预应力对穿锚技术在马头门加固中的模拟分析

乔旭东(西山煤电集团公司 官地矿，山西 太原 030022)

·试验研究·

预应力对穿锚技术在马头门加固中的模拟分析

乔旭东
(西山煤电集团公司 官地矿，山西 太原 030022)

以中煤集团孔庄煤矿马头门顶板加固工程为例，利用FLAC3D数值模拟分析软件建立锚固模型，分析了预应力对穿锚索的加固及围岩控制效果，并由工程实践得出，采用预应力对穿锚索有效地控制了该区域的围岩变形，为相似矿井提供有益借鉴。

马头门；围岩控制；预应力对穿锚技术

1 概 述

马头门是井底车场巷道与立井井筒连接的过渡段，是矿井的咽喉部分，其区域巷道围岩的稳定性关系到矿井的生产运输[1]. 马头门位置特殊，其断面较大，应力结构复杂。马头门内设备多，安装布置复杂，是矿井设计中最为复杂的硐室之一，也是硐室支护中极难处理的一部分，处理不当极易造成井壁脱落，由潘一矿副井、国投新集集团刘庄煤矿、羊东矿、郭屯矿、焦作古汉山矿、山东济宁唐口煤矿、丰城曲江矿等多处矿井马头门破坏机理研究分析表明[2-5]，马头门支护结构的失稳不仅有自然因素、硐室群布置的影响，同时也包括人为的工程质量、工程设计等方面的影响。国内外研究表明[6-7]，目前马头门区域较常用的加固技术有锚杆加固、预应力锚索加固、注浆加固等手段。本文以中煤集团孔庄煤矿-1015水平井底车场净直径8.1 m大直径井筒马头门顶板加固工程为例，结合其变形特点及破坏特征，利用FLAC3D数值模拟分析预应力对穿锚索的加固及围岩控制效果。

2 预应力对穿锚模型建立

为了定性的对比分析预应力对穿锚索与常规预应力锚索加固控制效果，建立模型见图1，模型尺寸为X50 m×Z50 m×Y30 m，埋深为1 000 m，测压系数为1. 巷道布置于模型中央，底巷尺寸为宽5 m×高3 m，顶巷尺寸为宽3 m×高3 m. 模型由75 000个单元、80 631个节点组成，固定除顶面外的其余所有自由面。模型的本构关系采用莫尔库伦理想弹塑性理论。岩体参数选定实验室测得的泥岩力学性能参数，见表1. 锚索及锚固剂参数见表2.

图1 工程模型图

表1 岩体参数表

表2 锚索及锚固剂参数表

3 预应力对穿锚加固机理数值模拟研究

由于预应力对穿锚索轴向作用机理与常规锚索非锚固段轴向作用机理等效，在相同条件下，距离围岩表面一定深度范围内预应力对穿锚索的应力分布与常规锚索应力分布理论上应该是相近的。因此，通过数值模拟不同预紧力下的常规锚索加固岩体应力分布及对穿锚索加固岩体应力分布，对比分析预应力对穿锚加固机理，并讨论等效假设的合理性。

以20 kN、40 kN、60 kN预紧力为例，对两种不同形式的锚索作用机理应力分布进行数值模拟，结果见图2，3，4.

对常规锚索与对穿锚索两种锚固系统对围岩的加固效应进行分析：

图2 20 kN预紧力下常规锚索与对穿锚索加固岩体应力分布图

图3 40 kN预紧力下常规锚索与对穿锚索加固岩体应力分布图

图4 60 kN预紧力下锚索与对穿锚索加固岩体应力分布图

由图2，3，4可以看出，常规锚索与对穿锚索在岩体表面均形成应力集中区，且同一条件下两者的分布形式极为相似。由图2可以看出，当施加的预紧力为20 kN时，常规锚索锚固端头处在围岩形成的最大压应力达到0.06 MPa，同样条件下对穿锚索在锚头处形成的最大压应力值也为0.06 MPa；常规锚索最低有效加固强度为0.001 MPa，该应力曲线与常规锚索最大水平距离为1.7～1.8 m，且最大水平距离处相对围岩表面的垂直深度约为1.5 m，而对穿锚索加固强度为0.001 MPa，应力曲线上相对围岩表面垂直深度1.5 m处与对穿锚索的水平距离同样约为1.8 m. 当预紧力达到40 kN及60 kN时，两种锚固系统对岩体的加固效果见图3，4. 表3为不同预紧力作用条件下围岩所达到的最大压应力值与锚束体1.5 m处1 000 Pa应力值的扩散范围，通过表3可以得出，对于两种不同的锚固系统，在岩体内靠近锚固端头处形成的压应力及其范围是基本一致的，即两者在锚固围岩中靠近锚头的轴向加固作用效果是近似相等的。

表3 不同预紧力下两种锚固系统对围岩作用效果对比表

不同预紧力下常规锚索与对穿锚索的轴力分布图见图5，由图5可以看出，常规锚索在自由段保持稳定，进入锚固段后，轴力急剧下降，而对穿锚索轴力始终保持稳定。比较其值可以发现，距离加固围岩表面一定深度范围内，预紧力为20 kN时，对穿锚索的轴力与常规锚索轴力只相差2%；预紧力为40 kN时，对穿锚索的轴力与常规锚索轴力相差4%；预紧力为60 kN时，对穿锚索的轴力与常规锚索轴力相差5%.此现象说明，在距离加固围岩表面一定深度范围内，两者自由段受力是基本一致的。进而综合图2，3，4所呈现出的现象，可看出规律，距离加固围岩表面一定深度，即至常规锚索内锚固段之前，预应力对穿锚索加固与常规预应力锚索加固的应力分布规律是相似的，其加固效应可认为是等效的。

图5 不同预紧力常规锚索与对穿锚索轴力分布图

此外，由图2，3，4可以看出，对刚性介质(相对松软介质而言)施压时，常规锚索在锚索周边的岩体中形成两个压应力集中区和一个拉应力集中区，两个压力集中区一个位于托盘下的岩体中，称为表层压缩区，另一个则分布在锚固体靠近孔口处，两处压应力交汇为应力圆锥体，一个拉应力集中区分布在锚索锚固段深部围岩中；而对穿锚索在岩体中仅形成了压应力区，且呈现出对称锥形体结构，而不存在拉应力区；并且，当两锚固系统预紧力发生变化时，其各自相应在岩体内形成的压应力区基本相似，均具有以上同一规律性。在工程应用中，加固围岩体时，常规锚索拉应力区的存在实际上是对加固工程不利的，这是由岩体抗压而不抗拉的特性所决定的，故相对于常规锚索，应力分布只存在压应力区，不存在拉应力区的预应力对穿锚索控制围岩稳定性的加固效果更佳。

4 预应力对穿锚控制效果数值模拟研究

为了定性的说明预应力对穿锚对巷道围岩的控制效果，对无支护条件下、常规锚索支护条件下、对穿锚索支护条件下的巷道力学特征进行数值模拟，并通过3种不同支护方式下巷道应力、应变及塑性区范围模拟结果的相互比较，分析预应力对穿锚控制效果的优越性。

4.1不同支护条件下巷道应力状态分析

图6为不同支护条件下巷道垂直应力分布图，由图6 a)无支护条件下巷道垂直应力分布图可以看出，由于底巷的开挖尺寸较大，在其两帮形成了压应力集中区，最大值达到了25.3 MPa，是原岩应力的1.8～1.9倍。在无支护状态下其垂直应力集中区范围较大，影响到巷道群上部巷道围岩深部应力状态，对其稳定不利。顶底巷间岩体中的垂直最大应力值在5 MPa，且越靠近中间垂直应力越大。当巷道群采用常规锚索加固后，围岩垂直应力分布见图6b)，与无支护条件下围岩应力分布图比较，可以发现处于底巷两帮岩体内压应力集中区变化较大，不论其应力大小还是分布范围均较无支护时有所减小，顶底巷间岩柱中的垂直最大应力值稳定在5.8 MPa，加强了此区域的压应力值，提高了其稳定性。当采用对穿锚加固时垂直应力分布见图6c)，通过比较可以发现底巷两帮围岩集中应力进一步降低，顶底巷间岩柱中的垂直最大应力值提高至6.4 MPa，岩体内受压应力的作用更明显，岩柱稳定性得到进一步保证。

图6 不同支护条件下巷道垂直应力分布图

4.2不同支护条件下巷道垂直位移分析

不同支护条件下巷道垂直位移分布见图7. 当巷道群处于无支护状态中，如图7a)可以看出，巷道顶板下沉量要明显高于底鼓量，且底巷变形要明显超过顶巷，底巷顶板下沉量最大值达到280～290 mm，底鼓量达到140～150 mm；顶巷顶板下沉量最大值在240～250 mm；底鼓量为50～70 mm. 由图7b)可以看出，当采用常规锚索进行支护后，有效地控制了巷道群的垂直变形；底巷顶板最大下沉量值达到190～200 mm，底鼓量达到了100～110 mm；顶巷顶板最大下沉量值达到160～170 mm，底鼓量达到了25～46 mm，相比较于无支护状态下围岩变形，巷道顶板最大下沉量值降低45%～47%，底鼓量减小50%左右。主动预应力锚杆支护对围岩起到了关键的控制作用，使巷道顶底板变形量保持在安全范围之内。当巷道群采用对穿锚加固后，由图7c)可以看出，底巷顶板最大下沉量值达到150～160 mm，底鼓量达到了75～80 mm，顶巷顶板最大下沉量值达到120～130 mm，底鼓量达到了20～30 mm，相比较于常规锚索支护状态下围岩变形，巷道顶板最大下沉量值降低32%～33%，底鼓量减小20%左右。可见采用对穿锚不仅有效地控制了加固岩柱的变形量，而且巷道群整体垂直位移得到了进一步的控制。

图7 不同支护条件下巷道垂直位移分布图

5 结 论

通过对普通锚索与对穿锚索两种锚固系统在马头门围岩的控制效果比较，分析出两种支护系统在受力及作用效果上的异同点，得出以下结论：

1) 常规锚索与对穿锚索在岩体中的作用效果及其自身轴力分布在端头区域及自由段基本相同，而常规锚索仅在内锚固段的应力分布及轴力分布与对穿锚索有很大的不同，同时，预应力对穿锚索提高了锚固区围岩体力学参数，缩小了围岩的塑性区半径，改善了围岩的应力状态，能够对围岩起到良好甚至较之常规锚索更好的加固效果。

2) 通过不同支护系统作用机理及其对巷道支护效果数值模拟结果可知，常规预应力锚索在加固围岩中产生不利于围岩整体稳定性的拉应力区，而采用预应力对穿锚加固巷道围岩时，只形成有利于围岩整体稳定的压应力区，不存在拉应力区。

3) 预应力对穿锚索加固围岩时在顶底巷道群中支护效果比采用常规预应力锚索加固时，围岩应力分布状态更为科学，围岩变形量更小，锚固系统受力更合理，采用预应力对穿锚索进行加固支护的效果要比常规预应力锚索更佳。

[1] 蔡海兵，程 桦，荣传新，等.复杂条件下深井马头门围岩稳定性分析及支护结构优化[J].采矿与安全工程学报，2015，32(2)：298-304.

[2] 王天亮，荣传新，李冲志.潘一矿副井马头门锚注联合修复加固技术[J].安徽理工大学学报(自科版)，2013，33(1)：79-82.

[3] 徐淑岐，王雨寒.深立井极不稳定岩层中马头门的联合修复支护技术[J].价值工程，2013(15)：84-85.

[4] 王先科，袁士杰.马头门巷道变形监测及破坏原因分析[J].河南科技，2017(7)：123-125.

[5] 乔卫国，吕言新，林登阁，等.深井高应力不稳定软岩马头门加固技术研究[J].矿业安全与环保，2011，38(6)：47-49，53.

[6] 李广如.深井大断面马头门工程加固支护技术[J].华东科技(学术版)：2014：382-382.

[7] Kang Hong-Pu Fan Ming-Jian.Relationship Research of Bolt Prestress and Supporting Effect of Roadway[J].Coal Mining Technology，2007(4)：1-3.

SimulationAnalysisofPrestressCrossingAnchorTechnologyinReinforcementofIngate

QIAOXudong

Takes ingate roof reinforcement project of Kongzhuang coal mine in China Coal Group as an example for research. The anchorage model is established based on FLAC3Dnumerical simulation analysis software. The actual effect for prestress crossing anchor reinforcement and the surrounding rock control are analyzed, the practice with prestress crossing anchor reinforcement controlled the deformation of surrounding rock greatly, provided good references for similar cases.

Ingate; Surrounding rock control; Prestress crossing anchor technology

2017-08-15

乔旭东(1978—)，男，山西大同人，2013年毕业于大同大学，助理工程师，主要从事煤矿安全生产技术工作(E-mail)1609995059@qq.com

TD35

B

1672-0652(2017)10-0004-05