壓力型錨桿錨固體蠕變特性試驗研究

張俊麒，渠紅霞，文武飛

(湖南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院， 湖南 湘潭市 411201)

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壓力型錨桿錨固體蠕變特性試驗研究

張俊麒，渠紅霞，文武飛

(湖南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院， 湖南 湘潭市 411201)

通過室內(nèi)模擬試驗，獲取了壓力型錨桿錨固體宏觀的蠕變數(shù)據(jù)，對其蠕變數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，得出錨固體等速蠕變階段不明顯等結(jié)論，并建立錨固體宏觀蠕變七元件模型，將西原體模型和建立的七元件模型與錨固體宏觀蠕變曲線相對比。根據(jù)其擬合程度，得到了七元件模型比西原體模型更適合實際錨固體蠕變的結(jié)論，為新的錨固體蠕變模型的建立提供一些依據(jù)。

壓力型錨桿；蠕變；錨固體；擬合

0 引 言

錨固技術(shù)作為一種常用的巖土加固技術(shù)，廣泛運(yùn)用于各工程中，而錨桿錨固因其施工簡單，加固效果明顯，經(jīng)濟(jì)效益顯著，已成為錨固技術(shù)中最常用的手段。錨桿按照灌漿體所處的應(yīng)力狀態(tài)可分為拉力型和壓力型兩類，工程運(yùn)用主流為拉力型錨桿。已有研究表明，壓力型錨桿的承載能力和變形性能及破壞后的殘余錨固力，比拉力型錨桿均有所改善，用于永久性錨固工程具有很大的優(yōu)越性，其破壞主要發(fā)生于錨固界面，而要研究錨固界面，首先要研究錨固體。對此，國內(nèi)外學(xué)者做了大量試驗研究。程良奎[1]等對壓力分散型錨索進(jìn)行了大量的試驗研究，在現(xiàn)場進(jìn)行了拉拔試驗、錨固應(yīng)力測試、錨索軸力及界面粘結(jié)應(yīng)力分布的有限元數(shù)值分析等工作。現(xiàn)場拉拔試驗結(jié)果表明，在粉質(zhì)粘土、中細(xì)砂及破碎巖石中，在相同錨固條件下，壓力分散型錨索比拉力型錨索的承載力提高 23%～58%。丁多文[2]利用大比例尺模型試驗，對預(yù)應(yīng)力長錨索錨固段的荷載傳遞機(jī)制及其應(yīng)力分布規(guī)律進(jìn)行了研究，用修正系數(shù)來描述錨桿應(yīng)力集中程度，提出了錨固段長度確定方法。I lamparuthi[3]等通過模型試驗，對不同埋深的壓力型錨索的破壞模式進(jìn)行了研究，并通過一個透明的觀察視窗，觀察錨索破壞面隨拉拔力變化的情形。顧金才[4]院士主持研究了預(yù)應(yīng)力錨索的作用機(jī)理和設(shè)計方法，對注漿體與錨孔孔壁接觸界面的剪應(yīng)力分布進(jìn)行研究。趙同彬[5]等進(jìn)行室內(nèi)錨固系統(tǒng)拉拔蠕變試驗，獲得拉力型錨桿兩個界面的剪應(yīng)力隨時間的變化規(guī)律。賀建清[6]通過壓力型錨桿的足尺試驗研究，對比得到了壓力型錨桿在荷載作用下錨固段徑向、軸向應(yīng)力、剪應(yīng)力分布的理論解。作者進(jìn)行了室內(nèi)錨固系統(tǒng)拉拔蠕變試驗，分析錨固體蠕變特性，并探究錨固體蠕變規(guī)律。

1 蠕變試驗分析

1.1 試驗試件制備

室內(nèi)試驗裝置以RYL—600型微型控制三軸流變試驗機(jī)為基礎(chǔ)，通過改變設(shè)備原有夾具來實現(xiàn)蠕變試驗。試驗試件見圖1，由錨固體、錨桿、基體(模擬巖土體)3部分組成，錨固體為外徑40 mm，內(nèi)徑18 mm，高150 mm的圓柱體；基體為外徑200 mm，內(nèi)徑40 mm，高300 mm的圓柱體；錨桿直徑18 mm，長度450 mm(含埋入基體300 mm、錨固頭50 mm以及預(yù)留100 mm的儀器接頭)。參數(shù)見表1和表2。

錨桿采用Φ18 mm的HRB400圓鋼，抗拉強(qiáng)度=400 N/mm2，彈性模量=2.0×105N/mm2。水泥采用南方水泥廠所制42.5普通硅酸鹽水泥。

為確保灌漿體與基體平行，首先澆筑基體。以200 mm直徑的PVC管為基體外膜，40 mm直徑的PVC管為基體內(nèi)膜，并將兩種類型的PVC管固定在底座上，以保證兩PVC管成同心圓放置，在兩PVC管之間澆筑。基體養(yǎng)護(hù)完成后固定于底座，再將錨桿涂油并插入基體預(yù)留孔正中央固定，在基體預(yù)留孔內(nèi)注漿，保證注漿高度為200 mm，完成后養(yǎng)護(hù)28 d，完成后外觀如圖2所示。

本試驗采用分級加載方式進(jìn)行拉拔試驗，初始時先預(yù)加載2 kN，保持1 h，以確保試件內(nèi)的空隙被壓緊，后清空位移和加載讀數(shù)。正式加載時首次加載10 kN，之后每隔24 h增加10 kN，直至試件破壞試驗完成，加載速度為500 N/s，以保證加載在短時間內(nèi)完成。整個試驗中室內(nèi)溫度保持在22℃，以保證試件蠕變變形的穩(wěn)定。

圖1 試件組成示意

表2 錨固體材料參數(shù)

1.2 試驗結(jié)果分析

因常規(guī)方式測試所得應(yīng)變數(shù)據(jù)較不準(zhǔn)確，對試件擾動過大，故嘗試從宏觀蠕變數(shù)據(jù)進(jìn)行觀察。試驗試件加載至50 kN后21 h左右被破壞，總歷時117 h，如圖3所示。破壞形式為錨固體相對基體產(chǎn)生滑移。如圖4所示，前20 s快速加載時瞬時變形總量達(dá)到后24 h蠕變總量的數(shù)倍，且試件整體負(fù)荷變大時，瞬時變形總量與蠕變總量的比值減小。

從圖4觀察，錨固體減速蠕變[7]與加速蠕變階段最為明顯，未觀察到等速蠕變階段。但因只制作了一個試驗試件，試件在加速蠕變情況下的蠕變曲線只有一條，故本文不考慮最后一段加速蠕變時的蠕變曲線。因圖4中前3段蠕變曲線較為相似，而第四段蠕變曲線明顯不同于前3段，故選取第2段與第4段這兩段蠕變曲線，即試件加載到20 kN后與40 kN后產(chǎn)生的蠕變曲線進(jìn)行分析，見圖5、圖6。

圖3 試件負(fù)荷隨時間變化示意

圖4 試件在不同負(fù)荷下的蠕變曲線

圖5 試件在加載20 kN后的蠕變曲線

圖6 試件在加載40 kN后的蠕變曲線

綜合圖5、圖6可看出，在越靠近快速加載完成的蠕變曲線斜率越大，即加載完成后，越早蠕變速率越大。將兩圖進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)在負(fù)荷越大的情況下，時間對蠕變速率影響越小，即負(fù)荷越大，蠕變速率變化率越小。

2 蠕變模型的建立

錨固體的蠕變從宏觀上看，表現(xiàn)出來的性質(zhì)并非單一的彈性、塑性、粘性，而是彈、塑、粘多種組合所表現(xiàn)出來的復(fù)雜的力學(xué)特性。可直接觀察得到錨固體蠕變的3個特點：

(1) 在加載時，錨固體出現(xiàn)一個瞬時變形，即模型有彈性特征；

(2) 錨固體出現(xiàn)瞬時變形后，總體變形隨時間的延續(xù)而變大，但此趨勢逐漸減小到零，即模型有粘性特征；

(3) 在較大荷載下，瞬時變形以后，變形隨著時間的延續(xù)逐漸增大，變形速度增大的速率隨時間推移而減小，即模型有減速流變特征。

西原體模型最能反映巖石的彈-粘彈-粘塑性特性，尤其符合軟巖的流變特性，其具有瞬時變形、衰減蠕變、定常蠕變彈性后效和松弛的性質(zhì)，故將模型在西原體模型上進(jìn)行修改，并選用西原體模型作為測試對象。西原體模型的本構(gòu)方程為：

所受應(yīng)力σ不超過臨界應(yīng)力σ0時：

所受應(yīng)力σ超過臨界應(yīng)力σ0時：

假設(shè)模型為七元件模型，如圖7所示，構(gòu)造為西原體模型后再串聯(lián)一個開爾文體，暫不考慮其加速蠕變階段，本構(gòu)方程為：

圖7 七元件模型簡圖

假設(shè)微觀上的蠕變和宏觀上的蠕變一致，可直接使用錨固體宏觀蠕變圖形對蠕變模型進(jìn)行擬合。該七元件模型與實驗數(shù)據(jù)的擬合如圖8、圖9的綠線seven所示，西原體模型與實驗數(shù)據(jù)的擬合如圖8、圖9中的紅線five所示。

圖8 試件在加載20 kN后的蠕變曲線擬合

從圖8、圖9中不難看出，在宏觀上使用西原體模型與實際實驗數(shù)據(jù)的匹配程度比較低，尤其是加載20 kN時，其擬合度僅0.47，而以西原體和開爾文體串聯(lián)得到的七元件模型與實際數(shù)據(jù)的匹配程度較高，兩段曲線的擬合度都在0.98以上。具體擬合度如表3所示。

圖9 試件在加載40 kN后的蠕變曲線擬合

荷載/kN西原體模型擬合度七元件模型擬合度200．4750．981400．9620．997

3 結(jié) 論

通過試驗?zāi)M實際狀態(tài)下壓力型錨桿的蠕變特性，得出壓力型錨桿錨固體宏觀上的蠕變曲線，基于試驗數(shù)據(jù)的分析，就壓力型錨桿錨固體的宏觀蠕變曲線，得出其在加速蠕變之前的流變特性結(jié)論如下：

(1) 錨固體蠕變在宏觀上擁有彈、塑、粘多種組合所表現(xiàn)出來的復(fù)雜的力學(xué)特性；

(2) 錨固體減速蠕變與加速蠕變階段較明顯，等速蠕變階段不明顯；

(3) 錨固體減速蠕變階段歷時長短與應(yīng)力大小相關(guān)，應(yīng)力越大減速蠕變階段歷時越長；

(4) 錨固體的宏觀蠕變與所建立的七元件模型匹配較好。

[1]程良奎,胡建林,張培文.巖土錨固技術(shù)新發(fā)展[J].工業(yè)建筑,2010,40(1):98-101.

[2]丁多文,白世偉,劉泉聲.預(yù)應(yīng)力長錨索錨固深度模型試驗研究[J].工程勘察,1995(4):14-19.

[3]I lamparuthi K,Muthukrishnaiah K.Anchors in Sand Bed:Delineation of Rupture Surface[J].Ocean Engineering,1999(26):1249-1273.

[4]顧金才,明治清,沈 俊,等.預(yù)應(yīng)力錨索內(nèi)錨固段受力特點現(xiàn)場試驗研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,1998,l7(S): 788-792.

[5]趙同彬.深部巖石蠕變特性試驗及錨固圍巖變形機(jī)理研究[D].青島:山東科技大學(xué),2009.

[6]賀建清,陳 清,陳秋南,等.壓力型與拉力型錨桿工作性狀的室內(nèi)足尺模型對比試驗研究[J].水文地質(zhì)工程地質(zhì),2013(4).

[7]陽生權(quán).巖體力學(xué)[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,2008.

[8]孫 鈞.巖石流變力學(xué)及其工程應(yīng)用研究的若干進(jìn)展[J].巖石力學(xué)與工程報,2007.

[9]張振普.錨固體蠕變特性試驗研究[J].鐵道建筑,2009(4):126-129.

[10]徐曉陽.錨固界面剪切流變試驗研究[D].湘潭:湖南科技大學(xué),2013.

[11]張清照.結(jié)構(gòu)面剪切蠕變特性及本構(gòu)模型研究[J].土木工程學(xué)報,2011,44(7):128-132.

[12]劉保國.泥巖蠕變損傷試驗研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2010,29(10):2127-2133.(收稿日期：2015-11-13)

張俊麒(1990-)，男，湖南長沙人，碩士，主要從事巖土工程方面的研究，Email:1002041263@qq.com。