賀建清，陳 清，陳秋南

（湖南科技大學，湖南 湘潭 411201）

壓力型錨桿的結(jié)構(gòu)和受力機理與傳統(tǒng)拉力型錨桿完全不同，其桿體采用全長自由的無粘結(jié)預應力鋼絞線或高強鋼筋，再加上錨桿底端與桿體可靠連接的承載體，使得桿體受力時，拉力直接由預應力鋼絞線或高強鋼筋傳至底端承載體，承載體對注漿體施加壓應力，使注漿體與周圍巖土體產(chǎn)生剪切抗力，以此提供錨桿所需的承載力。因壓力型錨桿工作時錨固注漿體為受壓狀態(tài)，不易開裂，其承載能力和變形性能比拉力型錨桿均有所改善，用于永久性錨固工程具有很大的優(yōu)越性。相對于拉力型錨桿，由于壓力型錨桿在工程中應用和推廣時間較短，對其荷載傳遞機制以及錨固效應研究尚未成熟［1～3］。

目前針對壓力型錨桿錨固段應力分布規(guī)律的研究主要采用數(shù)值模擬和理論推導兩種方法。程良奎、鄔愛清等建立有限元數(shù)值模型，對土層介質(zhì)中錨固體的應力—應變特征進行了數(shù)值分析，得到了錨桿沿桿長方向的軸力與孔壁處的剪應力的大致分布趨勢［4～5］。王樹仁、夏元友等利用有限差分程序FLAC對壓力分散型錨索的錨固機制進行數(shù)值模擬研究，分析了壓力分散型預應力錨索錨固體與孔壁之間的粘結(jié)應力分布［6～7］。張四平等運用Mindlin解和有限元的基本理論得出了錨固段應力分布數(shù)值解［8］。張季如等假定錨固體與錨桿周圍巖(土)體之間的剪力與剪切位移呈線性增加關系，建立錨桿荷載傳遞的雙曲函數(shù)模型，獲得了錨桿摩阻力和剪切位移沿錨固長度的分布規(guī)律［9］。尤春安借用無窮平面中圓孔受均布內(nèi)壓作用的位移解導出了錨固段剪應力和軸力分布的理論解［10］。盧黎根據(jù)Kelvin解，推導了壓力型錨桿錨固段的彈性粘結(jié)應力和正應力分布方程［11］。吳曙光等通過壓力型和拉力型錨桿各自的荷載傳遞模型，對比分析了巖層中壓力型和拉力型錨桿的受力機制、摩阻力分布特征［12～13］。賀建清基于Mindlin問題的位移解，推導出了壓力型錨桿錨固段剪應力分布的理論解［14］。

由于數(shù)值模擬和理論推導不可避免地做了一些假設或簡化處理，能否全面、準確描述壓力型錨桿錨固段應力的分布規(guī)律尚需通過試驗進行進一步驗證。由于試驗難度大，目前有關壓力型錨桿錨固段應力分布規(guī)律的試驗研究成果尚不多見［4～5，8，15～16］。本文擬通過室內(nèi)足尺模型試驗，對比研究壓力型和拉力型錨桿錨固段的工作性狀，驗證作者于文獻［14］中基于Mindlin問題的位移解推導出的壓力型錨桿錨固段應力分布理論解的可行性。

1 壓力型錨桿錨固段應力分布理論解

在拉拔荷載作用下，壓力型錨桿錨固段的軸向應力、剪應力及軸向應變分布分別為［14］:

式中:F——錨固力；

D——錨固體直徑(m)；

z——距承載板的距離(m)；

μ——錨固體的泊松比；

Ea——錨固體的換算彈性模量(MPa)；

E——周圍巖土體的彈性模量(MPa)；

ν——周圍巖土體的泊松比；

φ——錨固體與周圍巖土體界面內(nèi)摩擦角(°)。

2 壓力型錨桿室內(nèi)足尺模型試驗

2.1 模型制作

2.1.1 模型設計

為了更真實準確地分析壓力型錨桿錨固段的應力分布規(guī)律，試驗采用幾何比尺為1的足尺比例進行模擬，考慮各錨固段受力特點的相似性，模型只取1個錨固單元。因直接使用土體填筑，影響應變片粘貼效果，采用水泥土模擬錨桿周圍土體。同時，為了對比壓力型和拉力型錨桿的錨固效果，制作2個尺寸為2m×0.8m×0.8m的相同模型，注漿體直徑為120mm，長度為1.2m。

2.1.2 錨桿桿體的制作

承載體是壓力型錨桿關鍵受力部位，對鋼筋施加的拉力通過承載體轉(zhuǎn)化為對水泥砂漿的壓力，要求有很好的強度和韌性。實際應用中，壓力型錨桿承載體有兩種基本形式:“U”型承載體及鋼板承載體。本次試驗采用自行設計加工的鋼板承載體，承載體鋼板厚度為15mm，外徑為110mm，鋼筋穿孔直徑為20mm；桿體采用江西萍鋼實業(yè)股份有限公司生產(chǎn)的HRB235螺紋鋼筋，桿體直徑為18mm，長度為2.5m；鋼筋穿過承載體后，用螺帽將其鎖定。與桿體組裝完畢后的承載體實物見圖1，錨桿筋體力學性能指標見表1。

圖1 承載體Fig.1 Real supported-load body

表1 錨桿筋體力學性能指標Table 1 Mechanical properties of anchor bar

2.1.3 注漿體的制作

由于在模擬土體中成圓孔有較大難度，而采用在土體內(nèi)預留洞作為注漿孔，存在凝固后預埋成孔材料與混凝土難以拆分的問題，加之先成孔還存在應變片粘貼布置困難，此次試驗采用先制作注漿體，再澆注模擬土體的制作方法［16］。

在預制注漿體時，選用內(nèi)徑120mm、壁厚5.4mm的PVC管作為注漿體模具。切割機先將U-PVC管沿軸向剖為兩半，再將已涂抹黃油并套上PVC管的錨桿筋體(制作普通拉力型錨桿時，筋體不用涂抹黃油、套PVC管)放入半個U-PVC管中，合上另一半 U-PVC管。為防止注漿時管縫漏漿，用膠帶將管縫密封，并用鋼絲箍緊，相鄰箍間距為0.2m。水泥砂漿水灰比為0.45，配合比為水:水泥:砂=0.45:1:0.3，水泥采用湘潭路路通水泥公司生產(chǎn)的標號為P.O42.5的普通硅酸鹽水泥。注漿體強度達到標準強度的70%以上時(7天左右)拆模。拆模后待注漿體達到標準強度，使用打磨工具對注漿體表面進行打毛處理，以增加注漿體與外界巖土體的粘結(jié)力。打毛處理完畢，在注漿體兩側(cè)對稱部位每隔10cm粘貼應變片，共9組，并用環(huán)氧樹脂保護。應變片采用臺州市黃巖巨星電測元件廠生產(chǎn)的型號為BX120-50AA的電阻應變片，電阻值119±0.2Ω，靈敏系數(shù)為2.18±1%。注漿體力學性能指標見表2。

表2 注漿體力學性能指標Table 2 Mechanical properties of grouting body

2.1.4 模擬土體的制作

由于模擬土體強度比較低，在對錨桿施加張拉荷載時可能導致該土體產(chǎn)生剪脹破壞，達不到試驗目的，因而采用在土體中加筋的方法進行加固，沿縱向在模擬土體四周均勻布置4根φ18的螺紋鋼筋作為架立筋，每隔200mm設置一道箍筋。

為了更好地模擬工程實際情況，模擬土體采用水泥土，其配合比如表3所示，水泥土力學性能指標見表4。模板采用加工成型的2m×0.8m×0.8m木制模板，每隔20cm加一道豎向木支撐，最外層采用上下兩層槽型鋼進行支撐。

表3 水泥土配合比Table 3 Mixed proportion of cement-treated soil

表4 水泥土力學性能指標Table 4 Mechanical properties of cement-treated soil

2.2 試驗加載

試驗采用遞增荷載方式進行張拉，分為10kN、20kN、30kN、40kN、50kN五個荷載級別。由于作為反力支撐面的模擬土體強度不高，因此在加載試驗中采用1塊尺寸為450mm×450mm×15mm的鋼板作為反力面板，鋼板中心處留有一直徑約30mm的圓孔。張拉錨桿前對壓力傳感器進行校正，使用ML系列錨桿拉力計進行加載，在加載的同時通過DH3816靜態(tài)應變測試系統(tǒng)測得在各個荷載級別下壓力型錨桿錨固段各測點的軸向應變。圖2為壓力型錨桿正在進行張拉試驗，旁邊為拉力型錨桿足尺模型。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 錨固段軸向應變的變化規(guī)律

各級荷載作用下壓力型錨桿錨固段的軸向應變實測值見圖3。

圖2 錨桿張拉試驗Fig.2 Pullout test of anchor

圖3 壓力型錨桿錨固段軸向應變實測值Fig.3 Measured value of axial strain of pressure-dispersive anchor

壓力型錨桿錨固力由無粘結(jié)鋼筋通過承壓板對錨固段注漿體施加壓力，注漿體處于受壓狀態(tài)下，錨固段軸向應變均為壓應變。從圖3可知，軸向應變值最大值發(fā)生在承壓板附近，距離承壓板越遠應變值越小，隨著張拉荷載增加，錨桿錨固段的軸向應變值隨之增加，分布范圍越廣。

各級荷載作用下拉力型錨桿錨固段的軸向應變實測值見圖4。從圖4可知，錨固段注漿體處于受拉狀態(tài)下，錨固段軸向應變均為拉應變。軸向應變值最大值發(fā)生在張拉端附近，距離張拉端越遠應變值越小。隨著張拉荷載增加，錨桿錨固段的軸向應變值隨之增加，分布范圍越廣。

圖4 拉力型錨桿錨固段軸向應變實測值Fig.4 Measured value of axial strain of tensile anchor

對比分析圖3、圖4可看出，在相同荷載級別下拉力型錨桿錨固段應變值均大于壓力型錨桿的軸向應變值。主要原因在于壓力型錨桿錨固段注漿體處于三向受壓狀態(tài)下，水泥砂漿的抗壓強度遠大于抗拉強度，其自身性能得到了充分發(fā)揮，錨固段的變形量遠小于拉力型錨桿。

3.2 理論計算值與實測值對比

應用表2及表4中所列注漿體及水泥土的力學性能指標，錨固體與周圍巖土體界面內(nèi)摩擦角取φ=20°，采用式(1)、式(2)、式(3)計算錨固體的軸向應變。實測值與理論計算值的對比見圖5?？梢钥闯觯碚撚嬎阒蹬c實測值基本吻合，反映了錨固體軸向應變的變化規(guī)律。

圖5 錨固段軸向應變實測值與計算值對比Fig.5 Comparison between calculated value and measured value of axial strain

3.3 壓力型和拉力型錨桿承載性狀對比

圖6為壓力型錨桿和拉力錨桿的p-s曲線。從圖6可知，在相同張拉荷載作用下，拉力型錨桿位移值均大于壓力型錨桿，其主要原因在于壓力型錨桿錨固體處于三向受壓狀態(tài)，拉力型錨桿錨固體處于受拉狀態(tài)，由于漿體抗壓強度遠大于抗拉強度，壓力型錨桿的軸向應變較小，在張拉荷載作用下其錨頭位移也較小。

參照《建筑邊坡工程技術(shù)規(guī)范》［17］中錨桿破壞準則的有關規(guī)定，錨桿極限承載力基本值取破壞荷載前一級荷載值。本次試驗中壓力型錨桿和拉力型錨桿的破壞形式及其極限承載力見表5。

表5 試驗錨桿破壞形式及極限承載力Table 5 Failure modes and ultimate bearing capacity of anchors

圖6 壓力型錨桿和拉力型錨桿的p-s曲線Fig.6 p-s curve of pressure-dispersive anchor and tensile anchor

從表5可以看出，拉力型錨桿的破壞形式為油泵出現(xiàn)回油現(xiàn)象，錨頭位移不收斂，無法繼續(xù)加載，說明破壞形式為錨固段砂漿體與巖土層間的粘結(jié)滑移破壞，其極限承載力主要取決于錨固段與周圍巖土體的粘結(jié)力。壓力型錨桿的破壞形式為錨桿底部模擬土體發(fā)生剪脹破壞，說明其破壞形式為錨固體鼓脹破壞，其極限承載力主要取決于錨固段周圍巖土體的約束條件。根據(jù)本次模擬試驗結(jié)果，壓力型錨桿極限承載力較之拉力型錨桿在相同條件下提高了近25%。因為壓力型錨桿的極限承載力主要取決于錨固段周圍巖土體的約束條件，在工程實際中壓力型錨桿極限承載力較之拉力型錨桿在相同條件下有明顯提高。

4 結(jié)論

(1)拉力型錨桿的錨固段處于受拉狀態(tài)，錨固段軸向應變均為拉應變。軸向應變值最大值發(fā)生在張拉端附近，距離張拉端越遠應變值越小。隨著張拉荷載增加，錨固段軸向應變值隨之增加，分布范圍越廣。

(2)壓力型錨桿的錨固段處于受壓狀態(tài)，錨固段軸向應變均為壓應變。軸向應變值最大值發(fā)生在承壓板附近，距離承壓板越遠應變值越小，隨著張拉荷載增加，錨固段軸向應變值隨之增加，分布范圍越廣。

(3)在試驗條件下，拉力型錨桿破壞形式為錨固段注漿體與巖土層間的粘結(jié)滑移破壞，其極限承載力主要取決于錨固段與周圍巖土體的粘結(jié)力。壓力型錨桿的破壞形式為錨固體鼓脹破壞，其極限承載力主要取決于錨固段周圍巖土體的約束條件。壓力型錨桿極限承載力較之拉力型錨桿在相同條件下有明顯提高。

(4)經(jīng)過與室內(nèi)模型試驗實測數(shù)據(jù)對比分析，驗證了文獻［14］基于Mindlin問題的位移解推導出的壓力型錨桿錨固段應力分布理論解的可行性。

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