孔祥松，單仁亮，肖禹航，鮑甜甜，原鴻鵠

中國礦業(yè)大學(xué)(北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083

隨著煤礦開采向深部進行，巖體環(huán)境惡化，圍巖易產(chǎn)生非線性大變形，支護難度極大，錨網(wǎng)噴等常規(guī)支護手段已經(jīng)不能滿足要求，需要尋找新的強力支護結(jié)構(gòu)[1-2]。鋼管混凝土結(jié)構(gòu)力學(xué)性能優(yōu)異，鋼管對混凝土施加的徑向約束力使混凝土處于三向受壓狀態(tài)，增強了混凝土抗壓強度和鋼管的穩(wěn)定性，鋼管混凝土支架極限承載力可達同等用鋼量的U型鋼支架承載力的2～3倍[3]。

很多學(xué)者使用實驗測試、數(shù)值模擬及理論分析等方法對鋼管混凝土進行深入研究，取得了諸多成果。

在鋼管混凝土力學(xué)性能測試方面，單仁亮等[4-6]通過實驗研究了矢跨比和鋼纖維摻量對鋼管混凝土試件力學(xué)性能的影響。王軍[7]通過實驗和數(shù)值模擬分析了鋼管混凝土短柱和圓弧拱力學(xué)性能。劉珂銘[8]進行了鋼管混凝土圓弧拱在均布加載條件下的力學(xué)性能實驗，分析了其力學(xué)性能影響因素。何曉升[9]通過試驗及理論研究了鋼管混凝土短柱軸向壓縮工作機理和鋼管混凝土圓弧拱在集中荷載作用下的力學(xué)特征。李為騰等[10]通過數(shù)值試驗對方鋼約束混凝土拱架套管節(jié)點抗彎性能進行了研究。劉國磊[11]在實驗室研究了φ194×8、φ168×6兩種型號鋼管混凝土承載能力。曲廣龍[12]研究了鋼管混凝土構(gòu)件和抗彎強化鋼管混凝土構(gòu)件的抗彎性能和承載力。

在鋼管混凝土工程實踐方面，孟德軍[13]提出了支架側(cè)向抗彎能力校核和支架核心混凝土強化速度校核的設(shè)計方法，分析了楊莊煤礦大巷的穩(wěn)定性。王波[14]研究了深部巖巷的鋼管混凝土支護技術(shù)。李學(xué)彬[15]確定了鋼管混凝土支架注漿孔的力學(xué)參數(shù)以及三項補強措施。

綜上所述，針對鋼管混凝土支架的研究主要集中在其組成構(gòu)件的力學(xué)性能，其與圍巖作用規(guī)律方面的研究較少；支架工程應(yīng)用方面主要集中于研究巖巷，對煤巷的研究很少。尚沒有采用相似模型實驗研究鋼管混凝土支架下巷道的力學(xué)響應(yīng)。

因此，本文通過建立煤巷物理相似模型和數(shù)值計算模型，研究煤巷在鋼管混凝土支架支護作用下圍巖力學(xué)響應(yīng)，分析煤巷變形破壞規(guī)律和支架的受力特點，為工程實踐提供依據(jù)。

1 相似模型實驗研究

實驗以汾西礦區(qū)南關(guān)礦煤巷為工程背景，巷道埋深為530～600 m，巷道寬度為5.0 m，頂板為5.0 m厚的砂質(zhì)泥巖，直接底為2.2 m厚的砂質(zhì)泥巖，基本底為5.0 m厚的泥質(zhì)砂巖，煤層厚度為2.45 m。為了更好地發(fā)揮鋼管混凝土支架的效果，巷道斷面形狀為圓形。

1.1 實驗方案設(shè)計

實驗使用中國礦業(yè)大學(xué)(北京)研制發(fā)明的嵌套式雙動壓相似模擬實驗系統(tǒng)，并對其進行了改進設(shè)計，可以實現(xiàn)豎向靜載、側(cè)向靜載及動載的組合加載方式[16]。

本實驗保證幾何相似、容重相似、強度與應(yīng)力相似，以下式作為相似依據(jù)[17-18]：

式中，Cσ為強度與應(yīng)力相似常數(shù)；Cγ為容重相似常數(shù)；Cl為幾何尺寸相似常數(shù)。

經(jīng)研究，Cl、Cγ、Cσ分別確定為25、1.34、33.5。模型寬1 400 mm、高1 400 mm、厚200 mm，巷道直徑200 mm，如圖1所示。

圖1 實驗?zāi)Ｐ?單位：mm)Fig.1 The experiment model(unit：mm)

模擬煤巖層的相似材料采用細(xì)砂、水泥、石膏及水，通過實驗確定了模擬頂板、煤層、直接底及基本底的配比值(表1)。

鋼管混凝土支架的模擬主要依據(jù)力學(xué)相似常數(shù)CF=CγCl3=20 937.5[19]。鋼管混凝土支架尺寸為φ194 mm×8 mm，通過實驗比選，確定了模擬材料：采用直徑4 mm、壁厚0.5 mm的鋁管模擬鋼管，直徑5 mm、壁厚0.5 mm的鋁管模擬套管，管內(nèi)填充水泥與石膏1∶1混合而成的漿液，如圖2所示，其支護力為81.5 N。金屬網(wǎng)模擬采用聚乙烯塑料網(wǎng)。模型實驗在巷道內(nèi)布置了5根支架，支架間距為40 mm。

圖2 鋼管混凝土支架Fig.2 Concrete filled steel tube supports

在頂板、幫部、底板各布置3個壓力盒監(jiān)測徑向應(yīng)力，位移監(jiān)測點距離巷道邊緣為10 mm，間距為40 mm(圖1)。模型頂部和左右兩側(cè)同時施加壓力，模擬高水平應(yīng)力即側(cè)壓系數(shù)為1的情況，底面和前后側(cè)面限制法向位移。實驗采用分級加載，最大加載壓力為253 kN。

1.2 實驗結(jié)果與分析

1.2.1 巷道圍巖應(yīng)力分析

研究煤巷圍巖在不同加載作用下應(yīng)力分布和變化規(guī)律，對于分析巷道變形破壞具有重要意義。

頂板徑向應(yīng)力變化趨勢大致分為三個階段：近線性增長階段、曲線增加階段、曲線下降階段(圖3)。從0 MPa加載到0.22 MPa過程中，1號、2號、3號測點處應(yīng)力近似線性增長，且3條應(yīng)力線近似重合，說明在鋼管混凝土支架和圍巖共同作用下圍巖沒有發(fā)生損傷。當(dāng)加載到0.22 MPa時，1號測點處應(yīng)力出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，開始非線性增加，增速明顯下降，說明1號測點處圍巖發(fā)生了部分損傷，而2號、3號測點處應(yīng)力仍保持較大速率增長，可見圍巖損傷是巷道表面向圍巖內(nèi)部逐步發(fā)展的。當(dāng)加載達到0.6 MPa時，頂部圍巖出現(xiàn)較大損傷，1號測點處應(yīng)力達到峰值393 kPa后，先大幅下降后趨緩；2號測點處應(yīng)力則是達到局部峰值，由于支架開始嵌入圍巖內(nèi)部，對2號測點處位置支撐加大，致使2號測點處應(yīng)力未出現(xiàn)大的波動；3號測點處圍巖在外荷載作用下出現(xiàn)較大損失。整體而言，1號測點處明顯大于2號、3號測點處圍巖的損傷。

圖3 頂板應(yīng)力隨外荷載變化曲線Fig.3 Curves of roof stress with external load

圖4為幫部應(yīng)力隨外荷載變化曲線。在加載初期階段，4號、5號、6號測點處應(yīng)力均開始增長，但4號測點處應(yīng)力數(shù)值和增速均小于5號、6號測點處應(yīng)力。當(dāng)加載達到0.37 MPa時，4號測點處應(yīng)力首先達到峰值68 kPa，5號、6號測點處應(yīng)力增速明顯下降。當(dāng)加載達到0.56 MPa時，4號測點處應(yīng)力開始出現(xiàn)大幅下降，5號測點處應(yīng)力達到峰值207 kPa，6號測點處應(yīng)力達到峰值348 kPa，說明淺部圍巖出現(xiàn)較大損傷，深部圍巖出現(xiàn)一定損傷。當(dāng)加載達到0.64 MPa時，4號、5號、6號測點處應(yīng)力大幅降低，說明幫部圍巖出現(xiàn)嚴(yán)重破壞，鋼管混凝土支架對幫部支護力急劇下降。

圖4 幫部應(yīng)力隨外荷載變化曲線Fig.4 Curves of sidewall stress with external load

圖5為底板應(yīng)力隨外荷載變化曲線。從0 MPa加載到0.18 MPa過程中，7號、8號、9號測點處應(yīng)力近似線性增長，且3條應(yīng)力線近似重合，說明在支架和圍巖共同作用下，底板圍巖沒有發(fā)生損傷。在0.18 MPa時，7號測點處應(yīng)力增速明顯下降，說明淺處圍巖發(fā)生了部分損傷。當(dāng)加載達到0.7 MPa時，7號測點處應(yīng)力局部峰值達230 kPa，8號測點處應(yīng)力峰值達到452 kPa，9號測點處應(yīng)力峰值達到529 kPa，說明此時圍巖開始破壞。

圖5 底板應(yīng)力隨外荷載變化曲線Fig.5 Curves of floor stress with external load

1.2.2 巷道圍巖位移分析

頂板巖層位移隨外荷載變化曲線如圖6所示。隨著荷載增加，頂板位移在小范圍內(nèi)波動，變化趨勢基本一致。以R1點為例，當(dāng)加載到0.64 MPa時，位移峰值達到1.3 mm，而后開始下降。這是由于鋼管混凝土支架在等向加載作用下產(chǎn)生形變，豎向距離增大，頂部矢跨比增大，所以頂部處支架的承載力提高，使得頂部位移小幅度變化，且處于一個波動的狀態(tài)。

圖6 頂板巖層位移隨外荷載變化曲線Fig.6 Curves of roof displacement with external load

幫部位移隨外荷載變化曲線如圖7所示。隨著加載增大，幫部整體位移迅速增大，S1點最大值為12 mm，可見幫部位移大于頂板位移。在外荷載達到0.6 MPa之前，3條曲線基本重合，說明支架增強了幫部穩(wěn)定性，防止了片幫發(fā)生。在加載達到0.6 MPa之后，S1點和S3點相對位移開始增大，相對位移從0.5 mm增大為1.5 mm。

圖7 幫部位移隨外荷載變化曲線Fig.7 Curves of sidewall displacement with external load

圖8為底板巖層位移隨外荷載變化曲線。底板位移隨著加載增大而不斷增大，當(dāng)加載到0.6 MPa時，F(xiàn)1點達到峰值2.4 mm，當(dāng)加載到0.68 MPa時，F(xiàn)2、F3點分別達到峰值1.4 mm、1.9 mm，底板產(chǎn)生底鼓現(xiàn)象。

1.2.3 巷道圍巖變形破壞特征

在0～0.52 MPa加載過程中，巷道圍巖開始變形，幫部出現(xiàn)裂紋，不斷向頂?shù)装灏l(fā)展；底板也出現(xiàn)裂紋，不斷向深部發(fā)展，但巷道整體處于安全狀態(tài)。此時，支架的支護作用明顯，增大了圍巖的徑向應(yīng)力，保證了圍巖的穩(wěn)定性，但同時支架產(chǎn)生形變，逐漸變成橢圓形，使得支架向上不斷擠壓頂部圍巖，限制頂板下沉量。

在0.52～0.83 MPa加載過程中，幫部裂隙與頂?shù)装辶严督徊尕灤┎⒉粩嘞蛏畈堪l(fā)展，直至巷道發(fā)生片幫、頂板垮落，巷道破壞如圖9所示。支架嵌入圍巖內(nèi)部且變形嚴(yán)重，由于該模型施加了很大的水平壓力，幫部水平位移很大，導(dǎo)致支架水平壓縮，水平直徑減小5%，垂向直徑增大2.5%，支架在套管處出現(xiàn)破壞。

2 數(shù)值模擬研究

2.1 模型設(shè)計

以汾西礦區(qū)南關(guān)礦煤巷為工程背景，通過FLAC3D5.0模擬軟件建立鋼管混凝土支架巷道計算模型，巖層分布及參數(shù)見表2。

表2 巖層分布及參數(shù)

如圖10所示，模型尺寸為48 m×4 m×48 m。建立10個模擬方案，分別模擬埋深100 m至1 000 m的情況，側(cè)壓系數(shù)均為1；煤巖層采用莫爾-庫倫本構(gòu)模型，巷道開挖噴層后進行鋼管混凝土支架支護，鋼管混凝土支架采用Beam單元模擬[20]，參數(shù)見表3。

圖10 巷道數(shù)值模型Fig.10 Roadway numerical model

表3 鋼管混凝土支架參數(shù)

2.2 模擬結(jié)果分析

2.2.1 巷道圍巖變形分析

位移隨埋深變化曲線如圖11所示，巷道最大位移隨埋深加大而不斷增長，增長速率也不斷增大，頂板位移和幫部位移較為接近，頂板位移最大值為170.56 mm。其中，埋深在600～700 m之間位移變化速率開始明顯加大，說明圍巖在此階段受到了明顯損傷。因此，需進一步研究700 m埋深的情況。

圖11 位移隨埋深變化曲線Fig.11 Curves of displacement with external load

700 m埋深的位移云圖如圖12所示，發(fā)現(xiàn)垂向位移和水平位移呈近似圓弧形分布態(tài)勢，在頂?shù)装逯胁亢蛶筒恐行某霈F(xiàn)變形最大值，兩幫最大收斂量為頂?shù)装遄畲笠平康?.32倍。30 mm的位移等值線到頂板、幫部的距離分別為1.28 m、0.63 m。可見，頂板產(chǎn)生整體下沉，幫部更易發(fā)生局部片幫破壞，因此幫部是支護的薄弱環(huán)節(jié)。

圖12 位移云圖Fig.12 Displacement nephogram

2.2.2 巷道圍巖應(yīng)力分析

圖13 應(yīng)力云圖Fig.13 Stress nephogram

圖13是巷道700 m埋深的應(yīng)力云圖。由圖13(a)發(fā)現(xiàn)在巷道幫部深度2.7 m開始存在應(yīng)力集中區(qū)，在4.1 m處應(yīng)力集中系數(shù)達到1.47。由于鋼管混凝土支架對巷道提供徑向應(yīng)力，巷道周邊出現(xiàn)的應(yīng)力釋放區(qū)范圍較小，分布形態(tài)為橢圓形。圖13(b)是巷道底部中點處沿進深方向切面應(yīng)力云圖，發(fā)現(xiàn)巷道應(yīng)力呈階梯狀分布，在支架作用下，巷道表面應(yīng)力呈鋸齒狀分布，說明圍巖受到了支護力作用；支架之間的部位應(yīng)力較小，是有待加強的部位。圖13(c)顯示，巷道主應(yīng)力差云圖呈環(huán)狀分布，主應(yīng)力差最大值分布帶在距離兩幫3.5～4.6 m處、距離底板1.8～3.4 m處和距離頂板3.9～4.8 m處。

2.2.3 巷道圍巖塑性破壞區(qū)分析

圖14是巷道700 m埋深的圍巖塑性區(qū)分布圖，鋼管混凝土支架控制了圍巖塑性區(qū)發(fā)展，圍巖塑性區(qū)整體呈圓形分布，與巷道幾何形式基本一致，幫部和頂板深度為4.5 m，底板深度為2.2 m，巷道表面破壞更嚴(yán)重，存在部分拉伸破壞。

圖14 圍巖塑性區(qū)分布圖Fig.14 Distribution of plastic zone in surrounding rock

2.2.4 鋼管混凝土支架受力分析

鋼管混凝土支架受力分析主要包括極限軸力和極限彎矩。圖15是鋼管混凝土支架最大軸力隨埋深的變化曲線，可以看出最大軸力隨埋深增加而不斷增大，前期增速很快，然后逐漸趨于緩慢。其中，從700～800 m是一個轉(zhuǎn)折階段。

圖15 支架軸力隨埋深變化曲線Fig.15 Curve of bracket axial force with buried depth

圖16是700 m埋深時鋼管混凝土支架不同位置的軸力情況，鋼管混凝土支架軸力從3 130 kN到3 340 kN，分布相對比較均勻，變化幅度為6.7%，從巷道頂部位置到幫部，軸力先減小再增大；從巷道幫部到底部，軸力經(jīng)歷2次先減小再增大，軸力在頂部位置和下角部達到最大值 3 340 kN。

圖16 支架不同位置軸力圖Fig.16 Axial force of brackets at different positions

圖17是鋼管混凝土支架最大正彎矩隨埋深的變化情況，可以看出最大正彎矩隨埋深增加而近似線性增大，從600～700 m段開始增速加大。

圖17 支架彎矩隨埋深變化曲線Fig.17 Curve of bracket moment with buried depth

圖18是700 m埋深時鋼管混凝土支架不同位置繞y軸彎矩變化曲線，頂板位置彎矩為 -185.6 kN·m，幫部彎矩為-171.1 kN·m，底板位置彎矩為-134.3 kN·m，上角部彎矩為143.7 kN·m?？梢?，鋼管混凝土支架彎矩在頂板處達到最大，其中巷道變形使得頂?shù)装寮皟蓭吞庝摴苡邢騼?nèi)壓彎變形，上下幫角處鋼管則向圍巖深部方向變形。支架套管位于上下角部，其軸力和彎矩均較大，套管容易發(fā)生破壞，并導(dǎo)致支架的承載力喪失。

圖18 支架不同位置彎矩Fig.18 Moment of brackets at different positions

3 結(jié) 論

(1) 鋼管混凝土支架能提高巷道的徑向支撐壓力，改善巷道的應(yīng)力狀態(tài)，在加載初期保持了巷道穩(wěn)定性。隨著荷載加大，幫部裂隙向頂?shù)装灏l(fā)展，幫部先發(fā)生楔形破壞，然后頂板發(fā)生小范圍垮落?？梢?，幫部是薄弱環(huán)節(jié)，有必要對幫部進行補強支護，以保證整體穩(wěn)定性。

(2) 在鋼管混凝土支架作用下巷道表面應(yīng)力呈鋸齒狀分布，說明支架對圍巖存在有效支護范圍，支架之間的部位應(yīng)力較小，是支護的薄弱部位，可通過合理布置支架排距或采用錨網(wǎng)噴+鋼管混凝土支架復(fù)合支護方式解決。

(3) 模型試驗表明，支架嵌入圍巖內(nèi)部嚴(yán)重且變形嚴(yán)重，水平直徑減小5%，垂向直徑增大2.5%，在套管處出現(xiàn)破壞，需要采取相應(yīng)措施提高支架支撐力的擴散，避免支架對圍巖造成局部損傷，同時需要加強套管部位強度。

(4) 鋼管混凝土支架軸力分布較均勻，變化幅度為6.7%，軸力在頂部和下角部達到最大值。支架負(fù)彎矩最大在頂板處，正彎矩最大在幫角處，即套管的位置?？刂泼合飵筒亢椭Ъ芴坠艿淖冃纹茐?，提高其強度，是保證煤巷鋼管混凝土支架支護穩(wěn)定性的關(guān)鍵。