宋勝偉, 劉鵬偉

(黑龍江科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 哈爾濱 150022)

0 引 言

近些年,國內(nèi)經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展得益于能源開采規(guī)模的不斷擴(kuò)大,尤其我國是以煤炭作為主要的能源繼而進(jìn)行各種生產(chǎn)活動。在煤礦巷道開采過程中,巷道支護(hù)尤其是松軟破碎的巷道中的支護(hù)問題日益突出,U型鋼支護(hù)作為一種主要的巷道支護(hù)方式,在國內(nèi)各大礦區(qū)得到廣泛的應(yīng)用,其具有地質(zhì)適應(yīng)性廣、支護(hù)強(qiáng)度大,能使壓力以適應(yīng)圍巖變形,安裝方便、可重復(fù)使用等特點(diǎn)。U型鋼可縮性金屬支架在軟巖巷道中能夠有效控制并適應(yīng)圍巖變形[1-2]。但由于金屬支架剛度小,圍巖來壓時金屬支架易失穩(wěn),金屬支架的收縮率通常不足以使其在軟巖巷道中得到有效應(yīng)用[3]。U型鋼支架在全斷面支撐巷道圍巖過程中,應(yīng)力集中出現(xiàn)在拱腳和兩幫處[4-5],由于支架連接方式的不科學(xué)容易導(dǎo)致結(jié)構(gòu)不牢固[6],改善受力不均的方式通過結(jié)構(gòu)補(bǔ)償實(shí)現(xiàn),采用U型鋼及聯(lián)合其他支護(hù)技術(shù)在軟巖巷道支護(hù)實(shí)際工況中取得了明顯的效果[7-8]。

筆者提出采用軟巖巷道臨時支護(hù)支架對巷道進(jìn)行支護(hù),設(shè)計(jì)支護(hù)參數(shù),通過數(shù)值模擬分析巷道圍巖的變形與巷道穩(wěn)定性。

1 臨時支護(hù)支架力學(xué)模型

臨時支護(hù)支架力學(xué)模型如圖1所示。支架直墻部分高度為H,主支撐立柱與兩肩梁鉸接于j、g兩點(diǎn),支撐角度為θ1,輔助支撐油缸與兩側(cè)幫梁鉸接于n、e兩點(diǎn),支撐角度為θ。

圖1 支護(hù)支架受力計(jì)算模型Fig. 1 Calculation model of support bracket force

頂部弧形梁與直墻部分鉸接于m、f兩點(diǎn)處。對于在建立模型時要考慮到應(yīng)力的不均勻分布,并進(jìn)行適當(dāng)簡化,nm、mi、ih、hf、fe段對應(yīng)載荷分別是F1、F2、F3、F4和F5。

1.1 求支座垂直反力

從建立的受力計(jì)算模型中分析可知,要想計(jì)算垂直反力N1、N2,需要從支架的鉸接m、f點(diǎn)處考慮,該部分垂直反力的計(jì)算如圖2所示。

圖2 垂直反力計(jì)算受力分析Fig. 2 Force analysis of vertical reaction force calculation

由力平衡條件∑γ=0可知:

(1)

(2)

1.2 支架水平推力

支架頂梁和腿部靜定狀態(tài)受力如圖3所示。假設(shè)的未知力為Fx,方向垂直于側(cè)護(hù)梁,對其進(jìn)行求解。

圖3 支架頂梁和腿部靜定狀態(tài)受力Fig. 3 Statically indeterminate state force analysis of top beam and legs of support

由圖3可見,支點(diǎn)d存在向右運(yùn)動的位移u0,其基本方程為

(3)

式中:δ11——基本結(jié)構(gòu)在單位力x=1單獨(dú)作用下在d支點(diǎn)上產(chǎn)生的水平位移,方向向右;

Δ1P——基本結(jié)構(gòu)在載荷F1、F5單獨(dú)作用下d支點(diǎn)產(chǎn)生的水平位移,方向向左。

彎曲變形是導(dǎo)致支架破壞的主要誘因,受到的剪力、軸力對位移幾乎沒有影響。

2 臨時支護(hù)支架工作原理

臨時支護(hù)支架在工作時的三個工位狀態(tài),如圖4所示。

圖4 臨時支護(hù)支架各工位狀態(tài)Fig. 4 Status of each station of temporary support bracket

工位一為巷道掘進(jìn)初期,該支架進(jìn)入支護(hù)作業(yè)并以最大伸展姿態(tài)支撐巷道,降低圍巖的變形速度,此時支架受力呈快速上升階段;工位二由于軟巖吸水膨脹易導(dǎo)致圍巖發(fā)生泥化變形,應(yīng)力變大,支架讓壓收縮,防止被擠壓產(chǎn)生破壞;工位三是軟巖巷道變形進(jìn)入后期階段,需要進(jìn)行永久支護(hù),該臨時支護(hù)支架縮到最小位置以便于進(jìn)行轉(zhuǎn)運(yùn)工作。

當(dāng)巷道圍巖變形壓力超過支架安全閥調(diào)定壓力,則支架隨之進(jìn)行收縮下降。當(dāng)下降到一定距離則繼續(xù)恒阻階段,直至巷道圍巖變化較為穩(wěn)定。臨時支護(hù)支架支護(hù)過程曲線如圖5所示。從圖5可以看出,支架在工作過程中分為四個階段,ab段是支護(hù)剛開始,巷道周邊圍巖變形較為劇烈,支架依靠自身對抗圍巖壓力;bc段是恒阻階段,此時圍巖壓力變化暫時處于相對平穩(wěn)的狀態(tài);cd段圍巖繼續(xù)發(fā)生變形,支架繼續(xù)發(fā)揮承載作用抵抗變形;de段是破壞階段,圍巖壓力超過安全閥調(diào)定壓力,支架失去作用。

圖5 臨時支護(hù)支架支護(hù)過程曲線Fig. 5 Curve of support process of temporary support bracket

3 數(shù)值模擬與結(jié)果分析

3.1 巷道模型建立

假設(shè)條件為巖體為均質(zhì)體,計(jì)算尺寸長寬高為80 m×60 m×60 m。開挖后的模型網(wǎng)格劃分如圖6所示。巖石力學(xué)參數(shù)如下:彈性模量為2.1 MPa、泊松比0.4、內(nèi)摩擦角65°、內(nèi)聚力1.3 MPa、抗壓強(qiáng)度20 MPa、抗拉強(qiáng)度1.4 MPa、抗剪強(qiáng)度1.7 MPa。

圖6 巷道計(jì)算模型Fig. 6 Roadway calculation model

3.2 巷道圍巖與支架應(yīng)力位移量變化

巷道圍巖垂直和水平位移分布云圖,如圖7和8所示。支架支護(hù)后,0.5、1.0、1.5、2.0 m四種間距下布置的支架的垂直位移量分別為1.6、1.95、2.03和1.89 mm。從圖8可見,在巷道圍巖的水平位移方面,0.5 m布置方式顯示左側(cè)護(hù)梁的位移量為0.76 mm,右側(cè)護(hù)梁的位移量為0.73 mm,總移近量為1.49 mm;1.0 m布置方式顯示左幫的位移量為1.14 mm,右?guī)偷奈灰屏繛?.12 mm,總的兩幫移近量為2.26 mm;1.5 m布置方式顯示左幫的位移量為1.34 mm,右?guī)臀灰屏繛?.31 mm,總的兩幫移近量為2.65 mm;2.0 m布置方式顯示左幫位移量為1.41 mm,右?guī)臀灰屏繛?.37 mm,總的兩幫移近量為2.78 mm。從圍巖變形量來看,兩支架間距0.5 m布置,對于控制軟巖巷道在水平和垂直方向上的位移具有明顯的效果。

圖7 巷道圍巖垂直位移分布對比云圖Fig. 7 Contrast cloud map of vertical displacement distribution of surrounding rock of roadway

圖8 巷道圍巖水平位移分布對比云圖Fig. 8 Contrast cloud map of horizontal displacement distribution of surrounding rock of roadway

支架的應(yīng)力變化如圖9所示。支架上各點(diǎn)在圍巖變形期間的應(yīng)力變化如圖10所示。由圖10可見,支架各個部位在巷道掘進(jìn)過程中的應(yīng)力變化規(guī)律,在巷道變形初期,圍巖變形較大,所導(dǎo)致的應(yīng)力也相對較大,則支架的應(yīng)力最大值出現(xiàn)在了右拱肩處,達(dá)到了409 kN。這是由于巷道右側(cè)的圍巖相較于左側(cè)圍巖的接觸應(yīng)力較大,進(jìn)而隨著圍巖變形不斷向外擴(kuò)張,這些壓力就到了支架上,所以導(dǎo)致支架各部分的受力不均,且應(yīng)力變化比較大,容易造成支架的破壞。隨著巷道繼續(xù)往前掘進(jìn)到40 m時,支架已經(jīng)對圍巖支撐了一段時間,隨著時間的推移,巷道圍巖應(yīng)力也隨之下降,支架的應(yīng)力也呈現(xiàn)出不同程度的下降趨勢,左拱肩處從222 kN下降到200 kN,拱頂處從267 kN下降到240 kN,此時支架應(yīng)力的變化較為平緩。當(dāng)巷道掘進(jìn)到60 m時,巷道圍巖進(jìn)入蠕變階段,除此時支架各處的應(yīng)力較為穩(wěn)定,沒有發(fā)生大的變化。當(dāng)掘進(jìn)到80 m時,圍巖應(yīng)力再平衡已形成,對于支架而言,應(yīng)力保持在比較穩(wěn)定的狀態(tài),右側(cè)幫處的應(yīng)力基本維持在268 kN。

圖9 支架各狀態(tài)應(yīng)力圖Fig. 9 Stress diagram of bracket in each state

通過設(shè)置主支撐立柱和輔助支撐油缸的具體數(shù)值,得出支架的各零部件運(yùn)動規(guī)律。設(shè)置主支撐立柱作用力為200 kN,輔助支撐油缸作用力為150 kN。經(jīng)過模擬結(jié)果可得,各鉸接點(diǎn)在支架下降的過程中力的變化曲線如圖11～14所示。

圖11 輔助支撐油缸與左側(cè)幫鉸接點(diǎn)受力Fig. 11 Force of hinge point between auxiliary support cylinder and left side

圖12 主支撐油缸與右肩梁鉸接點(diǎn)受力Fig. 12 Force of hinge point between main support cylinder and right shoulder beam

圖13 主支撐油缸與左肩梁鉸接點(diǎn)受力Fig. 13 Force of thinge point between main support cylinder and left shoulder beam

圖14 輔助支撐油缸與右側(cè)幫鉸接點(diǎn)受力Fig. 14 Force of hinge point between auxiliary support cylinder and right side

對主支撐油缸和輔助支撐油缸施加作用力分別為200和150 kN時,得到了油缸和肩梁、兩側(cè)幫處的鉸接點(diǎn)力的變化。在整個運(yùn)動過程中,支架的整體受力范圍大小趨于穩(wěn)定,總體處于100～350 kN之間。從圖11可以看出,輔助油缸與左側(cè)幫鉸接點(diǎn)處的載荷最大達(dá)到了370 kN,在此過程中該處合力的變化呈現(xiàn)出一定的規(guī)律性。從圖12可以看出,主支撐油缸與右肩梁鉸接點(diǎn)處的載荷達(dá)到375 kN,總體上呈現(xiàn)下降的趨勢,這是由于支架達(dá)到了安全閥調(diào)定壓力,一旦圍巖壓力過大超過支架所能承載的范圍,溢流閥打開,支架隨之下降。由圖13可見,為主支撐油缸與左肩梁鉸接點(diǎn)處合力的變化,其變化規(guī)律與右肩梁處大致相同。由圖14可見,輔助油缸與右側(cè)幫處鉸接點(diǎn)處的合力變化,大小基本維持在180 kN上下。

4 結(jié) 論

(1)采用該支架支護(hù)后,a、b、c、d四種間距下布置支架的垂直位移量分別為16.08、19.51、20.3和18.89 mm。

(2)巷道變形初期,支架的應(yīng)力最大值出現(xiàn)在了右拱肩處達(dá)到409 kN,說明支架右側(cè)受到的破壞較大。隨著掘進(jìn)深度往前推進(jìn),左拱肩處從222 kN下降到200 kN,拱頂處從267 kN下降到240 kN,變化較為平緩直至圍巖應(yīng)力再平衡。

(3)對支架進(jìn)行動力學(xué)仿真分析得到,在支架受力下降過程中,支架右半部分所受的力明顯大于左半部分,表明圍巖在變形過程中并不是呈現(xiàn)均勻變化的,容易使支架受到集中力的破壞。