煤礦TBM掘進(jìn)巷道圍巖時(shí)效變形分析及支護(hù)參數(shù)優(yōu)化研究

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。

1 工程概況

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。

2 圍巖力學(xué)試驗(yàn)及參數(shù)反演

2.1 砂質(zhì)泥巖的單軸蠕變?cè)囼?yàn)

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。

2.2 砂質(zhì)泥巖的CVISC蠕變參數(shù)反演

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)

3 TBM掘進(jìn)巷道時(shí)效變形分析

3.1 模型建立及參數(shù)選取

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)

3.2 支護(hù)方案選型

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 數(shù)值模擬結(jié)果分析

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。

4 工程實(shí)踐驗(yàn)證

4.1 巷道圍巖蠕變對(duì)比分析

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。

4.2 錨桿軸力比分析

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。

5 結(jié) 論

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)。