深部巷道U型約束混凝土拱架力學(xué)性能及支護(hù)體系現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究

王琦，李為騰，李術(shù)才，江貝，阮國(guó)強(qiáng)，王德超，張世國(guó)，劉文江，邵行

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深部巷道U型約束混凝土拱架力學(xué)性能及支護(hù)體系現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究

王琦1, 2，李為騰1, 3，李術(shù)才1，江貝1，阮國(guó)強(qiáng)4，王德超1, 2，張世國(guó)4，劉文江4，邵行1

(1. 山東大學(xué)巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心，山東濟(jì)南，250061；2. 安徽理工大學(xué)煤礦安全高效開采省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽淮南，232001；3. 山東科技大學(xué)土木建筑學(xué)院，山東青島，266590；4. 兗煤菏澤能化有限公司趙樓煤礦，山東鄆城，274705)

針對(duì)處于深部、斷層構(gòu)造破碎帶等條件下的難支護(hù)巷道，提出U型約束混凝土(UCC)拱架新型支護(hù)技術(shù)。對(duì)拱架的承載特性及變形規(guī)律等進(jìn)行數(shù)值及室內(nèi)試驗(yàn)研究，并明確新型拱架失穩(wěn)破壞的關(guān)鍵部位，綜合分析UCC拱架支護(hù)體系的作用機(jī)制。研究結(jié)果表明：UCC短柱具有較好的延性和后期承載能力，極限承載力相對(duì)U型鋼短柱提高127%~196%；UCC拱架承載能力是對(duì)應(yīng)U型鋼拱架的2.16倍；UCC拱架支護(hù)體系作為一種新型的三維立體支護(hù)體系，圍巖控制效果顯著，該支護(hù)體系下巷道圍巖變形量最大為53 mm，僅為U型鋼拱架的20.6%，且UCC拱架能夠提供高強(qiáng)支護(hù)阻力，有效保證支護(hù)體系的安全性。

深部巷道；U型約束混凝土；拱架；力學(xué)性能

據(jù)統(tǒng)計(jì)，目前我國(guó)許多礦區(qū)如淮南、巨野等地的開采深度已超過1.0 km，全國(guó)開采深度超過1.0 km的礦井達(dá)數(shù)十個(gè)，預(yù)計(jì)未來20年我國(guó)很多礦井開采深度將達(dá)到1.0~1.5 km[1?2]。隨著煤炭開采深度的不斷增加，地質(zhì)條件不斷惡化，巖體所處的應(yīng)力環(huán)境發(fā)生變化[3?8]，由此導(dǎo)致深部圍巖巖體結(jié)構(gòu)、力學(xué)性質(zhì)、強(qiáng)度和變形等特性發(fā)生變異，明顯不同于淺部圍巖，致使現(xiàn)有的圍巖控制理論及技術(shù)不能適應(yīng)深部新的情況，出現(xiàn)了大量的難支護(hù)巷道，直接影響了煤礦的安全及高效生產(chǎn)。由于深部開采引起的巷道圍巖變形、片幫等安全事故占礦山建設(shè)、生產(chǎn)事故總數(shù)的40%以上，深部巷道的支護(hù)問題越來越突出[9]。深部開采中遇到的軟巖支護(hù)問題從20世紀(jì)初作為世界性難題被提出，目前，在深部軟巖巷道圍巖控制理論及技術(shù)方面，形成了錨網(wǎng)噴支護(hù)系列技術(shù)、鋼架支護(hù)系列技術(shù)、注漿加固和卸壓支護(hù)系列技術(shù)、鋼筋混凝土支護(hù)系列技術(shù)、料石碹支護(hù)系列技術(shù)等常用支護(hù)技術(shù)[10]，形式多樣。其中，U型鋼拱架因具有較高初撐力、安裝方便和具有一定可縮性等優(yōu)點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于礦山巷道支護(hù)。但由于現(xiàn)場(chǎng)條件的復(fù)雜性，1.0 km深井軟巖巷道中U鋼支架仍然經(jīng)常出現(xiàn)屈服、破壞現(xiàn)象，其承載能力仍需進(jìn)一步提高。另外，近年來發(fā)展起來的圓形截面鋼管混凝土支架，因鋼管和核心混凝土產(chǎn)生“力的共生”作用，表現(xiàn)出承載力高、塑性好等優(yōu)點(diǎn)[11?12]，具有廣闊的使用前景，但因存在受力、工藝及造價(jià)等原因，有待進(jìn)一步優(yōu)化。為此，本文作者在前人研究的基礎(chǔ)上，針對(duì)深部、斷層構(gòu)造破碎帶等難支護(hù)巷道，提出UCC拱架新型支護(hù)技術(shù)，并通過室內(nèi)試驗(yàn)、數(shù)值模擬及現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)對(duì)其核心構(gòu)件基本力學(xué)性能、變形破壞形態(tài)、現(xiàn)場(chǎng)圍巖控制效果等進(jìn)行研究，以便為深部復(fù)雜難支護(hù)巷道提供一種新型有效的支護(hù)形式。

1 U型約束混凝土(UCC)拱架

根據(jù)礦用U型鋼支架在現(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐中所出現(xiàn)的問題，結(jié)合目前對(duì)約束混凝土結(jié)構(gòu)及鋼管混凝土支架的研究成果，提出適用于深部大變形巷道的U型約束混凝土(下文簡(jiǎn)稱UCC)拱架。將礦用U型鋼的開口側(cè)進(jìn)行封閉并充填混凝土形成約束混凝土支護(hù)結(jié)構(gòu)(見圖1)，使拱架承載能力得到提高，穩(wěn)定能力加強(qiáng)，同時(shí)在架后進(jìn)行混凝土壁后充填，保證拱架與壁后結(jié)構(gòu)面接觸，受力集中現(xiàn)象減少，高承載力得到發(fā)揮。U型鋼約束混凝土拱架是在現(xiàn)有礦用U型鋼拱架基礎(chǔ)上通過焊接平鋼帶(封板)改造而成，工藝簡(jiǎn)單，基本上礦井均具有該生產(chǎn)能力，為深部難支護(hù)巷道提供了一種簡(jiǎn)單易行的新型高強(qiáng)支護(hù)形式。

圖1 U型約束混凝土構(gòu)件

2 UCC短柱軸壓力學(xué)性能試驗(yàn)

U型約束混凝土是一種新型的結(jié)構(gòu)形式，目前尚未有相關(guān)研究。本文通過對(duì)U型鋼以及UCC短柱的軸壓靜力加載試驗(yàn)，從變形破壞形態(tài)、荷載?應(yīng)變曲線和極限承載力等方面，對(duì)拱架基本構(gòu)件的受力性能、變形破壞特性及構(gòu)件極限承載力進(jìn)行分析，了解U型約束混凝土的力學(xué)性能，并與短柱數(shù)值模擬結(jié)果互相印證，為拱架的數(shù)值模擬提供合理本構(gòu)模型及材料力學(xué)參數(shù)。

2.1 試驗(yàn)概況

參考圓、方鋼管混凝土構(gòu)件軸壓試驗(yàn)的研究方 法[13?14]，設(shè)計(jì)2類軸壓試件，包括U型鋼短柱(U25，U29和U36)和U型鋼約束混凝土(下文簡(jiǎn)稱UCC)短柱(UCC25，UCC29和UCC36)，共計(jì)6組，相同型號(hào)的試件每組加工2個(gè)，如表1所示。

表1 試件幾何參數(shù)及部分試驗(yàn)結(jié)果

注：1)ue為(軸力)?(應(yīng)變)曲線對(duì)應(yīng)的峰值點(diǎn)荷載，?曲線沒有下降段的試件取實(shí)驗(yàn)結(jié)束時(shí)的軸向荷載；2) 承載力提高率指UCC短柱極限承載力較相同型號(hào)的U型鋼短柱提高的百分比。

U型鋼短柱通過在截好的礦用U型鋼短柱上下兩端面焊接承壓面板加工而成。UCC短柱是在U型鋼短柱基礎(chǔ)上再焊接封板加工而成，封板厚度為10 mm，鋼管內(nèi)灌注C40泵送混凝土。

試驗(yàn)在1 000 t壓力機(jī)上進(jìn)行，試件兩端采用平板鉸加載。為準(zhǔn)確測(cè)量試件的變形，在每個(gè)短柱的上、中、下部布設(shè)應(yīng)變花，同時(shí)沿試件縱向，設(shè)置2個(gè)位移計(jì)，以測(cè)定試件的縱向總變形。采用分級(jí)加載方式，直至試件最終破壞試驗(yàn)停止為止。

2.2 結(jié)果分析

2.2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)分析

試件典型破壞形態(tài)如圖2所示。從圖2可以看出：U型鋼短柱呈現(xiàn)出彎曲失穩(wěn)的破壞形態(tài)，UCC短柱呈現(xiàn)出剪切滑移和多折腰鼓型的破壞形態(tài)；U型鋼短柱試件在軸向荷載作用下整體出現(xiàn)明顯的彎曲失穩(wěn)，截面承載能力未得到有效發(fā)揮。對(duì)于U型拱架，上述破壞失穩(wěn)形態(tài)是在礦山井下復(fù)雜的地應(yīng)力條件下多產(chǎn)生平面外失穩(wěn)破壞，無法有效發(fā)揮其承載能力的重要原因。UCC短柱試件隨著荷載的增加，鋼管壁局部開始出現(xiàn)剪切滑移線，繼續(xù)加載，試件表面開始出現(xiàn)了明顯的屈曲波波峰，同時(shí)滑移線由少到多，逐漸布滿管壁。在上述過程中，荷載基本上呈持續(xù)增加的趨勢(shì)，未見荷載下降的現(xiàn)象。由此可知：UCC短柱軸壓條件下具有較好的延性和后期承載能力，試件均為整體的塑性失穩(wěn)，最終呈現(xiàn)剪切滑移或多折腰鼓形的破壞形態(tài)，有效避免了U型鋼短柱的彎曲失穩(wěn)，有利于后期截面承載能力的發(fā)揮。

(a) U29-2；(b) UCC29-2

2.2.2 UCC短柱?關(guān)系分析

圖3所示為部分試件的?關(guān)系曲線及典型曲線。分析圖3可以發(fā)現(xiàn)：

(a) U29及UCC29短柱；

1) U型鋼短柱的關(guān)系曲線大致可分為彈性變形階段(’)—彈塑性變形階段(’)—下降段(’’)共3個(gè)階段。?關(guān)系曲線在達(dá)到峰值點(diǎn)’后就開始下降，在’點(diǎn)時(shí)鋼管出現(xiàn)明顯的彎曲失穩(wěn)，之后荷載隨變形的發(fā)展而顯著下降。

2) UCC短柱的?關(guān)系曲線大致可分為彈性變形階段()—彈塑性變形階段()—塑性變形階段()—穩(wěn)定變形階段() 4個(gè)階段。?關(guān)系曲線在達(dá)到點(diǎn)后沒有出現(xiàn)U型鋼短柱呈現(xiàn)出的下降趨勢(shì)，而是呈現(xiàn)出繼續(xù)平緩上升的趨勢(shì)，但增速明顯減慢，最終曲線基本變?yōu)槠街本€，荷載不再上升。

由上述分析可知：U型鋼短柱的?關(guān)系曲線呈上升→平緩下降的3階段形式，有下降段；UCC短柱的-關(guān)系曲線呈上升→平緩上升的4階段形式，無下降段。這說明UCC短柱具有較好的延性和后期承載能力。

2.2.3 軸壓承載力值對(duì)比分析

各試件的軸壓極限承載力ue統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表1，其相應(yīng)柱狀圖見圖4。從表1和圖4可見：UCC短柱與其相對(duì)應(yīng)的U型鋼短柱相比，承載能力得到極大提高，3種UCC短柱的極限承載能力分別提高127%，196%和142%，即軸壓承載能力是對(duì)應(yīng)U型鋼短柱的2~3倍；UCC25截面用鋼量與U36的用鋼量基本相同，但軸壓承載力極限值是U36短柱的1.6倍，承載能力遠(yuǎn)高于后者。

圖4 極限承載力統(tǒng)計(jì)圖

綜合上述試驗(yàn)結(jié)果，UCC短柱承載能力及穩(wěn)定性與對(duì)應(yīng)的U型鋼短柱相比大幅提高的原因在于：1) 短柱的彎曲失穩(wěn)，屬于結(jié)構(gòu)失穩(wěn)，截面強(qiáng)度在承載后期未能得到充分發(fā)揮，而焊接封板并填充核心混凝土后，形成UCC構(gòu)件，其結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性得到大幅度提高，在相同條件下結(jié)構(gòu)失穩(wěn)現(xiàn)象消除；2) 填充混凝土使得UCC短柱截面強(qiáng)度得到充分發(fā)揮，實(shí)現(xiàn)了封閉鋼管和核心混凝土“力的共生”，整體承載能力大幅度提高。

3 UCC拱架力學(xué)性能數(shù)值試驗(yàn)

3.1 數(shù)值試驗(yàn)概況

在短柱室內(nèi)軸壓試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，利用ABAQUS對(duì)短柱進(jìn)行軸壓數(shù)值試驗(yàn)，通過對(duì)比模擬結(jié)果與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證所建立模型及材料參數(shù)的合理性。

3.1.1 模型建立及網(wǎng)格劃分

鋼管和混凝土均采用減縮積分格式的六面體單元，單元類型選取C3D8R，網(wǎng)格劃分采用映射網(wǎng)格劃分方法。

3.1.2 材料參數(shù)

在有限元分析中，鋼管假定為各向同性材料。根據(jù)材料拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)，鋼材屈服強(qiáng)度y取335 MPa，抗拉極限強(qiáng)度u取533 MPa。U型鋼屬于高強(qiáng)鋼材，本文采用雙線性模型?？紤]鋼材的強(qiáng)化效應(yīng)，鋼材單向應(yīng)力?應(yīng)變關(guān)系模型為

其中：s為鋼材彈性模量，取1.97×1011Pa，強(qiáng)化段的彈性模量可取值0.01s；y為鋼材屈服強(qiáng)度?；炷亮⒎皆噳K強(qiáng)度cu由同條件下成型養(yǎng)護(hù)的100 mm立方試塊按標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法測(cè)得，測(cè)試方法依據(jù)GBJ 81—85“普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法”進(jìn)行。經(jīng)試驗(yàn)，28 d時(shí)，cu=41.6 MPa；試驗(yàn)時(shí)，cu=43.2 MPa。最終測(cè)定彈性模量c為32.5 GPa，彈性階段泊松比為0.2，按“混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范”取其單軸抗壓強(qiáng)度ck=28.9 MPa，單軸抗拉強(qiáng)度tk=2.8 MPa?；炷敛捎没炷了苄該p傷模型?；炷了苄詤?shù)如表2所示。

表2 核心混凝土塑性參數(shù)

研究表明，考慮鋼管和混凝土界面之間的黏結(jié)滑移性能對(duì)鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的整體性能影響很小。因此，在本次有限元分析中，假定鋼管與混凝土整體變形協(xié)調(diào)，兩者之間采用綁定(Tie)約束。

3.1.3 加載

采用位移加載法，鋼管混凝土短柱模型下端取為固定端，底面約束1，2和33個(gè)方向，短柱上端施加平動(dòng)約束，并施加豎向位移荷載。

3.1.4 結(jié)果分析

1)極限承載力。表3所示為3種UCC短柱試驗(yàn)實(shí)測(cè)的極限承載力和有限元分析的極限承載力及其相對(duì)誤差，可見極限承載力最大相對(duì)誤差不超過8%。

表3 有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2) 荷載?位移曲線對(duì)比分析。圖5所示為3類UCC短柱的室內(nèi)試驗(yàn)與有限元計(jì)算得到的荷載?位移曲線。從圖5可見：2條曲線均經(jīng)歷了彈性變形階段、彈塑性變形階段、塑性變形階段及穩(wěn)定變形階段，有限元計(jì)算曲線在彈性階段的斜率略比試驗(yàn)曲線的斜率大，但有限元計(jì)算曲線總體走向與試驗(yàn)曲線走向一致，屈服荷載也較接近。

(a) UCC25；(b) UCC29；(c) UCC36

綜合上述計(jì)算結(jié)果可知：本文計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較吻合，說明所建立的模型、材料力學(xué)參數(shù)的選取、加載方法以及整個(gè)分析過程是合理可行的，能夠滿足UCC拱架力學(xué)性能的準(zhǔn)確模擬。

3.2 UCC拱架力學(xué)加載試驗(yàn)

3.2.1 模型的建立及材料參數(shù)

本次模擬主要針對(duì)礦山深井巷道支護(hù)常用的UCC29拱架進(jìn)行，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)拱架尺寸，確定拱架半圓拱部分半徑為2.75 m，直腿部分長(zhǎng)度為1.65 m，對(duì)拱肩部位的節(jié)點(diǎn)采用常規(guī)截面進(jìn)行簡(jiǎn)化，拱架通長(zhǎng)橫截面一致；UCC拱架封板厚度為10 mm，混凝土強(qiáng)度為C40。

3.2.2 加載及邊界條件

混凝土外側(cè)和鋼管內(nèi)壁采用tie約束。拱架外側(cè)表面施加表面荷載進(jìn)行加載，拱架荷載施加示意圖如圖6所示。

圖6 UCC29拱架荷載施加示意圖

3.2.3 計(jì)算結(jié)果分析

1) 極限承載力分析。計(jì)算結(jié)果表明，在未加載至荷載子步最后一步前計(jì)算終止，說明荷載已經(jīng)不能繼續(xù)施加，拱架承載力達(dá)到最大。拱架模型產(chǎn)生了較大變形，由于變形過大，己經(jīng)超出支架在實(shí)際工程應(yīng)用中的使用極限，可以認(rèn)為構(gòu)件已經(jīng)不能進(jìn)行正常工作，將此時(shí)的總荷載作為極限承載力。UCC29拱架極限承載力為1.146 0 MN，U29拱架極限承載力為0.541 8 MN；UCC拱架相比于同型號(hào)的U型鋼拱架，其極限承載力提高1.16倍。圖7所示為UCC29拱架最大變形部位荷載?位移曲線。

圖7 數(shù)值計(jì)算最大變形處荷載?位移曲線

2) 拱架力學(xué)性能分析。圖8所示為UCC29拱架不同荷載時(shí)的應(yīng)力云圖和試驗(yàn)加載完成后的位移云圖。

(a) 彈性段，?0.833 0 MN；(b) 屈服時(shí)刻，?1.121 MN；(c)試驗(yàn)結(jié)束，?1.146 MN；(d) 試驗(yàn)結(jié)束后位移云圖

從圖7和圖8可以看出：當(dāng)拱架進(jìn)入屈服之前，拱架處于彈性階段，此階段內(nèi)拱架變形不明顯，且近似呈對(duì)稱性變形；當(dāng)荷載達(dá)到1.121 MN時(shí)，拱架開始屈服，變形速率明顯加快，且開始出現(xiàn)非對(duì)稱變形特征；當(dāng)荷載達(dá)到1.146 MN時(shí)荷載達(dá)到最大，計(jì)算終止，拱架呈現(xiàn)明顯的非對(duì)稱形態(tài)。

數(shù)值模擬結(jié)果顯示：拱架最大變形出現(xiàn)在拱腿中部至起拱點(diǎn)部位，拱架的拱頂位置出現(xiàn)了明顯的外凸現(xiàn)象，拱腿部位為反彎狀態(tài)，拱頂部位為正彎狀態(tài)，半圓拱30°~60°位置處應(yīng)力較小，拱架整體呈現(xiàn)非對(duì)稱失穩(wěn)現(xiàn)象。

工程建議：當(dāng)UCC拱架受均壓荷載作用時(shí)，拱架上最有可能首先發(fā)生失穩(wěn)破壞的關(guān)鍵部位為拱腿中部至起拱點(diǎn)位置。建議在拱架該位置采用適當(dāng)?shù)难a(bǔ)強(qiáng)措施，如對(duì)拱架該位置焊接增強(qiáng)鋼板或增設(shè)錨桿護(hù)板，以防止拱架在該位置過早屈服破壞而導(dǎo)致支護(hù)體系的整體失效。

4 UCC拱架1:1力學(xué)試驗(yàn)

為了能夠明確、定量掌握UCC約束混凝土拱架的極限承載力及力學(xué)性能，采用地下工程約束混凝土拱架1:1大型試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)UCC約束混凝土拱架進(jìn)行實(shí)驗(yàn)室內(nèi)的力學(xué)加載試驗(yàn)。

4.1 試驗(yàn)系統(tǒng)組成

地下工程支護(hù)拱架大型力學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)，它主要由反力結(jié)構(gòu)、加載及控制系統(tǒng)、監(jiān)測(cè)系統(tǒng)及附屬構(gòu)件等組成。

該系統(tǒng)能夠?qū)崿F(xiàn)約束混凝土拱架及其他常規(guī)拱架1:1力學(xué)試驗(yàn)，配以組合式調(diào)整模塊，可以進(jìn)行圓形、直墻半圓拱形、半圓反底拱形、馬蹄形等不同形狀約束混凝土拱架的力學(xué)試驗(yàn)，通過增減油缸底座墊塊的數(shù)量，可以調(diào)節(jié)試驗(yàn)系統(tǒng)的有效加載半徑，實(shí)現(xiàn)不同尺寸拱架的加載試驗(yàn)；推力器端部布置柔性傳力橡膠，使拱架受力更為均勻。利用配備的監(jiān)測(cè)系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)(拱架的變形、受力、應(yīng)力)的精確量測(cè)與采集。

4.2 試驗(yàn)加載方案

4.2.1 拱架尺寸

UCC試驗(yàn)拱架尺寸與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)施方案中的拱架尺寸相同；拱架凈寬5.50 m，直腿部分高1.65 m。

4.2.2 加載方式

通過加載及控制系統(tǒng)對(duì)UCC拱架采用分級(jí)單調(diào)加載的方式進(jìn)行均布加載，模擬現(xiàn)場(chǎng)拱架實(shí)際的受力狀態(tài)。在實(shí)驗(yàn)過程中，時(shí)刻觀察試件破壞情況，直至試件整體進(jìn)入屈服狀態(tài)或產(chǎn)生明顯破壞為止。當(dāng)荷載小于預(yù)計(jì)極限荷載的90%時(shí)，加載速率為10 kN/min，每30 kN保壓0.5 min；當(dāng)荷載大于預(yù)計(jì)極限荷載的90%時(shí)，加載速率為5 kN/min，每10 kN保壓0.5 min。

4.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)開始后較長(zhǎng)一段時(shí)間內(nèi)未觀測(cè)到拱架的明顯變形，隨著荷載的繼續(xù)升高，拱架的3個(gè)節(jié)點(diǎn)開始出現(xiàn)縮動(dòng)，繼續(xù)加載，拱架在左、右拱腿處產(chǎn)生了向內(nèi)的彎曲變形，左右基本對(duì)稱，荷載基本不再上升；隨著加載持續(xù)，拱架繼續(xù)變形，左右拱腿的彎曲變形更加明顯，同時(shí)拱架的拱頂位置出現(xiàn)了明顯的外凸現(xiàn)象，且向左側(cè)傾斜，呈現(xiàn)非對(duì)稱失穩(wěn)模式；至試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，拱架的最大變形出現(xiàn)在左側(cè)拱腿部位，非對(duì)稱失穩(wěn)形態(tài)更加明顯。

4.3.2 拱架受力性能分析

圖9所示為試驗(yàn)得到的UCC拱架總荷載隨時(shí)間的變化曲線，圖10所示為拱架的徑向荷載位移曲線；圖11所示為拱架不同時(shí)刻變形示意圖，拱架外側(cè)的數(shù)字表示位移測(cè)點(diǎn)的編號(hào)，內(nèi)側(cè)數(shù)字表示該測(cè)點(diǎn)位移。

圖9 UCC拱架總荷載?時(shí)間曲線圖

1#和2#等為位移測(cè)點(diǎn)號(hào)

(a) 876 s(屈服)，?1.230 MN；(b) 2 400 s(結(jié)束)，?1.085 MN

由圖9~11可以看出：

1) 在試驗(yàn)加載過程中，除拱頂?shù)?個(gè)(1號(hào)、11號(hào)和12號(hào))位移測(cè)點(diǎn)為向外變形外，其余各測(cè)點(diǎn)均向拱架內(nèi)側(cè)變形，左、右兩側(cè)呈對(duì)稱變形現(xiàn)象。

2) 當(dāng)試驗(yàn)進(jìn)行到876 s左右時(shí)，拱架承擔(dān)的荷載(1.230 MN左右)增速明顯下降，變形速率明顯增大，荷載位移曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)，失穩(wěn)現(xiàn)象開始出現(xiàn)，拱架的變形形態(tài)開始出現(xiàn)非對(duì)稱現(xiàn)象，由此確定拱架整體屈服荷載為1.230 MN。

3) 當(dāng)試驗(yàn)進(jìn)行到1 488 s左右時(shí)，拱架承擔(dān)的總荷載達(dá)到峰值1.310 MN，隨后總荷載時(shí)間曲線出現(xiàn)下降段，說明拱架能承受的極限荷載為1.310 MN，與數(shù)值模擬結(jié)果相差不大。

4) 當(dāng)試驗(yàn)結(jié)束后，拱架變形的最大部位出現(xiàn)在拱腿至起拱點(diǎn)位置，與數(shù)值模擬結(jié)果較吻合。

5 現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用

5.1 工程概況

山東省荷澤市巨野煤田趙樓煤礦第二集中軌道下山是為下階段采區(qū)服務(wù)的巷道，起點(diǎn)標(biāo)高為?850 m，巷道終點(diǎn)標(biāo)高為?940 m，巖層以軟弱頁(yè)巖為主。主要巖層及厚度從上至下依次為：細(xì)砂巖6 m、粉砂巖6 m、粉細(xì)砂巖互層5 m、泥巖8 m。地質(zhì)構(gòu)造復(fù)雜，垂直張性裂隙較發(fā)育，巖層破碎。實(shí)測(cè)地應(yīng)力表明最大水平主應(yīng)力為32.39～34.63 MPa，方向與二集軌道軸向基本垂直。

5.2 原支護(hù)方案

第二集中軌道下山永久設(shè)計(jì)為錨網(wǎng)(索)噴支護(hù)，斷面形狀為直墻半圓拱形，凈寬5.500 m，凈高4.400 m。錨桿采用直徑×長(zhǎng)度為0.022 m×2.400 m的高強(qiáng)度左旋無縱筋螺紋鋼錨桿，用1根長(zhǎng)度為1.000 m的樹脂藥卷錨固，間排距為0.800 m；錨索選用直徑×長(zhǎng)度為0.022 m×6.200 m的高強(qiáng)度低松弛預(yù)應(yīng)力鋼絞線及配套鎖具，采用2根長(zhǎng)度為1 m的樹脂藥卷錨固，間距為2.000 m，排距為1.600 m。頂錨桿設(shè)計(jì)扭矩為120 N·m，幫錨桿扭矩為60 N·m；錨索設(shè)計(jì)預(yù)緊力為100 kN。巷道表面噴射C25混凝土厚度為0.100 m。

在原支護(hù)條件下，巷道變形量較大，頂板開裂嚴(yán)重，巷道控制困難。針對(duì)該問題，常用的處理措施是施工U型棚(U29)加強(qiáng)支護(hù)，但是U型棚施工后巷道圍巖變形仍然不能得到較好控制，常出現(xiàn)U型棚嚴(yán)重扭曲、斷裂現(xiàn)象，導(dǎo)致巷道變形失穩(wěn)，影響巷道的正常使用，且給安全施工帶來潛在危險(xiǎn)。

5.3 UCC拱架立體支護(hù)體系

5.3.1 體系構(gòu)成

該支護(hù)體系是針對(duì)深部、動(dòng)壓、斷層破碎帶等復(fù)雜地質(zhì)條件下的巷道及破壞后的待修復(fù)巷道等難支護(hù)巷道提出的，主要包括3個(gè)主體內(nèi)容即3個(gè)承載結(jié)構(gòu)，由內(nèi)向外分別為UCC拱架、壁后充填層和錨網(wǎng)支護(hù)，見圖12。下面以本文現(xiàn)場(chǎng)采用的支護(hù)參數(shù)對(duì)體系進(jìn)行分析。

圖12 支護(hù)斷面圖

1) 錨網(wǎng)支護(hù)(外部錨固自承層)。巷道掘進(jìn)完成后，立即施工錨網(wǎng)支護(hù)，支護(hù)參數(shù)與原支護(hù)方案的參數(shù)相同，同時(shí)，為了控制巷道底板變形，形成完整的圍巖承載結(jié)構(gòu)。此方案設(shè)計(jì)了底板錨索，錨索直徑×長(zhǎng)度為0.022 m×6.200 m，間排距為1.500 m×1. 600 m；通過錨桿及錨索的錨固作用，調(diào)動(dòng)圍巖自承能力，形成支護(hù)體系的外承載結(jié)構(gòu)。

2) UCC拱架(內(nèi)部高強(qiáng)承載層)。UCC拱架主要包括拱架承載構(gòu)件(由左、右拱腿和左、右拱弦共4節(jié)構(gòu)成)、連接構(gòu)件(連接套管或卡纜)、橫向連接件(拉桿)及附屬構(gòu)件(如護(hù)板、拉桿環(huán)、鐵鞋等)構(gòu)成。UCC拱架截面形式為UCC29約束混凝土，每節(jié)均有灌漿口和排氣孔。拱架排距為1.000 m。截面內(nèi)填充C40泵送混凝土，采用混凝土輸送泵進(jìn)行混凝土灌注，并對(duì)拱架變形破壞失穩(wěn)的關(guān)鍵部位采用焊接鋼板進(jìn)行加強(qiáng)支護(hù)。

3) 壁后填充(中間充填調(diào)整層)。由于巷道圍巖軟弱破碎，拱架和圍巖之間存在尺寸較大的不規(guī)則空間，為使拱架受力均勻，在拱架和圍巖之間進(jìn)行壁后填充。采用混凝土作為壁后填充材料，壁后充填需要施工的輔助工作包括施工金屬網(wǎng)背板、隔布、隔斷等。

上述3個(gè)承載結(jié)構(gòu)之間相互作用，共同發(fā)揮承載能力，有效控制巷道圍巖變形。

5.3.2 施工流程

該支護(hù)體系的施工流程為：放炮掘進(jìn)→錨網(wǎng)支護(hù)→立拱架→鋪金屬網(wǎng)背板→鋪隔布→壁后充填→鋼管內(nèi)灌漿。支護(hù)體系施工流程見圖13。在施工之前，需進(jìn)行壁后充填材料及核心混凝土配比試驗(yàn)，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)要求，確定合理的材料配比，并設(shè)計(jì)好監(jiān)測(cè)方案，準(zhǔn)備好相應(yīng)的監(jiān)測(cè)設(shè)備。在施工過程中安裝監(jiān)測(cè)設(shè)備，以便有效觀測(cè)巷道圍巖控制效果。

圖13 支護(hù)體系施工流程圖

5.4 方案實(shí)施及監(jiān)測(cè)分析

5.4.1 實(shí)施及監(jiān)測(cè)

為對(duì)比分析新型拱架的巷道圍巖控制效果，在UCC拱架支護(hù)體系施工完成后，在二集軌道巷地質(zhì)條件基本相同的區(qū)段，實(shí)施常規(guī)的U29型鋼拱架，除拱架參數(shù)不同外，其他參數(shù)如錨網(wǎng)、壁后充填等與UCC拱架支護(hù)體系的相同。

監(jiān)測(cè)內(nèi)容包括：拱架收斂變形監(jiān)測(cè)主要進(jìn)行拱頂沉降、兩幫收斂及底臌監(jiān)測(cè)，采用收斂尺或測(cè)槍進(jìn)行監(jiān)測(cè)；拱架徑向受力監(jiān)測(cè)主要對(duì)拱頂、拱肩、起拱線及拱腳處的徑向受力采用壓力枕進(jìn)行監(jiān)測(cè)；混凝土受力監(jiān)測(cè)主要對(duì)UCC拱架支護(hù)體系壁后混凝土的三向受力狀態(tài)進(jìn)行監(jiān)測(cè)。

5.4.2 監(jiān)測(cè)結(jié)果分析

圖14所示為兩方案部分測(cè)點(diǎn)的收斂監(jiān)測(cè)和徑向受力監(jiān)測(cè)曲線，圖中“左腰-UCC”為圖15中的左拱腰中下部的測(cè)點(diǎn)收斂值，其他依此類推；圖15所示為128 d時(shí)的最終監(jiān)測(cè)結(jié)果示意圖，圖16中的1號(hào)、3號(hào)與5號(hào)測(cè)點(diǎn)分別為圖15中所示的拱腳、拱肩與拱頂部位，負(fù)值代表壓應(yīng)力。

1—頂-UCC變形量；2—左腰-UCC變形量；3—頂-U變形量；4—左腰-U變形量；5—頂-UCC徑向力；6—拱-U徑向力

圖15 128 d時(shí)UCC29拱架巷道收斂及徑向受力監(jiān)測(cè)結(jié)果

1—1號(hào)切向；2—1號(hào)徑向；3—1號(hào)軸向；4—3號(hào)切向；5—3號(hào)徑向；6—3號(hào)軸向；7—5號(hào)切向；8—5號(hào)徑向；9—5號(hào)軸向；

由圖15和圖16可知：

1) 2支護(hù)段變形形態(tài)較一致，均呈現(xiàn)出兩幫內(nèi)擠型，頂板沉降不明顯，均不超過25.0 mm，變形最大位置在拱肩位置，其次是兩幫。

2) UCC拱架和U型鋼拱架128 d后各測(cè)點(diǎn)徑向受力平均值分別為13.7 kN和12.6 kN，兩者差別不大，前者略大于后者。

3) UCC拱架支護(hù)巷道128 d時(shí)的巷道平均變形量為17.7 mm(左拱腰中下部的53.0 m為最大，拱架整體

變形較小)，僅為U型鋼拱架支護(hù)巷道的20.6%；同時(shí)，圖15中U型鋼拱架左拱腰收斂監(jiān)測(cè)曲線顯示U型鋼拱架支護(hù)巷道仍未穩(wěn)定，變形還在持續(xù)。

4) U型鋼拱架支護(hù)段已有部分拱架出現(xiàn)局部屈曲狀態(tài)，有4架拱架腰線處呈現(xiàn)一定彎曲形態(tài)，并有進(jìn)一步發(fā)展為彎曲失穩(wěn)的趨勢(shì)，而U型鋼約束混凝土拱架尚未見上述現(xiàn)象和跡象。

5) 在整個(gè)監(jiān)測(cè)期內(nèi)，混凝土內(nèi)部軸向應(yīng)力呈現(xiàn)出壓應(yīng)力先增加再減小的趨勢(shì)，并逐漸向受拉轉(zhuǎn)變，最終各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的軸向應(yīng)力均在?0.2 MPa內(nèi)；混凝土切向應(yīng)力遠(yuǎn)大于徑向和軸向應(yīng)力，但遠(yuǎn)小于C20混凝土的抗壓強(qiáng)度，表明UCC拱架可提供高強(qiáng)阻力，使壁后充填混凝土抗壓強(qiáng)度提高，有效保證支護(hù)體系的安全性。

上述監(jiān)測(cè)結(jié)果表明UCC拱架具有更高的承載能力及抗彎曲失穩(wěn)能力，與前面試驗(yàn)結(jié)論一致。

5.4.3 UCC拱架支護(hù)體系圍巖控制機(jī)制分析

綜合室內(nèi)試驗(yàn)、數(shù)值分析和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究結(jié)論，對(duì)UCC拱架支護(hù)體系圍巖控制機(jī)制進(jìn)行如下分析。

1) 約束混凝土構(gòu)件具有更高的承載能力。將礦用U型鋼的開口側(cè)進(jìn)行封閉并充填混凝土形成約束混凝土拱架支護(hù)結(jié)構(gòu)，具有如下工作特性：①核心混凝土由于外側(cè)的約束處于三向受壓狀態(tài)，強(qiáng)度得到大幅度提高；②外面約束結(jié)構(gòu)得到了核心混凝土的有效支撐，其整體穩(wěn)定性提高。約束混凝土結(jié)構(gòu)，表現(xiàn)出力學(xué)性能上的“共生現(xiàn)象”，使材料各自的強(qiáng)度得到了充分的發(fā)揮，提高了材料力學(xué)性能的使用效率。因此，U型約束混凝土拱架具有更強(qiáng)的承載能力和更好的經(jīng)濟(jì)性。

2) UCC拱架與U型鋼拱架相比，由于焊接了封板，使得拱架與圍巖之間由原來的2條線接觸變成了面接觸，一方面，拱架自身應(yīng)力集中程度大大減輕；另一方面，由于加大了護(hù)表面積，拱架支護(hù)阻力能夠更加有效均勻地傳遞到圍巖深部。

3)壁后充填使得新型拱架對(duì)圍巖的高強(qiáng)承載力得到發(fā)揮。拱架壁后如果不進(jìn)行有效充填處理會(huì)使拱架與圍巖間呈隨機(jī)的點(diǎn)、線接觸，造成拱架承受不均勻分布的集中荷載或偏心載荷，惡化支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力條件，使其支撐能力得不到充分發(fā)揮。

4) 充填材料形成立體支護(hù)體系的中承載層，將內(nèi)、外承載結(jié)構(gòu)有效連接在一起，實(shí)現(xiàn)了拱架?充填體?圍巖三者共同承載，使支護(hù)體與圍巖在強(qiáng)度、剛度和結(jié)構(gòu)上耦合，有效防止了支護(hù)體系的局部失效，提高了支護(hù)體系的整體穩(wěn)定性，調(diào)動(dòng)了圍巖自承能力，保證了巷道穩(wěn)定。

6 結(jié)論

1) 針對(duì)處于深部、斷層構(gòu)造破碎帶等條件下的難支護(hù)巷道，提出了U型約束混凝土(UCC)拱架新型支護(hù)技術(shù)。

2)利用UCC短柱軸壓試驗(yàn)數(shù)值計(jì)算驗(yàn)證了模擬方法和參數(shù)選取的合理性；進(jìn)行了拱架力學(xué)加載試驗(yàn)，得到UCC29拱架極限承載力為1 146 kN，是同型號(hào)U型鋼拱架極限承載力的2.16倍。

3) 在均壓作用下，拱架在屈服之前呈對(duì)稱變形形態(tài)，屈服之后表現(xiàn)為拱頂外凸，拱腿內(nèi)凹，拱腰處變形從上到下逐漸由外凸轉(zhuǎn)變?yōu)閮?nèi)凹的變形特點(diǎn)，加載完成后拱架呈現(xiàn)非對(duì)稱變性特征；拱架上發(fā)生失穩(wěn)破壞的關(guān)鍵部位為拱腿中部至起拱點(diǎn)位置，并提出了補(bǔ)強(qiáng)措施。

4) 拱架最大變形部位出現(xiàn)在拱腿中部至起拱點(diǎn)位置，拱架屈服變形后呈現(xiàn)非對(duì)稱變形特征，極限承載力為1 310 kN，試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果基本吻合。

5) UCC拱架對(duì)圍巖變形的控制效果明顯優(yōu)于常規(guī)U型鋼拱架，為深部復(fù)雜難支護(hù)巷道提供了一種新型有效的支護(hù)形式。

6) UCC拱架支護(hù)體系作用機(jī)制為：約束混凝土構(gòu)件由于2種材料“力的共生”而具有更高的承載能力；具有更大的護(hù)表面積，降低了拱架自身應(yīng)力集中程度，改善了支護(hù)阻力傳遞效果；充填材料形成立體支護(hù)體系的中承載層，形成三維立體的整體承載結(jié)構(gòu)，提高了支護(hù)體系整體穩(wěn)定性，使新型拱架的高強(qiáng)承載力得到發(fā)揮。

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(編輯 陳燦華)

Field test study on mechanical properties of U-type confined concrete arch centering and support system in deep roadway

WANG Qi1, 2, LI Weiteng1, 3, LI Shucai1, JIANG Bei1, RUAN Guoqiang4,WANG Dechao1, 2, ZHANG Shiguo4, LIU Wenjiang4, SHAO Xing1

(1. Research Center of Geotechnical and Structural Engineering, Shandong University, Jinan 250061,China;2. Key Laboratory of Safety and High-efficiency Coal Mining, Ministry of Education,Anhui University of Science and Technology, Huainan 232001, China;3. College of Civil Engineering and Architecture, Shandong University of Science and Technology, Qingdao 266590, China; 4. Zhaolou Coal Mine of Heze Energy and Chemical Company Ltd, Yuncheng 274705, China)

In order to solve the problem in deep rock roadway and roadway with structural fracture zone, a new support form, i.e. U-type confined concrete (UCC) arch centering, was developed.The bearing and deformation characteristics of the arch centering were researched experimentally, and the key position of the arch centering failure was confirmed. Finally, the action principle of the support system was analyzed. The results show that UCC short columns have better ductility and post-bearing capacity, and the ultimate beating capacity is increased by 127%—196% compared with that of U-steel short columns, which shows that the ultimate beating capacity of UCC short columns is 2.16 times that of U-steel arch. UCC arch centering is a three-dimensional support system, the surrounding rock control effect is significant, and the maximum deformation of roadway surrounding rock is 53 mm under UCC arch centering, only 20.6% of that of U type steel arch frame. UCC arch centering can provide high support, guaranteeing the safety of supporting system effectively.

deep rock roadway; U-type confined concrete; arch centering; mechanical properties

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.06.037

TD32

A

1672?7207(2015)06?2250?11

2014?11?08；

2015?01?23

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51304125，51379114)；山東省優(yōu)秀中青年科學(xué)家科研獎(jiǎng)勵(lì)基金資助項(xiàng)目(BS2013NJ004)；中國(guó)博士后科學(xué)基金面上資助一等資助項(xiàng)目(2013M540548)；山東省博士后創(chuàng)新項(xiàng)目專項(xiàng)資助項(xiàng)目(201301004)；煤礦安全高效開采省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金資助項(xiàng)目(JYBSYS2014103)(Projects (51304125, 51379114) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (BS2013NJ004) supported by the Scientific Research Foundation of Outstanding Young and Middle-aged Scientist Award of Shandong Province; Project (2013M540548) supported by Chinese Postdoctoral Science Foundation；Project (201301004) supported by Shandong Postdoctoral Innovation Fundation; Project (JYBSYS2014103) supported by Key Laboratory of Safety and High Efficiency Coal Mining of Ministry of Education)

李術(shù)才，教授，博士生導(dǎo)師，從事裂隙巖體斷裂損傷與地質(zhì)災(zāi)害超前預(yù)報(bào)及防治教學(xué)與研究工作；E-mail：lishucai@sdu.edu.cn