許宏發(fā)，佟 佺 ，王廣建，王德榮

（1. 解放軍理工大學 國防工程學院，南京 210007；2. 解放軍72464部隊，濟南 250022）

1 引 言

地下坑道的口部直接暴露在外部，其上面覆蓋層較薄，面臨著被偵察發(fā)現(xiàn)和高強度精確打擊的危險，通常成為地下坑道抗敵武器打擊的薄弱環(huán)節(jié)，因此，地下坑道口部的防護一直是工程技術人員關注的問題之一。管棚超前支護技術是地下隧道工程常用的施工技術，常用于破碎巖體的超前加固[1－3]，對其作用機制也有很多學者研究。董新平等[4]建立了考慮施工過程和管棚與支護之間相互作用的等效管棚空間分析模型，論證了棚架體系在縱向和橫向對開挖荷載合理釋放和調節(jié)的有效性。Hisatake等[5]利用離心模型試驗論證了管棚在隧道開挖面對位移的控制機制。賈劍青等[6]采用超前管棚+工字鋼架+噴射混凝土聯(lián)合支護技術成功處理了軟弱圍巖隧道開挖施工，有效控制了地表沉降。賈金青等[7]基于Pasternak彈性地基梁理論，推導出管棚的撓度方程和內力計算公式，計算表明，管棚能夠有效地將開挖面附近的上部荷載向未開挖區(qū)傳遞。

但這些研究只是建立在頂部巖體靜力自重作用下的管棚力學效應，而對爆炸荷載作用下管棚支護巖體的作用機制的研究未見報道。本文將管棚技術應用于坑道口部防護，以提高口部的抗打擊和抗滑塌能力。通過相似模型試驗，定量驗證多層管棚超前支護方法對提高工程口部抗力的有效性，為地下坑道口部防護施工和設計提供依據(jù)。

2 試驗方法

2.1 試驗原理和目的

本組試驗運用結構相似材料模型，結合某實際工程，確定了試驗模型的幾何尺寸、模型的材料物理參數(shù)、模擬裝藥量等。通過3種模型（未加管棚、加1層管棚、加3層管棚）的對比，比較對相同爆炸荷載作用下，3種模型的動力響應情況及整體破壞情況。驗證多層管棚超前支護方法對提高地下坑道口部抗力的有效性。

2.2 模型制做

2.2.1 模型幾何尺寸

本試驗采用A、B、C 3種結構模型進行對比模擬試驗，其中：A為模擬未加管棚的情況；B為模擬加1層管棚的情況；C為模擬加3層管棚的情況。A、B、C 3種結構模型尺寸為長×寬×高=2 m×2.2 m×2 m，其正視圖分別為圖1(a)～(c)所示，側面圖如圖1(d)所示。

2.2.2 模型材料

坑道圍巖采用抗壓強度為 0.92 MPa的水泥土模擬。注漿加固層采用抗壓強度為1.68 MPa的水泥土模擬，注漿加固層厚度為每層 200 mm（以每層鋼管中心線為基準，向里、向外各100 mm）。由于注漿加固層和圍巖的抗壓強度不同，在模型制作中，可采用二次澆筑的方法制作，即先澆筑模擬注漿加固層，再澆筑模擬圍巖層。水泥土的土質為黏土，天然含水率為40%～50%，摻入C32.5級水泥，水泥摻入比分別為：黏土水泥土為12%和20%。水泥土的養(yǎng)護齡期為74 d，兩種水泥土各做一組試塊（6塊），實測水泥土試塊的無限側抗壓強度均值分別為0.92、1.68 MPa。

注漿鋼管采用PVC管模擬。PVC管的直徑為20 mm、壁厚為1～1.2 mm。管內灌入水泥漿，模擬注漿后的管棚。

圖1 各模型正視圖和側面圖（單位：mm）Fig.1 Front and side views of three models (unit: mm)

2.3 試驗步驟

（1）應變計在洞口壁周具體布置如圖2所示。

圖2 應變計的布置Fig.2 Layout of strainmeters

（2）現(xiàn)場儀器設備的安裝與調節(jié)，應變計與動態(tài)數(shù)據(jù)采集器的連接。

（3）坑道拱頂抗爆性能，采用兩次爆炸來模擬。

第1次，動力響應測試試驗。為了更好地測量爆炸荷載下，模擬巖體的整體動力響應情況，根據(jù)爆炸作用理論，采取埋入式鉆孔非耦合裝藥。炸藥采用 2#巖石乳化炸藥，裝藥量為 75 g，炸藥密度1.30 g/cm3，鉆孔直徑為4 cm，藥包直徑為3.2 cm，藥包埋入深度為頂部位于孔深10 cm處，采用碎土孔口堵塞壓實。起爆裝置的安裝嚴格遵循爆破操作手冊。其具體裝藥布置如圖3所示。起爆后，立即進行數(shù)據(jù)（各觀測點在沖擊荷載作用下的應變）的采集記錄。

圖3 第1次爆破炸點布置Fig.3 Layout of burst point in the first blasting

第2次，結構破壞性試驗。在第1次試驗的基礎上，采取埋入式鉆孔非耦合裝藥。炸藥采用 2#巖石乳化炸藥，裝藥量為150 g，裝藥密度為1.30 g/cm3，鉆孔直徑為4 cm，藥包直徑為3.2 cm，藥包埋入深度為頂部位于孔深30 cm處。在結構頂部安裝炸藥及電起爆裝置。其具體裝藥布置如圖4所示，對結構進行破壞性試驗，看其整體破壞情況。

2.4 試驗測量系統(tǒng)組成

本試驗采用了動態(tài)量測技術，運用動態(tài)數(shù)據(jù)收集系統(tǒng)，對模型的各觀測點的應變進行測量和采集，測量系統(tǒng)如圖5所示。

圖4 第2次爆破炸點布置Fig.4 Layout of burst point in the second blasting

圖5 試驗量測系統(tǒng)Fig.5 Test measurement system

3 試驗結果及分析

3.1 動力響應測試試驗

根據(jù)3個模型各觀測點的應變-時程曲線（見圖6），得出各觀測點在爆炸荷載下的應變最大幅值如表1所示。

表1 各觀測點最大和最小應變值Table 1 Maximum and minimum strains of measuring points

由表1和圖6可以看出：

（1）通過管棚加固后，各觀測點的應變幅值相應增大，說明了模擬巖體的整體性得到了增強、強度得到了提高，使得應力波的傳播耗能減少，衰減減緩，更利于應力波的傳播。

（2）隨著管棚層數(shù)的增加，模擬圍巖各觀測點之間的應變幅值差距減小，說明了管棚加固層使得圍巖拱體的受力更均勻。

圖6 各觀測點應變-時程曲線Fig.6 Strain time-history curves of measuring points

（3）隨著管棚層數(shù)的增加，拱頂觀測點 3、4的應力幅值，在同一模型中與其他各點相比，明顯降低；且不同模型相比，點3、4其相應點的壓應變相對增大，拉應變相對減小，說明了管棚層的存在使得拱結構受力更合理，更能發(fā)揮其結構的抗壓優(yōu)勢。

3.2 破壞性試驗

經爆破后，3個模型的破壞形式大致相同，但破壞程度不同，破壞具體情況如下。

3.2.1 整體破壞情況

3個模型的破壞形式大致相同，彈坑大致成漏斗形，在洞口上部外表面有3條主要裂縫，在拱頂位置出現(xiàn)不同程度的開裂。A、B、C 3個模型的整體破壞情況如圖7所示。

3.2.2 洞口外表面破壞情況

3個模型在洞口外表面的破壞形式基本相同。3個模型都有3條明顯的裂縫，兩邊兩條成“八”字分布，向洞口兩側延伸；中間一條，向洞口頂部延伸。但裂紋寬度和規(guī)模有較大不同，如表2所示?？梢钥闯觯S著管棚層數(shù)的增多，可以有效地降低裂縫的寬度，整體性增強，抗爆性能也隨之增強。

3.2.3 拱頂破壞情況

坑道拱頂?shù)钠茐那闆r如圖8所示。

圖7 各模型整體破壞情況Fig.7 Blasting damages for three models

表2 坑道口部外表面裂縫對比Table 2 Crack contrasts on outside surfaces of tunnel entrance

圖8 各模型拱頂破壞情況Fig.8 Arch-crown damages of three models

由圖可以看出，3個模型拱頂破壞模式類似，在模型拱頂沿洞軸有1～2條主裂縫，沿主裂縫分布有網狀細小裂鋒。裂縫的規(guī)模如表3所示。由表可以看出，隨著管棚層數(shù)的增多，主裂縫最大寬度由25 mm減小到3 mm，裂縫條數(shù)由14條減少到3條，主要破壞范圍從1.55 m減小到0.45 m。

表3 坑道拱頂裂縫對比Table 3 Crack contrasts on arch-crowns of tunnel entrance

3.2.4 彈坑情況

洞口模型頂部爆炸成坑。彈坑可近似看成倒錐形。模型A為倒圓錐形，模型B、C為近似倒等腰三棱錐形，大小如表 4所示。隨著管棚層數(shù)的增加，模型頂部彈坑體積隨之減小，由 0.12 m3減小到0.05 m3。

表4 彈坑大小對比Table 4 Contrasts of crater sizes

4 結 論

（1）管棚超前支護能有效加固坑道圍巖，拱頂受力均勻、合理，延性變好。

（2）隨著管棚層數(shù)增加，整體性增強，口部表面破壞明顯減弱，裂縫最大寬度由 40 mm減小到3 mm，裂縫平均寬度由11 mm減小到2 mm。

（3）隨著管棚層數(shù)增加，拱頂破壞明顯減弱，主裂縫最大寬度由25 mm減小到3 mm，網狀裂縫最大寬度由24 mm減小到0.3 mm，裂縫數(shù)從14條減少到3條，破壞范圍從1.55 m減小到0.45 m。

（4）隨著管棚層數(shù)增加，模型頂部爆坑體積明顯減小，由0.12 m3減小到0.05 m3。

研究認為，管棚超前加固，能有效地將爆炸荷載的破壞作用控制在管棚加強層之外，拱部抗打擊能力明顯增強。

[1]MUSSO G. Jacked pipe provides roof for underground construction in busy urban area[J]. Civil Engineering,ASCE, 1979, 49(11): 79－82.

[2]VOLKMANN G, SCHUBERT G. Optimization of excavation and support in pipe roof supported tunnel sections[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2006, 21(3/4): 404－410.

[3]陳金水. 漳龍高速公路龍門隧道的設計與施工[J]. 巖土力學, 2001, 22(2): 237－240.CHEN Jin-shui. Design and construction of Longmen tunnel of Zhanglong freeway[J]. Rock and Soil Mechanics, 2001, 22(2): 237－240.

[4]董新平, 周順華, 胡新朋. 軟弱地層管棚法施工中管棚作用空間分析[J]. 巖土工程學報, 2006, 28(7): 841－846.DONG Xin-ping, ZHOU Shun-hua, HU Xin-peng. 3D analysis of function of pipe roof applied in soft ground[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2006,28(7): 841－846.

[5]HISATAKE M, OHNO S. Effects of pipe roof supports and the excavation method on the displacements above a tunnel face[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2008, 23(2): 120－127.

[6]賈劍青, 王宏圖, 劉大鵬, 等. 隧洞地表穩(wěn)定性監(jiān)測及計算分析[J]. 巖土力學, 2009, 30(12): 3765－3770.JIA Jian-qing, WANG Hong-tu, LIU Da-peng, et al.Monitoring and analysis of tunnel surface stability[J].Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(12): 3765－3770.

[7]賈金青, 王海濤, 涂兵雄, 等. 管棚力學行為的解析分析與現(xiàn)場測試[J]. 巖土力學, 2010, 31(6): 1858－1864.JIA Jin-qing, WANG Hai-tao, TU Bing-xiong, et al.Analytical approach and field monitoring for mechanical behaviors of pipe roof reinforcement[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(6): 1858－1864.