錨桿托板與緩沖墊層組合結(jié)構(gòu)靜、動(dòng)載力學(xué)性能試驗(yàn)研究

吳擁政，付玉凱，褚曉威 ，孫卓越

(1.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；2.天地科技股份有限公司 開采設(shè)計(jì)事業(yè)部，北京 100013；3.煤炭科學(xué)研究總院 開采研究分院，北京 100013；4.煤炭資源高效開采與潔凈利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100013)

錨桿支護(hù)是煤礦巷道主體支護(hù)形式，錨桿托板是錨桿支護(hù)系統(tǒng)中的關(guān)鍵構(gòu)件之一。其在錨桿支護(hù)系統(tǒng)中的作用主要體現(xiàn)在2個(gè)方面：一是通過將錨桿尾部螺母的預(yù)緊力傳遞給鋼護(hù)板、鋼帶及金屬網(wǎng)等組合構(gòu)件，使錨桿的預(yù)應(yīng)力有效擴(kuò)散至錨桿周圍的圍巖中，從而實(shí)現(xiàn)錨桿的主動(dòng)支護(hù)作用；二是將圍巖變形產(chǎn)生的載荷傳遞至錨桿桿體。

在非沖擊地壓巷道中，錨桿托板與圍巖的相互作用以靜態(tài)或準(zhǔn)靜態(tài)為主，作用力變化幅度相對(duì)較小。而在沖擊地壓發(fā)生時(shí)，托板受力顯著不同，托板與圍巖間的作用不僅受靜載荷作用，還會(huì)受到?jīng)_擊動(dòng)載荷的影響。錨桿支護(hù)系統(tǒng)受到?jīng)_擊載荷作用時(shí)，沖擊載荷造成圍巖與托板間作用力瞬間增加，造成托板接觸區(qū)域圍巖破裂、垮落，托板懸空失效。對(duì)于強(qiáng)度較高的圍巖，托板出現(xiàn)過載彎折、撕裂，甚至造成錨桿破斷。因此，托板作為預(yù)應(yīng)力錨桿支護(hù)系統(tǒng)中的核心構(gòu)件，其力學(xué)性能直接關(guān)系到錨桿支護(hù)在沖擊地壓巷道中的防沖效果。

錨桿托板的力學(xué)性能與托板形狀、材質(zhì)、尺寸及受力狀態(tài)等因素有關(guān)。目前，對(duì)錨桿托板的研究主要集中在以下3個(gè)方面：

(1)托板結(jié)構(gòu)、材質(zhì)及形狀。鄭仰發(fā)等利用實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)的方法研究了不同拱高、不同厚度托板的承載力和變形特征，認(rèn)為托板的承載力與拱高、厚度呈正相關(guān)關(guān)系，并推導(dǎo)出了托板承載力計(jì)算公式；劉雙躍和張訓(xùn)濤利用理論計(jì)算的方法，研究了蝶形托盤內(nèi)部應(yīng)力的分布規(guī)律，分析了影響蝶形托盤失穩(wěn)的影響因素，認(rèn)為蝶形結(jié)構(gòu)有利于托盤穩(wěn)定，適當(dāng)增加蝶形托盤拱部球殼拱高和半徑能有效提高托盤穩(wěn)定性和強(qiáng)度；康紅普等采用數(shù)值計(jì)算的方法，研究了不同接觸方式對(duì)托板力學(xué)性能的影響，認(rèn)為面接觸更能發(fā)揮托板的力學(xué)性能；馬永忠等研究了纖維增強(qiáng)復(fù)合材質(zhì)托板的力學(xué)特性，得出了非金屬托板合理的結(jié)構(gòu)形式和相關(guān)參數(shù)。

(2)托板的承載力特性?？导t普等對(duì)煤礦常用托板進(jìn)行了壓縮測(cè)試，將其承載力特性曲線分為5個(gè)階段，并提出托板拱高是影響其承載力的關(guān)鍵參數(shù)；吳建星等制作了測(cè)力托盤，并開展了壓縮試驗(yàn)，得出了托盤載荷與表面應(yīng)變間的相互關(guān)系；劉少偉基于旋轉(zhuǎn)球殼理論，分析了托盤在偏載下的失效破壞特征，認(rèn)為偏載在托盤球殼上產(chǎn)生的水平分力是造成其失效的關(guān)鍵因素，偏載作用下托盤會(huì)出現(xiàn)3種主要的破壞形式；賈西閣等采用理論分析、數(shù)值模擬方法，研究了玻璃鋼托盤失效破壞的原因，認(rèn)為玻璃鋼托盤邊緣變形產(chǎn)生切向拉伸破壞，托盤破壞由邊緣向中心延伸，并提出了固定載荷作用下托盤合理的結(jié)構(gòu)模型。

(3)托板對(duì)圍巖的支護(hù)作用。陸士良等認(rèn)為托板的作用是阻止圍巖向巷道空間移近，同時(shí)可以向圍巖施加徑向支護(hù)力，分析了錨桿預(yù)應(yīng)力在圍巖中的分布規(guī)律及托板對(duì)預(yù)應(yīng)力分布的影響；林健等采用實(shí)驗(yàn)室測(cè)試的方法，研究了木墊板對(duì)錨桿預(yù)緊扭矩、預(yù)緊力及工作阻力的影響，認(rèn)為木墊板會(huì)加大預(yù)緊扭矩的損失，降低預(yù)緊力轉(zhuǎn)化系數(shù)，不利于錨桿預(yù)應(yīng)力的擴(kuò)散；李英明、孔恒等研究了不同圍巖條件下托板的變形破壞特征，認(rèn)為托板偏載使其受力狀態(tài)差，無法有效發(fā)揮錨桿支護(hù)效果，甚至出現(xiàn)錨桿桿體破斷的現(xiàn)象。

潘一山等利用泡沫金屬和六邊薄壁構(gòu)件設(shè)計(jì)了防沖支架吸能構(gòu)件，吸能構(gòu)件可有效降低沖擊載荷作用下支架的工作阻力，同時(shí)提高了支架的抗沖擊性能和吸能水平；何杰等進(jìn)行了煤礦常用托盤及其組合構(gòu)件力學(xué)響應(yīng)試驗(yàn)，分析了護(hù)表構(gòu)件的沖擊力及變形特征，得到常用托盤的抗沖能量值，抗沖能量高低與托盤拱部厚度、拱高和面積決定的結(jié)論。從現(xiàn)有研究成果來看，錨桿托板的研究主要集中在托板結(jié)構(gòu)、材質(zhì)、力學(xué)特性及支護(hù)作用等方面，且托板的承載力特性和變形破壞主要基于靜載荷來開展，研究過程中多未考慮動(dòng)載荷的影響，動(dòng)載荷作用下托板的變形破壞機(jī)制及吸能特性尚不明晰。

鑒于上述研究成果，筆者從緩沖墊層吸能減沖角度出發(fā)，選取了煤礦常用的4種緩沖墊層，利用試驗(yàn)機(jī)對(duì)錨桿托板與緩沖墊層組合結(jié)構(gòu)的靜、動(dòng)載力學(xué)性能進(jìn)行測(cè)試，獲取了組合結(jié)構(gòu)的靜載力-位移曲線、沖擊力時(shí)程曲線及應(yīng)變時(shí)程曲線等數(shù)據(jù)。采用高速攝像儀捕捉了組合結(jié)構(gòu)沖擊過程中的變形破壞過程，研究了不同沖擊載荷下組合結(jié)構(gòu)的力學(xué)響應(yīng)規(guī)律，分析了緩沖墊層材質(zhì)、厚度等參數(shù)對(duì)組合結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響規(guī)律，從而為沖擊地壓巷道錨桿支護(hù)中緩沖墊層的優(yōu)選提供理論依據(jù)。

1 試 驗(yàn)

1.1 托板與緩沖墊層組合試樣制作

錨桿托板的種類很多，拱形可調(diào)心托板是目前煤礦最常用的托板。本次試驗(yàn)選擇拱形可調(diào)心托板進(jìn)行試驗(yàn)，托板尺寸為150 mm×150 mm×10 mm，材質(zhì)為Q235，托板高度34.3 mm，孔口直徑38 mm，托板圓拱底部直徑100.5 mm。在托板試樣拱部粘貼應(yīng)變片，用于監(jiān)測(cè)托板動(dòng)態(tài)變形過程中的應(yīng)變變化，應(yīng)變片粘貼位置如圖1(b)所示。粘貼前分別用粗、細(xì)砂紙打磨光滑，利用酒精去除粘貼位置雜質(zhì)，采用502膠水粘貼應(yīng)變片，粘貼完成后采用萬用表校核粘貼效果。托板結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 錨桿托板結(jié)構(gòu)

鑒于沖擊地壓巷道錨桿支護(hù)常用的墊層材料為松木、橡膠及泡沫金屬等，所以本試驗(yàn)選用的緩沖墊層為松木、橡膠墊、廢舊皮帶及泡沫鋁，墊層厚度過大，會(huì)影響錨桿安裝和巷道有效斷面，本次試驗(yàn)墊層厚度選擇為20和50 mm。松木密度415 kg/m，順紋抗壓強(qiáng)度36.2 MPa，尺寸為200 mm×200 mm×20 mm和200 mm×200 mm×50 mm；橡膠墊為建筑用減震橡膠，彈性模量6 000 kPa，阻尼比0.3，尺寸為200 mm×20 mm和200 mm×50 mm；廢舊皮帶彈性模量2 500 kPa，阻尼比0.2，尺寸為200 mm×200 mm×20 mm和200 mm×200 mm× 50 mm；泡沫鋁密度315 kg/m，抗拉強(qiáng)度3.25 MPa，尺寸為200 mm×200 mm×20 mm和200 mm×200 mm×50 mm。

試驗(yàn)主要測(cè)試托板與緩沖墊層組合結(jié)構(gòu)的靜、動(dòng)載力學(xué)性能。試驗(yàn)時(shí)，將緩沖墊層放置在JAW-1500型壓力試驗(yàn)機(jī)支座上，托板放在緩沖墊層上方。采用壓力試驗(yàn)機(jī)對(duì)組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行加載，監(jiān)測(cè)組合結(jié)構(gòu)承載過程中的位移-壓力曲線，直至組合結(jié)構(gòu)失效為止；采用落錘試驗(yàn)機(jī)測(cè)試組合結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能，將組合結(jié)構(gòu)放置在落錘下方的支座上，調(diào)整試樣中心對(duì)準(zhǔn)落錘錘頭中部。調(diào)整完成后，利用焊接的方式連接托板上方的應(yīng)變銅線，接入監(jiān)測(cè)系統(tǒng)，通過示波器校核傳感器是否正常。調(diào)整落錘至指定高度，打開觸發(fā)裝置，落錘自由下落撞擊組合結(jié)構(gòu)，完成試驗(yàn)。試驗(yàn)過程中利用安裝在落錘中部的力傳感器和托板上部的應(yīng)變片獲得沖擊力時(shí)程曲線和應(yīng)變時(shí)程曲線，采用高速攝像儀捕捉?jīng)_擊過程中組合結(jié)構(gòu)變形破壞過程。

1.2 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)采用落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)，試驗(yàn)機(jī)高度13.37 m，有效沖擊高度12.60 m，錘頭質(zhì)量261.08 kg，最大沖擊速度15.70 m/s，誤差小于0.2%。沖擊裝置和試樣布置如圖2所示。試驗(yàn)過程中主要監(jiān)測(cè)落錘錘頭沖擊力時(shí)程曲線、應(yīng)變時(shí)程曲線、托板組合結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)變形破壞過程等數(shù)據(jù)，各種傳感器采集的數(shù)據(jù)通過放大器調(diào)幅，再由TDS420動(dòng)態(tài)示波器記錄、去噪、處理及記錄，數(shù)據(jù)采集頻率為10 kHz。

圖2 沖擊試樣布置

2 托板與緩沖墊層組合結(jié)構(gòu)靜載力學(xué)特性分析

將錨桿托板與4種緩沖墊層組成試驗(yàn)試樣，通過位移控制的方式加載，加載速率為0.1 mm/s，當(dāng)托板明顯翹起或試驗(yàn)機(jī)載荷顯著下降時(shí)停止試驗(yàn)。

2.1 托板和墊層組合結(jié)構(gòu)靜載破壞形態(tài)

托板+松木、托板+廢舊皮帶及托板+泡沫鋁3種組合試樣加載前后照片如圖3所示。

圖3 托板與緩沖墊層組合結(jié)構(gòu)加載前后變形形態(tài)

由圖3可以看出，3種托板與緩沖墊層組合結(jié)構(gòu)加載后，托板出現(xiàn)了明顯的變形，拱高降低，四角翹起，由碟形轉(zhuǎn)變?yōu)槠矫嫘螤睿M合結(jié)構(gòu)的載荷曲線由峰值逐步降低。緩沖墊層變形破壞形態(tài)也明顯不同，松木墊層大面積開裂，但厚度壓縮不明顯，松木整體沒有出現(xiàn)破壞，仍具有一定的承載能力；廢舊皮帶墊層加載后變形不明顯，未出現(xiàn)大變形、撕裂等現(xiàn)象；泡沫鋁在加載過程中出現(xiàn)大的壓縮變形，托板嵌入到泡沫鋁材料中，隨著繼續(xù)加載，托板拱高降低、四角翹起，最終失去承載能力。

2.2 托板與墊層組合結(jié)構(gòu)承載特性分析

測(cè)試了單獨(dú)托板(TB-0)、托板+松木(TB-M)、托板+橡膠墊(TB-X)、托板+廢舊皮帶(TB-F)及托板+泡沫鋁(TB-P)5種條件下試樣承載力，測(cè)試了不同墊層厚度(20,50 mm)對(duì)組合結(jié)構(gòu)承載力的影響，測(cè)試結(jié)果如圖4所示。

圖4 托板與墊層組合結(jié)構(gòu)靜載荷-位移曲線

由圖4(a)可以看出，托板與不同墊層組合結(jié)構(gòu)的承載力曲線差異較大，主要體現(xiàn)在最大承載力、最大位移及承載效率等方面。托板、托板+橡膠墊和托板+廢舊皮帶3種組合結(jié)構(gòu)的承載力曲線形態(tài)較為接近，承載力曲線大致可分為緩慢承載、快速承載及承載降低3個(gè)階段。3種組合結(jié)構(gòu)中，托板+泡沫鋁的峰值承載力和位移最大，托板+松木的位移次之，單獨(dú)托板位移最小，而托板+橡膠墊層與托板試樣的峰值承載力基本相同。托板+松木和托板+泡沫鋁的承載力曲線形態(tài)類似，承載力曲線也可分為3個(gè)階段，2種組合試樣的峰值承載力基本相同，而托板+泡沫鋁試樣的位移量稍大。整體來看，墊層不僅增加了組合結(jié)構(gòu)的變形量，提高了部分組合結(jié)構(gòu)的峰值載荷，其原因在于墊層的變形充填了托板拱部結(jié)構(gòu)下部的空間，使托板拱部由單向應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)榱巳驊?yīng)力狀態(tài)，提高了托板的承載力。

由圖4(b)可以看出，不同墊層厚度的組合結(jié)構(gòu)承載力及位移有較大差異，墊層厚度主要影響試樣的位移大小，對(duì)其承載力影響不大。當(dāng)墊層厚度為50 mm時(shí)，托板+松木、托板+橡膠墊、托板+廢舊皮帶、托板+泡沫鋁的最大位移分別為54,24,36和61 mm，分別是20 mm厚墊層試樣的1.59，1.04，1.38和1.69倍，厚度為50 mm泡沫鋁的位移量最大。整體來看，托板與墊層結(jié)構(gòu)的變形量與墊層的剛度、厚度及變形能力有關(guān)，墊層的剛度越低、厚度越大、變形能力越強(qiáng)，其組合結(jié)構(gòu)試樣的變形量也越大，但試樣的變形量與墊層厚度并不呈正比關(guān)系。

3 托板與緩沖墊層組合結(jié)構(gòu)沖擊試驗(yàn)結(jié)果分析

表1 組合結(jié)構(gòu)沖擊測(cè)試結(jié)果

3.1 組合結(jié)構(gòu)試樣沖擊破壞形態(tài)

利用落錘試驗(yàn)機(jī)對(duì)上述5種托板與不同墊層組合結(jié)構(gòu)開展了沖擊試驗(yàn)，部分試樣沖擊后變形形態(tài)如圖5所示。

由圖5可以看出，沖擊后采用不同墊層的托板變形程度不同。無緩沖墊層時(shí)，托板變形最為嚴(yán)重，托板整體出現(xiàn)拱高降低、四角翹起情況；托板和松木組合結(jié)構(gòu)中，托板整體變形不大，由于木墊層局部出現(xiàn)了開裂破壞，托板產(chǎn)生一側(cè)抬起，對(duì)稱側(cè)被壓縮的非均勻變形；托板和廢舊皮帶組合結(jié)構(gòu)中，托板四角輕微翹起，整體變形不大，拱部未出現(xiàn)明顯變形，廢舊皮帶也未出現(xiàn)明顯變形破壞；托板和橡膠墊組合結(jié)構(gòu)中，托板變形形態(tài)與采用廢舊皮帶組合類似，托板僅出現(xiàn)了四角翹起的現(xiàn)象，整體變形不大；托板和泡沫鋁組合結(jié)構(gòu)中，托板基本保持了原有形態(tài)，表面未發(fā)生明顯變形，四角也未翹起，但由于泡沫鋁強(qiáng)度有限，托板嵌入到了泡沫鋁試樣內(nèi)部。整體來看，托板與不同緩沖墊層的組合結(jié)構(gòu)抗沖擊能力不同，托板+泡沫鋁試樣抗沖擊能力最強(qiáng)，托板+橡膠墊和托板+皮帶次之，托板+松木較弱，單獨(dú)托板抗沖擊能力最弱。

圖5 托板與不同墊層組合結(jié)構(gòu)沖擊前后變形形態(tài)

3.2 沖擊能量對(duì)托板力學(xué)響應(yīng)的影響規(guī)律

以單獨(dú)托板試樣沖擊試驗(yàn)為例，其沖擊力和應(yīng)變時(shí)程曲線如圖6所示。由圖6可以看出：

圖6 不同沖擊能量下托板沖擊力和應(yīng)變時(shí)程曲線

(1)托板沖擊力時(shí)程曲線可分為3個(gè)階段，沖擊力急劇上升階段、震蕩下降階段和急劇衰減階段，3種沖擊能量下沖擊力峰值基本相同，沖擊力作用時(shí)間略有差異，沖擊能量從2 000 J增加至4 000 J時(shí)，沖擊力作用時(shí)間從6.20 ms增加至7.90 ms。

(2)應(yīng)變曲線大致分為3個(gè)階段，應(yīng)變線性增加階段、緩慢增加階段和緩慢衰減階段。不同沖擊能量下托板的應(yīng)變峰值明顯不同，并且1號(hào)和2號(hào)應(yīng)變片的峰值應(yīng)變也有一定差異，但作用時(shí)間差異不大。沖擊能量為2 000,3 000和4 000 J時(shí)，1號(hào)應(yīng)變片的應(yīng)變峰值分別為7 839×10,9 445×10和16 385×10，2號(hào)應(yīng)變片的峰值應(yīng)變?yōu)? 846×10,13 180×10和18 922×10，2號(hào)處的應(yīng)變峰值分別是1號(hào)處的1.26,1.40和1.15倍。托板的殘余應(yīng)變與其峰值應(yīng)變規(guī)律基本相同，隨著沖擊能量的增加殘余應(yīng)變?cè)龃?，?號(hào)應(yīng)變片處的應(yīng)變明顯大于1號(hào)應(yīng)變片。

(3)整體來看，沖擊能量對(duì)托板的沖擊力影響不大，主要影響托板的應(yīng)變，這說明托板主要依靠結(jié)構(gòu)的變形來吸收沖擊能量，而不是通過提高動(dòng)態(tài)承載力。托板在較低的沖擊能量下已達(dá)到峰值承載力，動(dòng)載峰值承載力與靜載最大承載力基本相同。托板整體結(jié)構(gòu)的變形并不均勻，對(duì)角線上部的變形相對(duì)較小，中線上部的變形相對(duì)較大。

3.3 緩沖墊層對(duì)托板力學(xué)響應(yīng)的影響規(guī)律

測(cè)試了沖擊能量為2 000 J時(shí)5種托板組合結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)力學(xué)響應(yīng)，獲取的沖擊力時(shí)程曲線和應(yīng)變時(shí)程曲線如圖7所示。

圖7 不同緩沖墊層試樣沖擊力時(shí)程曲線和應(yīng)變時(shí)程曲線

由圖7可以看出：

(1)與單獨(dú)托板相比，增加緩沖墊層后，組合結(jié)構(gòu)的沖擊力時(shí)程曲線形態(tài)出現(xiàn)明顯變化。松木、橡膠墊和廢舊皮帶3種緩沖墊層的沖擊力曲線形態(tài)差別不大，僅體現(xiàn)在沖擊力峰值和作用時(shí)間不同；泡沫鋁墊層的沖擊力曲線形態(tài)與其他4種曲線形態(tài)明顯不同，初期有明顯的沖擊力震蕩階段，沖擊作用時(shí)間較長(zhǎng)，沖擊力峰值與托板的差別不大。單獨(dú)采用托板時(shí)，沖擊力峰值和作用時(shí)間為260.66 kN和6.20 ms，增加松木、橡膠墊、廢舊皮帶及泡沫鋁緩沖墊層時(shí)，組合結(jié)構(gòu)沖擊力峰值分別為204.73,214.92,194.45和253.35 kN，沖擊力作用時(shí)間分別為8.80,7.72,9.16和10.24 ms。與單獨(dú)采用托板相比，松木、橡膠墊和廢舊皮帶沖擊力峰值分別降低21.45%,17.55%,25.40%和2.80%；4種緩沖墊層的沖擊力作用時(shí)間全部增加，分別增加了41.94%,24.52%,47.74%和65.16%。

(2)5種結(jié)構(gòu)的應(yīng)變時(shí)程曲線形態(tài)基本相同，應(yīng)變?cè)黾铀俾省?yīng)變峰值及殘余應(yīng)變略有差異。單獨(dú)采用托板時(shí)，1號(hào)位置的應(yīng)變峰值和殘余應(yīng)變分別為7 839×10和5 579×10，采用松木、橡膠墊、廢舊皮帶及泡沫鋁緩沖墊層時(shí)，1號(hào)位置的應(yīng)變峰值分別為5 251×10，6 273×10，6 514×10和2 620×10，分別降低33.01%,19.98%,16.90%和66.58%；殘余應(yīng)變分別為3 302×10，4 328×10，4 669×10和842×10，分別降低40.81%,22.42%,16.31%和84.91%。采用緩沖墊層后，組合試樣的應(yīng)變峰值和殘余應(yīng)變均相應(yīng)減小。單獨(dú)采用托板時(shí)，1號(hào)應(yīng)變片的應(yīng)變峰值和殘余應(yīng)變小于2號(hào)應(yīng)變片。增加緩沖墊層后，1號(hào)應(yīng)變片的應(yīng)變峰值和殘余應(yīng)變明顯大于2號(hào)應(yīng)變片。

(3)整體來看，緩沖墊層能改變托板的沖擊力曲線形態(tài)，降低沖擊力峰值，延長(zhǎng)沖擊作用時(shí)間，有效吸收沖擊動(dòng)能。除泡沫鋁外，廢舊皮帶的緩沖效果最好，其次是松木，最后是橡膠墊。泡沫鋁厚度為20 mm時(shí)，吸收能量有限，沖擊動(dòng)能未能充分吸收，導(dǎo)致沖擊力峰值較大。不同緩沖墊層的應(yīng)變差別較大，泡沫鋁的應(yīng)變峰值和殘余應(yīng)變最小，其次是松木和橡膠墊，最后是廢舊皮帶。增加緩沖墊層后，托板拱部不同位置的變形程度出現(xiàn)了反轉(zhuǎn)，這主要是由于緩沖墊層通過協(xié)調(diào)變形調(diào)整了托板結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，使托板整體變形更加均勻。從托板變形程度來看，墊層效果優(yōu)劣順序依次為：泡沫鋁>松木>橡膠墊>廢舊皮帶。

3.4 緩沖墊層厚度對(duì)托板力學(xué)響應(yīng)的影響規(guī)律

沖擊能量為2 000 J時(shí)，測(cè)試了松木和泡沫鋁2種墊層厚度下的動(dòng)態(tài)力學(xué)響應(yīng)，獲取的沖擊力時(shí)程曲線和應(yīng)變時(shí)程曲線如圖8所示。由圖8可以看出：

圖8 不同緩沖墊層厚度試樣沖擊力時(shí)程曲線和應(yīng)變時(shí)程曲線

(1)緩沖墊層厚度對(duì)試樣沖擊力峰值和作用時(shí)間影響較大，墊層厚度增加，試樣沖擊力峰值明顯減小，作用時(shí)間明顯增長(zhǎng)。松木和泡沫鋁墊層厚度為20 mm時(shí)，沖擊力峰值分別為206.40和254.29 kN，沖擊力作用時(shí)間分別為9.37和10.45 ms；墊層厚度增加至50 mm時(shí)，沖擊力峰值分別為175.65和89.42 kN，沖擊力作用時(shí)間分別為10.71和18.38 ms，與20 mm厚度墊層相比，沖擊力峰值分別降低14.90%和64.84%，沖擊力作用時(shí)間分別增加14.30%和75.89%。

(2)緩沖墊層對(duì)試樣的應(yīng)變峰值和殘余應(yīng)變也有一定影響，墊層厚度增加，試樣應(yīng)變峰值和殘余應(yīng)變相應(yīng)減小。松木和泡沫鋁墊層厚度為20 mm時(shí)，應(yīng)變峰值分別為5 274×10和2 552×10，殘余應(yīng)變分別為3 364×10和861×10；墊層厚度增加至50 mm時(shí)，應(yīng)變峰值分別為2 220×10和0，殘余應(yīng)變分別為553×10和0，與20 mm厚度墊層相比，應(yīng)變峰值分別降低57.91%和100%，殘余應(yīng)變分別降低83.56%和100%。

(3)總體來看，墊層厚度對(duì)試樣沖擊力和應(yīng)變影響較大，墊層厚度越大，吸收的沖擊動(dòng)能越多，沖擊力峰值越小，沖擊力作用時(shí)間越長(zhǎng)，墊層緩沖性能越好。合適的墊層材料和厚度能有效降低沖擊載荷對(duì)托板結(jié)構(gòu)的破壞效應(yīng)，如采用厚度為50 mm的泡沫鋁墊層時(shí)，沖擊載荷作用后，托板表面基本未產(chǎn)生明顯的應(yīng)變，承載性能保持完好。

3.5 托板與不同緩沖墊層組合結(jié)構(gòu)的殘余變形分析

對(duì)不同緩沖墊層沖擊后托板的變形量進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)，統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖9所示。由圖9可以看出，隨著沖擊能量的增加，托板的變形量顯著增大，變形量與沖擊能量呈正相關(guān)關(guān)系。緩沖墊層不同，托板變形量明顯不同。當(dāng)沖擊能量為2 000 J時(shí)，無墊層、松木墊層、橡膠墊層、廢舊皮帶墊層及泡沫鋁墊層的托板變形量分別為6.6,1.28,5.76,3.14和0.48 mm。從托板的變形量角度來看，4種墊層的吸能效果優(yōu)劣順序依次是：泡沫鋁>松木>廢舊皮帶>橡膠墊。

圖9 不同緩沖墊層托板變形量與沖擊能量關(guān)系曲線

筆者采用實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)的方法研究了錨桿托板與緩沖墊層組合結(jié)構(gòu)的靜、動(dòng)載力學(xué)性能，分析了不同緩沖墊層對(duì)托板沖擊力、應(yīng)變及變形的影響。限于試驗(yàn)裝置的限制，實(shí)驗(yàn)方案設(shè)計(jì)及沖擊施加方式與現(xiàn)場(chǎng)錨桿托板的實(shí)際工況有一定的差異，現(xiàn)場(chǎng)沖擊動(dòng)載源于圍巖自身，動(dòng)載作用下錨桿與圍巖會(huì)相互作用，現(xiàn)有試驗(yàn)設(shè)備難以嚴(yán)格模擬現(xiàn)場(chǎng)工況。本試驗(yàn)雖然簡(jiǎn)化了沖擊動(dòng)載施加方式，但仍能從定性和定量角度揭示緩沖墊層對(duì)托板結(jié)構(gòu)沖擊性能的影響，從而為沖擊地壓巷道緩沖墊層的優(yōu)選、設(shè)計(jì)等方面提供一定的參考。

4 結(jié) 論

(1)靜載作用下，不同組合試樣的變形形態(tài)不同，緩沖墊層剛度越大、變形能力越差，托板結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的變形越大。變形能力強(qiáng)的墊層增加了組合結(jié)構(gòu)的變形量，同時(shí)也提高了組合結(jié)構(gòu)的峰值載荷。墊層厚度對(duì)托板組合結(jié)構(gòu)承載力曲線形態(tài)有一定影響，主要影響試樣的位移大小，對(duì)其承載力影響不大。

(2)單獨(dú)采用托板時(shí)，沖擊能量對(duì)托板的沖擊力影響不大，主要影響托板的應(yīng)變；增加緩沖墊層能改變托板的沖擊力曲線形態(tài)，降低沖擊力峰值，延長(zhǎng)沖擊作用時(shí)間，有效吸收沖擊動(dòng)能。墊層厚度對(duì)試樣沖擊力和應(yīng)變影響較大，墊層厚度越大，吸收的沖擊動(dòng)能越多，沖擊力峰值越小，沖擊力作用時(shí)間越長(zhǎng)。

(3)托板殘余變形量與沖擊能量呈正相關(guān)關(guān)系，緩沖墊層不同，托板變形量明顯不同，4種墊層的吸能效果分別為泡沫鋁>松木>廢舊皮帶>橡膠墊。