張浩文，莊元順，吳 南，高旭東，鄭 軍

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

0 引 言

隨著國內外高地應力大變形隧道施工案例越來越多，高地應力大變形問題受到了越來越多學者的關注。作為我國即將建設的戰(zhàn)略性重點工程，川藏鐵路的施工建設就迫切地需要解決高地應力大變形問題。在解決高地應力大變形問題的方法中，基于收斂約束法[1-2]的支護方法在多個高地應力大變形隧道中得到了成功應用，如瑞士的圣哥達基線隧道、日本的Enasan tunnel Ⅱ隧道、南昆鐵路家竹箐隧道等均采用U型鋼柔性拱架對隧道進行初期支護，實現(xiàn)了對隧道的大變形控制[3]。李雪峰等[4]對馬蹄形U型鋼封閉式可縮性鋼架做了詳細的室內試驗，研究了不同數(shù)量和不同位置的接頭對拱架承載特性的影響。汪成兵等[5]采用數(shù)值模擬方法對不同結構形式的U型鋼可縮性支架進行了優(yōu)化研究，結果表明直墻拱形巷道斷面采用U型可縮性支架支護效果最佳；并基于理論計算對支護參數(shù)進行了設計，現(xiàn)場試驗效果較好。蔣斌松等[6]提出U型鋼可縮性支架的有限元計算方法，并討論支架縮動后幾何形狀及殘余內力的計算方法。尤春安[7-8]討論了考慮U型鋼可縮性支架穩(wěn)定性的承載能力問題，尤其對支架搭接部分對穩(wěn)定性的影響進行了充分地研究，利用等效截面參數(shù)處理搭接部分，對U型鋼可縮性支架進行強度計算以及穩(wěn)定性分析。謝文兵等[9]通過理論分析、室內試驗和現(xiàn)場試驗相結合的方法，分析U型鋼支架失穩(wěn)的原因和支架工作過程中的承載特征，提出了支護阻穩(wěn)技術、支護結構補償原理和補償技術。荊升國[10]提出棚-索協(xié)同支護的方案來提高支護承載能力和穩(wěn)定性，并將棚-索協(xié)同支護成功應用于工程實例。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)合支護方法，并通過數(shù)值模擬及工程實例印證了該方法的可行性。目前國內外對于U型剛柔拱架研究甚多，在理論以及數(shù)值研究方面較為廣泛，但對承載能力及穩(wěn)定性的試驗研究相對較少。筆者通過設計U29型鋼柔性拱架室內加載試驗，在不同拱架直徑工況下研究卡纜螺栓預緊力、拱架直徑變化以及偏載對拱架承載能力及穩(wěn)定性的影響，為U型鋼柔性拱架的設計提供參考。

1 試驗概況

文中首先結合實際試驗條件，設計了不同直徑(拱架內徑)的圓形斷面U29型鋼柔性拱架，內徑規(guī)格分別為2.2 m、3.3 m、4.4 m。以2.2 m為基礎尺寸，后者與其分別為1.5倍及2倍關系，便于對比分析。拱架分段方式如圖1所示，拱架平均分為4段，型鋼搭接長度均為400 mm[12]。每個可縮性接頭均安裝兩副卡纜，采用8.8級M24螺栓和8級M24螺母連接，卡纜為腰定位式，U29型鋼為耳定位式。為保證不因卡纜強度和剛度不足導致拱架失穩(wěn)，同時使卡纜上卡板不隨U型鋼滑動而剪切卡纜螺栓，在卡纜下卡板焊接了加強筋，如圖2所示。試驗工況如表1所列。通過試驗得出在不同拱架直徑工況下卡纜螺栓預緊力、拱架直徑變化以及偏載對拱架承載能力及穩(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 試驗工況

本試驗采用三組油缸對拱架三個方向進行加載，如圖3所示。

圖3 柔性拱架試驗臺

試驗過程保證油缸同步加載，安裝7組位移傳感器分別檢測拱架不同方向的徑向位移，并通過油壓傳感器監(jiān)測油缸的工作壓力，傳感器信號采集周期為1s。加載底座上安裝了型鋼支撐架對拱架進行軸向限位，保證拱架始終在平面內受力，防止側翻。當對拱架進行偏載試驗時，將原0°方向油缸安裝至20°方向，如圖3(c)所示。

試驗時，先對拱架施加40 kN載荷進行預壓2 min后泄壓，使拱架接頭處各零件結合緊密，確保拱架初始尺寸的準確性。完成預壓后再次檢測各螺栓預緊力矩，保證螺栓預緊力矩仍滿足試驗要求，而后開始對拱架進行加載。加載過程控制液壓泵輸出流速使每個油缸的伸長速度均為2 cm/min，油缸壓力每上升5bar就穩(wěn)壓3 min。試驗過程中通過網(wǎng)絡攝像頭遠程觀察可縮性接頭縮動情況及拱架整體變形情況。

2 試驗結果與分析

2.1 非偏載工況下的拱架承載特性

非偏載工況下，不同卡纜螺栓預緊力的拱架極限承載能力結果統(tǒng)計如表2所列。工況11加載過程中拱架出現(xiàn)明顯阻滑現(xiàn)象，直至拱架發(fā)生明顯塑性變形時接頭仍未縮動。工況9～10加載過程中也出現(xiàn)了阻滑現(xiàn)象，導致拱架在接頭縮動量很小的情況下發(fā)生了塑性變形。工況1～3中接頭縮動順暢，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縮動順暢，工況7在外載荷接近極限承載能力時，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，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)定縮動的工況中，拱架承載能力隨卡纜螺栓預緊力提高而增大。在發(fā)生阻滑的工況中，拱架承載能力隨卡纜螺栓預緊力增大而減小。

Rafael Rodríguez[13]等總結的拱架變形特征曲線中將變形過程分為四個階段，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，拱架達到承載極限。

圖4 柔性拱架理論支護特性曲線

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而導致的卸壓。此階段外載荷增長較小，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，僅在外載較小時出現(xiàn)短時的讓壓變形，此后整體表現(xiàn)為彈性變形，如圖5(d)～(f)所示。以上工況，拱架收縮過程均較為順暢。而對于工況9～11，拱架在不同時期發(fā)生了明顯的阻滑現(xiàn)象，導致拱架直接從彈性變形過渡到屈服變形階段。在45°和315°方向出現(xiàn)較大的側向扭曲(拱架軸向翻轉)，拱架在該處徑向收縮量出現(xiàn)負增長，如圖5(g)～(i)所示，現(xiàn)場試驗結果如圖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)生接頭快速縮動導致的卸壓。而隨著拱架直徑增大，讓壓變形階段中卸壓現(xiàn)象將減少，縮動過程更加穩(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。相對無偏載條件，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?？梢钥闯觯r4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，表明偏載對直徑為2.2m拱架的縮動影響較小。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增長，45°方向增大，0°方向減小。與工況9相比，工況12拱架315°方向徑向收縮量負增長幅度更大，45°方向發(fā)生了順暢穩(wěn)定的縮動，使徑向收縮量增大，而0°方向減小。偏載對直徑3.3 m和4.4 m拱架徑向收縮量影響較大，對兩種工況下拱架315°及0°方向徑向收縮量有負增長作用，對45°方向有促進縮動作用，使該方向徑向收縮量增大，且偏載對工況12的縮動影響大于工況8?？梢娖d對小直徑拱架影響較小，隨著拱架直徑增大，偏載對其縮動影響也隨之增大。

圖7 偏載下的拱架變形特征曲線

加載過程中，工況12未出現(xiàn)大的卸壓，整體變形趨于穩(wěn)定增長。工況8和工況12中拱架45°方向接頭縮動最為明顯，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，導致拱架315°方向出現(xiàn)側向扭曲及向外鼓起。隨著加載過程繼續(xù)，拱架整體形狀發(fā)生改變，出現(xiàn)側向失穩(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 卡纜螺栓預緊力對拱架極限承載能力的影響

如本文實驗結果所示，工況1～3及工況5～6試驗過程中拱架始終保持縮動，均未出現(xiàn)阻滑現(xiàn)象，縮動后整體形狀依然為圓形，結構穩(wěn)定性較好，承載能力隨卡纜螺栓預緊力增大而增長。工況7及工況9～11中拱架均在不同時期發(fā)生阻滑，承載能力隨卡纜螺栓預緊力增大而衰減?？梢?，在接頭順暢縮動的前提下，較大的卡纜螺栓預緊力利于充分發(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，對拱架接頭進行分析，型鋼軸力N為推動拱架縮動的主動力?？ɡ|預緊力Fn所產生的摩擦力是阻止接頭發(fā)生縮動的阻力之一。拱架縮動過程必然伴隨型鋼曲率的減小，使接頭處型鋼彎矩M增大，縮動阻力隨之增大。較大的卡纜螺栓預緊力可能導致拱架提前發(fā)生阻滑，進而導致拱架在未達到理論最大承載能力時破壞。

圖10 柔性拱架接頭受力分析示意圖

較低的螺栓預緊力雖可保證接頭迅速縮動，但會導致拱架過早達到斷面設計收斂變形量，起不到預期的讓壓支護效果。在實際工程中，接頭縮動速率過大會直接導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，降低拱架的實際承載力。即在保證拱架接頭平穩(wěn)有效縮動的前提下，提高螺栓預緊力是保證拱架高阻支護的關鍵，利于充分發(fā)揮拱架承載能力。

3.2 直徑對拱架極限承載能力及穩(wěn)定性的影響

本文試驗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，接頭處彎矩M隨之增大，致使拱架由于較大的縮動阻力發(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)生了側向扭曲，在持續(xù)的載荷作用下，拱架整體形狀改變，側向扭曲愈加明顯，直至喪失支護能力?？梢姡^大直徑的拱架側向抗彎能力及穩(wěn)定性較差。實際工程中要求拱架各節(jié)型鋼長度不宜大于4 m，且拱架拼接后平面翹曲應小于2 cm，橫向安裝誤差小于5 cm。避免單段型鋼過長，可降低兩端接頭較早阻滑的風險。較小的平面翹曲量和橫向誤差可降低拱架側向扭曲失穩(wěn)的風險。

3.3 偏載對拱架極限承載能力及穩(wěn)定性的影響

拱架縮動過程克服接頭處摩擦阻力，同時使接頭處型鋼彎曲，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，反之，距偏載力較遠的315°方向接頭則不易縮動。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，對兩接頭縮動差異的影響也愈大。即偏載主要影響了相鄰接頭之間縮動量的差異，單段U型鋼上距離外載荷較近一端的接頭更容易縮動，且縮動過程較為穩(wěn)定，而另一端的接頭則容易發(fā)生阻滑。當一端接頭發(fā)生阻滑，一端接頭不斷縮動時將導致拱架整體變形，同時發(fā)生阻滑的接頭處會向外鼓起且發(fā)生側向扭曲，直至拱架發(fā)生失穩(wěn)后達到承載極限。在隧道內，由于圍巖對拱架的徑向約束，拱架并不會向外鼓起，均表現(xiàn)為側向扭曲。實際隧道施工過程中不易準確定位主應力的方向，主要在拱架安裝后期通過拱架變形觀測并進行針對性的加強措施。

4 結 論

通過室內試驗，研究分析了不同拱架直徑工況下卡纜螺栓預緊力、拱架直徑變化以及偏載對拱架承載能力及穩(wěn)定性的影響。相關結論總結如下。

(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)生接頭快速縮動所導致的卸壓。隨著拱架直徑增大，讓壓變形階段中卸壓現(xiàn)象將減少，縮動過程更加穩(wěn)定。

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

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

(4) 偏載主要影響了相鄰接頭之間縮動量的差異，距偏載力較近的接頭更易發(fā)生縮動，而遠離偏載力的接頭則不易縮動甚至發(fā)生阻滑。當相鄰接頭縮動量差異較大時，易導致拱架發(fā)生整體變形及側向失穩(wěn)。在工程施工中應對拱架偏載處進行針對性補強措施以降低拱架失穩(wěn)風險。