支护强度（共4篇）
支护强度 篇1
为了掌握沿空留巷围岩的变形机理, 首先研究沿空留巷顶板活动的基本规律, 采用钱鸣高院士的关键层理论, 分析留巷围岩的结构模型情况;其次, 通过对顶板下沉及巷旁充填体受力分析, 找出它们的影响因素, 从而为沿空留巷围岩的变形控制提供理论依据。
沿空留巷位于采空区边缘, 采空区上覆岩层沉降必然制约巷道顶板的下沉破坏, 所以要搞清回采期间采空区岩层发生的剧烈运动及围岩应力的集中对沿空留巷矿压显现的影响。
1 充填体强度分析
由于充填体滞后工作面形成, 当充填体所承受的应力大于充填体的强度时, 引起充填体变形。为了判断充填体的安全性, 需要对充填体载荷进行估算。
1.1 实体煤帮和巷旁充填体上总载荷估算
沿空留巷直接顶沿采空区侧充填体的外缘切落, 沿实体煤侧已产生裂缝;同时留巷直接顶上覆基本顶关键块间相互咬合已形成大结构, 或留巷直接顶一旦破坏, 上部基本顶关键块的支承点将向实体煤帮更深部的直接顶转移。所以, 可以取留巷直接顶为分离体, 留巷巷道上覆垮落带倒梯形范围直接顶的岩层重量由实体煤帮、巷内支护和巷旁充填体共同承担, 如图1。
直接顶高度的计算:
式中M—煤层采高, m;
kp—直接顶垮落时初始膨胀系数, 一般1.25~1.5。
则实体煤帮和充填体上的总载荷为:
式中p—沿空留巷充填体上的总载荷, k N;
B—留巷巷道宽度, m;
b1—留巷侧充填体宽度, m;
b2—实体煤帮塑性区宽度, m;
δ—采空区上覆岩层垮落角;
γ—上覆岩层平均容重, k N/m3;
k—深井周期来压影响的增压系数;
R—巷内支护阻力, k N/m2。
1.2 充填体上平均应力计算
若不考虑几何形状对压力分布的影响, 充填体单位面积上的平均应力为
由于实体煤帮塑性区宽度b2由实体煤帮煤岩性和顶板压力决定, 工作面后方为卸压区, 所以塑性区通常较小, 留巷顶板载荷大部分将由充填体承担。
在上述计算中, 尽管存在着近似和简化, 但它是一种比较简便和实用的充填体载荷估算方法。
2 实例分析与计算
淮南谢一矿512 (5) 工作面机巷的实际条件, 取B=5m, b1=3m, b2=1.4m (钻孔窥视仪实测平均值) , δ=75°, M=2.5m, γ=2.5×104N/m3, kp=1.35, k=2。
由此计算得出实体煤帮和充填体上的总载荷为:
进一步推算充填体应具有的承压强度
(1) 此即为巷旁充填体构筑初期 (1d) 所需的支护强度, 充填体支护作用的对象是直接顶, 考虑工作面有周期来压情况, 引入深井周期来压增压系数k。
(2) 巷旁充填体后期所需支护强度:根据巷旁充填试验结果, 充填墙体的后期强度σl与初期所需承压强度σ的关系可用下式表示。
式中:kt为切断基本顶系数, 一般取kt=3;
所以, 充填体后期所需强度为3.94MPa。
(3) 如果充填体宽度需要进行优化, 则视充填体宽度b1为变量, 代入原式可得:
充填体初期强度:σ=0.18+5.83/ (b1+1.4) (MPa)
充填体后期强度:σl=0.54+17.49/ (b1+1.4) (MPa)
由上式计算得出巷旁充填体所需强度与巷旁充填体宽度b的关系一览表1和表2, 并绘出巷旁充填体所需强度与巷旁充填体宽度关系图, 如图2、图3所示。
本次充填体材料的主要成分是:硅酸盐、沙子、粉煤灰及添加剂, 强度指标如表3。
综合以上研究, 为安全起见, 512 (5) 机巷充填体宽度最终取为3.0m。
3 结论
(1) 通过采空区顶板岩层的破断规律研究, 分析了沿空留巷侧向板块围岩结构, 建立了沿空留巷围岩结构模型, 为下一步研究沿空留巷打下了基础和前提。
(2) 通过顶板下沉变形力学分析可知, 顶板厚度越大顶板下沉量越小, 顶板弹性模量越大下沉量几乎不变, 巷道宽度越大顶板下沉量越大。
(3) 通过对巷旁支护形式及巷旁支护体作用的分析, 提出了巷旁支护阻力及充填体强度计算公式、合理确定充填体宽度及充填体强度的办法。
参考文献
[1]白志强, 等.沿空留巷围岩位移特征分析[J].内蒙古煤炭经济, 2013, 04.
[2]桂徐根, 等.沿空留巷围岩变形力学分析[J].能源技术与管理, 2013, 06.
支护强度 篇2
关键词：急倾斜煤层,支护强度,液压支架,机械化,数值模拟
为使急倾斜机械化采煤方法试验能够顺利进行, 对太平煤矿各煤层条件进行了比较, 选择在煤层条件比较稳定、能够布置出较长工作面的二水平南三采区11#煤层进行急倾斜走向长壁综合机械化采煤方法试验。11#煤层平均采深403 m, 煤厚0. 8 ~ 1. 5 m, 平均厚1. 2 m, 可利用厚度1. 17 m; 煤层倾角53° ~ 66°, 平均60°。煤层可采系数100% , 变异系数30. 6% , 为较稳定煤层。煤层含1 ~ 2层夹矸, 一般为1层, 夹矸厚0. 06 ~ 0. 37 m, 平均厚0. 21 m, 其岩性一般为泥岩。煤层局部有伪顶, 厚度为0. 10 ~ 0. 15 m, 平均厚0. 13 m, 岩性为泥岩。
在急倾斜薄煤层走向长壁工作面, 液压支架不但要对控制破断顶板沿层面的运动和底板破坏滑移体沿倾斜方向的滑移, 还需通过对顶、底板的支撑作用来调整和保持自身的稳定, 以便确保工作面支架控制顶板断裂、垮落和底板损伤、滑移。根据实践, 如支架间作用及设备间相互作用等因素的影响, 静止状态的单个液压支架倾斜和下滑的稳定型随支架与底板间摩擦因数及初撑力或工作阻力的增加而上升, 在顶板载荷、煤层倾角、支架重力和高宽比加大时反而降低。支架必然会在工作过程中出现沿倾向倾角和不规则下滑现象, 这是由于加载在支架上顶板断裂岩块和支架自身重力在空间动态作用下的推力而引起。在开采过程中, 必须对支架施加足够的初撑力和工作阻力, 以此确保底座和底板、顶梁和顶板之间有足够的摩擦力来保持支架自身的稳定状态。因此, 在液压支架设计前, 必须采用多种方法来确定其支护强度, 以确保设计的液压支架能够满足工作面的支护要求[1,2,3,4,5]。
1液压支架支护强度的计算
急倾斜煤层综采工作面因其倾角较大, 支架支护强度一般低于缓倾斜煤层, 太平煤矿11#煤层倾角为60°, 煤层平均厚度1. 2 m, 拟定工作面的伪斜角为75°, 则工作面的真倾角为57°, 以下用3种方法计算液压支架的支护强度[6,7,8,9,10]。
1. 1估算法
该种计算方法基于工作面支架工作阻力应大于冒落带顶板岩层的重力和基本顶失稳时对支架的动载, 具体计算公式为:
式中, Pm为工作面液压支架所需支护强度; Kd为基本顶失稳时的动载系数, 依据综采工作面矿压观测结果, 一般为1. 1 ~ 1. 8, 因11#煤层基本顶较坚硬, 难以冒落, 基本顶失稳时的动压对支架工作阻力影响比较大, 采用较大的安全系数, 取1. 6; q冒为冒落带岩层自重应力, q冒= h·γ ( γ 为顶板岩层容重, 取25 k N / m3) 。
根据煤层结构, 11#煤层顶板为粉砂岩, 按中硬顶板6倍采高考虑, 采高1. 2 m, 冒落带高度范围最大为7. 2 m; 则支架支护强度为0. 29 MPa。
1. 2按倍数岩重法公式
式中, qH为工作面液压支架所需支护强度; n为岩重倍数, 一般取4 ~ 8, 此处取8; hm为采高, 取最大值1. 4 m; γ 为上覆岩层容重, 25 k N / m3; α 为工作面倾角, 取最小值57°。
代入数据计算得, qH= 1. 52 k Pa。
1. 3统计类比法计算
式中, QH为工作面液压支架所需支护强度; hm为采高, 取最大值1. 4 m; Lz为周期来压步距, 根据实测结果取较大值, 30 m; Lm为控顶宽度, 3. 3 m。
代入数据计算得, QH= 318 k Pa。
2数值模拟计算
应用数值模拟软件对攀煤集团太平煤矿11#煤层急倾斜综采工作面支架支护合理强度进行模拟分析 ( 图1) 。太平煤矿地质资料显示, 11#煤层平均厚1. 2 m, 并为急倾斜煤层, 由此初步判断, 支架所需要的支护强度相对较小。因此, 在实际模拟分析时, 支架支护强度在0 ~ 0. 6 MPa范围内考虑。基于此给出6个计算方案, P分别为0, 0. 2, 0. 3, 0. 4, 0. 5, 0. 6 MPa。模拟模型分析结果如图1—图3所示。
通过数值模拟计算, 图2给出了工作面顶板初次来压期间顶板下沉量与时间的关系曲线。分析图2可以得出, 顶板下沉量随着支架支护强度的增加而逐渐减小, 支架支护强度为0 MPa时, 顶板下沉量相对较大, 工作面处于无支护状态。支架上方顶板在不同位置、不同时刻时, 其下沉量随着支护强度的不同有明显变化。然而, 当位置和支架支护强度不同时, 顶板下沉量在时间变化下没有出现有规律的变化。在下沉初期, 顶板下沉量较大, 下沉速度也较大, 所属阶段在Tp= 0 ~ 150 timestep之间。这一阶段顶板的下沉主要是由于顶板原岩应力失去平衡所致。
在顶板应力失衡状态下, 顶板需要变形以达到新的应力平衡。由于是岩体自身应力调整, 所以变形时间较短, 变形速度较大, 不过平衡时间也较短。 故这段时间反映到模型计算时步上约150 timestep。 随着内部应力的逐渐平衡, 顶板下沉进入第2阶段, 计算时步为Tp= 150 ~ 350 timestep。在这一阶段, 顶板下沉属于一个过渡阶段, 自身应力平衡变形要求已消失, 而上方基本顶对其作用还没有显现出来, 此阶段所发生的下沉主要是由于自重引起的, 位移量较小, 下沉速度也较小。当计算时步超过350 timestep后, 顶板上覆岩层对其的作用逐渐显现出来。顶板下沉位移进一步增大, 而且下沉速度也有所增大。根据煤层开采实践经验分析, 可以得知, 工作面支架所需要平衡的主要是第3阶段的顶板下沉。因此, 根据数值分析结果, 得到了在第3阶段支架支护强度对顶板下沉影响 ( 图3) [11,12,13,14]。
分析图3可知, 支架强度超过0. 4 MPa时, 支架控制顶板下沉的作用随着支护强度的增大而逐渐减弱; 支架强度0. 4 MPa以内时, 支架对控制顶板下沉的作用随着支护强度的增大变得非常明显; 支架支护强度在0. 4 MPa时, 顶板下沉量被控制在可接受的小范围之内。因而可以得出, 伴随支架支护强度的增大, 不同位置的顶板下沉位移也随之减小, 支架支护强度对顶板下沉影响的拐点为支护强度在0. 4 MPa处。根据上述分析, 可以判断出, 太平煤矿11#急倾斜煤层综采工作面支架的合理支护强度为0. 4 MPa[15,16,17]。
根据以上3种方法并对照数值模拟结果, 选取最大值, 将急倾斜煤层走向长壁液压支架的支护强度定为400 k Pa[18,19]。
3结语
支护强度 篇3
霍州煤电集团有限公司506工作面上覆基岩厚130～300 m,地表形态属中高山地形,全部为松林、灌木丛。工作面位于978 m水平五采区南翼,其东侧与504采空区相邻,西侧为北峪越界矿越界小窑巷道,南端为316采空区,北邻五采区胶带巷。煤层厚3.5～5.7 m;倾角1°～5°。直接顶为泥岩、砂质泥岩,厚2～7 m;基本顶为K8中砂岩,厚2～5 m。直接底为泥岩、砂质泥岩。工作面走向长1 750 m,倾向长320 m,设计采高5.1 m。煤层整体呈背斜相间的褶曲构造形态,工作面顶板节理发育,工作面构造类型属中等复杂。5061巷中部揭露F1、F2两条断层;F1断层落差2.5 m,预计向工作面内落差增大,对回采有一定影响;F2断层落差1.3 m,预计向工作面内落差减小,对回采影响较小。工作面煤层顶底板岩石力学参数见表1。
2504工作面矿山压力显现规律
504工作面与506工作面相邻,工程地质条件具有相似性。在504工作面正常回采期间对顶板压力进行了实时监测,共安装14台在线监测仪(分别安装在3#、12#、21#、30#、39#、48#、57#、66#、75#、84#、93#、112#、121#、130#支架上),每个测站分别在支架左右立柱高压腔安装1台矿用数字压力计,测点及仪器布置如图1所示[1,2]。
通过数据分析可以得出,504工作面各支架来压时平均末阻力在9 000～10 000 kN之间,两端头支架外支架最大末阻力在10 000～11 000 kN之间;504工作面初次来压步距34～38 m。由表2可知,工作面顶板初次来压时动载系数1.4～1.8,平均1.7,工作面顶板周期来压时动载系数在1.2～1.7之间,平均为1.41。
3大采高工作面支架工作阻力计算
目前,液压支架工作阻力计算的主要方法有载荷估算法、实测统计法和理论分析法[3,4,5,6]。
3.1实测统计法
根据煤炭行业标准 MT 554—1996可知,基本顶的分类指标为基本顶初次来压当量pe,即:
pe=241.3lnLf-15.5N+52.6hm
式中,Lf为基本顶初次来压步距;hm为煤层采高;N为直接顶充填系数,N=h/hm;h为直接顶厚度。
由504工作面矿山压力显现规律可知,基本顶初次来压步距为38 m;采高为5.3 m;直接顶厚2.0 m。通过计算可以得出pe=1 150 kPa。
根据基本顶分级指标(表3)对基本顶进行分级。由计算结果可以确定基本顶为Ⅳb级。
根据煤炭行业标准MT 554—1996,Ⅳ级基本顶沿米支护强度下限:
RH=(241.3lnLf+52.6hm-15.5N-455)BCCk
式中,hm为工作面最大采高,取5.3 m;Lf为基本顶初次来压步距,取38 m;N为直接顶充填系数,取0.4;BC为支架控顶距,取5.375 m(截深0.8 m,刮板输送机槽宽1.0 m);CK为备用系数,取1.6。
代入数据计算得RH≈5 980 kN/m。
液压支架工作阻力FS实下限:
FS实=RHSC/KS
式中,SC为支架中心距,取1.75 m;KS为支撑效率,取0.85。
在采煤机截深为800 mm的条件下,支架工作阻力下限FS实≈12 312 kN。
3.2顶板载荷估算法
根据504工作面支架阻力实测数据分析,工作面动载系数最大达1.8,对应的顶板载荷估算为6.5～7.0倍采高。随着工作面倾斜长度的增加,工作面顶板来压动载系数还会有所增大,因而506综采工作面按照支架承受的6.5～8.0倍采高的岩石柱质量估算。
估算支架支护强度:
q=(6.5～8.0)hmγ
式中,q为支架承受的强度;γ为顶板岩石容重,取25 kN/m3;hm为煤层最大采高,取5.3 m。
通过计算可得q=0.86～1.06 MPa。
液压支架额定工作阻力FS顶为:
FS顶=PSSCBC/kS
式中,PS为液压支架额定支护强度,860～1 060 kN;SC为液压支架中心距,取1.75 m;BC为支架最大控顶距,取5.375 m(截深0.8 m,刮板输送机槽宽1 m);KS为液压支架的支撑效率,两柱掩护式支架取0.85。
代入数据计算得FS顶=8 798～11 730 kN。
3.3压力平衡拱高度估算
由504工作面矿压显现规律可知,顶板最大动载系数为1.8,由表1可得K8砂岩单向抗压强度86.09 MPa,泥岩单向抗压强度26.13 MPa。根据压力平衡拱原理,支架阻力FS压的验算:
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式中,γ为岩体容重,取25 kN/m3;K为动载系数,取1.8;f为顶板岩层的坚固性系数,取6.5;L为工作面长度,320 m。
代入数据计算得FS压=12 257 kN。
4结语
(1)根据煤炭行业标准(实测统计回归公式)可以估算出506工作面支架工作阻力下限为12 190 kN;根据顶板载荷可以估算506工作面支架工作阻力下限为8 798～11 730 kN;根据压力平衡拱高度可以估算出506工作面支架工作阻力下限为12 257 kN。
(2)对506综采工作面而言,当倾斜长度达到320 m时,通过实测统计法、顶板载荷估算法以及压力平衡拱高度估算法,可以得出支架工作阻力下限值在12 000 kN左右。因此,其配套液压支架工作阻力应不低于12 000 kN。
(3)建议506工作面支架主要参数分别为:支架型式为两柱掩护式;支架高度2 600～5 500 mm;支架工作阻力13 000 kN(P=46.9 MPa);一级缸内径420 mm;支护强度1.17～1.38 MPa;支架中心距1 750 mm;支架控制方式为本架手动控制。
参考文献
[1]张新蛮,曹怀建,韩磊.浅埋大采高综采工作面矿压显现规律研究[J].煤炭工程,2012(2):48-50.
[2]张飞,范文胜,孙建岭,等.超长工作面综放开采矿压显现规律研究[J].煤炭技术,2010,29(4):61-63.
[3]郝存义,段军.6m大采高综采面支架合理支护强度确定[J].煤矿开采,2010,15(6):18-20.
[4]杨宝贵,姬鹏奎,祁越峰,等.上湾矿7m特厚煤层大采高开采支架工作阻力的确定[J].煤炭工程,2011(7):14-16.
[5]王彪谋,周国际.王家塔煤矿大采高液压支架合理工作阻力研究[J].煤矿开采,2010,15(5):72-73.
支护强度 篇4
在地下工程支护结构设计中，盲目提高混凝土强度等级，在经济和技术上不合理。因而，不少学者依托传统的地下工程支护结构，进行了混凝土强度等级对其加固效果影响的研究:邓亚虹等研究了钢筋混凝土内衬厚度和强度等因素对衬砌受力和围岩变形性状的影响，提出实际工程中内衬混凝土强度等级采用C30即可符合围岩稳定要求[9];万明富等对超大跨隧道施工中各个阶段的力学行为进行了数值分析，提出在隧道支护设计中喷层采用30 cm厚C25钢纤维混凝土、二次衬砌采用75 cm厚C25钢筋混凝土的强度参数组合是合理的，围岩稳定性好[10];马荣对某隧道衬砌混凝土强度进行了优化研究，提出在围岩释放荷载60%～70%，二衬承担荷载15%时，一衬选用C15混凝土、二衬选用C30混凝土经济合理，围岩稳定[11]。
为今后更好地在我国地下工程中推广应用加筋喷混凝土拱肋，采用有限差分软件FLAC3D在某交通隧道的软弱围岩段(Q=0.01)对比分析C15～C45强度区间内六种强度等级下该混凝土拱肋加固围岩的变形量与塑性屈服区大小，得到了C30～C35这一较优混凝土强度取值区间。
1 工程背景
1.1 工程概况
该交通隧道地层岩性以第四系红黏土和中风化白云岩为主，隧道进口段桩号K29+110～K29+175之间的岩性为中风化含泥质白云岩，岩体破碎，场地内岩体节理裂隙比较发育，按围岩Q法分类属于质量非常差的软弱围岩带，围岩物理力学参数见表1，相应围岩Q系统参数见表2，其Q值约为0.01。该段围岩采用3条加筋喷混凝土拱肋进行支护，拱肋间距2 m，每条拱肋包含6根Φ16 mm单排螺纹钢筋，厚0.4 m宽1 m的钢钎维混凝土。钢筋材料参数见表3。
1.2 计算模型
隧洞属浅埋隧洞，埋深115 m，跨度15 m，高度11 m，断面型式为圆拱直墙式。以洞轴开挖方向为Y轴，铅直方向为Z轴，原点取拱心处，依据右手法则建立坐标系。根据圣维南原理，模型左边界取X=-40 m，右边界取X=40 m，下边界取Z=-40 m，上边界取Z=115 m。模型左右、前后及下边界均施加法向位移约束。隧道采用全断面开挖，沿轴向分四步开挖。具体开挖支护步骤为:第一步开挖0～3 m，加筋喷混凝土拱肋支护2～3 m;第二步开挖3～6 m，加筋喷混凝土拱肋支护5～6 m;第三步开挖6～9 m，加筋喷混凝土拱肋支护8～9 m;第四步开挖9～11 m。
数值仿真中仅考虑自重初始地应力影响，基于FLAC3D软件进行模拟。围岩采用Mohr-Coulomb塑性本构模型[12]，围岩、隧道及喷混凝土拱肋采用实体单元模拟，钢筋采用梁单元模拟，隧道开挖部分用空模型模拟。三维计算模型单元数为107 448个，节点数为112 635个，梁单元数为522个，梁节点数为540个。由于模型关于平面X=0对称，故显示一半模型，见图1。三条加筋喷混凝土拱肋分布见图2。
为了研究混凝土强度等级变化对加筋拱肋支护效应的影响，C15～C45间六个强度等级混凝土的材料参数根据《锚杆喷射混凝土支护技术规范》[13]取值，见表4。
2 结果分析
选取Y=5.5位置为典型断面，对比分析C15～C45强度区间内六种混凝土强度等级下该断面围岩变形、塑性屈服区体积的变化规律。
2.1 位移分析
围岩变形是反映围岩稳定性最直接的物理量，Y=5.5位置典型断面六种混凝土强度等级时拱顶沉降变形及边墙水平变形情况如图3所示。
加筋喷混凝土拱肋一方面能很好的与围岩黏结成为整体，共同承担围岩压力，共同变形，另一方面又可以限制围岩过大的变形。从图3的曲线变化情况可知:随着混凝土强度等级的提高，拱顶沉降变形及边墙水平变形减小。
当混凝土强度等级在C15～C35的区间内变化时，拱顶沉降变形及边墙水平变形的减小幅度较大;相邻强度等级之间的拱顶沉降变形最小差值约为15 mm，最大差值约为35 mm，拱顶最大沉降变形约为81 mm，在V类围岩变形允许范围内;相邻强度等级之间的边墙水平变形最小差值达到12 mm，最大差值达到40 mm，边墙最大水平变形约为72 mm，在V类围岩变形允许范围内。当混凝土强度等级在C35～C45的区间内变化时，拱顶沉降变形及边墙水平变形的减小幅度较小，相邻强度等级之间的拱顶沉降变形最大差值在1.5 mm之内，相邻强度等级之间的边墙水平变形最大差值在1 mm之内。
综上所述，当混凝土强度等级在C15～C35之间时，加筋喷混凝土拱肋支护对减小围岩变形的效果显著，当混凝土强度等级在C35～C45之间时，加筋喷混凝土拱肋支护对围岩变形的限制效果不明显，从工程经济角度分析，混凝土强度等级在C30～C35范围内较优。
2.2 塑性区分析
统计六种混凝土强度等级时围岩塑性屈服区情况，见图5。由于远离隧道的深处围岩无塑性屈服区存在，所以仅显示隧道周边围岩区域屈服区分布情况。
从图5的塑性屈服区分布情况可知:隧道开挖后，在隧道轮廓线周边围岩出现了厚度不等的塑性屈服区。伴随着支护结构混凝土强度等级的增大，塑性屈服区的范围逐渐减小，塑性区变化以剪切破坏为主。
混凝土强度等级在C15～C35之间时，塑性屈服区的范围减小明显，混凝土强度等级提高对围岩塑性破坏有显著的限制效果;混凝土强度等级在C35～C45之间时，塑性屈服区的范围减小不明显，混凝土强度等级提高对改善围岩塑性区分布效果不显著。
各强度等级的塑性屈服区类型分布基本一致:圆拱和边墙周边围岩集中分布剪切塑性屈服区;底板周边围岩集中分布拉胀塑性屈服区，但混凝土强度等级较小时(C15～C20)有剪切塑性屈服区存在。
统计各强度等级的塑性屈服区体积大小可知:混凝土强度等级在C15～C35区间内时，围岩塑性区差距比较大，相邻强度等级间剪切塑性区最大减小了0.72倍，最小减小了0.35倍，相邻强度等级间拉胀塑性区最大减小了0.64倍，最小减小了0.47倍;混凝土强度等级在C35～C45区间内时，围岩塑性区差距比较小，相邻强度等级间剪切塑性区最大减小了0.13倍，相邻强度等级间拉胀塑性区最大减小了0.25倍。
从工程经济合理的角度来看，混凝土强度等级在C30～C35之间时，加筋喷混凝土拱肋支护能很好的改善隧洞周边围岩应力分布，围岩塑性区分布范围减小明显，继续提高混凝土强度等级，不仅不能有效减小围岩塑性区范围，而且会导致支护成本增加。
3 结语
随着我国高等级公路向山区延伸，穿越软弱围岩的公路隧道将越来越多。针对混凝土强度等级对加筋喷混凝土拱肋结构支护效应影响研究的不足，本文以某交通隧道软弱围岩段为工程背景，利用有限差分软件FLAC3D对比分析了混凝土强度等级变化对围岩变形、塑性屈服区体积的影响。得出了如下结论:
(1)对特定的软弱围岩，盲目采用高强度等级喷混凝土无助于改善拱肋支护效应且不经济，存在一个较优强度等级取值区间。
(2)结合本工程实际，混凝土强度等级在C15～C35之间时，提高强度等级对限制围岩变形、减小围岩塑性屈服区效果明显，C30～C35为该围岩相对“经济合理”的混凝土强度取值区间。
本文的研究成果可为实际地下工程中喷混凝土拱肋结构设计提供借鉴。
摘要：加筋喷混凝土拱肋支护中喷混凝土强度等级不仅决定围岩稳定性,而且影响支护成本。以某交通隧道的软弱围岩段(Q=0.01)为背景,利用有限差分软件FLAC3D对比分析了C15C45六种混凝土强度等级时该混凝土拱肋加固围岩的变形量与塑性屈服区大小。数值模拟结果表明:喷混凝土强度等级在C15C35之间时,提高强度对限制围岩变形、减小围岩塑性屈服区体积效果明显,说明对特定软弱围岩存在一个较优强度等级取值区间,盲目采用高强度喷混凝土无助于改善拱肋支护效应且不经济。研究成果可为地下工程喷混凝土拱肋结构设计提供借鉴。