吸能讓位防沖支護結構與圍巖協同作用體系研究*

許海亮,郭 旭,宋義敏,宋嘉祺,2,安 棟

(1.北方工業大學 土木工程學院，北京 100144；2.中國礦業大學(北京) 力學與建筑工程學院，北京100083)

0 引言

近年來，我國淺層煤炭資源已逐漸枯竭，煤炭開采形式逐漸轉向深部開采[1]。隨開采深度不斷增大，地層條件復雜，沖擊地壓引發嚴重事故[2-3]。通過對我國2 500余次破壞性沖擊地壓進行研究發現，90%以上的沖擊地壓發生在巷道內[4-5]，沖擊地壓發生時瞬間釋放大量能量，導致圍巖突發性破壞失穩，造成人員傷亡。吸能讓位防沖支護技術可有效保護人員和設備安全，已成為巷道沖擊地壓防災減災主要研究內容。

國內外專家針對提高巷道穩定性開展大量研究后發現，通過對巷道進行支護可以提高沖擊地壓發生時的臨界應力[6]，部分存在沖擊地壓災害的礦井開始對巷道進行高強度支護，如單體液壓柱、門式液壓支架等[7-9]。強支護設備在一定程度上降低沖擊地壓發生概率，降低對巷道的破壞，但針對部分沖擊能量較大的地壓災害仍無法避免。潘一山等[10]通過分析沖擊地壓巷道破壞原理和機理，建立圍巖-吸能材料-鋼支架沖擊吸能耦合支護模型，驗證吸能耦合支護在巷道支護中的有效性；文獻[11-12]基于巷道圍巖-支護系統的靜力學與動力學理論，提出防沖支護設計6項原則，研制具有吸能讓位功能的巷道防沖液壓支架，現場應用取得較好防沖效果；文獻[13-14]提出1種符合6項原則的折紋薄壁構件作為吸能讓位液壓支架的核心吸能裝置，并對其力學性能進行研究。

巷道吸能讓位防沖支護結構通過與巷道圍巖的協同作用，即協同吸能、協同變形、協同支撐，有效提高沖擊地壓防治效果。本文以濟南某礦地質條件為工程背景，采用數值計算方法建立吸能讓位防沖液壓支架與圍巖協同作用體系模型，計算支架和圍巖組合體系在靜載和沖擊載荷作用下力學狀態，以巷道在豎向和水平方向位移、等效塑性應變以及吸能防沖支架在與圍巖協同變形過程中的塑性能、塑性應變、位移等參數作為研究指標，對支架與巷道圍巖協同作用進行分析研究。

1 支護結構與巷道圍巖組合體系模型建立

1.1 支護結構模型建立

本文利用ABAQUS軟件進行數值模擬計算。吸能防沖支架由頂梁、立柱和底梁3個部分組成，頂梁由55個零件組成，立柱由87個零件組成，底梁由42個零件組，模型如圖1所示。模型整體采用殼單元，網格尺寸大小為35 mm，共劃分27 956個單元，屈服強度為550 MPa，彈性模量為203 GPa，泊松比為0.3。

圖1 液壓支架數值模型Fig.1 Numerical model diagram of hydraulic support

1.2 圍巖模型建立

依據濟南某礦實際工程地質條件，建立細砂巖-煤-粗砂巖地層結構模型，巖層及巖石力學參數見表1。查閱資料可知，圍巖受巷道影響范圍約為巷道面積的4倍，因此建立圍巖截面為邊長22.5 m的正方形，厚度0.5 m，煤層高度7.5 m，傾向35°，圍巖底部完全固定。

表1 巖層及巖石力學參數Table 1 Mechanical parameters of strata and rock

巷道采用實體單元建模，網格尺寸45 mm，共劃分199 787個單元，建立組合體系模型如圖2所示。巷道在圍巖中的深度約500 m，圍巖密度為2 000 kg/m3(g取10 m/s2)，在模型兩側施加水平應力如圖2(b)所示。根據式(1)計算此深度巷道需要承受豎向應力為10 MPa：

σv=ρgh

(1)

圖2 圍巖-支架模型Fig.2 Model of wall rock-support

式中：h為巷道埋深，m；ρ為圍巖密度,kg/m3；g為重力加速度,m/s2；σv為圍巖豎向應力,Pa。

2 靜載作用下防沖支護結構與圍巖間作用

分別取豎向應力的0.5，0.75，1，1.25，1.5倍，模擬不同工況下的圍巖應力(簡稱圍壓比)。圍壓比1.5工況下，圍巖整體Mises應力云圖如圖3(a)所示，巷道向四周偏移0.2 m的Mises應力云圖如圖3(b)所示。由圖3可知，巷道拱肩與拱腳部位應力較為集中。為方便觀察，提取拱肩與拱腳4個部位的Mises應力及等效塑性應變數據，Mises應力與巷道等效塑性應變隨圍壓比變化如圖4所示。由圖4可知，巷道Mises應力與等效塑性應變均隨圍壓比的增加而增加，其中右拱肩增長速度相對較快，表明當豎向荷載不變時，巷道隨水平荷載增加更易發生破壞，其中右拱肩位置最易發生破壞，與現場發生破壞位置一致。

圖3 巷道Mises應力云圖Fig.3 Mises stress nephogram of roadway

圖4 巷道Mises應力、等效塑性應變曲線Fig.4 Strain curves of roadway Mises stress and equivalent plastic

以圍壓比為1.5的工況為例，防沖支架豎向位移云圖如圖 5(a)所示，防沖支架豎向位移最大值為13.5 mm，中柱吸能裝置豎向位移最大，豎向位移為8.7 mm；支架Mises應力云圖如圖5(b)所示，支架應力較大值出現在液壓柱中間連接部分，其它部分應力相對較小，與現有液壓支護中液壓柱破壞位置一致。

圖5 吸能防沖支架豎向位移、Mises應力云圖Fig.5 Vertical displacement and Mises stress cloud of energy-absorbing anti-surge bracket

其余工況下豎向位移與Mises應力均小于此工況，表明支架在埋深500 m處可以正常工作。

3 沖擊荷載作用下防沖支護結構與圍巖間作用研究

3.1 豎向沖擊荷載作用影響

在圍壓比為1.5的靜載模型基礎上，施加豎向沖擊荷載研究防沖支護結構與圍巖間的作用關系。豎直方向分別施加大小為30，35，40，45，50 MPa荷載，沖擊時間為0.025 s，模擬沖擊地壓的發生。

1)豎向沖擊荷載對圍巖作用影響

豎向沖擊荷載為50 MPa時，巷道水平位移云圖如圖6所示。由圖6可知，巷道頂板與底板水平位移較小，但巷道側壁水平位移較大。通過對不同豎向沖擊荷載工況進行分析發現，隨豎向沖擊荷載增加，巷道兩側水平位移均不斷增加，頂板、底板水平位移較小。當豎向沖擊載荷為30，35，40，45，50 MPa時，巷道左側壁水平位移大于右側壁水平位移，左側壁水平位移最大處在中間部分，水平位移最大值分別為36.0，45.6，54.5，62.9，71.3 mm；右側壁水平位移最大處在中間部分，水平位移最大值分別為29.3，32.2，34.2，35.4，36.5 mm。

圖6 巷道水平位移云圖Fig.6 Nephogram of horizontal displacement of roadway

對不同豎向沖擊荷載工況進行數值模擬可知，當豎向沖擊荷載為30，35，40，45，50 MPa時，頂板中部為巷道豎向位移最大處其豎向位移分別為260，332，402，467，530 mm。巷道豎向沖擊荷載50 MPa工況下巷道豎向位移矢量圖如圖7所示。

圖7 50 MPa下巷道豎向位移矢量圖Fig.7 Vector diagram of vertical displacement of roadway under 50 MPa

豎向沖擊荷載為50 MPa工況下，巷道塑性應變云圖如圖8(a)所示，巷道2個拱肩與左側拱腳塑性應變較大。為進一步分析，提取不同工況下巷道4個角的塑性應變值如圖8(b)所示，隨豎向沖擊荷載增加，拱肩塑性應變不斷增加，其中右拱肩塑性應變相對最大，拱腳塑性應變無明顯變化，巷道右側拱肩最容易發生破壞。

圖8 巷道等效塑性應變云圖與曲線Fig.8 Equivalent plastic strain clouds and curves of the roadway

2)豎向沖擊荷載對支架作用影響研究

巷道豎向沖擊荷載50 MPa工況下，吸能防沖支架水平位移云圖如圖9(a)所示，防沖支架液壓柱上部存在不同程度的水平位移。為進一步研究，對不同豎向沖擊荷載工況進行數值模擬，得到液壓柱頂部水平位移曲線如圖9(b)所示，中間與右側液壓柱頂部水平位移隨沖擊荷載不斷增加而增大，左側液壓柱增加幅度相對較小。

圖9 支架水平位移云圖Fig.9 Nephogram of horizontal displacement of support

不同工況下防沖支架塑性應變云圖如圖10(a)～(e)所示，圖中淺色部分為發生塑性應變區域，深色部分為未發生塑性應變區域。支架屈服面積曲線如圖10(f)所示。

圖10 支架屈服位置Fig.10 Yield positions of support

豎向沖擊荷載50 MPa時，吸能支架發生變形時塑性應變云圖如圖11所示。由圖11可知，液壓柱上部為發生塑性變形的主要區域，其中中間液壓柱連接處為塑性應變值最大處，最大值為2.3，其它工況下塑性變形最大值分別為2.0，2.1，2.2，2.28，2.3，這說明此處是防沖支架最易發生破壞的位置。

圖11 支架等效塑性應變云圖Fig.11 Equivalent plastic strain nephogram of support

3.2 支架與圍巖間相互作用力分析

沖擊地壓發生時間短，釋放能量大，在這一短暫過程中支架與巷道圍巖體系受力狀態也發生劇烈變化。文獻[15]總結同等泊松比、埋深等地質條件下的峰值應力，因此在豎向施加1個50 MPa的荷載，沖擊時間為0.02 s。在50 MPa豎向沖擊荷載作用下支架底板與巷道圍巖間作用力變化曲線如圖12所示。

圖12 支架底板反作用力曲線Fig.12 Counteracting force curve of support floor

由圖12可知，沖擊地壓發生過程中，支架與圍巖間相互作用力變化較大，總體可分為4個階段，即振動段、平穩段、上升段、波動段。

沖擊地壓發生時間在0～1.8×10-3s范圍內是振動段，該階段支架與圍巖間相互作用力高頻振動調整，最大值為3.14×106N，頻率約為2 000 Hz；沖擊地壓發生時間在1.8×10-3～7×10-3s范圍內是平穩段，該階段支架與圍巖間相互作用力降低為0左右，輕微波動；沖擊地壓發生時間在7×10-3～8.5×10-3s范圍內是上升段，該階段支架與圍巖間相互作用力值在短短1.5×10-3s時間內迅速增大到4.1×106N；沖擊地壓發生時間在8.5×10-3～2×10-2s為波動段，該階段支架與圍巖間相互作用力處于小幅變化波動調整階段。

由此可見，沖擊地壓發生約2×10-2s極短時間內，支架與圍巖間作用力發生劇烈的調整，主要是沖擊地壓發生迅速且沖擊能量較大，支架與圍巖體系受力狀態轉變調整過程的體現。

4 結論

1)在靜載條件下，巷道易發生破壞的位置是巷道兩側拱肩及拱腳，且巷道右拱肩處應力與等效塑性應變值最大，此處是巷道最易發生破壞的位置。在靜載工況下，吸能裝置未發生塑性變形，滿足其在防沖支架正常工作時不變形的條件，達到預定防沖效果。

2)動載條件下，隨豎向荷載不斷增大巷道兩側水平位移不斷增大且左側壁水平位移大于右側壁，同時右側拱肩處等效塑性應變值增大最明顯，現場應加強對巷道拱肩、拱腳的支護。

3)動載條件下，隨豎向荷載不斷增大吸能防沖支架豎向位移、水平位移、塑性能不斷增大，表明支架在應對豎向沖擊荷載能起到很好的支護，支架中柱的中部套筒連接處是最易發生破壞的位置，需要對液壓支柱中間套管連接處加強監控。

4)沖擊地壓發生過程中，支架與圍巖間的相互作用力變化較大，可分為振動段、平穩段、上升段、波動段4個階段。