郭隆基， 何滿潮， 瞿定軍， 陶志剛

(1. 中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 深部巖土力學(xué)與地下工程國家重點實驗室， 北京 100083； 2. 中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 力學(xué)與建筑工程學(xué)院， 北京 100083； 3. 遠(yuǎn)安縣燎原礦業(yè)有限責(zé)任公司， 湖北 宜昌 444200)

我國的錨桿圍巖支護(hù)已取得很大進(jìn)展，但我國煤礦的軟巖地層分布十分廣泛，在開挖前巖體內(nèi)部就已經(jīng)存在大量原生節(jié)理裂隙，當(dāng)處于開挖應(yīng)力狀態(tài)時，圍巖從原來的三向受力轉(zhuǎn)變?yōu)殡p向受力狀態(tài)，迅速發(fā)生錯動、擴(kuò)張，承載能力也迅速下降，導(dǎo)致圍巖大面積失穩(wěn).研究開發(fā)有效控制高應(yīng)力、高地壓、軟巖和開采擾動等大變形巷道的錨桿及支護(hù)技術(shù)成為關(guān)鍵[1].眾多學(xué)者結(jié)合錨桿理論研究、室內(nèi)相似模型試驗，對錨桿本身的靜態(tài)力學(xué)性能和錨桿-圍巖耦合加固機(jī)理開展了大量的研究[2-6].Kang等[7]以煤粉水泥膠結(jié)料為模型材料，開展以2根錨桿支護(hù)應(yīng)力場模型的實驗，分析了圍巖應(yīng)力場與支護(hù)構(gòu)件自身產(chǎn)生應(yīng)力場相互作用的影響.Bobet等[8]給出了DMFC,CMC,CFC錨桿巷道圍巖支護(hù)與鋼筋錨固力間相互作用的封閉解，得出的解強(qiáng)烈依賴于錨桿和變形巖石之間的相對剛度，結(jié)果表明在巖石彈性變形時放置鋼筋，隧道收斂性不會大幅度減少，而在巖石經(jīng)歷塑性變形時放置錨桿其支護(hù)變形效果最好.Hu等[9]建立圍巖-支護(hù)流變變形模型，推演圍巖與錨桿支護(hù)相互作用機(jī)理，理論證實錨桿支護(hù)可應(yīng)用于軟巖巷道.

許多國內(nèi)外學(xué)者利用SHPB沖擊、落錘錨桿、爆破現(xiàn)場試驗等，進(jìn)行了動態(tài)荷載下錨桿-圍巖的動力響應(yīng)特性研究，但是大多支護(hù)吸能錨桿并沒有考慮其與圍巖結(jié)合的動載相互作用[10-15].陳士海等[16]通過建立震源荷載實驗?zāi)Ｐ?，研究了爆破荷載下圍巖與支護(hù)錨桿動力響應(yīng)特征，發(fā)現(xiàn)對于全錨錨桿既存在拉伸狀態(tài)，又存在壓縮狀態(tài)，為地下硐室支護(hù)設(shè)計提供可行的指導(dǎo).王光勇等[10]利用有限元數(shù)值軟件LS_DYNA 3D，模擬爆破集中荷載裝藥下錨桿與應(yīng)力波的相互作用，對錨桿的軸向應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行了研究，得出拱腰錨桿都是先受壓后受拉.

采用傳統(tǒng)的錨桿支護(hù)不能滿足工程穩(wěn)定性要求，He等[17-18]研發(fā)了350 kN恒阻大變形錨索，基于能量吸收和大變形控制高理論，利用350 kN高恒阻大變形錨索的吸收沖擊能量特性對巷道圍巖進(jìn)行加強(qiáng)支護(hù)以期達(dá)到防治沖擊地壓的目的.何滿潮等[19]通過多次落錘沖擊試驗，得出恒阻錨索可產(chǎn)生拉伸變形來吸收沖擊能量，其具有保持恒定阻力的特殊抗沖擊力學(xué)性能.呂謙[20]首次對NPR(negative Poisson’s ratio)高恒阻錨索的變形量和恒定阻力進(jìn)行了突破性實驗，并將NPR錨索應(yīng)用到現(xiàn)場實際工程中，發(fā)現(xiàn)其不僅能吸收巖體內(nèi)多余的變形能,而且對巖體的大變形起控制作用,最大程度地保證巖體的穩(wěn)定性和完整性.王炯等[21]采用理論分析及物理模型試驗的方法，通過對高恒阻大變形錨索支護(hù)巷道的圍巖變形試驗監(jiān)測值與位移計算值對比，得出高恒阻錨索有效抑制圍巖變形，解決深部軟巖巷道大變形問題.

1 工程背景

研究試驗段位于張良堡背斜南緣，林盛堡向斜西翼中段，為一軸向N35°～40°，向西南傾伏，西翼寬緩，東翼窄陡的不對稱寬緩傾伏背斜.背斜傾角3°～7°，西翼傾角5°～10°，東翼以東傾角25°～40°，地層走向受傾伏背斜控制，呈半環(huán)形，向東、東南、南、西南傾，形成寬緩的扇形分布.礦井區(qū)內(nèi)小構(gòu)造以斷層為主，按其發(fā)生時期及構(gòu)造形跡和分布區(qū)域分為背斜軸部斷層組、背斜東翼斷層組和背斜西翼斷層組三組(圖1).斷層中部最大落差達(dá)70 m，向兩端落差急劇減少至消失與派生的斷層一起，造成井田中部位構(gòu)造復(fù)雜化，對煤層破壞較嚴(yán)重.地層受構(gòu)造作用產(chǎn)生的大致與之褶皺軸平行的張性斷裂和相伴生的西北向斷裂，屬印支期的產(chǎn)物.

圖1 研究試驗段地質(zhì)構(gòu)造

全區(qū)被第四系沖積層覆蓋，其下為上侏羅統(tǒng)地層不整合超覆于古生代地層之上，為隱伏煤田.本井田地層由第四系、第三系、侏羅系、二疊系、石炭系、奧陶系地層組成.本文數(shù)值模擬研究段地層系統(tǒng)由老至新如下：1) 上石炭統(tǒng)太原組由中部砂巖段和上部黑色泥巖夾薄層灰?guī)r段組成，本組約85 m.2) 下二疊統(tǒng)山西組的巖性主要由灰色、灰黑色中細(xì)粒砂巖，粉砂巖與泥巖互層及煤層組成，并夾一層海相泥巖，本組厚約110 m(圖2).

7#煤層北一釆區(qū)1213回風(fēng)聯(lián)絡(luò)巷為數(shù)值模擬試驗段如圖3所示，該段巷道埋深-769.2～-793.6 m,總長度303 m,地表標(biāo)高+23.6 ～+24.1 m,斷面為4.2 m×2.5 m.巷道支護(hù)完整，無大斷層和陷落柱.煤層堅固性系數(shù)(f)：煤，f=0.3；泥巖，f=1.8～2.9；粉砂巖,f=2.7～4.5；細(xì)砂巖，f=4～6； 中砂巖，f=6.2.

圖2 試驗段地層綜合柱狀圖、巖層巖性及厚度

圖3 1213回風(fēng)聯(lián)絡(luò)巷平面位置示意圖

2 軟巖大變形

軟巖硐室的大變形破壞特征不僅受圍巖的力學(xué)特性影響，而且受所處的地應(yīng)力環(huán)境和工程因素等控制.我國許多煤礦在采深不大的情況下，坑道的變形破壞并不強(qiáng)烈，常規(guī)支護(hù)即可維護(hù)巷道硐室穩(wěn)定.但采深加大后，某些煤礦坑道穩(wěn)定性降低，變形破壞趨于強(qiáng)烈，常規(guī)支護(hù)錨桿/索難以維護(hù)穩(wěn)定.

2.1 高應(yīng)力軟巖

高應(yīng)力軟巖(high stressed soft rock，簡稱H型)，是指在較高應(yīng)力水平(>25 MPa)條件下才發(fā)生顯著大變形的中高強(qiáng)度的工程巖體，如表1所示.這種軟巖的強(qiáng)度一般高于25 MPa，其砂質(zhì)成分較多，如泥質(zhì)粉砂巖、泥質(zhì)砂巖等.其大變形的機(jī)理是處于高應(yīng)力水平時，巖石骨架中的基質(zhì)(黏土礦物)發(fā)生滑移和擴(kuò)容，導(dǎo)致發(fā)生缺陷或裂紋的擴(kuò)容和滑移塑性變形，如表2所示.

表1 高應(yīng)力軟巖分級表Table 1 Classification of high stress soft rock

2.2 軟巖大變形破壞特征

1) 持續(xù)時間長.軟巖具有強(qiáng)流變性和低強(qiáng)度性，因此，軟巖巷道硐室開挖以后圍巖應(yīng)力重分布.軟巖巷道硐室變形破壞持續(xù)較長時間，往往長達(dá)1～2年.

2) 破壞位置不同.軟巖具有強(qiáng)烈的各向異性，硐室所處的地應(yīng)力強(qiáng)度因方向而異，因而變形破壞程度不同.變形破壞在方向上的差異往往導(dǎo)致支護(hù)結(jié)構(gòu)受力不均，支護(hù)結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生巨大的彎矩，不利于支護(hù)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定.

3) 破壞范圍大.軟巖硐室中圍巖強(qiáng)度與地應(yīng)力比值很小，特別當(dāng)支護(hù)不當(dāng)或不及時，圍巖破壞區(qū)的范圍可達(dá)5倍硐室半徑，甚至更大.軟巖流變過程中，圍巖強(qiáng)度降低.

表2 軟巖分類表Table 2 Classification of soft rock

3 數(shù)值模型概況

試驗段埋深近800 m，屬高應(yīng)力軟巖.建立基于以PFC3D顆粒流與FLAC3D耦合墻為主體的防沖支護(hù)數(shù)值模型，嵌入NPR錨桿/索.模擬對比分析25 MPa沖擊峰值壓力下，PR/NPR錨桿/索支護(hù)圍巖變形特征與硐室穩(wěn)定性.

3.1 模型建立

模型圍巖地層條件如下：以砂巖為主，粉砂-中細(xì)粒結(jié)構(gòu)，裂隙發(fā)育，屬軟巖-堅硬巖.巖層近水平狀分布，巖石抗壓強(qiáng)度60 MPa，圍巖等級III級.

首先建立2D模型大小為48 m×45 m，硐室截面大小為7.0 m×7.8 m，模型以硐室中心線對稱，硐室巷道截面為直墻半圓拱形式，如圖4所示.

圖4 硐室數(shù)值模型

試驗段模擬PR/NPR錨桿/索支護(hù)措施：采用恒定阻力值25 t，預(yù)緊力10 t，長度為6 m的NPR高恒阻大變形錨桿/索，在左右?guī)脱仨鲜医孛鎸ΨQ布設(shè)25根，下部距離底板300 mm，幫部位錨桿/索間距離800 mm，拱頂錨索間距離850 mm，如表3，圖5所示.

表3 支護(hù)方案Table 3 Support scheme

圖5 數(shù)值支護(hù)模型

錨桿/索的類型為沖擊荷載下的唯一變量，如圖5所示，錨桿/索臨空端顯示的圓點即為錨固節(jié)點(link節(jié)點)；其次，在錨桿/索群的深部錨固端設(shè)計垂直于錨桿/索的網(wǎng)片狀彈性結(jié)構(gòu)單元(shell)，長度約為20 cm，并將錨桿/索錨固端頭與該網(wǎng)片中心節(jié)點進(jìn)行剛性固定.最后，為每一根錨桿/索施加預(yù)應(yīng)力，該施加過程中錨桿/索不斷收縮，并牽引兩端網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)單元產(chǎn)生擠壓移動，網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)單元則可通過計算中的耦合墻單元(structure-wall)與圍巖顆粒發(fā)生力學(xué)傳導(dǎo)，將預(yù)應(yīng)力施加給圍巖.

3.2 參數(shù)反演

結(jié)合Mohr-Coulomb[22]強(qiáng)度理論公式，基于PFC3D離散元軟件，在單軸、三軸試驗結(jié)果已知情況下，對單軸剪切破壞形式主導(dǎo)下的黏聚力、內(nèi)摩擦角以及巖石單軸抗壓強(qiáng)度間建立關(guān)系式.調(diào)整細(xì)觀參數(shù)使模型模擬的宏觀現(xiàn)象與物理試驗宏觀現(xiàn)象相匹配.通過正反演分析法，先假定待反演的巖體參數(shù)，通過正演分析得到巖體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力等，然后將其與實際的抗壓強(qiáng)度曲線相比較，逐步逼近實測值，從而確定待反演的巖體參數(shù)，如表4、表5所示.

表4 數(shù)值模擬細(xì)觀參數(shù)Table 4 Mesoscopic parameters of numerical simulation

表5 NPR錨桿/索力學(xué)參數(shù)Table 5 Mechanical parameters of NPR bolt/cable

3.3 邊界條件

在初始地應(yīng)力場的生成過程中，模型不設(shè)置速度邊界條件，依據(jù)地應(yīng)力場的分布情況在模型最外層單元施加應(yīng)力邊界條件，應(yīng)力轉(zhuǎn)化成節(jié)點力作用在模型最外層單元的節(jié)點上，向模型內(nèi)部傳遞，并保持恒定.數(shù)值模型沒有位移邊界條件，平衡過程中可能會產(chǎn)生較大的位移，在模型達(dá)到平衡后將所有節(jié)點速度清零，來模擬圍巖體在初始地應(yīng)力場作用下的靜力平衡狀態(tài).

數(shù)值模型具體的邊界位移約束表達(dá)式如下：

1) 施加水平位移約束在模型的左右及前后，初始位移設(shè)置為零；

2) 設(shè)置模型頂部及底部邊界水平、垂直初始位移均為零.

由應(yīng)力條件確定該模型所處的應(yīng)力條件，X方向上取水平位移約束條件，即

u|x=0=0,u|x=1 300=0 .

Y方向上取水平位移約束條件，即

u|y=0=0,u|y=10=0 .

頂部及底部邊界設(shè)置垂直位移約束條件，即

u|z=0=0.

3.4 荷載施加方式

施加初始地應(yīng)力，具體采用摩爾-庫侖模型分階段的彈塑性求解法，首先調(diào)整施加模型圍巖顆粒較大的內(nèi)聚力和抗拉強(qiáng)度，擠壓產(chǎn)生初始應(yīng)力場，進(jìn)行彈性求解，直至平衡；再將內(nèi)聚力、抗拉強(qiáng)度重置為初始設(shè)定值，進(jìn)行開挖硐室，塑性階段的求解，直至模型體系力平衡狀態(tài).在考慮地質(zhì)構(gòu)造應(yīng)力的情況下，施加在模型上的載荷即為構(gòu)造應(yīng)力，根據(jù)現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，利用應(yīng)力伺服控制程序進(jìn)行初始地應(yīng)力生成[23].

沖擊荷載加載，根據(jù)現(xiàn)場實測的應(yīng)力波-時間函數(shù)曲線，確定其應(yīng)力峰值.圍巖地應(yīng)力場水平應(yīng)力為7 MPa，垂向應(yīng)力為14 MPa，地層單軸抗壓強(qiáng)度為25 MPa.通常認(rèn)為應(yīng)力波是以柱狀和球形向四周傳播，但對于大埋深地下工程，當(dāng)應(yīng)力波傳播距離足夠遠(yuǎn)時，可以近似看作是平面波，即本模擬中25 MPa應(yīng)力波以平面波形式傳遞.

4 數(shù)值結(jié)果分析

隨著應(yīng)力波的傳遞，能量逐漸傳遞擴(kuò)散，產(chǎn)生位移變形.在沖擊載荷施加初期，其截取時間相對較短，而在后期圍巖變形速度放緩，其云圖截取時間相對較長，通過反復(fù)校核云圖截取效果，選定t=7，40，150 ms 共3個時間節(jié)點.

4.1 硐室圍巖爆破顆粒速度擴(kuò)散云圖

沖擊載荷經(jīng)由地表加載后，應(yīng)力波由地表處向深部及四周傳遞.如圖6所示PR圍巖顆粒速度擴(kuò)散云圖，t=7 ms巖體顆粒峰值速度5.89 m/s，應(yīng)力波傳遞首先引起硐室頂部發(fā)生震動響應(yīng)，一倍硐徑范圍內(nèi)巖體顆粒以相互碰撞等方式傳遞和耗散傳遞峰值應(yīng)力；t=40 ms時峰值速度為4.7 m/s，應(yīng)力經(jīng)過擾動，錨桿/索襯砌受力變形；t=150 ms硐室兩幫襯砌已經(jīng)發(fā)生變形，拱頂下沉，判定硐室因錨桿/索襯砌等支護(hù)結(jié)構(gòu)變形發(fā)生失穩(wěn)破壞.

圖6 PR圍巖顆粒速度擴(kuò)散云圖

圖7為NPR圍巖顆粒速度擴(kuò)散云圖，t=7 ms應(yīng)力波藥包位置形成爆破空腔，速度最大為5.89 m/s，由邊界反射再次傳遞至硐室圍巖，引起速度場應(yīng)力迅速向周邊擴(kuò)展.t=40 ms頂部和兩幫率先受到爆破速度場的影響，圍巖顆粒經(jīng)過傳遞速度峰值為4.25 m/s，圍巖體峰值能量被巖體顆粒間阻尼、顆粒間擴(kuò)散、錨桿/索襯砌吸收三種方式耗散至遠(yuǎn)處，使得此時圍巖體速度下降.t=150 ms 時，應(yīng)力波由邊界反射再次傳遞至硐室圍巖處，引起圍巖體擾動,錨桿/索襯砌未發(fā)生變形,圍巖應(yīng)力基本完成重分布達(dá)到穩(wěn)定，硐室NPR襯砌支護(hù)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定.

圖7 NPR圍巖顆粒速度擴(kuò)散云圖

4.2 硐室圍巖爆破錨桿/索瞬時軸力云圖

圓點即代表力傳遞的節(jié)點，圓點消失則表示錨桿/索失效.圖8為PR錨桿/索瞬時軸力云圖，當(dāng)t=7 ms時軸力峰值為240 kN，隨爆破引起應(yīng)力波的傳播，硐室?guī)筒颗c頂板處的錨桿/索受力開始逐漸增加，shell單元鋼片開始出現(xiàn)小幅度變形；當(dāng)t=40 ms時，硐室頂部錨桿/索已經(jīng)全部失效，右右?guī)筒课恢缅^桿/索逐步出現(xiàn)破斷效應(yīng)；當(dāng)t=150 ms時，左幫3根PR錨桿/索及右?guī)?根尚未失效，即21根錨桿/索已經(jīng)失效，右?guī)痛竺娣e失效，導(dǎo)致了耦合墻嚴(yán)重變形，硐室呈現(xiàn)內(nèi)凸的弧形變形破壞.

圖9為NPR錨桿/索瞬時軸力云圖，當(dāng)t=7 ms時，shell單元鋼片開始出現(xiàn)小幅度變形；當(dāng)t=40 ms時軸力達(dá)到最大值250 kN,但僅小部分錨桿/索軸力出現(xiàn)驟降現(xiàn)象；當(dāng)t=150 ms時，僅有5根錨桿/索出現(xiàn)范圍內(nèi)變形，錨桿/索全都未出現(xiàn)失效.

圖8 PR錨桿/索瞬時軸力云圖

圖9 NPR錨桿/索瞬時軸力云圖

4.3 硐室圍巖爆破錨桿/索瞬時位移云圖

圖10為PR錨桿/索瞬時位移云圖，當(dāng)t=7 ms時，峰值位移量0.153 m，錨桿/索變形開始增加；當(dāng)t=40 ms時，shell單元鋼片連接開始大范圍位移變形；當(dāng)t=150 ms時，硐室左右兩幫因錨桿/索拉斷位移近100 mm,破斷大面積扭曲破壞.

圖10 PR錨桿/索瞬時位移云圖

圖11為NPR錨桿/索瞬時位移云圖，當(dāng)t=7 ms 時， shell單元小幅度變形, 峰值位移為0.035 3 m；t=40 ms時,左幫最大伸長量達(dá)到175 mm；當(dāng)t=150 ms時，僅底板錨桿/索出現(xiàn)小范圍內(nèi)變形.

圖11 NPR錨桿/索瞬時位移云圖

4.4 沖擊壓力作用下PR/NPR錨桿/索軸力對比分析

沖擊壓作用下，巷道頂板PR錨桿/索軸力出現(xiàn)波動如圖12，圖13所示.t=0.18 s，頂板錨桿/索軸力突降為0 kN，此時處于震中階段，頂部、幫部PR錨桿/索的恒阻性均在震中階段失效.同等條件下，NPR錨桿/索始終保持高恒阻力，幫部20# 錨桿/索出現(xiàn)軸力為0 kN是由于此處巷道襯砌受壓，導(dǎo)致預(yù)緊力損失.綜上，PR錨桿/索支護(hù)下巷道難以整體穩(wěn)定性，但NPR錨桿/索保持高恒阻力，保證巷道整體穩(wěn)定性.

圖12 頂板PR/NPR錨桿/索軸力

圖13 幫部PR/NPR錨桿/索軸力

5 結(jié) 論

1) FLAC3D與PFC3D聯(lián)合建立模擬區(qū)域圍巖體、爆破點以及支護(hù)結(jié)構(gòu)的耦合模擬計算新思路和新方法，實現(xiàn)高沖擊速率條件下的地下硐室NPR錨桿/索防沖加固模擬.

2) 基于模擬現(xiàn)場爆破位置及布設(shè)方式，25 MPa峰值壓力模擬結(jié)果顯示：沖擊荷載作用下，PR錨桿/索支護(hù)巷道的右?guī)推茐膰?yán)重，沖擊前共25根錨桿/索正常支護(hù)，沖擊后有21根錨桿/索失效， NPR錨桿/索支護(hù)硐室未出現(xiàn)NPR錨桿/索破斷情況，且圍巖體趨于穩(wěn)定，幫部得到有效支護(hù)，防沖效果顯著.

3) 通過此次數(shù)值模擬對比試驗得出，在相同能量沖擊試驗下，普通錨桿/索產(chǎn)生了沖擊破壞；高恒阻大變形NPR錨桿/索在沖擊力作用下可吸收爆炸產(chǎn)生的沖擊能量，同時保持恒定的阻力.表明高恒阻大變形錨桿/索比普通錨桿/索具有更好的抗沖擊性能，防沖效果良好.