隧道圍巖－噴層界面粘結性能試驗研究

李曙光

（中鐵二十局集團有限公司 陜西西安 710016）

1 引言

近年來，新奧法的廣泛應用和推廣極大促進了相關領域的研究進展［1］。其利用噴射混凝土和錨桿使圍巖自身的承載力得到最大程度發揮［2］。無論巖面性狀如何變化，這種支護方式都能有效地提供粘結力，防止圍巖松動開裂，充分發揮復合體聯合防護機制。

目前，國內外學者對圍巖－噴層界面力學特性進行了系列研究，但關于其粘結性能的測試方法尚存在待解決問題。黃國興［3－4］分析并評價噴射混凝土與圍巖界面粘結強度現行檢測方法，針對各方法的不足，提出了新的粘結強度檢測方法——噴射軸拉法，并對粘結強度合理指標提出建議值。楊斌等［5］通過研究不同速凝劑摻量對噴射混凝土基本性能的影響，發現摻加速凝劑能提高噴射混凝土的早期強度，但會造成后期孔隙率增大。朱亞超等［6］利用劈裂試驗和直剪試驗研究不同骨料表面粗糙度和不同砂漿強度對界面粘結強度的影響，并建立界面本構關系模型。Hong等［7］通過三維掃描儀對巖石表面粗糙度進行量化，基于對界面粘結強度的測試發現：隨著表面粗糙度的增加，界面的拉伸和剪切強度隨之增加。

綜上所述，針對圍巖－噴層界面粘結強度測試方法尚沒有統一化，關于隧道圍巖－噴層粘結性能影響因素的研究也多未將這些因素進行綜合分析以考慮其交互作用。因此，本文研究成果將對認知圍巖－噴層界面粘結強度影響因素提供有價值的參考。

2 圍巖－噴層界面粘結性能室內對比試驗

2.1 試件制備

試驗巖樣選自甘肅省某隧道。經X射線衍射試驗鑒定，所含巖石成分及其含量見表1。根據試驗需要將巖樣加工成（300×300×100）mm和（400×300×50）mm兩種規格。參考相關規范制作模板，并制備標號為C25的噴射混凝土，配合比見表2。

表1 巖石成分及含量

表2 噴混凝土配合比

2.2 試驗方法

（1）預留試件室內拉拔法

將（300×300×100）mm巖樣放入試模中，并在其幾何中心埋入長20 cm的鋼拉桿，桿底用環氧樹脂膠與巖石試樣粘結。在試驗部位噴射100 mm厚混凝土，再用直徑200 mm、高100 mm的PVC套筒對準巖樣幾何中心插入，將套筒外部混凝土移除，僅保留套筒內部混凝土與巖石粘結。將制作好的試件移至養護室進行標準養護。養護7 d、28 d后用拉拔器對拉桿施加拉力，直至試件沿混凝土與巖石界面破壞，根據拉力及破壞面積計算噴射混凝土與圍巖粘結力。

（2）室內鉆芯拉拔法

將（300×300×100）mm巖樣放入試模中，直接噴射100 mm混凝土噴層。將制作好的試件移至養護室進行標準養護。養護7 d后，采用小型鉆機垂直混凝土表面鉆進至巖石試樣20 mm，隨后用卡套插入試件并卡緊巖芯，安裝拉拔器后緩慢施加拉力，使巖芯沿圍巖結合面破壞。養護至28 d后，測試并計算出噴射混凝土與圍巖粘結力。

（3）噴大板劈裂法

在（450×350×120）mm的敞口試模中，放入（400×300×50）mm試件，按照規范噴射50 mm厚混凝土噴層，在與施工現場一致的條件下養護7 d后，將噴大板試件切割成（100×100×100）mm的方形試件。采用劈裂法測試試件粘結強度。養護至28 d后，測試并計算噴射混凝土與圍巖粘結強度。

2.3 試驗結果分析

三種測試方法7 d粘結強度均大于28 d粘結強度（見表3），這是因為噴射混凝土摻加速凝劑可使水泥的水化硬化速率加快，在很短時間內形成足夠的強度，但亦會阻礙混凝土后期強度的發展。改進的預留試件拉拔法雖解決了挖環形槽難度大和預埋拉桿容易掉落的問題，但很難保證在施加荷載時不引起偏心。鉆芯拉拔法在鉆芯時，鉆機擺動對混凝土試件的擾動與損傷不可避免，而且噴層厚度不足也易引起應力集中現象。這些問題會導致粘結強度偏小，所檢測的粘結強度通常達不到設計要求（≥1.0 MPa）。相比較，噴大板劈裂法混凝土與巖石粘結面因其不可能在同一垂直面上，導致劈拉試驗時有剪切現象，使其得出的劈拉粘結強度偏高，但測得的數據滿足設計要求。通過以上分析，噴大板試驗不論在操作難度還是強度要求上均優于其他兩種測試方法，故選取噴大板試驗法作為隧道圍巖－噴層二元體界面粘結力的最佳室內檢測手段。

表3 三種測試方法試樣的粘結強度

3 隧道圍巖－噴層界面粘結影響效果試驗

3.1 正交試驗設計

選擇可能對粘結強度有較大影響的四種因素作為指標，各指標確定三個水平等級，見表4。

表4 因素水平

3.2 水平處理

根據正交試驗的影響因素及水平，對巖面狀況進行處理。首先設計三種粗糙度不同的巖面［8］：光滑、微粗糙及起伏粗糙表面。通過三維形貌儀測得其JRC（巖體結構面粗糙度系數）分別為0.60、3.31、10.43。基于 Ozturk［9－10］的研究結果，設計三種不同界面污染面積。在巖面畫出米字格，用油污和灰塵進行污染，污染面積按所占網格比例分別為0、50%和100%。巖面狀況處理見圖1。

圖1 巖面處理

3.3 試驗結果

對制作不同影響因素的9組27個試樣進行噴大板試驗。在標準養護條件下混凝土齡期達到28 d后烘干，運用TY-2000型電液式壓力試驗機對圍巖－噴層二元體試塊進行劈裂抗拉試驗，加載速率為0.05 MPa／s。試驗方案及結果見表5。

表5 試驗方案及結果

3.4 極差分析

隧道圍巖－噴層二元體界面粘結強度各因素水平極差分析見表6。通過比較Ki值大小發現A3B1C3D3為影響隧道圍巖－噴層二元體界面粘結強度的最優組合。此時，對應于各因素的水平為：巖石粘結面起伏粗糙、無污染及摻加2%速凝劑的C30噴射混凝土。基于R值得出因子主次順序為：B→A→D→C，簡記為BADC。

表6 極差分析

3.5 方差分析

借助SPSS軟件制成圍巖－噴層二元體界面粘結強度各因素水平方差分析表，見表7。通過方差分析，比對表7中F值的大小可知粗糙程度和污染面積為極顯著，混凝土標號和速凝劑摻量為顯著，大小關系為B＞A＞D＞C，最優組合為A3B1C3D3。

表7 方差分析

4 最優組合各因素分析

圖2為各因素對圍巖－噴層二元體試件界面粘結強度的影響。

圖2 各因素與平均粘結強度關系

4.1 粗糙程度因素分析

采用JRC表征界面的起伏狀況，發現JRC＝0.60界面光滑的二元體試件完全沿界面發生破壞，花崗巖表面和混凝土表面見少量粘附的碎渣；JRC＝3.31二元體試件破壞面依然為界面，但花崗巖表面有明顯的混凝土碎渣，混凝土表面也粘附有巖石碎屑；JRC＝10.43時節理面變得起伏不平，破壞面也從界面處衍生至其他面，并不完全沿界面破壞，花崗巖和混凝土表面也出現大量碎渣。分析可知：花崗巖表面越粗糙，其與混凝土的機械咬合作用也越明顯，界面強度也隨之提高。不同粗糙度界面破壞模式見圖3。

圖3 不同粗糙度界面破壞模式

4.2 污染面積因素分析

油污降低了界面摩擦力并產生一定的憎水效果，使巖面與噴射混凝土漿液水分子呈相斥狀態，致使漿液無法很好地浸透巖面，導致兩者粘結力很低；粉塵對界面產生隔離效果，形成一個較弱的界面。故隧道現場施作噴射混凝土前保證圍巖表面整潔無油漬、粉塵可增加噴層和圍巖之間的粘結力。

4.3 混凝土標號因素分析

在相同養護條件和齡期條件下，混凝土標號越大，其抗壓強度也越大。噴大板所測粘結強度是其劈裂抗拉強度決定的。故隨著混凝土標號的增大，其粘結強度也會隨之增加；但并不是混凝土標號越大越好，從經濟角度考慮，在保證足夠強度條件下選用合適標號的噴射混凝土顯得至關重要。

4.4 速凝劑摻量因素分析

速凝劑通過影響噴射混凝土基體后期強度，造成了噴射混凝土的力學強度及韌性行為存在差異性，速凝劑摻量越多，28 d強度損失越大。在實際工程中，速凝劑摻量往往受工期和現場情況的影響適配。因此在保證后期圍巖－噴層足夠粘結強度的條件下，根據自身工期安排選擇不同摻量的速凝劑。

5 隧道圍巖－噴層界面粘結強度預測方法

5.1 線性回歸預測模型

基于梁凱等［10］建立的機制砂混凝土線性回歸模型，假設隧道圍巖－噴層二元體界面粘結強度與粗糙程度、污染面積、混凝土強度和速凝劑摻量具有如下線性關系：

式中：y 為二元體界面粘結強度；βi（i＝0，1，2，3，4）為回歸系數；x1為JRC；x2為污染面積與總面積的比值；x3為混凝土抗壓強度（MPa）；x4為速凝劑摻量；e為試驗誤差。

將表5中各組試驗數據整理后代入式（1）中，得到關于β的最小二乘估計量，即：

5.2 模型精度檢驗

計算方差分析表中各項數據并制成表8。假設檢驗條件：各因素為相互獨立的隨機變量，檢驗統計量服從F（4，4）。在顯著性水平α＝0.01的前提下，計算 F ＝3.472 6 ×104＞F0.01（4，4）＝16，即原假設多元線性回歸模型合理。

表8 方差分析計算結果

根據正交試驗結果建立回歸方程（2）預測多因素水平下隧道圍巖－噴層二元體界面的粘結強度，結果見表9。從表9中可以看出預測精度及可靠度較高，具有應用價值。

表9 預測結果及對比

6 結論

（1）明確了改進的預留試件拉拔法、鉆芯拉拔法、噴大板劈裂法的優勢與不足；噴大板劈裂法相比其他兩種方法，其操作更為簡單，得出的粘結強度更符合試驗要求，故推薦噴大板劈裂法為圍巖－噴層界面粘結性能室內測試方法［11－12］。

（2）影響隧道圍巖－噴層界面粘結強度因素依次為污染面積＞粗糙程度＞速凝劑摻量和混凝土標號。基于極差和方差分析，推薦“巖石－噴射混凝土性能”測試試驗選用起伏粗糙、無污染、C30混凝土及2%速凝劑摻量的優選組合關系。

（3）基于對圍巖－噴層二元體界面粘結強度與各影響因素的相關性分析，建立了線性回歸預測模型，其回歸方程的預測值與試驗值具有較高的吻合度，為圍巖－噴層粘結強度試驗及相關工程應用提供理論依據。