玄武巖纖維增強錨桿加固混合土室內拉拔試驗研究

馮 君，賴 冰，張圣亮，王 鐸，劉 淵

（西南交通大學土木工程學院，四川 成都 610031）

錨桿技術作為解決基坑、邊坡、隧道等巖土工程問題的有效手段之一，已有悠久的歷史.然而，由于鋼筋錨桿在實際工程中極易遭受環境腐蝕[1]，其長期服役的安全、經濟性能難以保證.纖維增強復合材料（fiber reinforced polymer，FRP）為該問題提供了一種新的解決方式.常用的FRP筋主要有芳綸纖維（AFRP）筋、玄武巖纖維（BFRP）筋、碳纖維（CFRP）筋和玻璃纖維（GFRP）筋[2].BFRP筋具有高強輕質、耐腐蝕、材料來源豐富等優點，用作錨桿可更好地協調錨固系統的變形，在高速鐵路、公路邊坡處理和隧道圍巖加固等巖土領域具有極大的綜合經濟效益和廣闊的應用前景[3].某高原鐵路沿線坡高谷深、氣候多變、地震頻發，高陡地形環境、高寒環境及高烈度條件對地質災害防治技術提出了新的挑戰[4]，相比于傳統的鋼筋錨桿，若采用質量更輕、耐久性更好的BFRP筋，將更為有效地解決巖土加固工程耐久性問題.

由錨桿、灌漿體、巖土體組成的錨固體系存在著兩個顯著的界面：錨桿-灌漿體膠結面（第一界面）和灌漿體-巖土體膠結面（第二界面）[5-6].由于界面兩側材料性質不同，錨桿在廣義荷載的作用下極易產生應力傳遞不均、變形不協調等問題，使得錨桿多沿這兩個薄弱界面發生破壞.其中小直徑錨桿主要表現出第一界面破壞，而大直徑錨桿主要表現出第二界面破壞[7].

吳芳等[8-10]從錨桿直徑、錨固長度、埋置深度、錨固基質材料等方面對BFRP錨桿進行了黏結性能試驗；張紹逸[11]也針對BFRP錨桿系統破壞機理進行了相關研究.但目前這些針對BFRP錨桿的研究主要集中在整體荷載位移關系和第一界面力學行為，對于第二界面的研究則有待完善；而且BFRP材料模量明顯小于鋼筋（約為鋼材的1/4），BFRP錨固系統的變形協調和應力分布規律等問題亦有待進一步厘清[11-12]；理論和試驗研究滯后于實際工程應用的現狀，也制約了BFRP錨桿相關規范的編制和推廣應用[13].

為進一步探究BFRP錨桿的界面力學行為，針對廣泛存在于四川省西部山區的崩坡積混合土這一特殊土質，開展BFRP錨桿室內拉拔試驗.試驗通過對錨桿類型、錨桿直徑、錨固長度以及灌漿體直徑等因素的研究，分析錨固體系的破壞模式和破壞機理、極限承載能力以及界面黏結強度的影響規律.

1 室內試驗設計

1.1 試驗裝置

試驗裝置主要包括加載架和模型箱（圖1）.

圖1 試驗裝置Fig.1 Test device

模型箱尺寸（長 × 寬 × 高）為160 cm × 60 cm ×60 cm，箱體前端中心處加工一個13 cm孔徑的開孔.利用兩個滑輪、鋼絲繩將吊籃和錨桿的鋼套筒相連，并通過添加加載物（10 kg標準砝碼）的方法對錨桿持續作用穩定的水平拉拔荷載.

1.2 試驗材料

1）錨桿材料

錨桿材料包括BFRP錨桿和鋼錨桿兩種類型：BFRP錨桿采用商業全螺紋玄武巖復合筋；鋼錨桿采用16 mm Ⅲ級螺紋鋼.相關物理力學參數如表1所示.

表1 錨桿力學參數Tab.1 Mechanical parameters of bolts

2）試驗土體

崩坡積混合土是西南山區工程建設中常碰到的一類特殊土，具有級配不連續、均勻性差的特點，容易發生邊坡失穩，往往是巖土加固的重點.本次試驗的現場原狀土地點為四川省都江堰虹口鄉岷江兩岸處[14]，原狀土中有較多大顆粒，不可直接用于室內試驗，故將粒徑曲線予以縮尺處理[15-16].《土工試驗規程》推薦的方法有剔除法、等量替代法、相似級配法、混合法.對試驗土體進行試配（采用特定目數標準石英砂和粉質黏土），最終采用混合縮尺方法（先相似級配后等量替代）得到的試驗土滿足要求.其中，相似級配的縮小系數n= 8，等量替代的粒徑區間為2 ～ 5 mm.原狀土和試驗土的參數對比見表2，粒徑級配曲線如圖2所示.

表2 物理力學參數Tab.2 Physical and mechanical parameters

圖2 粒徑級配曲線Fig.2 Grain size distribution curves

3）灌漿體

灌漿體由水泥砂漿灌注成型，配合比為水∶水泥∶砂 = 0.45∶1∶1.水泥采用P.O 42.5；砂含泥量為1.34%，細度模數為2.7，中砂；灌漿體密度為2300 kg/m3.在同條件下進行為期30 d的養護后，所得立方體試塊的抗壓強度為44.2 ～ 49.0 MPa，均值46.8 MPa.

1.3 試驗方法

試驗中，錨桿實際埋深為0.3 m，模型箱土體表面加堆載，上覆荷載計5.55 kPa，等效總覆土厚為0.6 m.由于BFRP錨桿抗壓、抗剪強度低較，試驗使用黏結型錨具對無縫鋼管采用環氧樹脂進行加工，再將該管與BFRP錨桿進行黏結處理，最后固化成型.為測得灌漿體表面應變，對灌漿體貼片、拉毛后再埋入模型箱.灌漿體的模具分別為內徑65、85、105 mm的標準PE管，并保證灌漿時使錨桿居中.經養護拆模，對灌漿體表面采用水泥砂漿進行拉毛粗糙處理，單側拉毛厚度控制在2.5 mm左右.試驗采用應變儀對錨桿、灌漿體表面應變數據進行測量，采用百分表測量錨桿桿頭和灌漿體前端面的位移.

本次試驗分為12組，通過單因素分析的方法，對錨桿類型、錨桿直徑、錨固段長度以及灌漿體直徑等多個因素進行相關研究.錨桿均以“B/S?A?G?”進行命名（B/S為BFRP錨桿/鋼錨桿直徑；A為錨固長度；G為灌漿體直徑），試驗方案設計見表3.

表3 試件方案參數Tab.3 Specimen parameters

為分析錨固系統受力狀態，在錨桿桿體表面及灌漿體表面均布置應變測點.測點布置成前密后疏的形式，灌漿體表面對稱貼片，如圖3所示.為方便分析，從左至右依次命名為測點Ⅰ ～ 測點Ⅳ/Ⅴ/Ⅵ.

圖3 測點布置Fig.3 Measuring points layout

1.4 試驗過程

試驗前，將模型箱邊界底部、側壁均勻涂抹一層凡士林.粉質黏土、標準石英砂、水攪拌均勻后，將其置于模型箱內進行分層填筑并壓實，至1/2高度時，將室內養護30 d后的灌漿體沿縱向水平居中擺放，應變片貼在左、右兩側.此外，孔口處還需要進行臨時遮擋、木槌夯實.填土后，于土體上表面堆載重物.試驗采用標準砝碼進行加載，初始加載質量為40 kg/次，持荷2 min；至某級荷載，百分表讀數不能趨穩，將分級質量減至20 kg/次，持荷1 min；進而降低至10 kg/次，持荷0.5 min，直到試驗破壞.當出現以下任一情況時判定試驗發生破壞：1）桿體劈裂或斷裂破壞；2）錨桿從灌漿體拔出；3）灌漿體從土體中拔出.

2 試驗結果

2.1 試驗現象和破壞模式

隨拉拔荷載增大，試驗過程主要經歷以下3個階段：荷載較小，錨桿拉拔位移及其增幅均較小，此時處于彈性變形階段；荷載增加，百分表讀數開始非線性增加，錨固系統進入塑性滑移階段；荷載繼續增加，錨桿拔出位移陡增、模型箱內發出粗顆粒磨碎聲，錨固系統進入滑動破壞階段.試驗結束后，觀察到灌漿體表面存在輕微的磨損痕跡，整體仍較完整.

其中4組實驗的灌漿體出現貫通內部的環向裂縫：試驗B16A1.6G90環向裂縫位于測點Ⅱ前，試驗B20A1.6G90、B16A1.2G110環向裂縫位于測點Ⅲ前，試驗B16A1.2G70環向裂縫位于測點Ⅱ前、微裂縫位于測點Ⅲ后（圖4）.分析環向裂縫所產生的原因及其位置，可能是由于灌漿不均勻、養護時溫度發生變化等情況所導致.

圖4 試驗B16A1.2G70灌漿體裂縫Fig.4 Grouting bond cracks in test B16A1.2G70

FRP錨桿的破壞有4種典型形式（圖5）：1）桿體斷裂/劈裂破壞，發生于桿體內部可能存在“弱”纖維、微裂縫等缺陷，或黏結界面傳遞給錨桿的剪切應力超過了錨桿材料的抗剪強度；2）錨桿拔出破壞（第一界面破壞），由于錨桿-灌漿體膠結面抗剪強度不足導致；3）灌漿體拔出破壞（第二界面破壞），發生于當灌漿體與巖土體界面的黏結性能比較薄弱時；4）巖土體破壞（廣義第三界面破壞），灌漿體和周圍巖土體以倒錐形態拔出，多發生于力學性能較差的地層錨固體系中[7-17].本次試驗上覆土層壓力較小，第二界面的黏結強度相對較弱，其破壞形式為第二界面破壞（圖6）.該結果可以與實際錨固工程中重力、低壓滲透注漿以及黃土、黏性土中灌漿等弱二界面情況進行對照.

圖5 FRP錨固系統典型破壞形式Fig.5 Typical failure modes of FRP anchorage system

圖6 錨固系統的破壞形式Fig.6 Failure modes of anchorage systems

2.2 荷載-位移曲線

典型的荷載-位移（P-s）曲線見圖7，其中橫坐標為灌漿體前端面位移.由于試驗加載為荷載控制式，未能測出下降曲線段.

圖7 典型荷載-位移曲線Fig.7 Typical load-displacement curves

由圖7可知，其P-s曲線可分為3個階段：1）彈性變形階段，該階段錨桿處于彈性變形階段，P-s曲線基本為直線型，該階段與下一階段的交界點即為“彈性臨界點”；2）塑性滑移階段，隨荷載增加，錨桿進入彈塑性階段，P-s曲線斜率逐漸變小并向橫坐標軸偏移，灌漿體在第二界面范圍內產生了塑性變形，并存在滑移、錯動，該階段與下一階段的交界點即為“塑性臨界點”，而改點所對應的荷載稱為“極限荷載”；3）滑動破壞階段，當荷載達到極限值時，位移迅速增加，錨固體不再保持受力平衡且快速拔出，此時灌漿體與巖土體完全脫粘，其間僅存在殘余剪應力，即接觸界面的摩擦力.因本次試驗采用應力控制加載，無法測出殘余力，因此未能得到滑移破壞階段的荷載-位移曲線.試驗的彈性臨界點位移較小，此時荷載為拉拔荷載極限值的20% ～ 28%.

3 試驗結果分析

3.1 極限拉拔荷載與界面平均剪應力

試驗破壞形式均為第二界面破壞，極限拉拔荷載較小，基于“平均剪應力”概念可計算破壞時錨桿第一界面平均剪應力（式（1））和第二界面平均黏結強度（式（2）），該參數是目前工程設計中計算錨桿抗拔能力的重要參數.

式中：τ1為第一界面平均剪應力，kPa；τ2為第二界面平均黏結強度，kPa；Pmax為極限拉拔荷載，kN；d、G、L分別為錨桿直徑、灌漿體直徑和錨固長度，m.

錨桿的極限拉拔荷載與界面平均剪應力見表4.由表可知：錨桿極限拉拔荷載為3.0 ～ 4.9 kN；第一界面平均剪應力為45 ～ 101 kPa；第二界面平均黏結強度為10.0 ～ 14.8 kPa，說明試驗錨桿的第二界面強度較弱.

表4 拉拔試驗結果Tab.4 Experimental results of pullout test

3.2 錨桿應力

達到極限荷載時錨桿軸向正應力分布如圖8所示.由圖可知，多數錨桿軸向應力的最大值位于加載的最前端，應力沿軸向非均勻迅速衰減；但對于灌漿體有環向裂縫的錨桿，最大軸向應力不出現在最前端，同時應力水平略低，沿軸向呈單峰形式分布.可見，灌漿體若出現環向裂縫，錨桿軸向應力分布將趨于均勻，而不是主要集中于前端，這與傳統的理論分析結果不同.由于灌漿體所處的拉應力狀態以及水泥材料的收縮干裂特性，實際工程中灌漿體出現裂縫的可能性是存在的.本次試驗錨桿應力水平較低，環向裂縫的存在實際上對整體承載能力的影響不顯著，但在實際工程中，錨桿的應力水平往往較大，環向裂縫對承載性能可能存在較大影響，但受限于試驗條件，其相關機理有待今后進一步研究.

圖8 錨桿軸向應力分布Fig.8 Axial distribution of anchor normal stress

3.3 灌漿體應力

灌漿體軸向正應力分布如圖9所示，灌漿體軸應力的最大值范圍在300 ～ 880 kPa，沿軸向均呈單峰形式，其峰值點并非位于錨固段最前端，其原因是荷載是首先加到錨桿桿體上，然后荷載再通過桿體與灌漿體的界面傳遞給灌漿體.同錨桿桿體相比，灌漿體軸向正應力的分布更均勻，峰值點的位置較靠后，衰減段的衰減速度也較小.

圖9 灌漿體軸向應力分布Fig.9 Axial distribution of grouting body normal stress

3.4 承載性能影響因素分析

錨桿拉拔試驗的影響因素包括錨桿種類、直徑、灌漿體直徑和錨固段長度.

1）錨桿直徑的影響

圖10給出了不同錨桿直徑情況下的試驗結果.由于此次試驗均為第二界面拔出破壞，而第一界面并未出現破壞現象，因此錨桿與灌漿體界面并未達到極限狀態.由圖10可知：BFRP錨桿第一界面的剪應力隨桿體直徑的增加呈現出逐漸降低的趨勢，桿體直徑對極限拉拔荷載、第二界面平均黏結強度影響表現并不明顯.只要保證錨桿桿體不被拔出和桿體材料破壞，采用較小直徑的錨桿是可行的，而且經濟性更好.當然，這只是針對拉拔時的軸向受力情況，如果考慮實際工程中錨桿可能受剪切作用，錨桿直徑則不宜太小.

圖10 錨桿直徑的影響Fig.10 Influence of bolt diameter

2）錨桿類型的影響

如表5所示，鋼錨桿、BFRP錨桿在極限荷載、第一和第二界面均值剪應力方面基本相同（A= 1.2 mm，G= 90 mm），差別在5%左右.BFRP錨桿與鋼錨桿的承載性能相當.因此，在實際工程中，完全可以使用BFRP錨桿替代傳統鋼筋錨桿進行邊坡加固，尤其是在環境氣候極端惡劣的地區， 如某高原鐵路沿線，高海拔、高陡地形對錨固結構的施工和耐久性都提出了更高的要求.BFRP錨桿較鋼筋錨桿而言，其重量僅為鋼筋的1/4，運輸方便；也不存在腐蝕問題，后期維護工程量小.

表5 錨桿類型的影響Tab.5 Influence of anchor type

3）錨固長度的影響

圖11為不同錨桿長度情況下的試驗結果.由圖11可知：錨桿平均黏結強度、第一界面剪應力隨錨固長度的增加而減小，極限荷載隨錨固長度的增加而增加，但增幅減小（表6）.結果表明，錨桿存在臨界錨固長度，即隨錨固長度的增加，錨桿后端發揮的作用將越來越小，當錨固長度大于“臨界錨固長度”時，錨桿的極限承載能力不再增加.

表6 極限拉拔荷載增幅Tab.6 Increasing range of ultimate pullout load%

圖11 錨固長度的影響Fig.11 Influence of anchorage length

4）灌漿體直徑的影響

表7為不同灌漿體直徑情況下的試驗結果.由表7可以看出：極限拉拔荷載和第一界面剪應力隨灌漿體直徑的增加而增加，直徑從90 mm增加至110 mm，極限抗拔荷載增加約12%；第二界面平均黏結強度隨灌漿體直徑的增加而減小；根據規范計算方法，砂漿錨桿極限拉拔荷載與灌漿體直徑成正比，直徑從90 mm增加至110 mm，拉拔荷載應該增加22%，但是試驗結果增幅僅為12%.其原因可能是混合土顆粒級配不連續、均勻性差的特點造成鉆孔大小對界面強度產生一定影響，孔徑越大，界面強度越低.

表7 灌漿體直徑的影響Tab.7 Influence of grouting body diameter

綜上所述，對于混合土，設計時若采用增大灌漿體直徑來提高錨桿拉拔能力的方法，需要考慮孔徑效應進行一定的折減.在本文試驗條件下，通過孔徑90 mm測得第二界面黏結強度，將此值用于110 mm孔徑的設計時則需進行折減，折減系數為(1+12%)/(1+22%)=0.92，但該折減系數所受影響因素較多.

4 結 論

1）混合土中BFRP錨桿破壞模式為灌漿體拔出破壞，荷載位移曲線呈3階段形式，試驗彈性臨界荷載為極限荷載的20% ～ 28%.

2）灌漿體環向裂縫使錨桿的軸向應力分布發生變化，沿桿體呈單峰形式分布，錨固段前部的應力集中程度降低.在實際工程中需注意灌漿體裂縫對其承載性能的影響.

3）混合土中灌漿體直徑大小對其界面強度存在影響，孔徑越大則界面強度越低，實際工程設計時，若通過增大灌漿體直徑來提高錨桿抗拔能力，需要考慮孔徑效應進行一定的折減.

本次試驗尚存需改進之處：試驗上覆荷載相對較小，雖得出了一些規律性認識，但是BFRP錨桿的承載性能并未完全發揮，數據直接用于實際工程存在一定限制；測試方法下一步可考慮利用“光纖光柵”取代應變片，提高測試精度；灌漿體環向裂縫的作用機理以及混合土中孔徑效應的量化還有待進一步研究.