軟弱圍巖隧道鎖腳錨管力學特性現場模擬試驗

石 州，羅彥斌，陳建勛，劉偉偉，于海濤

(1. 長安大學 公路學院，陜西 西安 710064；2. 廣東省交通集團有限公司，廣東 廣州 510000)

0 引言

軟弱圍巖隧道開挖過程中，圍巖自穩能力差，開挖工序繁雜，施工過程中極易發生鋼架扭曲、斷裂、噴射混凝土開裂、掉塊、仰拱隆起、二次襯砌開裂、掉塊，甚至垮塌等病害問題[1-4]。鎖腳錨管作為軟弱圍巖隧道建設中的一種常用支護手段，在控制隧道變形沉降和提高結構穩定性方面發揮了重要作用，其結構簡單、操作方便、經濟適用，因此被廣泛應用于以分部開挖法施工的軟弱圍巖隧道工程建設中[5-6]。其結構力學承載特性及合理支護參數的選取已經成為國內外隧道研究人員普遍關注和重點研究的問題[7-10]。

近些年來，國內外專家學者和工程技術人員，通過理論分析[11-13]、數值模擬[14-16]和工程實踐等[17-23]方法對鎖腳錨管展開了一系列研究。黃彬等[18]根據中南鐵路的大量黃土隧道的施工經驗分析了鎖腳錨管控制隧道拱部下沉和水平收斂的作用效果，指出鎖腳錨管的打設長度和角度對隧道變形有顯著影響。賴金星等[19]通過對比相同地層中分別采用與不采用鎖腳錨管施工的隧道拱頂下沉與水平收斂的現場實測結果，證實了黃土隧道中鎖腳錨管可以有效控制隧道變形。王道遠等[20]通過高地應力隧道“剛性強支”下變形控制現場試驗研究了鎖腳錨管在軟弱圍巖環境下的力學及變形特性。

盡管鎖腳錨管在軟弱圍巖隧道變形控制和大變形災害處治中應用廣泛，但目前對于鎖腳錨管的作用機理和受力特性的研究仍不夠全面和深入，尤其對于鎖腳錨管在圍巖荷載作用下的受力判別以及應變和位移的分布變化規律等方面缺乏系統的研究，大多相關研究是采用數值模擬或者通過監測隧道變形而間接反映鎖腳錨管的作用效果，缺乏對其更為直接、有針對性的試驗研究，并且對于軟弱圍巖條件下鎖腳錨管的合理打設角度、長度等力學參數缺乏符合工程實際的定量化分析研究。同時，由于隧道中鎖腳錨管屬于隱蔽型的支護措施，結構受力復雜，操作空間狹小，現有的結構受力測試方法和傳感器無法直接應用于鎖腳錨管的現場測試。因此，需要尋求一種能夠模擬隧道中鎖腳錨管實際傳力機制和準確測量錨管力學及變形特性的試驗方法，對復雜環境條件下鎖腳錨管的內力分布規律及結構變形特性進行研究。

本試驗借鑒傳感器外貼、導線內引的思路，提出采用非電量電測法對鎖腳錨管的受力變形進行測量，設計出一套可以模擬隧道中鋼架對鎖腳錨管豎向作用力的試驗裝置，并在某隧道左洞附近邊坡對鎖腳錨管進行了現場模擬試驗。通過分析不同打設角度下鎖腳錨管的實測應變及相應的彎曲應變，揭示了鎖腳錨管的內力和變形分布及荷載響應情況，并結合不同打設角度下鎖腳錨管端部位移和試驗前后的變形情況，對鎖腳錨管的力學作用機理和結構承載特性進行了系統全面的研究。

1 鎖腳錨桿模擬試驗設計

本試驗選取與隧道圍巖土質相同的黃土邊坡來模擬隧道圍巖，通過加載裝置在鎖腳錨管端部加載模擬鋼架對鎖腳錨管的豎向作用，采用在鎖腳錨管管壁外粘貼箔式電阻應變片、導線內引的方式測量管身應變。本試驗僅研究空心錨管在端部豎向荷載作用下管身的應變分布特性及錨管變形規律，不考慮注漿效果的影響。為研究鎖腳錨管在不同打設角度下的力學特性，進而研究鎖腳錨管的合理打設長度和角度及揭示鎖腳錨管的應變與位移分布規律，本現場試驗鎖腳錨管的打設角度分別為0°，30°，45°和60°。

1.1 試驗錨管設計

為盡可能準確地模擬隧道中的鎖腳錨管，本試驗采用與剪子岔2號隧道中相同規格的無縫鋼管制作試驗錨管。試驗錨管相關物理力學參數如表1所示。選用量程為±20 000 με的BE120-5 AA電阻應變片進行錨管應變監測。試驗錨管測點布置如圖1所示，每個斷面上測點布置圖如圖2所示。

表1 鎖腳錨管物理力學參數Tab.1 Mechanical parameters of foot-lock anchor pipe

圖1 錨管測點布置圖(單位:cm)Fig.1 Layout of measuring points on anchor pipe(unit:cm)

圖2 各斷面測點布置圖Fig.2 Layout of measuring points at each section

為降低鉆孔對錨管截面強度的影響，錨管測點截面圓周上、下孔與左、右孔2對鉆孔交錯布置；通過對應變片粘貼位置的管壁進行微拋光，并用脫脂棉沾取丙酮溶劑進行擦洗來增加電阻應變片與錨管管壁的接觸面積并避免貼好的應變片脫膠；將應變片的導線在管內通過鉆孔穿引后，用電烙鐵將應變片引線和導線在接線端子上焊接在一起并及時在測點處涂刷3～5 mm厚的環氧樹脂膠覆蓋應變片、導線進行保護；最后在鎖腳錨管進孔端安裝一個長3 cm 錐底圓周直徑為51 mm的鋼錐頭，以保護鎖腳錨管內部導線在整個試驗過程中完好無損。具體流程如圖3所示。

圖3 試驗錨管設計安裝Fig.3 Design and installation of test anchor pipe

為抵消沿錨管長度方向土體溫度不同而產生的誤差，本次試驗取與錨管相同的鋼管制作了溫度補償塊，利用機床從鋼管上切割寬度為2 cm，L=2.5 m 的板條，將貼好應變片的溫度補償塊放置在L=2.5 m，φ26 mm，壁厚為2 mm的鍍鋅管內。

1.2 現場試驗

隧址區位于陜北黃土高原南部，地貌以黃土臺塬、黃土梁峁-溝壑為主。隧道圍巖由上更新統馬蘭組黃土(Q3col)組成，圍巖單一，為Ⅴ級圍巖。本試驗的試驗場地為黃(陵)延(安)高速剪子岔二號隧道左洞洞口附近的高陡邊坡，試驗以與隧道圍巖土質相同的邊坡模擬圍巖，試驗區域的土層為上更新統馬蘭組黃土(Q3col)，濕陷性不明顯，自然邊坡整體穩定性好，土體呈硬塑狀。現場對試驗邊坡黃土取樣并進行室內試驗測定，土樣的工程性質指標如表2所示。

表2 圍巖土體工程指標參數Tab.2 Engineering parameters of surrounding rock soil

為了避免相鄰鎖腳錨管在試驗加載過程中產生相互影響，相鄰兩鉆孔中心間距設置為100 cm，采用鉆頭直徑為70 mm的TY28型號鉆機現場鉆取了4根不同角度的錨管試驗鉆孔，同時用同樣方法鉆取角度為30°的溫度補償塊埋設鉆孔；安設好的錨管與溫度補償塊均靜置1 h以上，并在此時間段內進行零漂檢測。

現場試驗時通過自主研發的加載裝置和反力裝置在鎖腳錨管端部豎向加載模擬鋼架對鎖腳錨管的豎向作用，通過錨管端部施加荷載的層級變化來模擬鎖腳錨管在不同埋深及不同荷載條件下的力學承載機制，如圖6所示。鎖腳錨管管身應變采用電阻應變片測試，應變數據通過TST3821E無線遙測靜態電阻應變儀采集；錨管端部位移采用SW-40型手持式激光測距儀并結合白紙描點測量，如圖7所示。

圖6 加載裝置及反力裝置安裝Fig.6 Installation of loading device and reaction device

圖7 端部位移測量儀器布置Fig.7 Arrangement of measuring instrument for end displacement

2 鎖腳錨模擬試驗結果分析

模擬試驗測試結束后，通過統計測試數據發現，4根鎖腳錨管共80個測點以及溫度補償塊上的5個測點均成活(成活率100%)，說明采用“外貼內引法”和非電量電測法進行鎖腳錨管應變測試是可行的。以下對試驗數據進行分析。

2.1 鎖腳錨管各斷面測點應變分布變化規律

鎖腳錨管各斷面測點應變實際上是拉(壓)彎組合應變，其分布變化規律主要從兩個方面進行分析，即各級荷載作用下鎖腳錨管的測點應變沿錨管長度的分布規律和鎖腳錨管各方位測點應變隨端部荷載的變化規律。同時根據隧道工程中鎖腳錨管以豎向變形為主的承載作用機制，本試驗中僅對鎖腳錨管橫截面上下部應力應變分布規律進行重點分析研究。下面分別對這兩個方面測點應變的分布變化規律進行分析。

2.1.1 各級荷載下測點應變沿錨管長度的分布規律

(1) 各級荷載下上部測點應變沿錨管長度的分布規律

圖8～圖11分別為不同打設角度的鎖腳錨管在各級荷載作用下其上部測點的應變沿錨管長度的分布情況，因上部及下部應變對稱分布，此處僅以上部應變為例進行分析。

圖8 0°打設錨管上部測點應變沿錨管長度分布曲線Fig.8 Curves of strain distribution at upper measuring point along length of anchor pipe at 0° angle

圖9 30°打設錨管上部測點應變沿錨管長度分布曲線Fig.9 Curves of strain distribution at upper measuring point along length of anchor pipe at 30° angle

圖10 45°打設錨管上部測點應變沿錨管長度分布曲線Fig.10 Curves of strain distribution at upper measuring point along length of anchor pipe at 45° angle

圖11 60°打設錨管上部測點應變沿錨管長度分布曲線Fig.11 Curves of strain distribution at upper measuring point along length of anchor pipe at 60° angle

對于上部測點的應變，由圖8～圖11可知：(1) 打設角度相同時，各級荷載作用下鎖腳錨管上部測點應變沿錨管長度的分布規律基本一致，即在斷面1處為最大正應變，隨著錨管長度的增加應變迅速衰減直至減為0，然后應變變為負應變并沿著錨管長度緩慢變化最終趨于0；(2) 當荷載相同時，錨管相同位置處的測點應變大小隨著打設角度的增大而減小；(3) 鎖腳錨管端部荷載傳遞長度因錨管打設角度不同而異，當鎖腳錨管的打設角度為45°時，端頭荷載傳遞長度最大，此角度打設的鎖腳錨管能更好地將荷載傳遞到圍巖中且鎖腳錨管受力相對更加均勻。

2.1.2 各斷面不同方位處測點應變隨錨管端部荷載的變化規律

(1)鎖腳錨管0°打設時不同方位測點荷載-應變分布規律

圖12為打設角度0°時鎖腳錨管不同方位測點荷載-應變分布情況。

圖12 0°打設錨管不同方位測點荷載-應變分布曲線Fig.12 Load-strain distribution curves of measurement points on anchor pipe at 0° angle

對于打設角度為0°的鎖腳錨管，由圖12可知：①鎖腳錨管5個斷面中各測點應變在數值上與端部荷載基本呈正相關；②同一荷載下，各個測點均為斷面1(靠近加載點)應變值最大，斷面5(遠離加載點)應變值最小，且從斷面1到斷面5應變值遞減，說明鎖腳錨管將其承受的端部豎向荷載沿其長度方向逐漸向圍巖深部傳遞；③同一荷載下，同一斷面的上、下測點應變值均遠遠大于左、右測點的應變值，且上、下測點應變值大小相近，說明鎖腳錨管主要依靠其豎向彎折變形來承受荷載；④斷面5的測點應變很小(2 με)，可以忽略不計，說明荷載傳遞到錨管底部附近時已經消散殆盡，所以對于0°打設的鎖腳錨管，長度2.5 m能夠滿足承載要求。

(2)鎖腳錨管30°打設時不同方位測點荷載-應變分布規律

圖13為打設角度30°時鎖腳錨管不同方位測點應變荷載-應變分布情況。

圖13 30°打設錨管不同方位測點荷載-應變分布規律Fig.13 Load-strain distribution rules of measurement points on anchor pipe at 30° angle

對于打設角度為30°的鎖腳錨管，由圖13可知：① 斷面1、斷面2和斷面4上各個測點應變在數值上與端頭荷載基本呈正相關，而斷面3的測點應變隨著荷載先增大到峰值后逐漸減小，說明斷面3處錨管隨著受力和變形的持續進行，其承載方式發生了改變(先加載后卸載)；② 同一荷載下，各測點的應變值基本呈現為從斷面1(靠近加載點)到斷面5(遠離加載點)逐級遞減的分布規律，說明鎖腳錨管將其承受的端部豎向荷載沿其長度方向逐漸向圍巖深部傳遞；③同一荷載下，同一斷面的上、下測點應變值基本均大于左、右測點的應變值，且對于斷面1和斷面2，上、下測點應變遠遠大于左右測點應變，說明鎖腳錨管尤其是靠近加載端的部分主要依靠其豎向彎折變形來承受荷載；④斷面5的測點應變為0，說明錨管尾端部分并未承受荷載，所以對于30°打設的鎖腳錨管，長度2.5 m能夠滿足承載要求。

(3)鎖腳錨管45°打設時不同方位測點荷載-應變分布規律

圖14為打設角度為45°時鎖腳錨管不同方位測點荷載-應變分布情況。

對于打設角度為45°的鎖腳錨管，由圖14可知：①斷面1、斷面2和斷面3各測點應變在數值上與端頭荷載基本呈正相關。斷面4和斷面5的各測點應變均較小；②同一荷載下，各測點的應變值基本呈現為從斷面1(靠近加載點)到斷面5(遠離加載點)逐級遞減的分布規律，說明鎖腳錨管將其承受的端部豎向荷載沿其長度方向逐漸向圍巖深部傳遞；③同一荷載下，前3個斷面的上、下測點應變值均遠遠大于左、右測點的應變值，說明鎖腳錨管尤其是靠近加載端的部分主要依靠其豎向彎折變形來承受荷載；④斷面5各測點應變最大值為-20 με左右，應變值較小，可以忽略不計，所以對于45°打設鎖腳錨管，長度2.5 m能夠滿足承載要求。

圖14 45°打設錨管不同方位測點荷載-應變分布曲線Fig.14 Load-strain distribution curves of measurement points on anchor pipe at 45° angle

(4)鎖腳錨管60°打設時不同方位測點荷載-應變分布規律

圖15為打設角度為60°時鎖腳錨管不同方位測點荷載-應變分布情況。

圖15 60°打設錨管不同方位測點荷載-應變分布曲線Fig.15 Load-strain distribution curves of measurement points on anchor pipe at 60° angle

對于打設角度為60°的鎖腳錨管，由圖15可知：①斷面1和斷面2各測點應變在數值上與端頭荷載基本呈正相關；②同一荷載下，各個測點的應變值基本呈現為斷面1(靠近加載點)到斷面5(遠離加載點)逐級遞減的分布規律，說明鎖腳錨管將其承受的端部豎向荷載沿其長度方向逐漸向圍巖深部傳遞；③同一荷載下，前4個斷面的上、下測點應變值基本均遠遠大于左、右測點的應變值，說明鎖腳錨管尤其是靠近加載端的部分主要依靠其豎向彎折變形來承受荷載；④斷面5的測點最大應變為-15 με左右，應變值較小，所以對于60°打設鎖腳錨管，長度2.5 m能夠滿足承載要求。

綜合圖16～圖19，可以得到不同打設角度下鎖腳錨管測點應變隨端部荷載的變化規律如下：①不同打設角度下各鎖腳錨管均表現為其各個斷面的測點應變隨著荷載的增加而隨之增大，說明鎖腳錨管能有效對其端部荷載作出響應；②相同荷載下，各測點應變值從斷面1到斷面5遞減，上、下測點應變值一般遠遠大于左、右測點的應變值，說明鎖腳錨管能有效將其承受的端部豎向荷載沿其長度方向逐漸向圍巖深部傳遞，且錨管主要靠其距加載點較近部分的豎向彎折變形承受荷載；③在同一端部荷載下，隨著打設角度的增大，各錨管的最大應變值相應減小，且應變為0的斷面位置逐漸向錨管深部位置移動，說明增大鎖腳錨管的打設角度有利于將端部豎向荷載傳遞至圍巖深處；④無論鎖腳錨管以小角度(0°和30°)打設還是大角度(45°和60°)打設，端部荷載傳遞至錨管1.5 m位置左右時管身應變已衰減至很小，且管尾處應變可忽略不計，所以鎖腳錨管的打設長度可取為2.5 m左右。

圖16 鎖腳錨管上下彎曲應變沿錨管長度分布曲線Fig.16 Distribution curves of bending strains of upper and lower parts of foot-lock anchor pipe along pipe length

2.2 鎖腳錨管各斷面彎曲應變的分布變化規律

根據材料力學及錨桿軸力分析可知，各斷面的上下彎曲應變可由式(1)計算得到：

(1)

下面根據各測點應變對彎曲應變進行計算，并對其分布規律進行分析。

2.2.1 各級荷載下彎曲應變沿錨管長度的分布規律

圖16(a)～(d)分別為不同打設角度下鎖腳錨管各斷面上下彎曲應變沿錨管長度的分布情況。

對于鎖腳錨管上下彎曲應變，由圖16(a)～(d)可知：(1) 打設角度一定時，各級荷載作用下鎖腳錨管上下彎曲應變沿錨管長度的分布規律基本一致，即彎曲應變隨著錨管長度的增加而迅速衰減直至趨于零，說明錨管主要為其加載點附近的部分管段承受彎矩。(2)當荷載相同時，對于同一斷面，其上下彎曲應變值隨著打設角度的增大而減小，其原因是隨著打設角度的增大，豎向荷載在錨管端部的橫向分力隨之減小，這一分布規律表明增大鎖腳錨管的打設角度有助于減小其管身的豎向彎矩。(3)鎖腳錨管端部荷載的傳遞長度因錨管打設角度而異，此處用上下彎曲應變第一零點長度來衡量(某一荷載作用下彎曲應變為零對應的斷面的最小錨管長度)，打設角度分別為0°，30°，45°和60°時，荷載為8.64 kN對應彎曲應變第一零點長度分別為1.50，1.15，1.65和1.40 m，容易得知，當鎖腳錨管的打設角度為45°時，端部荷載的傳遞長度最大，此時鎖腳錨管的豎向承載力發揮得最極致。

2.2.2 各個斷面的彎曲應變隨端部荷載的變化規律

(1) 鎖腳錨管各斷面上下彎曲應變隨端部荷載的分布規律

圖17(a)～(d)分別為不同打設角度下鎖腳錨管各斷面上下彎曲應變隨端部豎向荷載的分布情況。

對于鎖腳錨管各斷面上下彎曲應變，由圖17(a)～(d)可知：(1) 任意打設角度下，鎖腳錨管各個斷面的上下彎曲應變在數值上與端部荷載基本呈正相關。(2) 同一打設角度時，各斷面上下彎曲應變值隨著斷面距離加載點的距離增大而減小，說明鎖腳錨管能有效將其承受的端部豎向荷載沿其長度方向逐漸向圍巖深部傳遞。(3) 斷面1和斷面2的上下彎曲應變遠遠大于其他3個斷面的彎曲應變，說明鎖腳錨管主要靠加載端部附近部分承受彎矩。(4) 在相同的端部荷載下，鎖腳錨管同一斷面處的上下彎曲應變隨著打設角度的增大而減小，說明增大鎖腳錨管的打設角度有助于改善鎖腳錨管的彎矩受力狀態。

圖17 鎖腳錨管上下彎曲應變隨端部荷載的變化曲線Fig.17 Distribution curves of bending strains of upper and lower parts of foot-lock anchor pipe varying with end load

2.3 鎖腳錨管端部水平位移隨端部荷載的變化規律

不同端部荷載作用下鎖腳錨管的端部水平位移如圖18所示。

圖18 鎖腳錨管端部水平位移隨荷載的變化曲線Fig.18 curves of horizontal displacement at end of foot-lock anchor pipe varying with load

對于各端部荷載作用下鎖腳錨管的端部水平位移，由圖18可知：(1) 對于打設角度為30°，45°和60°的鎖腳錨管，其端部水平位移隨著荷載的走勢基本一致，且在加載前期，錨管端頭水平位移增速都較慢，隨著荷載的逐漸增大，水平位移增速相應增大，說明隨著荷載的持續施加和增大，錨管的彎曲變形和管周圍巖的破壞進入了快速演變階段。(2) 當荷載相同時，錨管端部水平位移隨著打設角度的不同而不同，當打設角度為45°時其水平位移為最大，打設角度為0°時其水平位移為最小。

2.4 試驗前后鎖腳錨管與圍巖變形對比分析

為了更好地研究鎖腳錨管整體的變形破壞特點，試驗結束后，利用挖掘機將試驗錨管整體小心挖出。以下對鎖腳錨管的變形情況和圍巖的破壞情況進行分析研究。圖19為不同打設角度下鎖腳錨管試驗前后的變形對比圖。圖20為圍巖孔口附近試驗前后的變形破壞對比圖。

圖20 試驗前后圍巖對比Fig.20 Comparison of surrounding rock states before and after test

由圖19可知，鎖腳錨管的變形主要在靠近加載點的一定管身范圍內發生彎折變形。經測量，折彎點均位于距錨管端部55 cm左右的位置，說明鎖腳錨管主要靠其孔口附近部分承受荷載。建議在隧道鎖腳錨管施工過程中注意保護孔口附近的圍巖，必要時可以采用一定的施工措施如圍巖注漿等方法對圍巖進行加固。

由圖20可知，孔口附近均發生了不同程度的圍巖剝離破壞，且破壞區域主要集中在鉆孔的下部，說明孔口附近圍巖主要是在鎖腳錨管的豎向擠壓下產生了塑性變形和剝離破壞，所以隧道鎖腳錨管施工時應注意保護孔口附近圍巖，最好對孔口附近尤其鉆孔下部圍巖施加適當的補強措施。

3 結論

本研究根據現場模擬試驗對鎖腳錨管的力學作用機理和結構承載特性進行了系統全面的分析研究，主要結論如下：

(1)不同打設角度下鎖腳錨管各方位測點應變沿錨管長度的分布規律與不同荷載下各測點應變的變化規律基本一致，均為加載端的錨管應變較大并沿管身向圍巖深部遞減。同時，隨著打設角度的增大，各錨管應變峰值隨之減小，應變峰值部位與管端距離隨之變大，大角度打設的鎖腳錨管受力更均勻，且將端部荷載傳遞到圍巖更深部位置。不同打設角度下鎖腳錨桿末端應變值均接近于0，因此鎖腳錨管打設長度取為2.5 m左右可滿足工程建設要求。

(2)在端部豎向荷載作用下，鎖腳錨管的彎曲應變隨著錨管長度增加而迅速衰減，鎖腳錨管主要靠管口附近部位抵抗彎矩。鎖腳錨管的上下彎曲應變曲線和測點應變曲線在走勢及數值大小上均較為接近，鎖腳錨管在端部豎向荷載作用下主要依靠其豎向抗彎剛度提供承載力。

(3)鎖腳錨管端部水平位移隨著荷載的走勢基本一致，在加載前期錨管端頭水平位移增速均較慢，隨著荷載的逐漸增大，水平位移增速相應增大。當荷載相同時，錨管端部水平位移隨著打設角度的不同而不同，當打設角度為45°時其水平位移為最大，打設角度為0°時其水平位移為最小。

(4)鎖腳錨管的變形破壞主要為集中在孔口附近的彎折破壞，鎖腳錨管主要依靠其抗彎剛度提供承載力。孔口圍巖的塑性變形和剝離破壞集中在錨管下方部位，主要由錨管的豎向擠壓變形引起。因此鎖腳錨管施工時應注意保護孔口部位(尤其是鉆孔下部)圍巖的完整與強度，必要時可對孔口附近圍巖進行加固。