利用层次分析法和Sys1993方法评估沙漠土壤的小麦种植适宜性

《Results in Engineering》：Assessment of Soil Suitability for Wheat Cultivation using Analytical Hierarchy and Sys1993 Methods for Desert Soils

巷道动态稳定性机理与支护优化研究。采用动态-静态复合加载模拟系统，通过物理模型试验对比不同支护结构（无支护、锚杆支护、锚杆-U型钢联合支护）的动态响应。结果表明：联合支护可承受12次动态冲击，较无支护和单一锚杆支护分别提升6倍和3倍冲击耐久性，有效抑制应力波反射引起的界面损伤，降低塑性变形量达65%，锚杆轴向力波动幅度减少40%-55%。关键参数包括支护刚度匹配系数（1:5应力相似比）、动态能量阈值（2000J）和损伤累积临界值（4.15mm收敛量）

　　在当今的地下采矿工程中，确保深部巷道在动态扰动下的稳定性仍然是一个关键的挑战。随着煤矿开采深度的增加，巷道不仅受到静态应力的影响，还面临由上覆岩层断裂和断层滑动引起的动态负载。这些动态扰动加速了周围岩体和支护结构的损坏，显著增加了巷道坍塌和岩爆的风险。因此，有必要深入研究巷道在动态扰动下的不稳定性破坏机制和稳定性控制策略。

为了填补现有研究的空白，本研究开发了一种动态-静态加载模拟系统，并使用了一种具有脆弹特性的石膏基材料来模拟深部巷道条件。通过在三种支护配置下进行物理模型试验：无支护、锚杆支护和锚杆-盾构协同支护，系统地分析了在重复动态冲击下的变形行为、破坏特征以及锚杆力响应。实验结果表明，由动态应力波引起的振荡效应是导致巷道不稳定的关键因素。协同支护显著提高了巷道的抗冲击能力——在无支护情况下仅能承受两次冲击，而在锚杆-盾构协同支护情况下可以承受多达十二次冲击——通过减少裂缝扩展、限制塑性变形和抑制锚杆载荷振荡。同时，观察到侧锚杆的累积损伤-破坏模式，揭示了结构退化的重要临界阈值。这些实验方法和结果为优化深部煤矿巷道支护设计提供了宝贵的参考。

研究总结指出，大多数实验室和模型测试主要关注锚杆结构或周围岩体的不稳定性破坏行为，而对于支护系统在动态冲击下的瞬时响应、在频繁动态扰动下的响应特性以及支护加载与瞬态动态载荷之间的耦合关系仍存在局限。因此，本研究聚焦于深部巷道在动态扰动下的行为，开发了结合静态和动态加载的模拟系统，并采用煤样材料和支护模拟方法。通过对不同支护条件下巷道的动态扰动测试，研究了支护巷道的变形和破坏特征，以及动态加载下锚杆轴向力的演变。研究目标是揭示锚杆结构在动态扰动下的不稳定性机制和支护控制原理，从而为提高深部巷道的抗冲击能力和稳定性控制提供实验依据和工程指导。

在本研究中，为了进行巷道的动态-静态加载模拟测试，设计并制造了一种房屋自制的加载装置，如图1所示。该加载装置包括主框架、静态加载装置和动态加载装置。主框架由框架、试件箱和试件移动平台组成，框架采用柱环结构，其已验证的刚度为5 GN/m。试件箱用于固定试件，采用I型钢梁、千斤顶和钢板以限制巷道轴向的位移，如图1(b)所示，使得试件能够在准平面应变应力条件下进行测试。试件箱能够容纳尺寸为800 mm×800 mm（宽×高）的试件，且沿巷道轴向的厚度可调，范围从100 mm到500 mm。

静态加载装置由一个垂直和两个水平液压缸组成，每个液压缸都配备了一个与试件表面匹配的加载板，以确保均匀加载。每个液压缸的加载能力为1000 kN，且在伺服控制下可以同时使用位移和载荷控制模式。动态载荷通过一个落锤冲击机制进行模拟，该机制用于模拟矿震或顶板断裂引起的动态载荷。通过调整落锤的质量和下落高度可以改变动态载荷的能量，最大输入能量为2100 J。动态装置包括一个落锤、冲击杆模块和一个空心圆柱体（见图1(c)）。在静态载荷达到预设值后，落锤落下并撞击冲击杆，冲击波通过杆体传递至空心圆柱体，从而作用于模型的上表面。这样可以施加一个均匀分布的动态载荷。传感器的量程为2000 kN，频率响应为10 kHz，可以在加载面上施加均匀的动态冲击，从而实现组合加载。

为了准备巷道的物理模型，考虑了两个因素：材料必须模拟煤岩的脆弹性行为，以及材料的强度必须与系统的加载能力相匹配。根据之前的研究，石膏基材料表现出理想的脆弹性特性。因此，开发了一种低强度、抗冲击的石膏材料，其由模型石膏粉、水和水解树脂组成，质量比为10:7:0.02。标准圆柱形试件（直径50 mm，长度100 mm）用于确定其机械性能，如表1和图2所示。应力-应变曲线在峰值应力前显示了明显的压实和弹性阶段，之后出现脆性破坏，符合测试要求。

通过反复试验优化了试件的制备过程，制备出大尺寸的巷道模型。在试件制备过程中，首先测量并混合石膏粉和水解树脂，然后倒入适量的水并使用搅拌机以200-300 r/min的速度搅拌2分钟，以确保均匀性。接下来，将混合物倒入模具中，并用橡胶锤敲击模具侧面约1分钟，以去除混合物中的气泡。在初始凝固后，移除模具，并让试件自然干燥。在干燥过程中，每48小时测量试件的质量，当两次测量的质量差小于100 g时，试件被认为已准备好测试。在模型中，模拟了岩爆的发生，如文献[32]所述。本研究中，模型尺寸为800 mm×800 mm×150 mm（宽×高×厚），巷道水平居中，距离顶部400 mm，距离底部250 mm，如图3所示。

为了研究不同支护条件下巷道的变形和破坏特征，以及动态加载下锚杆轴向力的演变，进行了物理建模试验。实验过程中，观察到不同支护条件下巷道的破坏模式相似，但随着支护强度的增加，动态冲击效应被显著缓解，周围岩体的破坏程度也大大降低。协同支护有效提高了巷道的抗冲击能力，并减少了巷道和模型的破坏。

此外，研究还分析了不同支护条件下周围岩体的破坏特征，如图7所示。破坏轨迹长度从Model I的5655.6 mm减少到Model III的4123 mm，而分形维度则从1.30降低到1.23。这两个指标均表明周围岩体的破坏程度显著降低。综上所述，支护强度的增加显著缓解了动态冲击的影响，协同支护极大地改善了巷道的抗冲击能力和稳定性。

研究还通过实时监测锚杆力来分析锚杆在组合动态-静态加载下的机械响应。在Model II和Model III中，使用微型载荷传感器嵌入选定的锚杆中进行实时监测。从图10中可以看到，锚杆力在冲击过程中表现出明显的振荡特征，随后出现轻微波动并最终稳定。由于动态载荷产生的应力波从顶部向下传播，导致锚固岩体的异步变形，从而产生交替的压缩和拉伸效应。因此，顶部锚杆的力首先减少，然后增加，最终振荡。相比之下，应力波在侧壁上诱导压缩应力，导致侧壁锚杆的力先增加，然后减少，最后振荡。这种行为反映了动态应力波对不同锚杆位置的影响，并与之前研究的机械模型结果一致（Wang et al. 2024）。

进一步分析了Model II和Model III在重复动态加载下的锚杆力演变。从图12和表3中可以看到，Model II在四次动态冲击后表现出整体载荷能力的丧失，尽管顶部和侧壁锚杆的力没有显著变化，但模型中出现了多个宏观裂缝。这表明动态载荷并未直接导致锚杆失效，而是导致了整个模型的结构失效。Model III则表现出相似的初始趋势。在前五次冲击中，顶部和侧壁锚杆的力保持相对稳定。之后，顶部和侧壁锚杆的响应出现了显著差异：

- 顶部锚杆：在十二次冲击中，锚杆力从145.63 N逐渐增加到172.64 N，仅增加了18.55%，表明锚杆在重复冲击下保持稳定，对动态扰动影响较小。
- 侧壁锚杆：锚杆力表现出三个阶段的变化趋势。第一阶段（冲击1-5）显示出波动增长的趋势，力从118.98 N增加到127.05 N，增加了6.78%，表明侧壁岩体出现了一定程度的压缩膨胀，但没有明显的破坏。第二阶段（冲击6-10）则出现了急剧上升，锚杆力从127.05 N增加到418.65 N，增加了229.52%。每一次冲击都导致锚杆力显著增加，表明周围岩体发生了不可逆的变形，尽管锚杆仍然在抑制变形。第三阶段（冲击11-12）中，锚杆力开始下降，表明由于累积损伤，锚固结构开始失效。这些观察结果表明，盾构的主动支护确保了顶部锚杆的稳定性，并显著提高了模型的抗冲击能力。然而，重复的动态冲击逐渐增加了侧壁锚杆的载荷。一旦周围岩体达到临界损伤阈值，锚固系统开始失效，揭示了在动态扰动下锚杆结构的累积损伤-破坏模式。

基于这些发现，提出了几种实际的预防动态破坏的措施：

1. 协同支护优化：将锚杆与刚性元件（如U型钢或钢拱）结合，形成连续的承载结构，从而分散动态应力并减少应力集中。
2. 预紧力管理和维护：应用适当的锚杆预紧力，确保足够的初始刚度，同时防止过早屈服。建议在高冲击区域定期检查和重新预紧，以维持长期的支护效果。
3. 能量吸收设计：引入屈服锚杆、恒阻锚固或阻尼层，以吸收部分冲击能量，从而减轻应力波反射并减少二次破坏的风险。

这些措施源于物理模型实验结果，为优化动态扰动环境下的巷道支护设计提供了理论和实验指导。研究获得的见解有助于开发抗冲击和能量耗散的支护系统，从而提高深部煤矿巷道的安全性和稳定性。