夹双筋体复合锚杆锚固性能与界面力学传递特征

2014-02-06张景科谌文武李最雄王旭东和法国

中南大学学报（自然科学版） 2014年2期

张景科，谌文武，李最雄，王旭东，和法国

（1. 兰州大学土木工程与力学学院，西部灾害与环境力学教育部重点实验室，甘肃兰州，730000；2. 国家古代壁画保护工程技术研究中心，甘肃敦煌，736200）

张景科1,2，谌文武1,2，李最雄2，王旭东2，和法国1,2

在世界最大的生土遗址-交河故城开展现场试验，选用2种长度的锚杆按照基本试验的要求开展拉拔试验，同时在各界面层布设应变监测点。结果表明：8 m长锚杆锚固力达408 kN，满足大体量土遗址锚固的需求；随着长度增加，极限锚固力增长，但平均锚固力减小；复合锚杆各界面剪应力沿着杆长呈现单峰值或多峰值的空间分布特征，随着荷载的增加，界面各点剪应力增加并且向锚固末端传递，峰值剪应力亦同时向锚固末端偏移；试验过程中在较高荷载下出现界面剪应力状态转化的现象。

夹双筋体复合锚杆；极限锚固力；界面力学传递；长度效应

土遗址加固因遵循“最小干预、最大兼容”和“不改变原状”的文物保护理念，不同于其他领域的岩土体加固[1]。全长黏结型锚固技术具有弱扰动性、强隐蔽性和高锚固力等优点，在土遗址力学稳定性控制领域得到了广泛应用[2]。杆体选型上经历了最初薄壁钢管的尝试后，回归到传统工艺中的竹木杆材，目前已研发出基于竹木杆材的复合锚杆[3]。然而在工程应用中，最关键的设计参数——锚固力的选择仍采用传统的“平均剪应力”理论，研究证明该理论不符合锚固各界面的实际受力机制，在实际中容易造成安全冗余或隐患[4]。因此，加强锚固系统界面力学传递机制研究日益重要。在其他土体锚固领域，全长黏结型锚固系统杆材基本选用成型的金属杆材或玻璃纤维杆材，其杆体材质均匀，锚固系统各界面受力也较为均匀，从力学的角度开展理论研究，结合室内和现场试验，锚固机理取得了较大的进展[5−10]。复合锚杆又名南竹加筋复合锚杆，由敦煌研究院李最雄研究员研发，包括加单筋和夹双筋体2种类型[11]。最初成功应用于交河故城崖体抢险加固工程，随之应用于其他大规模的土遗址锚固工程中[12]。该复合锚杆锚固系统含有五界面，其力学机制极其复杂，而且杆体非标准制作，无法保证杆体的均匀顺直，因此难以通过力学理论公式进行描述，揭示其锚固机制的最有效手段为现场试验，其结果更接近于实际锚固性态。对于加单筋复合锚杆的锚固机理方面，孙满利等[13]对加单筋复合锚杆宏观锚固性能与在土遗址中的适用性进行了探讨；张虎元等[14−15]通过室内试验系统研究了南竹杆材、复合材料、筋体−复合材料界面、复合材料−南竹界面的力学行为；任非凡等[16−17]基于现场试验对加单筋体复合锚杆的锚固工艺、界面力学传递特征进行了系统研究。然而对于夹双筋体复合锚杆的锚固性能和界面力学传递特征还未有综合研究。鉴于此，本文作者选择锚固长度8 m（M8）和12 m（M12）的复合锚杆作为研究对象，通过现场拉拔试验和锚固系统各界面的应变监测，研究夹双筋体复合锚杆的锚固性能和界面力学传递特征，揭示了锚固性能的长度效应，为复合锚杆锚固系统的设计与优化奠定理论依据。

1 夹双筋体复合锚杆与锚固工艺

1.1 夹双筋体复合锚杆

杆体由2片南竹、复合填充料、2根7Φ5 mm的钢绞线（抗拉强度1 860 MPa）组成，钢绞线均布处于杆体的中部，2片南竹对接成圆形，内部充填复合填充料，用钢丝进行捆扎，杆体直径约90 mm（图1）。南竹选用无伤痕、无断裂、顺直的毛竹，经过切削加工后，内外表面均涂抹环氧树脂；复合填充料为粉煤灰、环氧树脂、石棉、酒精与固化剂的混合物；钢绞线端部外露200 mm。锚杆外表面包裹一层玻璃丝布，并用环氧树脂进行涂抹粘接。对中支架采用环形的4分钢管绑扎而成。锚具采用HQM型夹具，根据杆体长度的不同，锚板采用边长为200～300 mm的正方形钢板，厚度16 mm。锚孔孔径150 mm，斜插角10°～15°。注浆体为水泥砂浆，水泥型号采用42.5R，灰砂比1：1，水灰比0.4～0.6，强度不低于15 MPa。锚杆端部采用涂抹沥青漆的方式防腐。

1.2 锚固工艺

夹双筋体复合锚杆锚固步骤如下：（1）杆体加工养护30 d，安装对中支架；（2）临时支护濒危遗址体；（3）运用空压潜孔钻干钻成孔；（4）吹孔把孔内的土渣清理干净；（5）锚杆安装，注浆管随着锚杆进入锚孔；（6）锚孔注浆；（7）孔口补浆，安设锚具；（8）锚杆端部防腐。

图1 加双根钢绞线复合锚杆结构示意图Fig. 1 Structure diagram of composite bolt with double-strand

2 试验

2.1 试验场地

试验场地选择在世界最大的生土遗址/交河故城崖体的中下部，土体为第四系冲积而成的粉质黏土，天然密度1.65 g/cm3，天然含水量0.34%，孔隙率38.7%，级配不良，内摩擦角19.6°，内聚力18 kPa。

2.2 试验设备

锚杆拉拔仪器采用中煤产LSS50H型锚杆拉拔仪，油缸中心孔径60 mm，油缸工作行程120 mm，测量范围0～500 kN。应变采集采用东华测试产DH3816应变测量系统（Ver3.0.1版），测量范

围（−20 000～20 000）ηε。应变片采用中航电测产型号BQ120−60AA（电阻（120.8±0.1） Ω，灵敏度2.14%±1%）。

2.3 应变监测系统

应变片埋设于锚固系统中筋体−复合材料界面（2个筋体界面分别为S1-1和S1-2）、复合材料−南竹界面（S2）、南竹−水泥砂浆界面（S3）（图2），M8应变片布设位置为L=0，0.5，1.0，1.5，2.0，2.5，3.0，3.5，4.0，6.0和8.0 m处（其中，锚固端部为0 m），M12应变片布设位置为L=0，0.5，1.0，1.5，2.0，2.5，3.0，3.5，4.0，4.5，5.0，5.5，6.0，7.0，8.0，9.0，10.0，11.0和12.0 m处（其中，锚固端部为0 m）。

图2 应变片黏贴分布图Fig. 2 Distribution sketch of strain gauge to be bonded

2.4 试验步骤

在土遗址锚固领域还没有针对锚固试验的规定或标准，综合国内锚固试验的现状，考虑到各界面层应变数据的采集，主要依据规范为《土层锚杆设计与施工规范》（CECS22：90）中锚杆试验部分内容。相应的试验步骤和控制要求按照该规范执行。

3 结果

3.1 锚固性能

M8和M12复合锚杆拉拔试验均因变形不稳定而终止了数据采集工作，继续加载直至锚固系统破坏，失效模式为钢绞线断裂。M8和M12复合锚杆拉拔试验荷载−位移曲线分别如图3和4所示。

图3 复合锚杆M8 荷载−位移（Q−S）曲线Fig. 3 Load−displacement curve of M8 composite bolt

图4 复合锚杆M12荷载−位移（Q−S）曲线Fig. 4 Load−displacement curve of M12 composite bolt

由图3可知：M8锚固系统经历了3个循环加卸荷后，继续加压超过408 kN时，变形无法稳定，当轴向荷载低于204 kN时，处于弹性变形阶段，当超过200 kN时，随着加荷的增加，锚固系统塑性位移越来越大，因此，M8锚固系统极限锚固力为408 kN；由图4可知：M12锚固系统经历了4个循环加卸荷后，当加荷超过476 kN后，变形无法稳定，当轴向荷载低于204 kN时，处于弹性变形阶段，当超过204 kN时，随着加荷的增加，锚固系统塑性位移越来越大，因此，可以确定M12锚固系统极限锚固力为476 kN。

M8和M12锚固系统平均锚固力为51 kN/m和39.67 kN/m。可以看出：随着长度的增长，平均锚固力减小，单纯通过增加锚固深度提高锚固力是不经济的。

3.2 界面力学传递特征

应变监测点数据表明：当荷载超过204 kN后，各监测点的应变均超出量程，因此本文重点分析在68 kN和204 kN荷载等级下各界面层的力学传递过程，并比较M8和M12锚固系统的同界面力学行为。

3.2.1 筋体−复合材料界面（S1-1与S1-2）

图5和图6所示分别为S1-1和S1-2在68 kN荷载水平下应变沿着锚固深度的变化规律。锚固深度1 m范围内，复合锚杆杆体各界面层均处于受压状态，这与拉拔荷载方向无法与杆体轴向完全吻合有关。

图5 68 kN荷载下S1-1界面应变分布特征Fig. 5 S1-1 interface strain distribution under 68 kN

图6 68 kN荷载下S1-2界面力学分布特征Fig. 6 S1-2 interface strain distribution under 68 kN

在S1-1界面：M8和M12锚固系统界面剪应力分布不均，均表现出单峰值现象，M8峰值处于3 m附近，M12峰值处于2.5 m附近，曲线特征表明：在该级荷载下，界面剪应力沿着杆体深度出现先增后减的特征；除个别奇异点外（L=6 m和7 m），相同位置处M8的界面剪应力大于M12的界面剪应力；M8锚固系统界面层均出现剪应力作用，但M12锚固系统在L=6～12 m区间，界面剪应力近于0 MPa，表明M12锚固系统界面剪应力未传递至后半段。

在S1-2界面层：界面剪应力分布总体特征与S1-1界面一致；但M8锚固系统界面层的末端出现了较大的压应力状态；局部点出现了应变溢出现象；2个界面层相同位置的应变有一定的差异，表明2根钢绞线受力不均，这与试验条件的局限性有关。

图7和图8所示分别为S1-1和S1-2界面在204 kN荷载水平下应变沿着锚固深度的变化规律。从图7和8可知：在S1-1界面，M8和M12锚固系统界面剪应力分布不均，均表现出多峰值现象，M8应变极值处于3 m附近，M12应变极值处于2.5 m附近；锚固前段,相同位置处M8的界面剪应力大于M12的界面剪应力；锚固后端（6～8 m），则相反。M8锚固系统界面层均出现剪应力作用，但M12锚固系统界面前半段多处于压应力状态，后半段处于拉应力状态，在末端剪应力为0 MPa，界面剪应力未传递至末端。在S1-2界面层，M8锚固系统界面层监测点大多出现了应变溢出，M12锚固系统界面层局部出现了应变溢出；M12锚固系统前8 m区段基本处于压应力状态，后4 m为拉应力状态；各相同点M8锚固系统界面剪应力大于M12锚固系统。对比同级荷载下的2个界面层剪应力传递特征可知：相同位置的应变差别极大，表明2根钢绞线受力极为不均，这与试验条件的局限性有关。

图7 204 kN荷载下S1-1界面力学分布特征Fig. 7 S1-1 interface strain distribution under 204 kN

图8 204 kN荷载下S1-2界面力学分布特征Fig. 8 S1-2 interface strain distribution under 204 kN

对比两级荷载下2个相同界面的剪应力传递特征可知，随着拉拔荷载的增加，各监测点剪应力增大，沿着锚固深度出现多峰值现象，同时发生向锚固末端的界面剪应力传递现象，由于复合锚杆的不规则性，加载时会发生界面剪应力状态的改变。

3.2.2 复合材料−南竹界面（S2）

图9 68 kN荷载下S2界面力学分布特征Fig. 9 S2 interface strain distribution under 68 kN

图9所示为S2界面在68 kN荷载水平下应变沿着锚固深度的变化规律。从图9可以看出：M8和M12锚固系统界面均出现了局部应变溢出点，从有限的数据看，界面剪应力沿着锚固深度分布不均匀，具有先增后减的特征，M8锚固系统全界面受力，而M12锚固系统界面剪应力未传递至末端；相同位置处M8的界面剪应力大于M12的界面剪应力；2个锚固系统界面均处于拉应力状态。图10所示为S2界面在204 kN荷载水平下应变沿着锚固深度的变化规律。从图10可以看出：M8和M12锚固系统界面均出现了大量应变溢出点，从有限的数据看，2个锚固系统均表现出在加载端和锚固后端出现压应力区段。

图10 204 kN荷载下S2界面力学分布特征Fig. 10 S2 interface strain distribution under 204 kN

对比不同荷载等级下的2个界面层剪应力传递特征可知，相同位置的应变随着荷载的增加而增长，剪应力逐渐向锚固深处传递，剪应力分布的峰值也发生向深处的偏移，加载端和锚固末端开始出现由拉应力向压应力的转变。

3.2.3 南竹−浆体界面（S3）

图11所示为S3界面在68 kN荷载水平下应变沿着锚固深度的变化规律。从图11可以看出：M8和M12锚固系统界面剪应力沿着锚固深度分布不均匀，具有先增后减单峰值的特征，峰值出现在L=1.5 m处，M8锚固系统全界面受力，而M12锚固系统界面剪应力未传递至末端；除L=3～5 m区段外，其余区段相同位置处M8和M12的界面剪应力非常接近；2个锚固系统界面均处于拉应力状态。图12所示为S3界面在204 kN荷载水平下应变沿着锚固深度的变化规律。从图12可以看出：M8和M12锚固系统界面均出现了应变溢现象，沿着锚固深度界面剪应力分布不均，具有先增后减单峰值的特征，峰值出现在L=3～5 m区段；M8锚固系统界面均处于拉应力状态，而M12锚固系统界面加载端处于压应力状态，其余受拉；相同位置处M8界面剪应力普遍大于M12的界面剪应力；在锚固末端，M8和M12锚固系统界面均表现出较为均匀的受拉状态。

图11 68 kN荷载下S3界面力学分布特征Fig. 11 S3 interface strain distribution under 68 kN

图12 204 kN荷载下S3界面力学分布特征Fig. 12 S3 interface strain distribution under 204 kN

对比不同荷载等级下的2个界面层剪应力传递特征可知，相同位置的应变值随着荷载的增加而增长，剪应力逐渐向锚固深处传递，剪应力分布的峰值也发生向深处的偏移，锚固末端界面剪应力分布较为均匀。

4 讨论

4.1 锚固性能与长度效应

锚固试验结果表明：夹双筋体复合锚杆锚固深度8 m时可以达到408 kN，达到了金属锚杆的锚固力，对土遗址锚固而言是较为理想的。M8与M12复合锚杆锚固试验表明：在较低荷载下M8界面可以全长受力，而M12锚固末端未受力，即使在较高荷载下，M12各界面末端受力较小而且较为均匀，因此，单纯的通过增加锚固长度提高锚固力是有限的，这点在界面剪应力传递特征讨论中亦得到了证明。基于以上分析，建议复合锚杆锚固段不应超过12 m。

4.2 界面剪应力分布与传递特征

从复合锚杆各界面剪应力的分布特征可知：锚固系统在轴向受拉荷载下，界面剪应力为拉应力且非均匀，出现单峰值或多峰值现象，在较低荷载下，M12锚固系统末端各界面未出现受力状态，受杆体制作工艺的影响，局部出现压应力状态；试验结果与已有的现场室内试验研究成果吻合，并且单峰值特征从理论上也得到了验证。但对于多峰值特征目前还没有从理论上得到有效的解释，本试验中出现多峰值疑与杆体制作不均匀，容易发生应力局部集中现象有关。因此，现行规范中按照“平均剪应力”确定锚固长度的方法不尽科学，容易造成安全冗余或隐患。

复合锚杆在轴向受拉荷载68 kN和204 kN下各界面剪应力沿杆长的分布特征可知，随着受拉荷载的增加，监测点剪应力普遍增长，界面剪应力和剪应力峰值向锚固末端同时偏移，促使锚固系统整体受力。试验结果与已有的研究成果吻合，也得到了理论上的验证[18]。但本试验在荷载增加时局部出现界面剪应力由受拉转为受压的现象，还难以解释，可能是界面由塑性变形转为脱粘解耦后，界面接触发生调整的结果。从复合锚杆同一横截面剪应力的分布看，剪应变从大到小依次为：S2界面，S1界面，S3界面，参照现有研究，假定横截面均匀受力，可以推断各界面的剪切刚度从小到大依次为：S2界面，S1界面，S3界面。实际上，由于复合锚杆杆体直径远比其他工程领域的杆体的大，而且拉拔试验受力作用点在钢绞线上，这种假设不成立，剪应力沿着横截面中心向外衰减，这增加了复合锚杆锚固系统受力机制的复杂性。

5 结论

（1）基于原位锚固试验，在土遗址锚固中8 m长夹双筋体体复合锚杆锚固系统可以提供不低于408 kN的锚固力，加之其耐久性，可以替代金属锚杆，是较为理想的锚固杆材。

（2）单纯通过增加锚固长度，对于提高锚固力的贡献较小。

（3）复合锚杆各界面剪应力沿着杆长呈现单峰值或多峰值的空间分布特征，随着荷载的增加，界面各点剪应力增加并且向锚固末端传递，峰值剪应力亦同时向锚固末端偏移。

（4）试验过程中出现的界面剪应力性质转化、复合锚杆杆体横截面发生界面剪应力的横向传递，其特征和机理还需深入研究。

（5）受制作材料、工艺的限制，复合锚杆难以实现规格化，因此，其锚固特点与成型化的杆体锚固特点不同，各界面受力机制较为复杂。

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（编辑赵俊）

Anchorage performance and interfacial mechanics transfer characteristics of composite bolt with double-strand

ZHANG Jingke1,2, CHEN Wenwu1,2, LI Zuixiong1, WANG Xudong1, HE Faguo1,2

（1. Key Laboratory of Mechanics on Environment and Disaster in Western China, School of Civil Engineering and Mechanics, Lanzhou University, Lanzhou 730000, China;
2. National Research Center for Conservation of Ancient Wall Paintings, Dunhuang 736200, China）

The field experiment was carried out in Jiaohe ruins（the largest earthen sites of the world）, and two bolts with different lengths were pulled out according to the requirement of the basic experiment, meanwhile, strain monitoring points were set up along the interfaces of the bolts. The results show that the bolt of 8 m can get the anchorage force of 408 kN, which meets the conservation demand of large-scale earthen sites; with the increase of the bolt length, the maximum anchorage force increases and the average anchorage force decreases. There are single-peak and multi-peak distributions in the interfaces along the bolt. With the increase of the load, interfacial shearing stress increases and transfers to the end of the bolt as well as the peak shearing stress of the interface; the condition transformation of shearing stress takes place under large load during experiment.

composite bolt with double-strand; maximum anchor force; interfacial mechanics transfer; length effect

TU47

1672−7207（2014）02−0563−07

2013−03−29；

2013−07−20

国家自然科学基金资助项目（51108218）；兰州大学中央高校基本科研业务费专项资金资助项目（lzujbky-2010-21）

张景科（1980−），男，山东济宁人，博士，副教授，从事文物保护（古遗址保护）研究；电话：0931-8914308；E-mail：zhangjink@lzu.edu.cn