鋼管混凝土支架作用下南關(guān)礦煤巷變形破壞規(guī)律

孔祥松，單仁亮，肖禹航，鮑甜甜，原鴻鵠

中國(guó)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(jìn)行，巖體環(huán)境惡化，圍巖易產(chǎn)生非線性大變形，支護(hù)難度極大，錨網(wǎng)噴等常規(guī)支護(hù)手段已經(jīng)不能滿足要求，需要尋找新的強(qiáng)力支護(hù)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(duì)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(qiáng)了混凝土抗壓強(qiáng)度和鋼管的穩(wěn)定性，鋼管混凝土支架極限承載力可達(dá)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(shí)驗(yàn)測(cè)試、數(shù)值模擬及理論分析等方法對(duì)鋼管混凝土進(jìn)行深入研究，取得了諸多成果。

在鋼管混凝土力學(xué)性能測(cè)試方面，單仁亮等[4-6]通過實(shí)驗(yàn)研究了矢跨比和鋼纖維摻量對(duì)鋼管混凝土試件力學(xué)性能的影響。王軍[7]通過實(shí)驗(yàn)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(jìn)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(shí)驗(yàn)，分析了其力學(xué)性能影響因素。何曉升[9]通過試驗(yàn)及理論研究了鋼管混凝土短柱軸向壓縮工作機(jī)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(yàn)對(duì)方鋼約束混凝土拱架套管節(jié)點(diǎn)抗彎性能進(jìn)行了研究。劉國(guó)磊[11]在實(shí)驗(yàn)室研究了φ194×8、φ168×6兩種型號(hào)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(qiáng)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(shí)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(qiáng)化速度校核的設(shè)計(jì)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(hù)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(xiàng)補(bǔ)強(qiáng)措施。

綜上所述，針對(duì)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(duì)煤巷的研究很少。尚沒有采用相似模型實(shí)驗(yàn)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(jì)算模型，研究煤巷在鋼管混凝土支架支護(hù)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(diǎn)，為工程實(shí)踐提供依據(jù)。

1 相似模型實(shí)驗(yàn)研究

實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

實(shí)驗(yàn)使用中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)研制發(fā)明的嵌套式雙動(dòng)壓相似模擬實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，并對(duì)其進(jìn)行了改進(jìn)設(shè)計(jì)，可以實(shí)現(xiàn)豎向靜載、側(cè)向靜載及動(dòng)載的組合加載方式[16]。

本實(shí)驗(yàn)保證幾何相似、容重相似、強(qiáng)度與應(yīng)力相似，以下式作為相似依據(jù)[17-18]：

式中，Cσ為強(qiáng)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(shí)驗(yàn)?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(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)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(hù)力為81.5 N。金屬網(wǎng)模擬采用聚乙烯塑料網(wǎng)。模型實(shí)驗(yàn)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(gè)壓力盒監(jiān)測(cè)徑向應(yīng)力，位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)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(shí)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(shí)驗(yàn)采用分級(jí)加載，最大加載壓力為253 kN。

1.2 實(shí)驗(yàn)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(duì)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(shì)大致分為三個(gè)階段：近線性增長(zhǎng)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(hào)、2號(hào)、3號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力近似線性增長(zhǎng)，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(shí)，1號(hào)測(cè)點(diǎn)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(hào)測(cè)點(diǎn)處圍巖發(fā)生了部分損傷，而2號(hào)、3號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力仍保持較大速率增長(zhǎng)，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(dá)到0.6 MPa時(shí)，頂部圍巖出現(xiàn)較大損傷，1號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力達(dá)到峰值393 kPa后，先大幅下降后趨緩；2號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力則是達(dá)到局部峰值，由于支架開始嵌入圍巖內(nèi)部，對(duì)2號(hào)測(cè)點(diǎn)處位置支撐加大，致使2號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力未出現(xiàn)大的波動(dòng)；3號(hào)測(cè)點(diǎn)處圍巖在外荷載作用下出現(xiàn)較大損失。整體而言，1號(hào)測(cè)點(diǎn)處明顯大于2號(hào)、3號(hào)測(cè)點(diǎn)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(hào)、5號(hào)、6號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力均開始增長(zhǎng)，但4號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力數(shù)值和增速均小于5號(hào)、6號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力。當(dāng)加載達(dá)到0.37 MPa時(shí)，4號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力首先達(dá)到峰值68 kPa，5號(hào)、6號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力增速明顯下降。當(dāng)加載達(dá)到0.56 MPa時(shí)，4號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力開始出現(xiàn)大幅下降，5號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力達(dá)到峰值207 kPa，6號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力達(dá)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(dá)到0.64 MPa時(shí)，4號(hào)、5號(hào)、6號(hào)測(cè)點(diǎn)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(duì)幫部支護(hù)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(hào)、8號(hào)、9號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力近似線性增長(zhǎng)，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(shí)，7號(hào)測(cè)點(diǎn)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(dá)到0.7 MPa時(shí)，7號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力局部峰值達(dá)230 kPa，8號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力峰值達(dá)到452 kPa，9號(hào)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)力峰值達(dá)到529 kPa，說明此時(shí)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(dòng)，變化趨勢(shì)基本一致。以R1點(diǎn)為例，當(dāng)加載到0.64 MPa時(shí)，位移峰值達(dá)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(gè)波動(dòng)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(diǎn)最大值為12 mm，可見幫部位移大于頂板位移。在外荷載達(dá)到0.6 MPa之前，3條曲線基本重合，說明支架增強(qiáng)了幫部穩(wěn)定性，防止了片幫發(fā)生。在加載達(dá)到0.6 MPa之后，S1點(diǎn)和S3點(diǎn)相對(duì)位移開始增大，相對(duì)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(shí)，F(xiàn)1點(diǎn)達(dá)到峰值2.4 mm，當(dāng)加載到0.68 MPa時(shí)，F(xiàn)2、F3點(diǎn)分別達(dá)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(shí)，支架的支護(hù)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(shí)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(jì)

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(jì)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(gè)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(kù)倫本構(gòu)模型，巷道開挖噴層后進(jìn)行鋼管混凝土支架支護(hù)，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(zhǎng)，增長(zhǎng)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(jìn)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(shì)，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?？梢?，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(hù)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(dá)到1.47。由于鋼管混凝土支架對(duì)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(diǎn)處沿進(jìn)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(hù)力作用；支架之間的部位應(yīng)力較小，是有待加強(qiáng)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(gè)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(shí)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(duì)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(dá)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(shí)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(dá)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(duì)幫部進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)支護(hù)，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(duì)圍巖存在有效支護(hù)范圍，支架之間的部位應(yīng)力較小，是支護(hù)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(hù)方式解決。

(3) 模型試驗(yàn)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(kuò)散，避免支架對(duì)圍巖造成局部損傷，同時(shí)需要加強(qiáng)套管部位強(qiáng)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(dá)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芴坠艿淖冃纹茐模岣咂鋸?qiáng)度，是保證煤巷鋼管混凝土支架支護(hù)穩(wěn)定性的關(guān)鍵。