充氣膨脹控制型錨桿的承載性能研究

肖桃李，杜晨晨，高淼，武超毅

1.中國科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所巖土力學(xué)與工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430071 2.長江大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院，湖北 荊州 434023 3.上海建工一建集團(tuán)有限公司，上海 200120 4.湖北望新建設(shè)有限公司，湖北 荊州 434007

充氣錨桿起源于海洋工程，為海底施工作業(yè)和機(jī)器提供抗浮錨固力。NEWSON等[1]于2000年進(jìn)行了充氣錨桿的簡單室內(nèi)試驗(yàn)，通過與傳統(tǒng)螺旋錨桿的對(duì)比，得出相同條件下充氣錨桿的極限抗拔承載力是螺旋錨桿的4倍。GALLACHER[2]試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)充氣錨桿的抗拔承載力主要與充氣壓力大小、橡膠膜厚度、橡膠膜外表面的粗糙度、砂的密實(shí)度、軟土的液限指數(shù)、錨桿長度、充氣擴(kuò)大頭的體積、錨桿埋置深度等因素有關(guān)； LIANG等[3]基于前人的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，通過PLAXIS有限元軟件對(duì)充氣錨桿進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)錨桿長度是影響錨桿抗拔承載力的最主要因素，提出了充氣錨桿的有效長度問題。曹佳文、彭文祥等[4-7]對(duì)充氣錨桿進(jìn)行了一系列室內(nèi)足尺試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明：充氣錨桿橡膠膜膨脹近似圓柱狀，錨桿的極限位移主要來自橡膠膜的彈塑性變形；充氣錨桿的極限抗拔承載力約是單錨片螺旋錨的4.3倍，雙錨片螺旋錨的1.9倍，極限側(cè)阻力約為一般注漿擴(kuò)大頭錨桿的2～4倍。鑒于僅由橡膠膜承受荷載時(shí)，充氣錨桿存在橡膠膜抗拉強(qiáng)度小及位移過大的問題，曹佳文等[7]又分別提出了鋼絲加強(qiáng)和灌漿固結(jié)兩種改進(jìn)方法，顯著減小了充氣錨桿的極限位移。趙天楊等[8]通過現(xiàn)場試驗(yàn)以及ABAQUS數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，研究了鋼筋抗浮錨桿承載特性，結(jié)果表明利用ABAQUS軟件模擬鋼筋抗浮錨桿的承載特性是可行的。楊學(xué)祥等[9,10]針對(duì)橡膠膜充氣易脹破失效的缺陷，設(shè)計(jì)出一種帶端擋板的充氣膨脹控制錨桿，并進(jìn)行了一系列足尺試驗(yàn)，結(jié)果表明：帶端擋板的充氣膨脹控制錨桿的極限承載力顯著提高，充氣壓力最大可達(dá)到0.35MPa，此時(shí)錨桿的極限承載力為5.50kN，較之曹佳文等所設(shè)計(jì)的充氣錨桿，提高了約8.2倍。曾慶義等[11]對(duì)擴(kuò)大頭錨桿的力學(xué)機(jī)制進(jìn)行了研究，推導(dǎo)出了擴(kuò)大頭錨桿的抗拔力計(jì)算公式；分析了擴(kuò)大頭埋深、土體內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角等因素對(duì)抗拔力的影響。陳昌富等[12]研究了考慮土體變形與界面剪切耦合作用的錨桿拉拔響應(yīng)，明確了錨固體在拉拔過程中荷載變形曲線和沿桿體長度方向的軸力分布規(guī)律。周濟(jì)芳[13]進(jìn)行了錨桿拉拔過程中力學(xué)特性試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果闡述了界面切向和法向力學(xué)特性的演化過程。井德勝等[14]基于二次多項(xiàng)式回歸分析對(duì)抗浮錨桿荷載-位移特性及極限承載力進(jìn)行了預(yù)測并通過實(shí)際監(jiān)測數(shù)據(jù)對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)錨桿桿體位移量小于 20mm時(shí)，錨桿極限承載力預(yù)測精度較高。陳秋南等[15]基于莫爾-庫侖模型和Vesic圓孔擴(kuò)張理論法，分別對(duì)圓柱體、球體、組合體、橢球體假設(shè)下的串囊式充氣錨桿的擴(kuò)大段進(jìn)行計(jì)算分析，并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)得到的實(shí)測值進(jìn)行對(duì)比；通過擬合試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并引入與端阻力和側(cè)阻力有關(guān)的兩個(gè)系數(shù)對(duì)承載力公式進(jìn)行修正，得到了抗拔承載力的經(jīng)驗(yàn)公式。

上述研究主要基于室內(nèi)試驗(yàn)或原位試驗(yàn)、極限分析法或極限平衡法計(jì)算、有限元軟件模擬等方式對(duì)充氣錨桿承載性能進(jìn)行分析。由于錨桿長度、錨桿埋置深度等因素受實(shí)際環(huán)境的約束較大，而充氣錨桿的擠土管片特性相對(duì)容易控制，因此本文對(duì)充氣管片厚度、外表面粗糙度對(duì)充氣錨桿的承載力進(jìn)行系統(tǒng)研究，并參考已有對(duì)充氣錨桿的受力機(jī)理、承載力計(jì)算等相關(guān)方面的研究，推導(dǎo)充氣膨脹控制型錨桿承載力計(jì)算的理論公式，對(duì)充氣膨脹控制型錨桿的工程設(shè)計(jì)及運(yùn)用提供理論依據(jù)。

1 模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 充氣錨桿模型設(shè)計(jì)

圖1 充氣膨脹控制型錨桿結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of inflatable expansion control anchors

充氣膨脹控制型錨桿通過其錨固段外表面的鋼管片擠壓土體產(chǎn)生錨固力從而達(dá)到錨固效果，在支護(hù)工程結(jié)束后，通過氣壓控制裝置進(jìn)行泄壓，從而將錨桿完全回收再利用。充氣膨脹控制型錨桿的結(jié)構(gòu)主要分為：鋼管片擠土裝置、橡膠氣囊膨脹裝置、拉筋傳力結(jié)構(gòu)、氣壓控制裝置、充氣管線裝置，其結(jié)構(gòu)形式如圖1所示。其中膨脹裝置為橡膠氣囊，擠土裝置為4塊鋼管片。改變普通充氣錨桿中由橡膠氣囊直接與錨孔孔壁接觸的結(jié)構(gòu)方式；橡膠氣囊只提供膨脹作用，由擠土管片與錨孔孔壁接觸，從而改變充氣錨桿的傳力途徑，可顯著減小普通充氣錨桿的極限位移，解決橡膠氣囊抗拉能力較小的問題。

1.2 加載裝置及加載方式

試驗(yàn)在長江大學(xué)東校區(qū)某擬建工程的空地上進(jìn)行，其土層分布為，場地表層為0.98m厚的素填土，其下為8.6～14.8m厚的粉質(zhì)黏土。充氣膨脹控制型錨桿的極限抗拔承載力與埋入深度和氣囊長度密切相關(guān)，應(yīng)考慮臨界埋入深度的影響；且試驗(yàn)場地表層上部0.98m厚的素填土，結(jié)構(gòu)松散，壓縮性大，力學(xué)性質(zhì)不穩(wěn)定，不宜作為膨脹錨桿的錨固端土層?；谝陨蟽牲c(diǎn)考慮，試驗(yàn)時(shí)的錨桿錨固端位于粉質(zhì)黏土層，錨固端長度為250mm，埋入深度為1.0m。充氣壓力采用計(jì)算機(jī)控制加壓系統(tǒng)，拉拔試驗(yàn)采用ZY-2型專用錨桿抗拔儀，錨桿位移量測工具為千分表，反力架為12#槽鋼雙拼焊接而成。為消除加載過程中土層的壓縮變形對(duì)位移測量的影響，以預(yù)先澆注的混凝土塊作為雙拼槽鋼反力架基礎(chǔ)。試驗(yàn)?zāi)Ｐ推拭鎴D和試驗(yàn)現(xiàn)場加載裝置實(shí)物圖如圖2、圖3所示。

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ推拭鎴D 圖3 試驗(yàn)現(xiàn)場加載圖 Fig.2 Test model profile Fig.3 Loading diagram of test site

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)表

1.3 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)時(shí)，先進(jìn)行橡膠氣囊的充氣，調(diào)節(jié)氣壓調(diào)節(jié)器，將橡膠氣囊內(nèi)的壓強(qiáng)調(diào)至試驗(yàn)標(biāo)定氣壓，關(guān)閉閥門后靜置2min，若氣壓表讀數(shù)無變化，則開始進(jìn)行充氣膨脹控制型錨桿的拉拔試驗(yàn)。加載開始時(shí)，記錄試驗(yàn)開始時(shí)間，百分表的初始讀數(shù)、頻率測讀儀的初始頻率。拉拔力的加載方式采用等量加載法，即拉拔力從0開始逐級(jí)增加，每次加載量為2kN，中間間隔2min后，再進(jìn)行下一次加載，DH3816N應(yīng)變采樣頻率為1Hz。每一級(jí)循環(huán)加載穩(wěn)定后，分別手動(dòng)記錄錨桿拉拔儀讀數(shù)、頻率測讀儀讀數(shù)、百分表讀數(shù)，應(yīng)變數(shù)據(jù)由應(yīng)變軟件自動(dòng)錄入。當(dāng)出現(xiàn)以下情況時(shí)，可判定充氣膨脹控制型錨桿的承載力達(dá)到極限值：

表2 試驗(yàn)方案分組

1)錨桿拉拔儀施加拉拔力不收斂；

2)單次加載后，百分表讀數(shù)偏大，即單次位移變化量明顯大于上一次加載位移變化值；

3)橡膠氣囊出現(xiàn)漏氣或破裂現(xiàn)象。

當(dāng)充氣膨脹控制型錨桿的承載力達(dá)到極限值時(shí)，仍按照原有加載方式持續(xù)加載3～5次，記錄錨桿拉拔儀壓力表上數(shù)值回落穩(wěn)定后的拉拔力，參照土和巖石的應(yīng)力-應(yīng)變曲線上過峰值后大致穩(wěn)定的最終強(qiáng)度，稱之為充氣膨脹控制型錨桿的殘余強(qiáng)度。殘余強(qiáng)度的試驗(yàn)分析對(duì)開展充氣膨脹控制型錨桿的延性性能研究具有重要意義。試驗(yàn)結(jié)束后，分別將錨桿拉拔儀液壓缸內(nèi)的油壓和橡膠氣囊內(nèi)的氣壓放卸，將錨桿從錨孔內(nèi)取出后拆卸清理，待下次試驗(yàn)備用。為研究充氣膨脹控制型錨桿的承載性能，設(shè)置不同試驗(yàn)參數(shù)，其中錨桿試驗(yàn)所在土層均為粉質(zhì)黏土，擠土管片長度均為1m。試驗(yàn)方案的具體分組如表2所示。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 擠土管片厚度對(duì)充氣膨脹控制型錨桿承載性能的影響

S1、S2、S4組錨桿的擠土管片表面均為光滑狀態(tài)，擠土管片的厚度分別為3、5、10mm ，3組錨桿的拉拔試驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖4所示。

圖4 S1、S2、S4組錨桿荷載-位移曲線Fig.4 Load displacement curves of S1, S2 and S4 anchors

根據(jù)錨桿的荷載-位移曲線，提取S1、S2、S4組錨桿的關(guān)鍵力學(xué)參數(shù)，如表3所示。

由圖4和表3可知，不同充氣壓力條件下S4組錨桿的峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度均大于S1、S2組錨桿的對(duì)應(yīng)強(qiáng)度。以充氣壓力取0.3MPa時(shí)為例，當(dāng)擠土管片的厚度由3mm增大到5mm再增大到10mm時(shí)，充氣錨桿的峰值強(qiáng)度分別為28.67、31.81、33.14kN，增幅分別為10.95%和4.18%，呈現(xiàn)非線性緩慢增長的規(guī)律；充氣錨桿的殘余強(qiáng)度分別為26.32、29.28、31.15kN，增幅分別為11.24%和6.39%，同樣為非線性緩慢增長，表明隨著擠土管片厚度的增加，充氣膨脹控制型錨桿的峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度均增大，但增長速率逐漸變小。當(dāng)擠土管片的厚度由3mm增大到5mm再增大到10mm時(shí)，充氣膨脹控制型錨桿的屈服位移和極限位移均呈現(xiàn)出先增大后減小的規(guī)律，但上升、下降幅度較小，均在3.0%以下，可認(rèn)為擠土管片厚度的變化對(duì)錨桿的屈服位移和極限位移無明顯影響。從能量的角度分析因，厚度較薄的擠土管片在充氣壓力下，部分能量消耗用于其塑性變形，而厚度較厚的擠土管片，其抵抗塑性變形的能力強(qiáng)于前者，塑性變形較小，因此其能量消耗較少，所以充氣膨脹控制型錨桿的峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度較大。

表3 S1、S2、S4組錨桿拉拔試驗(yàn)結(jié)果

2.2 擠土管片表面特性對(duì)充氣膨脹控制型錨桿承載性能的影響

S2、S3組錨桿的擠土管片厚度均為5mm，前者擠土管片表面為光滑狀態(tài)，后者擠土管片外表面粘貼1.5～2.5mm粗砂。S4、S5組錨桿的擠土管片厚度均為10mm，前者擠土管片表面為光滑狀態(tài)，后者擠土管片外表面加工為鋸齒螺紋。4組錨桿的拉拔試驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖5、圖6所示。 根據(jù)錨桿的荷載-位移曲線，提取S2、S3、S4、S5組錨桿的關(guān)鍵力學(xué)參數(shù)，如表4所示。

圖5 S2、S3組錨桿荷載-位移曲線 圖6 S4、S5組錨桿荷載-位移曲線Fig.5 Load displacement curves of S2 and S3 anchors Fig.6 Load displacement curves of S4 and S5 anchors

表4 S2、S3、S4、S5組錨桿拉拔試驗(yàn)結(jié)果

由圖5、圖6和表4可知，不同充氣壓力條件下，S3組錨桿的峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度均大于S2組錨桿的對(duì)應(yīng)強(qiáng)度；S5組錨桿的峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度均大于S4組錨桿的對(duì)應(yīng)強(qiáng)度。以充氣壓力取0.3MPa時(shí)為例，當(dāng)擠土管片外表面粘貼1.5～2.5mm粗砂后，充氣膨脹控制型錨桿的峰值強(qiáng)度由31.81kN增加到33.84kN，增幅為6.38%，殘余強(qiáng)度由29.28kN增加到31.27kN，增幅為6.79%，兩者增幅基本一致。當(dāng)擠土管片外表面加工鋸齒螺紋后，充氣膨脹控制型錨桿的峰值強(qiáng)度由33.14kN增加到35.48kN，增幅為7.36%，殘余強(qiáng)度由31.15kN增加到33.43kN，增幅為7.32%，兩者增幅亦基本一致。由于增大擠土管片外表面粗糙程度后，錨桿與接觸土體的側(cè)摩阻力相應(yīng)增大，進(jìn)而提高充氣膨脹控制型錨桿的承載能力?；谝陨戏治?，充氣膨脹控制型錨桿的峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度隨擠土管片外表面粗糙程度增大而增加，且兩種強(qiáng)度的增長幅度基本相同。

在擠土管片外表面加工鋸齒螺紋的方式相較于在擠土管片外表面粘貼粗砂的方式對(duì)充氣膨脹控制型錨桿的強(qiáng)度提升效果更加明顯，但差距不大，僅為0.5%。而對(duì)于后者，充氣膨脹控制型錨桿的屈服位移和極限位移相較于對(duì)照組充氣膨脹控制型錨桿，呈下降趨勢；而且前者的工藝更加復(fù)雜，從而增加施工成本。因此綜合分析擠土管片外表面兩種加工方式，粘貼粗砂更具安全性和經(jīng)濟(jì)性，更加適合在實(shí)際施工作業(yè)中進(jìn)行推廣。

2.3 充氣膨脹控制型錨桿與傳統(tǒng)注漿錨桿承載性能的對(duì)比分析

圖7 傳統(tǒng)注漿錨桿荷載-位移曲線Fig.7 Load displacement curves of the traditional grouted anchors

為了對(duì)充氣膨脹控制型錨桿的承載性能進(jìn)行客觀直接的研究分析，設(shè)計(jì)3組傳統(tǒng)注漿錨桿進(jìn)行拉拔試驗(yàn)，將傳統(tǒng)注漿錨桿的強(qiáng)度與充氣膨脹控制型錨桿進(jìn)行對(duì)比。本試驗(yàn)中傳統(tǒng)注漿錨桿的長度為2.0m，其中錨固段長1.0m，自由段長1.0m，錨孔直徑為120mm，注漿錨桿桿體采用直徑為50cm、厚度為3mm 的中空鋼管，注漿材料采用水灰比為1∶1的水泥砂漿。對(duì)傳統(tǒng)注漿錨桿進(jìn)行抗拔試驗(yàn)，得到傳統(tǒng)注漿錨桿的荷載-位移曲線如圖7所示。

根據(jù)傳統(tǒng)注漿錨桿的荷載-位移曲線，提取傳統(tǒng)注漿錨桿的關(guān)鍵力學(xué)參數(shù)，如表5所示。三組傳統(tǒng)注漿錨桿的強(qiáng)度值和位移值十分接近，考慮到試驗(yàn)誤差的存在，同時(shí)為了便于分析說明，計(jì)算三組錨桿強(qiáng)度、位移平均值作為代表值與充氣膨脹控制型錨桿進(jìn)行對(duì)比。取充氣膨脹控制型錨桿充氣壓力取0.3MPa時(shí)為進(jìn)行對(duì)比分析，5組充氣膨脹控制型錨桿的峰值強(qiáng)度、殘余強(qiáng)度均高于傳統(tǒng)注漿錨桿，其中充氣膨脹控制型錨桿的峰值強(qiáng)度均超過傳統(tǒng)注漿錨桿峰值強(qiáng)度的1.5倍，充氣膨脹控制型錨桿的殘余強(qiáng)度均超過傳統(tǒng)注漿錨桿峰值強(qiáng)度的2.1倍，表明在強(qiáng)度方面充氣膨脹控制型錨桿有了大幅度提升。在變形方面，傳統(tǒng)注漿錨桿的強(qiáng)度值與0.2MPa時(shí)S2組充氣膨脹控制型錨桿最為接近，此充氣膨脹控制型錨桿的屈服位移和極限位移分別為16.31、23.51mm，均小于傳統(tǒng)注漿錨桿的對(duì)應(yīng)位移。

表5 傳統(tǒng)注漿錨桿拉拔試驗(yàn)結(jié)果

另一方面，傳統(tǒng)注漿錨桿在達(dá)到峰值強(qiáng)度后強(qiáng)度會(huì)急速下降，同時(shí)位移陡增，其殘余強(qiáng)度僅為峰值強(qiáng)度的61.27%，而0.3MPa充氣壓力條件下充氣膨脹控制型錨桿控制型錨桿的殘余強(qiáng)度均達(dá)到其峰值強(qiáng)度的90%以上，具備較大的安全儲(chǔ)備空間。基于以上分析，充氣膨脹控制型錨桿較之傳統(tǒng)注漿錨桿，不僅在承載性能上有了大幅度提升，抵抗變形的能力也有了一定程度的提高，安全系數(shù)更高。

3 充氣膨脹控制型錨桿承載性能的理論分析

圖8 充氣膨脹控制型錨桿力學(xué)模型簡圖Fig.8 Diagram of mechanical model of inflatable expansion control anchors

根據(jù)充氣膨脹控制型錨桿的拉拔試驗(yàn)過程可知，橡

膠氣囊充氣后錨固段整體膨脹擴(kuò)大，擠土管片擠壓錨孔周邊的土體，其整體形式類似于擴(kuò)大頭錨桿[11]，充氣膨脹控制型錨桿的力學(xué)模型如圖8所示。由圖8可知，充氣膨脹控制型錨桿的承載力主要由端阻力和側(cè)阻力兩部分組成，則其承載力F的表達(dá)式為：

F=Ft+Fs

(1)

式中:Ft為端阻力，kN；Fs為側(cè)阻力，kN。

通過對(duì)擴(kuò)大頭錨桿的承載特性分析得到端阻力Ft的求解公式為：

(2)

式中:p為圓柱形孔洞極限擴(kuò)張壓力，MPa；可由式(3)求出；d為錨桿初始直徑，m；D為錨桿膨脹后的直徑，m。

基于Vesic圓孔擴(kuò)張理論[16]，圓柱形孔洞極限擴(kuò)張壓力p的求解公式為：

(3)

式中:p0為充氣壓力，MPa；c為錨孔周圍土體內(nèi)聚力,kPa；φ為錨孔周圍土體內(nèi)摩擦角；Rm為塑性區(qū)最大半徑，m；Ri為圓孔擴(kuò)大后的半徑，m。

而充氣膨脹控制型錨桿的側(cè)阻力主要為擠土管片與錨孔孔壁之間的摩擦阻力，充氣膨脹控制型錨桿的側(cè)阻力Fs可表示為：

Fs=πDLτu

(4)

式中:D為充氣膨脹控制型錨桿膨脹后的等效直徑，m；L為錨固段長度，m；τu為擠土管片與錨孔孔壁之間的摩阻力，kN。由圖8可知，充氣膨脹控制型錨桿在錨固過程中擠土管片整體與錨孔孔壁呈一定角度接觸，則τu可表示為：

τu=c+σstanδ

(5)

式中:δ為擠土管片與錨孔土體間的內(nèi)摩擦角；σs為擠土管片對(duì)土體的壓力，即橡膠氣囊充氣壓強(qiáng)，MPa。

基于以上分析，充氣膨脹控制型錨桿承載力F的理論公式為：

(6)

對(duì)于D的取值，擠土管片膨脹變形后的等效直徑無法直接確定，而對(duì)變形后的擠土管片測量發(fā)現(xiàn)，其直徑擴(kuò)大倍數(shù)N最大為1.5，而D=Nd。假設(shè)N與充氣壓力滿足線性關(guān)系，考慮充氣壓力由橡膠氣囊傳遞至擠土管片時(shí)的能量損耗，則D可由以下公式求解：

D=d[1+b(pgas-0.05)]

(7)

式中:b為充氣影響系數(shù)，MPa-1，本文取值為2MPa-1；pgas為充氣壓力，MPa。

為驗(yàn)證充氣膨脹控制型錨桿承載力計(jì)算公式的準(zhǔn)確性，選取S1組中不同充氣壓力下的錨桿極限承載力與理論計(jì)算值對(duì)比，假設(shè)擠土管片與錨孔孔壁之間完全接觸，則擠土管片與錨孔土體間的內(nèi)摩擦角為0，錨桿錨固段分布在粉質(zhì)黏土中，取其泊松比為0.3，計(jì)算結(jié)果如表6所示。

由表6可知，三種充氣壓力條件下充氣膨脹控制型錨桿的端阻力僅為側(cè)阻力的3.28%、4.61%、6.54%，因此充氣膨脹控制型錨桿承載力主要由側(cè)阻力提供，其端阻力對(duì)錨桿承載力的影響較小。從錨固力組成分析來看，充氣膨脹控制型錨桿是一種摩擦控制型錨桿。對(duì)比理論值與試驗(yàn)所測充氣膨脹控制型錨桿極限承載力，兩者較為接近，說明由基于圓孔擴(kuò)張理論的擴(kuò)大頭錨桿的力學(xué)模型推導(dǎo)出的充氣膨脹控制型錨桿承載力公式具有較高可靠性。

4 結(jié)論

1)擠土管片厚度的增加提高了充氣膨脹控制型錨桿的承載能力，錨桿的峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度均增大，但增長速率逐漸變小。擠土管片厚度的變化對(duì)錨桿的屈服位移和極限位移無明顯影響。

2)充氣膨脹控制型錨桿的峰值強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度隨擠土管片外表面粗糙程度增大而增加，且兩種強(qiáng)度的增長幅度基本相同。對(duì)于在擠土管片外表面粘貼粗砂和在擠土管片外表面加工鋸齒螺紋兩種方式，前者對(duì)應(yīng)的充氣膨脹控制型錨桿的屈服位移和極限位移相較于對(duì)照組均減小，前者比后者抵抗變形的能力更強(qiáng)。同時(shí)，粘貼粗砂更具安全性和經(jīng)濟(jì)性，更加適合在實(shí)際施工作業(yè)中進(jìn)行推廣。

3)與傳統(tǒng)注漿錨桿對(duì)比，充氣膨脹控制型錨桿在承載性能上有了大幅度提升，其中極限承載力提高50%以上，殘余強(qiáng)度提高100%以上；抵抗變形的能力也有了一定程度的提升，安全系數(shù)更高。

4)充氣膨脹控制型錨桿的承載力主要由側(cè)阻力提供，其端阻力對(duì)錨桿承載性能的影響較小。從錨固力組成方面分析，充氣膨脹控制型錨桿是一種摩擦控制型錨桿。