許海亮 ，高晗鈞 ，宋義敏 ，安 棟 ，鄭鑫雷

（北方工業(yè)大學 土木工程學院, 北京 100144）

0 引 言

近年來，我國資源開采逐漸走向深部，由于深部巷道高應力和強動力擾動的復雜條件，導致出現大量難支護巷道[1-2]。面對支護難題，潘一山等[3]提出三級支護理論，增強巷道的穩(wěn)定性與抗擾動能力。其中第二級支護采用O 型棚+錨桿聯合支護，O 型棚主體通常由U 型鋼拱架組成。但隨著采深增加，U 型鋼拱架逐漸暴露出承載強度不足的問題，U 型鋼拱架+錨桿噴聯合支護方式不斷出現支護失效的情況[4-5]。鋼管混凝土作為一種高強支護結構，能在用鋼量相同的條件下達到U 型鋼支架2～3 倍的承載效果[6-8]。但深部巷道動力災害防治要求，支護結構保持較高承載力的同時需要具備吸能讓位性能[9-10]。常規(guī)鋼管混凝土拱架并不具備吸能讓位性能，在實際工程中需搭配泡沫讓壓層、噴射混凝土碹體或設置可縮型節(jié)點。但目前鋼管混凝土拱架具體讓壓參數尚未明確，眾多學者針對鋼管混凝土支護結構的讓壓形式展開一系列研究。魏建軍等[11]在鋼管混凝土拱架模擬試驗中制作可縮型節(jié)點，并研究可縮節(jié)點增阻規(guī)律; 李術才團隊[12-13]針對性的研發(fā)了定量讓壓節(jié)點，并在現場進行了應用，取得較好的初步效果；李為騰等[14]建立了任意節(jié)U型約束混凝土拱架的力學模型，由此提出了U型約束混凝土拱架的屈服承載力計算方法；王軍等[15]設計了頂升可縮式鋼管混凝土支柱結構，實現前期恒阻可縮、后期增阻可縮的性質，并在工程中成功應用；鹿偉等[16]對鋼管混凝土拱架節(jié)點處不同連接方式力學性能進行分析；侯元將等[17]對比了不同截面鋼管混凝土支架，彎曲D型鋼管混凝土支架最大應力和變形量均小于圓形鋼管混凝土支架。針對鋼管混凝土拱架在巷道支護中的應用，上述研究取得一定效果，但仍存在讓壓點和讓壓量尚未明確，讓壓參數缺少理論指導等問題，鋼管混凝土拱架可縮讓壓的核心問題仍亟待解決。

針對上述問題，從吸能讓位角度提出了一種巷道防沖吸能鋼管混凝土拱架結構，根據合理的讓位阻力和讓位位移2 方面對吸能構件定量與定位進行設計，并改變連接處套管形狀，對常規(guī)鋼管混凝土拱架進行優(yōu)化。建立新型鋼管混凝土拱架與圍巖組合模型，施加荷載模擬巷道支護情況，研究新型拱架在靜載和不同方向動載作用下對巷道的支護效果與抗沖擊能力。

1 巷道防沖吸能鋼管混凝土拱架設計

1.1 鋼管混凝土拱架設計原理

鋼管混凝土支護結構作為一種高強支護結構，運用到深部軟巖巷道中應具備吸能讓位性能，滿足先柔后剛，柔讓適度的支護理念[18]?；赨 型鋼卡纜的連接形式，將鋼管混凝土連接處套管與鋼管設置為折紋形狀，并在連接處放置吸能構件。在拱架受到沖擊時，通過鋼管與套管壁摩擦和吸能構件的變形，在環(huán)向縮進的同時徑向讓位，起到讓位吸能的作用。

為實現支架防沖6 項設計原則，從合理的讓位阻力特性與合理的讓位位移特性2 方面，對吸能構件的定量與定位進行考慮：①合理的讓位阻力特性：吸能構件屈服阻力需滿足靜載作用下支架的支護需求，在圍巖發(fā)生沖擊時，吸能構件需立即發(fā)生屈服變形，并滿足防沖支護的強度指標。②合理的讓位位移特性：吸能構件應滿足支架結構需要的讓壓行程，并在變形后不影響后續(xù)的支架承載，滿足支護的位移指標。

1.2 鋼管混凝土拱架吸能讓壓設計

根據某現場U 型鋼支護結構尺寸圖，通過Abaqus建立圖1 所示的鋼管混凝土拱架，從吸能和讓位的角度對現有鋼管混凝土拱架進行優(yōu)化。

圖1 模型尺寸Fig.1 Model size

鋼管和混凝土為C3D8R 單元，鋼管與混凝土之間采用綁定約束，可使混凝土和鋼管保持良好的黏結力和協同作用。鋼管的外緣與套管緊貼，此時套管節(jié)點只能為拱架傳遞軸力和小部分剪力，近似鉸接，因此可將其稱為鉸接模式[12]。其中不同構件連接面設置為通用接觸，法線方向的接觸方式采用硬接觸，切向方法設置摩擦因數為0.4。

其中鋼管采用20 號結構鋼，混凝土為C40 混凝土，具體參數見表1、2。套管彈性模量為206 GPa，泊松比為0.3，屈服強度為345 MPa，密度為7.85×103kg/m3，本構采用理想彈塑性，混凝土采用混凝土塑性損傷模型。

表1 鋼管相關參數Table 1 Steel pipe related parameters

表2 混凝土參數Table 2 Concrete parameters

1.2.1吸能構件定量與定位

要實現添加吸能構件的舉措，需要解決吸能構件定位與定量的問題。首先研究吸能構件定量的問題，因其需要在靜載作用下能夠穩(wěn)定承載，受到動載作用時要先于拱架發(fā)生變形，所以要求吸能構件承載力略小于鋼管混凝土受彎承載力。

首先對軸壓作用下鋼管混凝土短柱彈性階段的最大承載力進行計算，其計算公式[19]為：

然后對吸能構件尺寸與壁厚進行探究，吸能構件采用圖2 所示的結構[21]，材料采用Q550 鋼材，彈性模量為206 GPa，泊松比為0.3，屈服強度為550 MPa，密度為7.85×103kg/m3。將圖2 中結構按比例縮放后，分析其厚度為6.0、6.5、7.0 mm 時吸能構件的承載力與壓潰后最大尺寸，與鋼管混凝土最大承載力和尺寸進行對比。

圖2 吸能構件模型Fig.2 Model of energy-absorbing components

由表3 可以看出壁厚為7 mm 的一號、二號吸能構件和6.5 mm 壁厚的三號吸能構件均滿足承載力略小于鋼管混凝土拱架受彎承載力這一條件。但其中二號吸能構件在軸向壓潰高度達到2/3 時，最大尺寸達到204 mm，超過鋼管混凝土最大截面面積，可能會造成拱架部分堵塞。三號構件因其尺寸過大，導致壓潰過程中過早的與拱架壁接觸，影響后續(xù)形變，導致放置位置處結構破壞。故根據套管尺寸選用壁厚為7 mm 的一號吸能構件進行模擬。

表3 吸能構件對比Table 3 Energy absorbing components contrast

工程中鋼管混凝土拱架受彎后發(fā)生屈折破壞情況較多，考慮將吸能構件放置在彎矩和位移量較小處。

如圖3 所示，將現有鋼管混凝土拱架放置巷道進行模擬，壓強q加載時間為0.05 s。土體采用參數見表4，圍巖底面設置為完全固定，并約束前后面法向位移。為方便計算，提出如下假設：①圍巖為連續(xù)均質的理想彈塑性體；②模擬過程中圍巖不產生滑移[7]。

表4 巖層與巖石力學參數Table 4 Rock formation and rock mechanics parameters

圖3 鋼管混凝土模型Fig.3 Steel pipe concrete impact model

圖4a、4b 為0.02 s 時鋼管混凝土拱架變形初期軸力彎矩圖與水平豎直方向位移矢量圖?？梢钥闯觯笥疑喜刻坠苓B接處、兩幫底部1/4 處和頂底弧段中部位置受彎與位移量較小。相較于頂弧段，底弧段中部位置受彎和位移量更小，考慮在圖4c 中標識點位置添加吸能構件，觀察其壓潰后效果。

圖4 數據圖與路徑點示意Fig.4 Data map with path point diagram

圖5 為各吸能構件放置位置變形情況。可以看出，在吸能構件放置標識點2 時，拱架受彎塌陷較為嚴重，標識點1 和3 處吸能構件壓潰后未影響拱架后續(xù)環(huán)向收縮，效果較好。故將吸能構件放置拱架兩側標識點1 處，底弧段則放置在標識點3 處。

圖5 吸能構件壓潰效果Fig.5 Energy-absorbing component crush effect

1.2.2拱架套管節(jié)點設計

基于U 型鋼卡攬結構提供縮動讓壓的理念，設計帶折紋的套管并設置一定的可縮動范圍，使其與鋼管壁進行摩擦，實現套管處的可縮動讓壓，具體尺寸如圖6 所示。

圖6 套管尺寸Fig.6 Casing size

2 巷道圍巖與鋼管混凝土支護模型建立

2.1 防沖吸能拱架模型

防沖吸能鋼管混凝土支護結構裝配示意圖如圖7 所示，拱架部分尺寸與優(yōu)化前拱架尺寸相同。其中各部分吸能構件上部均預留10 mm，避免套管與鋼管壁摩擦時過早與吸能構件接觸。吸能構件底面設置tie 約束，防止變形過程中因滑動而導致吸能構件偏壓。

圖7 最終裝配示意Fig.7 Final assembly

2.2 巷道圍巖與拱架耦合模型建立

為對比優(yōu)化前后拱架支護效果，以某礦地質條件作為研究背景，結合工程地質條件創(chuàng)建圍巖與支護結構耦合模型，圍巖從上到下分別為細砂巖、煤和粗砂巖層，具體參數見表4。

為抵消圍巖在開挖時的撓動，圍巖尺寸設置為巷道的8 倍，圍巖模型長寬高分別為40 m×0.5 m×40 m。圍巖密度取2 000 kg/m3，埋深取800 m，根據式（2）得到圍巖自身的豎向應力為16 MPa。因深部巷道水平應力對穩(wěn)定性影響更明顯，將水平應力的側壓系數設為豎向應力的1.25 倍。

模型采用動力顯示學分析，該方法適用于分析沖擊、碰撞等時間短暫的動力學問題。分為兩步，第一步為初始圍壓加載，在圍巖上方設置16 MPa 的豎向圍巖壓力，取側壓系數為1.25，設置20 MPa 水平圍巖壓力，該段為靜載段。第二步為動力擾動加載，在初始圍壓作用0.02 s 后保持圍巖壓力不變，在圍巖頂部和兩側施加20 MPa 的沖擊荷載，來分別模擬豎向和側向的動力擾動，沖擊荷載施加時間為0.03 s，具體模擬方案如圖8 所示。

圖8 圍巖與支護組合模型Fig.8 Surrounding rock and support model

3 防沖吸能鋼管混凝土拱架支護效果

3.1 豎向沖擊下拱架支護效果

在圍壓作用0.02 s 后，對巷道施加豎向沖擊荷載，分析優(yōu)化前后鋼管混凝土拱架支護下巷道位移變化，巷道位移如圖9 所示，結果表明：巷道豎向位移呈現頂部下沉和底弧段上拱的趨勢，且右側豎向位移大于左側；巷道水平位移集中在兩幫位置，且右側部分略大于左側，上半部分大于下半部分。

圖9 優(yōu)化前后拱架巷道位移矢量Fig.9 Vector of archway displacement before and after optimization

因巷道左右兩側位移變化呈對稱分布，為研究對巷道支護效果，選取巷道的右側布設觀測點進行分析。提取2 種拱架支護下巷道各路徑點變形量如圖10 所示，圖中實線為優(yōu)化后拱架支護巷道，虛線為原拱架支護巷道，路徑點1 和2 處水平變形較小，不予考慮。

圖10 各路徑點位移量對比Fig.10 Comparison of displacement of each path point

靜載段巷道變形量呈現先上升后平緩的趨勢。受到沖擊荷載后，巷道底弧段豎向變形量呈先降低后上升的趨勢，頂弧段為上升趨勢，巷道水平變形量均逐漸增加。

其中在靜載段0.02～0.026 s，沖擊荷載未傳遞到支護結構時，巷道豎向和水平變化逐漸趨于穩(wěn)定，表明此時拱架結構可穩(wěn)定承載。此后在沖擊荷載的影響下，巷道變形量持續(xù)增加，最終優(yōu)化后拱架支護的巷道各點變形量都有所下降，表明優(yōu)化后拱架對巷道支護效果較好。

3.2 水平沖擊下拱架支護效果研究

在圍壓作用0.02 s 后，對巷道兩側施加沖擊荷載，圖11 為巷道各路徑點變化量，結果表明：巷道豎向位移呈現頂部下沉和底弧段上拱的趨勢，其中底弧段上拱大于頂弧段下沉；巷道水平位移集中在兩幫位置，且右側部分略大于左側，上半部分大于下半部分。

圖11 優(yōu)化前后拱架巷道位移矢量Fig.11 Vector of archway displacement before and after optimization

各點提取路徑與豎直沖擊一致，如圖12 所示。受到沖擊荷載后，巷道底弧段豎向變形量呈先降低后上升的趨勢，頂弧段為上升趨勢，巷道水平變形量均逐漸增加。

圖12 各路徑點位移量對比Fig.12 Comparison of displacement of each path point

在側向沖擊作用下，最終優(yōu)化后拱架支護的巷道各點變形量都有所下降，表明優(yōu)化后拱架對巷道支護效果較好。

4 優(yōu)化前后拱架受沖擊形變研究

為研究2 種拱架在支護中的形變規(guī)律，提取圖13 所示2 種拱架在豎向沖擊和側向沖擊時的等效塑性應變云圖，左圖為原拱架，右圖為優(yōu)化后拱架，圖中彩色部分為屈服位置。

圖13 拱架等效塑性應變Fig.13 Equivalent plastic strain of the arch

原拱架左右兩幫與上部連接處首先發(fā)生變形，而后頂底弧段發(fā)生塑性變形。優(yōu)化后拱架則是套管與連接處吸能構件首先發(fā)生變形，后續(xù)形變與原拱架一致，形變面積隨沖擊的增加而增大。

圖14 為優(yōu)化前后拱架等效塑性應變值對比，研究發(fā)現：靜載段拱架通過套管與鋼管之間的摩擦和吸能構件的變形，提供了較好的吸能讓壓性能，靜載段后期拱架等效塑性應變均未增加，拱架未繼續(xù)發(fā)生形變。

圖14 等效塑性應變對比Fig.14 Equivalent plastic strain comparison

豎向沖擊作用下，動載傳遞到拱架后，路徑點4等效塑性應變開始上升，但仍小于原拱架，其余各點塑性應變仍未增加。在0.041 s 時吸能構件被壓潰，并未影響拱架后續(xù)的環(huán)向縮進，拱架整體開始承載，拱架各點等效塑性應變開始上升。最終優(yōu)化后拱架各處等效塑性應變明顯小于原拱架，受彎最嚴重的路徑點4 等效塑性應變降低了10%，其余路徑點也降低了30%～50%。

側向沖擊傳遞到拱架后，路徑點2、3 和6 等效塑性應變仍未增加，其余各點開始上升。在0.039 s時吸能構件被壓潰，并未影響拱架后續(xù)的環(huán)向縮進，拱架各點等效塑性應變開始上升。最終優(yōu)化后拱架各處等效塑性應變明顯小于原拱架，受彎較嚴重的路徑點5 處降低12.5%，其余路徑點也降低了13%～78%。

表明優(yōu)化后拱架在加設吸能構件與改變套管形狀后，給拱架結構提供吸能讓壓性能，拱架在靜載和動載作用下整體形變顯著降低，對拱架保護作用較好。在深部巷道支護中更有優(yōu)勢。

5 結 論

1）計算得到鋼管混凝土受彎彈性階段的最大承載力為2 125.65 kN，通過調整吸能構件的尺寸和壁厚，選取壁厚為7 mm 的一號吸能構件，滿足保持較高承載力且先于鋼管混凝土變形的條件；根據現有鋼管混凝土拱架受沖擊時的彎矩軸力與位移矢量，選取適合加裝吸能構件的3 個位置，觀察其最后壓潰效果，最終選取上部連接處和底弧段中部進行加裝吸能構件；基于U 型鋼卡攬結構提供讓壓的理念，設置折紋套管，通過套管與鋼管壁摩擦實現讓壓。

2）優(yōu)化后拱架支護下巷道位移量明顯減少，提取側壓系數為1.25 時巷道路徑點位移發(fā)現，靜載段后期巷道位移趨于穩(wěn)定，此時優(yōu)化后拱架可穩(wěn)定承載，最終巷道各點位移減少3～20 mm。表明優(yōu)化后拱架在改變結構后，能滿足正常工作的要求，支護效果更強。

3）優(yōu)化前后拱架套管附近受彎較嚴重，等效塑性應變最大值為兩幫拐角處，為易發(fā)生破壞位置；在靜載作用下，優(yōu)化后拱架經過初期的縮進與吸能構件接觸，吸能構件開始發(fā)生形變，此時優(yōu)化后拱架各點等效塑性應變不再增加。在動載傳遞到拱架后，兩幫拐角處開始彎曲，但其余部分仍未發(fā)生較大變形。吸能構件壓潰后，拱架各點處等效塑性應變開始增加。最終優(yōu)化后拱架各點處等效塑性應變豎向沖擊下降低了10%～50%，側向沖擊下降低了12.5%～78%。表明優(yōu)化后拱架在面對靜載和動載時效果更好，在深部巷道高應力與動力擾動的環(huán)境下更具優(yōu)勢。