巷道防冲吸能钢管混凝土拱架支护性能研究

许海亮 ，高晗钧 ，宋义敏 ，安 栋 ，郑鑫雷

（北方工业大学 土木工程学院, 北京 100144）

0 引 言

近年来，我国资源开采逐渐走向深部，由于深部巷道高应力和强动力扰动的复杂条件，导致出现大量难支护巷道[1-2]。面对支护难题，潘一山等[3]提出三级支护理论，增强巷道的稳定性与抗扰动能力。其中第二级支护采用O 型棚+锚杆联合支护，O 型棚主体通常由U 型钢拱架组成。但随着采深增加，U 型钢拱架逐渐暴露出承载强度不足的问题，U 型钢拱架+锚杆喷联合支护方式不断出现支护失效的情况[4-5]。钢管混凝土作为一种高强支护结构，能在用钢量相同的条件下达到U 型钢支架2～3 倍的承载效果[6-8]。但深部巷道动力灾害防治要求，支护结构保持较高承载力的同时需要具备吸能让位性能[9-10]。常规钢管混凝土拱架并不具备吸能让位性能，在实际工程中需搭配泡沫让压层、喷射混凝土碹体或设置可缩型节点。但目前钢管混凝土拱架具体让压参数尚未明确，众多学者针对钢管混凝土支护结构的让压形式展开一系列研究。魏建军等[11]在钢管混凝土拱架模拟试验中制作可缩型节点，并研究可缩节点增阻规律; 李术才团队[12-13]针对性的研发了定量让压节点，并在现场进行了应用，取得较好的初步效果；李为腾等[14]建立了任意节U型约束混凝土拱架的力学模型，由此提出了U型约束混凝土拱架的屈服承载力计算方法；王军等[15]设计了顶升可缩式钢管混凝土支柱结构，实现前期恒阻可缩、后期增阻可缩的性质，并在工程中成功应用；鹿伟等[16]对钢管混凝土拱架节点处不同连接方式力学性能进行分析；侯元将等[17]对比了不同截面钢管混凝土支架，弯曲D型钢管混凝土支架最大应力和变形量均小于圆形钢管混凝土支架。针对钢管混凝土拱架在巷道支护中的应用，上述研究取得一定效果，但仍存在让压点和让压量尚未明确，让压参数缺少理论指导等问题，钢管混凝土拱架可缩让压的核心问题仍亟待解决。

针对上述问题，从吸能让位角度提出了一种巷道防冲吸能钢管混凝土拱架结构，根据合理的让位阻力和让位位移2 方面对吸能构件定量与定位进行设计，并改变连接处套管形状，对常规钢管混凝土拱架进行优化。建立新型钢管混凝土拱架与围岩组合模型，施加荷载模拟巷道支护情况，研究新型拱架在静载和不同方向动载作用下对巷道的支护效果与抗冲击能力。

1 巷道防冲吸能钢管混凝土拱架设计

1.1 钢管混凝土拱架设计原理

钢管混凝土支护结构作为一种高强支护结构，运用到深部软岩巷道中应具备吸能让位性能，满足先柔后刚，柔让适度的支护理念[18]。基于U 型钢卡缆的连接形式，将钢管混凝土连接处套管与钢管设置为折纹形状，并在连接处放置吸能构件。在拱架受到冲击时，通过钢管与套管壁摩擦和吸能构件的变形，在环向缩进的同时径向让位，起到让位吸能的作用。

为实现支架防冲6 项设计原则，从合理的让位阻力特性与合理的让位位移特性2 方面，对吸能构件的定量与定位进行考虑：①合理的让位阻力特性：吸能构件屈服阻力需满足静载作用下支架的支护需求，在围岩发生冲击时，吸能构件需立即发生屈服变形，并满足防冲支护的强度指标。②合理的让位位移特性：吸能构件应满足支架结构需要的让压行程，并在变形后不影响后续的支架承载，满足支护的位移指标。

1.2 钢管混凝土拱架吸能让压设计

根据某现场U 型钢支护结构尺寸图，通过Abaqus建立图1 所示的钢管混凝土拱架，从吸能和让位的角度对现有钢管混凝土拱架进行优化。

图1 模型尺寸Fig.1 Model size

钢管和混凝土为C3D8R 单元，钢管与混凝土之间采用绑定约束，可使混凝土和钢管保持良好的黏结力和协同作用。钢管的外缘与套管紧贴，此时套管节点只能为拱架传递轴力和小部分剪力，近似铰接，因此可将其称为铰接模式[12]。其中不同构件连接面设置为通用接触，法线方向的接触方式采用硬接触，切向方法设置摩擦因数为0.4。

其中钢管采用20 号结构钢，混凝土为C40 混凝土，具体参数见表1、2。套管弹性模量为206 GPa，泊松比为0.3，屈服强度为345 MPa，密度为7.85×103kg/m3，本构采用理想弹塑性，混凝土采用混凝土塑性损伤模型。

表1 钢管相关参数Table 1 Steel pipe related parameters

表2 混凝土参数Table 2 Concrete parameters

1.2.1吸能构件定量与定位

要实现添加吸能构件的举措，需要解决吸能构件定位与定量的问题。首先研究吸能构件定量的问题，因其需要在静载作用下能够稳定承载，受到动载作用时要先于拱架发生变形，所以要求吸能构件承载力略小于钢管混凝土受弯承载力。

首先对轴压作用下钢管混凝土短柱弹性阶段的最大承载力进行计算，其计算公式[19]为：

然后对吸能构件尺寸与壁厚进行探究，吸能构件采用图2 所示的结构[21]，材料采用Q550 钢材，弹性模量为206 GPa，泊松比为0.3，屈服强度为550 MPa，密度为7.85×103kg/m3。将图2 中结构按比例缩放后，分析其厚度为6.0、6.5、7.0 mm 时吸能构件的承载力与压溃后最大尺寸，与钢管混凝土最大承载力和尺寸进行对比。

图2 吸能构件模型Fig.2 Model of energy-absorbing components

由表3 可以看出壁厚为7 mm 的一号、二号吸能构件和6.5 mm 壁厚的三号吸能构件均满足承载力略小于钢管混凝土拱架受弯承载力这一条件。但其中二号吸能构件在轴向压溃高度达到2/3 时，最大尺寸达到204 mm，超过钢管混凝土最大截面面积，可能会造成拱架部分堵塞。三号构件因其尺寸过大，导致压溃过程中过早的与拱架壁接触，影响后续形变，导致放置位置处结构破坏。故根据套管尺寸选用壁厚为7 mm 的一号吸能构件进行模拟。

表3 吸能构件对比Table 3 Energy absorbing components contrast

工程中钢管混凝土拱架受弯后发生屈折破坏情况较多，考虑将吸能构件放置在弯矩和位移量较小处。

如图3 所示，将现有钢管混凝土拱架放置巷道进行模拟，压强q加载时间为0.05 s。土体采用参数见表4，围岩底面设置为完全固定，并约束前后面法向位移。为方便计算，提出如下假设：①围岩为连续均质的理想弹塑性体；②模拟过程中围岩不产生滑移[7]。

表4 岩层与岩石力学参数Table 4 Rock formation and rock mechanics parameters

图3 钢管混凝土模型Fig.3 Steel pipe concrete impact model

图4a、4b 为0.02 s 时钢管混凝土拱架变形初期轴力弯矩图与水平竖直方向位移矢量图。可以看出，左右上部套管连接处、两帮底部1/4 处和顶底弧段中部位置受弯与位移量较小。相较于顶弧段，底弧段中部位置受弯和位移量更小，考虑在图4c 中标识点位置添加吸能构件，观察其压溃后效果。

图4 数据图与路径点示意Fig.4 Data map with path point diagram

图5 为各吸能构件放置位置变形情况。可以看出，在吸能构件放置标识点2 时，拱架受弯塌陷较为严重，标识点1 和3 处吸能构件压溃后未影响拱架后续环向收缩，效果较好。故将吸能构件放置拱架两侧标识点1 处，底弧段则放置在标识点3 处。

图5 吸能构件压溃效果Fig.5 Energy-absorbing component crush effect

1.2.2拱架套管节点设计

基于U 型钢卡揽结构提供缩动让压的理念，设计带折纹的套管并设置一定的可缩动范围，使其与钢管壁进行摩擦，实现套管处的可缩动让压，具体尺寸如图6 所示。

图6 套管尺寸Fig.6 Casing size

2 巷道围岩与钢管混凝土支护模型建立

2.1 防冲吸能拱架模型

防冲吸能钢管混凝土支护结构装配示意图如图7 所示，拱架部分尺寸与优化前拱架尺寸相同。其中各部分吸能构件上部均预留10 mm，避免套管与钢管壁摩擦时过早与吸能构件接触。吸能构件底面设置tie 约束，防止变形过程中因滑动而导致吸能构件偏压。

图7 最终装配示意Fig.7 Final assembly

2.2 巷道围岩与拱架耦合模型建立

为对比优化前后拱架支护效果，以某矿地质条件作为研究背景，结合工程地质条件创建围岩与支护结构耦合模型，围岩从上到下分别为细砂岩、煤和粗砂岩层，具体参数见表4。

为抵消围岩在开挖时的挠动，围岩尺寸设置为巷道的8 倍，围岩模型长宽高分别为40 m×0.5 m×40 m。围岩密度取2 000 kg/m3，埋深取800 m，根据式（2）得到围岩自身的竖向应力为16 MPa。因深部巷道水平应力对稳定性影响更明显，将水平应力的侧压系数设为竖向应力的1.25 倍。

模型采用动力显示学分析，该方法适用于分析冲击、碰撞等时间短暂的动力学问题。分为两步，第一步为初始围压加载，在围岩上方设置16 MPa 的竖向围岩压力，取侧压系数为1.25，设置20 MPa 水平围岩压力，该段为静载段。第二步为动力扰动加载，在初始围压作用0.02 s 后保持围岩压力不变，在围岩顶部和两侧施加20 MPa 的冲击荷载，来分别模拟竖向和侧向的动力扰动，冲击荷载施加时间为0.03 s，具体模拟方案如图8 所示。

图8 围岩与支护组合模型Fig.8 Surrounding rock and support model

3 防冲吸能钢管混凝土拱架支护效果

3.1 竖向冲击下拱架支护效果

在围压作用0.02 s 后，对巷道施加竖向冲击荷载，分析优化前后钢管混凝土拱架支护下巷道位移变化，巷道位移如图9 所示，结果表明：巷道竖向位移呈现顶部下沉和底弧段上拱的趋势，且右侧竖向位移大于左侧；巷道水平位移集中在两帮位置，且右侧部分略大于左侧，上半部分大于下半部分。

图9 优化前后拱架巷道位移矢量Fig.9 Vector of archway displacement before and after optimization

因巷道左右两侧位移变化呈对称分布，为研究对巷道支护效果，选取巷道的右侧布设观测点进行分析。提取2 种拱架支护下巷道各路径点变形量如图10 所示，图中实线为优化后拱架支护巷道，虚线为原拱架支护巷道，路径点1 和2 处水平变形较小，不予考虑。

图10 各路径点位移量对比Fig.10 Comparison of displacement of each path point

静载段巷道变形量呈现先上升后平缓的趋势。受到冲击荷载后，巷道底弧段竖向变形量呈先降低后上升的趋势，顶弧段为上升趋势，巷道水平变形量均逐渐增加。

其中在静载段0.02～0.026 s，冲击荷载未传递到支护结构时，巷道竖向和水平变化逐渐趋于稳定，表明此时拱架结构可稳定承载。此后在冲击荷载的影响下，巷道变形量持续增加，最终优化后拱架支护的巷道各点变形量都有所下降，表明优化后拱架对巷道支护效果较好。

3.2 水平冲击下拱架支护效果研究

在围压作用0.02 s 后，对巷道两侧施加冲击荷载，图11 为巷道各路径点变化量，结果表明：巷道竖向位移呈现顶部下沉和底弧段上拱的趋势，其中底弧段上拱大于顶弧段下沉；巷道水平位移集中在两帮位置，且右侧部分略大于左侧，上半部分大于下半部分。

图11 优化前后拱架巷道位移矢量Fig.11 Vector of archway displacement before and after optimization

各点提取路径与竖直冲击一致，如图12 所示。受到冲击荷载后，巷道底弧段竖向变形量呈先降低后上升的趋势，顶弧段为上升趋势，巷道水平变形量均逐渐增加。

图12 各路径点位移量对比Fig.12 Comparison of displacement of each path point

在侧向冲击作用下，最终优化后拱架支护的巷道各点变形量都有所下降，表明优化后拱架对巷道支护效果较好。

4 优化前后拱架受冲击形变研究

为研究2 种拱架在支护中的形变规律，提取图13 所示2 种拱架在竖向冲击和侧向冲击时的等效塑性应变云图，左图为原拱架，右图为优化后拱架，图中彩色部分为屈服位置。

图13 拱架等效塑性应变Fig.13 Equivalent plastic strain of the arch

原拱架左右两帮与上部连接处首先发生变形，而后顶底弧段发生塑性变形。优化后拱架则是套管与连接处吸能构件首先发生变形，后续形变与原拱架一致，形变面积随冲击的增加而增大。

图14 为优化前后拱架等效塑性应变值对比，研究发现：静载段拱架通过套管与钢管之间的摩擦和吸能构件的变形，提供了较好的吸能让压性能，静载段后期拱架等效塑性应变均未增加，拱架未继续发生形变。

图14 等效塑性应变对比Fig.14 Equivalent plastic strain comparison

竖向冲击作用下，动载传递到拱架后，路径点4等效塑性应变开始上升，但仍小于原拱架，其余各点塑性应变仍未增加。在0.041 s 时吸能构件被压溃，并未影响拱架后续的环向缩进，拱架整体开始承载，拱架各点等效塑性应变开始上升。最终优化后拱架各处等效塑性应变明显小于原拱架，受弯最严重的路径点4 等效塑性应变降低了10%，其余路径点也降低了30%～50%。

侧向冲击传递到拱架后，路径点2、3 和6 等效塑性应变仍未增加，其余各点开始上升。在0.039 s时吸能构件被压溃，并未影响拱架后续的环向缩进，拱架各点等效塑性应变开始上升。最终优化后拱架各处等效塑性应变明显小于原拱架，受弯较严重的路径点5 处降低12.5%，其余路径点也降低了13%～78%。

表明优化后拱架在加设吸能构件与改变套管形状后，给拱架结构提供吸能让压性能，拱架在静载和动载作用下整体形变显著降低，对拱架保护作用较好。在深部巷道支护中更有优势。

5 结 论

1）计算得到钢管混凝土受弯弹性阶段的最大承载力为2 125.65 kN，通过调整吸能构件的尺寸和壁厚，选取壁厚为7 mm 的一号吸能构件，满足保持较高承载力且先于钢管混凝土变形的条件；根据现有钢管混凝土拱架受冲击时的弯矩轴力与位移矢量，选取适合加装吸能构件的3 个位置，观察其最后压溃效果，最终选取上部连接处和底弧段中部进行加装吸能构件；基于U 型钢卡揽结构提供让压的理念，设置折纹套管，通过套管与钢管壁摩擦实现让压。

2）优化后拱架支护下巷道位移量明显减少，提取侧压系数为1.25 时巷道路径点位移发现，静载段后期巷道位移趋于稳定，此时优化后拱架可稳定承载，最终巷道各点位移减少3～20 mm。表明优化后拱架在改变结构后，能满足正常工作的要求，支护效果更强。

3）优化前后拱架套管附近受弯较严重，等效塑性应变最大值为两帮拐角处，为易发生破坏位置；在静载作用下，优化后拱架经过初期的缩进与吸能构件接触，吸能构件开始发生形变，此时优化后拱架各点等效塑性应变不再增加。在动载传递到拱架后，两帮拐角处开始弯曲，但其余部分仍未发生较大变形。吸能构件压溃后，拱架各点处等效塑性应变开始增加。最终优化后拱架各点处等效塑性应变竖向冲击下降低了10%～50%，侧向冲击下降低了12.5%～78%。表明优化后拱架在面对静载和动载时效果更好，在深部巷道高应力与动力扰动的环境下更具优势。