張浩文，莊元順，吳 南，高旭東，鄭 軍

(1.中鐵工程服務(wù)有限公司，四川 成都 610036; 2.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031)

0 引 言

隨著國(guó)內(nèi)外高地應(yīng)力大變形隧道施工案例越來(lái)越多，高地應(yīng)力大變形問(wèn)題受到了越來(lái)越多學(xué)者的關(guān)注。作為我國(guó)即將建設(shè)的戰(zhàn)略性重點(diǎn)工程，川藏鐵路的施工建設(shè)就迫切地需要解決高地應(yīng)力大變形問(wèn)題。在解決高地應(yīng)力大變形問(wèn)題的方法中，基于收斂約束法[1-2]的支護(hù)方法在多個(gè)高地應(yīng)力大變形隧道中得到了成功應(yīng)用，如瑞士的圣哥達(dá)基線隧道、日本的Enasan tunnel Ⅱ隧道、南昆鐵路家竹箐隧道等均采用U型鋼柔性拱架對(duì)隧道進(jìn)行初期支護(hù)，實(shí)現(xiàn)了對(duì)隧道的大變形控制[3]。李雪峰等[4]對(duì)馬蹄形U型鋼封閉式可縮性鋼架做了詳細(xì)的室內(nèi)試驗(yàn)，研究了不同數(shù)量和不同位置的接頭對(duì)拱架承載特性的影響。汪成兵等[5]采用數(shù)值模擬方法對(duì)不同結(jié)構(gòu)形式的U型鋼可縮性支架進(jìn)行了優(yōu)化研究，結(jié)果表明直墻拱形巷道斷面采用U型可縮性支架支護(hù)效果最佳；并基于理論計(jì)算對(duì)支護(hù)參數(shù)進(jìn)行了設(shè)計(jì)，現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)效果較好。蔣斌松等[6]提出U型鋼可縮性支架的有限元計(jì)算方法，并討論支架縮動(dòng)后幾何形狀及殘余內(nèi)力的計(jì)算方法。尤春安[7-8]討論了考慮U型鋼可縮性支架穩(wěn)定性的承載能力問(wèn)題，尤其對(duì)支架搭接部分對(duì)穩(wěn)定性的影響進(jìn)行了充分地研究，利用等效截面參數(shù)處理搭接部分，對(duì)U型鋼可縮性支架進(jìn)行強(qiáng)度計(jì)算以及穩(wěn)定性分析。謝文兵等[9]通過(guò)理論分析、室內(nèi)試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)相結(jié)合的方法，分析U型鋼支架失穩(wěn)的原因和支架工作過(guò)程中的承載特征，提出了支護(hù)阻穩(wěn)技術(shù)、支護(hù)結(jié)構(gòu)補(bǔ)償原理和補(bǔ)償技術(shù)。荊升國(guó)[10]提出棚-索協(xié)同支護(hù)的方案來(lái)提高支護(hù)承載能力和穩(wěn)定性，并將棚-索協(xié)同支護(hù)成功應(yīng)用于工程實(shí)例。肖鋒[11]提出了U型鋼可縮性支架配合壁后填充與錨注加固的聯(lián)合支護(hù)方法，并通過(guò)數(shù)值模擬及工程實(shí)例印證了該方法的可行性。目前國(guó)內(nèi)外對(duì)于U型剛?cè)峁凹苎芯可醵?，在理論以及?shù)值研究方面較為廣泛，但對(duì)承載能力及穩(wěn)定性的試驗(yàn)研究相對(duì)較少。筆者通過(guò)設(shè)計(jì)U29型鋼柔性拱架室內(nèi)加載試驗(yàn)，在不同拱架直徑工況下研究卡纜螺栓預(yù)緊力、拱架直徑變化以及偏載對(duì)拱架承載能力及穩(wěn)定性的影響，為U型鋼柔性拱架的設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

文中首先結(jié)合實(shí)際試驗(yàn)條件，設(shè)計(jì)了不同直徑(拱架內(nèi)徑)的圓形斷面U29型鋼柔性拱架，內(nèi)徑規(guī)格分別為2.2 m、3.3 m、4.4 m。以2.2 m為基礎(chǔ)尺寸，后者與其分別為1.5倍及2倍關(guān)系，便于對(duì)比分析。拱架分段方式如圖1所示，拱架平均分為4段，型鋼搭接長(zhǎng)度均為400 mm[12]。每個(gè)可縮性接頭均安裝兩副卡纜，采用8.8級(jí)M24螺栓和8級(jí)M24螺母連接，卡纜為腰定位式，U29型鋼為耳定位式。為保證不因卡纜強(qiáng)度和剛度不足導(dǎo)致拱架失穩(wěn)，同時(shí)使卡纜上卡板不隨U型鋼滑動(dòng)而剪切卡纜螺栓，在卡纜下卡板焊接了加強(qiáng)筋，如圖2所示。試驗(yàn)工況如表1所列。通過(guò)試驗(yàn)得出在不同拱架直徑工況下卡纜螺栓預(yù)緊力、拱架直徑變化以及偏載對(duì)拱架承載能力及穩(wěn)定性的影響。

圖1 柔性拱架分段示意圖

圖2 卡纜示意圖

表1 試驗(yàn)工況

本試驗(yàn)采用三組油缸對(duì)拱架三個(gè)方向進(jìn)行加載，如圖3所示。

圖3 柔性拱架試驗(yàn)臺(tái)

試驗(yàn)過(guò)程保證油缸同步加載，安裝7組位移傳感器分別檢測(cè)拱架不同方向的徑向位移，并通過(guò)油壓傳感器監(jiān)測(cè)油缸的工作壓力，傳感器信號(hào)采集周期為1s。加載底座上安裝了型鋼支撐架對(duì)拱架進(jìn)行軸向限位，保證拱架始終在平面內(nèi)受力，防止側(cè)翻。當(dāng)對(duì)拱架進(jìn)行偏載試驗(yàn)時(shí)，將原0°方向油缸安裝至20°方向，如圖3(c)所示。

試驗(yàn)時(shí)，先對(duì)拱架施加40 kN載荷進(jìn)行預(yù)壓2 min后泄壓，使拱架接頭處各零件結(jié)合緊密，確保拱架初始尺寸的準(zhǔn)確性。完成預(yù)壓后再次檢測(cè)各螺栓預(yù)緊力矩，保證螺栓預(yù)緊力矩仍滿足試驗(yàn)要求，而后開(kāi)始對(duì)拱架進(jìn)行加載。加載過(guò)程控制液壓泵輸出流速使每個(gè)油缸的伸長(zhǎng)速度均為2 cm/min，油缸壓力每上升5bar就穩(wěn)壓3 min。試驗(yàn)過(guò)程中通過(guò)網(wǎng)絡(luò)攝像頭遠(yuǎn)程觀察可縮性接頭縮動(dòng)情況及拱架整體變形情況。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 非偏載工況下的拱架承載特性

非偏載工況下，不同卡纜螺栓預(yù)緊力的拱架極限承載能力結(jié)果統(tǒng)計(jì)如表2所列。工況11加載過(guò)程中拱架出現(xiàn)明顯阻滑現(xiàn)象，直至拱架發(fā)生明顯塑性變形時(shí)接頭仍未縮動(dòng)。工況9～10加載過(guò)程中也出現(xiàn)了阻滑現(xiàn)象，導(dǎo)致拱架在接頭縮動(dòng)量很小的情況下發(fā)生了塑性變形。工況1～3中接頭縮動(dòng)順暢，極限承載能力最大，分別為1 480 kN、1 632 kN和1 742 kN。工況5～6縮動(dòng)順暢，工況7在外載荷接近極限承載能力時(shí)，拱架接頭處型鋼發(fā)生擠壓變形，出現(xiàn)阻滑現(xiàn)象，隨后拱架持續(xù)變形，達(dá)到承載極限。工況5～7極限承載能力分別為1 320 kN、1 496 kN和1 233 kN。工況9～11均較早出現(xiàn)阻滑現(xiàn)象，使拱架失去“柔性”，極限承載能力最小，分別為999 kN、971 kN和963 kN。可見(jiàn)，拱架極限承載能力隨直徑的增大而逐漸降低。在拱架保持穩(wěn)定縮動(dòng)的工況中，拱架承載能力隨卡纜螺栓預(yù)緊力提高而增大。在發(fā)生阻滑的工況中，拱架承載能力隨卡纜螺栓預(yù)緊力增大而減小。

Rafael Rodríguez[13]等總結(jié)的拱架變形特征曲線中將變形過(guò)程分為四個(gè)階段，如圖4所示。第一階段拱架為彈性變形，與傳統(tǒng)剛性拱架作用效果類似。此階段支護(hù)剛度較大，拱架徑向位移量較小。第二階段為讓壓變形階段，該階段拱架支護(hù)剛度較小，隨著外載荷的增大，拱架徑向位移較大，整體形狀基本保持不變。隨著載荷增大，型鋼曲率半徑減小，接頭阻力增大，拱架變形進(jìn)入第三階段。該階段拱架表現(xiàn)出較大剛性，發(fā)生彈性變形。第四階段中接頭出現(xiàn)阻滑，型鋼發(fā)生屈服變形，拱架達(dá)到承載極限。

圖4 柔性拱架理論支護(hù)特性曲線

工況1～3較為明顯地反映出了前三階段的變形特征。在讓壓變形階段多次出現(xiàn)由于接頭突然快速縮動(dòng)而導(dǎo)致的卸壓。此階段外載荷增長(zhǎng)較小，如圖5(a)～(c)所示。工況5～7并未出現(xiàn)大量的讓壓變形和卸壓現(xiàn)象，僅在外載較小時(shí)出現(xiàn)短時(shí)的讓壓變形，此后整體表現(xiàn)為彈性變形，如圖5(d)～(f)所示。以上工況，拱架收縮過(guò)程均較為順暢。而對(duì)于工況9～11，拱架在不同時(shí)期發(fā)生了明顯的阻滑現(xiàn)象，導(dǎo)致拱架直接從彈性變形過(guò)渡到屈服變形階段。在45°和315°方向出現(xiàn)較大的側(cè)向扭曲(拱架軸向翻轉(zhuǎn))，拱架在該處徑向收縮量出現(xiàn)負(fù)增長(zhǎng)，如圖5(g)～(i)所示，現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果如圖6所示。同等徑向收縮量下，直徑較小的拱架曲率變化較快，更易發(fā)生接頭快速縮動(dòng)導(dǎo)致的卸壓。而隨著拱架直徑增大，讓壓變形階段中卸壓現(xiàn)象將減少，縮動(dòng)過(guò)程更加穩(wěn)定。

圖5 拱架變形特征曲線

圖6 工況11拱架扭曲變形

2.2 偏載工況下的拱架承載特性

就總體趨勢(shì)而言，隨著拱架直徑的增大，承載極限表現(xiàn)為逐漸減小。相對(duì)無(wú)偏載條件，偏載情況下拱架極限承載能力趨于減小，如表3所列。

表3 偏載下的拱架極限承載能力

圖7為不同直徑拱架在偏載作用下的變形特征曲線?？梢钥闯?，工況4偏載與工況1不偏載的拱架變形特征曲線大致相同，同樣多次出現(xiàn)卸壓，表明偏載對(duì)直徑為2.2m拱架的縮動(dòng)影響較小。而與工況5相比，工況8中拱架出現(xiàn)多次卸壓，卸壓幅值較大，導(dǎo)致315°方向出現(xiàn)徑向收縮量回彈，該方向徑向收縮量整體為負(fù)增長(zhǎng)，45°方向增大，0°方向減小。與工況9相比，工況12拱架315°方向徑向收縮量負(fù)增長(zhǎng)幅度更大，45°方向發(fā)生了順暢穩(wěn)定的縮動(dòng)，使徑向收縮量增大，而0°方向減小。偏載對(duì)直徑3.3 m和4.4 m拱架徑向收縮量影響較大，對(duì)兩種工況下拱架315°及0°方向徑向收縮量有負(fù)增長(zhǎng)作用，對(duì)45°方向有促進(jìn)縮動(dòng)作用，使該方向徑向收縮量增大，且偏載對(duì)工況12的縮動(dòng)影響大于工況8?？梢?jiàn)偏載對(duì)小直徑拱架影響較小，隨著拱架直徑增大，偏載對(duì)其縮動(dòng)影響也隨之增大。

圖7 偏載下的拱架變形特征曲線

加載過(guò)程中，工況12未出現(xiàn)大的卸壓，整體變形趨于穩(wěn)定增長(zhǎng)。工況8和工況12中拱架45°方向接頭縮動(dòng)最為明顯，315°方向加載前期出現(xiàn)少量收縮，而后接頭處型鋼折彎，內(nèi)外型鋼發(fā)生擠壓變形，出現(xiàn)阻滑，45°方向接頭繼續(xù)縮動(dòng)，導(dǎo)致拱架315°方向出現(xiàn)側(cè)向扭曲及向外鼓起。隨著加載過(guò)程繼續(xù)，拱架整體形狀發(fā)生改變，出現(xiàn)側(cè)向失穩(wěn)，最終拱架喪失承載能力，如圖8、9所示。

圖8 偏載下拱架變形示意圖

圖9 工況12拱架扭曲變形

3 分析與討論

3.1 卡纜螺栓預(yù)緊力對(duì)拱架極限承載能力的影響

如本文實(shí)驗(yàn)結(jié)果所示，工況1～3及工況5～6試驗(yàn)過(guò)程中拱架始終保持縮動(dòng)，均未出現(xiàn)阻滑現(xiàn)象，縮動(dòng)后整體形狀依然為圓形，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性較好，承載能力隨卡纜螺栓預(yù)緊力增大而增長(zhǎng)。工況7及工況9～11中拱架均在不同時(shí)期發(fā)生阻滑，承載能力隨卡纜螺栓預(yù)緊力增大而衰減?？梢?jiàn)，在接頭順暢縮動(dòng)的前提下，較大的卡纜螺栓預(yù)緊力利于充分發(fā)揮拱架的承載能力。而在發(fā)生阻滑的工況中，較大的卡纜螺栓預(yù)緊力使拱架更早發(fā)生阻滑，使拱架在較低的外載荷下破壞。如圖10所示，對(duì)拱架接頭進(jìn)行分析，型鋼軸力N為推動(dòng)拱架縮動(dòng)的主動(dòng)力?？ɡ|預(yù)緊力Fn所產(chǎn)生的摩擦力是阻止接頭發(fā)生縮動(dòng)的阻力之一。拱架縮動(dòng)過(guò)程必然伴隨型鋼曲率的減小，使接頭處型鋼彎矩M增大，縮動(dòng)阻力隨之增大。較大的卡纜螺栓預(yù)緊力可能導(dǎo)致拱架提前發(fā)生阻滑，進(jìn)而導(dǎo)致拱架在未達(dá)到理論最大承載能力時(shí)破壞。

圖10 柔性拱架接頭受力分析示意圖

較低的螺栓預(yù)緊力雖可保證接頭迅速縮動(dòng)，但會(huì)導(dǎo)致拱架過(guò)早達(dá)到斷面設(shè)計(jì)收斂變形量，起不到預(yù)期的讓壓支護(hù)效果。在實(shí)際工程中，接頭縮動(dòng)速率過(guò)大會(huì)直接導(dǎo)致作用于接頭位置處的外荷載迅速降低，拱架受載荷分布不均勻，降低拱架的實(shí)際承載力。即在保證拱架接頭平穩(wěn)有效縮動(dòng)的前提下，提高螺栓預(yù)緊力是保證拱架高阻支護(hù)的關(guān)鍵，利于充分發(fā)揮拱架承載能力。

3.2 直徑對(duì)拱架極限承載能力及穩(wěn)定性的影響

本文試驗(yàn)中所有工況拱架分段方式均相同，隨拱架直徑的增大，單段型鋼增長(zhǎng)，接頭處彎矩M隨之增大，致使拱架由于較大的縮動(dòng)阻力發(fā)生阻滑。在非偏載工況中，拱架直徑越大，阻滑越早，相應(yīng)承載能力也越低。僅有工況9～11中發(fā)生阻滑的接頭處發(fā)生了側(cè)向扭曲，在持續(xù)的載荷作用下，拱架整體形狀改變，側(cè)向扭曲愈加明顯，直至喪失支護(hù)能力?？梢?jiàn)，較大直徑的拱架側(cè)向抗彎能力及穩(wěn)定性較差。實(shí)際工程中要求拱架各節(jié)型鋼長(zhǎng)度不宜大于4 m，且拱架拼接后平面翹曲應(yīng)小于2 cm，橫向安裝誤差小于5 cm。避免單段型鋼過(guò)長(zhǎng)，可降低兩端接頭較早阻滑的風(fēng)險(xiǎn)。較小的平面翹曲量和橫向誤差可降低拱架側(cè)向扭曲失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn)。

3.3 偏載對(duì)拱架極限承載能力及穩(wěn)定性的影響

拱架縮動(dòng)過(guò)程克服接頭處摩擦阻力，同時(shí)使接頭處型鋼彎曲，曲率減小。偏載工況中偏載力更加靠近45°方向，使該處型鋼撓曲變形更大，利于45°方向接頭縮動(dòng)，反之，距偏載力較遠(yuǎn)的315°方向接頭則不易縮動(dòng)。型鋼兩端收縮量差異持續(xù)增大，即出現(xiàn)圖8所示情況。且隨拱架直徑增大，偏載力與相鄰兩接頭距離之差也隨之增大，對(duì)兩接頭縮動(dòng)差異的影響也愈大。即偏載主要影響了相鄰接頭之間縮動(dòng)量的差異，單段U型鋼上距離外載荷較近一端的接頭更容易縮動(dòng)，且縮動(dòng)過(guò)程較為穩(wěn)定，而另一端的接頭則容易發(fā)生阻滑。當(dāng)一端接頭發(fā)生阻滑，一端接頭不斷縮動(dòng)時(shí)將導(dǎo)致拱架整體變形，同時(shí)發(fā)生阻滑的接頭處會(huì)向外鼓起且發(fā)生側(cè)向扭曲，直至拱架發(fā)生失穩(wěn)后達(dá)到承載極限。在隧道內(nèi)，由于圍巖對(duì)拱架的徑向約束，拱架并不會(huì)向外鼓起，均表現(xiàn)為側(cè)向扭曲。實(shí)際隧道施工過(guò)程中不易準(zhǔn)確定位主應(yīng)力的方向，主要在拱架安裝后期通過(guò)拱架變形觀測(cè)并進(jìn)行針對(duì)性的加強(qiáng)措施。

4 結(jié) 論

通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)，研究分析了不同拱架直徑工況下卡纜螺栓預(yù)緊力、拱架直徑變化以及偏載對(duì)拱架承載能力及穩(wěn)定性的影響。相關(guān)結(jié)論總結(jié)如下。

(1) 相同的徑向收縮量下，直徑較小的拱架曲率變化較快，更易發(fā)生接頭快速縮動(dòng)所導(dǎo)致的卸壓。隨著拱架直徑增大，讓壓變形階段中卸壓現(xiàn)象將減少，縮動(dòng)過(guò)程更加穩(wěn)定。

(2) 在保證拱架接頭平穩(wěn)有效縮動(dòng)的前提下，提高螺栓預(yù)緊力是保證拱架高阻支護(hù)的關(guān)鍵，利于充分發(fā)揮拱架承載能力。

(3) 拱架單段型鋼較長(zhǎng)時(shí)易使接頭縮動(dòng)阻力較大，使拱架發(fā)生阻滑，降低拱架實(shí)際承載力。實(shí)際工程中要求拱架各節(jié)型鋼長(zhǎng)度不宜大于4 m。較大直徑的拱架側(cè)向抗彎能力及穩(wěn)定性較差，當(dāng)接頭發(fā)生阻滑時(shí)拱架易發(fā)生側(cè)向扭曲。

(4) 偏載主要影響了相鄰接頭之間縮動(dòng)量的差異，距偏載力較近的接頭更易發(fā)生縮動(dòng)，而遠(yuǎn)離偏載力的接頭則不易縮動(dòng)甚至發(fā)生阻滑。當(dāng)相鄰接頭縮動(dòng)量差異較大時(shí)，易導(dǎo)致拱架發(fā)生整體變形及側(cè)向失穩(wěn)。在工程施工中應(yīng)對(duì)拱架偏載處進(jìn)行針對(duì)性補(bǔ)強(qiáng)措施以降低拱架失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)。