分级荷载下压力型土层锚杆承载特性试验研究*

郝建斌 门玉明 汪班桥

(长安大学 地质工程与测绘学院, 陕西 西安 710054)

分级荷载下压力型土层锚杆承载特性试验研究*

郝建斌 门玉明 汪班桥

(长安大学 地质工程与测绘学院, 陕西 西安 710054)

通过室内模型试验，模拟了人工土质边坡中压力型锚杆在地面荷载作用下的工作状态，研究了分级荷载作用下各层锚杆的轴向应变特征及其随荷载作用时间的变化规律.结果表明：对于人工边坡，地面荷载作用的最危险阶段出现在荷载传递过程中,边坡的压实过程也会使锚杆承受额外荷载.小荷载作用时，处于被压实范围土体内的底层锚杆在压实作用下整体发生向下的位移，基本不受轴向力，处于压实范围外的上层和中层锚杆锚固段分担由于滑坡体发生向下相对位移而引起的较小拉力；中级荷载作用时，土体仍然处于被压实过程，各层锚杆的轴向应变沿长度分布变化不大；高荷载作用下，各层锚杆锚固段逐渐起到了加固边坡的作用，整个锚固系统共同承担坡体的下滑力，直至最后发生破坏.

压力型锚杆；模型试验；地面荷载；轴向应变；人工边坡

在公路边坡和基坑支护中，土层锚杆以其受力可靠、施工灵活、对岩土体扰动小、作业安全和见效快等突出优点而受到工程界的青睐.与此同时，国内外学者对土层锚杆的研究也一直没有中断过，尤其是对锚杆的荷载传递特性、承载特性、变形特征及内力计算理论进行了较为系统的分析和研究.如郭锐剑等[1]考虑了锚杆与土层界面的软化特性，将土层锚杆的受力分为弹性、软化和松动3个阶段.段建等[2]的研究表明，土层锚杆的界面黏滑特性导致剪应力重新调整分配，调整后锚杆剪切位移、轴力及剪应力均有所上升.徐优林[3]研究了土层锚杆的蠕变特性.Ehrlich等[4]研究了深基坑开挖过程中不同阶段的土钉和锚杆的轴力分布及变化特征.张钦喜等[5]进行了基坑的锚杆监测，发现不同层锚杆的拉力变化出现不同的趋势.张钦喜等[6]研究了不同土层中锚杆的侧摩阻力分布形态.张康[7]研究了基坑开挖过程中锚杆的受力变化特征.以上研究主要针对普通拉力型锚杆，探讨与研究其在拉拔过程或基坑开挖支护过程中的受力状况.

与普通拉力型锚杆相比，压力型锚杆(见图1)受荷后其固定段内的灌浆体处于受压状态.其借助无粘结钢绞线(或带套管钢筋)和特制的承载体，将荷载直接传至底部的承载体，由底端向固定段的顶端传递[8]，注浆体在三向受压状态下更能充分发挥其性能，锚固效果更为显著[9].国内外很多学者从理论和试验上探索了压力型锚杆的承载特性.Kim[10]采用足尺模型试验对风化土中拉压锚杆的锚固性能进行了对比研究.卢黎等[11]根据Kelvin解，推导了压力型锚杆锚固段的弹性黏结应力和正应力分布方程，并分析了岩土各参数对锚固段应力分布的影响.顾培英等[12]研究了饱和粉砂土中压力分散型锚杆锚固体侧摩阻力分布规律.张爱民等[13]推导出压力型锚杆灌浆体与岩土体界面间的位移及剪应力分布曲线，得出锚固段的锚固效应特性.张永兴等[14]采用模型试验，研究了压力型锚杆的位移特性及破坏模式，并提出最佳锚杆长度的基本范围.赵明华等[15]应用能量原理，分析了压力型锚杆的受力及位移特征，认为压力型锚杆的工作性状为弹性阶段和塑性阶段(工作荷载即将接近极限荷载).贺建清等[9]通过理论计算，确定了有效锚固长度的计算公式，分析了岩土体力学参数对锚固长度的影响.渠红霞[16]进行了室内锚固系统拉拔蠕变试验，研究了压力型锚杆锚固段的流变特性.

图1 压力型锚杆

为了进一步研究土层锚杆的工作原理及受力特性，笔者所在课题组进行了一系列室内模型试验，主要探讨土层锚杆在地面荷载作用下的受力特征.关于全长黏结型土层锚杆的受力特性，已在文献[17- 18]中进行了详细分析.此外，笔者所在课题组还分别进行了压力和拉力端锚型土层锚杆的室内模型试验，文中主要从锚杆的位置出发，对各级地面荷载作用下压力端锚型锚杆的轴向应变分布曲线进行分析，在此基础上探讨边坡及锚杆的破坏特征，以期为公路边坡及基坑锚杆支护的研究工作及工程应用提供一些有益的思路与参考.

1 模型试验简介

本次试验模拟一坡高5 m、坡率为1∶0.75的人工边坡，模型土采自西安市南郊某基坑开挖工地，为粉质黏土.模型尺寸为2.0 m×1.7 m×1.3 m(宽×深×高).锚杆共设置3层、4列，杆体采用外径8 mm的铝管模拟，承载体采用2 cm厚的Q235钢板制作.注浆材料使用石膏、淀粉、砂和水的混合物.模型的几何相似常数Cl=5，密度相似常数Cρ=1，应力相似常数Cσ=5.制作模型前，在模型箱内壁画好3 cm间隔的等高线，根据模型设计尺寸分次将所需质量的湿土倒入模型箱内，用重锤夯实至标线位置，分层填筑模型.模型制作过程同文献[17- 18]，在此不再赘述.图2为模型立面图和剖面图.

图2 模型立面与剖面图

加载时，在假定滑坡体坡顶放置一厚50 mm的垫板，通过反力架用千斤顶于垫板上加载，使坡体受均布荷载，如图2(b)所示.首次千斤顶加载0.5 MPa，之后每次加载幅值为0.5 MPa.每级荷载加载后，每隔5 min进行一次数据采集，直到同一应变测点连续两次采集的数据差值小于5×10-6时，即认为坡体变形基本稳定，然后进行下一级荷载的加载，直到滑坡体出现大于2 cm的下滑位移时，试验终止.本试验最终加载至7.0 MPa.试验完成后，于滑床内取未扰动土样，测定其参数如表1所示.

表1 模型土的物理力学参数

2 试验结果及分析

2.1 土层锚杆轴向应变变化过程

人工边坡不同于天然边坡,它一般属于欠固结土，具有较大的压缩性，如果在坡顶受到较大荷载时，发生剪切破坏的危险往往大于天然边坡.因此，文中以加载过程中不同阶段的锚杆应变值为分析对象，分析锚杆在加载过程中的受力变化特征.以第2列顶层锚杆(①-3)的第7测点、中层锚杆(②-3)的第10测点和底层锚杆(③-3)的第9测点(3点均位于自由段)为例，各测点在各级荷载加载初期的应变值变化规律、加载后应变最大值的变化规律和加载稳定后的应变值变化规律分别如图3所示.

图3 各级荷载作用过程中各层锚杆轴向应变值

Fig. 3 Axial strain of anchor bars in each row during each step loading

图3显示，在各级荷载加载过程中，不论加载初期、中期还是后期，顶层锚杆自由段的应变值水平始终保持最大，而底层锚杆自由段的应变值水平最小.说明荷载由地面传递到土层，再由土层传递到锚杆的过程中，上层锚杆始终起着主导作用，承担大部分荷载.地面荷载作用初期，各测点应变值随着荷载的增加而增大，但增大幅度逐渐变小；各测点应变最大值在3.0 MPa时出现突变，而后增大幅度也逐渐变小；各测点稳定后应变值随荷载的增加先增大后减小.说明锚杆的受力最大值出现在加载后某一时刻，之后慢慢趋于一稳定值；地面荷载为3.0 MPa时，顶层锚杆和中层锚杆测点应变值发生突变，这可能有两方面原因：一是稳定土体内压缩变形突增导致土体粘聚力和内摩擦角发生突变，二是稳定土体和滑坡体发生相对压缩变形导致锚杆发生弯曲；地面荷载较大(6.0、7.0 MPa)时，稳定后锚杆各测点应变值随地面荷载的增加反而降低，锚杆发生黏滑，边坡逐渐失稳.此外，需要说明的是，图3中地面荷载为6.0 MPa时，锚杆轴向应变曲线均出现了“凹”点，这可能是由锚杆上应变片黏贴误差引起的.

在1.0～7.0 MPa的加载过程中，每级荷载加载初期(见图3(a))和锚杆应变值达到稳定(见图3(c))时，随着地面荷载的逐级增大，各层锚杆自由段应变值变化形态相似.而在每级荷载传递过程中，锚杆自由段轴向应变值达到最大时，顶层锚杆和中层锚杆的轴向应变值变化趋势不同于底层锚杆.当地面荷载为3.0 MPa时，顶层锚杆和中层锚杆的轴向应变值最大，顶层锚杆(测点7)的轴向应变值为4.419×10-3(地面荷载为4.0、5.0、6.0和7.0 MPa时该测点的应变值分别为2.784×10-3、3.322×10-3、2.137×10-3和3.650×10-3)，中层锚杆(测点10)的轴向应变值为4.190×10-3(地面荷载为4.0、5.0、6.0和7.0 MPa时该测点的应变值分别为2.567×10-3、2.850×10-3、1.941×10-3和2.806×10-3).这与试验中边坡顶面的沉降变形观测记录是一致的.在1.0 ～ 3.0 MPa的加载过程中都观测到了明显的沉降变形，加载3.0 MPa时，沉降最为明显，但边坡前缘并没有观测到明显的下滑迹象，说明在此加载过程中，主要是边坡土体的压实过程.可见，对于锚杆支护的人工边坡，如果地面荷载较小时，仅仅会对边坡起到压实作用，锚杆受力较小，是较为安全的.但荷载传递复杂，当地面荷载较大时，要及时做好荷载作用前期的变形监测.

2.2 分级荷载作用下各层锚杆轴向应变分布

因为瞬间的高荷载往往最容易引起土体的破坏，因此取各级荷载下锚杆轴向应变值最大时的状态进行分析.图4为各级荷载作用下第2列顶层锚杆(①-3)、中层锚杆(②-3)、底层锚杆(③-3)轴向应变分布曲线.其中下层锚杆的测点10应变片发生短路破坏，因此该测点数据缺失.根据试验过程中锚杆的轴向应变值变化及边坡变形的观测情况，分析中将初始施加荷载定义为低荷载(1.0 MPa)，对边坡进一步压实的荷载定义为中级荷载(2.0、3.0 MPa)，对边坡已基本无压实作用的较高荷载定义为高荷载(4.0、5.0、6.0、7.0 MPa).

图4 各级荷载作用下各层锚杆轴向应变分布图

Fig. 4 Axial strain distribution of anchor bars in each row under step loading

2.2.1 低荷载作用

荷载为1.0 MPa作用下，各层锚杆轴向应变值较小，且锚固段与自由段应变值相差不大.顶层锚杆的应变范围为0.422×10-3～ 0.534×10-3，中层锚杆的应变范围为0.287×10-3～ 0.476×10-3，底层锚杆的应变范围为0.012×10-3～ 0.162×10-3.整体看来，坡体内部发生了应力重分布，随之锚杆的受力也发生了微小的变化.分析原因，主要是因为边坡土层比较松散，小荷载作用时，土体处于被压实过程.处于被压实范围土体内的锚杆在压实作用下发生了整体的向下位移，基本不受轴向力，处于压实范围外的锚固段部分分担了由于滑坡体发生向下的相对位移而引起的拉力.此时，边坡仍处于稳定状态，顶层锚杆和中间锚杆起主要的荷载承担作用，底层锚杆附近由于基本没发生相对位移，基本不受力.对于该模型边坡，此荷载的向下传递作用是有限的，仅仅对边坡的上部起到压实作用.

2.2.2 中级荷载作用

地面荷载加至2.0 MPa时，顶层锚杆和中层锚杆的轴向应变发生突增现象，而底层锚杆的受力变化不大；当荷载增至3.0 MPa时，各层锚杆轴向应变值均迅速增大，但应变值分布曲线仍然比较平坦.此时，整个土锚复合体内的应力场仍然在不断调整，以达到一个最稳定的状态.各层锚杆的轴向应变值依然保持顶层最大、底层最小的规律.但各层锚杆的锚固段末端出现了应变值曲线下落的趋势，说明锚杆末端除了受到拉应力外，还发生了弯曲变形(从试验后挖出的锚杆模型得以证实)，锚固段并没有完全发挥作用.分析锚固段杆体发生弯曲的原因，可能由于边坡压实部分与未压实部分相对压缩变形过大而引起.

2.2.3 高荷载作用

坡顶荷载增至4.0 MPa时，顶层锚杆和中层锚杆的轴向应变值均发生减小，但锚固段应变曲线斜率有所提升，说明锚固段逐渐起到了加固边坡的作用；此时，底层锚杆的轴向应变值仍然增加，且锚固段应变曲线斜率也有所增大,这说明整个锚杆系统正在逐渐承担坡体的下滑力.

荷载为5.0 MPa时，中层锚杆和底层锚杆的应变曲线均发生下移现象，但三层锚杆的锚固段应变曲线斜率均增大.当荷载增至6.0 MPa时，顶层锚杆的应变曲线也发生了下移.此时，在坡体前缘观测到了滑移迹象，但不太明显.锚杆轴向应变值的降低说明锚杆已开始被拔出，坡体进入破坏阶段，各层锚杆的分担荷载作用更为明显.此时，坡体由极限平衡状态向失稳状态过渡，锚固模型底部的面层上首先出现细小、密集的裂纹，底层锚杆的应变峰值发生内移.荷载继续增大至7.0 MPa时，坡体有了明显下滑迹象，开始向下滑移.底层锚杆因承担不了坡面荷载传来的下滑力而被拔出，坡体破坏.试验结束后，底层锚杆的锚固段末端点处出现一道宽为2 cm左右的裂缝，这也进一步证明了底层锚杆在荷载作用下的抗下滑能力.

荷载从1.0 MPa增至7.0 MPa的过程中，各层锚杆的受力变化是不一样的，抗滑作用也随着荷载的增大发生变化.在进行边坡锚杆分析计算时，应考虑地面荷载的分布区域.如果整个锚固区域上方均分布地面荷载，则不用考虑锚杆的弯曲变形，否则弯曲变形是不能忽略的.

3 结论

(1)对于人工边坡，地面荷载作用时，荷载传递过程中锚杆受到的力最大；最危险荷载是在边坡压实过程中的边坡所受的最大荷载.因此，在进行人工边坡的压实过程中，一定要压实彻底，以免在使用期间发生破坏.

(2)荷载为1.0 MPa的小荷载作用时，处于被压实范围土体内的锚杆在压实作用下发生了整体向下的位移，基本不受轴向力，处于压实范围外的锚固段部分分担了由于滑坡体发生向下的相对位移而引起的拉力；荷载为2.0～3.0 MPa的中级荷载作用时，土体仍然处于被压实过程，各层锚杆杆体的轴向应变沿长度分布变化不大.荷载为4.0 MPa以上的高荷载作用下，锚杆锚固段逐渐起到了加固边坡的作用，整个锚杆系统承担坡体的下滑力，直至最后发生破坏.在实际工程中，针对人工土质边坡的具体情况，可参考文中试验结果进行不同地面荷载作用下的稳定计算.

(3)进行边坡锚杆分析计算时，应考虑地面荷载的分布范围.范围不同，导致边坡体内压缩变形不同，锚杆受力也不同.

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Experimental Investigation into Load Bearing Features of Compression- Type Soil Anchors Under Step-Loading

HAOJian-binMENYu-mingWANGBan-qiao

(School of Geology Engineering and Geomatics,Chang’an University,Xi’an 710054,Shaanxi,China)

By model tests,the working condition of compression-type anchors in a man-made soil slope is simulated under the surface-loading. Then,the axial strain characteristics of the anchor bars in each row are investigated under the step-loading,and the changes of the strain with the loading time are also discussed. The results show that (1) for a man-made slope,the most dangerous stage under the surface loading appears during the load transferring,and an additional load will be added to the anchors when the slope is compacted by the surface-loading;(2) under a small load,the bottom anchors in the range of the compacted soil integrally move downward under the compaction and bear no axial force,but the top and middle anchors with their grouted sections beyond the compacted soil are loaded with less tension that is caused by the landslide displacement;(3) under a middle load,the soil is still in the compacted process,and the axial strain distribution of each anchor along its length shows little change;and (4) under a high load,the anchorage sections of all anchors play a gradually active role in strengthening the slope and jointly bear the slope sliding force until the slope failure.

compression-type anchor;model test;ground load；axial strain;man-made slope

2015- 10- 19

国家自然科学基金资助项目(41440021)；长安大学中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(2013G2261010) Foundation item: Supported by the National Natural Science Foundation of China(41440021)

郝建斌(1975-)，女，博士，副教授，主要从事岩土体稳定及安全性评价研究.E-mail:dcdgx28@chd.edu.cn

1000- 565X(2016)10- 0104- 06

TU 431

10.3969/j.issn.1000-565X.2016.10.015