基于注漿工藝的邊坡巖體與錨固體間粘結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)對(duì)比分析

林?！￡I陳燕　陳善良

摘 要：依托我國南部沿海地區(qū)的某大型錨桿試驗(yàn)場(chǎng)地，基于不同的注漿工藝，通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析與對(duì)比，得出，一、二次注漿型錨桿這2種工況下的極限粘結(jié)強(qiáng)度情況，并與國家規(guī)范給出的建議值進(jìn)行對(duì)比分析。結(jié)果表明：在同樣的地層與錨固長度條件下，二次注漿工藝下的錨桿極限抗拔力約為一次注漿工藝時(shí)的1.1～1.3倍。當(dāng)錨固長度逐漸變大時(shí)，極限抗拔力表現(xiàn)為非線性變大趨勢(shì)，超過一定值后，一次注漿工藝的極限抗拔力緩慢增大；而二次注漿錨桿的極限抗拔力仍大幅提高。在呈硬塑狀的殘積砂質(zhì)粘性土地層條件下，不管是一次注漿工藝還是二次注漿工藝，其相應(yīng)錨桿的極限粘結(jié)強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值均遠(yuǎn)大于規(guī)范值。

關(guān)鍵詞：注漿錨桿；錨固體；粘結(jié)強(qiáng)度；試驗(yàn)分析

中圖分類號(hào)：TQ492；TU442文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號(hào)：1001-5922（2023）06-0034-04

Experimental analysis of bond strength between slope rock mass and anchorage based on grouting technology

LIN Fu，QUE Chenyan，CHEN Shanliang

（Fujian Geotechnical Engineering Richa Research Institute Co.，Ltd.，F(xiàn)uzhou 350108，China）

Abstract：Relying on a large-scale bolt test site in the southern coastal area of China，based on different grouting processes，through the analysis and comparison of test data，the ultimate bond strength of primary grouting bolt and secondary grouting bolt under these two working conditions is summarized，and compared with the recommended value given by the national code.The results show that under the same stratum and anchorage length，the ultimate pullout force of anchor bolt under the secondary grouting process is about 1.1～1.3 times? of that under the primary grouting process.When the anchorage length increases gradually，the ultimate pull-out force shows a nonlinear trend.When it exceeds a certain value，the ultimate pull-out force of the primary grouting process increases slowly，while the ultimate pull-out force of the secondary grouting bolt still increases greatly.Under the condition of hard plastic residual sandy cohesive soil layer，whether it is primary grouting process or secondary grouting process，the standard value of the ultimate bond strength of the corresponding anchor rod is far greater than the standard value.

Key words：grouting bolt;anchor solid;bond strength;experimental analysis

在實(shí)踐中，當(dāng)錨桿所受拉力大于抗拉強(qiáng)度時(shí)，錨索將會(huì)發(fā)生破壞。錨索的破壞方式一般表現(xiàn)為鋼絞線斷裂或從錨固體中被拔出，另外也可能表現(xiàn)為錨固體整體沿錨孔巖壁滑移。發(fā)生前兩種破壞時(shí)，可采取室內(nèi)試驗(yàn)以及理論計(jì)算等措施，實(shí)現(xiàn)對(duì)錨索構(gòu)造的合理設(shè)計(jì)。而錨固體整體滑移時(shí)，起決定作用的是錨固體與巖土層的粘結(jié)強(qiáng)度，國內(nèi)外專家學(xué)者對(duì)此均進(jìn)行了較為深入的研究。

針對(duì)錨固體與巖土層之間的粘結(jié)強(qiáng)度值問題，認(rèn)為可通過巖石強(qiáng)度等級(jí)獲得相應(yīng)的建議值［1］。為合理確定錨固體與巖土層之間的粘結(jié)強(qiáng)度值，結(jié)合結(jié)構(gòu)面參數(shù)以及巖石強(qiáng)度等條件，得到了相應(yīng)的計(jì)算公式［2-3］。依托我國西南某高速公路強(qiáng)-中風(fēng)化花崗巖的高邊坡防護(hù)案例，通過實(shí)際試驗(yàn)的方法確定了防護(hù)錨索的極限承載力，得到了相應(yīng)土層中的錨索破壞形式［4］?；陬A(yù)應(yīng)力錨索支護(hù)坡面情況，通過設(shè)置試驗(yàn)孔獲得了錨固體與土層間的極限粘結(jié)強(qiáng)度［5］。則為研究確定巖石錨桿的P-S曲線，嘗試將指數(shù)與雙曲線2種擬合模型進(jìn)行了對(duì)比分析［6］。在GB 50330—2013《建筑邊坡工程技術(shù)規(guī)范》中，認(rèn)為涉及新工藝與新材料的錨索工程，或缺乏錨固案例的巖土條件工程以及一級(jí)邊坡項(xiàng)目，粘結(jié)強(qiáng)度值應(yīng)經(jīng)由現(xiàn)場(chǎng)錨固試驗(yàn)進(jìn)行確定［7］。

由此可知，目前針對(duì)巖土層與錨固體之間極限粘結(jié)強(qiáng)度的相關(guān)研究，大多集中在巖石強(qiáng)度、結(jié)構(gòu)面特征以及錨固體強(qiáng)度等方向，而關(guān)于不同注漿工藝對(duì)極限粘結(jié)強(qiáng)度的影響研究則相對(duì)較少。

1 試驗(yàn)概況

某大型錨桿試驗(yàn)場(chǎng)地位于我國南部沿海地區(qū)，場(chǎng)地內(nèi)錨桿長度范圍的地層類型較為單一，現(xiàn)場(chǎng)勘探均顯示為殘積砂質(zhì)粘性土［8］。經(jīng)勘查，場(chǎng)地地層粘性土一般為稍濕-濕狀態(tài)，呈硬塑，在深度方向分布均勻，無突變，天然重度為18 kN/m3，常規(guī)經(jīng)花崗巖殘積形成，標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗(yàn)為22擊。粘性土的內(nèi)摩擦角為28°，粘聚力為25 kPa。在該試驗(yàn)場(chǎng)中，錨桿孔徑為18 cm，錨桿大多由1 860 MPa級(jí)別的6根鋼絞線繞制而成，其直徑為15.2 mm。注漿時(shí)采用0.5水灰比的普通水泥漿。

本次試驗(yàn)擬進(jìn)行2種類別的注漿工藝對(duì)比分析，分別為一次注漿錨桿（S型）及二次注漿錨桿（D型），各自選取16根試驗(yàn)錨桿，每種類型按錨固長度9、12、15、18 m均分為4組，每組4根，編號(hào)為1～4，如編號(hào)“S9-1”，表示該錨桿為一次注漿型，是錨固長度為9 m組中的第1個(gè)試樣。錨桿采取多循環(huán)加卸載試驗(yàn)法開展，直至發(fā)生破壞［9］。本次試驗(yàn)中的所有錨桿最后均為拔出破壞。試驗(yàn)采取高精度自動(dòng)控制體系實(shí)施加卸載，試驗(yàn)過程中的錨固體變形則以分布式光纖測(cè)得［10］。

2 錨桿極限抗拔力試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比分析

2.1 試驗(yàn)數(shù)據(jù)

對(duì)試驗(yàn)錨桿實(shí)施多循環(huán)加卸載，一般循環(huán)7次左右。初始荷載設(shè)置為最大載荷（Fmax）的10%以及50 kN二者中的較小值，分級(jí)載荷依次取為Fmax的30%、50%、60%、70%、80%、90%與100%。達(dá)到最大施加載荷值后，若錨桿仍未發(fā)生破壞，則繼續(xù)施加載荷直至破壞，分級(jí)加載大小為Fmax的5%。

對(duì)于試驗(yàn)過程中的錨桿極限抗拔力狀態(tài)，我國標(biāo)準(zhǔn)中存在不同的推定方法，一般有如下幾種方式：（1）是錨頭應(yīng)變劇增，超出了規(guī)定范圍；（2）是錨頭應(yīng)變不收斂，被拔出；（3）是錨頭應(yīng)變突然改變，其值在破壞前后存在一定的倍數(shù)差；（4）是錨頭蠕變緩慢，1 h內(nèi)小于2 mm。在本次錨桿試驗(yàn)中，擬采取第2種推定方法，即錨頭應(yīng)變不收斂時(shí)，將極限抗拔力取為錨頭被拔出時(shí)的相應(yīng)荷載值，此時(shí)錨固體從巖土層中被拔出［11-12］。如表1所示，分別為一次注漿和二次注漿工藝下的錨桿極限抗拔力值。

2.2 數(shù)據(jù)分析

對(duì)于本次試驗(yàn)中基于一次注漿和二次注漿工況下的錨固體與巖土層極限抗拔力，為更準(zhǔn)確地研究其與錨固長度之間的函數(shù)關(guān)系，將試驗(yàn)錨桿中不同工藝條件、相同錨固長度的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，具體如圖1所示。

從圖1可知，（1）在同樣的錨固長度條件下，相比一次注漿，錨桿采取二次注漿工藝時(shí)一般可獲得更大的極限抗拔力。當(dāng)錨固長度區(qū)間為9～18 m時(shí)，極限抗拔力一般與錨固長度呈正相關(guān)；但也有部分錨桿在達(dá)到一定的極限抗拔力值后，錨固長度繼續(xù)增加時(shí)，其值基本保持穩(wěn)定，如圖1（b）所示。（2）隨著錨固長度的不斷增加，極限抗拔力表現(xiàn)為非線性變大趨勢(shì)。當(dāng)錨固長度大于15 m時(shí)，一次注漿錨桿的抗拔力緩慢增大，部分則保持平穩(wěn)趨勢(shì)。而二次注漿錨桿的極限抗拔力仍增長較快，且圖1（a）、（c）、（d）中的增長速率明顯大于前幾種錨固長度，表明二次注漿能較大程度上提升極限抗拔力[13-14]。

針對(duì)上述數(shù)據(jù)規(guī)律，經(jīng)分析認(rèn)為可能原因如下：一是注漿工藝采取僅一次成型時(shí)，實(shí)際中的錨桿錨固體可能受注漿質(zhì)量影響未能完全達(dá)到理論長度，因此錨固體長度比設(shè)計(jì)值偏低，由此導(dǎo)致錨桿的極限抗拔力不滿足設(shè)計(jì)要求；二是二次注漿時(shí)大多為高壓注漿，其主要是在一次注漿液體凝固形成一定強(qiáng)度后再展開注漿，不僅能彌補(bǔ)一次注漿所存在的缺陷，而且能使高壓漿液向周圍土層深處不斷滲透，從而使土層形成水泥鑲嵌體，更有利于錨固體與土層之間緊密結(jié)合，無形中也相當(dāng)于增大了有效的錨固段區(qū)域，最終提高了錨固體與巖土層之間的極限粘結(jié)強(qiáng)度[15-16]。

3 粘結(jié)強(qiáng)度對(duì)比分析

假設(shè)錨桿抗拔力取為P，D為錨桿錨固段直徑，錨固段長度為L，錨固體與巖土層之間的粘結(jié)強(qiáng)度為Fn，則錨桿抗拔力P=πDLFn。在工程實(shí)踐中，錨固段直徑與長度一般為設(shè)定值，則對(duì)于現(xiàn)場(chǎng)的錨桿極限抗拔力，其值主要取決于粘結(jié)強(qiáng)度Fn[17-18]。本次大型錨桿試驗(yàn)場(chǎng)地的土層性質(zhì)穩(wěn)定，經(jīng)勘探均為呈硬塑態(tài)的殘積砂質(zhì)粘性土（錨桿涉及范圍內(nèi)）。根據(jù)表1中各錨桿的極限抗拔力，并將相應(yīng)參數(shù)代入所述的錨桿抗拔力計(jì)算公式中，可分別得到不同注漿工藝條件下的錨桿錨固體與巖土體之間的粘結(jié)強(qiáng)度值如表2所示，進(jìn)一步將粘結(jié)強(qiáng)度數(shù)值做成分布圖，如圖2所示。

對(duì)不同注漿工藝條件下，錨桿錨固體與巖土體之間的粘結(jié)強(qiáng)度數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算可知，對(duì)于本次試驗(yàn)場(chǎng)地的錨桿錨固體與巖土層之間粘結(jié)強(qiáng)度，采取一次注漿工藝時(shí)，平均值為104.39 kPa，標(biāo)準(zhǔn)差為23.98 kPa，變異次數(shù)0.22；采取二次注漿工藝時(shí)，平均值為122.215 kPa，標(biāo)準(zhǔn)差為16.30 kPa，變異次數(shù)0.14。根據(jù)《巖土工程勘察規(guī)范》中的相應(yīng)計(jì)算式（1）、式（2），可得不同注漿工藝條件下的錨桿統(tǒng)計(jì)修正系數(shù)（γs）與極限粘結(jié)強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值（φk）。其中，一次、二次注漿工藝條件下的γs值分別為0.898 8、0.942 1，極限粘結(jié)強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值φk分別為94、115 kPa。

在《建筑基坑支護(hù)技術(shù)規(guī)程》中，對(duì)于液限指數(shù)大于0但不超過0.25的粘性土而言，規(guī)定了相應(yīng)的錨桿極限粘結(jié)強(qiáng)度數(shù)據(jù)參考區(qū)間，采取一次注漿工藝時(shí)，標(biāo)準(zhǔn)值為65～73 kPa；采取二次注漿工藝時(shí)，標(biāo)準(zhǔn)值為85～100 kPa?；诖?，由不同注漿工藝條件下的粘結(jié)強(qiáng)度數(shù)據(jù)分析，可得到如下幾點(diǎn)規(guī)律：

（1）對(duì)于本次試驗(yàn)長度區(qū)間為9～18 m的錨桿而言，采取一次、二次注漿工藝時(shí)，獲得的錨固體與巖土層極限粘結(jié)強(qiáng)度值分別為90～110、115～135 kPa。其中，相較于一次注漿工藝，4種不同長度錨固段采取二次注漿后的粘結(jié)強(qiáng)度值分別提升了17%、17%、10%和26%左右；

（2）相較于一次注漿工藝，二次注漿工藝的極限粘結(jié)強(qiáng)度為前者的1.1～1.3倍。經(jīng)統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)修正后，本次試驗(yàn)場(chǎng)地的實(shí)際標(biāo)準(zhǔn)比值約為1.2；

（3）在粘性土地層條件下，不管是一次注漿工藝還是二次注漿工藝，其相應(yīng)錨桿的極限粘結(jié)強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值均遠(yuǎn)大于規(guī)范值。其中，一次注漿工藝為規(guī)范值的1.36倍，二次注漿工藝為規(guī)范值的1.24倍；

（4）在采取二次注漿工藝后的極限粘結(jié)強(qiáng)度增幅方面，本次試驗(yàn)的增幅小于相應(yīng)規(guī)范值[19]。

4 結(jié)語

（1）在同樣的地層與錨固長度條件下，二次注漿工藝下的錨桿極限抗拔力約為一次注漿工藝時(shí)的1.1～1.3倍。當(dāng)錨固長度為9～18 m時(shí)，極限抗拔力一般與錨固長度呈正相關(guān)。但也有部分錨桿在達(dá)到一定的極限抗拔力值后，錨固長度繼續(xù)增加時(shí)，其值基本保持穩(wěn)定；

（2）極限抗拔力隨錨固長度表現(xiàn)為非線性增加。當(dāng)錨固長度超過一定值后，一次注漿工藝的極限抗拔力緩慢增大，部分則保持平穩(wěn)趨勢(shì)。而二次注漿工藝的極限抗拔力仍增大較快；

（3）在本次大型試驗(yàn)場(chǎng)地的殘積砂質(zhì)粘性土中，采取一次、二次注漿工藝時(shí)，獲得的錨固體與巖土層極限粘結(jié)強(qiáng)度值分別為90～110 kPa和115～135 kPa；

（4）在粘性土地層條件下，不管是一次注漿工藝還是二次注漿工藝，其相應(yīng)錨桿的極限粘結(jié)強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值均遠(yuǎn)大于規(guī)范值。

【參考文獻(xiàn)】

[1］張發(fā)明，劉寧，陳祖煜.預(yù)應(yīng)力錨索內(nèi)錨段粘結(jié)強(qiáng)度及長度的確定[J].水利水電科技進(jìn)展，2002，22（3）：1-3.

[2］張發(fā)明，陳祖煜，劉寧.巖體與錨固體間粘結(jié)強(qiáng)度的確定[J].巖土力學(xué)，2001，22（4）：470-473.

[3］王志，石占斌.高邊坡防護(hù)工程預(yù)應(yīng)力錨索基本試驗(yàn)的案例分析[J].公路交通科技，2016，12（9）：（3）：64-65.

[4］湯斌，龔艷霞，肖玉成.某邊坡工程預(yù)應(yīng)力錨索試驗(yàn)研究[J].土工基礎(chǔ)，2010，24（3）：19-21.

[5］張程林，唐孟雄，胡賀松.基于指數(shù)模型的巖石錨桿粘結(jié)強(qiáng)度統(tǒng)計(jì)研究[J].地下空間與工程學(xué)報(bào)，2015，11（z1）：19-23.

[6］顧興宇，沈新，陸家穎.玄武巖纖維筋拉伸力學(xué)性能試驗(yàn)研究[J].西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2010，45（6）：914-919.

[7］劉紀(jì)峰，張會(huì)芝.玻璃纖維和玄武巖纖維錨桿設(shè)計(jì)探討[J].河南城建學(xué)院學(xué)報(bào)，2012，21（5）：5-8.

[8］曹曉峰，趙文，謝強(qiáng)，等.BFRP筋材基本力學(xué)性能試驗(yàn)研究[J].公路工程，2016，41（5）：215-217.

[9］鄭勁東，張興剛，楊勇.連續(xù)玄武巖纖維及其復(fù)合材料研究[J].玻璃鋼／復(fù)合材料，2009（1）：31-33.

[10］霍文靜，張佐光，王明超，等.復(fù)合材料用玄武巖纖維耐酸堿性實(shí)驗(yàn)研究[J].復(fù)合材料學(xué)報(bào)，2007，24（6）：77-82.

[11］楊國梁.玄武巖纖維復(fù)合筋材力學(xué)性能試驗(yàn)及巖土錨固應(yīng)用[D].成都：西南交通大學(xué)，2016.

[12］井德勝，白曉宇，馮志威，等.玄武巖纖維增強(qiáng)聚合物錨桿用于地下結(jié)構(gòu)抗浮的可行性研究[J].材料導(dǎo)報(bào)，2021，35（19）：19223-19229.

[13］吳芳.玄武巖纖維筋與混凝土粘結(jié)性能試驗(yàn)研究[D].大連：大連理工大學(xué)，2009.

[14］張紹逸.玄武巖纖維筋與混凝土粘結(jié)錨固性能試驗(yàn)研究[D].哈爾濱：東北林業(yè)大學(xué)，2013.

[15］沈新，顧興宇，陸佳穎.玄武巖纖維（BFRP）筋與混凝土粘結(jié)性能試驗(yàn)研究[J].交通運(yùn)輸工程與信息學(xué)報(bào)，2010，8（3）：124-130.

[16］郭成鵬，林學(xué)軍，李濤，等.玄武巖纖維筋用作錨桿的適宜性研究[J].洛陽理工學(xué)院學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2012，22（4）：24-27.

[17］高先建.玄武巖纖維增強(qiáng)復(fù)合錨桿支護(hù)土質(zhì)邊坡設(shè)計(jì)方法的試驗(yàn)研究[D].成都：西南交通大學(xué)，2017.

[18］趙文，王浩，陳云，等.BFRP筋錨桿土質(zhì)邊坡支護(hù)應(yīng)用研究[J].工程地質(zhì)學(xué)報(bào)，2016，24（5）：1008-1015.

[19］高巖川，賀雄，胡熠.玄武巖纖維復(fù)合筋材在巖土工程中的應(yīng)用研究[J].四川建筑，2016，36（5）：85-87.

收稿日期：2022-04-19；修回日期：2023-04-10

作者簡介：林 福（1988-），男，本科，研究方向：巖土工程;E-mail：1370776832@qq.com。

引文格式：林 福，闕陳燕，陳善良.基于注漿工藝的邊坡巖體與錨固體間粘結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)對(duì)比分析[J].粘接，2023，50（6）：34-37.