王子越，姜鵬飛，孟憲志，張占濤

( 1. 中煤科工開(kāi)采研究院有限公司，北京 100013；2. 天地科技股份有限公司 開(kāi)采設(shè)計(jì)事業(yè)部，北京 100013；3. 煤炭科學(xué)研究總院 開(kāi)采研究分院，北京 100013；4. 煤炭科學(xué)研究總院 煤炭資源高效開(kāi)采與潔凈利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100013 )

錨桿支護(hù)是我國(guó)煤礦巷道的主體支護(hù)形式，錨桿支護(hù)系統(tǒng)的剛度是決定支護(hù)效果的關(guān)鍵因素，及時(shí)對(duì)錨桿施加較大的預(yù)緊力是提高支護(hù)系統(tǒng)剛度的有效途徑[1-4]。美國(guó)、澳大利亞煤礦巷道支護(hù)的錨桿預(yù)緊力一般不低于100 kN，可以達(dá)到錨桿桿體屈服載荷的50%～75%[5]；康紅普[6]提出了高強(qiáng)度、高剛度、高可靠性及低支護(hù)密度的預(yù)應(yīng)力強(qiáng)力支護(hù)理論，其中，“高剛度”主要通過(guò)巷道開(kāi)挖后及時(shí)對(duì)錨桿( 索 )施加高量值預(yù)緊力的方式來(lái)實(shí)現(xiàn)。經(jīng)過(guò)十幾年的發(fā)展，高預(yù)緊力錨桿支護(hù)已成為復(fù)雜困難巷道圍巖控制的主要手段，在深井巷道[7]、沖擊地壓巷道[8-10]、多次采動(dòng)影響巷道[11]、破碎圍巖巷道[12-14]、沿空留巷[15-16]等復(fù)雜困難條件下得到成功應(yīng)用。同時(shí)，我國(guó)學(xué)者對(duì)預(yù)緊力錨桿的作用機(jī)理進(jìn)行了深入研究：林健[17-18]等建立了大型相似模擬試驗(yàn)臺(tái)，研究了不同預(yù)緊力下單根錨桿的支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)形態(tài)；周逸群[19]對(duì)不同錨桿穿層順序、不同組合構(gòu)件、不同錨桿數(shù)量及不同錨桿預(yù)緊力條件下的錨桿支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行了研究；張鎮(zhèn)[20]等對(duì)錨桿、錨索聯(lián)合支護(hù)下預(yù)應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行了FLAC3D數(shù)值分析，并提出了錨桿、錨索聯(lián)合支護(hù)的預(yù)應(yīng)力協(xié)調(diào)問(wèn)題；李建忠[21]等利用數(shù)值模擬方法研究了原巖應(yīng)力場(chǎng)作用下錨桿支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)的形態(tài)及作用，探討了錨桿支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)與巷道圍巖強(qiáng)烈變形破壞區(qū)的博弈機(jī)制；韋四江[22-23]等通過(guò)相似模擬試驗(yàn)研究了不同預(yù)緊力作用下錨固體的強(qiáng)度特征、變形特征及加載過(guò)程中錨固體強(qiáng)度與預(yù)緊力的關(guān)系。

目前錨桿預(yù)緊力研究多集中于錨桿支護(hù)機(jī)理、錨桿支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)形態(tài)及高預(yù)緊力錨桿現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用實(shí)踐等方面，針對(duì)原巖應(yīng)力作用下預(yù)緊力對(duì)層狀頂板錨桿支護(hù)效用的影響及機(jī)理等方面的研究還不夠深入。為此，筆者利用FLAC3D的interface分界面建立了層狀頂板巷道模型，使用pile單元構(gòu)建仿真錨桿，可模擬錨桿拉、剪、彎、破斷、脫錨等力學(xué)行為，并實(shí)現(xiàn)了預(yù)緊力施加。以錨桿的預(yù)緊力作為單一變量，對(duì)比分析了原巖應(yīng)力場(chǎng)作用下不同預(yù)緊力錨桿的支護(hù)效果及作用機(jī)理，以期對(duì)預(yù)緊力錨桿支護(hù)有更為深入的認(rèn)識(shí)。

1 預(yù)緊力錨桿支護(hù)效果及機(jī)理

筆者主要研究了原巖應(yīng)力場(chǎng)作用下錨桿預(yù)緊力對(duì)層狀頂板的支護(hù)效果及機(jī)理。原巖應(yīng)力場(chǎng)與支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)相差2個(gè)數(shù)量級(jí)，在采用平面模型進(jìn)行支護(hù)效果分析時(shí)，巷道淺部圍巖原巖應(yīng)力的卸壓速度和錨桿的合理打設(shè)時(shí)機(jī)尤為重要。筆者采用冪指數(shù)方程對(duì)圍巖淺部原巖應(yīng)力進(jìn)行釋放，即初始釋放速度快，后期釋放速度慢，符合巷道開(kāi)挖后原巖應(yīng)力釋放規(guī)律；應(yīng)力釋放到原巖應(yīng)力的30%時(shí)安裝預(yù)應(yīng)力錨桿。預(yù)應(yīng)力錨桿的支護(hù)作用主要體現(xiàn)為對(duì)不連續(xù)面張開(kāi)和滑移的控制作用，因此在模型中建立多個(gè)interface分界面來(lái)模擬層狀頂板層理面，通過(guò)參數(shù)設(shè)置，實(shí)現(xiàn)對(duì)層理張開(kāi)和滑移的模擬。錨桿抗剪特性在阻止結(jié)構(gòu)面滑移過(guò)程中起到重要作用，F(xiàn)LAC內(nèi)置的pile單元可實(shí)現(xiàn)對(duì)錨桿抗拉、抗剪的綜合模擬，但是pile單元未提供錨桿預(yù)緊力施加的內(nèi)置命令[24]，筆者針對(duì)pile單元開(kāi)發(fā)了“打斷—張拉—縫合”的預(yù)緊力施加方法，并對(duì)方法的有效性進(jìn)行了驗(yàn)證。

2 層狀頂板巷道模型構(gòu)建

2.1 模型構(gòu)建背景

以長(zhǎng)平礦41072輔助運(yùn)輸巷為背景建立數(shù)值模型。在巷道所在盤區(qū)布置3個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)得最大水平主應(yīng)力σH均值為9.77 MPa，最小水平主應(yīng)力σh均值為5.25 MPa，垂直主應(yīng)力σV均值為8.57 MPa。巷道沿煤層底板掘進(jìn)，頂部留有2 m頂煤，直接頂以下500 mm處有1層夾矸，頂煤層理發(fā)育。地應(yīng)力測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 地應(yīng)力測(cè)試結(jié)果Table 1 In-situ stress test results

41072輔助運(yùn)輸巷高3 900 mm，寬5 600 mm，采用錨桿索聯(lián)合支護(hù)，錨桿采用HRB500，φ22 mm左旋無(wú)縱筋螺紋鋼，長(zhǎng)2 400 mm，每排打設(shè)6根頂錨桿，間距1 000 mm，排距900 mm，頂角錨桿距離巷幫300 mm，均垂直頂板打設(shè)，樹(shù)脂加長(zhǎng)錨固，采用2支錨固劑，一支規(guī)格為MSK2335，另一支規(guī)格為MSZ2360，鉆孔直徑30 mm，理論錨固長(zhǎng)度為1 208 mm。錨桿托盤采用規(guī)格150 mm×150 mm×10 mm拱形高強(qiáng)度托盤。錨索按“2-1-2”方式布置，排距1 000 mm，采用1×19股φ22 mm×5 300 mm高強(qiáng)度低松弛預(yù)緊力鋼絞線。長(zhǎng)平礦41072輔助運(yùn)輸巷支護(hù)示意如圖1所示。

圖1 長(zhǎng)平礦41072輔助運(yùn)輸巷支護(hù)示意Fig. 1 Support schematic diagram of 41072 roadway in Changping Mine

煤層平均厚度為5.75 m，單軸抗壓強(qiáng)度為12.8～15.4 MPa；直接頂為砂質(zhì)泥巖，厚度1.57 m，裂隙發(fā)育，巖質(zhì)松軟，強(qiáng)度集中在27.6～32.6 MPa；基本頂為中砂巖，厚度9.26 m，巖質(zhì)堅(jiān)硬，強(qiáng)度70.0～80.0 MPa，單軸抗壓強(qiáng)度較大；直接底為砂質(zhì)泥巖，厚度6.89 m，強(qiáng)度25.8～34.9 MPa，單軸抗壓強(qiáng)度較??；基本底為砂巖，厚度2.20 m，質(zhì)地堅(jiān)硬，平均單軸抗壓強(qiáng)度70.5 MPa。

2.2 結(jié)構(gòu)面數(shù)值模擬

根據(jù)鉆孔窺視結(jié)果，頂板賦存明顯層理面8個(gè)，分別距鉆孔孔口0，0.2，0.4，0.6，0.8，1.0，1.3，1.8 m；底板層理1個(gè)，為底板煤巖分界面。據(jù)此構(gòu)建包含層理的FLAC3D數(shù)值模型，使用interface模擬層理面。在頂板中設(shè)置8 個(gè)interface，底板設(shè)置1 個(gè)interface。設(shè)置interface的強(qiáng)度和剛度遠(yuǎn)低于完整煤巖體，實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)弱面的模擬。同時(shí)，將interface的“update”參數(shù)設(shè)置為off，阻止結(jié)構(gòu)面上發(fā)生移動(dòng)后尋找新的接觸，實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)的分離，模擬結(jié)構(gòu)弱面的滑移和張開(kāi)等不連續(xù)變形。結(jié)構(gòu)面力學(xué)性能參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 結(jié)構(gòu)面力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical property parameters of structural plane

2.3 層狀頂板巷道數(shù)值模型

建立模型尺寸為40 m×1 m×17.9 m，共劃分20 580個(gè)單元，30 090個(gè)節(jié)點(diǎn)。模型厚度為1 m，采用pile單元( 錨桿及錨固段參數(shù)見(jiàn)表3，每根錨桿劃分為24個(gè)pile單元 )仿真錨桿模型在巷道頂板布置1排錨桿，間距為800 mm，共計(jì)6根，從左至右編號(hào)為1～6號(hào)，錨固長(zhǎng)度1 200 mm。最大水平主應(yīng)力σH=10 MPa，最小水平主應(yīng)力σh=5 MPa，垂直主應(yīng)力σV=10 MPa，巷道軸向與最大主應(yīng)力方向垂直，重力加速度為10 m/s2，模型采用大變形計(jì)算模式。在錨固范圍內(nèi)共建立9個(gè)interface模擬層理面。圍巖本構(gòu)模型采用摩爾-庫(kù)侖模型，模型邊界約束為：模型前后、左右鉸支，底面固支，并在模型所有面上施加相應(yīng)的應(yīng)力約束。細(xì)化錨桿支護(hù)范圍內(nèi)網(wǎng)格，單元格規(guī)格為0.1 m×0.1 m×0.1 m。模型示意如圖2所示。

表3 錨桿及錨固劑參數(shù)Table 3 Parameters of bolt and anchorage agent

圖2 模型示意Fig. 2 Model diagram

3 錨桿pile單元仿真實(shí)現(xiàn)

3.1 pile單元說(shuō)明

FLAC3D中可以使用cable單元或pile單元模擬錨桿，cable單元只能承受軸向荷載，無(wú)法反映剪切荷載，而錨桿的抗剪作用對(duì)支護(hù)效果影響較大。為了更好地模擬錨桿抗拉和抗剪的綜合作用，選用pile單元。pile單元組合了梁?jiǎn)卧湾^索單元，除了可以承受軸向的拉拔載荷外，還具有抗彎和抗剪能力；pile單元還可以計(jì)算樁與網(wǎng)格之間的應(yīng)力軟化以及樁的拉斷程度，從而可以模擬錨桿的拉斷和錨固界面的解耦。使用pile單元可以較好地模擬錨桿拉、彎、剪、斷、脫錨等力學(xué)行為。

統(tǒng)一使用HRB500，φ22 mm左旋無(wú)縱筋螺紋鋼高強(qiáng)錨桿進(jìn)行仿真模擬，鉆孔直徑30 mm，錨桿及錨固劑各項(xiàng)參數(shù)見(jiàn)表3。

pile單元中“cs-scoh”指黏結(jié)力峰值，決定黏結(jié)界面何時(shí)解耦脫錨；“cs-sk”指黏結(jié)剛度，決定錨固體的增阻速度；cs-scoh，cs-sk共同決定了錨固體的力學(xué)性能，對(duì)支護(hù)效果影響十分顯著。為提供數(shù)值錨桿cs-scoh，cs-sk的確定依據(jù)，在實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行了拉拔試驗(yàn)。使用長(zhǎng)125 mm，內(nèi)徑30 mm的鋼管模擬鉆孔，錨桿選用直徑22 mm左旋高強(qiáng)度螺紋鋼。經(jīng)過(guò)重復(fù)試驗(yàn)，錨固段長(zhǎng)度125 mm時(shí)最大拉拔力平均為140 kN，對(duì)應(yīng)的位移平均為13 mm，計(jì)算csscoh＝140 kN/125 mm＝1.12×106N/m，考慮現(xiàn)場(chǎng)錨桿錨固于煤巖體，黏結(jié)界面峰值強(qiáng)度低于實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)結(jié)果，取cs-scoh＝4.37×105N/m，cs-sk＝cs-scoh/13 mm=3.36×107N/m2。

pile單元參數(shù)見(jiàn)表4。

表4 pile單元參數(shù)Table 4 Parameters of pile element

3.2 pile單元預(yù)緊力施加方法

在FLAC3D中，沒(méi)有直接命令可對(duì)pile單元模擬的錨桿施加預(yù)緊力。筆者提出了“打斷—張拉—縫合”的方法，實(shí)現(xiàn)了對(duì)pile單元模擬錨桿的預(yù)緊力施加。

pile單元預(yù)緊力施加步驟如圖3所示。

圖3 pile單元預(yù)緊力施加步驟Fig. 3 Pretensioned stress application steps of pile element

錨桿長(zhǎng)2.4 m，使用24節(jié)pile單元進(jìn)行模擬，錨固段長(zhǎng)0.8 m，自由段長(zhǎng)1.6 m。在錨桿打設(shè)位置創(chuàng)建2段pile單元，較短一段包含8節(jié)pile單元，模擬錨固段，按照表4的pile單元參數(shù)進(jìn)行參數(shù)設(shè)置。較長(zhǎng)一段包含16節(jié)pile單元，模擬錨桿自由段，自由段pile單元cs-scoh，cs-sk均設(shè)置為0，其他參數(shù)與錨固段相同。將自由段pile單元的尾部與周圍網(wǎng)格建立剛性連接，模擬錨桿托盤，如圖3( a )所示。

在錨固段和自由段錨桿開(kāi)口處節(jié)點(diǎn)施加張拉載荷，張拉載荷量值為預(yù)設(shè)的錨桿預(yù)緊力，拉伸pile單元，運(yùn)算至平衡，模擬錨桿預(yù)緊力施加過(guò)程，如圖3( b )～( c )所示。以錨固段和自由段開(kāi)口處2節(jié)點(diǎn)為起始和結(jié)束點(diǎn)，建立1節(jié)新的pile單元，參數(shù)按照自由段pile單元設(shè)置，將錨桿開(kāi)口“縫合”，并刪除施加于節(jié)點(diǎn)的張拉載荷，運(yùn)算至平衡，完成錨桿預(yù)緊。將網(wǎng)格釋放，進(jìn)行運(yùn)算，實(shí)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力在圍巖中的擴(kuò)散，如圖3( e )所示。

觀察按照上述方法對(duì)錨桿進(jìn)行預(yù)緊后的支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)形態(tài)，壓應(yīng)力區(qū)整體為“石榴型”，量值和形狀與文獻(xiàn)[17]的相似模擬及文獻(xiàn)[20]的數(shù)值模擬支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)較為一致，證明了“打斷—張拉—縫合”方法的有效性。

4 數(shù)值模擬試驗(yàn)

4.1 計(jì)算時(shí)序

在掘進(jìn)工作面前方巷道圍巖即開(kāi)始卸壓，巷道開(kāi)挖后，圍巖淺部應(yīng)力迅速釋放。錨桿打設(shè)并預(yù)緊后，預(yù)應(yīng)力的擴(kuò)散和原巖應(yīng)力卸載同時(shí)進(jìn)行，圍巖在原巖應(yīng)力場(chǎng)、采動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)和錨桿支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)的共同作用下不斷運(yùn)移，直至平衡。

為了與上述應(yīng)力變化過(guò)程相對(duì)應(yīng)，設(shè)置計(jì)算時(shí)序?yàn)椋撼跏蓟瘮?shù)值模型，施加原巖應(yīng)力并計(jì)算平衡；開(kāi)挖巷道，在周邊( 頂?shù)装?、兩?)施加原巖應(yīng)力并逐步減小，模擬巷道開(kāi)挖后圍巖應(yīng)力真實(shí)的釋放過(guò)程。采用冪指數(shù)方程(Pr= 0. 9 976c/10，其中，c表示currentstep與step之差)釋放，即開(kāi)始釋放快，后期釋放慢；當(dāng)應(yīng)力釋放到原巖應(yīng)力的30%時(shí)[25]，將網(wǎng)格固定，打設(shè)錨桿并使用“打斷—張拉—縫合”的方法進(jìn)行預(yù)緊；將網(wǎng)格釋放，圍巖在原巖應(yīng)力場(chǎng)、采動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)和錨桿支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)的共同作用下持續(xù)運(yùn)移直至平衡。計(jì)算時(shí)序如圖4所示。

圖4 計(jì)算時(shí)序Fig. 4 Calculation timing

4.2 模擬方案

針對(duì)原巖應(yīng)力場(chǎng)作用下不同預(yù)緊力錨桿支護(hù)效果及作用機(jī)理進(jìn)行對(duì)比研究，以錨桿預(yù)緊力為單一變量，通過(guò)塑性區(qū)范圍、頂板離層、圍巖垂直位移、最小主應(yīng)力、錨桿軸向力、剪切力、桿體變形綜合評(píng)價(jià)支護(hù)效果。共進(jìn)行無(wú)支護(hù)、不預(yù)緊，以及預(yù)緊力分別為30，60，90，120，150，180，220 kN共9組對(duì)比試驗(yàn)。

5 不同預(yù)緊力錨桿支護(hù)效果及機(jī)理對(duì)比分析

5.1 垂直位移

不同錨桿預(yù)緊力支護(hù)條件下巷道圍巖垂直位移如圖5所示。

圖5 垂直位移云圖Fig. 5 Vertical displacement ephogram

由圖5可知，無(wú)支護(hù)條件下，層狀頂板淺部出現(xiàn)明顯離層，最大下沉量達(dá)到629 mm，深部圍巖也存在明顯下沉，頂板有垮落風(fēng)險(xiǎn)；支護(hù)后，無(wú)預(yù)緊力時(shí)頂板最大下沉量減小至186 mm，與無(wú)支護(hù)相比減小了70.4%，但淺部圍巖有明顯離層，自承能力較小，需要通過(guò)錨桿將下部不穩(wěn)定巖層懸掛于上部穩(wěn)定巖層；隨著錨桿預(yù)緊力的升高，頂板最大下沉量明顯減?。侯A(yù)緊力為220 kN時(shí)，頂板最大下沉量為55.3 mm，僅為不預(yù)緊支護(hù)的29.7%；預(yù)緊力超過(guò)120 kN后，頂板深部巖層不再發(fā)生彎曲下沉。表明錨桿高預(yù)緊力支護(hù)能夠有效控制淺部圍巖離層，并能對(duì)上覆深部巖層提供一定支撐力。

5.2 最小主應(yīng)力

不同錨桿預(yù)緊力支護(hù)條件下圍巖最小主應(yīng)力云圖如圖6所示。由圖6可知，無(wú)支護(hù)時(shí)，層狀頂板淺部出現(xiàn)大范圍拉應(yīng)力區(qū)，圍巖容易發(fā)生拉伸斷裂從而引發(fā)冒頂事故；支護(hù)后，隨著錨桿預(yù)緊力的提高，拉應(yīng)力區(qū)面積逐漸縮小。當(dāng)預(yù)緊力高于120 kN后，層狀頂板淺部拉應(yīng)力區(qū)完全消失，圍巖淺部處于0～0.5 MPa壓應(yīng)力作用下，有利于保持圍巖穩(wěn)定。由此可見(jiàn)，錨桿預(yù)緊力的提高，能夠有效改變頂板淺部圍巖的應(yīng)力狀態(tài)，以抑制頂板圍巖的變形破壞。

圖6 最小主應(yīng)力云圖Fig. 6 Minimum principal stress nephogram

5.3 塑性區(qū)和結(jié)構(gòu)面破壞

不同錨桿預(yù)緊力支護(hù)下巷道圍巖塑性區(qū)與頂板離層情況如圖7所示。由圖7可知，巷道圍巖塑性區(qū)的范圍與輪廓差異并不明顯，無(wú)支護(hù)時(shí)，巷道兩幫與兩頂角的塑性區(qū)較大；支護(hù)后，隨著錨桿預(yù)緊力提高，巷道圍巖塑性區(qū)范圍有所縮小但并不明顯，表明錨桿支護(hù)作用主要為控制圍巖不連續(xù)面的錯(cuò)動(dòng)、張開(kāi)等不連續(xù)變形，錨桿預(yù)緊力對(duì)錨固體峰后殘余強(qiáng)度的強(qiáng)化作用明顯大于對(duì)錨固體峰值強(qiáng)度的強(qiáng)化。無(wú)支護(hù)情況下，層狀頂板在水平集中應(yīng)力和重力作用下發(fā)生彎曲下沉，以剪切-拉伸破壞為主，頂板下沉非常明顯，存在冒頂危險(xiǎn)；支護(hù)后，頂板下沉得到顯著改善，頂板淺部巖層以剪切破壞為主，拉伸破壞基本消失，但結(jié)構(gòu)弱面均已離層，淺部巖層被動(dòng)地由錨桿懸掛于上方穩(wěn)定巖層，在圍巖蠕變、風(fēng)化破碎或采動(dòng)影響下，頂板仍易發(fā)生失穩(wěn)垮落；隨著錨桿預(yù)緊力的提高，淺部圍巖離層逐漸得到控制，圍巖的完整性和穩(wěn)定性不斷提高，預(yù)緊力超過(guò)90 kN后，進(jìn)一步提高預(yù)緊力，結(jié)構(gòu)弱面離層情況雖進(jìn)一步得到改善，但效果并不明顯。表明支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)擴(kuò)散與影響范圍有限，錨桿主要以控制淺部圍巖離層為主，對(duì)深部圍巖不連續(xù)變形控制效果并不理想。

圖7 塑性區(qū)和結(jié)構(gòu)面破壞Fig. 7 Plastic zone and structural plane failure

5.4 預(yù)緊力與頂錨桿變形關(guān)系

圖8為1號(hào)錨桿(圖2 )預(yù)緊力與變形量的關(guān)系曲線，通過(guò)24個(gè)節(jié)點(diǎn)相對(duì)于打設(shè)位置的偏移量取絕對(duì)值后求和得出。可以看出，隨著預(yù)緊力的提高，錨桿剪切變形量呈顯著減小趨勢(shì)，不預(yù)緊時(shí)，頂角錨桿變形值為103 mm，預(yù)緊力為60 kN時(shí)，頂角錨桿變形量降至74 mm，下降了28.2%；預(yù)緊力為120 kN時(shí)，頂角錨桿變形值為56 mm，與預(yù)緊力為60 kN相比下降了24.3%；預(yù)緊力為220 kN時(shí)，頂角錨桿變形值為43 mm，僅為不預(yù)緊時(shí)的41.75%，表明錨桿預(yù)緊力的施加可有效提高層理面的抗剪強(qiáng)度，阻止不連續(xù)面滑動(dòng)變形，減小錨桿的剪切變形。

圖8 預(yù)緊力與頂錨桿變形關(guān)系Fig. 8 Relationship between pretensioned stress and top bolt deformation

5.5 頂錨桿軸向力

錨桿支護(hù)范圍內(nèi)圍巖發(fā)生離層會(huì)帶動(dòng)錨桿伸長(zhǎng)，從而引起錨桿軸向受力增加。圍巖穩(wěn)定后錨桿的最終軸向力相比于錨桿初始軸向力的增加值可以反映錨桿支護(hù)范圍內(nèi)圍巖離層的發(fā)展情況。頂板錨桿軸向力分布情況如圖9所示。

由圖9可知，由于最大下沉量發(fā)生在巷道中部，頂板中部錨桿受力明顯高于邊角錨桿受力。不預(yù)緊條件下，3號(hào)錨桿( 圖2 )軸向力為160 kN，邊角1號(hào)錨桿軸向力為10 kN，僅為前者的6.25%。隨著錨桿預(yù)緊力的增加，錨桿的最終軸向力相比于預(yù)緊力的上升幅度逐漸降低：預(yù)緊力為60 kN時(shí)，3號(hào)錨桿軸向力最大為147 kN，相比于預(yù)緊力上升了87 kN，為預(yù)緊力的245%；預(yù)緊力為120 kN時(shí)，3號(hào)錨桿最大軸向力為168 kN，相比于預(yù)緊力上升了48 kN，為預(yù)緊力的140%。

圖9 頂錨桿軸向受力Fig. 9 Axial force of top bolt

由此可見(jiàn)，錨桿支護(hù)系統(tǒng)存在臨界支護(hù)剛度，支護(hù)剛度的關(guān)鍵影響因素是錨桿預(yù)緊力，隨著錨桿預(yù)緊力的不斷提高，支護(hù)系統(tǒng)的剛度明顯提高，當(dāng)預(yù)緊力達(dá)到一定數(shù)值后，可以有效控制支護(hù)范圍內(nèi)圍巖的不連續(xù)變形，保持圍巖穩(wěn)定，表征為錨桿最終軸向受力相比預(yù)緊力不會(huì)明顯上升。

5.6 頂錨桿切向力

層狀頂板結(jié)構(gòu)弱面橫向錯(cuò)動(dòng)對(duì)錨桿施加剪切力，錨桿所受剪切力的大小可以表征結(jié)構(gòu)弱面橫向錯(cuò)動(dòng)的強(qiáng)烈程度。對(duì)1號(hào)頂角錨桿( 圖2 )24節(jié)點(diǎn)剪切力取絕對(duì)值后求平均，以分析頂角錨桿剪切力均值與預(yù)緊力的關(guān)系，如圖10所示。由圖10可知，隨著預(yù)緊力增大，錨桿剪切力明顯下降，不預(yù)緊時(shí)，頂角錨桿剪切力平均值為15.98 kN；預(yù)緊力為60 kN時(shí)，頂角錨桿剪切力平均值為11.57 kN，與不預(yù)緊相比，下降了27.6%；預(yù)緊力為120 kN時(shí)，頂角錨桿剪切力平均值為9.24 kN，與預(yù)緊力60 kN 相比下降了20.1%；預(yù)緊力為220 kN時(shí)，頂角錨桿剪切力平均值為7.79 kN，僅為不預(yù)緊時(shí)的48.7%，表明施加錨桿預(yù)緊力可以有效提高層理面的抗剪強(qiáng)度，阻止不連續(xù)面滑動(dòng)，從而使錨桿所受剪切力下降。

圖10 預(yù)緊力與頂角錨桿剪切力均值關(guān)系Fig. 10 Relationship between pretensioned stress and mean shear force of top angle bolt

6 結(jié) 論

( 1 ) 使用pile單元模擬錨桿的拉、剪、彎、破斷、脫錨等力學(xué)行為，提出“打斷—張拉—縫合”pile單元仿真錨桿預(yù)緊力施加方法；使用interface模擬結(jié)構(gòu)弱面，實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)弱面滑移、張開(kāi)不連續(xù)變形；通過(guò)合理的計(jì)算時(shí)序，確定了錨桿的打設(shè)時(shí)機(jī)，實(shí)現(xiàn)了原巖應(yīng)力場(chǎng)、采動(dòng)應(yīng)力場(chǎng)和支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)共同作用下巷道圍巖運(yùn)移；構(gòu)建了統(tǒng)一的層狀頂板巷道模型，以錨桿預(yù)緊力為單一變量，實(shí)現(xiàn)了原巖應(yīng)力作用下，不同預(yù)緊力錨桿支護(hù)效果及機(jī)理的對(duì)比分析。

( 2 ) 隨著錨桿預(yù)緊力增大，支護(hù)系統(tǒng)的剛度大幅提升。高預(yù)緊力錨桿提供的主動(dòng)約束力不僅可限制結(jié)構(gòu)弱面的張開(kāi)，還能增大結(jié)構(gòu)面的抗剪強(qiáng)度，抑制結(jié)構(gòu)面活動(dòng)。主要表征為：一是圍巖淺部離層隨著預(yù)緊力的提高逐步得到控制；二是錨桿最終軸向力與預(yù)緊力相比上升幅度逐漸下降，圍巖離層得到有效控制；三是錨桿剪切載荷隨著預(yù)緊力上升逐漸下降，圍巖結(jié)構(gòu)弱面橫向滑移減弱。

( 3 ) 錨桿預(yù)緊力較低時(shí)，巷道淺部圍巖出現(xiàn)大面積拉應(yīng)力區(qū)，失去自承能力，通過(guò)錨桿懸吊于深部圍巖，致使深部圍巖也出現(xiàn)明顯彎曲下沉；隨著錨桿預(yù)緊力增大，圍巖淺部處于0～0.5 MPa壓應(yīng)力作用下，圍巖的不連續(xù)變形得到有效控制，淺部圍巖實(shí)現(xiàn)自穩(wěn)，同時(shí)能有效支撐深部巖體。

( 4 ) 預(yù)緊力是影響支護(hù)效果的關(guān)鍵因素。高預(yù)緊力形成的支護(hù)應(yīng)力場(chǎng)可以控制錨固區(qū)內(nèi)圍巖的離層和滑動(dòng)，提高圍巖自承能力，減小圍巖變形，同時(shí)減小錨桿的剪切荷載和剪切變形，避免錨桿破斷。

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