梧桐莊礦可縮性墩柱補(bǔ)強(qiáng)技術(shù)研究及應(yīng)用

郭東明，韓 笑，候天宇，陳 今，劉寶印，陳亮亮，王官清，劉學(xué)磊

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

在煤炭開采過程中，回采工作面大多采用留設(shè)煤柱的方式進(jìn)行維護(hù)[1]，該方式導(dǎo)致煤炭資源總量損失40%左右，大大降低了回收率[2-3]。沿空留巷取消了護(hù)巷煤柱，提高了煤炭資源回收率和巷道掘進(jìn)率，解決了回采工作面推進(jìn)過程中因煤柱應(yīng)力集中造成的沖擊地壓、瓦斯涌出與積聚等問題[3-4]。梧桐莊礦采用墩柱式沿空留巷，可縮性墩柱體巷旁切頂屬于沿空留巷中的主動切頂卸載技術(shù)，支護(hù)的前期作用主要是切頂，后期作用是保證下位巖層不垮落，使用的填充體材料具有可壓縮性，可以適應(yīng)上覆巖層整體下沉引起的“給定變形”。即前期應(yīng)“以切頂為主、切讓兼顧”的原則，后期應(yīng)堅(jiān)持“以讓為主、讓支兼顧”的原則[5-6]。因此，墩柱體巷旁支護(hù)的沿空留巷既要求早期具有足夠的支護(hù)剛度以保證支護(hù)切頂作用效果，又要求具有足夠的下縮量控制基本頂?shù)氖Х€(wěn)[7-9]。但在礦下實(shí)際應(yīng)用中發(fā)現(xiàn)，墩柱因承載力不足發(fā)生局部破壞時(shí)下縮量未能滿足卸壓要求。針對墩柱承載力不足的問題，本文通過對墩柱進(jìn)行室內(nèi)軸壓試驗(yàn)分析其破壞過程及理論分析提出在墩柱中部焊接加勁片、底部焊接加勁環(huán)的補(bǔ)強(qiáng)措施，并采用ANSYS軟件模擬及現(xiàn)場監(jiān)測進(jìn)行驗(yàn)證[10]，可為礦用可縮性墩柱加固方法提供參考。

1 工程概況

梧桐莊礦182802工作面位于八采區(qū)南翼，東為充填系統(tǒng)回風(fēng)巷，西為韋武神崗背斜，南為第10勘探線，北為182802出煤巷，采煤方法為走向長壁后退式一次性采全高采煤法，推進(jìn)平均長度252 m，工作面長度100 m。本工作面煤層比較穩(wěn)定，厚度為3.20～3.30 m，平均3.25 m，煤層傾角2～10°，平均傾角6°。直接頂?shù)诪樾源唷⒅旅艿纳百|(zhì)頁巖。實(shí)施沿空留巷的巷道208外回風(fēng)順槽為錨網(wǎng)索支護(hù)，凈寬4.2 m，凈高3 m。工作面采用墩柱支護(hù)的沿空留巷方式，將巷旁可縮性墩柱與錨索槽鋼聯(lián)合支護(hù)，墩柱布置間距為1 m?？煽s性墩柱為兩節(jié)嵌套的無縫鋼管構(gòu)成：上下兩節(jié)高度均為2 000 mm，兩節(jié)鋼管之間的搭接長度500 mm，內(nèi)部充滿砂石灰，上出料口主要用于充填，下出料口用于充填材料的釋放，整體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 留巷期支護(hù)及墩柱結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Support structure and pier structure diagram

2 可縮性墩柱破壞特征及加勁措施

2.1 墩柱破壞規(guī)律

根據(jù)梧桐莊礦圍巖活動規(guī)律和地質(zhì)生產(chǎn)條件，計(jì)算出182802工作面支護(hù)體所需要承受的巷旁支護(hù)阻力為2 74.78 kN/m。為研究墩柱試件在豎向荷載下的破壞形態(tài)，使用20 000 kN微機(jī)控制電液伺服長柱壓力試驗(yàn)機(jī)對試件進(jìn)行室內(nèi)單軸壓縮試驗(yàn)。

加載初期，荷載值為640 kN時(shí)，墩柱只發(fā)生豎向變形，沒有發(fā)生破壞；繼續(xù)加載到1 500 kN后，墩柱的下出料口開裂，充填材料溢出；當(dāng)荷載值為2 000 kN時(shí)，下出料口繼續(xù)開裂，墩柱搭接處發(fā)生彎曲；荷載值增加到2 446 kN時(shí)，墩柱中部搭接處發(fā)生較大彎曲變形，導(dǎo)致局部失穩(wěn)，彎曲變形量最大點(diǎn)位于下節(jié)鋼管最上端緊靠上節(jié)鋼管處，墩柱底部發(fā)生鼓曲破壞，鼓曲變形最大處位于墩柱最下端。

2.2 墩柱加勁補(bǔ)強(qiáng)措施

由室內(nèi)試驗(yàn)可知，上節(jié)鋼管向下移動時(shí)，易出現(xiàn)偏向移動，這是由于墩柱本身是由兩節(jié)鋼管嵌套而成，且內(nèi)部材料充填不均勻，墩柱在豎向荷載作用下受到偏心壓力，隨著荷載逐漸增大，墩柱中部搭接處發(fā)生較大彎曲變形，彎曲變形量最大點(diǎn)位于下節(jié)鋼管最上端緊靠上節(jié)鋼管處，易導(dǎo)致局部失穩(wěn)破壞；由于鋼管最下端受到的上部壓力最大，鼓曲變形最大位置位于最下端，最易發(fā)生鼓曲破壞。

加勁肋能有效提高鋼管柱的抗彎和抗壓強(qiáng)度，是避免鋼管過早出現(xiàn)局部屈曲的一種有效措施，因此，結(jié)合施工方便及節(jié)約成本，提出對墩柱中部和底部加勁的補(bǔ)強(qiáng)措施。

2.2.1 墩柱中部加勁措施

由于墩柱是由兩節(jié)鋼管嵌套而成，在豎向荷載作用下，上節(jié)鋼管會向下滑移，在鋼管內(nèi)部施加加勁肋會阻礙上節(jié)鋼管的移動，因此選擇在上節(jié)鋼管外表面均勻焊接4片加勁片來提高其承載性能。鋼管加勁肋和工字型截面組合梁受壓翼緣板類似，可看作在板平面均勻受壓的一塊三邊支承、一邊自由的矩形板條[11]，參考國家標(biāo)準(zhǔn)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50017—2003)中關(guān)于梁板局部穩(wěn)定性的規(guī)定，取b/t=6。加勁片的厚度t取10 mm，寬度b為60 mm，長度為200 mm，加勁片布置如圖2所示。

圖2 墩柱加勁示意圖Fig.2 Schematic diagram of the pier column

2.2.2 墩柱底部加勁措施

構(gòu)成墩柱的上節(jié)鋼管管徑為Φ325 mm×8mm，內(nèi)徑為Φ309 mm；下節(jié)鋼管管徑為Φ299 mm×8 mm，內(nèi)徑為Φ283 mm，故可將鋼管看作薄壁圓筒。根據(jù)薄壁圓筒應(yīng)力計(jì)算見式(1)和式(2)。

(1)

(2)

式中：a為鋼管內(nèi)徑，m；b為鋼管外徑，m；r為任意直徑，m，a

(3)

式中：pi=k·q=(1-sinθ)·q；k為側(cè)壓系數(shù)，k=1-sinθ。

(4)

(5)

由(5)式可知，鋼管的壁厚越大，其極限承載也就越大，在鋼管底部焊接加勁環(huán)即增加了鋼管的厚度，提高了鋼管的極限承載力。因此針對鋼管底部破壞，提出加勁環(huán)的加固措施，根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)加固技術(shù)規(guī)范》中有關(guān)軸心受力構(gòu)件加固的規(guī)定，為滿足加固后構(gòu)件凈截面積要求，加勁環(huán)長度取200 mm，厚度為10 mm，加固后的墩柱如圖2所示。

3 墩柱補(bǔ)強(qiáng)效果分析

3.1 有限元模型建立

3.1.1 材料本構(gòu)關(guān)系

鋼管單元選用ANSYS軟件中的SOLID45實(shí)體單元模擬。由于鋼管材質(zhì)本身具有彈塑性，可以應(yīng)用多線隨動強(qiáng)化法則。采用Von.Mises屈服準(zhǔn)則和相關(guān)流動法則[13]。屈服承載力為325 MPa，抗拉承載力為520 MPa，彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3。對核心的充填砂石材料我們采用ANSYS中的SOLID65三維實(shí)體結(jié)構(gòu)單元來進(jìn)行模擬。對解決模型中鋼管與充填材料—砂石樁的接觸界面，需要采取ANSYS軟件中的接觸單元CONTAC173及目標(biāo)單元TARGE170。選取接觸剛度的比例因子為0.1，充填的核心砂石材料與鋼材表面的摩擦系數(shù)取0.3，材料的最大摩擦力取值為砂石充填材料的抗拉應(yīng)力2.57 MPa。

3.1.2 網(wǎng)格的劃分

網(wǎng)格劃分質(zhì)量的好壞對計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性及收斂速度影響較大，由于SOLID65單元本身是采用彌散裂縫模型和最大拉應(yīng)力開裂判據(jù)，很多情況下會因?yàn)閼?yīng)力集中而使核心材料提前破壞，從而與試驗(yàn)結(jié)果不相吻合。所以，為防止材料因應(yīng)力集中而發(fā)生破壞，且在保證精度的原則下，計(jì)算模型單元尺寸均取2 cm。

3.1.3 邊界條件及加載方式

根據(jù)試驗(yàn)實(shí)際情況，試件加載端取自由端，另一端為固定端，在有限元分析中，將集中力轉(zhuǎn)化為均勻分布在柱頂截面一定范圍內(nèi)的面荷載25 MPa，具體的約束條件及加載方式見圖3。

圖3 受力簡圖Fig.3 Static load test on pier column

3.2 墩柱中部加勁補(bǔ)強(qiáng)效果分析

圖4為墩柱中部加勁前后的模擬效果圖。結(jié)果表明：在加勁前，墩柱最大的彎曲撓度為8 cm，且最大撓度發(fā)生在下節(jié)鋼管距底端1.9 m處。加勁后墩柱的最大撓度為2 cm，通過加勁使橫向變形減小75%，墩柱中部加勁能夠有效提高墩柱的抗彎性能。

3.3 墩柱底部加勁補(bǔ)強(qiáng)效果分析

圖5為墩柱底部加勁前后的模擬效果圖。結(jié)果表明：在墩柱的底部焊接加勁環(huán)后，下節(jié)鋼管穩(wěn)定性提高，同樣有利于減少中部搭接處的彎曲變形。鋼管壁厚由原來的8 mm增加到18 mm，使其徑向位移由原來的2 cm減少到0.0316 cm，基本可以使其保持不發(fā)生變形。由此可知，加勁環(huán)能有效減少墩柱底部及中部變形量，提高墩柱承載力。

4 現(xiàn)場應(yīng)用

通過對墩柱中部和底部進(jìn)行加勁補(bǔ)強(qiáng)有效減少了墩柱中部彎曲及底部撓曲變形，再此數(shù)值模擬分析的基礎(chǔ)上，為進(jìn)一步驗(yàn)證加勁補(bǔ)強(qiáng)效果，在梧桐莊礦182802工作面推進(jìn)過程中布置墩柱，如圖6所示。為驗(yàn)證加勁后墩柱的留巷效果，采用頂板離層指示儀對巷道頂板離層進(jìn)行離層檢測，并對墩柱受力及下縮量進(jìn)行監(jiān)測，結(jié)果如圖7所示。

圖4 中部加勁模型及前后效果圖Fig.4 Central stiffening model and front and rear renderings

圖5 底部加勁模型及前后效果圖Fig.5 Bottom and stiffening model and front and rear renderings

圖6 工作面支護(hù)平面布置示意圖Fig.6 Work surface support floor plan

經(jīng)過沿空留巷礦壓監(jiān)測結(jié)果可知，斷面深部離層為22 mm，淺部離層為12 mm，頂板離層值較小，說明在加勁后的墩柱巷旁支護(hù)與巷內(nèi)錨桿、錨索聯(lián)合作用下，留巷期間頂板的下沉運(yùn)動表現(xiàn)為上覆巖層的整體位移，頂板穩(wěn)定性較好；加固后的墩柱最大承載力為27 MPa時(shí)，最大下縮量為256 mm，墩柱承載力明顯提高且加勁補(bǔ)強(qiáng)后的墩柱局部破壞明顯減小，起到了良好支護(hù)作用，保證了巷道安全穩(wěn)定，滿足礦井生產(chǎn)要求，具有較高的社會經(jīng)濟(jì)效益。

5 結(jié) 論

1) 通過對墩柱進(jìn)行室內(nèi)靜載試驗(yàn)，墩柱中部搭接處發(fā)生較大彎曲變形，彎曲變形量最大點(diǎn)位于下節(jié)鋼管最上端緊靠上節(jié)鋼管處，易發(fā)生局部失穩(wěn)破壞；鼓曲變形最大處位于墩柱最下端，發(fā)生鼓曲破壞。

2) 數(shù)值模擬分析可知：在上鋼管底部外表面均勻焊接4片加勁片，可加強(qiáng)搭接處的抗彎剛度，橫向變形減小75%， 有效限制了墩柱朝任意方向發(fā)生彎曲；在墩柱的底部焊接加勁環(huán)后，徑向位移由原來的2 cm減少到0.0316 cm，基本可以保持不發(fā)生變形。

圖7 底部加勁模型及前后效果圖Fig.7 Bottom end stiffening model and front and rear renderings

3) 現(xiàn)場觀測結(jié)果驗(yàn)證了墩柱采用加勁肋的補(bǔ)強(qiáng)措施后，墩柱承載力明顯提高，且加勁補(bǔ)強(qiáng)后的墩柱局部破壞明顯減小，支護(hù)效果良好，保證了巷道安全穩(wěn)定。