金屬套管壓痕式錨尾承載力及其影響規(guī)律研究

李英明，馬念杰

（1. 安徽理工大學(xué) 礦業(yè)工程博士后科研流動(dòng)站，安徽 淮南，232001；2. 安徽理工大學(xué) 煤礦安全高效開采省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南，232001；3.中國礦業(yè)大學(xué)（北京） 資源與安全工程學(xué)院，北京，100083）

金屬套管壓痕式錨尾承載力及其影響規(guī)律研究

李英明1,2，馬念杰3

（1. 安徽理工大學(xué) 礦業(yè)工程博士后科研流動(dòng)站，安徽 淮南，232001；2. 安徽理工大學(xué) 煤礦安全高效開采省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南，232001；3.中國礦業(yè)大學(xué)（北京） 資源與安全工程學(xué)院，北京，100083）

根據(jù)金屬套管壓痕式尾部結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及尾部破壞特征，提出新型玻璃鋼錨桿尾部承載力計(jì)算方法。實(shí)驗(yàn)揭示錨桿尾部拉脫失效機(jī)理，進(jìn)而建立其拉脫失效力學(xué)模型，采用主應(yīng)力法推導(dǎo)錨尾拉脫失效最大承載力的解析式，討論分析尾部結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)尾部承載力的影響規(guī)律。研究結(jié)果表明：金屬套管壓痕式錨尾拉脫失效的實(shí)質(zhì)是小直徑壓痕段擴(kuò)徑過程，所推導(dǎo)尾部拉脫失效最大承載力計(jì)算公式與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，可用于錨桿尾部結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化。

金屬套管壓痕式錨尾；拉脫失效；承載力；影響規(guī)律

玻璃鋼錨桿以其輕質(zhì)、高強(qiáng)和可切割等特點(diǎn)，成為煤幫支護(hù)的理想材料[1?6]。玻璃鋼桿體拉伸強(qiáng)度高，但要構(gòu)成完整玻璃鋼錨桿，還要附加托盤、螺母等，因此，連接著玻璃鋼桿體和附件的錨尾結(jié)構(gòu)和性能對(duì)錨桿整體性能的發(fā)揮有著重要的影響，特別是采用端頭錨固的情況下，錨尾的破壞會(huì)造成錨桿整體的錨固失效[1]。國內(nèi)外對(duì)玻璃鋼錨桿尾部結(jié)構(gòu)已進(jìn)行大量研究，設(shè)計(jì)并研制具有不同尾部結(jié)構(gòu)的玻璃鋼錨桿。目

前，玻璃鋼錨桿尾部結(jié)構(gòu)按構(gòu)成材料可以分成兩大類：一類為金屬套管與玻璃鋼桿體組成的連接式結(jié)構(gòu)；另一類為全非金屬玻璃鋼錨桿結(jié)構(gòu)即桿體全螺紋結(jié)構(gòu)。韓洪亮[7]對(duì)我國目前國內(nèi)研發(fā)和生產(chǎn)的玻璃鋼錨桿進(jìn)行了試驗(yàn)研究，認(rèn)為桿體的尾部連接部位及螺紋承載力性能指標(biāo)是制約整個(gè)桿體軸向受力性能的關(guān)鍵。尾部承載力最低的僅達(dá)到桿體最大拉拔力的40%，多數(shù)在70%以下，影響桿體的整體性能。應(yīng)該對(duì)桿體尾部螺紋部分與桿體連接的結(jié)構(gòu)形式、加工工藝等進(jìn)行改進(jìn)和完善，提高尾部連接部位及螺紋承載力，才能從整體上提高整個(gè)桿體的承載能力[8?9]。為提高玻璃鋼錨桿整體抗拉性能，對(duì)玻璃鋼錨桿尾部結(jié)構(gòu)進(jìn)行攻關(guān)研究。經(jīng)過大量的反復(fù)試驗(yàn)，研究者總結(jié)提出一種金屬套管壓痕式玻璃鋼錨桿尾部新結(jié)構(gòu)，取得“壓痕金屬套管式玻璃鋼柔性錨桿”結(jié)構(gòu)專利[10?11]。但在實(shí)驗(yàn)和實(shí)際應(yīng)用中，該結(jié)構(gòu)玻璃鋼錨桿力學(xué)性能不穩(wěn)定，現(xiàn)場(chǎng)支護(hù)過程中會(huì)出現(xiàn)2種失效，即桿體較低載荷下桿體斷裂和桿體從套管中拉出[9]。目前，金屬套管式錨尾研究主要存在2個(gè)問題：一是錨尾失效機(jī)理認(rèn)識(shí)不清，有待深入揭示；二是對(duì)這種新型尾部結(jié)構(gòu)承載力及其影響規(guī)律缺乏理論研究，結(jié)構(gòu)參數(shù)確定缺少理論依據(jù)，僅憑經(jīng)驗(yàn)和感覺。因此，金屬套管式錨尾失效機(jī)理與結(jié)構(gòu)優(yōu)化成為這一新結(jié)構(gòu)錨桿推廣應(yīng)用亟待解決的問題。本文作者采用解析法對(duì)其尾部承載力進(jìn)行研究，并討論尾部結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)尾部承載力的影響規(guī)律。

1 金屬套管壓痕式錨尾結(jié)構(gòu)及其尾部拉脫失效

金屬套管壓痕式錨尾結(jié)構(gòu)如圖1所示，錨尾帶有金屬套管，其上加工有螺紋。金屬套管錨尾的套管與玻璃鋼桿體的連接采用一段或幾段帶有錐度的凹槽，將金屬套管壓入到玻璃鋼桿體中，形成二者的相互嵌接，使二者形成一個(gè)整體，提高連接強(qiáng)度。

在錨桿實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)使用中，錨尾受力如圖2所示，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)該結(jié)構(gòu)錨尾常發(fā)生如圖3所示的拉脫失效現(xiàn)象。

圖1 新型玻璃鋼錨桿結(jié)構(gòu)Fig. 1 FRP bolt with new structure

圖2 錨桿尾部單一壓痕受力圖Fig. 2 One indentation bolt-end forced figure

圖3 實(shí)驗(yàn)中拉脫的金屬套管Fig. 3 Pull-out metal sleeve

從圖2和圖3可見：錨桿尾部拉脫是由于金屬套管壓痕抬起造成的，這一過程是一個(gè)小直徑壓痕段擴(kuò)徑過程。因此，可根據(jù)金屬套管式錨尾這一失效機(jī)理深入研究其尾部承載性能及影響規(guī)律。

2 金屬套管壓痕式尾部承載力解析

如圖2所示，造成壓痕段的金屬變形的擴(kuò)徑力是由施加錨桿尾部套管的拉拔力提供的，套管拉脫所需的最大拉拔力即為錨尾承載力，所以，與分析縮徑問題相似，以下進(jìn)行錐臺(tái)段（擴(kuò)徑段錐角為α）力的解析。參考現(xiàn)有的空心圓管拉拔主應(yīng)力解析方法[12?15]，主應(yīng)力法的首要步驟是在變形區(qū)截取一定形狀的基元體，采用圓環(huán)形基元體截取方法。

采用與文獻(xiàn)[16]相似的方法，用垂直圓管軸線的2個(gè)平行平面在擴(kuò)徑區(qū)截取1個(gè)環(huán)形基元體（圖4）。軸向壓應(yīng)力為σx，徑向壓應(yīng)力為σn，環(huán)向拉應(yīng)力為σθ。則可列出基元體Z軸方向的平衡方程為

式中：μ為玻璃鋼桿體錐臺(tái)與套管內(nèi)壁的摩擦因素。整理式（1），并略去高階微量，可得

圖4 壓痕抬起及環(huán)形基元體Fig. 4 Indentation expanding and circular slab elemnent

由上式得：

式中：K為平面變形抗力，K=1.155σs；σs為屈服應(yīng)力。

半個(gè)圓環(huán)基元體的受力圖見圖5。參見圖5，分析半個(gè)環(huán)形基元體的受力，可列出垂直方向的平衡方程：

假設(shè)壓痕抬起過程壁厚不變，相應(yīng)屈服條件[12]為

圖5 半個(gè)圓環(huán)基元體的受力圖Fig. 5 Half circular slab elemnent

進(jìn)一步整理可得

對(duì)尾部桿體進(jìn)行受力分析如圖4和圖6所示，設(shè)壓痕處套管外徑為2R0，內(nèi)徑為2r0，壓痕抬起后，套管外徑為2R1，內(nèi)徑為2r1。代入邊界條件R=R1，r=r1時(shí)，σz=σ0e，最終得到套管拉拔應(yīng)力：

式中：σ0e可按黏結(jié)力計(jì)算公式推得，

Q為套管與尾部桿體之間黏結(jié)力。

不難看出，所求得的拉拔應(yīng)力σz為負(fù)值，基元體軸向應(yīng)力為拉應(yīng)力。

尾部桿體受力分析如圖6所示。將尾部段桿體作為研究對(duì)象，將玻璃鋼錨桿安裝在煤幫上，由于煤幫變形而使桿體加載是一個(gè)緩慢過程，因此，在此過程中錨桿軸力與其所受托錨力是平衡的。假設(shè)在此過程發(fā)生桿體拉脫現(xiàn)象即壓痕抬起，桿體受力F即為玻璃鋼錨桿發(fā)生拉脫失效的最大承載力，力F限制尾部桿體向煤幫方向運(yùn)動(dòng)，壓痕抬起過程中的套管對(duì)桿體的正壓力的水平分力也是與力F方向相反的，摩擦力的水平分力也是與F方向相反的，所以，有如下平衡式：

式中：F為為壓痕抬起所需外力；Pl為正壓力的水平分力；Pm為摩擦力的水平分力。

為求出從半徑為r處到半徑為r1套管壓痕起始處的水平力，首先分析套管的正壓力水平應(yīng)力，其分布可用下式表示：

圖6 尾部桿體受力分析圖Fig. 6 End of FRP rod forced figure

將式（6）代入式（12），可得

由式（15）可知：壓痕式錨尾發(fā)生拉脫失效時(shí)，錨尾最大承載力和黏結(jié)力Q、壓痕處內(nèi)徑r0、套管壁厚t、摩擦因素μ、壓痕錐度α、金屬套管屈服強(qiáng)度σs、套管內(nèi)徑r1等因素有關(guān)。r1為套管內(nèi)半徑由桿體直徑?jīng)Q定的，本研究桿體直徑為16 mm，故r1取8 mm。

3 尾部結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)錨桿尾部承載力的影響規(guī)律

由前述研究可知，套管與桿體的連接強(qiáng)度F與套管膠接強(qiáng)度Q成正比關(guān)系，但采用套接時(shí)，桿體與套管膠接強(qiáng)度低，一般為4～6 kN，可見膠結(jié)強(qiáng)度對(duì)尾部連接強(qiáng)度的影響較小，屬于次要因素，所以在以下的分析中膠結(jié)強(qiáng)度取為5 kN，并認(rèn)為膠結(jié)力是按長度平均分布的。

3.1 金屬套管壓痕錐度α

式（9）中t和μ為相對(duì)固定的參數(shù)，計(jì)算中取壁厚t=2.5 mm、摩擦因素μ=0.2；并取σs=235 Mpa，r0=6.5 mm即壓痕深度為1.5 mm，則套管連接強(qiáng)度與套管壓痕錐度角關(guān)系曲線，如圖7所示。

從圖7可見：當(dāng)角度接近0°時(shí)，連接強(qiáng)度趨于無窮大；當(dāng)錐度為0°～10°時(shí)，連接強(qiáng)度急劇下降；當(dāng)錐度為10°～30°時(shí)，連接強(qiáng)度下降幅度趨于緩和；當(dāng)錐度小于30°時(shí)，隨著角度的增大，套管連接強(qiáng)度逐漸減小，這是由于錐度的增加，變形區(qū)的長度隨之減小，摩擦面積減小，使正壓力及相應(yīng)的摩擦力減小，所以，承載力降低；當(dāng)錐度為30°～60°時(shí)，套管連接強(qiáng)度最平緩，為連接強(qiáng)度最低段，而錐度大于60°時(shí)，連接強(qiáng)度則急劇增加；當(dāng)錐度接近90°時(shí)，連接強(qiáng)度趨于無窮大。

通過以上的分析可知，要取得較大連接強(qiáng)度，則取較小的錐度（小于10°），或者取較大的錐度（大于60°）。若取錐度較小，以3°為例，則錐臺(tái)長度為28 mm，一是小角度時(shí)壓痕錐度難以加工，二是錐臺(tái)長度過長，采用螺母連接時(shí)，很難保證螺紋連接強(qiáng)度。所以，壓痕錐度宜采用較大的角度，則壓痕區(qū)長度不大于10 mm，一方面壓痕擠壓模具易于制造，另一方面，一般螺母均能保證足夠的螺紋連接強(qiáng)度。所以，壓痕錐度研究范圍為60°～90°。

圖7 套管錨桿尾部連接強(qiáng)度與錐度之間的關(guān)系Fig. 7 Relationship of bolt-end joint strength and taper

3.2 套管壓痕深度及壓痕錐度

套管錨桿尾部連接強(qiáng)度和壓痕深度、壓痕錐度之間關(guān)系如圖8所示。從圖8可見：尾部連接強(qiáng)度與壓痕深度有近似的線性關(guān)系，隨著壓痕深度的增加而增大，增長比例近似為45.8 kN/mm，同時(shí)，錐度與尾部連接強(qiáng)度也有正相關(guān)的關(guān)系，隨著錐度增加，連接強(qiáng)度急劇增加。可見，壓痕深度和壓痕錐度對(duì)錨桿尾部的連接強(qiáng)度影響較大，要想獲得較大尾部連接強(qiáng)度只有盡量增大壓痕深度及壓痕錐度。當(dāng)壓痕錐度為72°時(shí)，并考慮到煤幫錨桿抗拉強(qiáng)度一般要求大于50 kN，壓痕深度應(yīng)大于1.3 mm；當(dāng)壓痕深度為1.5 mm時(shí)，并考慮到煤幫錨桿抗拉強(qiáng)度一般要求大于50 kN，壓痕錐度應(yīng)大于68°。

圖8 套管錨桿尾部連接強(qiáng)度和壓痕深度、壓痕錐度之間關(guān)系（t=2.5 mm；μ=0.2；σs=235 MPa）Fig. 8 Relationship among bolt-end joint strength, indentation depth and taper

3.3 套管材料屈服強(qiáng)度及套管壓痕深度

套管錨桿尾部連接強(qiáng)度、壓痕深度、套管的屈服強(qiáng)度之間關(guān)系如圖9所示。由圖9（a）可見：尾部連接強(qiáng)度與套管材料的屈服強(qiáng)度有正比例線性關(guān)系，隨著屈服強(qiáng)度的增大，尾部連接強(qiáng)度也增大。所以，應(yīng)盡量選用高強(qiáng)度金屬材料制作金屬套管。圖9（a）表明：為滿足煤幫錨桿抗拉強(qiáng)度要求，材料屈服強(qiáng)度小于255 MPa時(shí)，壓痕深度應(yīng)大于1.5 mm。通過對(duì)圖9（b）中關(guān)系曲線分析可知：連接強(qiáng)度與壓痕深度有近似的正相關(guān)關(guān)系，隨著σs增大，曲線的斜率有增大的趨勢(shì)，隨壓痕深度增大，連接強(qiáng)度增長速度明顯加快；當(dāng)選用屈服強(qiáng)度為235 MPa的金屬套管材料時(shí)，為達(dá)到煤幫錨桿支護(hù)要求，則壓痕深度不小于1.3 mm。從圖9（a）和（b）中曲線的斜率可見：對(duì)連接強(qiáng)度的影響程度，壓痕深度大于套管材料屈服強(qiáng)度。

3.4 套管壁厚及套管壓痕深度

圖9 套管錨桿尾部連接強(qiáng)度、壓痕深度、套管的屈服強(qiáng)度之間關(guān)系（h=2.5 mm；μ=0.2；α=72°）Fig. 9 Relationship among bolt-end joint strength, indentation depth and yield strength of metal sleeve material

從圖10（a）可見：錨桿尾部連接強(qiáng)度與套管壁厚呈明顯的正比例線性關(guān)系，而且隨著壓痕深度增加，直線斜率也隨之增加，所以，應(yīng)盡量選用大壁厚金屬套管；當(dāng)壓痕深度小于1 mm，套管壁厚小于3 mm時(shí)，尾部連接強(qiáng)度較小，不能滿足煤幫支護(hù)要求；當(dāng)壓痕深度為1.5 mm時(shí)，金屬套管壁厚大于2.1 mm，尾部連接強(qiáng)度將大于50 kN，達(dá)到煤幫支護(hù)要求。從圖10（a）和（b）中曲線的斜率可見：壓痕深度對(duì)連接強(qiáng)度的影響大于套管壁厚的影響。

圖10 套管錨桿尾部連接強(qiáng)度、壓痕深度、金屬套管壁厚之間關(guān)系（t=2.5 mm）Fig. 10 Relationship among bolt-end joint strength, indentation depth and sleeve wall thickness

3.5 套管與錐臺(tái)桿體的摩擦因素及套管壓痕深度

壓痕深度對(duì)錨桿尾部的連接強(qiáng)度影響較大。套管錨桿尾部連接強(qiáng)度、壓痕深度、摩擦因素之間關(guān)系如圖11所示。由圖11可見：隨著摩擦因素增大，尾部強(qiáng)度隨之增大，而且曲線斜率也在增大，即增長速度加大。所以，為增大尾部連接強(qiáng)度，應(yīng)該盡量增大鐵套管與桿體錐臺(tái)的摩擦因素。當(dāng)壓痕深度為1.5 mm時(shí)，摩擦因素大于0.18，尾部連接強(qiáng)度才能大于50 kN。

圖11 套管錨桿尾部連接強(qiáng)度、壓痕深度、摩擦因素之間關(guān)系（t=2.5 mm；σs=235 MPa）Fig. 11 Relationship among bolt-end joint strength, indentation depth and friction coefficient

4 計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較

4.1 實(shí)驗(yàn)方法

為考察上述尾部拉脫失效尾部承載力計(jì)算式適用性，分別制備壓痕深度為0.5，1.0，1.5和2.0 mm的玻璃鋼錨桿，進(jìn)行如圖12所示拉拔試驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)裝置共由4部分組成拉力架、錨桿延伸量記錄裝置、液壓拉拔器、拉拔力記錄裝置。采用特制拉拔試驗(yàn)臺(tái)，試驗(yàn)臺(tái)橫向支撐板采用兩塊槽鋼對(duì)焊而成。試驗(yàn)時(shí)將玻璃鋼錨桿沿試驗(yàn)臺(tái)橫向支撐板中心孔穿入，拉拔計(jì)內(nèi)孔與支撐板中心同心地安放在試驗(yàn)臺(tái)前端，錨頭端用錨具夾持住。并將拉移傳感器固定于試驗(yàn)臺(tái)上。

4.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

圖12 金屬套管壓痕式玻璃鋼錨桿尾部承載力試驗(yàn)Fig. 12 Metal tube-indentation bolt-end bearing resistance experiment

連接強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果和計(jì)算結(jié)果對(duì)比見表1。從表1可見：桿體壓痕深度分別為0.5和1.0 mm時(shí)，錨桿失效表現(xiàn)為套管拉脫失效，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果吻合較好，兩者比較，最大相對(duì)誤差不超過10%；而當(dāng)壓痕深度分別為1.5和2.0 mm時(shí)，錨桿失效表現(xiàn)為桿體斷裂，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果相差較大。這是由于桿體本身經(jīng)壓痕處理后，由于其纖維彎曲及樹脂被擠出，而使壓痕處桿體拉伸強(qiáng)度明顯降低；當(dāng)壓痕深度達(dá)到某一值時(shí)，錨桿尾部破壞有從套管拉脫失效向桿體斷裂轉(zhuǎn)變的趨勢(shì)。綜合上以上尾部承載力研究，不難發(fā)現(xiàn)，玻璃鋼錨桿尾部發(fā)生套管拉脫失效還是桿體斷裂是由壓痕深度決定的。因此，在一定壓痕深度下，金屬套管壓痕式玻璃鋼錨桿尾部連接強(qiáng)度，為套管拉脫失效強(qiáng)度與桿體拉伸強(qiáng)度的最小值。

表1 連接強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 1 Correlation table measured of and calculated values

5 結(jié)論

（1） 介紹一種玻璃鋼錨桿尾部新結(jié)構(gòu)，即金屬套管壓痕式錨尾，錨尾帶有金屬套管，其上加工有螺紋。金屬套管錨尾的套管與玻璃鋼桿體的連接采用一段或幾段帶有錐度的凹槽，將金屬套管壓入到玻璃鋼桿體中，形成二者的相互嵌接，使二者形成一個(gè)整體，提高連接強(qiáng)度。

（2） 建立尾部拉脫失效力學(xué)模型，推導(dǎo)金屬套管壓痕式錨尾拉脫失效最大承載力的解析式。錨尾最大承載力和黏結(jié)力Q、壓痕處內(nèi)徑r0、套管壁厚t、摩擦因素μ、壓痕錐度α、金屬套管屈服強(qiáng)度σs、套管內(nèi)徑r1等因素有關(guān)。

（3） 套管壓痕錐度對(duì)尾部承載力影響最大，從0°～90°，隨著壓痕錐度增加，尾部承載力呈下凹型曲線，大致可分為3段：0°～30°為尾部承載力下降段，30°～60°為承載力平緩段，60°～90°為承載力上升段；套管壓痕深度為尾部承載力次重要影響因素，尾部連接強(qiáng)度與壓痕深度有近似的線性關(guān)系；套管材料屈服強(qiáng)度和套管壁厚與尾部承載力有正比例關(guān)系；隨著套管與錐臺(tái)桿體的摩擦因素增大，尾部強(qiáng)度隨之增大，而且曲線斜率也在增大，即增長速度加大。

（4） 錨桿拉拔試驗(yàn)表明壓痕深度較小時(shí)，錨桿失效表現(xiàn)為尾部套管拉脫，壓痕深度增大時(shí)，表現(xiàn)為桿體斷裂，在一定壓痕深度下，金屬套管壓痕式玻璃鋼錨桿尾部連接強(qiáng)度，為套管拉脫失效強(qiáng)度與桿體拉伸強(qiáng)度的最小值。拉脫失效時(shí)尾部承載力實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果吻合較好，可用于錨桿尾部結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化。

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（編輯 鄧履翔）

Bearing resistance and its influence law of metal tube-indentation bolt-end

LI Yingming1,2, MA Nianjie3

（1. Mining Engineering Center for Post-doctoral Studies, Anhui University of Science and Technology, Huainan 232001, China;

2. Key Laboratory of Coalmine Safety and High Efficiency Mining of Ministry of Education, Anhui University of Science and Technology, Huainan 232001, China;
3. School of Resources and Safety Engineering, China University of Mining and Technology （Beijing）, Beijing 100083, China）

According to the structure and destruction characteristics of metal tube-indentation bolt-end, the calculation method of bearing resistance was presented. Bolt-end pull-out failure mechanism was revealed by experiment and its mechanical model was built. The formula of bearing resistance was deduced using the slab method. The influence law of bolt-end structure parameters on bearing resistance was discussed and analyzed. The results show that pull-out failure of metal tube-indentation bolt-end is expanding course of a section of small diameter tube-indentation. The calculated bearing resistance shows good agreement with the measured results, which can be used to optimize the bolt-end structure parameter.

metal tube-indentation bolt-end; pull-out failure; bearing resistance; influence law

TD353

A

1672?7207（2014）02?0581?08

2013?01?08；

2013?03?06

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51004002）；中國博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目（2013M541812）；安徽省杰出青年科學(xué)基金資助項(xiàng)目（1108085J02）

李英明（1975?），男，黑龍江克山人，博士，副教授，從事巷道圍巖控制、巖石力學(xué)試驗(yàn)方面的研究；電話：0554-6634357；E-mail：libo_1296@126.com