新噴混凝土強(qiáng)度受爆破荷載影響的模型試驗(yàn)

單仁亮,耿慧輝,呂進(jìn)陽(yáng),焦少鵬

(中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院,北京 100083)

新噴混凝土強(qiáng)度受爆破荷載影響的模型試驗(yàn)

單仁亮,耿慧輝,呂進(jìn)陽(yáng),焦少鵬

(中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院,北京 100083)

以物理模型試驗(yàn)為主要手段,利用預(yù)埋試件拉拔法測(cè)得模擬噴射混凝土薄層的強(qiáng)度,輔以電阻應(yīng)變測(cè)試,從受振時(shí)不同齡期、距掘進(jìn)工作面不同距離、同一斷面不同位置這3個(gè)方面,研究了新噴射混凝土受爆破荷載后,其強(qiáng)度質(zhì)量發(fā)展的變化。試驗(yàn)結(jié)果表明:在齡期5～12 h期間,由于混凝土未達(dá)到終凝狀態(tài),一定量的爆破振動(dòng)可提高噴射混凝土的密實(shí)程度,進(jìn)而促進(jìn)噴射混凝土的強(qiáng)度增長(zhǎng),起到“搗實(shí)”的作用;齡期12～24 h為新噴混凝土受爆破動(dòng)載影響的主要時(shí)期;而齡期大于24 h的噴射混凝土,受爆破動(dòng)載的影響則逐漸減小。距掘進(jìn)工作面1．8 m以內(nèi)的噴射混凝土強(qiáng)度受到爆破振動(dòng)降低最為嚴(yán)重,而1．8 m以后,爆破動(dòng)載對(duì)噴射混凝土終凝強(qiáng)度的影響逐漸減小,9 m以后則無(wú)影響。通過(guò)對(duì)比同一斷面不同位置處噴射混凝土薄層的強(qiáng)度變化和應(yīng)變波形,得知爆破動(dòng)載對(duì)硐室拱頂位置的噴射混凝土層強(qiáng)度影響最大。

新噴混凝土;強(qiáng)度;爆破荷載

噴射混凝土是借助噴射機(jī)械,利用壓縮空氣或其它動(dòng)力,將按一定比例配合的水泥、砂、石等拌和料,通過(guò)管道輸送,并以高速噴射到受?chē)娒嫔夏Y(jié)硬化而成的一種混凝土[1]。由于噴射混凝土施工工序簡(jiǎn)單、使用機(jī)動(dòng)靈活,因而被廣泛應(yīng)用于多種支護(hù)結(jié)構(gòu)體系中。但在實(shí)際地下工程的施工過(guò)程中,通常都不可能等噴射混凝土達(dá)到其終凝強(qiáng)度后再進(jìn)行掘進(jìn)爆破等施工,由于施工進(jìn)度以及其他方面等要求,掘進(jìn)爆破與噴射混凝土支護(hù)常常是同步或穿插進(jìn)行。這樣一來(lái),噴射混凝土在幾個(gè)小時(shí)內(nèi)就會(huì)受到強(qiáng)烈的爆破振動(dòng)沖擊,這必然會(huì)影響噴射混凝土的早期強(qiáng)度成長(zhǎng),也將直接影響其后期的強(qiáng)度發(fā)展,使其終凝強(qiáng)度無(wú)法達(dá)到設(shè)計(jì)要求,造成支護(hù)結(jié)構(gòu)承載能力的降低。如何平衡好施工進(jìn)度要求和混凝土強(qiáng)度質(zhì)量之間的關(guān)系,并解決好二者之間的矛盾是當(dāng)今巖土工程界一個(gè)亟待解決的問(wèn)題。

對(duì)于噴射混凝土受爆破荷載的影響,許多學(xué)者做了相關(guān)的研究工作。陳明等[2]根據(jù)彈性波在介質(zhì)中的傳播規(guī)律,研究了新混凝土襯砌在爆破應(yīng)力波作用下的破壞模式及其安全振動(dòng)速度;易長(zhǎng)平[3]利用有限元法,較為全面地研究了爆破振動(dòng)對(duì)不同形狀的鄰近硐室和本硐室圍巖穩(wěn)定性、混凝土襯砌及砂漿錨桿的影響;李寧等[4-5]通過(guò)室內(nèi)的爆破模擬試驗(yàn),研究了爆破振動(dòng)對(duì)不同齡期混凝土襯砌的影響;方樹(shù)林等[6]采用混凝土應(yīng)力計(jì),通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)分析了噴射混凝土層的各向應(yīng)力狀態(tài);饒?jiān)鯷7]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)試驗(yàn),得到爆破近區(qū)和遠(yuǎn)區(qū)的振動(dòng)衰減規(guī)律;吳亮等[8]通過(guò)數(shù)值模擬,分析了爆破荷載作用下噴射混凝土襯砌的質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)速度和受力情況;李順波等[9]結(jié)合數(shù)值模擬分析和現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)監(jiān)測(cè),研究了爆破振動(dòng)對(duì)隧道襯砌的影響,并驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的可行性;Lamis Ahmed等[10]通過(guò)數(shù)值分析,利用3種不同的建模方法,研究了爆破應(yīng)力波作用下噴射混凝土和巖體之間的相互作用;Ki-ll Song等[11]利用沖擊回波法,通過(guò)數(shù)值模擬分析和模型試驗(yàn),獲得了噴射混凝土與巖石黏結(jié)程度的判別方法;丁泰山等[12]、胡振鋒等[13]根據(jù)混凝土損傷理論,利用數(shù)值模擬分析,研究了爆破應(yīng)力波荷載對(duì)早期噴射混凝土支護(hù)結(jié)構(gòu)的損傷影響。

本文以爆破近區(qū)的新噴射混凝土為研究對(duì)象,借助大比例模型試驗(yàn),分析了爆破產(chǎn)生的動(dòng)荷載對(duì)錨噴支護(hù)體系中噴射混凝土各項(xiàng)強(qiáng)度指標(biāo)的影響。通過(guò)這些研究,明確爆破產(chǎn)生的動(dòng)荷載對(duì)噴射混凝土支護(hù)效果的影響,該研究成果可用作相關(guān)施工組織設(shè)計(jì)時(shí)的參考,幫助工程人員找到一些解決爆破動(dòng)載對(duì)新噴混凝土負(fù)面影響的方法,保證新噴混凝土在爆破振動(dòng)作用下的安全性及混凝土強(qiáng)度的正常發(fā)展,以實(shí)現(xiàn)安全、快速、經(jīng)濟(jì)施工。

1 物理模型設(shè)計(jì)

1.1 工程概況及基本假設(shè)

模型試驗(yàn)?zāi)M巖體中的巷道開(kāi)挖爆破及支護(hù)情況。本次試驗(yàn)不針對(duì)具體工程背景,只是按照一般的工程狀況進(jìn)行設(shè)計(jì)[14],對(duì)被模擬的原型條件進(jìn)行如下簡(jiǎn)化和假設(shè):

(1)假設(shè)模擬巖體為各向同性的均質(zhì)、連續(xù)體,且強(qiáng)度中等,根據(jù)模型材料的物理力學(xué)參數(shù)和相似比推得巖體的實(shí)際參數(shù)值;

(2)巷道硐室形狀為直墻半圓拱形,跨度為4～5 m;

(3)模擬噴射混凝土的厚度按幾何相似確定; (4)對(duì)錨噴支護(hù)結(jié)構(gòu)的模擬一般只考慮力學(xué)效應(yīng)上的相似,忽略其結(jié)構(gòu)形式的影響;

(5)單次裝藥量根據(jù)單耗進(jìn)行控制,只計(jì)算掏槽藥量并采用集中裝藥的形式。

本次試驗(yàn)所要模擬的是直墻半圓拱形巷道,巷道跨度4．8 m,高度4．2 m,墻高1．8 m。試驗(yàn)?zāi)M的硐室圍巖按Ⅲ類(lèi)巖體性質(zhì)考慮,參照中華人民共和國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《錨桿噴射混凝土支護(hù)技術(shù)規(guī)范》(GB 50086—2001)[15],查得Ⅲ類(lèi)巖體的物理力學(xué)參數(shù)為:容重24．5～26．54 kN/m3,內(nèi)摩擦角39°～50°,黏聚力0．7～1．5 MPa,變形模量 6～20 GPa,泊松比0．25～0．30,巖體單軸飽和抗壓強(qiáng)度20～60 MPa,巖體縱波速度3．0～4．5 km/s。模擬的噴射混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C20,噴層厚度為60 mm。巷道爆破掘進(jìn),炮孔深1．8 m,進(jìn)尺約1．8 m,采用二級(jí)乳化炸藥,1-5段雷管起爆。

1.2 物理模型尺寸

根據(jù)實(shí)際工程條件、研究?jī)?nèi)容和測(cè)試手段,設(shè)計(jì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽?長(zhǎng)×寬×高=2．5 m×2．0 m×2．1 m,如圖1所示。模型采用水泥砂漿制作試驗(yàn)體,試驗(yàn)體直接在地面上澆筑完成,模型底面與地面固定為一體,以保證整體的抗振能力。試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí),考慮到模擬爆破藥量小,爆破產(chǎn)生的能量衰減快,而且試驗(yàn)體表面比較松散,應(yīng)力波在試驗(yàn)體周邊產(chǎn)生的反射波傳到測(cè)試點(diǎn)的能量很小,可以忽略,因此沒(méi)有在模型體周邊設(shè)置側(cè)限和頂壓。

1.3 模型相似比及模擬材料

由于該模型試驗(yàn)涉及到多種材料,故而將各種材料中同類(lèi)的物理力學(xué)參數(shù)綜合考慮,確定其相似比。根據(jù)相似理論[16],考慮經(jīng)濟(jì)實(shí)用的原則,經(jīng)過(guò)對(duì)多個(gè)模型比例尺方案的綜合分析,確定模型的幾何相似比CL=6,密度相似比Cρ=1．3。而原型與模型有相同重力場(chǎng)的限制,即Ca=1。根據(jù)相似準(zhǔn)則,可以求得模型主要物理力學(xué)參數(shù)的相似比,見(jiàn)表1。

圖1 物理模型示意Fig．1 The schematic diagram of physical model

表1 主要參數(shù)的相似比例系數(shù)Table 1 Proportional coefficient of main parameters

依據(jù)模型試驗(yàn)對(duì)相似材料的各種要求,綜合考慮被模擬巖體的性質(zhì)和計(jì)算所得的相似比,以及模型材料的經(jīng)濟(jì)性等,本文試驗(yàn)選用水泥砂漿作為模擬巖體的材料,其基本配比為:水泥 ∶砂 ∶水=1．5∶7∶2,試驗(yàn)時(shí),根據(jù)實(shí)際情況的變化,也可對(duì)這一比例作適當(dāng)調(diào)整。試驗(yàn)?zāi)M的硐室形狀為直墻半圓拱形,如圖1所示,模擬巷道寬 800 mm,高 700 mm,墻高300 mm,分3步開(kāi)挖支護(hù),每個(gè)進(jìn)尺300 mm。

模型試驗(yàn)采用石膏材料來(lái)模擬噴射混凝土。石膏凝固需要的時(shí)間較短,初凝時(shí)間一般為幾分鐘, 0．5 h內(nèi)即可達(dá)到終凝。本文試驗(yàn)所模擬的是設(shè)計(jì)強(qiáng)度為C20的噴射混凝土,其彈性模量為21 GPa。由于以石膏為主的脆性材料,其彈性模量主要隨水膏比(w/p)的變化而不同,通過(guò)查閱多篇文獻(xiàn)并結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析,確定選用水膏比為1．3的石膏漿體來(lái)模擬噴射混凝土,水膏比w/p=1．3時(shí),其彈性模量等力學(xué)性能均符合模擬噴射混凝土的要求。模擬噴層的設(shè)計(jì)厚度為10 mm,噴射范圍為邊墻和拱頂。

模型試驗(yàn)采用 6號(hào)金屬殼毫秒延期電雷管和MFB-200發(fā)爆器等巷道常用的爆破器材?？紤]雷管的起爆能力和現(xiàn)有的炸藥類(lèi)型,試驗(yàn)時(shí)采用集中裝藥方式,炸藥種類(lèi)為二級(jí)巖石乳化炸藥,爆破藥量30 g,炮孔直徑設(shè)置為30 mm,炸藥直徑控制在28 mm左右。藥包插入雷管并埋置于孔底,正向起爆,為了防止出現(xiàn)“沖炮”現(xiàn)象,保證爆破效果,將炮眼的剩余部分用炮泥填堵密實(shí)。

2 試驗(yàn)原理與測(cè)試裝置

2.1 拉拔試驗(yàn)原理

噴射混凝土的強(qiáng)度有多種檢測(cè)方法,綜合考慮模型尺寸和模擬材料性質(zhì)等因素,本文模型試驗(yàn)采用預(yù)埋試件拉拔法來(lái)測(cè)試模擬噴射混凝土的強(qiáng)度。預(yù)埋試件拉拔法簡(jiǎn)稱拉拔法,該方法是為了對(duì)實(shí)際噴射混凝土進(jìn)行早期強(qiáng)度的測(cè)定而制定的,目前被應(yīng)用于歐美及日本等國(guó)的工程檢驗(yàn)中。

拉拔法是在混凝土內(nèi)預(yù)先埋入一個(gè)帶有中心螺桿的金屬圓盤(pán)(文中統(tǒng)稱為“銷(xiāo)釘”),待噴射混凝土到達(dá)所定齡期后,對(duì)銷(xiāo)釘施以向外的拉力。由于混凝土是脆性材料,當(dāng)外力增加到一定限度時(shí),混凝土將沿著一個(gè)與軸線成45°左右角的圓錐面破裂?；炷翆?duì)于這種抽拔力的抵抗作用,與標(biāo)準(zhǔn)試件抵抗壓力的作用相似,因而,可以用極限拉拔力作為估算混凝土抗壓強(qiáng)度的指標(biāo)。根據(jù)荷載及破壞面的面積,可求出混凝土的抗剪強(qiáng)度,如果被拔出的錐體表面積為A,則噴射混凝土的抗剪強(qiáng)度f(wàn)cτ為

式中,P′為錐體被拉出時(shí)的荷載;A為錐體表面積。

錐體表面積可以按式(2)計(jì)算得出,圖2說(shuō)明了式(2)中各參數(shù)之間的關(guān)系。錐臺(tái)代表所拔出的錐體,r為銷(xiāo)釘圓盤(pán)半徑,H為所測(cè)噴射混凝土的厚度, α為破壞面夾角,R′為錐體底面半徑。錐體的表面積為

試驗(yàn)證明,拉拔法和常規(guī)的抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)法之間的相關(guān)系數(shù)為0．878,相關(guān)程度很好[1]。噴射混凝土抗壓強(qiáng)度f(wàn)c與拔出力P′之間的關(guān)系為

2.2 應(yīng)變測(cè)試原理與設(shè)備

圖2 由拉拔產(chǎn)生的錐體Fig．2 Cone caused by drag

電阻應(yīng)變測(cè)試技術(shù)是用電阻應(yīng)變片測(cè)定構(gòu)件的表面應(yīng)變,再根據(jù)應(yīng)力、應(yīng)變關(guān)系確定構(gòu)件表面應(yīng)力狀態(tài)的一種實(shí)驗(yàn)應(yīng)力分析方法。它的基本原理是:將電阻應(yīng)變片固定在被測(cè)構(gòu)件上,當(dāng)構(gòu)件受力變形時(shí)電阻應(yīng)變片的電阻值也發(fā)生相應(yīng)的變化。通過(guò)電阻應(yīng)變儀將電阻應(yīng)變片中的電阻變化值測(cè)定出來(lái),并換算成所需要的應(yīng)變值和應(yīng)力值。

應(yīng)變片、應(yīng)變放大器和動(dòng)態(tài)測(cè)試分析儀連成一條完整測(cè)試線路用于應(yīng)變的測(cè)試分析,如圖3所示。試驗(yàn)采用TST3406型高速高精度動(dòng)態(tài)測(cè)試分析儀和KD6009型應(yīng)變放大器,選擇BE120-2AA型應(yīng)變片,其阻值為(119．9±0．1)Ω、靈敏系數(shù)為(2．18±1)%。測(cè)試時(shí)采取設(shè)備濾波、橋路補(bǔ)償、屏蔽和接地等措施,以防止電磁干擾,并確保試驗(yàn)結(jié)果準(zhǔn)確。試驗(yàn)采樣率設(shè)定為1 MHz,低通濾波設(shè)置為10 kHz或100 kHz。

圖3 動(dòng)態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)Fig．3 Dynamic strain measurement system

2.3 噴射混凝土的動(dòng)力特性

在抗動(dòng)荷載的工程項(xiàng)目中,噴射混凝土在快速變形下的強(qiáng)度和變形性能是非常重要的。我國(guó)科學(xué)家曾經(jīng)利用C-3動(dòng)載試驗(yàn)機(jī),在不同的應(yīng)變速率 ε·= 0．006,0．450,0．427 s-1下,測(cè)定了噴射混凝土抗壓強(qiáng)度、抗剪強(qiáng)度以及其彈性模量的動(dòng)力性能[1]。試驗(yàn)結(jié)果與靜載條件下的測(cè)試結(jié)果相對(duì)比,得知:在快速加載的條件下,噴射混凝土的抗壓強(qiáng)度、抗剪強(qiáng)度和動(dòng)彈性模量均有不同程度的提高;加載速度越快,相應(yīng)的軸心抗壓強(qiáng)度就越大。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 不同齡期噴射混凝土的動(dòng)載影響

在已經(jīng)成型的模擬巷道中做靜載拉拔試驗(yàn),測(cè)點(diǎn)按照?qǐng)D4布置,在與動(dòng)載試驗(yàn)同等外界條件下,不施加爆破擾動(dòng),讓模擬噴射混凝土層自然凝固硬化、獲得強(qiáng)度增長(zhǎng),測(cè)試其達(dá)到終凝時(shí)的極限軸拉力并求均值,依照式(1)和(3)計(jì)算其終凝強(qiáng)度,得到抗剪強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度分別為0．441 8和3．849 2 MPa,用于動(dòng)載試驗(yàn)成果的參照和對(duì)比。

圖4 測(cè)點(diǎn)布置示意Fig．4 Schematic program of measuring points

本節(jié)主要分析噴射混凝土在不同齡期時(shí)受爆破振動(dòng)擾動(dòng)后的強(qiáng)度變化。試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)為:分別在模擬噴層齡期為20 min,1,2,3,4,6,8,16和24 h時(shí)進(jìn)行爆破模擬試驗(yàn)。結(jié)合求得的時(shí)間相似比例系數(shù),試驗(yàn)取Ct=3,折算出實(shí)際的噴射混凝土受振時(shí)齡期分別為1,3,6,9,12,18,24,48和72 h。為了便于與前人研究成果進(jìn)行對(duì)比分析,文中所述齡期均為折算出的實(shí)際噴射混凝土真實(shí)齡期。

試驗(yàn)時(shí),在同一斷面布置5個(gè)測(cè)點(diǎn),視為1組,測(cè)點(diǎn)布設(shè)位置如圖4所示。在各測(cè)點(diǎn)埋置銷(xiāo)釘,達(dá)到設(shè)計(jì)齡期時(shí)施加爆破動(dòng)載,24 h后再進(jìn)行拉拔測(cè)試,由于石膏凝固快,此時(shí)測(cè)得的數(shù)據(jù)可視作其終凝強(qiáng)度,進(jìn)而得到噴射混凝土在不同齡期受振動(dòng)荷載后的強(qiáng)度值與受振時(shí)齡期的關(guān)系曲線,如圖5所示。由靜載試驗(yàn)結(jié)果可知,達(dá)到終凝狀態(tài)時(shí),模擬噴層的抗剪強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度分別為0．441 8和3．849 2 MPa,折算出實(shí)際噴射混凝土的抗剪強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度分別為3．446 2和30．023 8 MPa,將此值與噴射混凝土在不同齡期時(shí)受爆破動(dòng)載后的強(qiáng)度值做對(duì)比,為了更加直觀地看到對(duì)比的結(jié)果,將該值在圖5中表示為一條直線。

圖5 噴射混凝土在不同齡期受振后的強(qiáng)度曲線Fig．5 Strength curves of shocrete after vibration at different ages

由式(1)和(3)可知,噴射混凝土的抗剪強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度成線性比例關(guān)系,因此圖5中所得到的兩條曲線形狀相似,與無(wú)振動(dòng)時(shí)的強(qiáng)度關(guān)系也是一致的。從圖5可以看出,爆破振動(dòng)對(duì)于噴射混凝土并非都是降低其強(qiáng)度的,在齡期5～12 h期間,一定量的爆破振動(dòng)不但沒(méi)有影響噴射混凝土的強(qiáng)度增長(zhǎng),反而使其強(qiáng)度有所提高。初步分析其原因?yàn)?

(1)齡期小于12 h的噴射混凝土還沒(méi)有達(dá)到終凝,此時(shí)施加爆破動(dòng)載,相當(dāng)于起到了“搗實(shí)”的作用。在水灰比一定的情況下,搗實(shí)作用可以提高混凝土的密實(shí)程度,自然會(huì)提高其強(qiáng)度;

(2)由于噴射混凝土還沒(méi)有完全凝固,振動(dòng)產(chǎn)生的微裂縫很快就被后期凝固重新黏合,這種現(xiàn)象稱為混凝土的自愈現(xiàn)象;

(3)爆炸會(huì)在硐室內(nèi)產(chǎn)生瞬間的高溫,這種高溫環(huán)境會(huì)促進(jìn)噴射混凝土的凝固硬化,進(jìn)而使其提前達(dá)到終凝強(qiáng)度。

在齡期12 h以后,噴射混凝土已經(jīng)基本凝結(jié)硬化成固體,其內(nèi)部的原生裂縫已經(jīng)形成,此時(shí)施加爆破動(dòng)載,不但起不到搗實(shí)的作用,反而會(huì)使其內(nèi)部的原生裂縫擴(kuò)展,而且,由于受到振動(dòng)擾動(dòng),噴射混凝土內(nèi)部還會(huì)形成新的裂紋,使得內(nèi)部空隙率增加,從而造成終凝強(qiáng)度的降低。隨著受振時(shí)齡期的增長(zhǎng),噴射混凝土的強(qiáng)度又呈增長(zhǎng)趨勢(shì)。這可能是因?yàn)?在相同強(qiáng)度的爆破振動(dòng)作用下,混凝土內(nèi)產(chǎn)生的微裂縫逐漸減少。這種趨勢(shì)說(shuō)明,爆破振動(dòng)對(duì)齡期大于24 h的噴射混凝土影響逐漸減小。

由2．3節(jié)噴射混凝土的動(dòng)力特性可以了解到,在快速加載的條件下,噴射混凝土的抗壓、抗剪和動(dòng)力彈性模量都會(huì)有一定的提高。而爆破是炸藥能量的瞬時(shí)釋放,其產(chǎn)生的動(dòng)荷載以極快的速度作用于噴層,結(jié)合噴射混凝土的動(dòng)力特性,也可以為上述試驗(yàn)結(jié)論提供佐證,說(shuō)明該結(jié)論是合理的。

文獻(xiàn)[17-18]通過(guò)模擬井壁受振試驗(yàn),研究了鑿井爆破振動(dòng)對(duì)現(xiàn)澆混凝土井壁的影響,也得到了與本文較為一致的結(jié)論。其中,張昌鎖等[17]得到的結(jié)論為:對(duì)于齡期36 h之前的混凝土,爆破振動(dòng)可以增強(qiáng)其終凝強(qiáng)度;黃琦等[18]得到的結(jié)論為:混凝土在初凝至中凝以前受爆破振動(dòng)會(huì)增加其終凝強(qiáng)度,齡期20 h以后受振則會(huì)降低其終凝強(qiáng)度。

3.2 爆破近區(qū)不同距離處噴射混凝土的動(dòng)載影響

試驗(yàn)測(cè)試距掘進(jìn)工作面不同距離處的噴層強(qiáng)度,分析爆破動(dòng)載對(duì)不同距離處噴射混凝土強(qiáng)度的影響程度。為盡可能排除齡期的干擾,本節(jié)試驗(yàn)在噴涂石膏層后4 h進(jìn)行。試驗(yàn)測(cè)試點(diǎn)布設(shè)位置如圖4所示,分別在兩側(cè)邊墻、拱肩和拱頂布設(shè)5組金屬銷(xiāo)釘,每組沿硐室軸向設(shè)置5個(gè)測(cè)點(diǎn),與掘進(jìn)工作面軸向距離分別為100,200,300,400,500 mm。試驗(yàn)時(shí)按照距掘進(jìn)工作面由近及遠(yuǎn)的順序拔出銷(xiāo)釘,測(cè)得拉拔力,并按照式(1)和式(3)分別計(jì)算抗剪強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度。

由于噴射混凝土抗剪強(qiáng)度與抗壓強(qiáng)度成線性比例關(guān)系,可知二者與無(wú)振動(dòng)時(shí)的強(qiáng)度關(guān)系基本一致,因而此處僅以抗壓強(qiáng)度為例進(jìn)行分析。將每組測(cè)點(diǎn)位置的抗壓強(qiáng)度與距掘進(jìn)工作面的距離生成關(guān)系曲線,與無(wú)振動(dòng)時(shí)的抗壓強(qiáng)度放在一起對(duì)比,如圖6所示。試驗(yàn)?zāi)康氖菫閷で蟊苿?dòng)載對(duì)噴射混凝土強(qiáng)度的影響隨距離的變化規(guī)律,并非求其具體的強(qiáng)度值,因此試驗(yàn)結(jié)果未按相似比折算,圖6中的抗壓強(qiáng)度為實(shí)測(cè)的石膏層的強(qiáng)度。

圖6 爆破振動(dòng)距離對(duì)噴層強(qiáng)度的影響Fig．6 Effect of blasting vibration distance on lining strength

從圖6中可以看出,受爆破動(dòng)載后,各組測(cè)點(diǎn)的噴層強(qiáng)度均小于無(wú)振動(dòng)時(shí)的強(qiáng)度,說(shuō)明受爆破動(dòng)載擾動(dòng)后,噴射混凝土的強(qiáng)度受到了一定的影響。由于試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽绲南拗?該組試驗(yàn)未能測(cè)試更遠(yuǎn)距離處的噴層強(qiáng)度變化情況,測(cè)點(diǎn)只布置到距掘進(jìn)工作面500 mm處,按照相似比例系數(shù)計(jì)算,相當(dāng)于原型的3 m,該距離遠(yuǎn)未超過(guò)爆破振動(dòng)的影響半徑,均處于受爆破動(dòng)載較嚴(yán)重的區(qū)域。但從圖6所示關(guān)系曲線可以看出,距掘進(jìn)工作面300 mm處為噴層強(qiáng)度變化的臨界點(diǎn),按照相似比例計(jì)算,相當(dāng)于原型的1．8 m,可知:距掘進(jìn)工作面1．8 m以內(nèi),噴層強(qiáng)度受爆破動(dòng)載影響最為嚴(yán)重;而1．8 m以外,隨著與掘進(jìn)工作面距離的增加,噴層的強(qiáng)度呈總體上升趨勢(shì),爆破動(dòng)載對(duì)噴層強(qiáng)度的影響逐漸減小。按照?qǐng)D6中測(cè)點(diǎn)300～500 mm處曲線段的上升趨勢(shì)分析,可以推知:該上升曲線與無(wú)振動(dòng)時(shí)強(qiáng)度直線的交點(diǎn)約在1 500 mm處,相當(dāng)于原型的9 m,即:距掘進(jìn)工作面9 m以外,噴射混凝土的終凝強(qiáng)度將不再受爆破動(dòng)載的影響。因此,在一般的巷道掘進(jìn)中,應(yīng)將噴射混凝土置后工作面9 m。

3.3 同一斷面不同位置處的動(dòng)載影響

為了研究爆破動(dòng)載作用下,距離掘進(jìn)工作面相同距離的斷面上,不同位置的點(diǎn)受影響程度是否一致,相互之間有何種關(guān)系,采用拉拔試驗(yàn)和電阻應(yīng)變測(cè)試相結(jié)合的手段進(jìn)行檢測(cè),兩種方法所測(cè)得的結(jié)果可以互為參照、進(jìn)行對(duì)比分析。

試驗(yàn)時(shí),電阻應(yīng)變測(cè)試與拉拔試驗(yàn)同步進(jìn)行:在每個(gè)模型硐室布置一個(gè)測(cè)量斷面,在兩側(cè)邊墻、拱肩和拱頂位置共布置5個(gè)測(cè)試點(diǎn),做拉拔試驗(yàn),測(cè)點(diǎn)位置如圖4所示。在硐室內(nèi)支護(hù)工作面上噴涂10 mm厚的石膏漿體模擬噴射混凝土,同時(shí)將銷(xiāo)釘分別埋入5個(gè)測(cè)點(diǎn)位置。由于巷道斷面形狀是對(duì)稱的,硐室兩側(cè)邊墻和拱肩的對(duì)應(yīng)點(diǎn)所測(cè)得的數(shù)據(jù),可互為參照比對(duì)。待石膏基本完成凝結(jié)硬化、表面干燥后,在邊墻、拱肩和拱頂位置設(shè)3個(gè)應(yīng)變測(cè)試點(diǎn),如圖7所示,在每個(gè)試點(diǎn)沿硐室軸向粘貼應(yīng)變片做單點(diǎn)應(yīng)變測(cè)試,準(zhǔn)備工作完成之后,裝藥爆破,通過(guò)電阻應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)采集應(yīng)變波形并存儲(chǔ);然后用緩慢而均勻的速度將各測(cè)點(diǎn)的銷(xiāo)釘拔出并記錄拉力值。

圖7 測(cè)點(diǎn)布置Fig．7 Measuring points

以上步驟為一組試驗(yàn),一組試驗(yàn)完成后,用工具清除掉硐室內(nèi)支護(hù)工作面上的石膏,重復(fù)以上步驟,共進(jìn)行6組試驗(yàn)。試驗(yàn)的模擬爆破均在同一個(gè)爆破孔中進(jìn)行,因此在裝藥段爆破孔壁難免發(fā)生破碎和變形。為了克服該問(wèn)題的不利影響,采用逐步改變裝藥位置的辦法,用炮泥和碎渣將爆破孔壁破碎段填充搗實(shí),裝藥位置逐步向孔口移動(dòng)。

拉拔試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析時(shí),將每個(gè)測(cè)點(diǎn)的6次試驗(yàn)數(shù)據(jù)求均值,按公式(1)和(3)分別計(jì)算抗剪強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度,與噴層不受振動(dòng)荷載時(shí)的終凝強(qiáng)度相比,計(jì)算出強(qiáng)度降低率,列入表2,從表2中可以看出,各測(cè)點(diǎn)的拉力平均值相差不大。同時(shí),將抗剪強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度的降低率用柱形圖表示,如圖8所示。從圖8中可以直觀地看出:受爆破動(dòng)載后,位于拱頂位置的C點(diǎn)強(qiáng)度降低率最大,說(shuō)明受振后拱頂位置噴射混凝土層的強(qiáng)度變化最大。按照同樣的方法對(duì)比不同齡期、不同距離時(shí)的測(cè)試結(jié)果,也可以得出相同結(jié)論。

表2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 2 Test data

應(yīng)變測(cè)試的結(jié)果并不理想,由于種種原因,部分測(cè)點(diǎn)并沒(méi)有測(cè)到有效的波形數(shù)據(jù),圖9列出了一組較為典型和完整的應(yīng)變波形,圖中的應(yīng)變,正值表示拉應(yīng)變,負(fù)值表示壓應(yīng)變。

從圖9中可以看出,模擬噴射混凝土層在硐室邊墻A點(diǎn)位置主要受拉應(yīng)變,噴射混凝土中的應(yīng)變波持續(xù)時(shí)間大約為8 ms,應(yīng)變峰值為1 152×10-6,之后減小至殘余應(yīng)變306×10-6,經(jīng)過(guò)約5 ms的平緩期趨于穩(wěn)定值198×10-6;在硐室拱肩B點(diǎn)位置,噴射混凝土先是受壓,其后應(yīng)變慢慢增大,由受壓變?yōu)槭芾?達(dá)到應(yīng)變峰值為 857×10-6,應(yīng)變波持續(xù)時(shí)間大約13 ms,殘余應(yīng)變80×10-6;在拱頂C點(diǎn)位置,噴射混凝土既受壓又受拉,應(yīng)變峰值為1 258×10-6,應(yīng)變波持續(xù)時(shí)間約為6 ms,之后趨于平緩,殘余應(yīng)變157× 10-6。

圖8 各測(cè)點(diǎn)的強(qiáng)度降低率Fig．8 The rate of strength decrease

石膏的彈性模量為2．32 GPa,根據(jù)應(yīng)變信號(hào)和應(yīng)力轉(zhuǎn)化關(guān)系ε=σ/E,可以計(jì)算得知爆破動(dòng)載引起的應(yīng)力大小,在硐室邊墻、拱肩和拱頂位置,最大應(yīng)力分別為2．67,1．99和2．92 MPa。此結(jié)果也可以說(shuō)明,爆破振動(dòng)作用下,拱頂位置的噴層受到的應(yīng)力比較大,而且是反復(fù)拉壓,就必然會(huì)造成強(qiáng)度的降低,這與上述拉拔試驗(yàn)結(jié)論一致。

圖9 各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變波形Fig．9 Stress waves in different survey points

4 結(jié) 論

(1)通過(guò)分析噴射混凝土在不同齡期時(shí)受爆破振動(dòng)后的強(qiáng)度變化,得到了受爆破振動(dòng)后,噴射混凝土的強(qiáng)度變化與其受振時(shí)齡期的關(guān)系曲線,對(duì)比不受擾動(dòng)時(shí)噴層的終凝強(qiáng)度,可知:在齡期5～12 h期間,一定量的爆破振動(dòng)不但沒(méi)有影響噴射混凝土的強(qiáng)度增長(zhǎng),反而使其強(qiáng)度有所提高;爆破動(dòng)載對(duì)新噴混凝土的主要影響期為12～24 h;對(duì)齡期大于24 h的噴射混凝土影響則逐漸減小。

(2)根據(jù)各測(cè)點(diǎn)位置噴層強(qiáng)度與距掘進(jìn)工作面距離的關(guān)系曲線,與無(wú)振動(dòng)時(shí)的強(qiáng)度作對(duì)比,可以得出:距掘進(jìn)工作面1．8 m以內(nèi),噴射混凝土強(qiáng)度受爆破動(dòng)載影響最為嚴(yán)重;而1．8 m以外,隨著與掘進(jìn)工作面距離的增加,爆破動(dòng)載對(duì)噴射混凝土強(qiáng)度的影響逐漸減小,并可依此趨勢(shì)推知:距掘進(jìn)工作面9 m以外,噴射混凝土的終凝強(qiáng)度將不再受爆破動(dòng)載的影響。

(3)結(jié)合拉拔試驗(yàn)和應(yīng)變測(cè)試,對(duì)比硐室邊墻、拱肩和拱頂位置的試驗(yàn)強(qiáng)度和應(yīng)變波形,可以得知:爆破振動(dòng)作用下,拱頂位置的噴層所受的最大應(yīng)力為2．92 MPa,其強(qiáng)度下降率最大,說(shuō)明爆破動(dòng)載對(duì)硐室拱頂位置的噴層強(qiáng)度影響程度最大。

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Model test on the strength of young shotcrete under blasting load

SHAN Ren-liang,GENG Hui-hui,Lü Jin-yang,JIAO Shao-peng
(School of Mechanics and Civil Engineering,China University of Mining and Technology(Beijing),Beijing 100083,China)

The model tests as the primary means is used for the research on the effects of blasting load on young shotcrete．The strength of similar shotcrete lining was measured by pull-out method of the embedded parts,combined with resistance strain gauge test;the effect of blasting load on quality of shotcrete strength development was analyzed from three aspects,including different age of shotcrete,various distances from the tunnel face and different positions in the same section．The results show that,in the age of 5-12 h period,as the shotcrete not reaches the final coagulated state,a certain amount of blasting vibration can increase the compactness of shotcrete,means play a“tamping”role; the main effects of young shotcrete under blasting load is in 12-24 h;the influence of blasting gradually decrease to those shotcrete greater than 24 hours．1．8 m is the critical point,with increasing distance from the tunnel face,the influence of young shotcrete under blasting load decreases and there is no influence after 9 m．By contrasting the changes of the shotcret strength and strain waveforms,it can be judged that the vault gets the greatest influence under blasting load．

young shotcrete;strength;blasting load

TD235

A

0253-9993(2014)11-2157-08

2013-10-18 責(zé)任編輯:常 琛

教育部高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目(20120023110009)

單仁亮(1964—),男,江蘇大豐人,教授,博士生導(dǎo)師,博士。Tel:010-62331019,E-mail:srl@cumtb．edu．cn

單仁亮,耿慧輝,呂進(jìn)陽(yáng),等．新噴混凝土強(qiáng)度受爆破荷載影響的模型試驗(yàn)[J]．煤炭學(xué)報(bào),2014,39(11):2157-2164．

10．13225/j．cnki．jccs．2013．1515

Shan Renliang,Geng Huihui,Lü Jinyang,et al．Model test on the strength of young shotcrete under blasting load[J]．Journal of China Coal Society,2014,39(11):2157-2164．doi:10．13225/j．cnki．jccs．2013．1515