1、第 31 卷 第 1 期 岩石力学与工程学报 Vo l. 31 N o . 1 2012 年 1 月 Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering Jan.， 2012 收稿日期： 2011 07 17； 修回日期： 2011 08 24 基金项目： 国家重点基础研究发展计划 (973)项目 (2010CB226803) 作者简介： 吕祥锋 (1982 )，男， 2011 年毕业于辽宁工程技术大学工程力学专业，现为博士后，主要从事刚柔耦合防护方面的研究工作。 E-mail： 刚柔刚支护防治冲击地压理论解析 及实验研究 吕祥锋1， 2， 潘一
2、山2(1. 中国科学院 力学研究所，北京 100190； 2. 辽宁工程技术大学 力学与工程学院，辽宁 阜新 123000) 摘要： 冲击波在巷道围岩多孔金属材料钢支护构成的刚柔刚 (R-F-R)支护结构的传递过程可简化为一维应力波在结构中传播问题，通过对 R-F-R 支护结构防治冲击地压理论分析，得到岩块冲击多孔金属材料钢支护结构时多孔金属材料对冲击波压力的衰减情况以及多孔金属材料厚度、密度对冲击波压力衰减的影响。采用落锤冲击实验方法，对 3 种类型支护结构进行冲击实验研究，分析冲击波在 R-F-R 支护结构中的传播和衰减规律，实验结果表明， R-F-R 支护结构具有良好的缓冲和吸能作用。理
3、论计算与冲击实验结果对比可知，计算结果表明钢板冲击 R-F-R 支护结构时作用在钢支架表面的冲击波压力为钢板直接冲击钢支架时的 30.7%，钢板冲击 R-F-R 支护结构时可吸收能量值约为总能量的 94.8%；冲击实验结果表明，作用在 R-F-R 结构钢支架表面的冲击波压力为钢板直接冲击钢支架时的 50%左右，钢板冲击 R-F-R 支护结构时吸收能量值约为总能量的 70%以上。 关键词： 采矿工程；刚柔刚支护结构；应力波传播；实验研究 中图分类号： TD 324 文献标识码： A 文章编号： 1000 6915(2012)01 0052 08 THEORETICAL ANALYSIS AND
4、EXPERIMENTAL RESEARCH ON ROCKBURST PREVENTION MECHANISM OF RIGID-FLEXIBLE-RIGID SUPPORTING STRUCTURE LU Xiangfeng1， 2， PAN Yishan2(1. Institute of Mechanics， Chinese Academy of Sciences， Beijing 100190， China； 2. School of Mechanics and Engineering， Liaoning Technical University， Fuxin， Liaoning 123
5、000， China) Abstract： The transfer process of shock waves in supporting structure of rigid-flexible-rigid(R-F-R) can be simplified as one-dimensional stress wave propagation in the structure. The law of shock wave pressure attenuation affected by porous metal materials and the shock wave pressure de
6、cay influenced by thickness and density of porous metal materials were obtained by the impact theory analysis of prevent blunt mechanism of R-F-R supporting structure. The impact energy-absorption ability of three types of supporting structures was studied by drop hammer impact test. At the same tim
7、e， the spread and attenuation process of impact wave in R-F-R supporting structure was analyzed. The calculation results show that the shock wave pressure applied to the surface of R-F-R supporting structure is 30.7% of the shock wave pressure applied to the surface of steel bracket，and the R-F-R su
8、pporting structure absorbs energy about 94.8% of the total energy. The experimental results also show that the shock wave pressure applied to the surface of R-F-R supporting structure is 50% of the shock wave pressure direct applied to steel bracket， the R-F-R supporting structure can absorb more th
9、an 70% of the total energy. Key words： mining engineering； rigid-flexible-rigid supporting structure； stress wave propagation； experimental study 第 31 卷 第 1 期 吕祥锋等：刚柔刚支护防治冲击地压理论解析及实验研究 53 1 引 言 随着矿山资源开采深度的逐渐加大，冲击地压巷道围岩支 护稳定成为亟需解决的难题1-2。国内外学者针对不同的围岩性质研究了多种支护方法，常用的支护包括：锚杆、锚网、锚索、 U 型钢以及单体液压支柱和综采液压支架等支护
10、3-6方式。以上支护方式，无论属于主动支护还是被动支护，在提高围岩和支护体强度方面起到了很好的作用，可较好的延缓冲击地压发生，一旦冲击发生后却不能减轻或降低冲击动力灾害，极可能导致更大的灾害发生。因此，在巷道和钢支护之间设置柔性材料，形成刚柔刚 (R-F-R)支护结构，冲击发生时，柔性材料有利于缓冲载荷和吸收冲击能，还可提供较大压缩变形空间，钢支护提供较高的支撑力，对防治巷道围岩冲击破坏7-8具有实际指导价值。 本文将冲击波在巷道围岩多孔金属材料钢支护中的传递过程简化为一维应力波在 R-F-R 支护结构中传播问题，采用理论分析和实验研究相结合的研究方法，对 R-F-R 支护结构进行防治冲击地压
11、(以下简称防冲 )9-10理论和冲击实验分析，分别得到岩块冲击多孔金属材料钢支护结构时多孔金属材料对冲击波压力的衰减情况以及多孔金属材料厚度、密度对冲击结构冲击波压力衰减的影响，并进行冲击波在 R-F-R 支护结构中传播和衰减的实验分析，实验结果表明 R-F-R 支护结构具有良好的缓冲和吸能作用，为防治巷道冲击破坏提供了一种支护新方法。 2 R-F-R 支护结构防冲理论分析 2.1 R-F-R 简化模型 在高速冲击载荷作用下，多孔金属材料表现出较大的压缩变形，起到良好的缓冲和吸能作用，在多孔金属材料的冲击实验中已得到充分的验证。由于 R-F-R 支护结构中存在多孔金属材料，多孔金属材料可有效吸
12、收冲击波能量，使得支护结构的防冲吸能性能产生了很大的差异。冲击波从波源向围岩支护体方向传递，巷道围岩体在冲击波作用下产生破碎，冲击波通过破碎块体传递至 R-F-R 支护结构，多孔金属材料被压缩变形密实后，与破碎块体共同作用在钢支护体上。当冲击波将围岩体破碎后，破碎块体以速度为fV 高速冲击 R-F-R 支护结构，在此过程中，多孔金属材料发生压缩变形并产生不可恢复的塑性变形，钢支护产生弹塑性变形。由于高速冲击历时短且碎块较薄，因此可认为是面接触，并且在接触面处发生局部的弹塑性变形，对结构非接触区域影响较小。应力波沿垂直方向和长度方向传播，但长度方向的应力波强度远大于垂直方向的应力波，且多孔金属材
13、料在变形过程中垂直方向上几乎为 0。因此，对于围岩多孔金属材料钢支护构成的刚柔刚 (R-F-R)支护结构冲击波的传递可简化为一维应力波在此结构中传播规律的理论解析11。为更好地研究 R-F-R 支护结构防冲吸能机制，图 1 给出了围岩多孔金属材料钢支护简化模型。 图 1 围岩多孔金属材料钢支护简化模型 Fig.1 Rock-porous metal materials-steel supporting simplified model 2.2 控制方程 冲击波从波源位置传递至围岩巷道，将巷道围岩附近岩体破碎，破碎岩块以高速冲击 R-F-R 支护结构。由于支护结构中各材料的冲击波阻抗不同，在各层
14、材料的分界面处冲击波产生透射和反射，在冲击界面上冲击波满足连续方程和动量方程11-12。由冲击波传递的连续条件可知在各层材料的分界面处压力和质点速度相等。根据分界面各层材料的冲击波阻抗不同，冲击波产生的透射波和反射波强度可分别表示为 2T221212 /( )cc c (1) 1R221121( ) /( )cccc (2) 式中：T 为透射波强度，R 为入射波强度，下标1 和 2 分别代表第 1 和 2 层材料。第 1 和 2 层材料的波阻抗分别为11c 和22c 。在第 1 层材料中冲击波强度透射系数和反射系数分别表示为 1221 22/( )Tccc (3) 1221 1 2()/()R
15、 cccc (4) 对于多层材料的冲击波透射、反射和相互追赶卸载问题，当冲击波达到目标后，在 N 层材料的第i 层透射系数iT 和反射系数iR 可分别表示为 Vf围岩体 多孔金属材料 钢支护 54 岩石力学与工程学报 2012 年 11 112/( )iiiiiiTccc (5) 11 11()/()iii i i iiR cccc (6) 冲击波作用下第 1层材料的入射波强度1 可表示为 21111 2 21/( ) 1/( )vvcc(7) 式中：1v 和2v 分别为第 1， 2 层材料初始质点速度。 2 层材料间的分界面处的速度 v 可表示为 111 2 2 211 2 2cv cvvc
16、c (8) 在冲击波分界面处满足连续条件： 1R T1R Tvv v (9) 根据冲击波分界面处满足的连续条件及入射波强度 cv 可得 1RT11 11 2 2ccc (10) 同时对于 N 层材料的冲击波透射和反射问题，可根据透射系数iT 和反射系数iR 计算求得第 i 层中透射冲击波强度Ti，和反射至第 i 1 层中的反射冲击波强度R1i，其中，T i，和R1i，的计算公式分别为 T12311iiTTT T ， (11) R1 123 2 11iiiTTT T R ， (12) 多孔金属材料13-14在高速冲击载荷作用下发生较大的压缩变形，在压缩变形过程中产生递增硬化的压实破坏波，在图 2
17、 所示的多孔金属材料非线性应力应变关系曲线15上可以划分为 3 个阶段：弹性阶段、平台阶段和致密阶段。 图 2 多孔金属材料简化应力应变曲线15 Fig.2 Stress-strain curve of porous metal materials15(1) 弹性阶段应力应变关系为 E y() (13) (2) 平台阶段应力应变关系、冲击波在多孔金属材料的速度及压实密度与应变关系为 ypyy()ab yp() (14) py1abDb (15) p 0pe (16) 式中：y ，y 分别为多孔金属材料应力应变曲线弹性阶段对应的最大应力和应变；p ，p 分别为多孔金属材料应力应变曲线平台阶段对应
18、的最大应力和应变； a， b 均为材料常数；pD 为多孔金属材料在平台阶段的冲击波速度；p 为多孔金属材料压实密度；0 为多孔金属材料初始密度；pe 为多孔金属材料被完全压实后的密度。 (3) 致密阶段材料应力应变关系和冲击波速度为 pep pe ppe1()E (17) pepepe/DE (18) 式中：peE 为多孔金属材料被完全压实后的弹性模量，pe 为多孔金属材料完全压实后的应变，peD 为致密阶段冲击波速。 2.3 冲击波在 R-F-R 支护结构中传播分析 冲击波传播至巷道围岩致使巷道附近围岩破坏，破坏块体以速度gv 冲击 R-F-R 支护结构，多孔金属材料具有良好的压缩变形性能，
19、冲击波方向的应力波幅值较垂直于冲击波方向的应力波幅值大，且多孔金属材料在高速冲击作用下的泊松比几乎为0，因此，可将破坏块体高速冲击 R-F-R 支护结构简化为一维冲击11问题研究。由于多孔金属材料的屈服强度相对于岩体和钢支护体较小，可假设岩体和钢支护均为刚性材料，多孔金属材料为柔性材料，且多孔金属材料压实后也为刚性材料。块体冲击R-F-R 支护结构示意如图 3 所示。 图 3 块体冲击 R-F-R 支护结构示意图 Fig.3 Impact of block on R-F-R supporting structure 围岩体 多孔金属材料钢支护 第 31 卷 第 1 期 吕祥锋等：刚柔刚支护防治
20、冲击地压理论解析及实验研究 55 冲击波作用在多孔金属材料表面时，材料表面粒子产生一初始速度，在惯性效应的影响下，材料向冲击波运动的方向压缩变形。假设在冲击波压力p 作用下，多孔金属材料以速度sv 向前方运动，而波阵面后方的多孔金属材料假定为压缩密实。未压实前多孔金属材料的初始密度为0 ，压缩密实后的多孔金属材料密度为pe ，多孔金属材料压缩过程中的粒子速度为pv 。根据冲击波阵面传播距离上的质量守恒和动量守恒条件可得 0s pe s p()vvv (19) 00sppp vv (20) 式中：0p 为冲击波传至多孔金属材料时的初始冲击波压力。根据多孔金属材料的特性可知： 0pe pe/ (2
21、1) 将式 (21)代入到式 (19)可得 pes s pvvv (22) sp pe/(1 )vv (23) 将式 (23)代入到式 (20)可得 2p00pe1vpp (24) 由材料力学和冲击波理论可知，当冲击波压力小于多孔金属材料屈服强度时，多孔金属材料不会发生塑性变形。当冲击波未传至多孔金属材料时，多孔金属材料在冲击波阵面前存在一初始压应力0 ，冲击波阵面未压缩部分的初始压 应力为多孔金属材料的屈服强度。因此，式 (24)可写成 2p00pe1vp (25) 根据材料力学和冲击波理论相关知识，通过以上分析可得到式 (23)和 (25)，分别表示了多孔金属材料中冲击波速度与粒子速度的关
22、系以及多孔金属材料粒子速度与冲击波压力的关系。 由以上分析可以得到冲击波冲击巷道围岩钢支护结构和巷道围岩多孔金属材料钢支护结构时的冲击压应力和冲击速度计算公式。当冲击波破坏岩体时，破坏岩块高速冲击钢支护，在冲击界面产生正向和反向冲击波，同时由于材料波阻抗不同，在界面处产生透射和反射波，当岩块以初始速度gv冲击钢支护结构时，冲击面上产生的压应力为 ggg ss1/( ) 1/( )vcc(26) 式中：g ，gc 分别为岩块的密度和声速；s ，sc 分别为钢支护结构的密度和声速。 当破坏岩块冲击多孔金属材料钢支护结构时，岩块冲击速度随着多孔金属材料的逐渐压实而降低，多孔金属材料被完全压实后，岩块
23、和多孔金属材料共同冲击钢支护结构，在多孔金属材料和钢支护结构面之间同样产生正向和反向的冲击波，此时冲击波压力为岩块和多孔金属材料冲击钢支护结构产生的压力。 设岩块以初速度gv 冲击多孔金属材料缓冲层，多孔金属材料在冲击作用下逐渐被压缩密实。假设经过时间 t，压缩密实的多孔金属材料原始厚度为d，压实的多孔金属材料与岩块的共同速度为0v ，多孔金属材料中冲击波阵面上的冲击速度为sv ，取单位面积进行分析，由能量守恒条件可得 22ggg gg s11()22hv h d v pd (27) 根据式 (27)的计算条件，可以推导得到当多孔金属材料压缩密实厚度为 d 时，多孔金属材料中冲击波阵面的速度可
24、用下式计算： 22sgg0 g(2)/( )vhvpdhd (28) 通过以上分析得到式 (26)和 (28)，可分别求出岩块冲击多孔金属材料钢支护结构时多孔金属材料对冲击波压力衰减的情况以及多孔金属材料厚度、密度对冲击结构冲击波压力衰减的影响。 3 R-F-R 支护结构衰减冲击波实例计算 R-F-R 支护结构冲击实验具体实例计算，设厚度为 10 mm 的钢板以初始速度gv 冲击由多孔铝钢支架组成的支护结构，计算钢支架上设置一层厚度为 25 mm 的多孔铝时对钢板冲击钢结构上冲击波的衰减情况。根据以上假设可知，钢板、钢支架和压缩密实的多孔铝均为刚性体，故不考虑冲击波在其中的衰减。表 1 为 R
25、-F-R 支护结构材料的物理力学性能参数。 冲击实验中，钢板以 5 m/s 的初速度冲击钢支护结构，根据式 (26)的计算条件，可以求得钢板冲击钢支护结构时在钢支架表面产生的应力峰值为36.4 MPa。 在钢支架结构上设置一层多孔金属材料后形成R-F-R 支护结构，以同样的钢板冲击速度冲击 R-F-R支护结构，多孔金属材料厚度为 25 mm 作为缓冲层，计算压实后多孔金属材料及钢支架的冲击波压力，首先要计算压实多孔铝中冲击波波阵面压力， 56 岩石力学与工程学报 2012 年 表 1 R-F-R 支护结构材料的物理力学性能参数 Table 1 Physico-mechanical parame
26、ters of R-F-R supporting structure materials 介质 厚度 / mm 弹性 模量 / GPa 密度 / (kg m 3)声速 / (m s 1) 波阻抗 / (Mkg m 2s 1) 屈服强度 /MPa钢板 10 190.000 5 300 2 130 11.300 多孔铝 25 0.175 460 600 0.276 6压实后多孔铝 7 69.000 1 630 6 500 10.600 钢支架结构层 210.000 5 960 3 450 20.560 300按式 (26)可求得其压力为 1.37 MPa。 假定此时冲击界面粒子速度等于钢板初始速度
27、5 m/s，冲击速度值相对较小，因此，未产生冲击波阵面前的初始压应力取00 ，根据式 (25)可求得 多孔铝波阵面上的压应力200p pe/(1 )pv 0.016 MPa。 多孔铝厚度 d = 25 mm，将其代入式 (28)可计算得到压实后的多孔铝与钢板的共同冲击速度：2sv 2gg0 gg(2)/( )2.6hv pd h d m2/s2(s1.6v m/s)。 得到压实后的多孔铝与钢板的共同冲击速度为1.6 m/s，与初始冲击速度相比有明显的降低。再根据式 (26)计算得到压实多孔铝与钢板结构上的冲击波压应力，也即钢板冲击 R-F-R 支护结构后在钢支架表面产生的应力峰值y-s s y
28、 y s s/1/( ) 1/( )vc c11.2 MPa。 以上计算结果表明，钢板冲击 R-F-R 支护结构时作用在钢支架表面的冲击波压力为钢板直接冲击钢支架时的 30.7%，由此可知，多孔金属材料起到了有效缓冲冲击载荷作用，同时，可以得到多孔金属材料厚度及材料性能对衰减冲击波压力的影响。 根据单位面积的吸能量可以考察设置多孔铝后能量吸收的效果，假设初始总能量为钢板的动能记为DE ，钢板动能全部用于冲击 R-F-R 支护结构，其中一部分用于压缩多孔铝消耗能量记为HE ，剩余部分冲击能为压缩密实的多孔铝冲击钢支架的能量记为SE ，忽略多孔铝压缩过程中摩擦消耗的能量，根据能量守恒条件可得 DH
29、SEEE (29) 其中， 2Dgg1662.52ElvJ 2Speps134.52ElvJ 由此可以计算得到钢板冲击 R-F-R 支护结构时多孔铝可吸收能量值约为总能量的 94.8%。由此可知， R-F-R 支护结构中设置了多孔铝具有良好的吸能性能，可有效降低冲击能量。 4 冲击实验结果分析 冲击地压发生过程伴随着大量能量的突然释放，根据煤矿发生冲击地压的破坏程度不同，可通过释放冲击能量多少确定吸能材料的体积，进而可采取底脚式吸能支架和顶端式吸能支架等不同类型的支护方式。吸能支架装置主要包括：钢板、钢支柱和吸能材料。为了对比分析钢支架、底脚式吸能支架和顶端式吸能支架不同的吸能特性，实验室制作
30、 3 种类型支架，并进行冲击载荷作用下的吸能性能分析。实验室制作 3 种类型支护结构如图 4 所示。 (a) 钢支架 (b) 底脚式吸能支架 (c) 顶端式吸能支架 图 4 3 种类型支护结构 Fig.4 Three types of supporting structures 4.1 冲击波衰减过程分析 冲击作用在 R-F-R 支护结构上，冲击波穿透R-F-R 支护结构过程中的冲击作用力时程曲线见图 5。 由图 5 可知， 冲击力开始迅速增大， 在 t = 0.5 ms 左右时，冲击力达到最大值约为 22 400 N，峰值后作用力急剧降低，分析认为吸能材料受冲击作用后压缩变形，起到了缓冲作用
31、。冲击波继续在 R-F-R 图 5 冲击作用力时程曲线 Fig.5 Time-history curve of impact force 0.0 3.5 7.0 10.5 14.0 17.5 21.0 24.5 28.0 31.505 00010 00015 00020 00025 000冲击作用力/N 时间 /ms 5 000第 31 卷 第 1 期 吕祥锋等：刚柔刚支护防治冲击地压理论解析及实验研究 57 支护结构中传播，吸能材料第一次缓冲后，作用力继续增加，作用力最大值为 8 000 N 左右，约为第一次作用力峰值的 1/3，峰值后继续降低，也说明了冲击力得到了一定的降低，材料起到了缓冲
32、功能。此冲击过程反复发生至到冲击力缓冲为 0， R-F-R支护结构将冲击能消耗为 0 结束。 4.2 防冲支护吸能性能分析 利用落锤冲击实验条件，采用相同冲击速度和能量，对实验室制作 3 种类型支架装置进行冲击吸能性实验，图 6 表示 3 种类型支架装置冲击应力应变和冲击吸能应变曲线。 (a) 钢支架 (b) 底脚式吸能支架 (c) 顶端式吸能支架 图 6 冲击应力应变和冲击吸能应变曲线 Fig.6 Impact stress-strain curves and energy absorption capability-strain curves 由图 6(a)可知，冲击作用下，钢支架上最大冲
33、击力为 14 MPa 左右，且应力曲线表现为逐渐上升，说明冲击载荷全部由钢支架承担，因此，冲击力对钢支架作用很大，易造成钢支架破坏。从吸能特性曲线上可知，钢支架应变值较小，吸能值为 35 J 左右，说明钢支架提供变形量小，且冲击吸能性能较差。 由图 6(b)可知，底脚式吸能支架上初始冲击力较大，最大应力值为 8 MPa 左右，应力峰值后逐渐降低，支架应变值也较大增加，说明吸能材料起到了缓冲作用，冲击力最大值与钢支架相比明 显减小。从吸能特性曲线上也可得到，底脚式吸能支架在冲击作用下应变值与钢支架相比有很大增加，且吸能值约为 40 J，也有一定的提高，也表明吸能材料设置于钢体支架内起到了缓冲和吸
34、能作用，可一定程度上降低冲击载荷和冲击能，提高支护结构抗冲击能力，保证支护结构整体稳定。 由图 6(c)可知，顶端式吸能支架在冲击作用下，吸能材料首先起到缓冲和吸能作用，缓冲后冲击载荷由钢支架承担，因此，在应力曲线上表现为初始冲击力较小，应力值小于 6 MPa，后冲击力增加，但最大值小于 7 MPa，说明顶端式吸能支护装置抗冲击能力比钢支架和底脚式吸能支架都有明显的提高。从吸能特性曲线上可知，冲击作用下顶端式吸能支护应变值介于钢支架和底脚式吸能支架之间，也可为冲击载荷提供较大的让位变形空间，且吸能值为 50 J 左右，多孔金属材料体积增加后，吸能效果有明显的提高。 图 7， 8 分别表示不同支
35、护结构冲击应力应变和冲击吸能应变曲线。由图 7 可知，冲击作用下钢支架应变值最小，受冲击力最大，约为 14 MPa，且应力呈现一直增加趋势，说明钢支架提供变形空间较小，冲击力只有钢支架体承担；底脚式吸能支架应变值最大，冲击开始时 应力值较大，最大为 8 MPa 左右，缓冲后应力逐渐降低，应力值升高不大，说明吸能材料起到缓冲作用，冲击力得到有效降低，应变值增大提供了较大的变形空间；在冲击力作用下顶端式吸能支架应力值继 续降低，峰值后应力逐渐减小，而后应力值继续增加，但最大应力值小于7 MPa，且应变值也较钢支架大。设直接冲击钢支架时作用在支架表面最大应力值为 14 MPa，设置多孔金属材料后作用
36、在钢支架表面的最大应力值为 7 0.000 0.005 0.010 0.015 0.020 02468101214冲击吸能/J 010203040冲击应力 冲击吸能 冲击应力/MPa 应变 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 10123456789冲击应力 冲击吸能 冲击吸能/J 冲击应力/MPa 应变 0102030400.000 0.005 0.010 0.015 0.020 0.025 0.030 0.03502468冲击吸能/J 0102030405060冲击吸能冲击应力冲击应力/MPa 应变 58 岩石力学与工程学报 2012 年 图 7
37、不同支护结构冲击应力应变曲线 Fig.7 Stress-strain curves of different types of supporting structures 图 8 不同支护结构冲击吸能应变曲线 Fig.8 Energy absorption capability of different types of supporting structures MPa，此应力值为直接冲击钢支架时的约 50%，也说明顶端式吸能支架在冲击力作用下可提供较大变形空间，冲击力作用时，吸能材料首先起到良好缓冲作用，冲击力大幅度降低后作用在钢支架上，由钢支架承担剩余弱小作用力，提高了支护结构的整体安全
38、。 由图 8 可知，冲击力作用后，底脚式吸能支架应变值最大，顶端式吸能支架吸能值最大，说明吸能材料增设置于钢支架上，起到了良好的缓冲和吸能作用，为冲击力提供了较大的让位变形空间，有效降低了冲击载荷。从吸收能量角度分析可知，总冲击能量为 60 J，钢支架吸收冲击能为 35 J 左右，占总能量的 58%；底脚式吸能支架吸收能量约为40 J，占总能量的 67%；顶端式吸能支架吸能值达53 J 左右，约占总能量的 70%以上，也即顶端式吸能支护可吸收大部分能量，增加多孔金属材料体积后吸能效果较好。 通过对理论计算结果与冲击实验结果对比，R-F-R 支护结构冲击实验结果表明：作用在钢支架表面的冲击波压力
39、为钢板直接冲击钢支架时的50%，钢板冲击 R-F-R 支护结构时吸收能量值为总能量的 70%以上；理论计算结果说明钢板冲击 R- F-R 支护结构时作用在钢支架表面的冲击波压力为钢板直接冲击钢支架时的 30.7%，钢板冲击 R-F-R支护结构时多孔铝可吸收能量值约为总能量的94.8%。理论计算数值比实验数值偏高，其原因主要在于： (1) 材料计算参数偏高，而实际材料可能存在缺陷，强度不足，实验值偏小； (2) 理论计算模型上表面为自由面，受冲击力作用，其他面均受到约束，实验模型中上表面自由，且受冲击力作用，其他面 (除底面 )为自由面，也造成实验值偏低； (3) 冲击实验中材料未被充分压实，材
40、料性能未完全发挥，导致实验值偏小； (4) 计算模型中未考虑材料压缩变形中破碎块之间的摩擦消耗一部分能量，转化为热能，使得计算结果偏高。 5 结 论 采用理论和实验相结合的研究方法，对 R-F-R支护结构进行防冲理论和实验分析，得到以下主要结论： (1) 岩块冲击多孔金属材料钢支护结构时多孔金属材料对冲击波压力衰减以及材料厚度、密度对冲击波压力衰减的影响可分别表示为ggg/1/( )vc ss1/( )c ，22sgg0 g(2)/( )vhvpdhd 。 (2) 理论计算结果说明钢板冲击 R-F-R 支护结构时作用在钢支架表面的冲击波压力为钢板直接冲击钢支架时的 30.7%左右，钢板冲击 R
41、-F-R 支护结构时可吸收能量值约为总能量的 94.8%。 (3) 实验结果表明作用在钢支架表面的冲击波压力为钢板直接冲击钢支架时的 50%左右，钢板冲击 R-F-R 支护结构时吸收能量值为总能量的 70%以上。 (4) 冲击波在 R-F-R 支护结构中传播和衰减的理论计算和实验结果表明， R-F-R 支护结构具有良0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.060 2 46810 12 14 16 顶端式吸能支架 钢支架 底脚式吸能支架 冲击应力/MPa 应变 2 0.00 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.0605101520253035404550
42、55底脚式吸能支架顶端式吸能支架钢支架 冲击吸能/J 应变 第 31 卷 第 1 期 吕祥锋等：刚柔刚支护防治冲击地压理论解析及实验研究 59 好的缓冲和吸能作用，且该研究结果可为巷道冲击破坏防治提供一种支护新方法。 参考文献 (References)： 1 窦林名，何学秋 . 冲击矿压防治理论与技术 M. 徐州：中国矿业大学出版社， 2001： 5 29.(DOU Linming， HE Xueqiu. Theory and technology of rock burst preventionM. Xuzhou： China University of Mining and Technol
43、ogy Press， 2001： 5 29.(in Chinese) 2 何满潮，谢和平，彭苏萍，等 . 深部开采岩体力学研究 J. 岩石力学与工程学报， 2005， 24(16)： 2 803 2 813.(HE Manchao， XIE Heping， PENG Suping， et al. Study on rock mechanics in deep mining engineeringJ. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2005， 24(16)： 2 803 2 813.(in Chinese) 3 康红普，牛多龙
44、，张 镇，等 . 深部沿空留巷围岩变形特征与支护技术 J. 岩石力学与工程学报， 2010， 29(10)： 1 977 1 987.(KANG Hongpu， NIU Duolong， ZHANG Zhen， et al. Deformation characteristics of surrounding rock and supporting technology of gob-side entry retaining in deep coal mineJ. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2010， 29(10)：
45、1 977 1 987.(in Chinese) 4 何满潮，齐 干，程 骋，等 . 深部复合顶板煤巷变形破坏机制及耦合支护设计 J. 岩石力学与工程学报， 2007， 26(5)： 987 993.(HE Manchao， QI Gan， CHENG Cheng， et al. Deformation and damage mechanisms and coupling support design in deep coal roadway with compound roofJ. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2007，
46、 26(5)： 987 993.(in Chinese) 5 孙晓明，何满潮 . 深部开采软岩巷道耦合支护数值模拟研究 J. 中国矿业大学学报， 2005， 34(2)： 166 169.(SUN Xiaoming， HE Manchao. Numerical simulation research on coupling support theory of roadway within soft rock at depthJ. Journal of China University of Mining and Technology， 2005， 34(2)： 166 169.(in Chin
47、ese) 6 姜耀东，王宏伟，赵毅鑫，等 . 极软岩回采巷道互补控制支护技术研究 J. 岩石力学与工程学报， 2009， 28(12)： 2 383 2 390.(JIANG Yaodong， WANG Hongwei， ZHAO Yixin， et al. Study of complementary supporting technology of extremely soft rock mining roadwayJ. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2009， 28(12)：2 383 2 390.(in Chinese) 7 潘一山，吕祥锋，李忠华，等 . 高速冲击载荷作用下巷道动态破坏过程
