馮 君，賴 冰，張圣亮，王 鐸，劉 淵

（西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川 成都 610031）

錨桿技術(shù)作為解決基坑、邊坡、隧道等巖土工程問題的有效手段之一，已有悠久的歷史.然而，由于鋼筋錨桿在實(shí)際工程中極易遭受環(huán)境腐蝕[1]，其長(zhǎng)期服役的安全、經(jīng)濟(jì)性能難以保證.纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（fiber reinforced polymer，F(xiàn)RP）為該問題提供了一種新的解決方式.常用的FRP筋主要有芳綸纖維（AFRP）筋、玄武巖纖維（BFRP）筋、碳纖維（CFRP）筋和玻璃纖維（GFRP）筋[2].BFRP筋具有高強(qiáng)輕質(zhì)、耐腐蝕、材料來源豐富等優(yōu)點(diǎn)，用作錨桿可更好地協(xié)調(diào)錨固系統(tǒng)的變形，在高速鐵路、公路邊坡處理和隧道圍巖加固等巖土領(lǐng)域具有極大的綜合經(jīng)濟(jì)效益和廣闊的應(yīng)用前景[3].某高原鐵路沿線坡高谷深、氣候多變、地震頻發(fā)，高陡地形環(huán)境、高寒環(huán)境及高烈度條件對(duì)地質(zhì)災(zāi)害防治技術(shù)提出了新的挑戰(zhàn)[4]，相比于傳統(tǒng)的鋼筋錨桿，若采用質(zhì)量更輕、耐久性更好的BFRP筋，將更為有效地解決巖土加固工程耐久性問題.

由錨桿、灌漿體、巖土體組成的錨固體系存在著兩個(gè)顯著的界面：錨桿-灌漿體膠結(jié)面（第一界面）和灌漿體-巖土體膠結(jié)面（第二界面）[5-6].由于界面兩側(cè)材料性質(zhì)不同，錨桿在廣義荷載的作用下極易產(chǎn)生應(yīng)力傳遞不均、變形不協(xié)調(diào)等問題，使得錨桿多沿這兩個(gè)薄弱界面發(fā)生破壞.其中小直徑錨桿主要表現(xiàn)出第一界面破壞，而大直徑錨桿主要表現(xiàn)出第二界面破壞[7].

吳芳等[8-10]從錨桿直徑、錨固長(zhǎng)度、埋置深度、錨固基質(zhì)材料等方面對(duì)BFRP錨桿進(jìn)行了黏結(jié)性能試驗(yàn)；張紹逸[11]也針對(duì)BFRP錨桿系統(tǒng)破壞機(jī)理進(jìn)行了相關(guān)研究.但目前這些針對(duì)BFRP錨桿的研究主要集中在整體荷載位移關(guān)系和第一界面力學(xué)行為，對(duì)于第二界面的研究則有待完善；而且BFRP材料模量明顯小于鋼筋（約為鋼材的1/4），BFRP錨固系統(tǒng)的變形協(xié)調(diào)和應(yīng)力分布規(guī)律等問題亦有待進(jìn)一步厘清[11-12]；理論和試驗(yàn)研究滯后于實(shí)際工程應(yīng)用的現(xiàn)狀，也制約了BFRP錨桿相關(guān)規(guī)范的編制和推廣應(yīng)用[13].

為進(jìn)一步探究BFRP錨桿的界面力學(xué)行為，針對(duì)廣泛存在于四川省西部山區(qū)的崩坡積混合土這一特殊土質(zhì)，開展BFRP錨桿室內(nèi)拉拔試驗(yàn).試驗(yàn)通過對(duì)錨桿類型、錨桿直徑、錨固長(zhǎng)度以及灌漿體直徑等因素的研究，分析錨固體系的破壞模式和破壞機(jī)理、極限承載能力以及界面黏結(jié)強(qiáng)度的影響規(guī)律.

1 室內(nèi)試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)裝置主要包括加載架和模型箱（圖1）.

圖1 試驗(yàn)裝置Fig.1 Test device

模型箱尺寸（長(zhǎng) × 寬 × 高）為160 cm × 60 cm ×60 cm，箱體前端中心處加工一個(gè)13 cm孔徑的開孔.利用兩個(gè)滑輪、鋼絲繩將吊籃和錨桿的鋼套筒相連，并通過添加加載物（10 kg標(biāo)準(zhǔn)砝碼）的方法對(duì)錨桿持續(xù)作用穩(wěn)定的水平拉拔荷載.

1.2 試驗(yàn)材料

1）錨桿材料

錨桿材料包括BFRP錨桿和鋼錨桿兩種類型：BFRP錨桿采用商業(yè)全螺紋玄武巖復(fù)合筋；鋼錨桿采用16 mm Ⅲ級(jí)螺紋鋼.相關(guān)物理力學(xué)參數(shù)如表1所示.

表1 錨桿力學(xué)參數(shù)Tab.1 Mechanical parameters of bolts

2）試驗(yàn)土體

崩坡積混合土是西南山區(qū)工程建設(shè)中常碰到的一類特殊土，具有級(jí)配不連續(xù)、均勻性差的特點(diǎn)，容易發(fā)生邊坡失穩(wěn)，往往是巖土加固的重點(diǎn).本次試驗(yàn)的現(xiàn)場(chǎng)原狀土地點(diǎn)為四川省都江堰虹口鄉(xiāng)岷江兩岸處[14]，原狀土中有較多大顆粒，不可直接用于室內(nèi)試驗(yàn)，故將粒徑曲線予以縮尺處理[15-16].《土工試驗(yàn)規(guī)程》推薦的方法有剔除法、等量替代法、相似級(jí)配法、混合法.對(duì)試驗(yàn)土體進(jìn)行試配（采用特定目數(shù)標(biāo)準(zhǔn)石英砂和粉質(zhì)黏土），最終采用混合縮尺方法（先相似級(jí)配后等量替代）得到的試驗(yàn)土滿足要求.其中，相似級(jí)配的縮小系數(shù)n= 8，等量替代的粒徑區(qū)間為2 ～ 5 mm.原狀土和試驗(yàn)土的參數(shù)對(duì)比見表2，粒徑級(jí)配曲線如圖2所示.

表2 物理力學(xué)參數(shù)Tab.2 Physical and mechanical parameters

圖2 粒徑級(jí)配曲線Fig.2 Grain size distribution curves

3）灌漿體

灌漿體由水泥砂漿灌注成型，配合比為水∶水泥∶砂 = 0.45∶1∶1.水泥采用P.O 42.5；砂含泥量為1.34%，細(xì)度模數(shù)為2.7，中砂；灌漿體密度為2300 kg/m3.在同條件下進(jìn)行為期30 d的養(yǎng)護(hù)后，所得立方體試塊的抗壓強(qiáng)度為44.2 ～ 49.0 MPa，均值46.8 MPa.

1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)中，錨桿實(shí)際埋深為0.3 m，模型箱土體表面加堆載，上覆荷載計(jì)5.55 kPa，等效總覆土厚為0.6 m.由于BFRP錨桿抗壓、抗剪強(qiáng)度低較，試驗(yàn)使用黏結(jié)型錨具對(duì)無縫鋼管采用環(huán)氧樹脂進(jìn)行加工，再將該管與BFRP錨桿進(jìn)行黏結(jié)處理，最后固化成型.為測(cè)得灌漿體表面應(yīng)變，對(duì)灌漿體貼片、拉毛后再埋入模型箱.灌漿體的模具分別為內(nèi)徑65、85、105 mm的標(biāo)準(zhǔn)PE管，并保證灌漿時(shí)使錨桿居中.經(jīng)養(yǎng)護(hù)拆模，對(duì)灌漿體表面采用水泥砂漿進(jìn)行拉毛粗糙處理，單側(cè)拉毛厚度控制在2.5 mm左右.試驗(yàn)采用應(yīng)變儀對(duì)錨桿、灌漿體表面應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行測(cè)量，采用百分表測(cè)量錨桿桿頭和灌漿體前端面的位移.

本次試驗(yàn)分為12組，通過單因素分析的方法，對(duì)錨桿類型、錨桿直徑、錨固段長(zhǎng)度以及灌漿體直徑等多個(gè)因素進(jìn)行相關(guān)研究.錨桿均以“B/S?A?G?”進(jìn)行命名（B/S為BFRP錨桿/鋼錨桿直徑；A為錨固長(zhǎng)度；G為灌漿體直徑），試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)見表3.

表3 試件方案參數(shù)Tab.3 Specimen parameters

為分析錨固系統(tǒng)受力狀態(tài)，在錨桿桿體表面及灌漿體表面均布置應(yīng)變測(cè)點(diǎn).測(cè)點(diǎn)布置成前密后疏的形式，灌漿體表面對(duì)稱貼片，如圖3所示.為方便分析，從左至右依次命名為測(cè)點(diǎn)Ⅰ ～ 測(cè)點(diǎn)Ⅳ/Ⅴ/Ⅵ.

圖3 測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Measuring points layout

1.4 試驗(yàn)過程

試驗(yàn)前，將模型箱邊界底部、側(cè)壁均勻涂抹一層凡士林.粉質(zhì)黏土、標(biāo)準(zhǔn)石英砂、水?dāng)嚢杈鶆蚝?，將其置于模型箱?nèi)進(jìn)行分層填筑并壓實(shí)，至1/2高度時(shí)，將室內(nèi)養(yǎng)護(hù)30 d后的灌漿體沿縱向水平居中擺放，應(yīng)變片貼在左、右兩側(cè).此外，孔口處還需要進(jìn)行臨時(shí)遮擋、木槌夯實(shí).填土后，于土體上表面堆載重物.試驗(yàn)采用標(biāo)準(zhǔn)砝碼進(jìn)行加載，初始加載質(zhì)量為40 kg/次，持荷2 min；至某級(jí)荷載，百分表讀數(shù)不能趨穩(wěn)，將分級(jí)質(zhì)量減至20 kg/次，持荷1 min；進(jìn)而降低至10 kg/次，持荷0.5 min，直到試驗(yàn)破壞.當(dāng)出現(xiàn)以下任一情況時(shí)判定試驗(yàn)發(fā)生破壞：1）桿體劈裂或斷裂破壞；2）錨桿從灌漿體拔出；3）灌漿體從土體中拔出.

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞模式

隨拉拔荷載增大，試驗(yàn)過程主要經(jīng)歷以下3個(gè)階段：荷載較小，錨桿拉拔位移及其增幅均較小，此時(shí)處于彈性變形階段；荷載增加，百分表讀數(shù)開始非線性增加，錨固系統(tǒng)進(jìn)入塑性滑移階段；荷載繼續(xù)增加，錨桿拔出位移陡增、模型箱內(nèi)發(fā)出粗顆粒磨碎聲，錨固系統(tǒng)進(jìn)入滑動(dòng)破壞階段.試驗(yàn)結(jié)束后，觀察到灌漿體表面存在輕微的磨損痕跡，整體仍較完整.

其中4組實(shí)驗(yàn)的灌漿體出現(xiàn)貫通內(nèi)部的環(huán)向裂縫：試驗(yàn)B16A1.6G90環(huán)向裂縫位于測(cè)點(diǎn)Ⅱ前，試驗(yàn)B20A1.6G90、B16A1.2G110環(huán)向裂縫位于測(cè)點(diǎn)Ⅲ前，試驗(yàn)B16A1.2G70環(huán)向裂縫位于測(cè)點(diǎn)Ⅱ前、微裂縫位于測(cè)點(diǎn)Ⅲ后（圖4）.分析環(huán)向裂縫所產(chǎn)生的原因及其位置，可能是由于灌漿不均勻、養(yǎng)護(hù)時(shí)溫度發(fā)生變化等情況所導(dǎo)致.

圖4 試驗(yàn)B16A1.2G70灌漿體裂縫Fig.4 Grouting bond cracks in test B16A1.2G70

FRP錨桿的破壞有4種典型形式（圖5）：1）桿體斷裂/劈裂破壞，發(fā)生于桿體內(nèi)部可能存在“弱”纖維、微裂縫等缺陷，或黏結(jié)界面?zhèn)鬟f給錨桿的剪切應(yīng)力超過了錨桿材料的抗剪強(qiáng)度；2）錨桿拔出破壞（第一界面破壞），由于錨桿-灌漿體膠結(jié)面抗剪強(qiáng)度不足導(dǎo)致；3）灌漿體拔出破壞（第二界面破壞），發(fā)生于當(dāng)灌漿體與巖土體界面的黏結(jié)性能比較薄弱時(shí)；4）巖土體破壞（廣義第三界面破壞），灌漿體和周圍巖土體以倒錐形態(tài)拔出，多發(fā)生于力學(xué)性能較差的地層錨固體系中[7-17].本次試驗(yàn)上覆土層壓力較小，第二界面的黏結(jié)強(qiáng)度相對(duì)較弱，其破壞形式為第二界面破壞（圖6）.該結(jié)果可以與實(shí)際錨固工程中重力、低壓滲透注漿以及黃土、黏性土中灌漿等弱二界面情況進(jìn)行對(duì)照.

圖5 FRP錨固系統(tǒng)典型破壞形式Fig.5 Typical failure modes of FRP anchorage system

圖6 錨固系統(tǒng)的破壞形式Fig.6 Failure modes of anchorage systems

2.2 荷載-位移曲線

典型的荷載-位移（P-s）曲線見圖7，其中橫坐標(biāo)為灌漿體前端面位移.由于試驗(yàn)加載為荷載控制式，未能測(cè)出下降曲線段.

圖7 典型荷載-位移曲線Fig.7 Typical load-displacement curves

由圖7可知，其P-s曲線可分為3個(gè)階段：1）彈性變形階段，該階段錨桿處于彈性變形階段，P-s曲線基本為直線型，該階段與下一階段的交界點(diǎn)即為“彈性臨界點(diǎn)”；2）塑性滑移階段，隨荷載增加，錨桿進(jìn)入彈塑性階段，P-s曲線斜率逐漸變小并向橫坐標(biāo)軸偏移，灌漿體在第二界面范圍內(nèi)產(chǎn)生了塑性變形，并存在滑移、錯(cuò)動(dòng)，該階段與下一階段的交界點(diǎn)即為“塑性臨界點(diǎn)”，而改點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的荷載稱為“極限荷載”；3）滑動(dòng)破壞階段，當(dāng)荷載達(dá)到極限值時(shí)，位移迅速增加，錨固體不再保持受力平衡且快速拔出，此時(shí)灌漿體與巖土體完全脫粘，其間僅存在殘余剪應(yīng)力，即接觸界面的摩擦力.因本次試驗(yàn)采用應(yīng)力控制加載，無法測(cè)出殘余力，因此未能得到滑移破壞階段的荷載-位移曲線.試驗(yàn)的彈性臨界點(diǎn)位移較小，此時(shí)荷載為拉拔荷載極限值的20% ～ 28%.

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 極限拉拔荷載與界面平均剪應(yīng)力

試驗(yàn)破壞形式均為第二界面破壞，極限拉拔荷載較小，基于“平均剪應(yīng)力”概念可計(jì)算破壞時(shí)錨桿第一界面平均剪應(yīng)力（式（1））和第二界面平均黏結(jié)強(qiáng)度（式（2）），該參數(shù)是目前工程設(shè)計(jì)中計(jì)算錨桿抗拔能力的重要參數(shù).

式中：τ1為第一界面平均剪應(yīng)力，kPa；τ2為第二界面平均黏結(jié)強(qiáng)度，kPa；Pmax為極限拉拔荷載，kN；d、G、L分別為錨桿直徑、灌漿體直徑和錨固長(zhǎng)度，m.

錨桿的極限拉拔荷載與界面平均剪應(yīng)力見表4.由表可知：錨桿極限拉拔荷載為3.0 ～ 4.9 kN；第一界面平均剪應(yīng)力為45 ～ 101 kPa；第二界面平均黏結(jié)強(qiáng)度為10.0 ～ 14.8 kPa，說明試驗(yàn)錨桿的第二界面強(qiáng)度較弱.

表4 拉拔試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Experimental results of pullout test

3.2 錨桿應(yīng)力

達(dá)到極限荷載時(shí)錨桿軸向正應(yīng)力分布如圖8所示.由圖可知，多數(shù)錨桿軸向應(yīng)力的最大值位于加載的最前端，應(yīng)力沿軸向非均勻迅速衰減；但對(duì)于灌漿體有環(huán)向裂縫的錨桿，最大軸向應(yīng)力不出現(xiàn)在最前端，同時(shí)應(yīng)力水平略低，沿軸向呈單峰形式分布.可見，灌漿體若出現(xiàn)環(huán)向裂縫，錨桿軸向應(yīng)力分布將趨于均勻，而不是主要集中于前端，這與傳統(tǒng)的理論分析結(jié)果不同.由于灌漿體所處的拉應(yīng)力狀態(tài)以及水泥材料的收縮干裂特性，實(shí)際工程中灌漿體出現(xiàn)裂縫的可能性是存在的.本次試驗(yàn)錨桿應(yīng)力水平較低，環(huán)向裂縫的存在實(shí)際上對(duì)整體承載能力的影響不顯著，但在實(shí)際工程中，錨桿的應(yīng)力水平往往較大，環(huán)向裂縫對(duì)承載性能可能存在較大影響，但受限于試驗(yàn)條件，其相關(guān)機(jī)理有待今后進(jìn)一步研究.

圖8 錨桿軸向應(yīng)力分布Fig.8 Axial distribution of anchor normal stress

3.3 灌漿體應(yīng)力

灌漿體軸向正應(yīng)力分布如圖9所示，灌漿體軸應(yīng)力的最大值范圍在300 ～ 880 kPa，沿軸向均呈單峰形式，其峰值點(diǎn)并非位于錨固段最前端，其原因是荷載是首先加到錨桿桿體上，然后荷載再通過桿體與灌漿體的界面?zhèn)鬟f給灌漿體.同錨桿桿體相比，灌漿體軸向正應(yīng)力的分布更均勻，峰值點(diǎn)的位置較靠后，衰減段的衰減速度也較小.

圖9 灌漿體軸向應(yīng)力分布Fig.9 Axial distribution of grouting body normal stress

3.4 承載性能影響因素分析

錨桿拉拔試驗(yàn)的影響因素包括錨桿種類、直徑、灌漿體直徑和錨固段長(zhǎng)度.

1）錨桿直徑的影響

圖10給出了不同錨桿直徑情況下的試驗(yàn)結(jié)果.由于此次試驗(yàn)均為第二界面拔出破壞，而第一界面并未出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，因此錨桿與灌漿體界面并未達(dá)到極限狀態(tài).由圖10可知：BFRP錨桿第一界面的剪應(yīng)力隨桿體直徑的增加呈現(xiàn)出逐漸降低的趨勢(shì)，桿體直徑對(duì)極限拉拔荷載、第二界面平均黏結(jié)強(qiáng)度影響表現(xiàn)并不明顯.只要保證錨桿桿體不被拔出和桿體材料破壞，采用較小直徑的錨桿是可行的，而且經(jīng)濟(jì)性更好.當(dāng)然，這只是針對(duì)拉拔時(shí)的軸向受力情況，如果考慮實(shí)際工程中錨桿可能受剪切作用，錨桿直徑則不宜太小.

圖10 錨桿直徑的影響Fig.10 Influence of bolt diameter

2）錨桿類型的影響

如表5所示，鋼錨桿、BFRP錨桿在極限荷載、第一和第二界面均值剪應(yīng)力方面基本相同（A= 1.2 mm，G= 90 mm），差別在5%左右.BFRP錨桿與鋼錨桿的承載性能相當(dāng).因此，在實(shí)際工程中，完全可以使用BFRP錨桿替代傳統(tǒng)鋼筋錨桿進(jìn)行邊坡加固，尤其是在環(huán)境氣候極端惡劣的地區(qū)， 如某高原鐵路沿線，高海拔、高陡地形對(duì)錨固結(jié)構(gòu)的施工和耐久性都提出了更高的要求.BFRP錨桿較鋼筋錨桿而言，其重量?jī)H為鋼筋的1/4，運(yùn)輸方便；也不存在腐蝕問題，后期維護(hù)工程量小.

表5 錨桿類型的影響Tab.5 Influence of anchor type

3）錨固長(zhǎng)度的影響

圖11為不同錨桿長(zhǎng)度情況下的試驗(yàn)結(jié)果.由圖11可知：錨桿平均黏結(jié)強(qiáng)度、第一界面剪應(yīng)力隨錨固長(zhǎng)度的增加而減小，極限荷載隨錨固長(zhǎng)度的增加而增加，但增幅減?。ū?）.結(jié)果表明，錨桿存在臨界錨固長(zhǎng)度，即隨錨固長(zhǎng)度的增加，錨桿后端發(fā)揮的作用將越來越小，當(dāng)錨固長(zhǎng)度大于“臨界錨固長(zhǎng)度”時(shí)，錨桿的極限承載能力不再增加.

表6 極限拉拔荷載增幅Tab.6 Increasing range of ultimate pullout load%

圖11 錨固長(zhǎng)度的影響Fig.11 Influence of anchorage length

4）灌漿體直徑的影響

表7為不同灌漿體直徑情況下的試驗(yàn)結(jié)果.由表7可以看出：極限拉拔荷載和第一界面剪應(yīng)力隨灌漿體直徑的增加而增加，直徑從90 mm增加至110 mm，極限抗拔荷載增加約12%；第二界面平均黏結(jié)強(qiáng)度隨灌漿體直徑的增加而減?。桓鶕?jù)規(guī)范計(jì)算方法，砂漿錨桿極限拉拔荷載與灌漿體直徑成正比，直徑從90 mm增加至110 mm，拉拔荷載應(yīng)該增加22%，但是試驗(yàn)結(jié)果增幅僅為12%.其原因可能是混合土顆粒級(jí)配不連續(xù)、均勻性差的特點(diǎn)造成鉆孔大小對(duì)界面強(qiáng)度產(chǎn)生一定影響，孔徑越大，界面強(qiáng)度越低.

表7 灌漿體直徑的影響Tab.7 Influence of grouting body diameter

綜上所述，對(duì)于混合土，設(shè)計(jì)時(shí)若采用增大灌漿體直徑來提高錨桿拉拔能力的方法，需要考慮孔徑效應(yīng)進(jìn)行一定的折減.在本文試驗(yàn)條件下，通過孔徑90 mm測(cè)得第二界面黏結(jié)強(qiáng)度，將此值用于110 mm孔徑的設(shè)計(jì)時(shí)則需進(jìn)行折減，折減系數(shù)為(1+12%)/(1+22%)=0.92，但該折減系數(shù)所受影響因素較多.

4 結(jié) 論

1）混合土中BFRP錨桿破壞模式為灌漿體拔出破壞，荷載位移曲線呈3階段形式，試驗(yàn)彈性臨界荷載為極限荷載的20% ～ 28%.

2）灌漿體環(huán)向裂縫使錨桿的軸向應(yīng)力分布發(fā)生變化，沿桿體呈單峰形式分布，錨固段前部的應(yīng)力集中程度降低.在實(shí)際工程中需注意灌漿體裂縫對(duì)其承載性能的影響.

3）混合土中灌漿體直徑大小對(duì)其界面強(qiáng)度存在影響，孔徑越大則界面強(qiáng)度越低，實(shí)際工程設(shè)計(jì)時(shí)，若通過增大灌漿體直徑來提高錨桿抗拔能力，需要考慮孔徑效應(yīng)進(jìn)行一定的折減.

本次試驗(yàn)尚存需改進(jìn)之處：試驗(yàn)上覆荷載相對(duì)較小，雖得出了一些規(guī)律性認(rèn)識(shí)，但是BFRP錨桿的承載性能并未完全發(fā)揮，數(shù)據(jù)直接用于實(shí)際工程存在一定限制；測(cè)試方法下一步可考慮利用“光纖光柵”取代應(yīng)變片，提高測(cè)試精度；灌漿體環(huán)向裂縫的作用機(jī)理以及混合土中孔徑效應(yīng)的量化還有待進(jìn)一步研究.