梧桐庄矿可缩性墩柱补强技术研究及应用

2019-08-16郭东明候天宇刘宝印陈亮亮王官清刘学磊

中国矿业 2019年8期

郭东明，韩笑，候天宇，陈今，刘宝印，陈亮亮，王官清，刘学磊

(中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院，北京 100083)

在煤炭开采过程中，回采工作面大多采用留设煤柱的方式进行维护[1]，该方式导致煤炭资源总量损失40%左右，大大降低了回收率[2-3]。沿空留巷取消了护巷煤柱，提高了煤炭资源回收率和巷道掘进率，解决了回采工作面推进过程中因煤柱应力集中造成的冲击地压、瓦斯涌出与积聚等问题[3-4]。梧桐庄矿采用墩柱式沿空留巷，可缩性墩柱体巷旁切顶属于沿空留巷中的主动切顶卸载技术，支护的前期作用主要是切顶，后期作用是保证下位岩层不垮落，使用的填充体材料具有可压缩性，可以适应上覆岩层整体下沉引起的“给定变形”。即前期应“以切顶为主、切让兼顾”的原则，后期应坚持“以让为主、让支兼顾”的原则[5-6]。因此，墩柱体巷旁支护的沿空留巷既要求早期具有足够的支护刚度以保证支护切顶作用效果，又要求具有足够的下缩量控制基本顶的失稳[7-9]。但在矿下实际应用中发现，墩柱因承载力不足发生局部破坏时下缩量未能满足卸压要求。针对墩柱承载力不足的问题，本文通过对墩柱进行室内轴压试验分析其破坏过程及理论分析提出在墩柱中部焊接加劲片、底部焊接加劲环的补强措施，并采用ANSYS软件模拟及现场监测进行验证[10]，可为矿用可缩性墩柱加固方法提供参考。

1 工程概况

梧桐庄矿182802工作面位于八采区南翼，东为充填系统回风巷，西为韦武神岗背斜，南为第10勘探线，北为182802出煤巷，采煤方法为走向长壁后退式一次性采全高采煤法，推进平均长度252 m，工作面长度100 m。本工作面煤层比较稳定，厚度为3.20～3.30 m，平均3.25 m，煤层倾角2～10°，平均倾角6°。直接顶底为性脆、致密的砂质页岩。实施沿空留巷的巷道208外回风顺槽为锚网索支护，净宽4.2 m，净高3 m。工作面采用墩柱支护的沿空留巷方式，将巷旁可缩性墩柱与锚索槽钢联合支护，墩柱布置间距为1 m。可缩性墩柱为两节嵌套的无缝钢管构成：上下两节高度均为2 000 mm，两节钢管之间的搭接长度500 mm，内部充满砂石灰，上出料口主要用于充填，下出料口用于充填材料的释放，整体结构如图1所示。

图1 留巷期支护及墩柱结构图Fig.1 Support structure and pier structure diagram

2 可缩性墩柱破坏特征及加劲措施

2.1 墩柱破坏规律

根据梧桐庄矿围岩活动规律和地质生产条件，计算出182802工作面支护体所需要承受的巷旁支护阻力为2 74.78 kN/m。为研究墩柱试件在竖向荷载下的破坏形态，使用20 000 kN微机控制电液伺服长柱压力试验机对试件进行室内单轴压缩试验。

加载初期，荷载值为640 kN时，墩柱只发生竖向变形，没有发生破坏；继续加载到1 500 kN后，墩柱的下出料口开裂，充填材料溢出；当荷载值为2 000 kN时，下出料口继续开裂，墩柱搭接处发生弯曲；荷载值增加到2 446 kN时，墩柱中部搭接处发生较大弯曲变形，导致局部失稳，弯曲变形量最大点位于下节钢管最上端紧靠上节钢管处，墩柱底部发生鼓曲破坏，鼓曲变形最大处位于墩柱最下端。

2.2 墩柱加劲补强措施

由室内试验可知，上节钢管向下移动时，易出现偏向移动，这是由于墩柱本身是由两节钢管嵌套而成，且内部材料充填不均匀，墩柱在竖向荷载作用下受到偏心压力，随着荷载逐渐增大，墩柱中部搭接处发生较大弯曲变形，弯曲变形量最大点位于下节钢管最上端紧靠上节钢管处，易导致局部失稳破坏；由于钢管最下端受到的上部压力最大，鼓曲变形最大位置位于最下端，最易发生鼓曲破坏。

加劲肋能有效提高钢管柱的抗弯和抗压强度，是避免钢管过早出现局部屈曲的一种有效措施，因此，结合施工方便及节约成本，提出对墩柱中部和底部加劲的补强措施。

2.2.1 墩柱中部加劲措施

由于墩柱是由两节钢管嵌套而成，在竖向荷载作用下，上节钢管会向下滑移，在钢管内部施加加劲肋会阻碍上节钢管的移动，因此选择在上节钢管外表面均匀焊接4片加劲片来提高其承载性能。钢管加劲肋和工字型截面组合梁受压翼缘板类似，可看作在板平面均匀受压的一块三边支承、一边自由的矩形板条[11]，参考国家标准《钢结构设计规范》(GB 50017—2003)中关于梁板局部稳定性的规定，取b/t=6。加劲片的厚度t取10 mm，宽度b为60 mm，长度为200 mm，加劲片布置如图2所示。

图2 墩柱加劲示意图Fig.2 Schematic diagram of the pier column

2.2.2 墩柱底部加劲措施

构成墩柱的上节钢管管径为Φ325 mm×8mm，内径为Φ309 mm；下节钢管管径为Φ299 mm×8 mm，内径为Φ283 mm，故可将钢管看作薄壁圆筒。根据薄壁圆筒应力计算见式(1)和式(2)。

(1)

(2)

式中：a为钢管内径，m；b为钢管外径，m；r为任意直径，m，a

(3)

式中：pi=k·q=(1-sinθ)·q；k为侧压系数，k=1-sinθ。

(4)

(5)

由(5)式可知，钢管的壁厚越大，其极限承载也就越大，在钢管底部焊接加劲环即增加了钢管的厚度，提高了钢管的极限承载力。因此针对钢管底部破坏，提出加劲环的加固措施，根据《钢结构加固技术规范》中有关轴心受力构件加固的规定，为满足加固后构件净截面积要求，加劲环长度取200 mm，厚度为10 mm，加固后的墩柱如图2所示。

3 墩柱补强效果分析

3.1 有限元模型建立

3.1.1 材料本构关系

钢管单元选用ANSYS软件中的SOLID45实体单元模拟。由于钢管材质本身具有弹塑性，可以应用多线随动强化法则。采用Von.Mises屈服准则和相关流动法则[13]。屈服承载力为325 MPa，抗拉承载力为520 MPa，弹性模量为2.06×105MPa，泊松比为0.3。对核心的充填砂石材料我们采用ANSYS中的SOLID65三维实体结构单元来进行模拟。对解决模型中钢管与充填材料—砂石桩的接触界面，需要采取ANSYS软件中的接触单元CONTAC173及目标单元TARGE170。选取接触刚度的比例因子为0.1，充填的核心砂石材料与钢材表面的摩擦系数取0.3，材料的最大摩擦力取值为砂石充填材料的抗拉应力2.57 MPa。

3.1.2 网格的划分

网格划分质量的好坏对计算结果的准确性及收敛速度影响较大，由于SOLID65单元本身是采用弥散裂缝模型和最大拉应力开裂判据，很多情况下会因为应力集中而使核心材料提前破坏，从而与试验结果不相吻合。所以，为防止材料因应力集中而发生破坏，且在保证精度的原则下，计算模型单元尺寸均取2 cm。

3.1.3 边界条件及加载方式

根据试验实际情况，试件加载端取自由端，另一端为固定端，在有限元分析中，将集中力转化为均匀分布在柱顶截面一定范围内的面荷载25 MPa，具体的约束条件及加载方式见图3。

图3 受力简图Fig.3 Static load test on pier column

3.2 墩柱中部加劲补强效果分析

图4为墩柱中部加劲前后的模拟效果图。结果表明：在加劲前，墩柱最大的弯曲挠度为8 cm，且最大挠度发生在下节钢管距底端1.9 m处。加劲后墩柱的最大挠度为2 cm，通过加劲使横向变形减小75%，墩柱中部加劲能够有效提高墩柱的抗弯性能。

3.3 墩柱底部加劲补强效果分析

图5为墩柱底部加劲前后的模拟效果图。结果表明：在墩柱的底部焊接加劲环后，下节钢管稳定性提高，同样有利于减少中部搭接处的弯曲变形。钢管壁厚由原来的8 mm增加到18 mm，使其径向位移由原来的2 cm减少到0.0316 cm，基本可以使其保持不发生变形。由此可知，加劲环能有效减少墩柱底部及中部变形量，提高墩柱承载力。

4 现场应用

通过对墩柱中部和底部进行加劲补强有效减少了墩柱中部弯曲及底部挠曲变形，再此数值模拟分析的基础上，为进一步验证加劲补强效果，在梧桐庄矿182802工作面推进过程中布置墩柱，如图6所示。为验证加劲后墩柱的留巷效果，采用顶板离层指示仪对巷道顶板离层进行离层检测，并对墩柱受力及下缩量进行监测，结果如图7所示。

图4 中部加劲模型及前后效果图Fig.4 Central stiffening model and front and rear renderings

图5 底部加劲模型及前后效果图Fig.5 Bottom and stiffening model and front and rear renderings

图6 工作面支护平面布置示意图Fig.6 Work surface support floor plan

经过沿空留巷矿压监测结果可知，断面深部离层为22 mm，浅部离层为12 mm，顶板离层值较小，说明在加劲后的墩柱巷旁支护与巷内锚杆、锚索联合作用下，留巷期间顶板的下沉运动表现为上覆岩层的整体位移，顶板稳定性较好；加固后的墩柱最大承载力为27 MPa时，最大下缩量为256 mm，墩柱承载力明显提高且加劲补强后的墩柱局部破坏明显减小，起到了良好支护作用，保证了巷道安全稳定，满足矿井生产要求，具有较高的社会经济效益。