宋 遠(yuǎn)，黃明利*，張旭東，張志恩

(1.北京交通大學(xué) 城市地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100044；2.中鐵十一局集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430061)

進(jìn)入21世紀(jì)，中國(guó)交通基礎(chǔ)設(shè)施、水利水電等領(lǐng)域地下工程建設(shè)需求增加，隧道工程等基礎(chǔ)建設(shè)迎來(lái)了前所未有的發(fā)展機(jī)遇。中國(guó)西部山區(qū)隧道工程地質(zhì)條件和圍巖力學(xué)性質(zhì)極端復(fù)雜，所處地域構(gòu)造運(yùn)動(dòng)活躍，施工過(guò)程中出現(xiàn)的高地應(yīng)力軟巖大變形問(wèn)題成為隧道施工的常見(jiàn)災(zāi)害之一，嚴(yán)重制約隧道工程的施工建設(shè)安全與長(zhǎng)期運(yùn)營(yíng)穩(wěn)定，給隧道施工期間的災(zāi)害防控帶來(lái)諸多新的挑戰(zhàn)。

針對(duì)高地應(yīng)力軟巖隧道大變形控制技術(shù)難題，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者開(kāi)展了大量的理論探討和試驗(yàn)研究，取得了豐碩的研究成果，并積累了寶貴的經(jīng)驗(yàn)。Oreste等針對(duì)陶恩隧道在穿越高地應(yīng)力環(huán)境下軟巖地層時(shí)，發(fā)生持續(xù)擠壓變形，頻繁出現(xiàn)鋼拱架扭曲、斷裂，噴混凝土開(kāi)裂、掉塊，支護(hù)失穩(wěn)及侵限破壞等現(xiàn)象，通過(guò)采取長(zhǎng)錨桿加固、可縮式鋼架、噴層預(yù)留變形量等措施成功抑制圍巖變形；張祉道針對(duì)在穿越高地應(yīng)力條件下的煤系軟弱地層時(shí)，南昆鐵路家竹菁隧道產(chǎn)生擠壓性大變形，嚴(yán)重威脅隧道施工安全，通過(guò)采用優(yōu)化隧道斷面形狀、施作長(zhǎng)錨桿、設(shè)置可縮式鋼架，雙層模注混凝土襯砌等技術(shù)措施，達(dá)到了良好的控制效果；李國(guó)良、雷軍等針對(duì)在高地應(yīng)力軟弱圍巖地質(zhì)開(kāi)挖過(guò)程中，蘭新鐵路烏鞘嶺長(zhǎng)大深埋隧道擠壓大變形顯著，初期支護(hù)開(kāi)裂擠壓破壞嚴(yán)重，通過(guò)設(shè)置迂回導(dǎo)坑釋放圍巖壓力，多重支護(hù)加強(qiáng)支護(hù)剛度，優(yōu)化臺(tái)階長(zhǎng)度，中長(zhǎng)錨桿加固圍巖，合理預(yù)留變形量，超前錨管預(yù)支護(hù)等方法有效控制了圍巖大變形；劉高、楊木高等針對(duì)蘭渝鐵路木寨嶺隧道穿越極高地應(yīng)力軟弱圍巖區(qū)，初期支護(hù)發(fā)生多次大變形，拆換頻繁，二次襯砌施作后出現(xiàn)不同程度開(kāi)裂的情況，通過(guò)采用超前導(dǎo)洞擴(kuò)挖應(yīng)力釋放，圓形四層支撐體系、長(zhǎng)錨桿錨索和徑向注漿加固，超前預(yù)支護(hù)及預(yù)加固等變形控制方案，改善了支護(hù)結(jié)構(gòu)受力，限制了變形增長(zhǎng)；成蘭高鐵某隧道工程穿越汶川高烈度區(qū)，李術(shù)才等借鑒高層建筑核心筒理念，設(shè)計(jì)實(shí)施了鋼格柵混凝土核心筒支護(hù)結(jié)構(gòu)形式，有效控制了隧道變形。

根據(jù)國(guó)內(nèi)嚴(yán)重大變形隧道治理經(jīng)驗(yàn)，可從支護(hù)理念及配套施工技術(shù)上重新審視大變形隧道的控制思路，提出適用于大變形隧道的支護(hù)體系。對(duì)圍巖大變形的處置，從支護(hù)設(shè)計(jì)理念和支護(hù)系統(tǒng)組成而言，可分為柔性讓壓支護(hù)和及時(shí)強(qiáng)支護(hù)兩類(lèi)，柔性讓壓支護(hù)理念則利用一定的柔性支護(hù)措施允許圍巖產(chǎn)生一定的形變以釋放部分圍巖壓力，減輕支護(hù)結(jié)構(gòu)承受荷載，例如讓壓錨桿、可縮性鋼架、多重支護(hù)及超前導(dǎo)洞應(yīng)力釋放等。及時(shí)強(qiáng)支護(hù)理念通過(guò)及時(shí)架設(shè)大剛度、高強(qiáng)度的支護(hù)結(jié)構(gòu)控制圍巖變形，例如空間鋼網(wǎng)架支護(hù)、高強(qiáng)鋼筋格柵拱架支護(hù)、鋼管混凝土支護(hù)、裝配式弧板支護(hù)、高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力錨索一次支護(hù)、長(zhǎng)大預(yù)應(yīng)力錨桿–錨索協(xié)同支護(hù)等措施。上述研究成果極大推動(dòng)了中國(guó)軟巖大變形隧道工程支護(hù)技術(shù)的發(fā)展與革新，助力隧道等交通基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)。目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼筋格柵的結(jié)構(gòu)形式、力學(xué)性能及鋼筋格柵與噴射混凝土的復(fù)合支護(hù)特性進(jìn)行了研究。Baumann等設(shè)計(jì)出了一種8字結(jié)腹筋構(gòu)造的三肢格柵拱架，通過(guò)開(kāi)展一系列的格柵拱架現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用試驗(yàn)，驗(yàn)證了該結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性；Nomikos等對(duì)未噴混凝土情況下的三肢格柵拱架的受力特性進(jìn)行了分析，闡述了不同參數(shù)下格柵拱架的力學(xué)響應(yīng)問(wèn)題；Kim等設(shè)計(jì)出一種格構(gòu)形式的四肢格柵拱架，結(jié)合四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)和數(shù)值模擬，與三肢格柵拱架進(jìn)行對(duì)比，評(píng)估了二者在極限承載力及結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性方面的差異；Lee等開(kāi)展對(duì)高強(qiáng)度格柵拱架的力學(xué)性能研究，得出了合理的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)，并驗(yàn)證其具備良好的穩(wěn)定性和經(jīng)濟(jì)性；Qiu等為評(píng)價(jià)四肢格柵拱架極限承載力與其部件成本之間的關(guān)系，引入優(yōu)化指標(biāo)參數(shù)，就腹筋直徑和焊縫長(zhǎng)度等因素對(duì)格柵拱架的力學(xué)性能影響規(guī)律進(jìn)行了系統(tǒng)化研究；于富才等對(duì)高強(qiáng)鋼筋格柵混凝土復(fù)合支護(hù)的力學(xué)特性、適用性進(jìn)行了研究，得出高強(qiáng)鋼筋的應(yīng)用顯著提高了格柵混凝土復(fù)合支護(hù)結(jié)構(gòu)的極限承載力和極限變形能力，能夠適用于特殊圍巖或地質(zhì)條件很差的隧道工程。然而，針對(duì)高強(qiáng)鋼管代替主肢鋼筋的研究，至今隧道工程界仍鮮有涉及，對(duì)鋼管格柵在初期支護(hù)體系中的作用機(jī)理缺乏必要的討論。

初期支護(hù)作為承擔(dān)施工階段全部荷載的主要承載結(jié)構(gòu)，軟巖大變形隧道的穩(wěn)定性控制對(duì)支護(hù)結(jié)構(gòu)性能提出了更高的要求，為盡快提供有效支護(hù)抗力，控制圍巖變形，減小松動(dòng)荷載，可設(shè)計(jì)采用高強(qiáng)度、大剛度的新型拱架結(jié)構(gòu)，達(dá)到強(qiáng)化初期支護(hù)的目的。為此，本文設(shè)計(jì)了1種以高強(qiáng)無(wú)縫鋼管為主材的4肢鋼管格柵初期支護(hù)結(jié)構(gòu)，通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)方法對(duì)該新型支護(hù)結(jié)構(gòu)的承載特性和變形破壞機(jī)制進(jìn)行深入分析，以期為軟巖大變形隧道安全施工建設(shè)提供新思路、新方法。

1 試驗(yàn)背景

隨著西南地區(qū)交通建設(shè)步入新的發(fā)展階段，穿越高地應(yīng)力軟弱圍巖地段的深埋隧道不斷出現(xiàn)，盡管采用超前加固、分部開(kāi)挖等措施保障施工安全，仍然有發(fā)生拱架扭曲破壞、噴射混凝土開(kāi)裂，甚至隧道坍塌等工程災(zāi)害（圖1）。成蘭鐵路躍龍門(mén)隧道穿越龍門(mén)山山脈，不良地質(zhì)多變，軟巖大變形顯著。躍龍門(mén)隧道采用雙洞分修，左、右線全長(zhǎng)近20 km，最大埋深為1 445 m。發(fā)生擠壓性圍巖大變形區(qū)段有巖漿熱液侵入、多次褶曲等構(gòu)造活動(dòng)，地應(yīng)力高達(dá)20.0～31.5 MPa。在施工后期通過(guò)遵從“主動(dòng)控制”的理念，采取“雙層支護(hù)”等措施，及時(shí)有效支護(hù)，較好地抑制了圍巖變形和破碎范圍的發(fā)展。

圖1 混凝土掉塊和鋼架扭曲破壞Fig. 1 Shotcrete block falling and steel arch distortion

本文結(jié)合實(shí)際工程需要，立足軟巖大變形隧道施工控制技術(shù)難題，利用高強(qiáng)度無(wú)縫鋼管代替主肢鋼筋作為格柵拱架的主受力件，發(fā)揮主肢鋼管高強(qiáng)度、高韌性的特點(diǎn)，同時(shí)保留格柵拱架與噴射混凝土較好的黏結(jié)性能，與鋼筋格柵開(kāi)展對(duì)比模型試驗(yàn)研究，為該新型支護(hù)結(jié)構(gòu)的參數(shù)設(shè)計(jì)及后續(xù)工程應(yīng)用提供借鑒。

2 鋼格柵試件抗彎力學(xué)特性試驗(yàn)

2.1 鋼格柵試件設(shè)計(jì)

鋼格柵試件構(gòu)造型式如圖2所示。新奧法施工隧道廣泛采用腹筋為8字結(jié)或π形設(shè)計(jì)形式的4肢格柵拱架，抗壓主筋和抗拉主筋多為同直徑、同材質(zhì)帶肋鋼筋，直徑一般在22～32 mm，腹筋直徑多為10～14 mm，具體構(gòu)造如圖2（a）、（b）所示。此次試驗(yàn)設(shè)計(jì)加工腹筋為π形設(shè)計(jì)形式的格柵拱架，構(gòu)件總長(zhǎng)為3.2 m，主筋直徑為32 mm，π形和U形連接筋直徑為14 mm，三者材質(zhì)均為HRB400，箍筋直徑為8 mm，材質(zhì)為HPB300。

圖2 試件構(gòu)造型式Fig. 2 Structural types of the specimens

新型鋼管格柵，主要部件包括高強(qiáng)度無(wú)縫薄壁圓鋼管，π形筋+U形筋組成的架立件，通過(guò)焊接工藝將主受力件與架立件形成整體。鋼管選用Q420無(wú)縫鋼管，鋼管外直徑為50 mm，壁厚6 mm；架立件采用HRB400帶肋鋼筋，直徑為14 mm；箍筋采用HPB300光圓鋼筋，直徑為8 mm。鋼管格柵具體構(gòu)造如圖2（c）所示。

試件的設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1，鋼材材料性能見(jiàn)表2。為了更好地研究?jī)煞N試件的經(jīng)濟(jì)效益差異，對(duì)二者每延米造價(jià)進(jìn)行了對(duì)比分析，得到的統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)見(jiàn)表3，其中，成本核算已將加工成本和人工成本納入。分析可知，相較于鋼筋格柵，鋼管格柵每延米質(zhì)量基本相同，但每延米造價(jià)提高14.14%。

表1 主要構(gòu)造參數(shù)
Tab. 1 Main structural parameters

構(gòu)件類(lèi)型鋼管直徑×壁厚/(mm×mm)主筋直徑/mm構(gòu)件長(zhǎng)度/mm腹筋直徑/mm箍筋直徑/mm截面尺寸/(mm×mm)平均每延米質(zhì)量/(kg·m–1)慣性矩Ix/cm4慣性矩Iy/cm4鋼筋格柵—323 200148200×26431.894 349.372 290.50鋼管格柵50×6—3 200148200×26432.193 880.011 947.88

表2 鋼材力學(xué)性能
Tab. 2 Mechanical properties of steels

材料彈性模量E/GPa屈服強(qiáng)度f(wàn)y/MPa強(qiáng)度設(shè)計(jì)值f/MPa抗拉強(qiáng)度f(wàn)u/MPa伸長(zhǎng)率(ΔL·L–1)/%Φ8 mm鋼筋206311.90267.54436.2329.39 Φ14 mm鋼筋198430.34353.76576.8123.60 Φ32 mm鋼筋201445.64367.35592.5019.28 Φ50 mm×6 mm鋼管205457.78398.64604.6125.47

表3 成本核算
Tab. 3 Cost accounting

主肢鋼管(鋼筋)π形筋U形筋箍筋構(gòu)件類(lèi)型總造價(jià)/元 每延米造價(jià)/(元·m–1)用量/kg 單價(jià)/(元·t–1)用量/kg 單價(jià)/(元·t–1)用量/kg 單價(jià)/(元·t–1)用量/kg 單價(jià)/(元·t–1)鋼筋格柵 80.814 1009.433 9008.243 9003.593 300412.08128.78鋼管格柵 83.334 7508.863 9007.283 9003.523 300470.38146.99

2.2 鋼格柵試件加載方案

通過(guò)4點(diǎn)純彎曲試驗(yàn)對(duì)比分析鋼筋格柵與新型鋼管格柵的鋼筋/鋼管應(yīng)力、跨中撓度、極限承載力及破壞形態(tài)等力學(xué)特性。在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步研究二者與噴射混凝土耦合作用下的受力及變形破壞規(guī)律。

圖3為兩種構(gòu)件的4點(diǎn)純彎曲加載示意圖。支座位置距構(gòu)件兩端各100 mm，在載荷分配梁下左右對(duì)稱(chēng)布置加載墊塊實(shí)現(xiàn)豎向荷載的傳遞，墊塊距跨中450 mm，利用豎向液壓千斤頂施加垂直荷載，構(gòu)件的截面尺寸均為200 mm×264 mm（圖4）。

圖3 4點(diǎn)純彎曲加載示意圖Fig. 3 Schematic diagram of 4-point pure bending loading

圖4 鋼筋格柵和鋼管格柵截面尺寸Fig. 4 Section size of lattice girder and steel tube grid

室內(nèi)試驗(yàn)在Y32–500A四柱式液壓加載系統(tǒng)上進(jìn)行，豎向最大公稱(chēng)壓力可達(dá)5 000 kN，滑塊行程為900 mm。試驗(yàn)前，對(duì)構(gòu)件進(jìn)行幾何和物理對(duì)中。加載分3步進(jìn)行：首先，對(duì)構(gòu)件進(jìn)行預(yù)加載，保證構(gòu)件和加載裝置接觸良好；隨后，采用分級(jí)加載方式，每級(jí)荷載增量為10 kN，每級(jí)加載后并保壓持續(xù)3 min；當(dāng)荷載壓力不再繼續(xù)增長(zhǎng)后，改為位移加載方式，加載速率為1 mm/min，直至構(gòu)件失穩(wěn)破壞。鋼格柵試件試驗(yàn)過(guò)程中具體加載情況如圖5所示。

圖5 鋼格柵試件加載試驗(yàn)Fig. 5 Loading tests of steel grid specimens

2.3 測(cè)點(diǎn)布置

在鋼筋格柵和鋼管格柵構(gòu)件的1/2截面和1/4截面位置，沿橫向和縱向粘貼金屬應(yīng)變片共16個(gè)，中部π形連接筋表面粘貼應(yīng)變片8個(gè)，設(shè)置3個(gè)撓度位移計(jì)。具體測(cè)點(diǎn)布設(shè)情況如圖6所示。

圖6 鋼格柵試件測(cè)點(diǎn)布置圖Fig. 6 Layout of measuring points of steel grid specimens

2.4 鋼格柵試件試驗(yàn)過(guò)程及現(xiàn)象

圖7為鋼筋格柵試件的室內(nèi)加載變形破壞形態(tài)。由圖7可見(jiàn)：在加載過(guò)程中試件展現(xiàn)出左右對(duì)稱(chēng)變形，在加載初期，試件未發(fā)生明顯變化，當(dāng)彎矩增加至37.28 kN·m時(shí)，主肢鋼筋在加載處出現(xiàn)較明顯的彎曲變形，同時(shí)下部的π形筋受荷載擠壓變形幅度大；當(dāng)彎矩增加至55.13 kN·m時(shí)，主肢鋼筋變形進(jìn)一步加劇，表現(xiàn)出折線形壓彎破壞，π形筋變形顯著，并在焊接點(diǎn)附近出現(xiàn)鋼筋破斷；加載完成后卸載，試件的回彈變形量較小。

圖7 鋼筋格柵破壞形態(tài)Fig. 7 Failure mode of lattice girder

圖8為鋼管格柵試件的室內(nèi)加載變形破壞形態(tài)。由圖8可見(jiàn)：試件表現(xiàn)為左右對(duì)稱(chēng)變形，加載初期，試件無(wú)明顯變化，當(dāng)彎矩增加至65.63 kN·m時(shí)，主肢鋼管產(chǎn)生一定程度的彎曲變形，但幅度很小，此時(shí)下部的π形筋變形亦不明顯；當(dāng)彎矩增加至98.18 kN·m時(shí)，主肢鋼管彎曲幅度進(jìn)一步加大，表現(xiàn)為平滑曲線形破壞，π形筋變形明顯，未出現(xiàn)鋼筋破斷；加載完成后卸載，測(cè)得的回彈變形量較大。

圖8 鋼管格柵破壞形態(tài)Fig. 8 Failure mode of steel tube grid

綜上分析可知，鋼筋格柵和鋼管格柵在破壞形態(tài)、極限承載力及回彈量方面存在較明顯的差異，其中鋼管格柵表現(xiàn)出更好的變形特性及韌性特征。

2.5 鋼格柵試件試驗(yàn)結(jié)果分析

2.5.1 彎矩–應(yīng)變曲線

圖9為鋼筋格柵主肢鋼筋的彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線，圖10為鋼管格柵主肢鋼管的彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線，均包括1/2和1/4這2個(gè)監(jiān)測(cè)斷面。

圖9 鋼筋格柵試件彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線Fig. 9 Bending moment-strain relationship curves of lattice girder

1）鋼筋格柵主筋

由圖9（a）可見(jiàn)：鋼筋格柵上主筋測(cè)點(diǎn)SBS–1和SBS–3起初表現(xiàn)為壓應(yīng)變，當(dāng)彎矩增加到一定程度，轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)拉應(yīng)變?yōu)?02×10和834×10，應(yīng)力值約為103.4和171.8 MPa；而鋼筋格柵上主筋測(cè)點(diǎn)SBS–2和SBS–4起初表現(xiàn)為拉應(yīng)變，隨后轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)變，最大壓應(yīng)變分別為–150×10和–134×10，應(yīng)力值約為30.9和27.6 MPa；鋼筋格柵下主筋測(cè)點(diǎn)SBS–5和SBS–7始終承受拉應(yīng)力，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)拉應(yīng)變分別為1 546×10和2 471×10，應(yīng)力值約為318.5和509.0 MPa，測(cè)點(diǎn)SBS–7超過(guò)了鋼材的屈服強(qiáng)度；鋼筋格柵下主筋測(cè)點(diǎn)SBS–6和SBS–8始終承受壓應(yīng)力，最大壓應(yīng)變分別為–364×10和–548×10，應(yīng)力值約為75.0和112.9 MPa。

由圖9（b）可見(jiàn)：鋼筋格柵上主筋測(cè)點(diǎn)SBS–1和SBS–3主要表現(xiàn)為拉應(yīng)變，加載后期應(yīng)變?cè)鏊倜黠@，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)拉應(yīng)變分別為3 078×10和2 857×10，應(yīng)力值約為634.1和588.5 MPa，超過(guò)了鋼材的屈服強(qiáng)度；鋼筋格柵上主筋測(cè)點(diǎn)SBS–2和SBS–4承受拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)變分別為–730×10和–613×10，應(yīng)力值約為150.4和126.3 MPa；鋼筋格柵下主筋測(cè)點(diǎn)SBS–5和SBS–7承受拉應(yīng)力，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)拉應(yīng)變分別為2 307×10和2 206×10，應(yīng)力值約為475.2和454.4 MPa，超過(guò)了鋼材的屈服強(qiáng)度；鋼筋格柵下主筋測(cè)點(diǎn)SBS–6和SBS–8承受壓應(yīng)力，最大壓應(yīng)變分別為–471×10和–423×10，應(yīng)力值約為97.0和87.1 MPa。

2）鋼管格柵鋼管

由圖10（a）可見(jiàn)：鋼管格柵上主肢鋼管測(cè)點(diǎn)STS–1和STS–3起初表現(xiàn)為壓應(yīng)變，隨著彎矩不斷增加，應(yīng)力狀態(tài)逐漸向拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)拉應(yīng)變?yōu)?87×10和602×10，應(yīng)力值約為59.1和124.0 MPa；測(cè)點(diǎn)STS–2和STS–4表現(xiàn)為拉應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)?83×10和152×10，應(yīng)力值約為37.7和31.3 MPa；鋼管格柵下主肢鋼管測(cè)點(diǎn)STS–5和STS–7始終承受拉應(yīng)力，達(dá)到極限承載狀態(tài)時(shí)應(yīng)變?yōu)? 325×10和2 588×10，應(yīng)力值分別為479.0和533.1 MPa，超過(guò)了鋼材的屈服強(qiáng)度；測(cè)點(diǎn)STS–6和STS–8始終承受壓應(yīng)力，最大壓應(yīng)變分別為–659×10和–1 373×10，應(yīng)力值分別為135.8和282.9 MPa。

由圖10（b）可見(jiàn)：鋼管格柵上主肢鋼管測(cè)點(diǎn)STS–1和STS–3起初表現(xiàn)為壓應(yīng)變，加載后期轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)變，且應(yīng)變?cè)鏊倜黠@，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)拉應(yīng)變分別為895×10和1 608×10，應(yīng)力值約為184.4和331.2 MPa；測(cè)點(diǎn)STS–2和STS–4承受輕微的拉應(yīng)力；鋼管格柵下主肢鋼管測(cè)點(diǎn)STS–5和STS–7承受明顯的拉應(yīng)力，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)拉應(yīng)變分別為1 489×10和1 025×10，應(yīng)力值約為306.7和211.2 MPa；測(cè)點(diǎn)STS–6和STS–8承受壓應(yīng)力，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)壓應(yīng)變分別為–479×10和–379×10，應(yīng)力值約為98.7和78.1 MPa。

圖10 鋼管格柵試件彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線Fig. 10 Bending moment-strain relationship curves of steel tube grid

3）π形筋

圖11為鋼筋格柵和鋼管格柵π形筋彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線。在初始加載階段，應(yīng)變值與彎矩大小之間呈線性增長(zhǎng)關(guān)系，此時(shí)，應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率較緩，當(dāng)荷載增加到一定范圍，應(yīng)變?cè)鏊儆兴涌?，隨后產(chǎn)生塑性變形，達(dá)到構(gòu)件極限承載力時(shí)，應(yīng)變值仍不斷提高。

圖11 鋼筋格柵和鋼管格柵π形筋彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線Fig. 11 Bending moment-strain relationship curves of πshaped bar of lattice girder and steel tube grid

由圖11（a）可見(jiàn)：對(duì)于鋼筋格柵，測(cè)得的π形筋拉、壓應(yīng)變值基本處在–1 200×10～1 100×10的范圍內(nèi)，僅測(cè)點(diǎn)SBS–7應(yīng)變值過(guò)大，超過(guò)材料的屈服強(qiáng)度，整體上π形筋的工作狀態(tài)良好，能很好地起到力系的傳遞作用。

由圖11（b）可見(jiàn)：對(duì)于鋼管格柵，π形筋各測(cè)點(diǎn)主要表現(xiàn)為壓應(yīng)變，其中測(cè)點(diǎn)SBS–3承受較大的拉應(yīng)力，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)最大應(yīng)變?yōu)? 896×10，應(yīng)力為390.6 MPa；測(cè)點(diǎn)SBS–2承受較大的壓應(yīng)力，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)最大應(yīng)變?yōu)? 698×10，應(yīng)力為555.8 MPa，超過(guò)材料的屈服強(qiáng)度，表明鋼筋處于較高的應(yīng)力狀態(tài)，構(gòu)件的屈服和破壞易率先在此發(fā)生。

綜上分析可知：對(duì)于鋼筋格柵和鋼管格柵試件，截面不同，測(cè)點(diǎn)位置不同，應(yīng)變大小和受力模式也隨之發(fā)生變化。在加載初期，各個(gè)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變隨彎矩呈線性增加；隨著彎矩繼續(xù)施加，達(dá)到彈性極限應(yīng)變，材料產(chǎn)生初始屈服，應(yīng)變?cè)鏊倜黠@加快，達(dá)到極限承載狀態(tài)后，發(fā)生屈服的區(qū)域應(yīng)變?nèi)圆粩嘣龃螅讳摻罡駯畔轮髦摻钐幱谳^高的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，而鋼管格柵主要是π形筋應(yīng)力值較高，表明鋼管格柵具有良好的受力性能和合理的結(jié)構(gòu)型式。

2.5.2 彎矩–撓度曲線

圖12為鋼筋格柵和鋼管格柵試件的彎矩–撓度曲線對(duì)比，試件中間位置的豎向位移作為跨中撓度，取值為正，跨中所受彎矩由荷載傳感器采集到的壓力換算得到。

圖12 鋼筋格柵和鋼管格柵彎矩–位移關(guān)系曲線對(duì)比Fig. 12 Bending moment-deflection relationship curves of lattice girder and steel tube grid

由圖12可見(jiàn)：在整個(gè)彎矩–撓度歷程曲線中，加載初期鋼筋格柵和鋼管格柵均處于彈性變形階段，撓度隨彎矩呈線性增加，鋼筋格柵試件的撓度增長(zhǎng)速率較快；彎矩繼續(xù)施加，撓度增長(zhǎng)速率逐漸提高，試件開(kāi)始進(jìn)入塑性變形階段；達(dá)到極限承載力后，撓度位移迅速增長(zhǎng)，但承載力保持穩(wěn)定，并持續(xù)較長(zhǎng)時(shí)間。鋼筋格柵達(dá)到極限承載狀態(tài)時(shí)的跨中撓度約為34.3 mm，對(duì)應(yīng)的極限承載力為53.6 kN·m，而鋼管格柵達(dá)到極限承載狀態(tài)時(shí)的跨中撓度約為55.1 mm，對(duì)應(yīng)的極限承載力為96.6 kN·m，為鋼筋格柵的1.8倍，說(shuō)明鋼管格柵具備高強(qiáng)度高韌性的特點(diǎn)。

3 格柵混凝土試件抗彎力學(xué)特性試驗(yàn)

3.1 格柵混凝土試件設(shè)計(jì)

格柵混凝土試件總長(zhǎng)亦為3.2 m，所使用鋼材的材質(zhì)、規(guī)格及尺寸等參數(shù)參照表1和2，噴射混凝土采用C25商品混凝土代替，上、下保護(hù)層厚度為43 mm，截面尺寸為300 mm×350 mm（見(jiàn)圖13）。澆筑后的格柵混凝土試件如圖14所示。

圖13 格柵混凝土試件截面尺寸Fig. 13 Section size of grid concrete specimens

圖14 澆筑后格柵混凝土試件Fig. 14 Grid concrete specimens after pouring

3.2 格柵混凝土試件加載方案

通過(guò)4點(diǎn)純彎曲試驗(yàn)深入分析兩種格柵混凝土試件在撓度、極限承載力及整個(gè)加載過(guò)程中的混凝土表面應(yīng)力應(yīng)變演化規(guī)律。室內(nèi)試驗(yàn)同樣在Y32-500A四柱式液壓加載系統(tǒng)上進(jìn)行，加載裝置和加載控制方法與第2.2節(jié)相同。試驗(yàn)過(guò)程中具體加載情況如圖15所示。

圖15 格柵混凝土試件加載試驗(yàn)Fig. 15 Loading tests of grid concrete specimens

3.3 格柵混凝土試件測(cè)點(diǎn)布置

在鋼筋格柵混凝土試件和鋼管格柵混凝土試件的1/2截面和1/4截面位置，于上、下、前、后4個(gè)表面沿橫向和縱向黏貼混凝土應(yīng)變片共計(jì)32個(gè)，設(shè)置3個(gè)撓度位移計(jì)。格柵混凝土試件測(cè)點(diǎn)布設(shè)情況如圖16所示。

圖16 格柵混凝土試件測(cè)點(diǎn)布置Fig. 16 Layout of measuring points of grid concrete specimens

3.4 格柵混凝土試件試驗(yàn)過(guò)程及現(xiàn)象

通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)得知，鋼筋格柵混凝土試件和鋼管格柵混凝土試件在破壞形態(tài)和裂縫擴(kuò)展規(guī)律方面存在較大區(qū)別。

圖17為鋼筋格柵混凝土試件和鋼管格柵混凝土試件的室內(nèi)加載變形破壞形態(tài)。由圖17（a）、（b）可見(jiàn)：在加載初期，試件底部出現(xiàn)數(shù)條間距均勻的豎向裂縫，裂縫深度較淺，多位于加載梁下方；彎矩繼續(xù)增加，原有豎向裂縫深度有所發(fā)展，新增豎向裂縫數(shù)量有限，但斜向裂縫不斷產(chǎn)生和擴(kuò)展，逐漸向中部延伸，生成水平裂縫；達(dá)到極限承載力后，試件變形進(jìn)一步加劇，多條裂縫從底部擴(kuò)展到頂部，貫穿了整個(gè)截面。

圖17 鋼筋和鋼管格柵混凝土破壞形態(tài)Fig. 17 Failure modes of lattice girder concrete and steel tube grid concrete

由圖17（c）、（d）可見(jiàn)：在加載初期同樣出現(xiàn)幾條間距較為均勻的豎向裂縫，裂縫深度淺，主要位于加載梁下方；彎矩進(jìn)一步提高，原有豎向裂縫深度發(fā)展緩慢，新增豎向裂縫數(shù)量少，但斜向裂縫數(shù)量增長(zhǎng)明顯，裂縫擴(kuò)展速度較快；達(dá)到極限承載力后，試件破壞明顯，多條斜向裂縫從底部?jī)蓚?cè)逐漸擴(kuò)展到頂部，形成貫穿裂縫。

3.5 格柵混凝土試件試驗(yàn)結(jié)果分析

3.5.1 彎矩–應(yīng)變曲線

1）鋼筋格柵混凝土

圖18為鋼筋格柵混凝土1/2截面彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線。由圖18（a）可見(jiàn)：鋼筋格柵混凝土上表面測(cè)點(diǎn)CS–1和CS–3表現(xiàn)為拉應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變分別為302×10和1 290×10，應(yīng)力值約為6.9和29.7 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–2和CS–4表現(xiàn)為壓應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變分別為–3 449×10和–3 042×10，應(yīng)力值約為79.3和70.0 MPa；下表面測(cè)點(diǎn)CS–9始終承受壓應(yīng)力，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)楱C264×10，應(yīng)力值約為6.1 MPa，測(cè)點(diǎn)CS–11起初表現(xiàn)為壓應(yīng)變，隨后轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)變，最大拉應(yīng)變?yōu)?51×10，應(yīng)力值約為5.8 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–10和CS–12表現(xiàn)為拉應(yīng)變，最終應(yīng)變值分別為1 007×10和1 020×10，應(yīng)力值約為23.2和23.5 MPa。

圖18 鋼筋格柵混凝土1/2截面彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線Fig. 18 Bending moment-strain relationship curves of 1/2 section of lattice girder concrete

由圖18（b）可見(jiàn)：鋼筋格柵混凝土前表面測(cè)點(diǎn)CS–5出現(xiàn)拉、壓應(yīng)力狀態(tài)的轉(zhuǎn)換，但應(yīng)變值較小，測(cè)點(diǎn)CS–7表現(xiàn)為拉應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)? 557×10，應(yīng)力值約為35.8 MPa；測(cè)點(diǎn)CS-6表現(xiàn)為壓應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)?936×10，應(yīng)力值約為21.5 MPa，測(cè)點(diǎn)CS–8表現(xiàn)為拉應(yīng)變，最大應(yīng)變?yōu)? 351×10，應(yīng)力值約為31.1 MPa；后表面測(cè)點(diǎn)CS–13表現(xiàn)為壓應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)楱C197×10，應(yīng)力值約為4.5 MPa，測(cè)點(diǎn)CS–15表現(xiàn)為拉應(yīng)變，最大應(yīng)變?yōu)?31×10，應(yīng)力值約為16.8 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–14表現(xiàn)為拉應(yīng)變，最大應(yīng)變?yōu)?79×10，應(yīng)力值約為20.2 MPa，測(cè)點(diǎn)CS–16起初表現(xiàn)為壓應(yīng)變，隨后轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)變，最大拉應(yīng)變?yōu)? 493×10，應(yīng)力值約為34.3 MPa。

圖19為鋼筋格柵混凝土1/4 截面彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線。

圖19 鋼筋格柵混凝土1/4截面彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線Fig. 19 Bending moment-strain relationship curves of 1/4 section of lattice girder concrete

由圖19（a）可見(jiàn)：鋼筋格柵混凝土上表面測(cè)點(diǎn)CS–1開(kāi)始表現(xiàn)為拉應(yīng)變，后轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)楱C220×10，應(yīng)力值約為5.1 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–3表現(xiàn)為拉應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)?39×10，應(yīng)力值約為7.8 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–2和測(cè)點(diǎn)CS–4開(kāi)始呈現(xiàn)為受壓狀態(tài)，隨著荷載不斷提高，構(gòu)件變形不斷加劇，逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，監(jiān)測(cè)到二者的應(yīng)變值范圍為–533×10～445×10。鋼筋格柵混凝土下表面測(cè)點(diǎn)CS–9承受壓應(yīng)力，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)楱C114×10，應(yīng)力值約為2.6 MPa，測(cè)點(diǎn)CS–11表現(xiàn)為拉應(yīng)變，最大拉應(yīng)變?yōu)?16×10，應(yīng)力值約為11.9 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–10和測(cè)點(diǎn)CS–12起初表現(xiàn)為拉應(yīng)變，隨后轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變分別為–131×10和–84×10。

由圖19（b）可見(jiàn)：鋼筋格柵混凝土前表面測(cè)點(diǎn)CS–5和測(cè)點(diǎn)CS–7均表現(xiàn)為拉應(yīng)變，最大應(yīng)變值分別為3 135×10和1 622×10；測(cè)點(diǎn)CS–6表現(xiàn)為壓應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)楱C335×10，應(yīng)力值約為7.7 MPa，測(cè)點(diǎn)CS–8表現(xiàn)為拉應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)?49×10，應(yīng)力值約為5.7 MPa；鋼筋格柵混凝土后表面測(cè)點(diǎn)CS–13和測(cè)點(diǎn)CS–15表現(xiàn)為拉應(yīng)變，最大應(yīng)變分別為3 240×10和338×10，應(yīng)力值約為74.5和7.8 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–14起初表現(xiàn)為拉應(yīng)變，隨后轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)楱C342×10，應(yīng)力值約為7.9 MPa，測(cè)點(diǎn)CS–16，壓應(yīng)變?yōu)楱C172×10，應(yīng)力值約為4.0 MPa。

2）鋼管格柵混凝土

圖20為鋼管格柵混凝土1/2截面彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線。

圖20 鋼管格柵混凝土1/2截面彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線Fig. 20 Bending moment-strain relationship curves of 1/2 section of steel tube grid concrete

由圖20（a）可見(jiàn)：鋼管格柵混凝土上表面測(cè)點(diǎn)CS–1和CS–3表現(xiàn)為拉應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變分別為1 194×10和514×10，應(yīng)力值約為27.5和11.8 MPa，已超過(guò)混凝土的極限抗拉強(qiáng)度；而上表面測(cè)點(diǎn)CS–2和CS–4表現(xiàn)為明顯的壓應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變分別為–2 219×10和–2 949×10，應(yīng)力值約為51.0和67.8 MPa，同樣已超過(guò)混凝土的極限抗壓強(qiáng)度；鋼管格柵混凝土下表面各測(cè)點(diǎn)主要表現(xiàn)為拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)變發(fā)生在測(cè)點(diǎn)CS–12，為804×10，應(yīng)力值約為18.5 MPa。

由圖20（b）可見(jiàn)：鋼管格柵混凝土前表面測(cè)點(diǎn)CS–5和CS–6表現(xiàn)為壓應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變分別為–148×10和–855×10，應(yīng)力值約為3.4和19.7 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–7出現(xiàn)拉、壓應(yīng)變的轉(zhuǎn)換，但應(yīng)變值較小，最大壓應(yīng)變?yōu)楱C209×10，應(yīng)力值約為4.8 MPa，測(cè)點(diǎn)CS–8表現(xiàn)為拉應(yīng)變，在加載初期應(yīng)變就達(dá)到2 955×10，應(yīng)力值約為68.0 MPa；后表面測(cè)點(diǎn)CS–13、CS–14和CS–15均表現(xiàn)為拉應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變分別為1 581×10、1 875×10和200×10，相對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值約為36.4、43.1和4.6 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–16表現(xiàn)為壓應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)?89×10，應(yīng)力值約為15.8 MPa。

圖21為鋼管格柵混凝土1/4截面彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線。

圖21 鋼管格柵混凝土1/4截面彎矩–應(yīng)變關(guān)系曲線Fig. 21 Bending moment-strain relationship curves of 1/4 section of steel tube grid concrete

由圖21（a）可見(jiàn)：鋼管格柵混凝土上表面測(cè)點(diǎn)CS–1表現(xiàn)為拉應(yīng)變，最大應(yīng)變?yōu)?3×10，應(yīng)力值約為1.7 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–2和CS–4表現(xiàn)出明顯的受壓狀態(tài)，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變分別為–557×10和–596×10，應(yīng)力值約為12.8和13.7 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–3起初表現(xiàn)為拉應(yīng)變，隨后轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)楱C141×10，應(yīng)力值約為3.2 MPa。鋼管格柵混凝土下表面測(cè)點(diǎn)CS–9表現(xiàn)為壓應(yīng)變，最大壓應(yīng)變?yōu)楱C117×10，應(yīng)力值約為3.2 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–10表現(xiàn)為拉應(yīng)變，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)?21×10，應(yīng)力值約為9.7 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–11和CS–12表現(xiàn)出明顯的受拉狀態(tài)，測(cè)得的最大拉應(yīng)變分別為2 731×10和1 800×10，應(yīng)力值約為62.8和41.4 MPa。

由圖21（b）可見(jiàn)：鋼管格柵混凝土前表面測(cè)點(diǎn)CS–5和CS–7在加載前期表現(xiàn)為受壓狀態(tài)，后期轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，測(cè)得的最大拉應(yīng)變分別為1 373×10和2 002×10，應(yīng)力值約為31.6和46.0 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–6表現(xiàn)為受壓狀態(tài)，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)壓應(yīng)變?yōu)楱C406×10，應(yīng)力值約為9.3 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–8在加載前期表現(xiàn)為受拉狀態(tài)，隨后測(cè)點(diǎn)失效，測(cè)得的最大拉應(yīng)變?yōu)? 062×10，應(yīng)力值約為24.4 MPa；鋼管格柵混凝土后表面測(cè)點(diǎn)CS–13在加載初期應(yīng)變就達(dá)到2 800×10，應(yīng)力值約為64.4 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–15在加載前期表現(xiàn)為受壓狀態(tài)，后期轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)?76×10，應(yīng)力值約為15.5 MPa；測(cè)點(diǎn)CS–16表現(xiàn)為受壓狀態(tài)，構(gòu)件失穩(wěn)破壞時(shí)應(yīng)變?yōu)楱C601×10，應(yīng)力值約為13.8 MPa。

3.5.2 彎矩–撓度曲線

圖22為鋼筋格柵混凝土試件和鋼管格柵混凝土試件的彎矩–撓度曲線對(duì)比。由圖22可見(jiàn)：加載初期，2種試件均處于彈性變形階段，撓度隨彎矩呈線性增加，二者的撓度增長(zhǎng)速率基本一致；彎矩繼續(xù)施加，撓度增長(zhǎng)速率漸漸提高，鋼筋格柵混凝土的變形幅度較大；達(dá)到極限承載力后，鋼管格柵混凝土的承載力出現(xiàn)明顯下降，最終仍維持在較高水平。鋼筋格柵混凝土試件達(dá)到極限承載狀態(tài)時(shí)的跨中撓度約為45.8 mm，極限承載力為258.3 kN·m, 而鋼管格柵混凝土達(dá)到極限承載狀態(tài)時(shí)的跨中撓度約為47.8 mm，極限承載力為316.3 kN·m，較鋼筋格柵提高了22.5%，表明，鋼管格柵混凝土具有較高的承載能力和較好的抗變形能力。

圖22 鋼筋格柵混凝土和鋼管格柵混凝土彎矩–位移關(guān)系曲線對(duì)比Fig. 22 Bending moment-deflection relationship curves of lattice girder concrete and steel tube grid concrete

4 結(jié) 論

通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)，對(duì)新型鋼管格柵拱架用作隧道初期支護(hù)的承載特性進(jìn)行了研究，對(duì)比分析了鋼筋格柵和鋼管格柵的變形特征、破壞形態(tài)及應(yīng)力應(yīng)變規(guī)律，主要結(jié)論如下：

1）鋼筋格柵表現(xiàn)出折線形壓彎破壞，主肢鋼筋處于較高的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，π形筋變形顯著，卸載后回彈變形量較??；鋼管格柵表現(xiàn)為平滑曲線形破壞，π形筋變形明顯，應(yīng)力值較高，卸載后回彈變形量較大。

2）鋼管格柵的極限承載力為96.6 kN·m，相當(dāng)于鋼筋格柵的1.8倍，并且，其最大允許變形量達(dá)55.1 mm，約為鋼筋格柵的1.6倍，驗(yàn)證了鋼管格柵高強(qiáng)度高韌性的特點(diǎn)。

3）鋼筋格柵混凝土試件豎向裂縫深度較發(fā)育，多條裂縫從底部逐漸擴(kuò)展到頂部，貫穿了整個(gè)截面，斜向裂縫不斷產(chǎn)生和擴(kuò)展，并形成多條水平裂縫；鋼管格柵混凝土試件豎向裂縫深度較淺，加載后期斜向裂縫數(shù)量增長(zhǎng)明顯，裂縫擴(kuò)展速度較快，多條斜向裂縫從底部?jī)蓚?cè)逐漸延伸到頂部，形成貫穿裂縫。

4）鋼筋格柵混凝土試件最大允許變形量為45.8 mm，極限承載力為258.3 kN·m；而鋼管格柵混凝土試件最大允許變形量為47.8 mm，極限承載力為316.3 kN·m，承載力較鋼筋格柵提高了22.5%，體現(xiàn)出鋼管格柵混凝土較高的承載能力和較好的抗變形能力。

綜上分析，高強(qiáng)鋼管格柵支護(hù)結(jié)構(gòu)具有優(yōu)異的受力性能，為隧道初期支護(hù)提供了一種新方法，對(duì)軟弱破碎、早期變形速度快的圍巖條件或隧道洞口、聯(lián)絡(luò)通道等地段具有較好的潛在推廣價(jià)值。但文中未對(duì)鋼管格柵和鋼筋格柵與混凝土的黏結(jié)性能差異展開(kāi)詳細(xì)討論，由于試驗(yàn)條件的單一性和在實(shí)際隧道工程使用條件的復(fù)雜性，高強(qiáng)鋼管格柵的支護(hù)特性及適用范圍還有待進(jìn)一步工程驗(yàn)證。