高恒阻大變形錨索靜力學(xué)特性數(shù)值模擬分析及應(yīng)用

陶志剛，李夢(mèng)楠，龐仕輝，谷明，何滿潮

1.深部巖土力學(xué)與地下工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083；2.中國礦業(yè)大學(xué)(北京)力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083；3.本溪鋼鐵集團(tuán)南芬露天鐵礦，遼寧 本溪 117000

滑坡是自然界中主要地質(zhì)災(zāi)害之一[1]，給礦山、水利、交通、國防等領(lǐng)域造成了重大經(jīng)濟(jì)損失和安全隱患?；氯^程監(jiān)測(cè)預(yù)警技術(shù)已經(jīng)成為該領(lǐng)域國內(nèi)外學(xué)者的研究熱點(diǎn)。

錨索作為滑坡監(jiān)測(cè)和加固材料已有90年的歷史，世界上最大規(guī)模應(yīng)用預(yù)應(yīng)力錨索并獲得成功的典型實(shí)例是20世紀(jì)30年代阿爾及利亞舍爾法大壩的加高加固工程[2]。此后，越來越多的邊坡加固工程都開始采用預(yù)應(yīng)力錨索技術(shù)。隨著錨固理論[3]、設(shè)計(jì)方法和規(guī)程規(guī)范的逐步完善，以及錨索防腐措施的不斷進(jìn)步[4]，預(yù)應(yīng)力錨索的發(fā)展越來越快，應(yīng)用領(lǐng)域不斷拓展。然而，由于傳統(tǒng)錨索屬于小變形材料，不能適應(yīng)巖土體產(chǎn)生的瞬間大變形和緩慢大變形。例如，在受到中速滑坡、高速滑坡等滑體的瞬間沖擊荷載作用時(shí)，軸力迅速達(dá)到傳統(tǒng)錨索抗拉強(qiáng)度，導(dǎo)致錨索脫絲或錨頭崩出；在面對(duì)蠕動(dòng)滑坡、慢速滑坡等邊坡產(chǎn)生緩慢大變形時(shí)，在滑體大行程靜力拉伸荷載的作用下，傳統(tǒng)錨索抗拉行程受限于其自身小變形材料，無法適應(yīng)這種滑動(dòng)大變形，也會(huì)導(dǎo)致錨索最終崩斷或其他形式的破壞(圖1)。

一方面，錨索工程作為我國目前滑坡治理的主要手段，多為高預(yù)應(yīng)力主動(dòng)式防護(hù)，有效抗滑動(dòng)變形區(qū)間極小，針對(duì)小型滑坡尚可通過增加錨索數(shù)量或其他措施進(jìn)行加固，但面對(duì)中大型滑坡巨大的下滑力，治理費(fèi)用則會(huì)高達(dá)數(shù)億甚至數(shù)十億，經(jīng)濟(jì)代價(jià)巨大。另一方面，滑坡過程是其勢(shì)能向動(dòng)能轉(zhuǎn)化的過程，一旦該過程啟動(dòng)，則滑面抗滑靜摩擦力轉(zhuǎn)變?yōu)閯?dòng)摩擦力，抗滑強(qiáng)度大大降低，滑坡加速發(fā)生，若能夠在啟動(dòng)前吸收這一部分變形勢(shì)能，則能遏制動(dòng)摩擦的產(chǎn)生同時(shí)保證巖體的完整性，從而防止滑坡的產(chǎn)生。總之，探索一種能夠在適應(yīng)巖土體大變形的同時(shí)又能提供高強(qiáng)度抗滑力的超常力學(xué)特性新型錨索具有重要意義。

圖1 錨索整體拉斷破壞Fig.1 The Characteristics of cable being broken

據(jù)研究，傳統(tǒng)泊松比材料(PR)在拉伸時(shí)產(chǎn)生橫向收縮，負(fù)泊松比效應(yīng)材料(NPR)在受到靜力拉伸時(shí)，則表現(xiàn)出一些特殊性能：垂直于拉應(yīng)力方向會(huì)發(fā)生膨脹，而不是發(fā)生通常的收縮；在受到壓縮時(shí)，垂直于應(yīng)力方向則會(huì)發(fā)生收縮不是通常的膨脹；在受到彎曲時(shí)，由于內(nèi)部結(jié)構(gòu)為球形腔，在張力作用下，使得應(yīng)力集中效應(yīng)大為減弱[5-6]。

2007年，為了更好地控制和監(jiān)測(cè)滑坡災(zāi)害，基于負(fù)泊松比材料特性及其在抵抗沖擊、剪切及吸收能量等方面的優(yōu)點(diǎn)，何滿潮提出大變形控制理念[7-10]，建立了高恒阻大變形錨索的設(shè)計(jì)框架，即當(dāng)邊坡從穩(wěn)定狀態(tài)發(fā)展到不穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，作用在高恒阻大變形錨索上的荷載逐漸增加，當(dāng)荷載增大至其設(shè)計(jì)恒阻力時(shí)，恒阻體即會(huì)沿著恒阻套管內(nèi)壁發(fā)生摩擦滑移，滑移過程中套管通過發(fā)生徑向膨脹變形直接吸收滑動(dòng)能量，以抵抗巖土體大變形所釋放的變形勢(shì)能，同時(shí)保證了錨索軸力始終控制在其抗拉強(qiáng)度以內(nèi)，防止了邊坡大變形產(chǎn)生的拉斷效應(yīng)。但滑坡體與NPR錨索的相互作用過程是一個(gè)時(shí)間尺度的隨機(jī)過程，影響因素眾多且復(fù)雜，這些因素和過程關(guān)乎監(jiān)測(cè)預(yù)警的準(zhǔn)確性和科學(xué)性。在大變形控制理論體系內(nèi)，目前仍有一些關(guān)鍵問題值得研究，本文擬通過室內(nèi)外多種手段驗(yàn)證和探討NPR錨索的一些關(guān)鍵問題，給出NPR錨索研發(fā)及大變形控制理論研究過程中的關(guān)鍵成果。

1 高恒阻大變形錨索結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 高恒阻大變形錨索結(jié)構(gòu)組成

傳統(tǒng)錨索加固設(shè)計(jì)的主要參數(shù)包括錨固長(zhǎng)度、非錨固長(zhǎng)度、錨索間距、初始預(yù)應(yīng)力值、錨索規(guī)格和錨索承載能力。設(shè)計(jì)方案和設(shè)計(jì)參數(shù)的選取直接決定了邊坡工程設(shè)計(jì)是否經(jīng)濟(jì)可靠，這是錨索設(shè)計(jì)中應(yīng)解決的關(guān)鍵問題[11]。

高恒阻大變形錨索與傳統(tǒng)錨索的主要差別是：當(dāng)外界荷載超過新型恒阻裝置設(shè)計(jì)的恒阻力時(shí)，其內(nèi)部恒阻體沿恒阻套管內(nèi)壁發(fā)生摩擦滑移，避免錨索被拉斷，具有“讓中有抗，抗中有讓，防斷恒阻”的特性。實(shí)現(xiàn)上述目標(biāo)的核心問題是恒阻裝置的關(guān)鍵參數(shù)設(shè)計(jì)和研制，將該裝置連接到傳統(tǒng)錨索上，使傳統(tǒng)錨索具備“高恒阻、大變形、能量吸收”的超常力學(xué)特性[12-13]。

高恒阻大變形錨索的恒阻裝置結(jié)構(gòu)如圖2所示。恒阻裝置主要由導(dǎo)向頭、恒阻體、恒阻套管、鋼絞線、承載板和錨具組成。其中導(dǎo)向頭、恒阻體和恒阻套管稱為恒阻裝置[14]。

1—導(dǎo)向頭；2—恒阻體；3—恒阻套管；4—隔板；5—恒阻充填料；6—鋼絞線；7—擋板；8—錨具夾片；9—恒阻體夾片；10—固定螺栓；11—防滑擋板；12—承載板圖2 高恒阻大變形錨索結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure of NPR cable

1.2 大變形控制原理及力學(xué)模型構(gòu)建

恒阻裝置的恒阻力按照常規(guī)錨索束體屈服強(qiáng)度的90%～92%進(jìn)行設(shè)計(jì)。

當(dāng)錨索上施加的荷載小于恒阻值時(shí)，主要通過常規(guī)錨索材料的彈性變形來抵抗外加荷載；當(dāng)錨索上施加的荷載達(dá)到甚至高于其恒阻值時(shí)，恒阻套管內(nèi)的錐形恒阻體就開始沿著套管內(nèi)壁產(chǎn)生摩擦滑移，利用恒阻裝置的結(jié)構(gòu)變形來抵抗外加荷載。通過這種自適應(yīng)性調(diào)節(jié)原理，實(shí)現(xiàn)了新型能量吸收錨索變形2 000 mm而不發(fā)生破斷的獨(dú)特功能。

恒阻裝置的力學(xué)模型如式(1)所示[15]：

P0=2πfISIC

(1)

(2)

(3)

式中，P0為恒阻值，kN；f為靜摩擦系數(shù)；IS為恒阻套管彈性常數(shù)；IC為恒阻體的幾何常數(shù)；α為恒阻體傾角，(°)；a為恒阻套管內(nèi)半徑，m；b為恒阻套管外半徑，m；μ為恒阻套管的泊松比；h為恒阻體有效長(zhǎng)度，m。

通過式(1)，可發(fā)現(xiàn)NPR錨索的恒阻力只取決于恒阻套管的彈性常數(shù)IS和恒阻體的幾何常數(shù)IC，而不依賴于外部荷載。

2 高恒阻大變形錨索靜力拉伸試驗(yàn)

2.1 配套試驗(yàn)系統(tǒng)組成

現(xiàn)場(chǎng)靜力拉伸試驗(yàn)所采用的力學(xué)加載系統(tǒng)包括穿心式張拉機(jī)、加壓油泵、顯示儀表等。測(cè)量系統(tǒng)主要包括力學(xué)傳感器和數(shù)據(jù)采集設(shè)備，其結(jié)構(gòu)裝配如圖3所示。

A—工作錨具；B—OVM穿心式千斤頂；C—限位器；D—恒阻裝置；E—出油閥；F—進(jìn)油閥；G—壓力傳感器；H—位移傳感器圖3 測(cè)試系統(tǒng)和加載系統(tǒng)裝配圖Fig.3 Test system and load system

NPR錨索在組裝前將高分子潤滑材料均勻涂抹在恒阻套管內(nèi)壁，以減小恒阻體滑移時(shí)對(duì)恒阻套管的內(nèi)摩擦。在安裝過程中，要確保力學(xué)傳感器-張拉機(jī)-恒阻裝置的軸線重合，避免因偏應(yīng)力的產(chǎn)生而影響設(shè)計(jì)恒阻力的大小。

2.2 試驗(yàn)試件幾何參數(shù)

本次采用位移控制的方法，主要對(duì)三種類型的恒阻套管進(jìn)行靜力拉伸試驗(yàn)，其內(nèi)徑分別為：93 mm、113 mm和121 mm，見表1。

表1 恒阻套管幾何參數(shù)統(tǒng)計(jì)表

2.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

經(jīng)過近2個(gè)月的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，累積完成16組測(cè)試，其中恒阻體在恒阻套管內(nèi)成功滑移的試件有12組(圖4)，出現(xiàn)增阻破壞的試件有4組。增阻破壞試驗(yàn)主要集中在內(nèi)徑為113 mm和121 mm、壁厚為10 mm和6 mm的恒阻套管，因其自身結(jié)構(gòu)缺陷(套管內(nèi)部光滑度不達(dá)標(biāo))，在張拉過程中，出現(xiàn)了恒阻套管徑向和軸向變形過大和彎曲的增阻破壞現(xiàn)象(圖5)，徑向變形量最大約12 mm，軸向變形12°，在實(shí)際應(yīng)用中，這種類型的恒阻套管無法滿足變形上限。

圖4 恒阻大變形錨索靜力拉伸試驗(yàn)曲線Fig.4 Static tensile testing curve of NPR cable

圖5 恒阻套管徑向和軸向變形Fig.5 Axial and radial deformation of constant resistance casing

2.3.1 HMS-1型高恒阻大變形錨索

HMS-1型NPR錨索恒阻力恒定維持在 800 kN左右，最小值約620 kN，最大值約940 kN；恒阻體平均位移約1 900 mm，最大位移值2 200 mm，最小位移值1 800 mm；由于恒阻套管內(nèi)結(jié)構(gòu)缺陷，造成恒阻力在一定范圍內(nèi)波動(dòng)較大，但幅動(dòng)區(qū)間符合設(shè)計(jì)要求，適用于大型滑坡監(jiān)測(cè)和加固環(huán)境。

2.3.2 HMS-2型高恒阻大變形錨索

HMS-2型NPR錨索恒阻力恒定在470 kN左右，最小值約400 kN，最大值約570 kN；恒阻體平均位移約1 900 mm，最大位移值2 100 mm，最小位移值1 700 mm；由于恒阻套管管壁較薄，當(dāng)恒阻體在恒阻套管內(nèi)滑移摩擦?xí)r，恒阻套管徑向變形較大，最大變形量約6.7 mm，恒阻力曲線較為平直，波動(dòng)幅度較小，適應(yīng)于中型滑坡監(jiān)測(cè)和加固環(huán)境。

2.3.3 HMS-3型高恒阻大變形錨索

HMS-3型NPR錨索的恒阻力恒定在150 kN左右，最小值約80 kN，最大值約220 kN；恒阻體平均位移約1 900 mm，最大位移值2 000 mm，最小位移值1 800 mm；由于恒阻套管管壁相對(duì)較薄，僅6 mm，恒阻套管徑向變形較大，最大變形量達(dá)到10 mm，最大可提供220 kN的恒阻力，恒阻力曲線十分平直，波動(dòng)幅度可忽略不計(jì)，恒阻套管發(fā)熱量小，適應(yīng)于小型滑坡監(jiān)測(cè)和加固環(huán)境。

3 大變形特性數(shù)值模擬分析

以上試驗(yàn)以測(cè)試NPR錨索主要性能參數(shù)為主要目的，因拉伸過程為破壞性試驗(yàn)，恒阻結(jié)構(gòu)內(nèi)部密封，無法詳細(xì)探測(cè)其拉伸過程的應(yīng)力應(yīng)變特性。數(shù)值仿真作為分析工程問題和物理問題有效手段，能夠準(zhǔn)確詳細(xì)地模擬出材料的應(yīng)力應(yīng)變特性。本文采用ABAQUS有限元分析軟件，對(duì)恒阻裝置的變形和受力情況進(jìn)行數(shù)值模擬分析，揭示了在靜力拉伸條件下不同類型恒阻體和恒組套管軸向、徑向應(yīng)力應(yīng)變的分布規(guī)律。

3.1 模型構(gòu)建

3.1.1 材料屬性與網(wǎng)格劃分

材料應(yīng)力應(yīng)變特征數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性是數(shù)值分析準(zhǔn)確度的關(guān)鍵因素之一，本文通過室內(nèi)材料拉伸試驗(yàn)獲取其實(shí)際應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)，通過在ABAQUS中以任意多點(diǎn)逼近該材料的實(shí)際應(yīng)力-應(yīng)變曲線，能夠最大限度地逼近模擬材料的真實(shí)性質(zhì)。模擬采用STATIC，GENERAL準(zhǔn)靜態(tài)分析方法，不考慮慣性及與時(shí)間相關(guān)的材料屬性。單位時(shí)間對(duì)恒阻體施加位移980 mm。恒阻套管和恒阻體均采用彈塑性材料，恒阻套管材料為20號(hào)鋼，彈性模量E=206.8 GPa，泊松比0.29，恒阻體為特種淬火高強(qiáng)鋼材45Cr，彈性模量209 GPa，泊松比0.281。材料真實(shí)應(yīng)力-塑性應(yīng)變關(guān)鍵點(diǎn)數(shù)據(jù)見表2。整體計(jì)算模型如圖6所示。

表2 材料模擬應(yīng)力應(yīng)變關(guān)鍵點(diǎn)參數(shù)

圖6 計(jì)算模型Fig.6 Computation model

靜力拉伸時(shí)，錨索束體采用6根直徑為15.24 mm、截面面積為140 mm2的預(yù)應(yīng)力鋼絞線組合而成，其抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為1 860 MPa。恒阻體有限元模型未進(jìn)行特征簡(jiǎn)化，網(wǎng)格尺寸4 mm，單元總數(shù)16 992，節(jié)點(diǎn)總數(shù)21 959。套筒模型長(zhǎng)度為1 000 mm，單元平均尺寸6 mm，單元總數(shù)24 960，節(jié)點(diǎn)總數(shù)31 460。網(wǎng)格模型構(gòu)建如圖7所示。

我的畫：每當(dāng)在陽春熏人慵懶舒緩的濕潤空氣中，或者在金秋蕭索爽朗的清新涼風(fēng)里，我最愛以入靜坐禪般的心緒傾聽淅淅瀝瀝的輕呤細(xì)語似的雨聲，喚起我對(duì)兒時(shí)童趣和纏綿鄉(xiāng)情的憶戀，轉(zhuǎn)而將此種常儲(chǔ)心田的深深情懷融入揮毫潑墨之中。所以潛心聽疏雨，遣筆寫繁花，乃是合我之情適我之意的生活方式和人生樂趣。

圖7 網(wǎng)格劃分Fig.7 Meshing of C-R sleeving and C-R body

3.1.2 邊界條件及加載方式

恒阻套筒外側(cè)約束UY(軸向)位移(圖8，紅色格子代表約束)；模型中固定端簡(jiǎn)化為套筒頂部約束UX、UY、UZ。

圖8 恒阻套筒邊界條件Fig.8 Constant resistance sleeve boundary condition

抓取恒阻體鋼絞線孔內(nèi)壁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行位移耦合，耦合點(diǎn)位于孔壁圓心處(圖9)，以模擬恒阻體在鋼絞線拉伸作用下沿套筒滑移。對(duì)耦合點(diǎn)施加軸向位移980 mm，以模擬鋼絞線的集中荷載。恒阻體與恒阻套筒接觸類型為面-面接觸?；瑒?dòng)公式為有限滑動(dòng)公式，即允許接觸面間的任意滑動(dòng)、分離、旋轉(zhuǎn)。接觸面切向摩擦系數(shù)0.1(金屬的摩擦系數(shù)一般取0.1～0.15)，法向?yàn)閯傂越佑|。

圖9 恒阻體荷載施加方式Fig.9 Constant resistance body load application method

3.2 恒阻套管應(yīng)力應(yīng)變特征分析

Mises應(yīng)力(米塞斯應(yīng)力)準(zhǔn)則主要用于描述三維應(yīng)力狀態(tài)的屈服條件，是基于剪切應(yīng)變能的一種等效應(yīng)力，綜合考慮了第一、第二、第三主應(yīng)力，廣泛用于塑性材料的疲勞、破壞評(píng)價(jià)，本文采用該應(yīng)力準(zhǔn)則進(jìn)行三種型號(hào)恒阻錨索的應(yīng)力應(yīng)變?cè)u(píng)價(jià)。

模擬過程中對(duì)恒阻體施加勻速線性位移，使套筒與恒阻體之間發(fā)生徑向擠壓和縱向摩擦接觸，在恒阻體運(yùn)移過程中，其縱向發(fā)生滑移大變形，而套筒徑向發(fā)生彈塑性膨脹，套筒及恒阻體所能夠提供的抗力與其自身型號(hào)相關(guān)。下面以三個(gè)典型恒阻體位移(s)進(jìn)行套筒應(yīng)力應(yīng)變分析。

3.2.1 恒阻體位移s=70 mm

此時(shí)恒阻體逐步進(jìn)入套筒內(nèi)部，接觸應(yīng)力逐步增大。三種型號(hào)均出現(xiàn)環(huán)狀Mises應(yīng)力集中，三者應(yīng)力集中部位均位于恒阻體中部與套筒接觸位置(圖10)。其中HMS-1/HMS-2型兩者最大應(yīng)力峰值大致相同，分別為390.19 MPa和390.12 MPa，而HMS-3型峰值應(yīng)力為367.82 MPa。分析三種型號(hào)應(yīng)力分布均勻程度，HMS-1/HMS-2型縱向分布范圍較寬且長(zhǎng)度相對(duì)一致，但前者相對(duì)均勻且應(yīng)力云圖梯度分明，HMS-3型縱向應(yīng)力集中帶分布范圍最窄。

應(yīng)變特性是材料受力后變形分析的重要方面，也是表征材料在應(yīng)力作用下極限性能的重要參考。圖11給出了三種型號(hào)恒阻套筒在s=70 mm時(shí)的塑性應(yīng)變?cè)茍D。從應(yīng)變峰值分析，HMS-1/HMS-2型恒阻套筒應(yīng)變量均達(dá)到了0.020，而HMS-3型兩者峰值均為0.013。從塑性應(yīng)變區(qū)分布分析，HMS-1/HMS-2兩種型號(hào)縱向分布寬度大致相同，而HMS-3型縱向?qū)挾茸钫?。從徑向壁厚觀察三者應(yīng)變特征，HMS-1/HMS-2型均出現(xiàn)了明顯的應(yīng)變集中核心帶，并以HMS-1型峰值區(qū)集中程度最高，但該型號(hào)徑向上應(yīng)變峰值并未穿透壁厚，而是在厚度上由內(nèi)至外大致分為三個(gè)梯度依次降低，HMS-2型峰值則在徑向上明顯穿透整個(gè)壁厚，并在縱向上大致圍繞集中核心對(duì)稱分布。HMS-3型并未出現(xiàn)明顯的應(yīng)變集中核心，分布較為均勻一致，沿徑向厚度分布同樣相對(duì)均勻。

圖10 恒阻套管MISES應(yīng)力云圖(s=70mm)Fig.10 MISES stress cloud diagram (s=70mm)of constant resistance sleeve

圖11 恒阻套管塑性應(yīng)變?cè)茍D(s=70 mm)Fig.11 Plastic strain cloud diagram of constant resistance sleeve (s=70 mm)

3.2.2 恒阻體位移s=160 mm

此時(shí)三種型號(hào)恒阻套筒Mises應(yīng)力峰值均達(dá)到391 MPa(圖12)，且三者縱向應(yīng)力分布范圍與形態(tài)也趨于一致。但在徑向厚度上HMS-1明顯區(qū)別于其他兩種，在紅色應(yīng)力集中核心帶的下緣存在明顯錐面侵入，入侵角約45°，上邊緣應(yīng)力集中核心存在錐面消散，消散角約55°。

塑性應(yīng)變方面，當(dāng)恒阻體位移達(dá)到160 mm后，恒阻體與套筒完全緊密接觸，恒阻體斜錐面完整承擔(dān)了套筒的徑向壓力和縱向摩擦力，此時(shí)套筒的應(yīng)變特征也相應(yīng)與之保持一致(圖13)。從分布范圍及形態(tài)上分析，三者在縱向上均表現(xiàn)出非對(duì)稱性和核心集中點(diǎn)偏上的特點(diǎn)，這表明在恒阻體擴(kuò)大端頭部位徑向應(yīng)力最為集中。從應(yīng)變峰值分析，HMS-1/HMS-2型峰值應(yīng)變均達(dá)到了0.050，而HMS-3型應(yīng)變峰值仍相對(duì)較小(0.040)。從峰值細(xì)部形態(tài)分析，三者應(yīng)變峰值核心帶在環(huán)向上出現(xiàn)了局部鋸齒凸起，其中HMS-1型凸起間隔相對(duì)均勻，而HMS-2/HMS-3型凸起分布不均，這些凸起對(duì)應(yīng)恒阻體錨索孔及間隔等部位。三者應(yīng)變峰值核心帶在徑向上維持了s=70 mm時(shí)的特征，不再贅述。

圖12 恒阻套管MISES應(yīng)力云圖(s=160 mm)Fig.12 MISES stress cloud diagram (s=160 mm) of constant resistance sleeve

圖13 恒阻套管塑性應(yīng)變?cè)茍D(s=160 mm)Fig.13 Plastic strain cloud diagram of constant resistance sleeve (s=160 mm)

3.2.3 恒阻體位移s=500 mm

三者M(jìn)ises應(yīng)力分布范圍及形式基本相似，應(yīng)力峰值均接近391.5 MPa(圖14)。從縱向分布來看，恒阻體接觸與套筒接觸部位為應(yīng)力集中核心帶，而當(dāng)恒阻器通過以后，通過區(qū)應(yīng)力得以釋放，從391.5 MPa降低至150～200 MPa范圍內(nèi)。

塑性應(yīng)變方面，三種類型的恒阻套筒塑性應(yīng)變均在縱向上表現(xiàn)出延續(xù)性(圖15)。從塑性應(yīng)變分布范圍、形態(tài)、峰值來看，三者塑性應(yīng)變范圍基本一致，而形態(tài)及峰值出現(xiàn)了較大區(qū)別，HMS-1型應(yīng)變峰值為0.053，分布最為均勻，未出現(xiàn)間隔明顯的縱向峰值帶，HMS-2型峰值為0.066，峰值帶環(huán)向分布間隔最大，HMS-3型應(yīng)變峰值為0.062，峰值帶環(huán)向分布間隔最小。在徑向厚度上，HMS-1型塑性應(yīng)變以均勻梯度變化為主，其他兩型則呈現(xiàn)環(huán)向和徑向的雙重不規(guī)則分布。

圖15 恒阻套管塑性應(yīng)變?cè)茍D(s=500 mm)Fig.15 Plastic strain cloud diagram of constant resistance sleeve (s=500 mm)

3.3 恒阻體應(yīng)力應(yīng)變特征分析

恒阻體作為錨索與恒阻套筒的受力轉(zhuǎn)化構(gòu)件，以摩擦力作為媒介，將錨索的軸向拉力轉(zhuǎn)化為恒阻套筒的徑向束縛力，恒阻體的應(yīng)力應(yīng)變特征是控制整體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定輸出恒阻力的關(guān)鍵要素。在材料設(shè)置上，恒阻體所用材料硬度要明顯高于恒阻套筒，這也導(dǎo)致了其應(yīng)力應(yīng)變特征與恒阻套筒具有明顯區(qū)別。

以恒阻體進(jìn)入恒阻力輸出階段作為典型位置進(jìn)行分析，以s=500 mm為例，Mises應(yīng)力分布云圖顯示三種型號(hào)差異明顯(圖16)，HMS-1型應(yīng)力分布顯示最大應(yīng)力795 MPa，最大應(yīng)力集中部位分布于恒阻器錨定孔周圍，在錐形錨定孔四周形成，至恒阻體末端降為最小應(yīng)力，在HMS-1型恒阻體尾段內(nèi)部形成了一個(gè)局部應(yīng)力集中環(huán)帶(剖面圖顯示為兩個(gè)具有明顯邊界的淺綠色區(qū)域)，集中應(yīng)力值約為321～360 MPa，在恒阻體外表面顯示為錨孔一端應(yīng)力最大，中間部位應(yīng)力最小，而至尾段再次升高；而同一滑移位置的HMS-2型恒阻體最大應(yīng)力僅分布于錨孔前部斷面，沿軸向分布厚度約10～20 mm，從最大值541.09 MPa降低至165 MPa，尾段內(nèi)部同樣具有環(huán)形應(yīng)力集中帶(111～138 MPa)；HMS-3型應(yīng)力峰值同樣集中于錨孔前部斷面，厚度為5～10 mm，尾段內(nèi)部同樣形成了環(huán)形應(yīng)力集中帶(約90 MPa)。

塑性應(yīng)變方面，三種類型恒阻體也出現(xiàn)了各自不同的特點(diǎn)，其中HMS-1型應(yīng)變峰值達(dá)到了0.044，HMS-2型應(yīng)變峰值為0.006，而HMS-3型未出現(xiàn)塑性應(yīng)變；應(yīng)變峰值范圍也以HMS-1型最大，并在每個(gè)錨索固定孔附近出現(xiàn)三處局部峰值帶，均位于固定孔厚度最薄位置，HMS-2型塑性應(yīng)變則集中于端部邊緣處。

圖16 恒阻體MISES應(yīng)力云圖(s=500 mm)Fig.16 MISES stress cloud diagram (s=500 mm) of constant resistance body

圖17 恒阻體塑性應(yīng)變?cè)茍D(s=500 mm)Fig.17 Plastic strain cloud diagram of constant resistance body (s=500 mm)

綜上所述，三種類型的恒阻體最大應(yīng)力分別為795.3 MPa、541.09 MPa和589.08 MPa，均小于其組成材料45Cr的屈服強(qiáng)度，拉伸過程所產(chǎn)生的應(yīng)力峰值均在材料塑性范圍內(nèi)，但從材料應(yīng)力峰值分布范圍來看，三者以HMS-1型范圍最大，這也與實(shí)際恒阻力值相匹配，另一方面三者與恒阻套管接觸面并非均勻受力，而是呈現(xiàn)上下兩個(gè)應(yīng)力集中段，中間部位則相對(duì)較弱。

3.4 恒阻力輸出特征分析

圖18 三種類型恒阻錨索軸力與位移關(guān)系曲線Fig.18 The relationship between axial force and displacement of three types of NPR cable

通過記錄三種類型恒阻錨索拉伸過程軸力與位移數(shù)據(jù)，能夠得到各拉伸過程恒阻錨索所能夠輸出的恒阻力值及其變化形態(tài)(圖18)。圖中數(shù)據(jù)顯示，HMS-1型所能輸出的穩(wěn)定恒阻力為(785±5)kN，HMS-2型所能輸出的穩(wěn)定恒阻力為(445±5)kN，HMS-3型所能輸出的穩(wěn)定恒阻力為(270±5)kN。三種類型恒阻結(jié)構(gòu)所產(chǎn)生的曲線形態(tài)基本一致，拉伸過程均可分為進(jìn)入增強(qiáng)段(長(zhǎng)155 mm)、恒阻輸出段(長(zhǎng)680 mm)及破壞下降段(長(zhǎng)155 mm)，其中進(jìn)入增強(qiáng)段三種類型(HMS-1/HMS-2/HMS-3)曲線增量梯度分別為1.8 kN/mm、3.11 kN/mm、6.16 kN/mm，進(jìn)入破壞下降段三種曲線增量梯度分別為-1.7.2 kN/mm、-3.06 kN/mm、-6.19 kN/mm。由此可以看出，恒阻力輸出過程不僅分階段且曲線大致首尾對(duì)稱。

4 工程應(yīng)用及其監(jiān)測(cè)曲線分析

遼寧省本鋼(集團(tuán))南芬露天鐵礦是亞洲最大的單體露天礦山，露天礦下盤邊坡陸續(xù)發(fā)生較大規(guī)模的滑坡，大量滑坡松散體堆積于邊坡面上，嚴(yán)重影響了礦山的正常生產(chǎn)。

本次在南芬露天鐵礦采場(chǎng)下幫設(shè)計(jì)了11個(gè)NPR錨索(HMS-1型)大變形監(jiān)測(cè)點(diǎn)，對(duì)比邊坡擾動(dòng)變形時(shí)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)曲線與室內(nèi)物理力學(xué)及數(shù)值分析模擬曲線的各自對(duì)應(yīng)特征。

在人工擾動(dòng)、爆破震動(dòng)和老滑坡體內(nèi)因的影響下，危險(xiǎn)區(qū)內(nèi)邊坡發(fā)生了緩慢變形，危險(xiǎn)區(qū)內(nèi)NPR錨索受力增加。兩個(gè)危險(xiǎn)區(qū)內(nèi)包含3個(gè)NPR錨索監(jiān)測(cè)點(diǎn)(No.1-2、No.2-3和No.II-3)。區(qū)別于室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值仿真的分析，監(jiān)測(cè)預(yù)警軸力隨時(shí)間的變更為關(guān)鍵，故現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)以時(shí)間和軸力為統(tǒng)計(jì)對(duì)象(圖19)，但由于擾動(dòng)因素及變形的隨機(jī)性，其監(jiān)測(cè)曲線也明顯區(qū)別于室內(nèi)研究所得的規(guī)律性曲線。

圖19 NPR錨索監(jiān)測(cè)曲線Fig.19 Monitoring curve of NPR cable

雖然由于分析類型的不同導(dǎo)致無法充分對(duì)比室內(nèi)外兩類曲線的各自特點(diǎn)，但單就軸力這一因素來分析，三處NPR監(jiān)測(cè)點(diǎn)(No.1-2、No.2-3和No.II-3)恒阻力值分別為(1 200 kN、950 kN、 600 kN)，均達(dá)到甚至超過了恒阻設(shè)計(jì)值，且均完成了從進(jìn)入增強(qiáng)段到恒阻輸出段的過程。

另一方面，室外監(jiān)測(cè)曲線的變化特征也極具自身特點(diǎn)，此時(shí)NPR錨索與滑坡已經(jīng)融為一體，其軸力變化反映出的是滑坡體與滑床之間的相互作用過程。例如，在滑坡啟動(dòng)前期會(huì)出現(xiàn)軸力的緩慢上升，而在臨滑前短時(shí)間內(nèi)軸力則又突發(fā)下降，這些現(xiàn)象目前仍無法給出很好的解釋。如何對(duì)應(yīng)給出滑坡運(yùn)移規(guī)律與軸力曲線之間的關(guān)系是下一步研究的關(guān)鍵，這不僅關(guān)系到兩者的相互作用耦合機(jī)理，同時(shí)也關(guān)乎監(jiān)測(cè)預(yù)警曲線各類變化節(jié)點(diǎn)與其物理含義的對(duì)應(yīng)，具有重大意義。而進(jìn)一步研究能夠同步高精度監(jiān)測(cè)恒阻體位移的監(jiān)測(cè)裝備，并通過試驗(yàn)分析研究滑坡過程所激發(fā)的軸力各類變化及其對(duì)應(yīng)關(guān)系，也許是一個(gè)能夠解決以上問題的可選方案。

5 結(jié) 論

(1) 通過室內(nèi)物理力學(xué)試驗(yàn)，驗(yàn)證了NPR錨索恒阻大變形特性，通過對(duì)比分析大量拉伸試驗(yàn)和不同型號(hào)NPR錨索的數(shù)據(jù)，給出了NPR錨索不同型號(hào)所能提供的具體恒阻力值和大變形范圍，給出了NPR錨索數(shù)學(xué)模型及其關(guān)鍵控制參數(shù)，并探討了可能引起NPR錨索增阻失效的可能因素。

(2) 通過數(shù)值分析試驗(yàn)，建立了三種類型NPR錨索的數(shù)值模型，通過建立不同構(gòu)件材料特征，分析了恒阻體與恒阻套筒在拉伸過程所表現(xiàn)出的不同應(yīng)力應(yīng)變特點(diǎn)。通過Minse應(yīng)力及塑性應(yīng)變分析，給出了不同拉伸位置不同類型NPR錨索所對(duì)應(yīng)的云圖特征。驗(yàn)證了NPR錨索拉伸過程是一個(gè)恒阻且吸收能量的過程，劃分并分析了NPR錨索拉伸過程的三個(gè)階段及每個(gè)階段的曲線特點(diǎn)。

(3) 通過現(xiàn)場(chǎng)工程應(yīng)用，驗(yàn)證了NPR錨索隨著邊坡巖土體彈塑性變形能夠產(chǎn)生大變形，避免錨索因巖土體大變形而被拉斷破壞，避免了傳統(tǒng)PR錨索因不能適應(yīng)邊坡巖土體大變形而損壞失效的問題。

室內(nèi)試驗(yàn)、數(shù)值模擬計(jì)算和現(xiàn)場(chǎng)工程應(yīng)用均證明NPR錨索具有“抗中有讓，讓中有抗，恒阻防斷”的超常力學(xué)特性，完全適應(yīng)于不同類型滑坡監(jiān)測(cè)預(yù)警需求。但也發(fā)現(xiàn)由于分析數(shù)據(jù)類型的不同，無法充分對(duì)比不同手段所得出的數(shù)據(jù)。另外，現(xiàn)場(chǎng)條件下高精度監(jiān)測(cè)恒阻體位移是一個(gè)現(xiàn)實(shí)難題，如何通過科學(xué)手段統(tǒng)一滑坡體運(yùn)移規(guī)律與監(jiān)測(cè)預(yù)警曲線關(guān)鍵變化節(jié)點(diǎn)并給出科學(xué)解釋也需要進(jìn)一步研究。