方钢约束混凝土拱架补强机制研究及应用

工程科学学报，第39卷.第8期：1141-1151,2017年8月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.8:1141-1151,August 2017 D0L:10.13374/j.issn2095-9389.2017.08.002;htp:/journals..usth.edu.cn 方钢约束混凝土拱架补强机制研究及应用 王 琦2)，于恒昌)，江贝13》，章冲)，李术才)，何满潮)，孙会彬)， 秦 乾) 1)山东大学岩土与结构工程研究中心，济南2500612)中国矿业大学（北京）深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，北京100083 3)济南大学土木建筑学院，济南250022 ☒通信作者，E-mail:chinawangqi@(163.com 摘要方钢约束混凝土(SQCC)拱架作为复杂条件地下工程中的一种新型支护方式，具备很高的支护强度和后期承载能 力，而拱架留设的灌浆孔因局部削弱和应力集中效应而成为拱架的关键破坏部位，对拱架整体承载能力具有很大的影响，需 对灌浆孔进行补强处理以提高拱架开孔后的整体强度.针对$QCC开孔短柱进行室内试验及数值试验，对比分析短柱变形破 坏形态、荷载位移曲线及极限承载力等力学性能，研究方钢约束混凝土拱架补强机制：建立约束混凝土强度及经济指标，综合 对比短柱补强效果.以SQCC150×8短柱为例，留设灌浆孔后短柱极限承载力相比SQCC短柱降低29.9%：侧弯钢板补强 (ASS)后短柱的强度指标达148.7%，经济指标为90.8%，补强效果最好，且补强钢板长度在180~240mm范围内，厚度为 8mm时，侧弯钢板对灌浆孔补强效果最明显，经济指标增长率最大.侧弯钢板补强试验结果在全比尺拱架室内试验中得到充 分验证，在现场巷道支护应用中效果良好，研究成果为约束混凝土支护设计提供了依据. 关键词方钢约束混凝土：灌浆孔：补强机制：全比尺力学试验：现场应用 分类号TD353+.2 Study and application of strengthening mechanism of square confined concrete arch with grouting holes WANG Qi,YU Heng-chang),JIANG Bei),ZHANG Chong,LI Shu-cai),HE Man-chao2),SUN Hui-bin),QIN Qian) 1)Geotechnical and Structural Engineering Research Center,Shandong University,Jinan 250061,China 2)StateKey Laboratory for Geomechanies and Deep Underground Engineering,China University of Mining and Technology,Beijing 100083,China 3)School of Civil Engineering and Architecture,University of Jinan,Jinan 250022,China Corresponding author,E-mail:chinawangqi@163.com ABSTRACT The new support way-square confined concrete (SQCC)arch in complex-condition underground engineering applica- tions has higher supporting strength and post-bearing capacity.The grouting holes become key parts of the arch with local weakening and stress concentration effects and greatly influence the bearing capacity of the whole arch.As such,it is necessary to reinforce this area.In laboratory tests and numerical experiments on SQCC test specimens with grouting holes,the strengthening mechanism was investigated by comparative analysis of the mechanical properties,including the deformation and failure patterns,load displacement curve,and ultimate bearing capacity.To compare the different reinforcing effects,strength and economic indexes were established. The results show the ultimate bearing capacity of a short column with grouting holes to be reduced by 29.9%compared to the SQCC short column.In a case study of the SQCC150 x8 short column,the reinforcement method using two-angle steel exhibited better rein- forcing effect,improving both the strength and economic indexes of short columns up to 148.7%and 90.8%,respectively.When the 收稿日期：2016-10-23 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51674154,51474095)：中国博士后科学基金特别资助项目(2017T100116,2017T100491):中国博士 后科学基金面上资助项目(2016M602144,2016M590150):国家重点研发计划专项资助项目(2016YFC0600901):深部岩土力学与地下工程国 家重点实验室开放基金资助项目(SKLGDUEK1519)

工程科学学报,第 39 卷,第 8 期:1141鄄鄄1151,2017 年 8 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 39, No. 8: 1141鄄鄄1151, August 2017 DOI: 10. 13374 / j. issn2095鄄鄄9389. 2017. 08. 002; http: / / journals. ustb. edu. cn 方钢约束混凝土拱架补强机制研究及应用 王 琦1,2)苣 , 于恒昌1) , 江 贝1,3) , 章 冲1) , 李术才1) , 何满潮2) , 孙会彬1) , 秦 乾1) 1) 山东大学岩土与结构工程研究中心, 济南 250061 2) 中国矿业大学(北京)深部岩土力学与地下工程国家重点实验室, 北京 100083 3) 济南大学土木建筑学院, 济南 250022 苣 通信作者, E鄄mail: chinawangqi@ 163. com 摘 要 方钢约束混凝土(SQCC)拱架作为复杂条件地下工程中的一种新型支护方式,具备很高的支护强度和后期承载能 力,而拱架留设的灌浆孔因局部削弱和应力集中效应而成为拱架的关键破坏部位,对拱架整体承载能力具有很大的影响,需 对灌浆孔进行补强处理以提高拱架开孔后的整体强度. 针对 SQCC 开孔短柱进行室内试验及数值试验,对比分析短柱变形破 坏形态、荷载位移曲线及极限承载力等力学性能,研究方钢约束混凝土拱架补强机制;建立约束混凝土强度及经济指标,综合 对比短柱补强效果. 以 SQCC150 伊 8 短柱为例,留设灌浆孔后短柱极限承载力相比 SQCC 短柱降低 29郾 9% ;侧弯钢板补强 (ASS)后短柱的强度指标达 148郾 7% ,经济指标为 90郾 8% ,补强效果最好,且补强钢板长度在 180 ~ 240 mm 范围内,厚度为 8 mm 时,侧弯钢板对灌浆孔补强效果最明显,经济指标增长率最大. 侧弯钢板补强试验结果在全比尺拱架室内试验中得到充 分验证,在现场巷道支护应用中效果良好,研究成果为约束混凝土支护设计提供了依据. 关键词 方钢约束混凝土; 灌浆孔; 补强机制; 全比尺力学试验; 现场应用 分类号 TD353 + 郾 2 收稿日期: 2016鄄鄄10鄄鄄23 基金项目: 国家自然科学基金资助项目(51674154,51474095); 中国博士后科学基金特别资助项目(2017T100116,2017T100491); 中国博士 后科学基金面上资助项目(2016M602144,2016M590150); 国家重点研发计划专项资助项目(2016YFC0600901); 深部岩土力学与地下工程国 家重点实验室开放基金资助项目(SKLGDUEK1519) Study and application of strengthening mechanism of square confined concrete arch with grouting holes WANG Qi 1,2)苣 , YU Heng鄄chang 1) , JIANG Bei 1,3) , ZHANG Chong 1) , LI Shu鄄cai 1) , HE Man鄄chao 2) , SUN Hui鄄bin 1) , QIN Qian 1) 1) Geotechnical and Structural Engineering Research Center, Shandong University, Jinan 250061, China 2) StateKey Laboratory for Geomechanics and Deep Underground Engineering, China University of Mining and Technology, Beijing 100083, China 3) School of Civil Engineering and Architecture, University of Jinan, Jinan 250022, China 苣 Corresponding author, E鄄mail: chinawangqi@ 163. com ABSTRACT The new support way鄄square confined concrete ( SQCC) arch in complex鄄condition underground engineering applica鄄 tions has higher supporting strength and post鄄bearing capacity. The grouting holes become key parts of the arch with local weakening and stress concentration effects and greatly influence the bearing capacity of the whole arch. As such, it is necessary to reinforce this area. In laboratory tests and numerical experiments on SQCC test specimens with grouting holes, the strengthening mechanism was investigated by comparative analysis of the mechanical properties, including the deformation and failure patterns, load displacement curve, and ultimate bearing capacity. To compare the different reinforcing effects, strength and economic indexes were established. The results show the ultimate bearing capacity of a short column with grouting holes to be reduced by 29郾 9% compared to the SQCC short column. In a case study of the SQCC150 伊 8 short column, the reinforcement method using two鄄angle steel exhibited better rein鄄 forcing effect, improving both the strength and economic indexes of short columns up to 148郾 7% and 90郾 8% , respectively. When the

·1142· 工程科学学报，第39卷，第8期 length of the reinforcement plate ranges from 180-240 mm and the plate thickness is 8 mm,the reinforcement effect is best,and the economic index also reaches its peak value.Moreover,the angle steel strengthening (ASS)experiments was conducted in a full-scale laboratory test.The application of SOCC arches in roadway supports has a good effect,and these research results provide a basis for the design of confined concrete support. KEY WORDS square confined concrete;grouting holes;strengthening mechanism;full-scale mechanical test;field application 随着煤矿开采埋深的不断增加，极软岩、高应力、结果，验证数值试验的正确性 断层破碎带等因素造成深部巷道面临前所未有的支护1.1试验概况 难度-].针对复杂条件下的巷道围岩控制难题，国内1.1.1室内试验概况 外学者通过研究提出了多种支护形式，其中U型钢联 室内短柱轴压试验在山东大学结构实验室1000t 合支护技术的推广应用最为广泛[o-2].但随着巷道围 压力机上进行，如图1所示.试验过程中短柱试件与 岩条件的复杂化，常规的U型钢拱架支护常表现出支 压力加载装置几何对中，并采用分级加载的方式对试 护强度不足、工作阻力低、不能定量让压等问题，其承 件进行加载.试件沿纵向设置两个位移计，通过位移 载能力及经济性还需进一步提高[5-] 监测系统测定试件的纵向变形 方钢约束混凝土（以下简称SQCC)拱架因钢管壁 的约束作用使核心混凝土处于三向受压状态，提高混 凝土的抗压强度：核心混凝土的存在可有效地防止钢 试验机控制系统 管局部屈曲，改善钢管的刚度.钢管和核心混凝土产 监测系统 生“力的共生”作用，使拱架整体承载力远高于相应的 钢管柱承载力和混凝土柱承载力之和，具有较高的支 护强度和后期承载能力.目前约束混凝土技术因其良 好的力学性能和经济性已广泛应用于地上工程中，并 逐渐开始被应用于地下工程支护中.笔者研发的方钢 约束混凝土支护体系在龙口矿区极软岩巷道、巨野矿 图1加载及监测系统 区千米深井巷道等处进行了大量应用，能有效控制复 Fig.1 Load and monitoring systems 杂条件巷道变形破坏[5-20] 约束混凝土支护体系为进行井下混凝土灌注需要 1.1.2数值试验概况 在拱架上留设灌浆孔，而开孔的钢管壁因局部削弱和 室内试验成本高、周期长，且采集数据有限.本 应力集中效应使灌浆孔成为关键破坏部位，降低了拱 文在室内试验研究的基础上，利用ABAQUS数值模 架的整体承载能力，必须进行灌浆孔补强以保证拱架 拟软件进行短柱轴压数值模拟，通过数值与室内试 的整体强度[21-23] 验的结果对比分析，验证数值模型及材料参数的合 目前，国内外还没有方钢约束混凝土拱架灌浆孔 理性，并对室内试验不能有效分析的试验情况进行 补强机制相关方面的研究，本文为研究不同灌浆孔补 补充研究. 强措施下拱架的力学性能，设计了三种灌浆孔补强方 (1)钢材本构关系 式进行短柱轴压试验，并通过ABAQUS数值软件进行 约束混凝土构件中方钢管常采用薄钢板冷弯制 模拟验证，研究不同补强措施下短柱的关键破坏部位、 成，期间弯角处钢板因塑性变形常导致钢材出现强化 变形破坏形态、荷载位移曲线以及极限承载力等力学 和硬化现象.通过对常规钢材拉伸试验所得数据进行 特性，结合补强后短柱的强度及经济指标，综合对比得 加权计算，得出了方钢管钢材应力-应变（σ-ε）关系 到SQCC短柱灌浆孔的最优补强措施，最终通过拱架 曲线如图2所示.其中：屈服强度∫为409MPa,极限强 全比尺室内试验和现场支护应用进行验证. 度∫为594MPa,弹模E.为2.04GPa (2)混凝土本构关系[24] 1短柱轴压试验 考虑钢管约束效应系数对核心混凝土的影响，本 SQCC拱架是一种新型的高强支护方式，为了明 文混凝土采用适用于ABAQUS的核心混凝土塑性损 确SQCC短柱以及留设灌浆孔短柱的力学性能及承载 伤模型，其应力-应变关系为： 力变化规律，进行留设与不留设灌浆孔短柱室内轴压 2x-x2, (x≤1)； 试验，并通过ABAQUS软件进行数值试验，明确短柱 (1) B(x-1)”+x' (x>1). 破坏形态与力学性能，同时对比室内试验及数值试验

工程科学学报,第 39 卷,第 8 期 length of the reinforcement plate ranges from 180鄄鄄240 mm and the plate thickness is 8 mm, the reinforcement effect is best, and the economic index also reaches its peak value. Moreover, the angle steel strengthening (ASS) experiments was conducted in a full鄄scale laboratory test. The application of SQCC arches in roadway supports has a good effect, and these research results provide a basis for the design of confined concrete support. KEY WORDS square confined concrete; grouting holes; strengthening mechanism; full鄄scale mechanical test; field application 随着煤矿开采埋深的不断增加,极软岩、高应力、 断层破碎带等因素造成深部巷道面临前所未有的支护 难度[1鄄鄄9] . 针对复杂条件下的巷道围岩控制难题,国内 外学者通过研究提出了多种支护形式,其中 U 型钢联 合支护技术的推广应用最为广泛[10鄄鄄12] . 但随着巷道围 岩条件的复杂化,常规的 U 型钢拱架支护常表现出支 护强度不足、工作阻力低、不能定量让压等问题,其承 载能力及经济性还需进一步提高[13鄄鄄14] . 方钢约束混凝土(以下简称 SQCC)拱架因钢管壁 的约束作用使核心混凝土处于三向受压状态,提高混 凝土的抗压强度;核心混凝土的存在可有效地防止钢 管局部屈曲,改善钢管的刚度. 钢管和核心混凝土产 生“力的共生冶作用,使拱架整体承载力远高于相应的 钢管柱承载力和混凝土柱承载力之和,具有较高的支 护强度和后期承载能力. 目前约束混凝土技术因其良 好的力学性能和经济性已广泛应用于地上工程中,并 逐渐开始被应用于地下工程支护中. 笔者研发的方钢 约束混凝土支护体系在龙口矿区极软岩巷道、巨野矿 区千米深井巷道等处进行了大量应用,能有效控制复 杂条件巷道变形破坏[15鄄鄄20] . 约束混凝土支护体系为进行井下混凝土灌注需要 在拱架上留设灌浆孔,而开孔的钢管壁因局部削弱和 应力集中效应使灌浆孔成为关键破坏部位,降低了拱 架的整体承载能力,必须进行灌浆孔补强以保证拱架 的整体强度[21鄄鄄23] . 目前,国内外还没有方钢约束混凝土拱架灌浆孔 补强机制相关方面的研究,本文为研究不同灌浆孔补 强措施下拱架的力学性能,设计了三种灌浆孔补强方 式进行短柱轴压试验,并通过 ABAQUS 数值软件进行 模拟验证,研究不同补强措施下短柱的关键破坏部位、 变形破坏形态、荷载位移曲线以及极限承载力等力学 特性,结合补强后短柱的强度及经济指标,综合对比得 到 SQCC 短柱灌浆孔的最优补强措施,最终通过拱架 全比尺室内试验和现场支护应用进行验证. 1 短柱轴压试验 SQCC 拱架是一种新型的高强支护方式,为了明 确 SQCC 短柱以及留设灌浆孔短柱的力学性能及承载 力变化规律,进行留设与不留设灌浆孔短柱室内轴压 试验,并通过 ABAQUS 软件进行数值试验,明确短柱 破坏形态与力学性能,同时对比室内试验及数值试验 结果,验证数值试验的正确性. 1郾 1 试验概况 1郾 1郾 1 室内试验概况 室内短柱轴压试验在山东大学结构实验室 1000 t 压力机上进行,如图 1 所示. 试验过程中短柱试件与 压力加载装置几何对中,并采用分级加载的方式对试 件进行加载. 试件沿纵向设置两个位移计,通过位移 监测系统测定试件的纵向变形. 图 1 加载及监测系统 Fig. 1 Load and monitoring systems 1郾 1郾 2 数值试验概况 室内试验成本高、周期长,且采集数据有限. 本 文在室内试验研究的基础上,利用 ABAQUS 数值模 拟软件进行短柱轴压数值模拟,通过数值与室内试 验的结果对比分析,验证数值模型及材料参数的合 理性,并对室内试验不能有效分析的试验情况进行 补充研究. (1)钢材本构关系. 约束混凝土构件中方钢管常采用薄钢板冷弯制 成,期间弯角处钢板因塑性变形常导致钢材出现强化 和硬化现象. 通过对常规钢材拉伸试验所得数据进行 加权计算,得出了方钢管钢材应力鄄鄄 应变(滓鄄鄄 着) 关系 曲线如图2 所示. 其中:屈服强度 f y为409 MPa,极限强 度 f u为 594 MPa,弹模 Es为 2郾 04 GPa. (2) 混凝土本构关系[24] . 考虑钢管约束效应系数对核心混凝土的影响,本 文混凝土采用适用于 ABAQUS 的核心混凝土塑性损 伤模型,其应力鄄鄄应变关系为: y = 2x - x 2 , (x臆1); x 茁0 (x - 1) 浊 + x { , (x > 1). (1) ·1142·

王琦等：方钢约束混凝土拱架补强机制研究及应用 ·1143· 800 1.5/x,e.=(1300+12.5f)×10-6,B。= ()a1 1.21+ξ 600 其中，厂为混凝土圆柱体抗压强度，专为约束效应系 数，以上各式中混凝土的抗压强度单位为MPa 1.2试验方案设计 短柱轴压试验设计了两类试件，第一类为普通 200 SQCC短柱，第二类为留设灌浆f孔(GH-grouting holes) SQCC短柱.“SQCC150×8”、“SQCC150×8-GH”分 0.1 0.2 0.3 别表示方钢约束混凝土试件与留设灌浆孔约束混凝 图2加权后心-￡关系曲线 土试件边长为l50mm,厚度为8mm.设计试件高度 Fig.2 Curves of weighted stress-strain 为3倍的方钢管边长，即取450mm;灌浆孔直径 80mm,孔心距离短柱底端225mm,短柱试件参数如 r= 式中，x=￡ 0.80=8.+8002×106,7=1.6+ 图3所示. a (b) 80 150 150 3 日 80 200 200 图3短柱尺寸图（单位：mm).(a)SQCC150×8:(b)SQCC150×8-GH Fig.3 Short column sizes (unit:mm):(a)SQCC150 x8;(b)SQCC150 x8-GH 1.3试验结果分析 1.3.2荷载-位移曲线分析 通过研究短柱轴压试验全过程，对比分析两类短 图5为试件室内试验与数值试验的荷载-位移对 柱变形破坏形态及力学性能，明确灌浆孔对试件的削 比曲线，其中图5(a)为SQCC常规短柱荷载-位移对 弱作用，同时验证数值试验模型及参数的合理性，为进 比曲线，图5(b)为SQCC开孔短柱的荷载-位移对比 一步开展短柱试件关键部位补强数值试验奠定基础. 曲线 1.3.1破坏形态分析 分析可知： 部分试件典型破坏形态如图4所示，对比分析两 ①SQCC及其开孔短柱的室内试验与数值试验曲 种短柱受压失稳后的变形破坏形态. 线具有很好的一致性，且不同短柱的荷载-位移曲线 (1)普通SQCC短柱呈现出腰鼓型的破坏形态. 趋势相似，均经历了弹性阶段、弹塑性阶段、塑性阶段 短柱试件在初期加载时无明显的变形特征，随着荷载 和稳定阶段. 的增加，局部钢管壁开始出现剪切滑移线；持续加载至 ②与普通SQCC短柱相比，短柱留设灌浆孔后， 极限荷载的70%左右时，试件表面出现了较为明显的 其屈服强度和极限承载力等都有较大程度的下降 屈曲波波峰：继续加载，短柱变形破坏 1.3.3承载力对比分析 (2)留设灌浆孔后，短柱呈现出明显的多折腰鼓 表1为两种短柱的室内和数值试验极限承载力结 型破坏形态.试验过程中，随着荷载的增加灌浆孔及 果对比，分析可知： 附近位置开始出现应力集中现象，短柱开孔处率先压 ①对比两种短柱的数值试验与室内试验结果，极 扁破坏：继续加载，短柱产生了明显的屈曲波波峰，继 限承载力的差异率最大仅为2.1%，试验结果基本保 而失稳破坏 持一致，证明了数值试验所建模型、材料参数以及荷载

王 琦等: 方钢约束混凝土拱架补强机制研究及应用 图 2 加权后 滓鄄鄄着 关系曲线 Fig. 2 Curves of weighted stress鄄鄄strain 式中,x = 着 着0 ,y = 滓 滓0 ,着0 = 着c + 800孜 0郾 2 伊 10 - 6 ,浊 = 1郾 6 + 1郾 5 / x,着c = (1300 + 12郾 5f忆c ) 伊 10 - 6 ,茁0 = (f忆c) 0郾 1 1郾 2 1 + 孜 . 其中,f忆c 为混凝土圆柱体抗压强度,孜 为约束效应系 数,以上各式中混凝土的抗压强度单位为 MPa. 1郾 2 试验方案设计 短柱轴压试验设计了两类试件,第一类为普通 SQCC 短柱,第二类为留设灌浆孔(GH鄄grouting holes) SQCC 短柱. “ SQCC150 伊 8 冶 、“ SQCC150 伊 8鄄GH冶 分 别表示方钢约束混凝土试件与留设灌浆孔约束混凝 土试件边长为 150 mm,厚度为 8 mm. 设计试件高度 为 3 倍 的 方 钢 管 边 长, 即 取 450 mm; 灌 浆 孔 直 径 80 mm,孔心距离短柱底端 225 mm,短柱试件参数如 图 3 所示. 图 3 短柱尺寸图(单位:mm). (a) SQCC150 伊 8; (b) SQCC150 伊 8鄄GH Fig. 3 Short column sizes (unit: mm): (a) SQCC150 伊 8; (b) SQCC150 伊 8鄄GH 1郾 3 试验结果分析 通过研究短柱轴压试验全过程,对比分析两类短 柱变形破坏形态及力学性能,明确灌浆孔对试件的削 弱作用,同时验证数值试验模型及参数的合理性,为进 一步开展短柱试件关键部位补强数值试验奠定基础. 1郾 3郾 1 破坏形态分析 部分试件典型破坏形态如图 4 所示,对比分析两 种短柱受压失稳后的变形破坏形态. (1) 普通 SQCC 短柱呈现出腰鼓型的破坏形态. 短柱试件在初期加载时无明显的变形特征,随着荷载 的增加,局部钢管壁开始出现剪切滑移线;持续加载至 极限荷载的 70% 左右时,试件表面出现了较为明显的 屈曲波波峰;继续加载,短柱变形破坏. (2) 留设灌浆孔后,短柱呈现出明显的多折腰鼓 型破坏形态. 试验过程中,随着荷载的增加灌浆孔及 附近位置开始出现应力集中现象,短柱开孔处率先压 扁破坏;继续加载,短柱产生了明显的屈曲波波峰,继 而失稳破坏. 1郾 3郾 2 荷载鄄鄄位移曲线分析 图 5 为试件室内试验与数值试验的荷载鄄鄄位移对 比曲线,其中图 5( a)为 SQCC 常规短柱荷载鄄鄄 位移对 比曲线,图 5( b)为 SQCC 开孔短柱的荷载鄄鄄 位移对比 曲线. 分析可知: 淤 SQCC 及其开孔短柱的室内试验与数值试验曲 线具有很好的一致性,且不同短柱的荷载鄄鄄 位移曲线 趋势相似,均经历了弹性阶段、弹塑性阶段、塑性阶段 和稳定阶段. 于 与普通 SQCC 短柱相比,短柱留设灌浆孔后, 其屈服强度和极限承载力等都有较大程度的下降. 1郾 3郾 3 承载力对比分析 表 1 为两种短柱的室内和数值试验极限承载力结 果对比,分析可知: 淤 对比两种短柱的数值试验与室内试验结果,极 限承载力的差异率最大仅为 2郾 1% ,试验结果基本保 持一致,证明了数值试验所建模型、材料参数以及荷载 ·1143·

·1144. 工程科学学报，第39卷，第8期 应力MPa 口+5.288x10 -+4.848×10 +4.408×10 +3.967×10 +3.527×102 +3.087×102 +2.646×102 +2.206x102 +1.766×10 +1.325×10 014 +8.850x10 +4.447×10 +4.372x101 00e+0 b 应力/MPa 直t+5.939x10 +5.445×102 +4.950x10 +4.456x102 +3.961×102 +3.467x10° +2.972×102 +2.478×102 +1.983x102 +1.489×102 +9.941×101 +4.996×101 +5.108×10-1 图4试件典型破坏形态.(a)SQCC150×8:(b)SQCC150×8-GH Fig.4 Typical failure modes of components:(a)SQCC150 x8;(b)SQCC150 x8-GH (a) 3000 b) 2000 2500 2000 1500 1500 逗1000 1000 室内试验·一数值试验 ◆一数值试验一室内试验 500 500 》 10 15 20 5 10 15 位移mm 位移fmm 图5室内和数值试验荷载-位移对比曲线.(a)S0CC150×8:(b)S0CC150×8-GH Fig.5 Load-strain curves of laboratory tests and numerical experiments:(a)SQCC150 x8;(b)SQCC150 x8-GH 条件的合理性 明SOCC短柱在开孔后轴压强度明显降低，需进行灌 ②与普通SQCC短柱相比，留设灌浆孔后短柱的 浆孔处的有效补强.针对性研究SQCC短柱补强特性 轴压承载力降低了29.9%（以室内试验结果为准），表 对提高短柱及拱架的承载性能具有重要的价值

工程科学学报,第 39 卷,第 8 期 图 4 试件典型破坏形态. (a) SQCC150 伊 8; (b) SQCC150 伊 8鄄GH Fig. 4 Typical failure modes of components: (a) SQCC150 伊 8; (b) SQCC150 伊 8鄄GH 图 5 室内和数值试验荷载鄄鄄位移对比曲线. (a) SQCC150 伊 8; (b) SQCC150 伊 8鄄GH Fig. 5 Load鄄strain curves of laboratory tests and numerical experiments: (a) SQCC150 伊 8; (b) SQCC150 伊 8鄄GH 条件的合理性. 于 与普通 SQCC 短柱相比,留设灌浆孔后短柱的 轴压承载力降低了 29郾 9% (以室内试验结果为准),表 明 SQCC 短柱在开孔后轴压强度明显降低,需进行灌 浆孔处的有效补强. 针对性研究 SQCC 短柱补强特性 对提高短柱及拱架的承载性能具有重要的价值. ·1144·

王琦等：方钢约束混凝土拱架补强机制研究及应用 ·1145· 表1室内试验与数值试验结果对比 数见图6. Table 1 Contrast between laboratory tests and numerical experiment re- 2.1.2试验结果分析 sults (1)破坏形态分析 室内试验极限 数值试验极限 差异 短柱类别 图7为三种补强方式下SQCC开孔短柱的数值试 承载力/kN 承载力/kN 率/% 验破坏形态，对比不同短柱变形过程及破坏形态，分析 SQCC 2726.0 2685.5 1.5 结果如下： SOCC-GH 1911.2 1871.1 2.1 ①侧弯钢板补强方式下短柱在试验初期未观测 到明显的变形破坏特征：随着荷载的增加，短柱逐渐 2短柱灌浆孔补强机制影响规律 进人弹塑性变形阶段，以补强钢板的上下边缘为界， 短柱在补强钢板上下两侧位置出现剪切线，短柱变 2.1SQCC短柱灌浆孔补强方式研究 形较小：当荷载继续增加至短柱极限荷载的80%左 2.1.1 补强方案设计 右时，钢板上下两侧开始出现屈曲波波峰，且随着荷 为研究不同补强措施对SQCC开孔短柱轴压承载 载增加，呈现出更为明显的屈曲波现象.在整个试验 力等力学性能的影响，通过改变补强钢板的形状和厚 过程中，灌浆孔及附近位置未产生明显的变形现象， 度，设计了侧弯钢板补强(angle steel strengthen,ASS)、 补强钢板上下两侧成为关键破坏部位，短柱补强效 开孔钢板补强(perforated plate strengthen,PPS)和周边 果尤为明显：同时室内试验与数值试验的破坏形态 钢板补强(surrounding plate strengthen,SPS)三类数值 具有很好的一致性. 方案. ②开孔钢板补强方式下短柱在试验初期无明显 为方便进行短柱补强试验对比研究，短柱构造参 变形破坏特征：随着荷载增加，灌浆孔及附近位置开始 数不变，补强钢板设计含钢量相同.侧弯钢板、开孔钢 出现应力集中现象，变形较小：当荷载逐渐增加至短柱 板和周边钢板三种补强钢板的体积分别为306.5、 极限荷载的70%左右时，灌浆孔率先产生压扁破坏， 309.3和308.2cm3,三者最大差异率为0.9%，具体参 成为短柱的关键破坏部位：随着荷载的继续增加，短柱 110 55 680 80 8 80 径23 70 华径23 ,7032 图6不同补强方案的尺寸与模型图（单位：mm).(a)侧弯钢板补强：(b)开孔钢板补强：(c)周边钢板补强 Fig.6 Size and model diagrams of various strengthening schemes (unit:mm):(a)ASS;(b)PPS;(c)SPS (a) (b) (c) 应力MPa 应力MPa 应力/MPa +5.939x102 +5.939x102 +5.445×10 +5.445x10 +4.950×102 +4.950×102 +4.950x10 +4.455×10 +4.456×102 -+4.456x102 +3.96×10 +3.961×10 +3.961×10 +3466x10P +3.467×10P +3.467×10 42.977×10 +2.972×102 +2.972x102 +2.477×102 +2.477×102 +2.478×10 +1.982×102 +1.983x102 +1.983×102 +1.488×10 +1,488×10 +1.489x102 49932×101 +9.932×101 +9.941×101 +4.986x10 +4.992x10 +4.996×10 +4.037×10-1 +4.467×101 +5.108x10- 图7不同补强方式下短柱典型破坏形态.(a)侧弯钢板补强：(b)开孔钢板补强：(c)周边钢板补强 Fig.7 Short column typical failure modes of different strengthening methods:(a)ASS;(b)PPS;(c)SPS

王 琦等: 方钢约束混凝土拱架补强机制研究及应用 表 1 室内试验与数值试验结果对比 Table 1 Contrast between laboratory tests and numerical experiment re鄄 sults 短柱类别 室内试验极限 承载力/ kN 数值试验极限 承载力/ kN 差异 率/ % SQCC 2726郾 0 2685郾 5 1郾 5 SQCC鄄GH 1911郾 2 1871郾 1 2郾 1 2 短柱灌浆孔补强机制影响规律 2郾 1 SQCC 短柱灌浆孔补强方式研究 2郾 1郾 1 补强方案设计 为研究不同补强措施对 SQCC 开孔短柱轴压承载 力等力学性能的影响,通过改变补强钢板的形状和厚 度,设计了侧弯钢板补强(angle steel strengthen, ASS)、 开孔钢板补强(perforated plate strengthen, PPS)和周边 钢板补强( surrounding plate strengthen, SPS)三类数值 方案. 为方便进行短柱补强试验对比研究,短柱构造参 数不变,补强钢板设计含钢量相同. 侧弯钢板、开孔钢 板和周边钢板三种补强钢板的体积分别为 306郾 5、 309郾 3 和 308郾 2 cm 3 ,三者最大差异率为 0郾 9% ,具体参 数见图 6. 2郾 1郾 2 试验结果分析 (1)破坏形态分析. 图 7 为三种补强方式下 SQCC 开孔短柱的数值试 验破坏形态,对比不同短柱变形过程及破坏形态,分析 结果如下: 淤 侧弯钢板补强方式下短柱在试验初期未观测 到明显的变形破坏特征;随着荷载的增加,短柱逐渐 进入弹塑性变形阶段,以补强钢板的上下边缘为界, 短柱在补强钢板上下两侧位置出现剪切线,短柱变 形较小;当荷载继续增加至短柱极限荷载的 80% 左 右时,钢板上下两侧开始出现屈曲波波峰,且随着荷 载增加,呈现出更为明显的屈曲波现象. 在整个试验 过程中,灌浆孔及附近位置未产生明显的变形现象, 补强钢板上下两侧成为关键破坏部位,短柱补强效 果尤为明显;同时室内试验与数值试验的破坏形态 具有很好的一致性. 于 开孔钢板补强方式下短柱在试验初期无明显 变形破坏特征;随着荷载增加,灌浆孔及附近位置开始 出现应力集中现象,变形较小;当荷载逐渐增加至短柱 极限荷载的 70% 左右时,灌浆孔率先产生压扁破坏, 成为短柱的关键破坏部位;随着荷载的继续增加,短柱 图 6 不同补强方案的尺寸与模型图(单位:mm). (a) 侧弯钢板补强; (b) 开孔钢板补强; (c) 周边钢板补强 Fig. 6 Size and model diagrams of various strengthening schemes (unit: mm): (a) ASS; (b) PPS; (c) SPS 图 7 不同补强方式下短柱典型破坏形态. (a) 侧弯钢板补强; (b) 开孔钢板补强; (c) 周边钢板补强 Fig. 7 Short column typical failure modes of different strengthening methods: (a) ASS; (b) PPS; (c) SPS ·1145·

·1146. 工程科学学报，第39卷，第8期 逐渐失稳破坏.在整个试验过程中，灌浆孔仍旧是关 移至钢板上下两侧，补强效果明显 键破坏部位，补强效果较差. (2)荷载-位移曲线分析. ③周边钢板补强与侧弯钢板补强方式下短柱在 图8为SQCC灌浆孔补强短柱的荷载-位移曲线， 试验初期的变形特征相似，均为变形较小的弹塑性变 其中图8(a)为侧弯钢板补强方式下短柱室内试验与 形阶段：当加载至短柱极限荷载的75%左右时，钢板 数值试验的荷载-位移对比曲线，图8(b)为侧弯钢板 上下两侧逐渐出现屈曲波波峰.整个试验过程中，灌 补强、开孔钢板补强、周边钢板补强三种补强措施下开 浆孔及附近位置无明显的变形现象，关键破坏部位转 孔短柱的荷载-位移对比曲线 3500r 3500 (a) 3000 3000 2500 2000 2500 逗1500 起2000 ·侧弯钢板补强 1000 。一室内试验 一数值试验 开孔钢板补强 1500 一周边钢板补强 500 100 6 10 0 位移mm 位移mm 图8不同补强方式下荷载-位移曲线.(a)侧弯钢板补强短柱数值与室内试验对比：(b)各补强方案对比 Fig.8 Load-strain curves for different strengthening methods:(a)comparison of ASS numerical and laboratory tests;(b)comparison of strengthe- ning schemes 分析可知： 补强方式下短柱的强度指标分别为148.7%、 ①侧弯钢板补强方式下SQCC开孔短柱室内试 130.2%、134.3%,经济指标分别为90.8%、78.8%、 验和数值试验的变形特点及荷载-位移对比曲线表 81.5%,可见含钢量相同时，侧弯钢板的补强效果最 明，其破坏形态和承载力结果均表现出很好的一致性， 好，短柱承载力最大、经济性最好，且应力集中程度降 验证了数值试验的合理性. 低最明显，因此针对SQCC150×8短柱灌浆孔进行侧 ②不同灌浆孔补强短柱的荷载-位移曲线基本形 弯钢板补强较为合适 态相似，可分为4个阶段：弹性变形阶段：弹塑性变形 2.2侧弯钢板长度影响规律 阶段：塑性变形阶段：稳定变形阶段 2.2.1方案设计 ③不同灌浆孔补强短柱的荷载-位移曲线处于弹 为了研究侧弯钢板的长度变化对SQCC开孔短柱 性变形阶段时，其直线斜率基本保持一致，表明在设计 补强效果的影响规律，设计了12组不同侧弯钢板长度 含钢量相同时，三种灌浆孔补强方式对弹性模量的影 参数的短柱数值试验，对比分析选出合理侧弯钢板长 响忽略不计 度方案.试验短柱只改变补强钢板的长度参数，其余 (3)强度及经济指标分析. 参数不变 表2为不同补强措施下短柱极限承载力结果对比 补强钢板长度参数及数值试验结果见表3 分析.本文定义强度指标α为灌浆孔补强后与补强之 2.2.2结果分析 前短柱极限承载力之比；定义经济指标Y为灌浆孔补 图9为不同侧弯钢板长度的短柱荷载-位移曲线， 强短柱的极限承载力与补强钢板体积之比. 图10为SQCC开孔短柱极限承载力随侧弯钢板长度 表2短柱极限承载力结果 的变化曲线. Table 2 Short column ultimate bearing capacity results 分析可知： 极限承 ①随钢板长度增加，SQCC150×8-ASS短柱的极 补强方式 强度指标， 经济指标， 载力/kN /% y/% 限承载力变化趋势分为两个阶段.第一阶段是快速增 侧弯钢板补强(ASS) 2782.48 148.7 90.8 加段，此阶段短柱的极限承载力增速提高显著，灌浆孔 补强效果提升明显：第二阶段是增速减缓段，此阶段短 开孔钢板补强(PPS) 2435.91 130.2 78.8 柱的极限承载力依旧保持增长趋势，但增长速率逐渐 周边钢板补强(SPS) 2512.40 134.3 81.5 减小，补强效果提升不明显. 由表2可知：侧弯钢板、开孔钢板和周边钢板三种 拟合得到短柱极限承载力F,与补强钢板长度1的

工程科学学报,第 39 卷,第 8 期 逐渐失稳破坏. 在整个试验过程中,灌浆孔仍旧是关 键破坏部位,补强效果较差. 盂 周边钢板补强与侧弯钢板补强方式下短柱在 试验初期的变形特征相似,均为变形较小的弹塑性变 形阶段;当加载至短柱极限荷载的 75% 左右时,钢板 上下两侧逐渐出现屈曲波波峰. 整个试验过程中,灌 浆孔及附近位置无明显的变形现象,关键破坏部位转 移至钢板上下两侧,补强效果明显. (2)荷载鄄鄄位移曲线分析. 图 8 为 SQCC 灌浆孔补强短柱的荷载鄄鄄位移曲线, 其中图 8(a)为侧弯钢板补强方式下短柱室内试验与 数值试验的荷载鄄鄄位移对比曲线,图 8( b)为侧弯钢板 补强、开孔钢板补强、周边钢板补强三种补强措施下开 孔短柱的荷载鄄鄄位移对比曲线. 图 8 不同补强方式下荷载鄄鄄位移曲线. (a) 侧弯钢板补强短柱数值与室内试验对比; (b) 各补强方案对比 Fig. 8 Load鄄strain curves for different strengthening methods: (a) comparison of ASS numerical and laboratory tests; (b) comparison of strengthe鄄 ning schemes 分析可知: 淤 侧弯钢板补强方式下 SQCC 开孔短柱室内试 验和数值试验的变形特点及荷载鄄鄄 位移对比曲线表 明,其破坏形态和承载力结果均表现出很好的一致性, 验证了数值试验的合理性. 于 不同灌浆孔补强短柱的荷载鄄鄄位移曲线基本形 态相似,可分为 4 个阶段:弹性变形阶段;弹塑性变形 阶段;塑性变形阶段;稳定变形阶段. 盂 不同灌浆孔补强短柱的荷载鄄鄄位移曲线处于弹 性变形阶段时,其直线斜率基本保持一致,表明在设计 含钢量相同时,三种灌浆孔补强方式对弹性模量的影 响忽略不计. (3)强度及经济指标分析. 表 2 为不同补强措施下短柱极限承载力结果对比 分析. 本文定义强度指标 琢 为灌浆孔补强后与补强之 前短柱极限承载力之比;定义经济指标 酌 为灌浆孔补 强短柱的极限承载力与补强钢板体积之比. 表 2 短柱极限承载力结果 Table 2 Short column ultimate bearing capacity results 补强方式 极限承 载力/ kN 强度指标, 琢/ % 经济指标, 酌 / % 侧弯钢板补强(ASS) 2782郾 48 148郾 7 90郾 8 开孔钢板补强(PPS) 2435郾 91 130郾 2 78郾 8 周边钢板补强(SPS) 2512郾 40 134郾 3 81郾 5 由表 2 可知:侧弯钢板、开孔钢板和周边钢板三种 补 强 方 式 下 短 柱 的 强 度 指 标 分 别 为 148郾 7% 、 130郾 2% 、134郾 3% ,经济指标分别为 90郾 8% 、78郾 8% 、 81郾 5% ,可见含钢量相同时,侧弯钢板的补强效果最 好,短柱承载力最大、经济性最好,且应力集中程度降 低最明显,因此针对 SQCC150 伊 8 短柱灌浆孔进行侧 弯钢板补强较为合适. 2郾 2 侧弯钢板长度影响规律 2郾 2郾 1 方案设计 为了研究侧弯钢板的长度变化对 SQCC 开孔短柱 补强效果的影响规律,设计了 12 组不同侧弯钢板长度 参数的短柱数值试验,对比分析选出合理侧弯钢板长 度方案. 试验短柱只改变补强钢板的长度参数,其余 参数不变. 补强钢板长度参数及数值试验结果见表 3. 2郾 2郾 2 结果分析 图 9 为不同侧弯钢板长度的短柱荷载鄄鄄位移曲线, 图 10 为 SQCC 开孔短柱极限承载力随侧弯钢板长度 的变化曲线. 分析可知: 淤 随钢板长度增加,SQCC150 伊 8鄄ASS 短柱的极 限承载力变化趋势分为两个阶段. 第一阶段是快速增 加段,此阶段短柱的极限承载力增速提高显著,灌浆孔 补强效果提升明显;第二阶段是增速减缓段,此阶段短 柱的极限承载力依旧保持增长趋势,但增长速率逐渐 减小,补强效果提升不明显. 拟合得到短柱极限承载力 Fn与补强钢板长度 l 的 ·1146·

王琦等：方钢约束混凝土拱架补强机制研究及应用 .1147· 关系公式： 2900 F.= 2800 0.00492-0.17081+2468.8, (100≤1≤240)： 2700 -0.00382+3.2897l+2133.1,(240 147.9 -300mm+350mm 侧弯钢板补强 5 2782.48 148.7 6 10 (ASS300) 6 9 2784.72 148.8 位移/mm 10 2786.69 148.9 图9不同钢板长度的短柱荷载-位移曲线 2788.35 149.0 Fig.9 Short column load-strain curve with different plate lengths 9 12 2790.21 149.1 ②SQCC开孔短柱极限承载力受侧弯钢板长度影 10 13 2792.13 149.2 响较大，当钢板长度小于180mm时，补强后的短柱关 注：ASS300表示侧弯钢板长度300mm 键破坏部位依旧在灌浆孔附近，灌浆孔位置首先出现 2.3.2结果分析 变形破坏现象，补强效果不明显，随钢板长度减小短柱 图11为不同侧弯钢板厚度的短柱荷载-位移曲 极限承载力变化逐渐趋于平缓：钢板长度大于180mm 线，图12为开孔短柱极限承载力随钢板厚度的变化 时，开孔补强后的SQCC短柱应力集中区和关键破坏 曲线 部位逐渐由灌浆孔及其附近位置向补强钢板上、下两 由上述分析可知： 侧转移，极限承载力持续增大 ①随侧弯钢板厚度增加，灌浆孔补强短柱的极限 ③当补强钢板长度小于180mm时，短柱强度指 承载力呈现先增大后趋于平缓的变化趋势，表明短柱

王 琦等: 方钢约束混凝土拱架补强机制研究及应用 关系公式: Fn = 0郾 0049l 2 - 0郾 1708l + 2468郾 8, (100臆l臆240); - 0郾 0038l 2 + 3郾 2897l + 2133郾 1, (240 < l臆350) { . (2) 当 100臆l臆240 时,拟合度 R 2 = 0郾 9986;当240 < l臆350时,拟合度 R 2 = 0郾 997. 表 3 不同钢板长度短柱试验结果 Table 3 Test results of short column schemes with different plate lengths 类别 序号 补强钢板 长度/ mm 极限承载 力/ kN 强度指标, 酌 / % 侧弯钢板补强 (ASS鄄8) 1 100 2500郾 52 133郾 6 2 160 2566郾 06 137郾 1 3 180 2596郾 09 138郾 7 4 200 2625郾 62 140郾 3 5 220 2664郾 12 142郾 4 6 240 2709郾 12 144郾 8 7 260 2735郾 75 146郾 2 8 280 2755郾 51 147郾 3 9 300 2782郾 48 148郾 7 10 320 2800郾 97 149郾 7 11 340 2814郾 15 150郾 4 12 360 2829郾 26 151郾 2 注:ASS鄄8 表示侧弯钢板厚度为 8 mm. 图 9 不同钢板长度的短柱荷载鄄鄄位移曲线 Fig. 9 Short column load鄄鄄strain curve with different plate lengths 于 SQCC 开孔短柱极限承载力受侧弯钢板长度影 响较大,当钢板长度小于 180 mm 时,补强后的短柱关 键破坏部位依旧在灌浆孔附近,灌浆孔位置首先出现 变形破坏现象,补强效果不明显,随钢板长度减小短柱 极限承载力变化逐渐趋于平缓;钢板长度大于 180 mm 时,开孔补强后的 SQCC 短柱应力集中区和关键破坏 部位逐渐由灌浆孔及其附近位置向补强钢板上、下两 侧转移,极限承载力持续增大. 盂 当补强钢板长度小于 180 mm 时,短柱强度指 图 10 短柱极限荷载随钢板长度变化曲线 Fig. 10 Curve of short column ultimate load鄄plate length 标较小;长度超过 240 mm 时,短柱强度增速逐渐减小 并最终趋于平稳;综合对比分析,侧弯补强钢板厚度 8 mm 时,长度在 180 ~ 240 mm 范围内,灌浆孔周围应 力集中程度低,短柱强度指标增长幅度最大,能达到 138% ~ 145% ,补强效果较好. 2郾 3 侧弯钢板厚度影响规律 2郾 3郾 1 方案设计 为了研究侧弯钢板厚度变化对 SQCC 短柱补强效 果的影响规律,设计了 10 组不同侧弯钢板厚度参数的 短柱数值试验,对比分析选出合理侧弯钢板厚度. 试 验短柱只改变补强钢板厚度,其余参数不变. 补强钢板厚度参数及数值试验结果见表 4. 表 4 不同钢板厚度的短柱试验结果 Table 4 Test results of short column schemes with different plate thick鄄 nesses 类型 序号 补强钢板 厚度/ mm 极限承载 力/ kN 强度指标, 酌 / % 侧弯钢板补强 (ASS300) 1 4 2673郾 03 142郾 9 2 5 2709郾 72 144郾 8 3 6 2741郾 54 146郾 5 4 7 2767郾 60 147郾 9 5 8 2782郾 48 148郾 7 6 9 2784郾 72 148郾 8 7 10 2786郾 69 148郾 9 8 11 2788郾 35 149郾 0 9 12 2790郾 21 149郾 1 10 13 2792郾 13 149郾 2 注:ASS300 表示侧弯钢板长度 300 mm. 2郾 3郾 2 结果分析 图 11 为不同侧弯钢板厚度的短柱荷载鄄鄄 位移曲 线,图 12 为开孔短柱极限承载力随钢板厚度的变化 曲线. 由上述分析可知: 淤 随侧弯钢板厚度增加,灌浆孔补强短柱的极限 承载力呈现先增大后趋于平缓的变化趋势,表明短柱 ·1147·

·1148· 工程科学学报，第39卷，第8期 4000 下的SQCC开孔短柱极限承载力均有一定程度提高， 可达到较好的补强效果 3000 (2)综合对比三种补强方式下短柱的强度及经济 指标，其中侧弯钢板补强(ASS)补强方式下短柱的强 2000 。-4mm ◆-6mm 度指标α及经济指标y均最大，分别达到148.7%、 一餐8mm ◆-10mm 90.8%,补强效果及经济性最明显 ◆-12mm (3)侧弯钢板补强(ASS)补强方式短柱补强效果 4 6 受侧弯钢板长度影响较大，补强钢板长度在180~ 位移mm 240mm范围时，灌浆孔周围应力集中程度低，短柱极限 图11 不同钢板厚度的短柱荷载-位移曲线 承载力增幅较大；受侧弯钢板厚度影响较小，补强钢板 Fig.11 Short column load-strain curves with different plate thicknes- 厚度达到8mm后，短柱极限承载力提升不明显. ses (4)鉴于侧弯钢板对SQCC150×8短柱的补强最 2900 为经济有效，且侧弯钢板厚度为8mm,长度在180~ 240mm之间时开孔短柱承载力的提高较大，强度及经 2800 个◆◆ 济优势最明显，建议工程中采用侧弯钢板对方钢约束 2700 混凝土拱架灌浆孔进行补强 3室内试验及现场应用 2600 为了进一步掌握约束混凝土拱架灌浆孔的实际补 2500 4 6810121416 强效果，基于千米深井赵楼煤矿现场拱架尺寸，利用自 钢板厚度/mm 主研发的大型力学试验系统开展了约束混凝土灌浆孔 图12短柱极限荷载随钢板厚度变化曲线 补强拱架全比尺力学性能试验，研究分析拱架的整体 Fig.12 Curve of short column ultimate load-plate thickness 受力规律、变形破坏形态以及关键破坏部位等特征，并 极限承载力在侧弯钢板厚度小于8mm时受其影响比 进行了拱架的现场应用，验证约束混凝土拱架灌浆孔 较明显；厚度超过8mm后，随钢板厚度的增加短柱极 补强效果 限承载力变化不明显 3.1试验系统及加载方案 拟合得到短柱极限承载力F,与补强钢板厚度h 为进行地下工程支护拱架的全比尺室内试验，笔 的关系公式： 者团队针对以往试验系统的不足设计研发了大型力学 F。= 试验系统，该系统由加载及控制系统、反力结构以及监 (-3.527h2+70.004h+2448.9,(4≤h≤8)： 测系统等组成，可有效模拟现场拱架的实际受力状态， 1.834h+2768.2, (8<h≤13). 实现拱架相关试验数据的精确量测与采集，为进行室 (3) 内全比尺拱架力学性能试验提供了有效手段. 当4≤h≤8时，拟合度R=0.9995;当8<h≤13 试验拱架基于赵楼煤矿现场拱架尺寸进行设计， 时，拟合度R=0.9994. 为充分模拟现场拱架的实际受力状态，试验过程中通 ②SQCC短柱极限承载力受侧弯钢板厚度影响较 过加载及控制系统采用分级单调加载的方式对拱架进 小，当钢板厚度小于8mm时，随钢板厚度的不断减小， 行均布加载，直至拱架产生明显破坏现象或整体进入 短柱应力集中区和关键破坏部位逐渐由补强钢板上下 屈服破坏时停止加载， 两侧向灌浆孔及附近位置转移，短柱极限承载力不断 3.2试验结果分析 减小：钢板厚度大于8mm时，短柱薄弱部位逐渐偏离 图13为试验前后的约束混凝土拱架变形破坏形 灌浆孔位置，短柱极限承载力增长趋于平缓. 态对比. ③当补强钢板厚度小于8mm时，短柱极限承载 在试验初期阶段，各处油缸均匀缓慢的推进，方钢 力提升明显：当厚度超过8mm时，短柱极限承载力提 约束混凝土试验拱架处于弹性变形阶段，未发生明显 升不明显 的变形现象：随着荷载的持续升高，拱架进入屈服状态 2.4小结及工程建议 并出现明显变形，逐渐呈现出“两侧内挤、拱顶外凸、 (1)短柱开孔后，灌浆孔及附近位置产生了明显 整体变瘦”的现象：荷载继续增大，拱腿处的弯曲变形 的应力集中现象，作为关键破坏部位，首先出现压扁现 更为明显；至试验结束时，拱架的整体变形破坏已经较 象进而导致短柱整体失稳破坏.不同灌浆孔补强措施 为严重，两侧拱腿向内弯曲显著，但荷载未有明显

工程科学学报,第 39 卷,第 8 期 图 11 不同钢板厚度的短柱荷载鄄鄄位移曲线 Fig. 11 Short column load鄄鄄strain curves with different plate thicknes鄄 ses 图 12 短柱极限荷载随钢板厚度变化曲线 Fig. 12 Curve of short column ultimate load鄄鄄 plate thickness 极限承载力在侧弯钢板厚度小于 8 mm 时受其影响比 较明显;厚度超过 8 mm 后,随钢板厚度的增加短柱极 限承载力变化不明显. 拟合得到短柱极限承载力 Fn 与补强钢板厚度 h 的关系公式: Fn = - 3郾 527h 2 + 70郾 004h + 2448郾 9, (4臆h臆8); 1郾 834h + 2768郾 2, (8 < h臆13) { . (3) 当 4臆h臆8 时,拟合度 R 2 = 0郾 9995;当 8 < h臆13 时,拟合度 R 2 = 0郾 9994. 于 SQCC 短柱极限承载力受侧弯钢板厚度影响较 小,当钢板厚度小于 8 mm 时,随钢板厚度的不断减小, 短柱应力集中区和关键破坏部位逐渐由补强钢板上下 两侧向灌浆孔及附近位置转移,短柱极限承载力不断 减小;钢板厚度大于 8 mm 时,短柱薄弱部位逐渐偏离 灌浆孔位置,短柱极限承载力增长趋于平缓. 盂 当补强钢板厚度小于 8 mm 时,短柱极限承载 力提升明显;当厚度超过 8 mm 时,短柱极限承载力提 升不明显. 2郾 4 小结及工程建议 (1)短柱开孔后,灌浆孔及附近位置产生了明显 的应力集中现象,作为关键破坏部位,首先出现压扁现 象进而导致短柱整体失稳破坏. 不同灌浆孔补强措施 下的 SQCC 开孔短柱极限承载力均有一定程度提高, 可达到较好的补强效果. (2)综合对比三种补强方式下短柱的强度及经济 指标,其中侧弯钢板补强(ASS)补强方式下短柱的强 度指标 琢 及经济指标 酌 均最大,分别达到 148郾 7% 、 90郾 8% ,补强效果及经济性最明显. (3)侧弯钢板补强(ASS)补强方式短柱补强效果 受侧弯钢板长度影响较大,补强钢板长度在180 ~ 240 mm范围时,灌浆孔周围应力集中程度低,短柱极限 承载力增幅较大;受侧弯钢板厚度影响较小,补强钢板 厚度达到 8 mm 后,短柱极限承载力提升不明显. (4)鉴于侧弯钢板对 SQCC150 伊 8 短柱的补强最 为经济有效,且侧弯钢板厚度为 8 mm,长度在 180 ~ 240 mm 之间时开孔短柱承载力的提高较大,强度及经 济优势最明显,建议工程中采用侧弯钢板对方钢约束 混凝土拱架灌浆孔进行补强. 3 室内试验及现场应用 为了进一步掌握约束混凝土拱架灌浆孔的实际补 强效果,基于千米深井赵楼煤矿现场拱架尺寸,利用自 主研发的大型力学试验系统开展了约束混凝土灌浆孔 补强拱架全比尺力学性能试验,研究分析拱架的整体 受力规律、变形破坏形态以及关键破坏部位等特征,并 进行了拱架的现场应用,验证约束混凝土拱架灌浆孔 补强效果. 3郾 1 试验系统及加载方案 为进行地下工程支护拱架的全比尺室内试验,笔 者团队针对以往试验系统的不足设计研发了大型力学 试验系统,该系统由加载及控制系统、反力结构以及监 测系统等组成,可有效模拟现场拱架的实际受力状态, 实现拱架相关试验数据的精确量测与采集,为进行室 内全比尺拱架力学性能试验提供了有效手段. 试验拱架基于赵楼煤矿现场拱架尺寸进行设计, 为充分模拟现场拱架的实际受力状态,试验过程中通 过加载及控制系统采用分级单调加载的方式对拱架进 行均布加载,直至拱架产生明显破坏现象或整体进入 屈服破坏时停止加载. 3郾 2 试验结果分析 图 13 为试验前后的约束混凝土拱架变形破坏形 态对比. 在试验初期阶段,各处油缸均匀缓慢的推进,方钢 约束混凝土试验拱架处于弹性变形阶段,未发生明显 的变形现象;随着荷载的持续升高,拱架进入屈服状态 并出现明显变形,逐渐呈现出“两侧内挤、拱顶外凸、 整体变瘦冶的现象;荷载继续增大,拱腿处的弯曲变形 更为明显;至试验结束时,拱架的整体变形破坏已经较 为严重,两侧拱腿向内弯曲显著,但荷载未有明显 ·1148·

王琦等：方钢约束混凝土拱架补强机制研究及应用 ·1149· 图13试验拱架破坏形态.(a)试验前：(b)试验后 Fig.13 Deformation of the arch:(a)before test;(b)after test 下降 3.3现场应用 试验结束时，拱架变形严重，最大变形出现在两侧 兖矿集团赵楼煤矿为典型千米深井，最大水平应 拱腿位置，如图14所示.因采用侧弯钢板补强措施进 力大小为34.63MPa.约束混凝土拱架支护现场试验 行拱架局部补强，拱腿处灌浆孔位置未产生明显变形 段布置在第二集中下山的边坡点以下500~600m之 破坏现象，补强效果较好 间，该区域断层破碎带发育，试验段穿过DF7断层，支 护难度大，现场返修频繁 补强板 基于前期室内试验与数值试验的研究成果，在该 试验段设计进行约束混凝土拱架现场试验，并对拱腿 灌浆孔位置采用焊接侧弯钢板的措施进行拱架局部补 浆孔 强，图15为现场支护效果. 针对约束混凝土拱架与传统·型钢拱架不同支 护方案，监测分析巷道围岩收敛变形及拱架径向受力 情况.图16为巷道掘进157d后的试验段不同类型拱 图14拱架灌浆孔补强效果 架各部位最终变形及径向受力监测结果对比 Fig.14 Effect of enhancing the arch 监测结果表明，在掘进巷道稳定后，SQCC拱架支 图15SQCC拱架支护效果对比.(a)支护前：(b)支护后 Fig.15 Comparison of supporting effect of SQCC arch:(a)before support;(b)after support 护下巷道围岩平均变形量仅为U型钢拱架支护巷道 明显降低，相比普通SQCC短柱降低了29.9%，为了提 的28%，拱架的变形形态与室内全比尺试验基本一 高开孔后短柱轴压承载能力，保证拱架整体强度，需对 致，且由于侧弯钢板的补强作用，拱脚处灌浆孔位置变 灌浆孔进行补强处理. 形不明显，达到了较好的补强效果，方钢约束混凝土拱 (2)侧弯钢板、开孔钢板和周边钢板三种补强方 架支护效果明显优于传统U型钢支护. 式对短柱强度均有不同程度的提升，补强后短柱强度 指标分别达到148.7%、130.2%、134.3%，经济指标分 4结论 别为90.8%、78.8%、81.5%，综合对比三种补强方式 (1)SQCC短柱留设灌浆孔后，轴压作用下率先在 的强度及经济指标，侧弯钢板补强短柱强度大、经济性 开孔处压扁破坏，继而导致整体失稳破坏，其承载能力 好，且短柱应力集中程度降低最明显，补强效果最好

王 琦等: 方钢约束混凝土拱架补强机制研究及应用 图 13 试验拱架破坏形态. (a) 试验前; (b) 试验后 Fig. 13 Deformation of the arch: (a) before test; (b) after test 下降. 试验结束时,拱架变形严重,最大变形出现在两侧 拱腿位置,如图 14 所示. 因采用侧弯钢板补强措施进 行拱架局部补强,拱腿处灌浆孔位置未产生明显变形 破坏现象,补强效果较好. 图 14 拱架灌浆孔补强效果 Fig. 14 Effect of enhancing the arch 3郾 3 现场应用 兖矿集团赵楼煤矿为典型千米深井,最大水平应 力大小为 34郾 63 MPa. 约束混凝土拱架支护现场试验 段布置在第二集中下山的边坡点以下 500 ~ 600 m 之 间,该区域断层破碎带发育,试验段穿过 DF7 断层,支 护难度大,现场返修频繁. 基于前期室内试验与数值试验的研究成果,在该 试验段设计进行约束混凝土拱架现场试验,并对拱腿 灌浆孔位置采用焊接侧弯钢板的措施进行拱架局部补 强,图 15 为现场支护效果. 针对约束混凝土拱架与传统 U 型钢拱架不同支 护方案,监测分析巷道围岩收敛变形及拱架径向受力 情况. 图 16 为巷道掘进 157 d 后的试验段不同类型拱 架各部位最终变形及径向受力监测结果对比. 监测结果表明,在掘进巷道稳定后,SQCC 拱架支 图 15 SQCC 拱架支护效果对比. (a) 支护前; (b) 支护后 Fig. 15 Comparison of supporting effect of SQCC arch: (a) before support; (b) after support 护下巷道围岩平均变形量仅为 U 型钢拱架支护巷道 的 28% ,拱架的变形形态与室内全比尺试验基本一 致,且由于侧弯钢板的补强作用,拱脚处灌浆孔位置变 形不明显,达到了较好的补强效果,方钢约束混凝土拱 架支护效果明显优于传统 U 型钢支护. 4 结论 (1)SQCC 短柱留设灌浆孔后,轴压作用下率先在 开孔处压扁破坏,继而导致整体失稳破坏,其承载能力 明显降低,相比普通 SQCC 短柱降低了 29郾 9% ,为了提 高开孔后短柱轴压承载能力,保证拱架整体强度,需对 灌浆孔进行补强处理. (2)侧弯钢板、开孔钢板和周边钢板三种补强方 式对短柱强度均有不同程度的提升,补强后短柱强度 指标分别达到 148郾 7% 、130郾 2% 、134郾 3% ,经济指标分 别为 90郾 8% 、78郾 8% 、81郾 5% ,综合对比三种补强方式 的强度及经济指标,侧弯钢板补强短柱强度大、经济性 好,且短柱应力集中程度降低最明显,补强效果最好. ·1149·

·1150· 工程科学学报，第39卷，第8期 SQCC-径向受力 [6]Jiang B,Li S C,Wang Q,et al.Failure mechanism of three soft U-径向受力 coal seam roadway and comparison study on bolt and grouting.J 1 mm China Coal Soc.,2015,40(10):2336 56 48 mm (江贝，李术才，王琦，等.三软煤层巷道陂坏机制及错注对 比试验.煤炭学报，2015,40(10)：2336) U-变形 m [7]Zhang C.Zhang N,Xu X L,et al.Support technique intensifying soft broken roadway with high ground stress.I Min Saf Eng, 41 mm 5QCC-变形 179mm 2010,27(1):13 (张璨，张农，许兴亮，等.高地应力破碎软岩巷道强化控制 技术研究.采矿与安全工程学报，2010,27(1)：13) [8] Yuan L,Xue J H,Liu QS,et al.Surrounding rock stability con- 图16巷道收敛及径向受力监测结果 trol theory and support technique in deep rock roadway for coal Fig.16 Roadway convergence and radial pressure mine.J China Coal Soc,2011,36(4):535 (袁亮，薛俊华，刘泉声，等.煤矿深部岩巷围岩控制理论与 (3)侧弯钢板对SQCC150×8短柱的补强效果受 支护技术.煤炭学报.，2011,36(4)：535) 钢板的长度和厚度因素影响，当侧弯钢板厚度为 [9]Vogel M,Rast H P.Alp transit-safety in construction as a chal- 8mm,长度在180~240mm范围时侧弯钢板对短柱承 lenge:health and safety aspects in very deep tunnel construction. 载力的提高较大，补强优势最明显 Tunnelling Underground Space Technol,2000,15(4):481 (4)约束混凝土灌浆孔补强拱架的全比尺力学 [10]Wang QZ,Xie W B,Jing S G,et al.Research on U-shape steel frame and anchor cable collaborative support mechanism and 性能试验，充分验证了侧弯钢板对于约束混凝土拱 loading law of roadway under dynamical pressure impact.China 架的补强效果，基于试验结果在千米深井赵楼煤矿 Coal Soe,2015,40(2):301 中进行应用，试验拱架在屈服破坏前灌浆孔及其附 (王其洲，谢文兵，荆升国，等.动压影响巷道U型钢支架- 近位置无明显变形破坏现象，表明对灌浆孔进行侧 锚索协同支护机理及其承载规律.煤炭学报，2015,40(2)： 弯钢板补强能够充分发挥方钢约束混凝土拱架承载 301) 能力 [11]Guo J W,Liu Q S,Yang Z B,et al.Support technology to deep large-scale soft surrounding rock of roadway in Pingdingshan coal 参考文献 mine.Chin J Rock Mech Eng,2012,31(Suppl 2):3904 (郭建伟，刘泉声，杨战标，等.平顶山矿区深部大规模松软 [1]He M C,Xie H P,Peng S P,et al.Study on rock mechanies in 围岩巷道支护技术.岩石力学与工程学报，2012,31（增刊 deep mining engineering.Chin J Rock Mech Eng,2005,24 2):3904) (16):2803 [12]Wang Q,Li W T,Li S C.et al.Field test study on mechanical (何满潮，谢和平，彭苏萍，等.深部开采岩体力学研究.岩 properties of U-type confined concrete arch centering and support 石力学与工程学报，2005,24(16)：2803) system in deep roadway.Central S Unin(Sci Technol),2015, [2]Li G F,He M C,Zhang G F,et al.Deformation mechanism and 46(6):2250 exeavation process of large span intersection within deep soft rock (王琦，李为腾，李术才，等。深部巷道U型约束混凝土拱 roadway.Min Sci Technol (China),2010,20(1):28 架力学性能及支护体系现场试验研究.中南大学学报（自然 [3]Ren F H,Lai X P,Cai M F,et al.Quantitative prediction and 科学版).2015,46(6)：2250) evaluation on the regularity of asymmetric damage and distortion 13]Lu S L,Wang Y H.Study on relationship between support with upon broken rock mass roadways.I Unir Sci Technol Beijing, backfilling and surrounding rocks of roadway in soft strata.Chin 2008,30(3):221 J Rock Mech Eng,1999,18(2):180 (任奋华，来兴平，蔡美蜂，等.破碎岩体巷道非对称破坏与 (陆士良，王悦汉.软岩巷道支架壁后充填与围岩关系的研 变形规律定量预计与评价.北京科技大学学报，2008,30 究.岩石力学与工程学报，1999,18(2)：180) (3):221) [14]Wang Q,Jiang B,Li S C,et al.Experimental studies on the [4]Kang H P,Wang J H.Lin J.High pretensioned stress and inten- mechanical properties and deformation&failure mechanism of U. sive bolting system and its application in deep roadways.J China type confined concrete arch centering.Tunnelling Underground Coal Soc,2007,32(12):1233 Space Technol,2016,51:20 (康红普，王金华，林健.高预应力强力支护系统及其在深部 [15]Wang Q,Jiang B,Li Y,et al.Mechanical behaviors analysis on 巷道中的应用.煤炭学报，2007,32(12)：1233) a square-steel-confined-concrete arch centering and its engineer- [5] Wang Q,Pan R,Li S C,et al.Gob side entry failure mechanism ing application in a mining project.European Environ Cir Eng, and control of bolt-grouting in three soft coal seam.I China Coal 2017,21(4):389 Soc,2016,41(5):1111 [16]Wang Q,Shao X.Li SC,et al.Mechanical properties and fail- (王琦，潘锐，李术才，等.三软煤层沿空巷道破坏机制及锚 ure mechanism of square type confined conerete arch centering. 注控制.煤炭学报，2016,41(5)：1111) China Coal Soc,2015,40(4):922

工程科学学报,第 39 卷,第 8 期 图 16 巷道收敛及径向受力监测结果 Fig. 16 Roadway convergence and radial pressure (3)侧弯钢板对 SQCC150 伊 8 短柱的补强效果受 钢板的 长 度 和 厚 度 因 素 影 响, 当 侧 弯 钢 板 厚 度 为 8 mm,长度在 180 ~ 240 mm 范围时侧弯钢板对短柱承 载力的提高较大,补强优势最明显. (4)约束混凝土灌浆孔补强拱架的全比尺力学 性能试验,充分验证了侧弯钢板对于约束混凝土拱 架的补强效果,基于试验结果在千米深井赵楼煤矿 中进行应用,试验拱架在屈服破坏前灌浆孔及其附 近位置无明显变形破坏现象,表明对灌浆孔进行侧 弯钢板补强能够充分发挥方钢约束混凝土拱架承载 能力. 参 考 文 献 [1] He M C, Xie H P, Peng S P, et al. Study on rock mechanics in deep mining engineering. Chin J Rock Mech Eng, 2005, 24 (16): 2803 (何满潮, 谢和平, 彭苏萍, 等. 深部开采岩体力学研究. 岩 石力学与工程学报, 2005, 24(16): 2803) [2] Li G F, He M C, Zhang G F, et al. Deformation mechanism and excavation process of large span intersection within deep soft rock roadway. Min Sci Technol (China), 2010, 20(1): 28 [3] Ren F H, Lai X P, Cai M F, et al. Quantitative prediction and evaluation on the regularity of asymmetric damage and distortion upon broken rock mass roadways. J Univ Sci Technol Beijing, 2008, 30(3): 221 (任奋华, 来兴平, 蔡美峰, 等. 破碎岩体巷道非对称破坏与 变形规律定量预计与评价. 北京科技大学学报, 2008, 30 (3): 221) [4] Kang H P, Wang J H, Lin J. High pretensioned stress and inten鄄 sive bolting system and its application in deep roadways. J China Coal Soc, 2007, 32(12): 1233 (康红普, 王金华, 林健. 高预应力强力支护系统及其在深部 巷道中的应用. 煤炭学报, 2007, 32(12): 1233) [5] Wang Q, Pan R, Li S C, et al. Gob side entry failure mechanism and control of bolt鄄grouting in three soft coal seam. J China Coal Soc, 2016, 41(5): 1111 (王琦, 潘锐, 李术才, 等. 三软煤层沿空巷道破坏机制及锚 注控制. 煤炭学报, 2016, 41(5): 1111) [6] Jiang B, Li S C, Wang Q, et al. Failure mechanism of three soft coal seam roadway and comparison study on bolt and grouting. J China Coal Soc, 2015, 40(10): 2336 (江贝, 李术才, 王琦, 等. 三软煤层巷道破坏机制及锚注对 比试验. 煤炭学报, 2015, 40(10): 2336) [7] Zhang C, Zhang N, Xu X L, et al. Support technique intensifying soft broken roadway with high ground stress. J Min Saf Eng, 2010, 27(1): 13 (张璨, 张农, 许兴亮, 等. 高地应力破碎软岩巷道强化控制 技术研究. 采矿与安全工程学报, 2010, 27(1): 13) [8] Yuan L, Xue J H, Liu Q S, et al. Surrounding rock stability con鄄 trol theory and support technique in deep rock roadway for coal mine. J China Coal Soc, 2011, 36(4): 535 (袁亮, 薛俊华, 刘泉声, 等. 煤矿深部岩巷围岩控制理论与 支护技术. 煤炭学报, 2011, 36(4): 535) [9] Vogel M, Rast H P. Alp transit鄄safety in construction as a chal鄄 lenge: health and safety aspects in very deep tunnel construction. Tunnelling Underground Space Technol, 2000, 15(4): 481 [10] Wang Q Z, Xie W B, Jing S G, et al. Research on U鄄shape steel frame and anchor cable collaborative support mechanism and loading law of roadway under dynamical pressure impact. J China Coal Soc, 2015, 40(2): 301 (王其洲, 谢文兵, 荆升国, 等. 动压影响巷道 U 型钢支架鄄鄄 锚索协同支护机理及其承载规律. 煤炭学报, 2015, 40(2): 301) [11] Guo J W, Liu Q S, Yang Z B, et al. Support technology to deep large鄄scale soft surrounding rock of roadway in Pingdingshan coal mine. Chin J Rock Mech Eng, 2012, 31(Suppl 2): 3904 (郭建伟, 刘泉声, 杨战标, 等. 平顶山矿区深部大规模松软 围岩巷道支护技术. 岩石力学与工程学报, 2012, 31 (增刊 2): 3904) [12] Wang Q, Li W T, Li S C, et al. Field test study on mechanical properties of U鄄type confined concrete arch centering and support system in deep roadway. J Central S Univ (Sci Technol), 2015, 46(6): 2250 (王琦, 李为腾, 李术才, 等. 深部巷道 U 型约束混凝土拱 架力学性能及支护体系现场试验研究. 中南大学学报(自然 科学版), 2015, 46(6): 2250) [13] Lu S L, Wang Y H. Study on relationship between support with backfilling and surrounding rocks of roadway in soft strata. Chin J Rock Mech Eng, 1999, 18(2): 180 (陆士良, 王悦汉. 软岩巷道支架壁后充填与围岩关系的研 究. 岩石力学与工程学报, 1999, 18(2): 180) [14] Wang Q, Jiang B, Li S C, et al. Experimental studies on the mechanical properties and deformation & failure mechanism of U鄄 type confined concrete arch centering. Tunnelling Underground Space Technol, 2016, 51: 20 [15] Wang Q, Jiang B, Li Y, et al. Mechanical behaviors analysis on a square鄄steel鄄confined鄄concrete arch centering and its engineer鄄 ing application in a mining project. European J Environ Civ Eng, 2017, 21(4): 389 [16] Wang Q, Shao X, Li S C, et al. Mechanical properties and fail鄄 ure mechanism of square type confined concrete arch centering. J China Coal Soc, 2015, 40(4): 922 ·1150·