單仁亮,耿慧輝,呂進(jìn)陽,焦少鵬

(中國礦業(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

單仁亮,耿慧輝,呂進(jìn)陽,焦少鵬

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

以物理模型試驗為主要手段,利用預(yù)埋試件拉拔法測得模擬噴射混凝土薄層的強(qiáng)度,輔以電阻應(yīng)變測試,從受振時不同齡期、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),一定量的爆破振動可提高噴射混凝土的密實程度,進(jìn)而促進(jìn)噴射混凝土的強(qiáng)度增長,起到“搗實”的作用;齡期12～24 h為新噴混凝土受爆破動載影響的主要時期;而齡期大于24 h的噴射混凝土,受爆破動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)度受到爆破振動降低最為嚴(yán)重,而1．8 m以后,爆破動載對噴射混凝土終凝強(qiáng)度的影響逐漸減小,9 m以后則無影響。通過對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,得知爆破動載對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力,將按一定比例配合的水泥、砂、石等拌和料,通過管道輸送,并以高速噴射到受噴面上凝結(jié)硬化而成的一種混凝土[1]。由于噴射混凝土施工工序簡單、使用機(jī)動靈活,因而被廣泛應(yīng)用于多種支護(hù)結(jié)構(gòu)體系中。但在實際地下工程的施工過程中,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,噴射混凝土在幾個小時內(nèi)就會受到強(qiáng)烈的爆破振動沖擊,這必然會影響噴射混凝土的早期強(qiáng)度成長,也將直接影響其后期的強(qiáng)度發(fā)展,使其終凝強(qiáng)度無法達(dá)到設(shè)計要求,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)今巖土工程界一個亟待解決的問題。

對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速度;易長平[3]利用有限元法,較為全面地研究了爆破振動對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]通過室內(nèi)的爆破模擬試驗,研究了爆破振動對不同齡期混凝土襯砌的影響;方樹林等[6]采用混凝土應(yīng)力計,通過現(xiàn)場監(jiān)測分析了噴射混凝土層的各向應(yīng)力狀態(tài);饒增[7]通過現(xiàn)場爆破振動監(jiān)測試驗,得到爆破近區(qū)和遠(yuǎn)區(qū)的振動衰減規(guī)律;吳亮等[8]通過數(shù)值模擬,分析了爆破荷載作用下噴射混凝土襯砌的質(zhì)點振動速度和受力情況;李順波等[9]結(jié)合數(shù)值模擬分析和現(xiàn)場振動監(jiān)測,研究了爆破振動對隧道襯砌的影響,并驗證了數(shù)值模擬方法的可行性;Lamis Ahmed等[10]通過數(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,通過數(shù)值模擬分析和模型試驗,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象,借助大比例模型試驗,分析了爆破產(chǎn)生的動荷載對錨噴支護(hù)體系中噴射混凝土各項強(qiáng)度指標(biāo)的影響。通過這些研究,明確爆破產(chǎn)生的動荷載對噴射混凝土支護(hù)效果的影響,該研究成果可用作相關(guān)施工組織設(shè)計時的參考,幫助工程人員找到一些解決爆破動載對新噴混凝土負(fù)面影響的方法,保證新噴混凝土在爆破振動作用下的安全性及混凝土強(qiáng)度的正常發(fā)展,以實現(xiàn)安全、快速、經(jīng)濟(jì)施工。

1 物理模型設(shè)計

1.1 工程概況及基本假設(shè)

模型試驗?zāi)M巖體中的巷道開挖爆破及支護(hù)情況。本次試驗不針對具體工程背景,只是按照一般的工程狀況進(jìn)行設(shè)計[14],對被模擬的原型條件進(jìn)行如下簡化和假設(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,只計算掏槽藥量并采用集中裝藥的形式。

本次試驗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?zāi)M的硐室圍巖按Ⅲ類巖體性質(zhì)考慮,參照中華人民共和國國家標(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,采用二級乳化炸藥,1-5段雷管起爆。

1.2 物理模型尺寸

根據(jù)實際工程條件、研究內(nèi)容和測試手段,設(shè)計試驗?zāi)Ｐ统叽?長×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體,試驗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。試驗設(shè)計時,考慮到模擬爆破藥量小,爆破產(chǎn)生的能量衰減快,而且試驗體表面比較松散,應(yīng)力波在試驗體周邊產(chǎn)生的反射波傳到測試點的能量很小,可以忽略,因此沒有在模型體周邊設(shè)置側(cè)限和頂壓。

1.3 模型相似比及模擬材料

由于該模型試驗涉及到多種材料,故而將各種材料中同類的物理力學(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)實用的原則,經(jīng)過對多個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)模型試驗對相似材料的各種要求,綜合考慮被模擬巖體的性質(zhì)和計算所得的相似比,以及模型材料的經(jīng)濟(jì)性等,本文試驗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,試驗時,根據(jù)實際情況的變化,也可對這一比例作適當(dāng)調(diào)整。試驗?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步開挖支護(hù),每個進(jìn)尺300 mm。

模型試驗采用石膏材料來模擬噴射混凝土。石膏凝固需要的時間較短,初凝時間一般為幾分鐘, 0．5 h內(nèi)即可達(dá)到終凝。本文試驗所模擬的是設(shè)計強(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,通過查閱多篇文獻(xiàn)并結(jié)合試驗數(shù)據(jù)分析,確定選用水膏比為1．3的石膏漿體來模擬噴射混凝土,水膏比w/p=1．3時,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)計厚度為10 mm,噴射范圍為邊墻和拱頂。

模型試驗采用 6號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)有的炸藥類型,試驗時采用集中裝藥方式,炸藥種類為二級巖石乳化炸藥,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。

2 試驗原理與測試裝置

2.1 拉拔試驗原理

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

拉拔法是在混凝土內(nèi)預(yù)先埋入一個帶有中心螺桿的金屬圓盤(文中統(tǒng)稱為“銷釘”),待噴射混凝土到達(dá)所定齡期后,對銷釘施以向外的拉力。由于混凝土是脆性材料,當(dāng)外力增加到一定限度時,混凝土將沿著一個與軸線成45°左右角的圓錐面破裂。混凝土對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fcτ為

式中,P′為錐體被拉出時的荷載;A為錐體表面積。

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

試驗證明,拉拔法和常規(guī)的抗壓強(qiáng)度試驗法之間的相關(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fc與拔出力P′之間的關(guān)系為

2.2 應(yīng)變測試原理與設(shè)備

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

電阻應(yīng)變測試技術(shù)是用電阻應(yīng)變片測定構(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)的一種實驗應(yīng)力分析方法。它的基本原理是:將電阻應(yīng)變片固定在被測構(gòu)件上,當(dāng)構(gòu)件受力變形時電阻應(yīng)變片的電阻值也發(fā)生相應(yīng)的變化。通過電阻應(yīng)變儀將電阻應(yīng)變片中的電阻變化值測定出來,并換算成所需要的應(yīng)變值和應(yīng)力值。

應(yīng)變片、應(yīng)變放大器和動態(tài)測試分析儀連成一條完整測試線路用于應(yīng)變的測試分析,如圖3所示。試驗采用TST3406型高速高精度動態(tài)測試分析儀和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)%。測試時采取設(shè)備濾波、橋路補(bǔ)償、屏蔽和接地等措施,以防止電磁干擾,并確保試驗結(jié)果準(zhǔn)確。試驗采樣率設(shè)定為1 MHz,低通濾波設(shè)置為10 kHz或100 kHz。

圖3 動態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)Fig．3 Dynamic strain measurement system

2.3 噴射混凝土的動力特性

在抗動荷載的工程項目中,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。我國科學(xué)家曾經(jīng)利用C-3動載試驗機(jī),在不同的應(yīng)變速率 ε·= 0．006,0．450,0．427 s-1下,測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力性能[1]。試驗結(jié)果與靜載條件下的測試結(jié)果相對比,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 試驗結(jié)果與分析

3.1 不同齡期噴射混凝土的動載影響

在已經(jīng)成型的模擬巷道中做靜載拉拔試驗,測點按照圖4布置,在與動載試驗同等外界條件下,不施加爆破擾動,讓模擬噴射混凝土層自然凝固硬化、獲得強(qiáng)度增長,測試其達(dá)到終凝時的極限軸拉力并求均值,依照式(1)和(3)計算其終凝強(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,用于動載試驗成果的參照和對比。

圖4 測點布置示意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受爆破振動擾動后的強(qiáng)度變化。試驗方案設(shè)計為:分別在模擬噴層齡期為20 min,1,2,3,4,6,8,16和24 h時進(jìn)行爆破模擬試驗。結(jié)合求得的時間相似比例系數(shù),試驗取Ct=3,折算出實際的噴射混凝土受振時齡期分別為1,3,6,9,12,18,24,48和72 h。為了便于與前人研究成果進(jìn)行對比分析,文中所述齡期均為折算出的實際噴射混凝土真實齡期。

試驗時,在同一斷面布置5個測點,視為1組,測點布設(shè)位置如圖4所示。在各測點埋置銷釘,達(dá)到設(shè)計齡期時施加爆破動載,24 h后再進(jìn)行拉拔測試,由于石膏凝固快,此時測得的數(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荷載后的強(qiáng)度值與受振時齡期的關(guān)系曲線,如圖5所示。由靜載試驗結(jié)果可知,達(dá)到終凝狀態(tài)時,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受爆破動載后的強(qiáng)度值做對比,為了更加直觀地看到對比的結(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,與無振動時的強(qiáng)度關(guān)系也是一致的。從圖5可以看出,爆破振動對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,一定量的爆破振動不但沒有影響噴射混凝土的強(qiáng)度增長,反而使其強(qiáng)度有所提高。初步分析其原因為:

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

(2)由于噴射混凝土還沒有完全凝固,振動產(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)爆炸會在硐室內(nèi)產(chǎn)生瞬間的高溫,這種高溫環(huán)境會促進(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,此時施加爆破動載,不但起不到搗實的作用,反而會使其內(nèi)部的原生裂縫擴(kuò)展,而且,由于受到振動擾動,噴射混凝土內(nèi)部還會形成新的裂紋,使得內(nèi)部空隙率增加,從而造成終凝強(qiáng)度的降低。隨著受振時齡期的增長,噴射混凝土的強(qiáng)度又呈增長趨勢。這可能是因為,在相同強(qiáng)度的爆破振動作用下,混凝土內(nèi)產(chǎn)生的微裂縫逐漸減少。這種趨勢說明,爆破振動對齡期大于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、抗剪和動力彈性模量都會有一定的提高。而爆破是炸藥能量的瞬時釋放,其產(chǎn)生的動荷載以極快的速度作用于噴層,結(jié)合噴射混凝土的動力特性,也可以為上述試驗結(jié)論提供佐證,說明該結(jié)論是合理的。

文獻(xiàn)[17-18]通過模擬井壁受振試驗,研究了鑿井爆破振動對現(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:對于齡期36 h之前的混凝土,爆破振動可以增強(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會增加其終凝強(qiáng)度,齡期20 h以后受振則會降低其終凝強(qiáng)度。

3.2 爆破近區(qū)不同距離處噴射混凝土的動載影響

試驗測試距掘進(jìn)工作面不同距離處的噴層強(qiáng)度,分析爆破動載對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)試驗在噴涂石膏層后4 h進(jìn)行。試驗測試點布設(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組金屬銷釘,每組沿硐室軸向設(shè)置5個測點,與掘進(jìn)工作面軸向距離分別為100,200,300,400,500 mm。試驗時按照距掘進(jìn)工作面由近及遠(yuǎn)的順序拔出銷釘,測得拉拔力,并按照式(1)和式(3)分別計算抗剪強(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,可知二者與無振動時的強(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。將每組測點位置的抗壓強(qiáng)度與距掘進(jìn)工作面的距離生成關(guān)系曲線,與無振動時的抗壓強(qiáng)度放在一起對比,如圖6所示。試驗?zāi)康氖菫閷で蟊苿虞d對噴射混凝土強(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,因此試驗結(jié)果未按相似比折算,圖6中的抗壓強(qiáng)度為實測的石膏層的強(qiáng)度。

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

從圖6中可以看出,受爆破動載后,各組測點的噴層強(qiáng)度均小于無振動時的強(qiáng)度,說明受爆破動載擾動后,噴射混凝土的強(qiáng)度受到了一定的影響。由于試驗?zāi)Ｐ统叽绲南拗?該組試驗未能測試更遠(yuǎn)距離處的噴層強(qiáng)度變化情況,測點只布置到距掘進(jìn)工作面500 mm處,按照相似比例系數(shù)計算,相當(dāng)于原型的3 m,該距離遠(yuǎn)未超過爆破振動的影響半徑,均處于受爆破動載較嚴(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,按照相似比例計算,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,爆破動載對噴層強(qiáng)度的影響逐漸減小。按照圖6中測點300～500 mm處曲線段的上升趨勢分析,可以推知:該上升曲線與無振動時強(qiáng)度直線的交點約在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載影響

為了研究爆破動載作用下,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,采用拉拔試驗和電阻應(yīng)變測試相結(jié)合的手段進(jìn)行檢測,兩種方法所測得的結(jié)果可以互為參照、進(jìn)行對比分析。

試驗時,電阻應(yīng)變測試與拉拔試驗同步進(jìn)行:在每個模型硐室布置一個測量斷面,在兩側(cè)邊墻、拱肩和拱頂位置共布置5個測試點,做拉拔試驗,測點位置如圖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,同時將銷釘分別埋入5個測點位置。由于巷道斷面形狀是對稱的,硐室兩側(cè)邊墻和拱肩的對應(yīng)點所測得的數(shù)據(jù),可互為參照比對。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個應(yīng)變測試點,如圖7所示,在每個試點沿硐室軸向粘貼應(yīng)變片做單點應(yīng)變測試,準(zhǔn)備工作完成之后,裝藥爆破,通過電阻應(yīng)變測試系統(tǒng)采集應(yīng)變波形并存儲;然后用緩慢而均勻的速度將各測點的銷釘拔出并記錄拉力值。

圖7 測點布置Fig．7 Measuring points

以上步驟為一組試驗,一組試驗完成后,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。試驗的模擬爆破均在同一個爆破孔中進(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,裝藥位置逐步向孔口移動。

拉拔試驗數(shù)據(jù)分析時,將每個測點的6次試驗數(shù)據(jù)求均值,按公式(1)和(3)分別計算抗剪強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度,與噴層不受振動荷載時的終凝強(qiáng)度相比,計算出強(qiáng)度降低率,列入表2,從表2中可以看出,各測點的拉力平均值相差不大。同時,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:受爆破動載后,位于拱頂位置的C點強(qiáng)度降低率最大,說明受振后拱頂位置噴射混凝土層的強(qiáng)度變化最大。按照同樣的方法對比不同齡期、不同距離時的測試結(jié)果,也可以得出相同結(jié)論。

表2 試驗數(shù)據(jù)Table 2 Test data

應(yīng)變測試的結(jié)果并不理想,由于種種原因,部分測點并沒有測到有效的波形數(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點位置主要受拉應(yīng)變,噴射混凝土中的應(yīng)變波持續(xù)時間大約為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)過約5 ms的平緩期趨于穩(wěn)定值198×10-6;在硐室拱肩B點位置,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)時間大約13 ms,殘余應(yīng)變80×10-6;在拱頂C點位置,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)時間約為6 ms,之后趨于平緩,殘余應(yīng)變157× 10-6。

圖8 各測點的強(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)變信號和應(yīng)力轉(zhuǎn)化關(guān)系ε=σ/E,可以計算得知爆破動載引起的應(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)果也可以說明,爆破振動作用下,拱頂位置的噴層受到的應(yīng)力比較大,而且是反復(fù)拉壓,就必然會造成強(qiáng)度的降低,這與上述拉拔試驗結(jié)論一致。

圖9 各測點應(yīng)變波形Fig．9 Stress waves in different survey points

4 結(jié) 論

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

(2)根據(jù)各測點位置噴層強(qiáng)度與距掘進(jìn)工作面距離的關(guān)系曲線,與無振動時的強(qiáng)度作對比,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,爆破動載對噴射混凝土強(qiáng)度的影響逐漸減小,并可依此趨勢推知:距掘進(jìn)工作面9 m以外,噴射混凝土的終凝強(qiáng)度將不再受爆破動載的影響。

(3)結(jié)合拉拔試驗和應(yīng)變測試,對比硐室邊墻、拱肩和拱頂位置的試驗強(qiáng)度和應(yīng)變波形,可以得知:爆破振動作用下,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,說明爆破動載對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)科點專項科研基金資助項目(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,等．新噴混凝土強(qiáng)度受爆破荷載影響的模型試驗[J]．煤炭學(xué)報,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