压力型与拉力型锚杆工作性状的室内足尺模型对比试验研究

贺建清，陈 清，陈秋南

（湖南科技大学，湖南 湘潭 411201）

压力型锚杆的结构和受力机理与传统拉力型锚杆完全不同，其杆体采用全长自由的无粘结预应力钢绞线或高强钢筋，再加上锚杆底端与杆体可靠连接的承载体，使得杆体受力时，拉力直接由预应力钢绞线或高强钢筋传至底端承载体，承载体对注浆体施加压应力，使注浆体与周围岩土体产生剪切抗力，以此提供锚杆所需的承载力。因压力型锚杆工作时锚固注浆体为受压状态，不易开裂，其承载能力和变形性能比拉力型锚杆均有所改善，用于永久性锚固工程具有很大的优越性。相对于拉力型锚杆，由于压力型锚杆在工程中应用和推广时间较短，对其荷载传递机制以及锚固效应研究尚未成熟［1～3］。

目前针对压力型锚杆锚固段应力分布规律的研究主要采用数值模拟和理论推导两种方法。程良奎、邬爱清等建立有限元数值模型，对土层介质中锚固体的应力—应变特征进行了数值分析，得到了锚杆沿杆长方向的轴力与孔壁处的剪应力的大致分布趋势［4～5］。王树仁、夏元友等利用有限差分程序FLAC对压力分散型锚索的锚固机制进行数值模拟研究，分析了压力分散型预应力锚索锚固体与孔壁之间的粘结应力分布［6～7］。张四平等运用Mindlin解和有限元的基本理论得出了锚固段应力分布数值解［8］。张季如等假定锚固体与锚杆周围岩(土)体之间的剪力与剪切位移呈线性增加关系，建立锚杆荷载传递的双曲函数模型，获得了锚杆摩阻力和剪切位移沿锚固长度的分布规律［9］。尤春安借用无穷平面中圆孔受均布内压作用的位移解导出了锚固段剪应力和轴力分布的理论解［10］。卢黎根据Kelvin解，推导了压力型锚杆锚固段的弹性粘结应力和正应力分布方程［11］。吴曙光等通过压力型和拉力型锚杆各自的荷载传递模型，对比分析了岩层中压力型和拉力型锚杆的受力机制、摩阻力分布特征［12～13］。贺建清基于Mindlin问题的位移解，推导出了压力型锚杆锚固段剪应力分布的理论解［14］。

由于数值模拟和理论推导不可避免地做了一些假设或简化处理，能否全面、准确描述压力型锚杆锚固段应力的分布规律尚需通过试验进行进一步验证。由于试验难度大，目前有关压力型锚杆锚固段应力分布规律的试验研究成果尚不多见［4～5，8，15～16］。本文拟通过室内足尺模型试验，对比研究压力型和拉力型锚杆锚固段的工作性状，验证作者于文献［14］中基于Mindlin问题的位移解推导出的压力型锚杆锚固段应力分布理论解的可行性。

1 压力型锚杆锚固段应力分布理论解

在拉拔荷载作用下，压力型锚杆锚固段的轴向应力、剪应力及轴向应变分布分别为［14］:

式中:F——锚固力；

D——锚固体直径(m)；

z——距承载板的距离(m)；

μ——锚固体的泊松比；

Ea——锚固体的换算弹性模量(MPa)；

E——周围岩土体的弹性模量(MPa)；

ν——周围岩土体的泊松比；

φ——锚固体与周围岩土体界面内摩擦角(°)。

2 压力型锚杆室内足尺模型试验

2.1 模型制作

2.1.1 模型设计

为了更真实准确地分析压力型锚杆锚固段的应力分布规律，试验采用几何比尺为1的足尺比例进行模拟，考虑各锚固段受力特点的相似性，模型只取1个锚固单元。因直接使用土体填筑，影响应变片粘贴效果，采用水泥土模拟锚杆周围土体。同时，为了对比压力型和拉力型锚杆的锚固效果，制作2个尺寸为2m×0.8m×0.8m的相同模型，注浆体直径为120mm，长度为1.2m。

2.1.2 锚杆杆体的制作

承载体是压力型锚杆关键受力部位，对钢筋施加的拉力通过承载体转化为对水泥砂浆的压力，要求有很好的强度和韧性。实际应用中，压力型锚杆承载体有两种基本形式:“U”型承载体及钢板承载体。本次试验采用自行设计加工的钢板承载体，承载体钢板厚度为15mm，外径为110mm，钢筋穿孔直径为20mm；杆体采用江西萍钢实业股份有限公司生产的HRB235螺纹钢筋，杆体直径为18mm，长度为2.5m；钢筋穿过承载体后，用螺帽将其锁定。与杆体组装完毕后的承载体实物见图1，锚杆筋体力学性能指标见表1。

图1 承载体Fig.1 Real supported-load body

表1 锚杆筋体力学性能指标Table 1 Mechanical properties of anchor bar

2.1.3 注浆体的制作

由于在模拟土体中成圆孔有较大难度，而采用在土体内预留洞作为注浆孔，存在凝固后预埋成孔材料与混凝土难以拆分的问题，加之先成孔还存在应变片粘贴布置困难，此次试验采用先制作注浆体，再浇注模拟土体的制作方法［16］。

在预制注浆体时，选用内径120mm、壁厚5.4mm的PVC管作为注浆体模具。切割机先将U-PVC管沿轴向剖为两半，再将已涂抹黄油并套上PVC管的锚杆筋体(制作普通拉力型锚杆时，筋体不用涂抹黄油、套PVC管)放入半个U-PVC管中，合上另一半 U-PVC管。为防止注浆时管缝漏浆，用胶带将管缝密封，并用钢丝箍紧，相邻箍间距为0.2m。水泥砂浆水灰比为0.45，配合比为水:水泥:砂=0.45:1:0.3，水泥采用湘潭路路通水泥公司生产的标号为P.O42.5的普通硅酸盐水泥。注浆体强度达到标准强度的70%以上时(7天左右)拆模。拆模后待注浆体达到标准强度，使用打磨工具对注浆体表面进行打毛处理，以增加注浆体与外界岩土体的粘结力。打毛处理完毕，在注浆体两侧对称部位每隔10cm粘贴应变片，共9组，并用环氧树脂保护。应变片采用台州市黄岩巨星电测元件厂生产的型号为BX120-50AA的电阻应变片，电阻值119±0.2Ω，灵敏系数为2.18±1%。注浆体力学性能指标见表2。

表2 注浆体力学性能指标Table 2 Mechanical properties of grouting body

2.1.4 模拟土体的制作

由于模拟土体强度比较低，在对锚杆施加张拉荷载时可能导致该土体产生剪胀破坏，达不到试验目的，因而采用在土体中加筋的方法进行加固，沿纵向在模拟土体四周均匀布置4根φ18的螺纹钢筋作为架立筋，每隔200mm设置一道箍筋。

为了更好地模拟工程实际情况，模拟土体采用水泥土，其配合比如表3所示，水泥土力学性能指标见表4。模板采用加工成型的2m×0.8m×0.8m木制模板，每隔20cm加一道竖向木支撑，最外层采用上下两层槽型钢进行支撑。

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

表4 水泥土力学性能指标Table 4 Mechanical properties of cement-treated soil

2.2 试验加载

试验采用递增荷载方式进行张拉，分为10kN、20kN、30kN、40kN、50kN五个荷载级别。由于作为反力支撑面的模拟土体强度不高，因此在加载试验中采用1块尺寸为450mm×450mm×15mm的钢板作为反力面板，钢板中心处留有一直径约30mm的圆孔。张拉锚杆前对压力传感器进行校正，使用ML系列锚杆拉力计进行加载，在加载的同时通过DH3816静态应变测试系统测得在各个荷载级别下压力型锚杆锚固段各测点的轴向应变。图2为压力型锚杆正在进行张拉试验，旁边为拉力型锚杆足尺模型。

3 试验结果及分析

3.1 锚固段轴向应变的变化规律

各级荷载作用下压力型锚杆锚固段的轴向应变实测值见图3。

图2 锚杆张拉试验Fig.2 Pullout test of anchor

图3 压力型锚杆锚固段轴向应变实测值Fig.3 Measured value of axial strain of pressure-dispersive anchor

压力型锚杆锚固力由无粘结钢筋通过承压板对锚固段注浆体施加压力，注浆体处于受压状态下，锚固段轴向应变均为压应变。从图3可知，轴向应变值最大值发生在承压板附近，距离承压板越远应变值越小，随着张拉荷载增加，锚杆锚固段的轴向应变值随之增加，分布范围越广。

各级荷载作用下拉力型锚杆锚固段的轴向应变实测值见图4。从图4可知，锚固段注浆体处于受拉状态下，锚固段轴向应变均为拉应变。轴向应变值最大值发生在张拉端附近，距离张拉端越远应变值越小。随着张拉荷载增加，锚杆锚固段的轴向应变值随之增加，分布范围越广。

图4 拉力型锚杆锚固段轴向应变实测值Fig.4 Measured value of axial strain of tensile anchor

对比分析图3、图4可看出，在相同荷载级别下拉力型锚杆锚固段应变值均大于压力型锚杆的轴向应变值。主要原因在于压力型锚杆锚固段注浆体处于三向受压状态下，水泥砂浆的抗压强度远大于抗拉强度，其自身性能得到了充分发挥，锚固段的变形量远小于拉力型锚杆。

3.2 理论计算值与实测值对比

应用表2及表4中所列注浆体及水泥土的力学性能指标，锚固体与周围岩土体界面内摩擦角取φ=20°，采用式(1)、式(2)、式(3)计算锚固体的轴向应变。实测值与理论计算值的对比见图5。可以看出，理论计算值与实测值基本吻合，反映了锚固体轴向应变的变化规律。

图5 锚固段轴向应变实测值与计算值对比Fig.5 Comparison between calculated value and measured value of axial strain

3.3 压力型和拉力型锚杆承载性状对比

图6为压力型锚杆和拉力锚杆的p-s曲线。从图6可知，在相同张拉荷载作用下，拉力型锚杆位移值均大于压力型锚杆，其主要原因在于压力型锚杆锚固体处于三向受压状态，拉力型锚杆锚固体处于受拉状态，由于浆体抗压强度远大于抗拉强度，压力型锚杆的轴向应变较小，在张拉荷载作用下其锚头位移也较小。

参照《建筑边坡工程技术规范》［17］中锚杆破坏准则的有关规定，锚杆极限承载力基本值取破坏荷载前一级荷载值。本次试验中压力型锚杆和拉力型锚杆的破坏形式及其极限承载力见表5。

表5 试验锚杆破坏形式及极限承载力Table 5 Failure modes and ultimate bearing capacity of anchors

图6 压力型锚杆和拉力型锚杆的p-s曲线Fig.6 p-s curve of pressure-dispersive anchor and tensile anchor

从表5可以看出，拉力型锚杆的破坏形式为油泵出现回油现象，锚头位移不收敛，无法继续加载，说明破坏形式为锚固段砂浆体与岩土层间的粘结滑移破坏，其极限承载力主要取决于锚固段与周围岩土体的粘结力。压力型锚杆的破坏形式为锚杆底部模拟土体发生剪胀破坏，说明其破坏形式为锚固体鼓胀破坏，其极限承载力主要取决于锚固段周围岩土体的约束条件。根据本次模拟试验结果，压力型锚杆极限承载力较之拉力型锚杆在相同条件下提高了近25%。因为压力型锚杆的极限承载力主要取决于锚固段周围岩土体的约束条件，在工程实际中压力型锚杆极限承载力较之拉力型锚杆在相同条件下有明显提高。

4 结论

(1)拉力型锚杆的锚固段处于受拉状态，锚固段轴向应变均为拉应变。轴向应变值最大值发生在张拉端附近，距离张拉端越远应变值越小。随着张拉荷载增加，锚固段轴向应变值随之增加，分布范围越广。

(2)压力型锚杆的锚固段处于受压状态，锚固段轴向应变均为压应变。轴向应变值最大值发生在承压板附近，距离承压板越远应变值越小，随着张拉荷载增加，锚固段轴向应变值随之增加，分布范围越广。

(3)在试验条件下，拉力型锚杆破坏形式为锚固段注浆体与岩土层间的粘结滑移破坏，其极限承载力主要取决于锚固段与周围岩土体的粘结力。压力型锚杆的破坏形式为锚固体鼓胀破坏，其极限承载力主要取决于锚固段周围岩土体的约束条件。压力型锚杆极限承载力较之拉力型锚杆在相同条件下有明显提高。

(4)经过与室内模型试验实测数据对比分析，验证了文献［14］基于Mindlin问题的位移解推导出的压力型锚杆锚固段应力分布理论解的可行性。

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