM掘進(jìn)巷道時(shí)效變形分析

3.1 模型建立及參數(shù)選取

在FLAC3D模擬軟件中引入CVISC蠕變模型對(duì)TBM施工巷道的開挖過程和開挖后100d內(nèi)的巷道圍巖蠕變變形進(jìn)行數(shù)值模擬，研究TBM掘進(jìn)巷道的時(shí)效變形機(jī)理，對(duì)支護(hù)方案和支護(hù)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

采用FLAC3D軟件進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，TBM本身自重等效為巷道底板的均布荷載作用在掌子面向后3m且巷道底板60°左右的圓弧范圍內(nèi)，為0.11MPa/m。根據(jù)圣維南原理，考慮荷載分布對(duì)巷道圍巖應(yīng)力重分布的影響半徑和TBM掘進(jìn)時(shí)對(duì)巷道圍巖的擾動(dòng)半徑是巷道半徑的3～5倍，模型的幾何尺寸取開挖半徑的5倍以上[20]。建立幾何尺寸為30m×60m×30m(X、Y、Z軸方向)的三維模型，模型的開挖半徑為2.5m，模型采用放射狀網(wǎng)格，共計(jì)405120個(gè)單元體。三維模型的底部邊界為固定支座，四個(gè)側(cè)面采用應(yīng)力邊界條件。為使模擬結(jié)果更精確，采用應(yīng)力解除法在巷道工作面進(jìn)行地應(yīng)力現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，得到該TBM掘進(jìn)巷道的地應(yīng)力參數(shù)見表2。

表2 地應(yīng)力參數(shù)

3.2 支護(hù)方案選型

TBM應(yīng)用于隧道工程的開挖時(shí)，其支護(hù)方式主要為管片結(jié)構(gòu)或者錨桿支護(hù)。該TBM掘進(jìn)巷道位于厚層砂質(zhì)泥巖，圍巖較為穩(wěn)定，無地下水，且巷道斷面直徑為2.5m，現(xiàn)場(chǎng)施工作業(yè)面較小，管片運(yùn)輸困難。為保證該巷道抽采瓦斯的功能性，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)施工條件確定采用錨網(wǎng)支護(hù)結(jié)構(gòu)。根據(jù)TBM掘進(jìn)巷道的支護(hù)設(shè)計(jì)原則，分三種支護(hù)方案進(jìn)行模擬。工況一為TBM掘進(jìn)后不進(jìn)行任何支護(hù)，僅在巷道圍巖周圍添加鋼筋網(wǎng)以防止巷道頂板的破碎巖石落下；工況二為TBM掘進(jìn)后實(shí)施“錨桿+鋼筋網(wǎng)”聯(lián)合支護(hù)；工況三為TBM掘進(jìn)后實(shí)施“錨索+鋼筋網(wǎng)”聯(lián)合支護(hù)。支護(hù)材料參數(shù)見表3，支護(hù)工況見表4。

表3 支護(hù)材料參數(shù)

表4 支護(hù)工況詳情 mm

3.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.3.1 巷道圍巖應(yīng)力分析

三種工況的圍巖應(yīng)力結(jié)果如圖5、圖6所示。由圖5可知，巷道開挖100d后，圍巖的水平應(yīng)力最大值在巷道的頂板和底板處，而最小值在巷道圍巖的幫部。工況一的水平應(yīng)力最大值是27.28MPa，工況二的水平應(yīng)力最大值是24.63MPa，工況三的水平應(yīng)力最大值是18.28MPa；工況一的水平應(yīng)力最小值是1.23MPa，工況二的水平應(yīng)力最小值是3.59MPa，工況三的水平應(yīng)力最小值是10.11MPa。由圖6可知巷道開挖100d后，巷道圍巖的豎向應(yīng)力最大值出現(xiàn)在巷道的兩幫，而最小值出現(xiàn)在巷道圍巖的頂板和底板處。工況一的豎向應(yīng)力最大值為27.74MPa，工況二的豎向應(yīng)力最大值為25.20MPa，工況三的豎向應(yīng)力最大值為18.33MPa；工況一的豎向應(yīng)力最小值為1.22MPa，工況二的豎向應(yīng)力最小值為3.73MPa，工況三的豎向應(yīng)力最小值為10.50MPa。

圖5 水平應(yīng)力云圖

圖6 豎向應(yīng)力云圖

3.3.2 巷道圍巖蠕變分析

三種工況的圍巖變形如圖7、圖8所示。由圖7可知，巷道開挖100d后，工況一中左幫和右?guī)蛧鷰r的蠕變變形最大值均為21.99mm，巷道兩幫圍巖最大收斂為43.98mm；工況二中左幫和右?guī)偷娜渥冏冃巫畲笾稻鶠?4.23mm，巷道兩幫圍巖最大收斂為28.46mm，相較于工況一圍巖兩幫收斂減少35%；工況三中左幫和右?guī)偷娜渥冏冃巫畲笾稻鶠?.22mm，巷道兩幫圍巖最大收斂為8.44mm，相較于工況一和工況二分別減少81%和47%。由圖8可知，巷道開挖100d后，工況一的底板蠕變變形量為21.37mm，頂板蠕變變形量為24.03mm，巷道頂板底板最大收斂為45.40mm；工況二的底板蠕變變形量為14.36mm，頂板蠕變變形量為15.14mm，巷道頂板底板最大收斂為29.50mm，相較于工況一巷道頂板底板收斂減少35%；工況三的底板蠕變變形量為5.40mm，頂板蠕變變形量為3.53mm，巷道頂板底板最大收斂為8.93mm，相較于工況一和工況二分別減少80%和69%。

三種工況的圍巖蠕變曲線如圖9所示。由圖9可知，在TBM掘進(jìn)后的17d內(nèi)，工況一巷道底板發(fā)生彈性變形；第18～64d，發(fā)生減速蠕變，第65d巷道底板進(jìn)入等速蠕變階段；工況二的巷道底板在TBM掘進(jìn)后的10d內(nèi)發(fā)生彈性變形，第11～52d發(fā)生減速蠕變，隨后進(jìn)入等速蠕變階段，在第67d巷道底板蠕變變形量達(dá)到最大值14.36mm；工況三的巷道底板在TBM掘進(jìn)后的8d內(nèi)發(fā)生彈性變形，第9d進(jìn)入減速蠕變階段，未發(fā)生等速蠕變變形便于第24d達(dá)到蠕變變形量的最大值5.40mm。工況一的巷道頂板在TBM掘進(jìn)后的17d內(nèi)發(fā)生彈性變形，18～64d發(fā)生減速蠕變，第65d開始發(fā)生等速蠕變；工況二的巷道頂板在TBM掘進(jìn)后的10d內(nèi)發(fā)生彈性變形，第11d發(fā)生減速蠕變，第53d發(fā)生等速蠕變，第67d達(dá)到最大值15.14mm；工況三的巷道頂板在TBM掘進(jìn)后的6d內(nèi)發(fā)生彈性變形，第7d進(jìn)入減速蠕變階段，未發(fā)生等速蠕變變形便于第22d達(dá)到蠕變變形的最大值3.53mm。在TBM掘進(jìn)后的17d內(nèi)，工況一的巷道兩幫圍巖發(fā)生彈性變形；第18～64d發(fā)生減速蠕變，第65d進(jìn)入等速蠕變階段；工況二的巷道兩幫圍巖在TBM掘進(jìn)后的10d內(nèi)發(fā)生彈性變形，第11～52d發(fā)生減速蠕變，第53d進(jìn)入等速蠕變階段，在第67d蠕變變形量達(dá)到最大值14.23mm；工況三的巷道兩幫圍巖在TBM掘進(jìn)后第1～7d內(nèi)發(fā)生彈性變形，第8d發(fā)生減速蠕變，蠕變變形速率快速下降至零，兩幫圍巖未發(fā)生等速蠕變便于第24d達(dá)到蠕變最大值4.22mm。

圖7 水平變形云圖

圖8 豎向變形云圖

圖9 圍巖蠕變曲線

3.3.3 巷道圍巖塑性區(qū)分析

三種工況的圍巖塑性區(qū)如圖10所示。由圖10可知，三種工況均出現(xiàn)了不同大小范圍的塑性區(qū)，模擬結(jié)果表明三種支護(hù)工況下頂板和底板的局部圍巖均因巖石受剪進(jìn)入塑性，巷道兩幫小范圍內(nèi)圍巖因?yàn)槭芾蛘呤芗暨M(jìn)入塑性；工況一由于沒有進(jìn)行支護(hù)，所以塑性區(qū)面積最大；工況二由于進(jìn)行了錨桿支護(hù)，巷道圍巖的塑性區(qū)面積相較于工況一有少量減小，且巷道兩幫圍巖因受拉和受剪產(chǎn)生的塑性區(qū)面積減??；工況三的頂板和兩幫進(jìn)行了錨索支護(hù)，巷道圍巖的塑性區(qū)相較于工況一和工況二明顯減小，且巷道兩幫圍巖因受拉和受剪發(fā)生塑性變形的范圍較小。

圖10 圍巖塑性區(qū)

綜上所述，工況三的“錨索+鋼筋網(wǎng)”聯(lián)合支護(hù)體系對(duì)防止巷道圍巖的蠕變最有效；工況二的“錨桿+鋼筋網(wǎng)”聯(lián)合支護(hù)體系，可以防止距離巷道中心近處的巷道淺層圍巖發(fā)生變形；工況一僅依靠巖體的自承能力抵抗圍巖變形，巷道圍巖的蠕變變形量較大。工況二的巷道圍巖蠕變變形階段與CVISC蠕變模型的蠕變變形階段相一致，TBM掘進(jìn)后10d內(nèi)巷道圍巖的彈性變形階段對(duì)應(yīng)CVISC蠕變模型的瞬時(shí)彈性變形階段，第11～52d巷道圍巖的減速蠕變對(duì)應(yīng)CVISC蠕變模型的減速蠕變階段，第53～67d巷道圍巖的等速蠕變對(duì)應(yīng)CVISC模型的等速蠕變階段。因此，CVISC模型可以對(duì)該瓦斯高抽巷的巷道圍巖蠕變變形進(jìn)行很好的描述。綜合考慮施工便利情況、運(yùn)輸便捷性和經(jīng)濟(jì)效益，最終選取工況二的“錨桿+鋼筋網(wǎng)”聯(lián)合支護(hù)體系為背景工程TBM掘進(jìn)巷道的支護(hù)方案。

4 工程實(shí)踐驗(yàn)證

4.1 巷道圍巖蠕變對(duì)比分析

采用激光測(cè)距儀和工程隧道收斂尺對(duì)巷道圍巖變形進(jìn)行監(jiān)測(cè)，監(jiān)測(cè)巷道兩幫和頂板圍巖的變形。將現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)得到的巷道圍巖變形與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，繪制巷道圍巖變形分布如11圖所示。

圖11 巷道圍巖變形分布(mm)

由圖11可知，數(shù)值模擬的巷道左幫變形為14.23mm，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的巷道左幫變形為11.56mm，兩者之間的差值為2.67mm；數(shù)值模擬的巷道頂板變形為15.14mm，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的巷道頂板變形為12.24mm，兩者之間的差值為2.90mm。

對(duì)于巷道頂板圍巖的蠕變變形，在TBM掘進(jìn)后的10d內(nèi)，數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的頂板圍巖變形趨勢(shì)相同，都為彈性變形；數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的巷道圍巖變形均于第11d發(fā)生減速蠕變，并分別于第53d和第52d發(fā)生等速蠕變，數(shù)值模擬的頂板圍巖蠕變曲線于第67d達(dá)到最大值15.14mm，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的頂板圍巖蠕變曲線于第66d達(dá)到最大值12.24mm。

巷道的兩幫蠕變變形，在TBM掘進(jìn)后的10d內(nèi)，數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的兩幫圍巖同時(shí)發(fā)生彈性變形，數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)皆表明兩幫圍巖在第11d發(fā)生減速蠕變，并分別于第53d和第52d發(fā)生等速蠕變，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的巷道左幫圍巖蠕變曲線在第65d達(dá)到最大值11.56mm，數(shù)值模擬的巷道左幫圍巖蠕變曲線在第67d達(dá)到最大值14.23mm。

上述分析可得現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和數(shù)值模擬的圍巖蠕變變化趨勢(shì)相近，兩者頂板蠕變差值為2.90mm，左幫圍巖蠕變差值為2.67mm，該差值是巷道圍巖在TBM掘進(jìn)后和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)之前產(chǎn)生的彈性變形。

4.2 錨桿軸力比分析

采用JTM-V180型振弦式錨桿測(cè)力計(jì)對(duì)巷道兩幫、肩部和頂板處的5根錨桿進(jìn)行軸力監(jiān)測(cè)，錨桿測(cè)力計(jì)的安裝位置如圖12所示。將現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)得到的錨桿軸力與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，繪制錨桿軸力對(duì)比曲線如圖13所示。

圖12 錨桿測(cè)力計(jì)安裝方案

圖13 模擬與實(shí)測(cè)錨桿軸力對(duì)比曲線

由圖13可知，錨桿軸力的數(shù)值模擬結(jié)果大于實(shí)測(cè)結(jié)果，且數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的錨桿軸力變化曲線整體趨勢(shì)一致。對(duì)巷道兩幫、肩部和頂板的5根錨桿進(jìn)行綜合分析可得：數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的錨桿軸力曲線顯示在TBM掘進(jìn)后的40d內(nèi)，錨桿軸力增速較大；在TBM掘進(jìn)后的第54d，數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的錨桿軸力曲線增速均明顯減小，錨桿軸力曲線逐漸趨于穩(wěn)定；在TBM掘進(jìn)后的第68d，數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的錨桿軸力皆達(dá)到其最大值。數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的錨桿軸力在TBM掘進(jìn)后的變化趨勢(shì)相同，可見數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的錨桿軸力區(qū)別很小，兩者相互驗(yàn)證。

綜上所述，F(xiàn)LAC3D數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)得到的數(shù)據(jù)相近，且最后的極值相差很小，實(shí)測(cè)結(jié)果驗(yàn)證支護(hù)方案的有效性，優(yōu)化TBM掘進(jìn)巷道的支護(hù)設(shè)計(jì)方法，對(duì)淮南礦區(qū)及其他類似深部煤礦TBM掘進(jìn)巷道的工程實(shí)踐具有重要的指導(dǎo)意義。

5 結(jié) 論

1)對(duì)張集礦某TBM掘進(jìn)巷道進(jìn)行砂質(zhì)泥巖取樣，并進(jìn)行單軸蠕變?cè)囼?yàn)得到砂質(zhì)泥巖的蠕變特性，采用非線性最小二乘法對(duì)單軸蠕變曲線進(jìn)行曲線擬合得到CVISC模型的蠕變參數(shù)。

2)在FLAC3D模擬軟件中引入CVISC蠕變模型計(jì)算巷道開挖后為期100d內(nèi)的巷道圍巖蠕變變形。根據(jù)模擬結(jié)果可知：“錨索+鋼筋網(wǎng)”聯(lián)合支護(hù)體系對(duì)降低巷道圍巖的應(yīng)力和阻止巷道圍巖的時(shí)效變形最為有效；“錨桿+鋼筋網(wǎng)”聯(lián)合支護(hù)體系對(duì)降低巷道圍巖的應(yīng)力和阻止巷道圍巖的時(shí)效變形較為有效?；跀?shù)值模擬結(jié)果，綜合考慮施工便利性和經(jīng)濟(jì)效益，確定“錨桿+鋼筋網(wǎng)”聯(lián)合支護(hù)體系為工程背景施工巷道的支護(hù)方案。

3)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)表明巷道頂板圍巖的最大變形量為12.24mm，兩幫圍巖最大變形量為11.56mm，錨桿軸力最大值為79.53kN。實(shí)測(cè)結(jié)果驗(yàn)證了“錨桿+鋼筋網(wǎng)”聯(lián)合支護(hù)體系可以有效抵抗巷道圍巖的時(shí)效變形和提高巷道圍巖的穩(wěn)定性，研究結(jié)果可為淮南礦區(qū)及其他類似深部煤礦TBM掘進(jìn)巷道的支護(hù)方案優(yōu)化設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)。