改性脱硫石膏基混凝土支护结构模型试验研究
0 引言
目前, 全世界约有20个国家和地区的火电厂应用烟气脱硫系统控制SO2排放, 设备总装机容量相当于2.5亿～3亿kW, 脱硫工艺则以湿式石灰石/石灰-石膏法为主。对于石灰石-石膏烟气脱硫工艺而言, 每脱除1t的SO2可相应产生脱硫石膏2.7t, 据统计, 2010年全世界脱硫石膏的排放量已经超过5 000万t
近年来, 在巷道支护研究领域, 涌现了大量成果, 李学彬等
目前在巷道喷层支护中主要以水泥作为胶凝材料, 所有研究成果也都是基于水泥基喷射混凝土产生的, 因此若要以改性脱硫石膏替代水泥进行巷道喷层支护, 则需要对支护结构的力学特性重新进行定义。基于此, 设计了不同加载条件下改性脱硫石膏基混凝土巷道支护结构模型试验, 对改性脱硫石膏基混凝土支护结构的力学特性进行系统研究。
1 模型试验设计
1.1 材料配比
若要以石膏替代水泥作为胶凝材料用于喷射混凝土, 除了在强度等指标上必须达到要求以外, 材料在使用过程中必须适用于现有的施工工艺, 并且要满足操作的便捷性。因此在对两种混凝土材料进行配比设计时, 水泥基喷射混凝土采用井下喷浆料常规的配合比
1.2 模型设计
基于井下采用的锚网喷支护结构, 试验设计了“钢筋网片+喷射改性脱硫石膏基混凝土”支护结构模型, 试件通过自制的模具浇筑成型, 经过一段时间养护后进行加载试验。在浇筑模型的同时, 使用同样的材料浇筑三个尺寸为100×100×100的标准试块, 用于测量此模型材料的标准抗压强度, 试验结果表明试件的单轴抗压强度达到25MPa。针对侧压较大以及顶压较大的两种支护结构受力状态, 分别设计了均匀加载试验和不均匀加载试验, 对喷层支护结构的承载能力、应力和应变等参数进行试验研究。
1.3 荷载模拟
在试验中, 通过高强液压油缸来模拟支架承受的水平荷载, 用地脚螺栓和拉杆约束竖直方向的位移, 整个试件在平面应力状态下进行加载试验。模型试验平面布置示意图及实物图见图1, 2。
图1 模型试验平面布置示意图
图2 模型试验平面布置实物图
1.4 数据测试
利用装在液压控制台上的高精度压力表和BPR型油压传感器来量测加载油缸的油压。通过电阻应变片来量测模型试件的应变。
将应变片布设在模型试件混凝土内、外表面和钢筋上, 贴应变片之前应先将所贴位置打磨平整, 每个测点沿环向和竖向各贴一枚应变片并编号, 测点位置与编号见图3 (a) , (b) 。沿试件内缘对称布置5个YHD-10电阻式位移传感器, 用来测量模型试件的径向位移, 位移测点布置见图3 (c) 。试验前把所有应变片以及位移传感器通过电缆连接到测量系统中, 并与计算机连接, 通过软件测定, 保证测点与传感器连接通畅并能正常读数。试验过程中, 由测量系统负责采集和处理实时信息, 其中包括荷载、应变和位移;进行加载试验时, 采用分级加载的方法, 每级增加0.2MPa, 每级稳压1～2min, 记录量测数据, 直至试件破坏。
1.5 加载过程
加载试验分为均匀荷载试验以及不均匀荷载试验两组, 以此来实现对不同荷载形式作用下支护结构破坏形式以及受力、变形规律的研究。
均匀荷载试验采用分段分级加载, 每级加载0.2MPa加载过程分为三个阶段。第一阶段:控制腿部油缸的油压为0, 将拱部油缸的油压分级加载至1MPa;第二阶段:拱部油缸的油压稳定在1MPa, 将两侧腿部油缸的油压分级加载至1MPa;第三阶段:当两侧腿部油缸的油压达到1MPa时, 将拱部油缸的油压加载至1.2MPa, 然后拱部油缸的油压稳定在1.2MPa, 两侧腿部油缸的油压加载至1.2MPa, 由此间隔分级加载, 每级增加0.2MPa, 直至试件破坏。根据油缸压力与实际荷载的关系, 换算得到实际作用在模型上的荷载如表1所示。
图3 模型试验测点布置图
不均匀加载试验同样采用分段分级加载的方式, 每级加载0.2MPa, 加载分三个阶段。第一阶段:将拱部油缸的油压分级加载至1MPa;第二阶段:将拱部油缸的油压稳定在1MPa, 将腿部油缸的油压分级加载至1MPa;第三阶段:保持腿部油缸的油压为1MPa, 拱部继续分级加载, 直至试件破坏。根据油缸的油压与实际荷载的关系, 换算得到实际作用在模型上的荷载见表2。油缸作用在支护结构表面的荷载可近似看作均布荷载。
均匀加载过程中油压与荷载对应关系表1
|
加载阶段 |
拱部油压/MPa | 顶压/MPa | 腿部油压/MPa | 侧压/MPa |
|
一 |
0～1 | 0～0.21 | 0 | 0 |
|
二 |
1 | 0.21 | 0～1 | 0～0.16 |
|
三 |
1～3.6 | 0.21～0.66 | 1～3.4 | 0.16～0.46 |
不均匀加载过程中油压与荷载对应关系表2
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加载阶段 |
拱部油压/MPa | 顶压/MPa | 腿部油压/MPa | 侧压/MPa |
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一 |
0～1 | 0～0.21 | 0 | 0 |
|
二 |
1 | 0.21 | 0～1 | 0～0.16 |
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三 |
1～3.6 | 0.21～0.66 | 1 | 0.16 |
2 试验结果分析
2.1 数据处理
为了分析模型试件的截面应力的分布特征, 将实测得到的混凝土弹性阶段的应变数据通过应力-应变本构关系转换成应力数值
2.2 均匀加载试件受力分析
均匀加载过程中, 拱部钢筋、混凝土的应力以及腿部钢筋、混凝土的应力随荷载的变化规律见图4。
在加载第一阶段, 拱部钢筋 (图4 (a) ) 和混凝土 (图4 (b) ) 基本处于线弹性阶段, 应力与荷载近似成线性关系。
在加载第二阶段, 腿部钢筋 (图4 (c) ) 处于线弹性状态, 应力与荷载近似成线性关系, 腿部混凝土 (图4 (d) ) 在该阶段前期应力随荷载变化不明显, 随后应力与荷载近似成线性关系, 所有测点应力均未超过混凝土的标准单轴抗压强度, 因此该阶段试件腿部的钢筋以及混凝土仍处于弹性阶段。
在加载第三阶段, 拱部钢筋应力随着荷载的增加呈明显增大趋势, 但最大应力仅达到140MPa, 表明该位置的钢筋仍处于弹性状态;拱部混凝土在该加载阶段前期, 应力随着荷载的增加而急剧增大, 并迅速达到25MPa以上, 随后应力不再发生变化, 表明此时拱部的混凝土已经进入了塑性状态。腿部钢筋一直处于受压状态, 当荷载接近0.25MPa时, 0, 5号和35号测点处的钢筋应力急剧增长至260MPa以上表明, 钢筋已进入塑性状态, 而40号测点处的钢筋仍旧处于弹性状态;当腿部荷载接近0.25MPa时, 4, 44号测点处的混凝土的应力陡增至30MPa, 随后不再发生变化, 表明该处的混凝土已经进入塑性状态。
综上所述, 在侧压与顶压都较大的条件下, 腿部的钢筋以及混凝土的应力增长速度要大于拱部的钢筋以及混凝土, 因此试件的腿部首先进入塑性状态, 对应的弹性荷载极限承载力约为0.25MPa。通过所有有效测点的数据可以看出, 试件整体处于受压状态。
2.3 不均匀加载试件受力分析
在加载第一阶段, 从拱部钢筋和混凝土的应力随荷载的变化曲线 (图5 (a) , (b) ) 可知, 该阶段钢筋与混凝土基本处于线弹性阶段, 应力与荷载近似成线性关系, 荷载小于0.08MPa时, 应力增长不明显, 超过0.08MPa时, 应力随荷载增长较为明显。
在加载第二阶段, 腿部钢筋处于线弹性阶段 (图5 (c) ) , 应力与荷载近似成线性关系;在该阶段前期, 腿部内侧混凝土 (图5 (d) ) 的应力与荷载近似成线性关系, 但增长不明显, 所有测点均为受压状态, 但应力均未超过混凝土的标准单轴抗压强度, 因此在该阶段试件整体仍处于弹性阶段。
在加载第三阶段初期, 拱部钢筋 (图5 (a) ) 处于线弹性阶段, 且处于受压状态, 当拱部荷载达到0.65MPa时, 25号测点的应力值达到260MPa, 说明该位置的钢筋已经进入塑性状态, 当拱部荷载接近1.0MPa时, 拱部的10号测点以及30号测点处的钢筋先后进入塑性状态, 而20号测点处的钢筋仍然处于弹性状态;拱部混凝土 (图5 (b) ) 在该阶段初期处于线弹性状态, 有效测点的应力与荷载近似成线性关系, 在荷载接近0.6MPa时, 应力曲线出现斜率变小趋势, 且应力已接近混凝土的标准单轴抗压强度, 此时测点附近已出现裂缝, 表明该处混凝土已经进入塑性状态。
图4 均匀加载条件下支护结构环向-荷载应力关系曲线
图5 不均匀加载条件下支护结构荷载-环向应力关系曲线
图6 不同加载条件下腿部荷载-位移关系曲线
图7 不同加载条件下试件破坏情况对比
综上, 在顶压较大而侧压较小的条件下, 由于腿部的荷载较小, 该位置的钢筋以及混凝土始终处于弹性状态;随着拱部的荷载逐渐增加, 试件拱部的钢筋以及混凝土逐渐由弹性状态进入塑性状态, 对应的弹性极限承载力约为0.65MPa。由此说明直墙半圆拱支护结构在侧压较小的受力条件下的弹性极限承载力要大于侧压较大条件下的弹性极限承载力。
2.4 不同加载方式结构承载力及破坏形式对比分析
在均匀加载试验中, 在加载第一阶段, 腿部两个有效测点的位移随荷载的增加而增长 (图6 (a) ) ;在加载第三阶段, 随着顶压以及侧压的增加, 54, 52号测点的位移也逐渐增加, 且54号测点的位移增长速度要大于52号测点, 当侧压达到0.46MPa时, 位于左侧腿部中间位置的54号测点的位移数值急剧增加, 且最终位移达到24mm (图6 (a) ) , 表明试件在该测点位置附近发生了破坏。均匀加载试件的破坏情况如图7 (a) 所示, 可以看出试件的左侧腿部中部已经发生了明显变形破坏。
在不均匀加载试验中, 在加载第一阶段, 拱部3个测点的位移变化不明显 (图6 (b) ) ;在加载第二阶段, 随着侧压的增加, 位于拱顶位置的51号测点位移略有上升 (图6 (b) ) ;在加载第三阶段, 位于拱顶位置的51号测点位移随着荷载的增加成线性增长变化, 且在荷载接近1MPa时, 位移突然急剧增加, 表明试件已经发生了破坏 (图6 (b) ) 。不均匀加载条件下试件的破坏情况如图7 (b) 所示, 当拱部荷载达到1MPa时, 试件左侧拱肩位置出现明显裂缝, 支护结构失效, 但试件并没有完全断裂, 因此各个位移测点测得的位移数值较小。
通过对比两种加载方式下试件的破坏形式可以发现:均匀加载时, 腿部首先出现断裂破坏, 支护结构的整体承载力为0.5MPa;不均匀加载时, 腿部荷载稳定在0.16MPa, 而拱部荷载不断增加, 当拱部荷载增加至1.0MPa时, 拱肩部出现压剪破坏, 因此支护结构的整体承载力为1.0MPa。由此可见, 直墙半圆拱喷射混凝土支护结构在侧压较大或者侧压和顶压均较大时, 首先在结构两侧出现受拉破坏;当顶压较大时, 在结构拱肩部出现压剪破坏。随着侧压的逐渐增大, 支护结构的整体承载力逐渐减小, 且试件的破坏形式由拱部压剪破坏逐渐向腿部受拉破坏过渡。改性脱硫石膏基喷射混凝土支护结构的整体承载力较大, 因此, 将改性脱硫石膏基混凝土代替水泥混凝土用于煤矿巷道支护是可行的。
3 结论
(1) 试验结果表明, 在侧压较大的加载条件下, 改性脱硫石膏基喷射混凝土支护结构可以承受0.5MPa左右的荷载;在侧压较小的加载条件下, 改性脱硫石膏基喷射混凝土支护结构可以承受1MPa左右的荷载。其总体承载力较大, 因此将改性脱硫石膏基混凝土代替水泥混凝土用于煤矿巷道支护是可行的。
(2) 侧压是决定整个支护结构承载力大小的关键因素, 随着侧压的逐渐增大, 支护结构的整体承载力逐渐减小, 且试件的破坏形式由拱部压剪破坏逐渐向腿部受拉破坏过渡, 因此在不同的荷载条件下可以适当调整支护结构不同位置的配筋率、厚度等来提高支护结构局部的强度, 从而提高整个结构的承载力及可靠性。
[2] 钟世云, 陈维灯, 贺鸿珠. 脱硫石膏应用技术现状及其发展趋势[J]. 粉煤灰, 2009, 21 (6) :35-37, 48.
[3] 谭平. 脱硫石膏配制胶结材和混凝土的研究[D]. 北京:北京化工大学, 2008.
[4] 龚小梅, 宾晓蓓, 杨少博, 等.脱硫石膏转化为半水石膏的过程及机理[J].硅酸盐通报, 2015, 34 (9) :2491-2495.
[5] 李学彬, 高延法, 杨仁树, 等.巷道支护钢管混凝土支架力学性能测试与分析[J]. 采矿与安全工程学报, 2013, 30 (6) :817-821.
[6] 李学彬, 杨仁树, 高延法, 等. 杨庄矿软岩巷道锚杆与钢管混凝土支架联合支护技术研究[J]. 采矿与安全工程学报, 2015, 32 (2) :285-290.
[7] 黄庆享, 郑超. 巷道支护的自稳平衡圈理论[J]. 岩土力学, 2016, 37 (5) :1231-1236.
[8] 余伟健, 冯涛, 王卫军, 等. 南方复杂条件下的薄煤层开采巷道围岩支护问题及对策[J]. 煤炭学报, 2015, 40 (10) :2370-2379.
[9] 苏学贵, 宋选民, 李浩春, 等. 特厚松软复合顶板巷道拱-梁耦合支护结构的构建及应用研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2014, 33 (9) :1828-1836.
[10] 岩土锚杆与喷射混凝土支护工程技术规范:GB 50086—2015 [S].北京:中国计划出版社, 2015.
[11] 姚直书. 巨厚冲积层钢筋钢纤维高强混凝土井壁试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2005, 24 (7) :1253-1258.
[12] 姚直书, 余贵华, 程桦, 等. 特厚表土层钢板混凝土复合井壁竖向承载力试验研究[J]. 岩土力学, 2010, 31 (6) :1687-1691.
[13] 姚直书, 程桦, 荣传新. 特厚表土层双层钢板高强高性能混凝土钻井井壁试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2007, 26 (S2) :4264-4269.
[14] 荣传新, 王秀喜, 程桦, 等. 深厚冲积层高强钢筋混凝土井壁力学特性研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2008, 27 (S1) :2841-2847.