软岩巷道锁拱锚杆精细化数值模拟研究_管清升.pdf

Vol．51No．2 Feb． 2020 第 51 卷第 2 期 2020 年 2 月 Safety in Coal Mines 软岩巷道锁拱锚杆精细化数值模拟研究 管清升 1， 杨 博 1， 王德超2， 李为腾1， 梅玉春1， 杨 宁 3， 马海曜1 （1．山东科技大学 山东省土木工程防灾减灾重点试验室， 山东 青岛 266590； 2．济南轨道交通集团有限公司， 山东 济南 250101； 3．江苏建筑职业技术学院， 江苏 徐州 221116） 摘要 锁拱锚杆是软岩巷道支护中拱架失效的常用防控措施， 但是其参数设计缺少依据。为研 究锁拱锚杆位置、 长度参数对巷道支护效果的影响规律， 以典型软岩巷道为工程案例， 采用自主 开发的锚杆－拱架联合支护精细化模拟技术开展了数值模拟试验。 结果表明 无锁拱方案围岩变 形量大， 拱腿率先变形， 随后与围岩分离， 最终导致支护体系失效； 而锁拱锚杆控制了拱腿内弯 变形且防止了拱架与围岩分离， 保证了支护体系的完整性， 支护效果明显改善； 巷帮内移量和塑 性区体积随锁拱点高度 H 的增加呈现先减小后增大的规律且影响显著， 支护效果随锁拱锚杆长 度 L 的增大趋好但并不明显。 基于研究结论确定了锁拱锚杆优化参数 （H＝1．0 m， L＝3．0 m） ， 现场 实践表明效果良好。 关键词 软岩巷道； 支护； 锁拱锚杆； 拱架； 数值模拟； FLAC 中图分类号 TD353＋．6文献标志码 A文章编号 1003－496X （2020） 02-0051-07 Study on Fine Numerical Simulation of Arch-locking Bolt in Soft Rock Roadway GUAN Qingsheng1, YANG Bo1, WANG Dechao2, LI Weiteng1, MEI Yuchun1, YANG Ning3, MA Haiyao1 （1．Shandong Provincial Key Laboratory of Civil Engineering Disaster Prevention, Shandong University of Science and Technology, Qingdao 266590, China;2．Ji’ nan Rail Transit Group Co., Ltd., Jinan 250101, China;3．Jiangsu Vocational Institute of Architectural Technology, Xuzhou 221116, China） Abstract Locking bolts are frequently used to control the failure of the supporting arch in soft rock roadway support system, but the design basis of the locking bolts parameters is not clear． In order to investigate the roadway support effect influenced by the position and length of the arch -locking bolt, based on a typical soft rock roadway engineering case, numerical simulation experiments were carried out through an improved numerical simulation approach． The results indicate that roadway supported without locking bolts deed seriously, and the arch legs’inward bending deation and arch -rock separation were the breakthrough of the overall failure of the support system; the arch -locking bolts suppressed the arch legs inward bending deation and prevented arch-rock separation, which ensured the integrity of the support system, and the final supporting effect was improved significantly; the deation value and plastic zone volume both first decrease and then increase with the increasing of the locking bolt height H, and the impact was significant; the support effect tends to be better but not obvious with the increasing the arch-locking bolt length L． Based on the research conclusions, the optimized parameters of the lock arch bolt（H 1．0 m, L3．0 m）were determined, and the field practice showed the optimization scheme works well． Key words soft rock roadway; support; arch-locking bolt; supporting arch; numerical simulation; FLAC 随着浅部煤炭资源的枯竭，煤矿开采向深部发 展已成为必然趋势。由于软岩巷道围岩承载特性 差、 力学环境复杂、 流变特征显著， 致使巷道变形量 DOI10．13347/j．cnki．mkaq．2020．02．013 管清升， 杨博， 王德超， 等．软岩巷道锁拱锚杆精细化数值模拟研究 ［J］ ．煤矿安全， 2020， 51 （2） 51-57， 69． GUAN Qingsheng, YANG Bo, WANG Dechao, et al． Study on Fine Numerical Simulation of Arch-locking Bolt in Soft Rock Roadway［J］ ． Safety in Coal Mines, 2020, 51 （2） 51-57, 69． 基金项目 国家自然科学基金资助项目 （51604166， 41772299） ； 青 岛市博士后应用研究资助项目 （2016130） ； 江苏省高等学校自然科 学研究资助项目 （17KJB440002） 移动扫码阅读 51 ChaoXing 第 51 卷第 2 期 2020 年 2 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.2 Feb. 2020 图 1精细化数值模拟技术的 3 个模块 Figure 1Three modules of refined numerical simulation technology 大， 支护构件容易发生破坏， 难以保证长期稳定。软 岩巷道支护已成为制约煤矿安全高效开采的重要技 术难题[1-2]。 目前， 锚杆-拱架 （拱形支架） 联合支护是 常见的软岩巷道支护形式。这种支护形式是在常规 锚网喷支护的基础上增加拱架支护，形成刚柔相济 的完整支护体系。拱架的主要形式是 U 型钢， 目前 以 U36 为主； 此外， 钢管混凝土拱架也逐渐发展起 来， 其承载力是 U36 型钢拱架的 2 倍以上[3-4]。 然而， 随着软岩巷道支护难度的不断增加， 拱架 大变形及屈曲失效的问题仍时有发生。对此，常在 拱架发生大变形的部位增设锁拱锚杆。目前，谢文 兵[5-6]、 荆升国[7-8]分析了 U 型钢支架失稳的原因， 研 究了支架-锚杆 （索） 协同作用机理， 强调棚-索补强 控制理念， 提出了 U 型钢支架-锚索耦合支护技术； 罗彦斌[9]、 陈丽俊[10]分析了隧道硐室锁脚锚杆与拱架 间的联合承载机制， 优化了锁脚锚杆参量。但是， 上 述研究并不能作为锁拱锚杆的位置、长度等参数设 计的理论依据。此外， 在软岩-支护作用机制分析手 段中， 理论分析局限性明显， 模型试验成本高、 操作 困难，数值模拟最为常用。学者在模拟中以围岩特 性为主， 对支护构件力学行为考虑不足， 如 FLAC3D 中的 beam 单元和 cable 单元常用来模拟拱架和锚 杆，但都不具备合理的失效行为，支护构件承载能 力被放大， 模拟精度较低。对此， 首先介绍了最新开 发的锚杆-拱架联合支护精细化模拟技术，以梁家 煤矿典型软岩巷道为工程背景，开展了以锁拱锚杆 安设位置、长度为变量的数值模拟试验，分析了锚 杆-拱架联合支护的失效过程，对比研究了不同锁 拱锚杆参数与巷道支护效果关系，确定了优化设计 方案并进行现场验证。 1锚杆-拱架联合支护精细化数值模拟技术 在锚杆-拱架联合支护的 FLAC3D数值模拟中， 用自带 beam 单元模拟拱架时，发现拱架屈服失效 不受轴力影响而仅与弯矩有关，轴力可无限增加， 这与工程实际不相符。针对此缺陷，以拱架截面的 压弯极限承载力为拱架屈服判据，进行了 beam 单 元的修正和后续完善[11-12]。用自带 cable 单元模拟锚 杆时，发现当杆体变形很大时轴力始终保持恒定， 无法发生破断。针对此缺陷， 建立了锚杆破断判据， 实现了锚杆破断失效的模拟[13-14]。 随着对数值模拟精度要求的不断提高，发现 beam 单元建模的拱架与围岩之间的相互作用也需 改进， 因此建立了拱架-围岩相互作用模型， 实现了 拱架与围岩法向可脱离、 轴向可滑移的有效模拟[15]。 目前，开发的锚杆-拱架联合支护精细化模拟技术 主要包括 3 个模块，精细化数值模拟技术的 3 个模 块如图 1。 1） 可破断锚杆 （索） 模块。在自带 cable 单元中 引入锚杆 （索） 失效破断判据， 见式 （1） 。 S≥Smax（1 ） 式中 S 为锚杆自由段长度； Smax为锚杆自由段 极限长度，由自由段初始长度和极限伸长率决定。 当自由段长度小于 Smax时，杆体轴向力学模型为自 带的理想弹塑性模型；当杆体自由段长度超过极限 长度 Smax时， 通过 FISH 程序使锚杆极限轴力与轴向 刚度均变为 0 且恒定， 从而实现锚杆杆体破断[13-14]。 2） 可屈服拱架模块。以拱架截面压弯极限承载 力计算公式作为拱架屈服失效判据，该修正判据以 特定函数的形式将轴力 N 纳入屈服判据， 使判据表 达式界定出包含弯曲和轴压因素的屈服包络范围， 若内力超出此范围， 则拱架单元发生屈服[12]。 f（m， n）＝1（2 ） 式中 m、 n 分别为弯矩系数和轴力系数， mM/ Mu， nN/Nu； M、 N 分别为 beam 单元的弯矩和轴力； Mu为梁构件在纯弯曲作用下的极限弯矩； Nu为柱构 件在轴压作用下的极限轴力。 3） 拱架-围岩相互作用模块。提出了拱架-围岩 法向分离判据，通过手动修改拱架节点与围岩之间 link 连接的参数， 改进了拱架-围岩相互作用的本构 关系，使拱架在围岩接触面法向可与围岩分离， 在 接触面切向可发生相对滑移[15]。 2数值试验方案 2.1典型案例概况 52 ChaoXing Vol.51No.2 Feb. 2020 第 51 卷第 2 期 2020 年 2 月 Safety in Coal Mines 试验 方案 锁拱点高 度 H/m 锁拱锚杆长 度 L/m 变量参照图 1--无锁拱锚杆 20.4 30.6 40.8 51.0 61.2 71.4 81.6 91.8 101.4 111.8 122.2 132.6 143.0 153.4 163.8 3．0 3．0 3．0 3．0 3．0 3．0 3．0 3．0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 表 1数值模拟试验方案 Table 1Numerical simulation test scheme 图 2数值计算模型示意图 Fig.2Numerical calculation model 山东龙口市梁家煤矿属于典型三软地层，主采 1煤层、 2煤层和 4煤层。其中 4煤层厚度 13.7 m， 结构极为复杂， 稳定性差。4煤层巷道典型断面 直接顶主要为炭质泥岩及泥岩夹黏土岩，易风化脱 落， 吸水膨胀， 下沉量大， 属易垮落顶板； 直接底板 为 0.65 m 泥岩， 局部为炭质泥岩； 再向下为油 4岩 层。 巷道所处地层埋深-620 m， 竖向地应力 10 MPa， 水平向最大主应力 14.5 MPa，最小主应力 10 MPa， 最大主应力方向与研究巷道轴向基本一致。 巷道为直墙半圆形断面，采用锚杆拱架联合支 护形式，采用 MSGLD-335/182250 螺纹钢锚杆， 间 排距 650 mm800 mm； 后喷射 120 mm 厚 C20 混凝 土； 最后架设 U36 拱架， 排距 800 mm。巷道围岩变 形仍然难以控制，拱腿出现弯折现象、屈服失效严 重， 锚杆破断现象频发。 2.2试验方案 试验方案分 3 组 第 1 组为原支护方案， 无锁拱 锚杆； 第 2 组以锁拱点高度 H （施加位置距巷底垂直 高度） 为变量； 第 3 组以锁拱锚杆长度 L 为变量。数 值模拟试验具体方案见表 1。 2.3试验模型及材料参数 结合实例， 建立宽高厚为 40 m 40 m0.8 m 的模型， 模型侧面约束法向位移， 底面约束全位移， 顶面施加面荷载进行应力补偿，模型及边界条件如 图 2， 巷道全断面 1 次开挖， 然后进行混凝土喷层、 锚杆和拱架的模拟。围岩采用 SVISIC 蠕变模型， 混 凝土喷层选用 Mohr-Coulomb 模型。 断面及支护构件 布置图如图 3。岩层及喷层力学参数见表 2。 锚杆 （cable） 单元布置在厚度方向中截面 （0.4 m 处） 位置。 常规锚杆按间距 650 mm 布设， 直径为 18 mm， 长度 2.2 m， 划分为 22 个单元， 其内锚段、 自由 段和外锚段长度分别为 0.8、 1.3、 0.1 m， 外锚段的端 点与喷层的临空轮廓线平齐；锁拱锚杆根据各方案 的具体要求进行建模， 每个单元长度 0.1 m， 锚固段 长度均为 0.8 m， 自由段外端点固定于拱架上； 常规 锚杆及锁拱锚杆力学参数见表 3。 图 3断面及支护构件布置形式示意图 Fig.3Section and support member layout 53 ChaoXing 第 51 卷第 2 期 2020 年 2 月 Safety in Coal Mines Vol.51No.2 Feb. 2020 表 3常规锚杆、 锁拱锚杆力学参数 Table 3Mechanical parameters of conventional bolt and arch locking bolt 表 2岩层及喷层力学参数 Table 2Mechanical parameters of rock and jet ation 表 4部分计算结果 （50 d） Table 4Partial calculation results（50 d） 支护构件 横截面积 S/cm2 屈服轴力 Fs/kN 弹性模量 E/GPa 预紧力 p/ kN 破断伸长 率 δ/ 常规锚杆2.54171.82002010 锁拱锚杆 5.08 （2.542 ） 343.6 （171.82 ） 200 80 （402 ） 10 地层 体积 模量 /MPa 泊 松 比 μ 抗拉 强度 /MPa 黏 聚 力/ MPa 内 摩 擦 角/ 密度 / （kg m-3） Maxwell 剪切模 量/GPa Kelvin 剪切 模量/ GPa Maxwell 黏性 系数/ （GPa s ） Kelwin 黏性 系数/ （GPa s ） 泥岩 和煤 互层 5000.3 0.15 0.5 27 2 2001.05.231101.73 煤4000.3 0.10 0.4 25 2 2001.05.231101.73 油 46000.3 0.15 0.6 27 2 2001.05.231101.73 喷层 2 777.78 0.2 1.00 1.0 30----- 方案 序号 顶板沉 降/mm 巷中底 鼓/mm 巷帮最大 内移量/mm 塑性区体 积/m3 拱架最大 轴力/kN 拱架最大 弯矩/kN 常规锚杆最 大轴力/kN 锁拱锚杆 轴力/kN 支护构件破坏 锚杆拱架 1186.8186.4262.4788.98290.835.37171.8-两帮破断 4 根屈曲 2148.3177.6205.7178.15334.030.87171.8206.6无破断屈曲 3136.2175.9200.0077.151 150.025.63171.8337.3 无破断未屈曲 4134.9175.4177.7276.421 145.024.29171.8339.4 5134.4175.3168.8976.611 142.023.15171.8331.2 6134.4175.9170.5877.131 137.037.98171.8337.0 7140.9177.7188.8578.04580.830.58171.8309.9 无破断屈曲8147.9180.0200.3178.73501.620.30171.8302.4 9152.6181.8208.2079.78485.425.22171.8297.5 10134.6174.9177.5077.651 15218.99171.8339.7 无破断未屈曲 11134.4175.0172.7077.041 14631.03171.8337.7 12134.3175.4170.9676.261 143.021.41171.8336.0 13134.4175.5169.7276.201 143.018.45171.8331.7 14134.4175.3168.8976.611 142.023.15171.8331.2 15134.7174.9168.1676.411 141.018.54171.8328.9 16134.5174.6168.1376.301 140.030.59171.8333.5 进行锚杆模拟时，将自由段处锚固剂参数设置 为 0， 并删除 node 与围岩建立的 link 连接； 内锚段 无需其他处理，外锚段处锚固剂参数设置为较大的 数量级，以此模拟锚杆托盘。考虑到现场锚杆受到 复杂的组合荷载作用，破断时的伸长小于其轴拉极 限延伸率，因此将 2 类锚杆自由段总体破断伸长率 均设置为 10， 如方案 5 锁拱锚杆自由段极限长度 S1max （10.1） 2.12.31 m，常规锚杆自由段极限长 度 S2max （10.1） 1.31.43 m。 拱架模型共划分 52 个 beam 单元， 2 个直腿处 各有 8 个单元， 高度为 1.6 m； 半圆拱处共有 36 个 单元，半径为 2.08 m。拱架采用 U36 型钢拱架， 将 U36 型钢压弯组合判据 m-n 公式写入主程序， 并激 活拱架-围岩相互作用模块，实现拱架与围岩的法 向分离和轴向滑移。拱架截面几何参数为①截面 形式 U36； ②横截面积45.69 cm2； ③惯性矩 Ix 9.29 10-6m4；④惯性矩 Iy 1.2510-5m4；⑤弹性模量 206 GPa；⑥极限轴力 1 457.6 kN；⑦极限弯矩 48.30 kN m。压弯破坏判据为[15] 正弯m0.717n 2 0.062n1， n≤0．301 7 m＋0．51n 2 ＋0．685n－0．195 1＝1， n＞0．301 ｛ 7 反弯m1.252 5n 2 0.181 0n1， n≤0．312 2 m＋0．479n 2 ＋0．575 5n－0．05＝1， n＞0．312 ｛ 2 2.4计算及监测 计算过程中对巷道变形量、 塑性区体积、 拱架支 护反力、 锚杆内力等进行监测， 以蠕变时间达到 50 d 为计算终止标准， 部分计算结果统计见表 4。 54 ChaoXing Vol．51No．2 Feb． 2020 第 51 卷第 2 期 2020 年 2 月 Safety in Coal Mines 图 5部分方案围岩变形形态、 塑性区范围、 拱架形态及锚 杆轴力 （50 d） Fig．5Part of the plan surrounding rock deation , plastic zone range, arch and axial force of anchor rod （50 d） 图 4方案 1 与方案 5 巷道围岩位移云图 （50 d） Fig．4Cloud diagrams of surrounding rock displacement of roadway in scheme 1 and scheme 5 （50 d） 3数值试验结果分析 3．1锁拱锚杆效果分析 方案 1 （原支护） 与方案 5 （H1 m, L3 m） 的位 移云图如图 4， 部分方案围岩变形、 塑性区范围、 拱 架形态及锚杆轴力图如图 5。 分析计算结果可知 1 ） 无锁拱锚杆情况下， 围岩最大变形量达到了 266 mm， 如图 4 （a） ， 塑性区深度达 4．5 m 以上， 如图 5 （a） ， 塑性破坏发展深入， 围岩变形严重导致支护构 件稳定性较差； 计算至 12 d 时， 拱架拱腿率先发生 曲折， 轴力大幅下降， 拱架-围岩逐渐分离； 50 d 时 拱架整体变形剧烈， 如图 5 （a） ， 拱架屈曲失稳， 两帮 锚杆破断 4 根， 支护构件已基本丧失承载能力， 与现 场情况基本一致。 2） 锁拱方案效果明显改善， 如采用高度 1．0 m 锁拱方案时， 围岩最大变形量、 起拱点内移量、 塑性 区范围比无锁拱锚杆支护方案对应值分别降低了 34、 32．6、 23， 锚杆均未出现锚杆破断现象且拱 架形态保持完好，拱架轴力较大且保持稳定，拱架 未屈曲， 锁拱锚杆作用体现较为明显。 对比分析可知， 在无锁拱锚杆时， 直墙半圆形巷 道帮部产生内挤变形，使拱腿较早达到压弯极限， 导致拱腿弯曲变形进一步发展，使拱架丧失承载能 力；另一方面，围岩压力使拱腿的弯曲变形速度大 于巷帮的内移速度，导致拱架与围岩分离，进一步 使巷帮变形失控，进而导致整个巷道的变形破坏； 此外， 锚杆的破断失效也导致了围岩支护失效。 总之，拱腿部位的内弯变形和与围岩的脱离是 拱架支护最终失效的突破口。而在锁拱锚杆方案 中，锁拱锚杆有效控制了拱腿内弯变形且防止了拱 架与围岩的脱离，保证了支护体系的完整性，最终 支护效果明显改善。因此，对于锚杆拱架联合支护 巷道，在关键部位安装锁拱锚杆是保障支护体系围 岩控制能力持久有效的重要途径。 3．2锁拱锚杆高度影响分析 方案 1～方案 9 巷帮最大内移量、塑性区体积、 拱架与锁拱锚杆内力变化曲线如图 6。 其中， 拱架最 大轴力是指计算完成后拱架各截面受到的最大轴 力。拱架拱腿中部单元 （beam 单元编号 356） 轴力随 时间变化曲线如图 7。 分析图 6、 图 7 可知 1） 当锁拱点高度由 0．4 m 逐步增大至 1．8 m （方 案 2～方案 9） 时， 巷帮最大内移量呈先减小后增大 的规律， 在 H1．0 m 时下降至最低点， 锁拱点位置 影响显著； 塑性区体积也先减小后增大， 在锁拱点高 度 0．8 m （方案 4 ） 时最小， 但在之后增幅较小， 基本 55 ChaoXing 第 51 卷第 2 期 2020 年 2 月 Safety in Coal Mines Vol．51No．2 Feb． 2020 图 6方案 1～方案 9 围岩及支护构件响应指标变化曲线 （50 d） Fig．6Change curves of response inds of surrounding rocks and support components for schemes 1-9（50 d） 图 7方案 1～方案 9 拱腿轴力随时间变化曲线 （轴力取自拱腿中点单元， 编号 356） Fig．7Variation curves of axial force of the arch leg with time（axial force is taken from the mid-point unit of the arch leg, No． 356） 控制在 80 m3以下。 2） 锁拱高度 0．4 m 时， 锁拱点以上至起拱点位 置拱腿曲折严重，拱架轴力出现大幅下降，拱架发 生屈服； 锁拱高度 0．6～1．2 m （方案 3～方案 6） 时， 支 护构件受力变形程度基本一致拱架最大轴力与锁 拱锚杆轴力分别为 1 140 kN 和 330 kN 左右， 已接近 但未达到极限荷载，表明构件处于正常承载状态， 拱 架形态保持完好未发生屈曲， 如图 5 （b） 、 5 （c） 。 随着 锁拱点位置继续提高， 锁拱锚杆轴力出现明显下降， 拱架拱腿部位再次出现弯折现象，最大轴力由 1 137 kN 骤减至 580．8 kN， 拱架屈曲， 如图 5 （e） 和 5 （f） 。 3） 锁拱高度 0．4 m 方案中， 拱腿轴力初期直线 上升， 18 d 时达到峰值并保持稳定，而 23 d 时轴力 骤降， 后保持在 0 值附近； 锁拱高度 0．6～1．2 m 时， 拱腿轴力在 19 d 后基本保持在 615～630 kN 的稳定 状态； 锁拱高度 1．4～1．8 m， 拱腿轴力后期衰减并丧 失的现象再次出现，而且衰减出现时间随锁拱高度 增大而提前。 因此，锁拱点高度对于围岩变形及支护构件受 力影响显著， 存在最优锁拱高度。对于本工程实例， 应该在拱腿中部或中部偏上为宜，以锁拱点高度 1．0 m 为最佳方案。 3．3锁拱锚杆长度影响分析 方案 10 和方案 14 围岩变形、 塑性区范围、 拱架 形态及锚杆轴力图如图 8；方案 10～方案 16 围岩水 平最大变形量、塑性区体积、支护构件内力变化曲 线图 9。 结合图 8 和图 9 分析可知 对比无锁拱锚杆 支护方案，锁拱锚杆长度为 1．4～3．8 m 的所有方案 中， 锚杆无破断现象， 拱架形态完好， 支护效果均改 善显著；增大锁拱锚杆长度，围岩变形量呈减小趋 势， 但减幅随锁拱锚杆长度的增加而减小， 在长度 3 m 后基本不再变化。塑性区体积受锁拱锚杆长度影 响更小；拱架最大轴力与锁拱锚杆轴力均随锁拱锚 杆长度的增加而减小， 但并不显著。 从工程实践的层面来讲，虽然 1．4 m 的短锚杆 也能达到较好效果，但应考虑短锚杆现场锚固效果 不佳；增加锁拱锚杆长度能够换来一定的巷道控制 效果， 但应考虑支护成本和施工难度因素。因此， 锁 拱锚杆长度应在综合考虑围岩控制效果、施工难度 与经济成本等因素的条件下确定一个合理值。 基于上述数值试验结果，结合案例巷道的实际 施工条件， 确定了锁拱点高度为 1．0 m、 锁拱锚杆长 度为 3．0 m 的优化方案， 并在进行了现场实施。 监测 表明该优化方案段的巷道， 拱架未发生屈曲大变形， 锚杆未发生破断，围岩控制效果明显优于原方案， 锁 拱锚杆使支护体系的整体支护能力得到提升。 4结论 1 ） 锚杆-拱架联合支护数值模拟技术可实现锚 56 ChaoXing Vol．51No．2 Feb． 2020 第 51 卷第 2 期 2020 年 2 月 Safety in Coal Mines 图 8方案 10、 方案 14 围岩变形形态、 塑性区范围、 拱架形态及锚杆轴力 （50 d） Fig．8Surrounding rock deation , plastic zone range, arch and axial force of rock bolt（50 d） 图 9方案 10～方案 16 围岩及支护构件响应指标变化曲线 （50 d） Fig．9Change curves of response inds of surrounding rocks and support components for schemes 10 to 16（50 d） 杆杆体破断、 拱架压弯屈曲、 拱架-围岩相互作用的 精细化模拟。 2 ） 无锁拱锚杆方案巷道中， 拱架拱腿部位的内 弯变形和与围岩的脱离是巷道最终变形失效的突破 口； 锁拱锚杆方案中， 锁拱锚杆有效的控制了拱架拱 腿的内弯变形且防止了拱架与围岩的脱离，保证了 支护体系的完好性， 最终支护效果明显改善， 典型锁 拱方案 （H1．0 m, L3．0 m ） 围岩变形量降低了 34。 3） 锁拱点高度对于围岩变形及支护构件受力影 响显著， 巷道变形量随锁拱点高度 （0．4～1．8 m） 的增 加呈先减小后增大的凹形曲线，存在最优锁拱高 度； 巷道变形量、 塑性区体积和支护构件受力的等支 护效果指标随锁拱锚杆长度 L 的增大趋好但并不 显著。 4 ） 结合施工条件确定了锁拱点高度为 1．0 m、 锁 拱锚杆长度为 3．0 m 的优化设计方案，现场实践表 明锁拱锚杆使支护体系的整体支护能力得到提升。 参考文献 ［1］ 康红普， 范明建， 高富强， 等．超千米深井巷道围岩变 形特征与支护技术 ［J］ ．岩石力学与工程学报， 2015， 34 （11） 2227-2241． ［2］ 蓝航， 陈东科， 毛德兵．我国煤矿深部开采现状及灾害 防治分析 ［J］ ．煤炭科学技术， 2016， 44 （1） 39-46． ［3］ 高延法， 王波， 王军， 等．深井软岩巷道钢管混凝土支 护结构性能试验及应用 ［J］ ．岩石力学与工程学报， 2010， 29 （S1） 2604-2609． ［4］ 李为腾， 王乾， 杨宁， 等．钢管混凝土拱架在巷道支护 中的发展与现状 ［J］ ．土木工程学报， 2016， 49 （11） 97-114． ［5］ 谢文兵， 荆升国， 王涛， 等．U 型钢支架结构稳定性及 其控制技术 ［J］ ．岩石力学与工程学报， 2010， 29 （S2） 3743-3748． ［6］ 王其洲， 谢文兵， 荆升国， 等．动压影响巷道 U 型钢支 架-锚索协同支护机理及其承载规律 ［J］ ．煤炭学报， 2015， 40 （2） 301-307． ［7］ 荆升国， 王其洲， 陈杰．深部 “三软” 煤巷棚-索强化控 制机理研究 ［J］ 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