FLAC3D中錨桿剪切斷裂的數(shù)值實(shí)現(xiàn)與應(yīng)用

張志強(qiáng)，劉 銀，趙梓彤，李化云，2

(1.西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 四川 成都 610031；2.西華大學(xué) 土木建筑與環(huán)境學(xué)院，四川 成都 610039)

作為新奧法隧道支護(hù)體系中唯一能深入圍巖內(nèi)部的支護(hù)結(jié)構(gòu)，錨桿在地下工程圍巖穩(wěn)定性控制方面有著廣泛的應(yīng)用[1-4]。對(duì)處于大埋深、高地應(yīng)力等復(fù)雜地質(zhì)條件下的地下工程(交通隧道、煤礦巷道、水工隧道等)而言，當(dāng)圍巖中存在軟弱結(jié)構(gòu)面時(shí)，結(jié)構(gòu)面兩側(cè)巖體的相互錯(cuò)動(dòng)會(huì)使穿過結(jié)構(gòu)面的錨桿承受較大的剪切作用，此時(shí)，錨桿容易產(chǎn)生剪切斷裂而失去對(duì)圍巖形變的控制能力，甚至導(dǎo)致整個(gè)支護(hù)體系失效，引發(fā)圍巖大變形災(zāi)害[5-7]。

國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)錨固體中錨桿的抗剪機(jī)制以及地下工程中錨桿的剪斷機(jī)理進(jìn)行了許多研究。張偉等[8]基于錨桿的切向和軸向形變特征，建立了節(jié)理巖體錨固體中錨桿的剪切變形分析模型；Li等[9]通過室內(nèi)試驗(yàn)，對(duì)比分析了玻璃纖維錨桿與螺紋鋼錨桿錨固體在剪切荷載作用下的力學(xué)行為；陳文強(qiáng)等[10]建立了加錨結(jié)構(gòu)面抗剪強(qiáng)度計(jì)算模型，對(duì)剪切過程中錨桿的軸向和橫向作用進(jìn)行了分析；Forbes等[11]通過新的光纖測(cè)試技術(shù)，對(duì)錨固體剪切過程中錨桿的力學(xué)行為進(jìn)行了分析；肖同強(qiáng)等[6]通過建立肩角錨桿力學(xué)模型，揭示了深部構(gòu)造應(yīng)力區(qū)煤巷肩角錨桿剪斷機(jī)制；繆協(xié)興等[12]分析了綜放沿空巷道頂部全長黏結(jié)式錨桿承受剪切變形的機(jī)理；劉金海等[13]研究發(fā)現(xiàn)，深埋巷道肩角、肩窩處錨桿最容易在剪應(yīng)力作用下產(chǎn)生斷裂。同時(shí)，數(shù)值計(jì)算也常用于對(duì)錨桿的支護(hù)效果進(jìn)行分析。但目前的數(shù)值計(jì)算中[14-16]，均未考慮錨桿在剪切荷載作用下的斷裂效應(yīng)。因此，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果與實(shí)際支護(hù)效果不符，夸大錨桿的作用。

FLAC3D軟件在巖土工程大變形計(jì)算方面有著廣泛的應(yīng)用。根據(jù)特定研究目的，研究者采用FISH語言對(duì)軟件自帶的結(jié)構(gòu)單元進(jìn)行了針對(duì)性的二次開發(fā)。如李為騰等[17]將拉斷準(zhǔn)則引入FLAC3D中的CABLE單元，實(shí)現(xiàn)了錨桿的局部拉伸斷裂；劉少虹[18]提出了爆破震動(dòng)下錨桿單元破壞損傷判據(jù)，建立了基于FLAC3D平臺(tái)的錨桿軸力動(dòng)力損失修正模型；言志信[19]等將界面破壞時(shí)砂漿的應(yīng)力軟化效應(yīng)引入錨桿結(jié)構(gòu)單元，分析了地震作用下巖質(zhì)邊坡錨固界面的剪切失效過程。但這些二次開發(fā)模型均未考慮錨桿的剪斷效應(yīng)。

因此，本文基于FLAC3D軟件平臺(tái)，對(duì)PILE結(jié)構(gòu)單元進(jìn)行修正，使其能準(zhǔn)確地反映錨固體中錨桿剪切形變的全過程；然后將修正PILE單元用于地下工程圍巖穩(wěn)定性分析中，對(duì)錨桿的剪斷與拉斷失效機(jī)制進(jìn)行研究。

1 FLAC3D中PILE單元力學(xué)特性

1.1 PILE單元基本特性

FLAC3D中，單個(gè)PILE單元由2個(gè)節(jié)點(diǎn)以及節(jié)點(diǎn)間的結(jié)構(gòu)單元構(gòu)成，結(jié)構(gòu)單元具有相同的截面形狀及物理力學(xué)特性。當(dāng)PILE單元被錨固劑包裹時(shí)，其與錨固劑之間通過法向與切向彈簧—滑塊體系來實(shí)現(xiàn)形變的耦合與內(nèi)力的傳遞，如圖1所示。

圖1 錨桿單元結(jié)構(gòu)組成

1.2 PILE單元剪力學(xué)特性

剪切荷載作用下，PILE單元承受的剪力隨著剪切位移的增加而線性增長。剪力與剪切應(yīng)變之間的關(guān)系為

Fs=γGA

(1)

式中：Fs為錨桿桿體所承受的剪力；γ為剪切應(yīng)變；G為桿體的剪切剛度；A為桿體的截面積。

1.3 PILE單元拉伸力學(xué)特性

PILE單元中，引入錨桿的拉斷準(zhǔn)則，即

εt≥εtmax

(2)

式中：εt為桿體的應(yīng)變；εtmax為桿體的極限應(yīng)變，其取值與材料的形變能力有關(guān)。

桿體的軸向本構(gòu)關(guān)系如圖2所示，其拉伸表達(dá)式為

(3)

式中：Ft為桿體的拉力；Et為桿體的彈性模量；Ftmax為桿體的極限抗拉承載力。

可見，錨桿桿體存在以下3種受拉力學(xué)狀態(tài)。

狀態(tài)1：桿體所受到的外力小于其極限抗拉能力，且桿體的應(yīng)變小于其極限應(yīng)變。此時(shí)桿體處于彈性階段，桿體軸力隨著形變值的增加而線性增長。

狀態(tài)2：桿體承受的外力達(dá)到其極限承載能力，而桿體的應(yīng)變小于其極限應(yīng)變。此時(shí)桿體軸力保持不變，應(yīng)變繼續(xù)增加。

狀態(tài)3：桿體的應(yīng)變達(dá)到極限應(yīng)變。此時(shí)桿體產(chǎn)生斷裂，失去承載能力。

通過上述對(duì)PILE單元的分析可以發(fā)現(xiàn)，PILE單元可以較好地模擬錨桿的拉伸力學(xué)效應(yīng)，但不能真實(shí)地反映錨桿的剪力學(xué)效應(yīng)。

圖2 拉伸力學(xué)特性

2 PILE單元剪斷力學(xué)模型的實(shí)現(xiàn)

2.1 錨桿剪力學(xué)模型

Li等[7]通過對(duì)錨桿進(jìn)行剪切試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)錨桿的剪力與剪切位移之間存在著圖3(a)所示的關(guān)系。可以看出，在桿體剪力達(dá)到極限承載能力之前，剪力隨著剪切位移的增加而近似線性增大(OA段)；當(dāng)桿體剪力達(dá)到剪切極限力時(shí)，桿體的剪力會(huì)突降至其最大殘余承載能力(AB段)；在BC段，隨著剪切位移的增加，桿體承擔(dān)的剪力出現(xiàn)波動(dòng)，但整體上呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì)；當(dāng)桿體的剪切位移超過其極限剪切位移時(shí)，錨桿產(chǎn)生斷裂，失去承載能力。

根據(jù)文獻(xiàn)[6]的試驗(yàn)結(jié)果，可得到簡化的錨桿剪力學(xué)模型如圖3(b)所示，其表達(dá)式為

(4)

式中：Fs,max為桿體所能承擔(dān)的極限剪切荷載；γmax為桿體極限剪切應(yīng)變；Fs1和Fs2為峰后特征點(diǎn)B和C的剪力；γs1為剪力峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的剪切應(yīng)變。

圖3 錨桿剪力學(xué)模型

2.2 PILE單元剪斷力學(xué)模型的數(shù)值實(shí)現(xiàn)

為了使PILE單元能夠真實(shí)地反映錨桿的剪力學(xué)效應(yīng)，采用FISH語言，以式(4)為基礎(chǔ)對(duì)PILE單元的剪力學(xué)行為進(jìn)行修正，修正流程如圖4所示。具體步驟如下。

(1)采用主程序計(jì)算得到每一個(gè)桿體單元的剪力與剪切應(yīng)變。

(2)判斷桿體單元受到的剪力是否超過其極限承載能力，若超過，則根據(jù)桿體單元的剪切應(yīng)變通過插值計(jì)算得到此時(shí)桿體所能承擔(dān)的最大剪力；同時(shí)，判斷桿體的剪切應(yīng)變是否超過其極限剪切應(yīng)變，若超過，則將桿體的剪切極限力設(shè)為0；錨桿單元的軸力按式(3)進(jìn)行計(jì)算。

(3)判斷計(jì)算是否收斂，若收斂，則計(jì)算結(jié)束；若不收斂，則重復(fù)步驟(1)和步驟(2)。

圖4 PILE單元剪斷開發(fā)流程

3 錨桿剪斷力學(xué)模型的驗(yàn)證

以文獻(xiàn)[7]的錨桿剪切試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ)，對(duì)本文錨桿剪斷力學(xué)模型的有效性進(jìn)行驗(yàn)證。建立的數(shù)值模型如圖5所示，混凝土試樣采用實(shí)體單元進(jìn)行模擬，尺寸為0.4 m×0.4 m×0.4 m?；炷羻卧南露斯潭?，上端為自由面，其余側(cè)面施加相應(yīng)方向的法向約束。錨桿直徑為28 mm，所能承受的最大剪切荷載Fsmax=279 kN，峰后剪力特征值Fs1=150 kN，F(xiàn)s2=80 kN，極限抗拉承載力Ftmax=558 kN，極限剪切應(yīng)變?chǔ)胢ax=83 mm。錨桿長度L=0.55 m，劃分成15個(gè)PILE桿體單元，桿體的CID編號(hào)為1～15。桿體與錨固劑參數(shù)見表1和表2。

表1 錨桿桿體力學(xué)參數(shù)

表2 錨固劑力學(xué)參數(shù)

圖5 剪切數(shù)值模型

計(jì)算過程中，在A點(diǎn)施加沿x方向的恒定速度，大小為1×10-6m·計(jì)算步-1，對(duì)編號(hào)為11的PILE單元，記錄其不同剪切位移的剪力計(jì)算值，結(jié)果如圖6所示；同時(shí)，將試驗(yàn)值也繪于圖6中。

圖6 剪力與剪切位移曲線室內(nèi)試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比

從圖6可以看出：修正模型可以較好地反映出錨桿剪切過程中的彈性階段、塑性變形階段以及破壞階段；彈性階段內(nèi)，當(dāng)桿體單元產(chǎn)生同樣的剪切位移時(shí)，數(shù)值計(jì)算得到的剪力小于室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果，且兩者之間的差值隨著剪切位移的增加而減小；塑性變形階段，室內(nèi)試驗(yàn)的波動(dòng)幅度較數(shù)值計(jì)算大，剪力整體上均呈現(xiàn)出減小的特征；破壞階段，錨桿的剪力變?yōu)??？梢钥闯觯m然本文的修正模型認(rèn)為錨桿的殘余抗剪強(qiáng)度與剪切位移之間為線性關(guān)系(圖3(b)中BC段)，但由于錨桿在塑性剪切變形階段內(nèi)形變值會(huì)持續(xù)波動(dòng)，導(dǎo)致數(shù)值計(jì)算結(jié)果得到的剪力在該階段內(nèi)也持續(xù)波動(dòng)，但整體上體現(xiàn)出線性減小的趨勢(shì)。

原始PILE單元、修正PILE單元最終形變與室內(nèi)試驗(yàn)實(shí)物的結(jié)果對(duì)比如圖7所示。可以看出：原始PILE單元不能反映錨桿在剪力作用下的非連續(xù)大變形特征，而修正PILE單元可以較好地反映這一形變特征；修正PILE單元得到的計(jì)算結(jié)果與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，可以較好地反映錨桿剪切形變?nèi)^程的力學(xué)特征。

圖7 最終形變室內(nèi)試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比

4 錨桿剪斷力學(xué)模型的應(yīng)用

單弱面層狀巖體是隧道工程建設(shè)中常見的一類巖體，采用本文建立的修正PILE單元，分析該隧道中錨桿剪斷及拉斷效應(yīng)對(duì)圍巖穩(wěn)定性的影響。

4.1 數(shù)值模型

建立的數(shù)值模型如圖8所示。模型左右寬度均為40 m(約為4倍開挖跨度)，仰拱以下高度為40m，模型厚度為2 m。前、后、左、右邊界以及上邊界施加相應(yīng)方向的法向應(yīng)力邊界，下邊界約束豎向位移，地應(yīng)力取值為σx=σy=σz=10 MPa。層理弱面與水平方向的夾角θ=0°，45°，90°，層理面的強(qiáng)度與剛度取值為圍巖基質(zhì)體的1/2。圍巖基質(zhì)體參數(shù)見表3。

圖8 層狀巖體隧道計(jì)算模型

表3 復(fù)合體及圍巖基質(zhì)體的參數(shù)

噴射混凝土采用實(shí)體單元模擬，鋼拱架的作用按其彈性模量折算給噴射混凝土[20]，即

(5)

式中：E為噴射混凝土—鋼拱架復(fù)合體彈性模量；E0為噴射混凝土彈性模量；Ag為鋼拱架截面積；Eg為鋼材彈性模量；Sc為噴射混凝土截面積。

等效后的復(fù)合體力學(xué)參數(shù)見表3-復(fù)合體初期支護(hù)的厚度為20 cm。錨桿長度為3.7 m，其布置方式如圖8(b)所示，錨桿的環(huán)向間距為1 m，縱向間距為1.2 m。為了后續(xù)描述方便，對(duì)錨桿從左下角沿逆時(shí)針方向依次進(jìn)行編號(hào)，編號(hào)為C1—C24。錨桿為全長黏結(jié)式錨桿，桿體和錨固劑的力學(xué)參數(shù)分別見表1和表2。采用PILE 結(jié)構(gòu)單元模擬錨桿，為了提高模擬精度，每根錨桿劃分為37 段，每段長0.1 m，桿體所能承擔(dān)的極限剪切荷載Fsmax=140 kN，抗拉載荷為255 kN，拉伸延伸率為16%。

4.2 計(jì)算結(jié)果分析

4.2.1 錨桿斷裂力學(xué)特性

以θ=45°為例，通過對(duì)錨桿剪斷單元(錨桿編號(hào)為C3，CID編號(hào)為77)與錨桿拉斷單元(錨桿編號(hào)為C2，CID編號(hào)為43)的拉力與剪力隨計(jì)算步的變化情況進(jìn)行記錄，分析錨桿的斷裂力學(xué)特性，結(jié)果如圖9所示，可以看出，剪斷錨桿單元與拉斷錨桿單元的力學(xué)行為有著較大的差異。對(duì)于拉伸斷裂單元，其計(jì)算過程中的拉力最大值為其抗拉能力極限值；對(duì)于剪切斷裂單元，計(jì)算過程中的拉力最大值小于抗拉極限值。

1)剪斷錨桿單元

單元的剪力變化過程(圖9(a))為：初始變形階段，剪力隨著計(jì)算步的增加而近似線性增加；當(dāng)計(jì)算至1 120步時(shí)，剪力為140 kN，達(dá)到剪切破壞臨界值；此后，單元在下一計(jì)算步內(nèi)斷裂，剪力驟降至殘余抗剪能力最大值(60 kN)；當(dāng)計(jì)算至1 310步時(shí)，剪力降至40 kN，此時(shí)單元的應(yīng)變達(dá)到其剪切極限應(yīng)變；隨著計(jì)算步的繼續(xù)增加，錨桿出現(xiàn)剪切斷裂，剪力從40 kN降至0 kN，之后隨著計(jì)算步的增加保持不變。

單元的拉力變化過程(圖9(b))為：初始形變階段(計(jì)算步小于400步)，拉力近似線性增加；當(dāng)計(jì)算步大于400步后，拉力出現(xiàn)劇烈的波動(dòng)上升；當(dāng)錨桿剪切斷裂時(shí)，單元的拉力從190 kN降至0 kN，之后隨著計(jì)算步的增加保持不變。

可見，當(dāng)錨桿單元剪斷時(shí)，單元的拉力并未達(dá)到抗拉能力極限值(225 kN)。因此，在數(shù)值計(jì)算中，對(duì)于受剪切荷載作用較大的錨桿而言，若不考慮錨桿剪斷效應(yīng)，則會(huì)同時(shí)夸大錨桿的抗拉與抗剪支護(hù)能力。

2)錨桿拉斷單元

單元的拉力變化過程(圖9(c))為：拉力先近似線性增加(計(jì)算步小于400步)，后波動(dòng)增加(400步到890步)；當(dāng)計(jì)算至890步時(shí)，單元所受到的拉力達(dá)到了抗拉能力最大值，即255 kN，此時(shí)，由于單元的拉伸應(yīng)變未達(dá)到其極限拉伸應(yīng)變，因此隨著計(jì)算步的進(jìn)一步增加，單元的拉力保持在255 kN 不變；當(dāng)計(jì)算至1 390步時(shí)，單元的應(yīng)變達(dá)到極限應(yīng)變，此時(shí)錨桿拉伸斷裂，拉力降至0 kN，后隨著計(jì)算步的增加拉力保持不變。

單元的剪力變化過程(圖9(d))為：在錨桿拉伸斷裂之前，單元所受到的剪力均較小，最大值僅為4.8 kN，且隨著計(jì)算步的增加波動(dòng)變化。當(dāng)錨桿拉伸斷裂時(shí)，單元的剪力也降為0 kN，后隨著計(jì)算步的增加剪力保持不變?？梢?，對(duì)于以抗拉作用為主的錨桿單元而言，當(dāng)剪切荷載小于極限抗剪能力時(shí)，不考慮錨桿的剪斷效應(yīng)不會(huì)對(duì)錨桿的支護(hù)效果產(chǎn)生影響。

3)內(nèi)力沿桿體的分布規(guī)律

剪切斷裂錨桿(C3)與拉伸斷裂錨桿(C2)各單元內(nèi)力沿桿體的分布規(guī)律如圖10所示。從圖中可以看出：當(dāng)錨桿發(fā)生破斷后，錨桿的剪力沿長度方向基本全變?yōu)? kN，說明此時(shí)錨桿在全長范圍內(nèi)失去了抗剪切的能力；而錨桿的拉力沿長度方向的分布規(guī)律為中間大兩端小，說明此時(shí)錨桿還能對(duì)圍巖的局部拉伸變形起到一定的抑制作用。

圖9 錨桿單元剪斷和拉斷力學(xué)特性

圖10 錨桿內(nèi)力分布

4)錨桿支護(hù)體系斷裂過程

計(jì)算至平衡狀態(tài)時(shí)，所有產(chǎn)生斷裂的錨桿其斷裂位置處單元的拉力隨時(shí)間變化曲線如圖11所示。從圖可以看出：錨桿的斷裂順序與斷裂模式為C3→C22→C2→C4→C20→C5→C21→C23→C9→C16→C18→C8(粗體為拉伸斷裂，下同)，即首先是左右邊墻處的錨桿被剪斷，之后剪斷錨桿相鄰位置處的錨桿被拉斷，然后左右拱腰處錨桿被拉斷，最后左右拱肩處錨桿被剪斷?？梢?，該工況下，邊墻和拱腰附近錨桿容易產(chǎn)生拉伸或剪切破壞，拱肩附近錨桿容易產(chǎn)生剪切破壞。

4.2.2 不同傾角條件下錨桿的斷裂過程

θ=0°，90°時(shí)，錨桿的斷裂過程如圖12所示。從圖12(a)可以看出：當(dāng)θ=0°時(shí)，圍巖未產(chǎn)生大的相對(duì)剪切滑動(dòng)，錨桿只產(chǎn)生了拉伸斷裂，斷裂順序?yàn)镃3(C21)→C5(C18)→C8(C16)→C9(C15，C10，C14)，即邊墻附近錨桿首先發(fā)生斷裂，然后，錨桿的斷裂部位集中分布在拱腰與拱頂之間。當(dāng)θ=90°時(shí)，錨桿的斷裂順序?yàn)镃10→C15→C11→C9→C16→C19(C18)→C6(C7)→C14，即拱肩與拱頂之間的錨桿首先產(chǎn)生剪切斷裂，然后拱腰與拱肩之間的錨桿產(chǎn)生拉伸斷裂。

4.2.3 與原始PILE單元結(jié)果的比較

1)錨桿受力

以θ=45°為例，采用原始PILE單元的錨桿受力如圖13所示。由圖13可知：由于未考慮錨桿剪斷，C3錨桿編號(hào)為77的桿體單元所承受的剪力隨著計(jì)算步的增加持續(xù)增加，承受的拉力先持續(xù)增加至抗拉能力極限值，之后保持拉力極限值不變；從錨桿斷裂過程來看，錨桿的拉伸斷裂順序?yàn)镃2→C4→C6(C22,C21)→C20→C17，集中在邊墻與拱腰附近。

圖11 錨桿破斷過程

圖12 不同傾角下錨桿破斷過程

圖13 原始模型錨桿受力特性(θ=45°)

將圖13與采用改進(jìn)PILE單元的圖9和圖10對(duì)比可知：錨桿斷裂數(shù)量少于改進(jìn)PILE單元計(jì)算結(jié)果，且斷裂開始的時(shí)間要滯后于改進(jìn)PILE單元的計(jì)算結(jié)果。

2)圍巖特征位移

各種工況下圍巖的特征位移見表4，可以看出，對(duì)于不同層理面傾角，修正PILE單元與原始PILE單元計(jì)算結(jié)果之間的差異具有不同的規(guī)律。當(dāng)θ=0°時(shí)，由于錨桿未產(chǎn)生剪切斷裂，修正模型與原始模型的計(jì)算結(jié)果相等。當(dāng)θ=45°時(shí)，修正模型的拱頂沉降與洞周收斂比原始模型分別小17和44 mm，洞周收斂之間的差值更大；這是由于錨桿的剪切斷裂主要發(fā)生在左右邊墻附近，錨桿剪斷會(huì)更多地減弱支護(hù)系統(tǒng)對(duì)圍巖水平形變的約束能力。當(dāng)θ=90°，修正模型的拱頂沉降與洞周收斂比原始模型分別小27和17 mm，拱頂沉降之間的差值更大；這是由于錨桿的剪切斷裂主要發(fā)生在拱肩與拱頂附近，錨桿剪斷會(huì)更多地減弱支護(hù)系統(tǒng)對(duì)圍巖拱頂豎向形變的約束能力。

表4 圍巖特征位移值

5 結(jié) 論

本文基于FLAC3D平臺(tái)，將錨桿剪切斷裂模型引入軟件自帶的PILE結(jié)構(gòu)單元，對(duì)PILE單元的剪力學(xué)行為進(jìn)行修正。采用修正的PILE單元對(duì)單弱面層狀巖體中錨桿的剪斷與拉斷失效機(jī)制進(jìn)行了研究，得到以下結(jié)論。

(1)提出了PILE單元在剪切荷載作用下的全過程修正力學(xué)模型。該模型增加了錨桿剪切變形的塑性階段與破裂階段，即當(dāng)剪力達(dá)到抗剪能力極限值時(shí)，錨桿進(jìn)入塑性殘余變形階段；當(dāng)剪切應(yīng)變達(dá)到極限剪切應(yīng)變時(shí)，錨桿剪切破斷，桿體的軸力和剪力突降至零并保持恒定。

(2)錨桿剪斷力學(xué)模型的驗(yàn)證結(jié)果表明，修正PILE單元得到的計(jì)算結(jié)果與室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，可以較好地反映錨桿剪切形變?nèi)^程的力學(xué)特征以及剪切荷載作用處錨桿的非連續(xù)大變形。

(3)單弱面層狀巖體隧道錨桿支護(hù)應(yīng)用的對(duì)比分析結(jié)果表明，對(duì)于受剪切荷載作用較大的錨桿而言，不考慮錨桿的剪斷效應(yīng)會(huì)同時(shí)夸大錨桿的抗拉與抗剪支護(hù)能力。與不考慮錨桿剪斷相比，錨桿剪斷后，支護(hù)系統(tǒng)對(duì)圍巖形變約束能力會(huì)有所減弱。但由于錨桿剪斷位置的差異，不同層理面傾角條件下，支護(hù)系統(tǒng)約束能力減弱的程度與層理面的傾角有關(guān)。