試論黃土隧道錨桿受力與作用機(jī)制

1、<p>　　試論黃土隧道錨桿受力與作用機(jī)制</p><p>　　摘要：本文作者根據(jù)多年研究經(jīng)驗(yàn)，對(duì)黃土隧道錨桿受力與作用機(jī)制做具體分析，希望有一定參考意義。 </p><p>　　關(guān)鍵詞：力學(xué)特性; 現(xiàn)場對(duì)比; 數(shù)值模擬; 黃土隧道; 錨桿 </p><p>　　中圖分類號(hào)：U45 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A 文章編號(hào)： </p><p>　　

2、引言：本文以青蘭高速公路善化隧道為依托工程，開展了較大規(guī)模的現(xiàn)場施工監(jiān)測，結(jié)合有限元數(shù)值模擬方法，分析研究了公路黃土隧道系統(tǒng)錨桿的力學(xué)特性。 </p><p>　　1． 依托工程概況 </p><p>　　本文選取青蘭高速善化隧道同一位置的左、右線兩個(gè)斷面 ZK126 + 70和YK126 + 70進(jìn)行了現(xiàn)場測試。善化隧道左線起點(diǎn)里程為 ZK126+000.5，終點(diǎn)里程 ZK127+666

3、.5，隧道總長度1666m，右線起點(diǎn)里程為YK126+025，終點(diǎn)里程YK127+685，隧道總長1660m。隧道左右線間距為 24m。 Qml4沿線地層以粉砂性黃土、河流階地河河谷灘地為主，下伏粉砂巖、砂、泥巖等，巖性比較復(fù)雜洞口斷面的圍巖類別為Ⅴ級(jí)圍巖。 </p><p>　　測試斷面為馬蹄形隧道標(biāo)準(zhǔn)斷面結(jié)構(gòu)，隧道襯砌結(jié)構(gòu)由40cm復(fù)合式襯砌，初支采用 C20 噴射混凝土，二襯采用 C25模筑鋼筋混凝土; 邊

4、墻砂漿錨桿采用長 3. 5m 的22鋼筋，環(huán)縱向間距呈 1. 0 × 1. 0m 梅花形布置; 型鋼鋼架支撐作為永久性支撐，縱距為 0. 8m，每 型鋼鋼架兩拱腳處各設(shè)兩根長為 3. 0m 的 42 鎖腳錨管。施工方法采用淺埋暗挖保留核心土的短臺(tái)階法，嚴(yán)格按照 “管超前、少擾動(dòng)、短進(jìn)尺、強(qiáng)支護(hù)、留核心、勤量測、早封閉”的施工原則進(jìn)行施工。 </p><p>　　2． 現(xiàn)場施工監(jiān)測及分析 </p&g

5、t;<p>　　2. 1 監(jiān)測內(nèi)容及方法 </p><p>　　在隧道ZK126 + 70和 YK126 + 70兩個(gè)斷面埋設(shè)了監(jiān)測元件，進(jìn)行有無系統(tǒng)錨桿的對(duì)比監(jiān)測。兩斷面距洞口 70，埋深約 60m，其中左線ZK126 + 70設(shè)置了系統(tǒng)錨桿， 右線YK126 + 70無系統(tǒng)錨桿。監(jiān)測項(xiàng)目包括圍巖壓力、鋼拱架內(nèi)力和砂漿錨桿軸力。監(jiān)測元件均采用鋼弦式傳感器，此類元件具有較高的精度和可靠度，且受現(xiàn)場各

6、種干擾小，可長期有效地工作。元件布置如圖 1 所示。圖中 Y1 ～ Y10 表示壓力盒的埋設(shè)位置，WC1 ～ WC6表示鋼筋計(jì)在外緣鋼拱架的埋設(shè)位置，NC1 ～ NC6表示鋼筋計(jì)在內(nèi)緣鋼拱架的埋設(shè)位置，MG1 ～ MG6表示鋼筋計(jì)在錨桿中的埋設(shè)位置。 </p><p>　　圖 1 測試元件布置位置 </p><p>　　2. 2 監(jiān)測結(jié)果及分析 </p><p>　

7、　2. 2. 1 圍巖與初期支護(hù)間接觸壓力 </p><p>　　整理各點(diǎn)所測得的圍巖壓力，繪制成壓力分布圖，如圖 2 所示。 </p><p>　　圖 2 圍巖壓力分布實(shí)測結(jié)果 (單位: kPa) </p><p>　　由圖 2 可知，拱腳和仰拱受力偏大，應(yīng)作為設(shè)計(jì)控制部位。由于該測試斷面采用保留核心土的短臺(tái)階法施工，充分遵循了 “早封閉，強(qiáng)支護(hù)” 的原則，使土體

8、的變形得到了及時(shí)有效的控制。左線的Y6、Y7 壓力較大，對(duì)應(yīng)位置設(shè)置的系統(tǒng)錨桿 MG1、MG3 拉應(yīng)力也較大，而右線的 Y6、Y7 壓力卻明顯偏小，說明此時(shí)左線拱腰和拱腳的錨桿在圍巖的變形過程中，起到了有效的支承和約束作用。這也說明系統(tǒng)錨桿在維持隧道圍巖原有的應(yīng)力狀況，改善隧道圍巖應(yīng)力的分布以及抑止圍巖產(chǎn)生較大的、可能導(dǎo)致圍巖性質(zhì)惡化的松弛變形方面有一定作用。 </p><p>　　2. 2. 2 型鋼鋼架軸力

9、</p><p>　　在鋼架的內(nèi)、外緣均布設(shè)鋼筋計(jì)，以測試鋼架內(nèi)、外兩側(cè)的受力情況。有系統(tǒng)錨桿支護(hù)的ZK126 + 70 斷面中型鋼鋼架的鋼筋軸力整體要小于無系統(tǒng)錨桿的YK126 + 70 斷面中鋼筋的軸力。內(nèi)緣的最大軸 力 值 由 26. 40kN 減 小 至 19. 96kN， 減 小 了32. 3% ; 內(nèi) 緣 的 最 小 軸 力 值 由 16. 34kN 減 小 至11. 09kN，減小了 32. 1%

10、; 在整個(gè)施工過程中， 有錨桿作用條件下初期支護(hù)軸力最小的地方 (WC4點(diǎn)) 只 達(dá) 到 了 無 錨 桿 作 用 時(shí) 初 期 支 護(hù) 軸 力 的31. 5% 。因此，在二次襯砌施做之前，系統(tǒng)錨桿和 型鋼鋼架形成的聯(lián)合支襯體系相對(duì)無系統(tǒng)錨桿的支襯體系擁有更高的安全性能和更好的支護(hù)效果。如圖3所示。 </p><p>　　2. 2. 3 型鋼鋼架彎矩 </p><p>　　通過對(duì)型鋼鋼架內(nèi)外緣

11、成對(duì)布置鋼筋計(jì)的應(yīng)力監(jiān)測，根據(jù)基本結(jié)構(gòu)力學(xué)受力轉(zhuǎn)換公式可計(jì)算拱架不同截面處的彎矩。結(jié)果如圖 4 所示。 </p><p>　　從圖 3可以看出，有無系統(tǒng)錨桿兩種工況初期支護(hù)對(duì)應(yīng)位置彎矩值相差較大，無系統(tǒng)錨桿時(shí)的彎矩值總體上明顯大于設(shè)置了系統(tǒng)錨桿時(shí)的彎矩值，尤其是拱腰位置。而兩種工況下最大的彎矩都出現(xiàn)在了拱腰位置，說明拱腰處是比較危險(xiǎn)的部位，與拱腰處錨桿 MG1 受拉較大相對(duì)應(yīng)，這也再一次的印證了在拱腰和拱腳位置設(shè)

12、置系統(tǒng)錨桿的必要性。 </p><p>　　2. 2. 4 錨桿軸力 </p><p>　　整理各點(diǎn)所測得的錨桿軸力，繪制成軸力分布圖，如圖 5 所示。 </p><p>　　從圖 5 可以看出，錨桿軸力的最大拉力值出現(xiàn)在拱腳位置 (MG6-2)，同時(shí)拱腰位置的錨桿受拉也比較明顯 (MG1-2)，說明鎖腳錨桿在整個(gè)系統(tǒng)錨桿中的作用很重要，在施工時(shí)要特別注意鎖腳位置錨

13、桿的施工質(zhì)量。每根錨桿的最大軸力均位于靠近隧道面的測點(diǎn)，錨桿軸力普遍不大，邊墻及墻腳最大值小于 10kN，拱腳最大值小于 17kN。這主要是因?yàn)殄^桿加固對(duì)于提高圍巖自身的最大承載能力沒有明顯的效果，在初期支襯體系受力性能很好的情況下， 型鋼鋼架和噴射混凝土承擔(dān)了大部分的圍巖壓力。但是，可以預(yù)見，當(dāng)圍巖產(chǎn)生塑性破壞， 型鋼鋼架和噴射混凝土失效的瞬間，系統(tǒng)錨桿將凸顯其作用，錨固體通過錨桿的約束作用和抗剪作用，使塑性破壞后易于松動(dòng)的破碎圍巖構(gòu)

14、成具有一定承載力和適應(yīng)自身變形的錨固平衡拱，從而使支護(hù)體系重新回歸平衡狀態(tài)或者延緩結(jié)構(gòu)失穩(wěn)破壞的過程，為施工人員爭取逃生時(shí)間。 </p><p>　　3． 數(shù)值模擬分析 </p><p>　　3. 1 有限元計(jì)算模型 </p><p>　　根據(jù)隧道圍巖的工程地質(zhì)條件與力學(xué)性態(tài)，采用平面彈塑性有限元模型進(jìn)行模擬計(jì)算，計(jì)算中采用 D-P 屈服準(zhǔn)則。模型邊界計(jì)算范圍: 在

15、水平方向和隧道底部方向取 4 倍洞徑，上部取至原地面。計(jì)算時(shí)將不同地層的土體視為均質(zhì)介質(zhì)，圍巖和支護(hù)結(jié)構(gòu)都采用平面等參單元模擬。其中砂漿錨桿采用桿單元模擬，襯砌支護(hù)結(jié)構(gòu)采用梁單元模擬，圍巖采用平面單位模擬。模型共劃分為 1936個(gè)單元，1841 個(gè)節(jié)點(diǎn)。隧道圍巖上部為新黃土，下部為古土壤，圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)參數(shù)見表 1。 </p><p>　　3. 2 有限元計(jì)算結(jié)果及分析 </p><p>

16、　　3. 2. 1 襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力 </p><p>　　襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力的計(jì)算結(jié)果如圖 6 所示。從兩幅圖中可見，最大彎矩出現(xiàn)在拱腳和仰拱中心位置，說明仰拱和拱腳位置比較重要，應(yīng)作為設(shè)計(jì)控制部位，這也與實(shí)測的結(jié)果吻合。而軸力從拱頂沿著拱肩一直減小，到拱腰處最小，拱腳處又有所增加，整體上襯砌的上部軸力較大，下部軸力較小。 </p><p>　　3. 2. 2 錨桿軸力 </p>&

17、lt;p>　　錨桿軸力的計(jì)算結(jié)果如圖 7 所示。從圖中可見，拱腳位置的錨桿受拉最大，拱腰位置的錨桿受力較小，整體上錨桿軸力普遍較小，并且沿著隧道洞徑向圍巖深部延伸，錨桿軸力逐漸減小。 </p><p>　　3. 2. 3 圍巖塑性區(qū) </p><p>　　圍巖塑性區(qū)的計(jì)算結(jié)果如圖 8 所示。為了便于分析系統(tǒng)錨桿的作用效果，分別對(duì)無襯砌無錨桿、無襯砌有錨桿和有襯砌有錨桿三種工況的塑性區(qū)

18、進(jìn)行了計(jì)算對(duì)比，錨桿設(shè)置與實(shí)際施工相同。從三幅圖的對(duì)比可見，沒有襯砌和錨桿時(shí) (如圖 8 (a))，開挖后塑性區(qū)范圍最大，沿著拱肩直到拱腳位置，并且塑性應(yīng)變最大值分布在拱腰的上下兩側(cè); 沒有襯砌有錨桿時(shí) (如圖 8 (b))，圍巖的塑性應(yīng)變明顯得到了改善，塑性區(qū)相應(yīng)縮小，由于設(shè)置了系統(tǒng)錨桿的位置，最大的塑性應(yīng)變也移動(dòng)到了拱腰的上部; 有襯砌和錨桿時(shí) (如圖 8 (c))，整個(gè)洞周的塑性區(qū)都明顯縮小，只在拱腰到拱腳范圍少量分布，拱腰以上到

19、拱頂塑性區(qū)消失，較大塑性應(yīng)變依舊處于拱腰附近，但是最大值只有前面兩種工況的50% ，可見圍巖的受力得到明顯改善。 </p><p>　　由此可見，有系統(tǒng)錨桿的支襯體系在控制圍巖變形，保障結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，確保施工安全方面具有不可替代的作用，錨桿和支襯體系兩者缺一不可。同時(shí)，系統(tǒng)錨桿在沒有襯砌的情況下，發(fā)揮了重要的支撐作用，這也再一次印證了實(shí)測的結(jié)果。 </p><p><b>　　4 結(jié)

20、語 </b></p><p>　　本文通過現(xiàn)場實(shí)測和數(shù)值模擬對(duì)有無系統(tǒng)錨桿的不同工況進(jìn)行了對(duì)比分析，得出如下結(jié)論。 </p><p>　　(1) 通過有系統(tǒng)錨桿與無系統(tǒng)錨桿試驗(yàn)對(duì)比，發(fā)現(xiàn)拱腰和拱腳的錨桿在圍巖的變形過程中， </p><p>　　起到了有效的支承和約束作用。有系統(tǒng)錨桿的左線拱架軸力明顯小于無系統(tǒng)錨桿的右線，左線的最大值和最小值比右線減小了

21、約 32% ; 拱架彎矩對(duì)比，左線的最大值約為右線最大值的 61% ，由此可見拱腰和拱腳的錨桿作用還是比較明顯的，建議設(shè)計(jì)施工中保留。 </p><p>　　(2) 系統(tǒng)錨桿和格柵拱架形成的聯(lián)合支襯體系在開挖后的最大塑性應(yīng)變只有單一支襯體系塑性應(yīng)變的 50% ，可見聯(lián)合支襯體系在控制圍巖變形，保障結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，確保施工安全方面具有不可替代的作用，兩者缺一不可。 </p><p>　　(3) 在

22、數(shù)值模擬中，對(duì)沒有襯砌的模型進(jìn)行了有無系統(tǒng)錨桿的對(duì)比，發(fā)現(xiàn)模型在設(shè)置系統(tǒng)錨桿的部位塑性區(qū)明顯縮小，塑性應(yīng)變也只有無錨桿模型的一半?？梢灶A(yù)見，當(dāng)圍巖產(chǎn)生塑性破壞，格柵拱架和噴射混凝土失效的瞬間，系統(tǒng)錨桿將凸顯其作用。 </p><p>　　(4) 拱頂和拱肩位置襯砌承受較大的軸向壓力，但是彎矩很小，而拱腳和仰拱處承受較大的彎矩，而軸向壓力較小，因此可適當(dāng)調(diào)整混凝土厚度和格柵拱架的密度，不同部位進(jìn)行區(qū)別設(shè)計(jì)。 <

23、;/p><p><b>　　參 考 文 獻(xiàn) </b></p><p>　?。?］ 江波. 扁平大斷面高速公路隧道系統(tǒng)錨桿支護(hù)作用機(jī)理分析 ［碩士學(xué)位論文］［D］. 北京: 北京交通大學(xué)，2007. </p><p>　?。?］ Lutz L，Gergeley P. Mechanics of band and slip of deformedbars

24、 in concrete ［J ］. Joumal of American Concrete Institute，1967，64 (11): 711 ～ 721. </p><p>　?。?］ Hansor N W. Influence of surface roughness of prestressingstrand on band performance ［J］. Journal of Prestresse

25、dConcrete institute，1969，14 ( l): 32 ～ 45. </p><p>　　［4］ Goto Y. Cracks formed in concrete around reformed tension bars［J］. Journal of American Concrete Institute，1971，68 (4):244 ～ 251. </p><p>