姚直書(shū),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(kāi)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(lái),國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)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(wèn)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。
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。
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(guò)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(jiàn)該高抽巷圍巖表現(xiàn)出黏彈塑性特性。
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(kāi)爾文彈性模量,η1為麥克斯韋黏性系數(shù),η2為開(kāi)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(jiàn)表1。
圖4 A1試件CVISC模型擬合曲線
表1 CVISC模型蠕變參數(shù)
在FLAC3D模擬軟件中引入CVISC蠕變模型對(duì)TBM施工巷道的開(kāi)挖過(guò)程和開(kāi)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(kāi)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(kāi)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(jiàn)表2。
表2 地應(yīng)力參數(shù)
TBM應(yīng)用于隧道工程的開(kāi)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(wú)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T(mén)BM掘進(jìn)后不進(jìn)行任何支護(hù),僅在巷道圍巖周?chē)砑愉摻罹W(wǎng)以防止巷道頂板的破碎巖石落下;工況二為T(mén)BM掘進(jìn)后實(shí)施“錨桿+鋼筋網(wǎng)”聯(lián)合支護(hù);工況三為T(mén)BM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(jiàn)表3,支護(hù)工況見(jiàn)表4。
表3 支護(hù)材料參數(shù)
表4 支護(hù)工況詳情 mm
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(kāi)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(kāi)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(kāi)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(kāi)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(kāi)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(méi)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。
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。
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(jiàn)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。
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(kāi)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)。