玄武岩纤维增强锚杆加固混合土室内拉拔试验研究
时间：2023-04-18 14:50:05 来源：柠檬阅读网 本文已影响 人 
冯 君，赖 冰，张圣亮，王 铎，刘 渊
（西南交通大学土木工程学院，四川 成都 610031）
锚杆技术作为解决基坑、边坡、隧道等岩土工程问题的有效手段之一，已有悠久的历史.然而，由于钢筋锚杆在实际工程中极易遭受环境腐蚀[1]，其长期服役的安全、经济性能难以保证.纤维增强复合材料（fiber reinforced polymer，FRP）为该问题提供了一种新的解决方式.常用的FRP筋主要有芳纶纤维（AFRP）筋、玄武岩纤维（BFRP）筋、碳纤维（CFRP）筋和玻璃纤维（GFRP）筋[2].BFRP筋具有高强轻质、耐腐蚀、材料来源丰富等优点，用作锚杆可更好地协调锚固系统的变形，在高速铁路、公路边坡处理和隧道围岩加固等岩土领域具有极大的综合经济效益和广阔的应用前景[3].某高原铁路沿线坡高谷深、气候多变、地震频发，高陡地形环境、高寒环境及高烈度条件对地质灾害防治技术提出了新的挑战[4]，相比于传统的钢筋锚杆，若采用质量更轻、耐久性更好的BFRP筋，将更为有效地解决岩土加固工程耐久性问题.
由锚杆、灌浆体、岩土体组成的锚固体系存在着两个显著的界面：锚杆-灌浆体胶结面（第一界面）和灌浆体-岩土体胶结面（第二界面）[5-6].由于界面两侧材料性质不同，锚杆在广义荷载的作用下极易产生应力传递不均、变形不协调等问题，使得锚杆多沿这两个薄弱界面发生破坏.其中小直径锚杆主要表现出第一界面破坏，而大直径锚杆主要表现出第二界面破坏[7].
吴芳等[8-10]从锚杆直径、锚固长度、埋置深度、锚固基质材料等方面对BFRP锚杆进行了黏结性能试验；
张绍逸[11]也针对BFRP锚杆系统破坏机理进行了相关研究.但目前这些针对BFRP锚杆的研究主要集中在整体荷载位移关系和第一界面力学行为，对于第二界面的研究则有待完善；
而且BFRP材料模量明显小于钢筋（约为钢材的1/4），BFRP锚固系统的变形协调和应力分布规律等问题亦有待进一步厘清[11-12]；
理论和试验研究滞后于实际工程应用的现状，也制约了BFRP锚杆相关规范的编制和推广应用[13].
为进一步探究BFRP锚杆的界面力学行为，针对广泛存在于四川省西部山区的崩坡积混合土这一特殊土质，开展BFRP锚杆室内拉拔试验.试验通过对锚杆类型、锚杆直径、锚固长度以及灌浆体直径等因素的研究，分析锚固体系的破坏模式和破坏机理、极限承载能力以及界面黏结强度的影响规律.
1.1 试验装置
试验装置主要包括加载架和模型箱（图1）.
图1 试验装置Fig.1 Test device
模型箱尺寸（长 × 宽 × 高）为160 cm × 60 cm ×60 cm，箱体前端中心处加工一个13 cm孔径的开孔.利用两个滑轮、钢丝绳将吊篮和锚杆的钢套筒相连，并通过添加加载物（10 kg标准砝码）的方法对锚杆持续作用稳定的水平拉拔荷载.
1.2 试验材料
1）锚杆材料
锚杆材料包括BFRP锚杆和钢锚杆两种类型：BFRP锚杆采用商业全螺纹玄武岩复合筋；
钢锚杆采用16 mm Ⅲ级螺纹钢.相关物理力学参数如表1所示.
表1 锚杆力学参数Tab.1 Mechanical parameters of bolts
2）试验土体
崩坡积混合土是西南山区工程建设中常碰到的一类特殊土，具有级配不连续、均匀性差的特点，容易发生边坡失稳，往往是岩土加固的重点.本次试验的现场原状土地点为四川省都江堰虹口乡岷江两岸处[14]，原状土中有较多大颗粒，不可直接用于室内试验，故将粒径曲线予以缩尺处理[15-16].《土工试验规程》推荐的方法有剔除法、等量替代法、相似级配法、混合法.对试验土体进行试配（采用特定目数标准石英砂和粉质黏土），最终采用混合缩尺方法（先相似级配后等量替代）得到的试验土满足要求.其中，相似级配的缩小系数n= 8，等量替代的粒径区间为2 ～ 5 mm.原状土和试验土的参数对比见表2，粒径级配曲线如图2所示.
表2 物理力学参数Tab.2 Physical and mechanical parameters
图2 粒径级配曲线Fig.2 Grain size distribution curves
3）灌浆体
灌浆体由水泥砂浆灌注成型，配合比为水∶水泥∶砂 = 0.45∶1∶1.水泥采用P.O 42.5；
砂含泥量为1.34%，细度模数为2.7，中砂；
灌浆体密度为2300 kg/m3.在同条件下进行为期30 d的养护后，所得立方体试块的抗压强度为44.2 ～ 49.0 MPa，均值46.8 MPa.
1.3 试验方法
试验中，锚杆实际埋深为0.3 m，模型箱土体表面加堆载，上覆荷载计5.55 kPa，等效总覆土厚为0.6 m.由于BFRP锚杆抗压、抗剪强度低较，试验使用黏结型锚具对无缝钢管采用环氧树脂进行加工，再将该管与BFRP锚杆进行黏结处理，最后固化成型.为测得灌浆体表面应变，对灌浆体贴片、拉毛后再埋入模型箱.灌浆体的模具分别为内径65、85、105 mm的标准PE管，并保证灌浆时使锚杆居中.经养护拆模，对灌浆体表面采用水泥砂浆进行拉毛粗糙处理，单侧拉毛厚度控制在2.5 mm左右.试验采用应变仪对锚杆、灌浆体表面应变数据进行测量，采用百分表测量锚杆杆头和灌浆体前端面的位移.
本次试验分为12组，通过单因素分析的方法，对锚杆类型、锚杆直径、锚固段长度以及灌浆体直径等多个因素进行相关研究.锚杆均以“B/S∗A∗G∗”进行命名（B/S为BFRP锚杆/钢锚杆直径；
A为锚固长度；
G为灌浆体直径），试验方案设计见表3.
表3 试件方案参数Tab.3 Specimen parameters
为分析锚固系统受力状态，在锚杆杆体表面及灌浆体表面均布置应变测点.测点布置成前密后疏的形式，灌浆体表面对称贴片，如图3所示.为方便分析，从左至右依次命名为测点Ⅰ ～ 测点Ⅳ/Ⅴ/Ⅵ.
图3 测点布置Fig.3 Measuring points layout
1.4 试验过程
试验前，将模型箱边界底部、侧壁均匀涂抹一层凡士林.粉质黏土、标准石英砂、水搅拌均匀后，将其置于模型箱内进行分层填筑并压实，至1/2高度时，将室内养护30 d后的灌浆体沿纵向水平居中摆放，应变片贴在左、右两侧.此外，孔口处还需要进行临时遮挡、木槌夯实.填土后，于土体上表面堆载重物.试验采用标准砝码进行加载，初始加载质量为40 kg/次，持荷2 min；
至某级荷载，百分表读数不能趋稳，将分级质量减至20 kg/次，持荷1 min；
进而降低至10 kg/次，持荷0.5 min，直到试验破坏.当出现以下任一情况时判定试验发生破坏：1）杆体劈裂或断裂破坏；
2）锚杆从灌浆体拔出；
3）灌浆体从土体中拔出.
2.1 试验现象和破坏模式
随拉拔荷载增大，试验过程主要经历以下3个阶段：荷载较小，锚杆拉拔位移及其增幅均较小，此时处于弹性变形阶段；
荷载增加，百分表读数开始非线性增加，锚固系统进入塑性滑移阶段；
荷载继续增加，锚杆拔出位移陡增、模型箱内发出粗颗粒磨碎声，锚固系统进入滑动破坏阶段.试验结束后，观察到灌浆体表面存在轻微的磨损痕迹，整体仍较完整.
其中4组实验的灌浆体出现贯通内部的环向裂缝：试验B16A1.6G90环向裂缝位于测点Ⅱ前，试验B20A1.6G90、B16A1.2G110环向裂缝位于测点Ⅲ前，试验B16A1.2G70环向裂缝位于测点Ⅱ前、微裂缝位于测点Ⅲ后（图4）.分析环向裂缝所产生的原因及其位置，可能是由于灌浆不均匀、养护时温度发生变化等情况所导致.
图4 试验B16A1.2G70灌浆体裂缝Fig.4 Grouting bond cracks in test B16A1.2G70
FRP锚杆的破坏有4种典型形式（图5）：1）杆体断裂/劈裂破坏，发生于杆体内部可能存在“弱”纤维、微裂缝等缺陷，或黏结界面传递给锚杆的剪切应力超过了锚杆材料的抗剪强度；
2）锚杆拔出破坏（第一界面破坏），由于锚杆-灌浆体胶结面抗剪强度不足导致；
3）灌浆体拔出破坏（第二界面破坏），发生于当灌浆体与岩土体界面的黏结性能比较薄弱时；
4）岩土体破坏（广义第三界面破坏），灌浆体和周围岩土体以倒锥形态拔出，多发生于力学性能较差的地层锚固体系中[7-17].本次试验上覆土层压力较小，第二界面的黏结强度相对较弱，其破坏形式为第二界面破坏（图6）.该结果可以与实际锚固工程中重力、低压渗透注浆以及黄土、黏性土中灌浆等弱二界面情况进行对照.
图5 FRP锚固系统典型破坏形式Fig.5 Typical failure modes of FRP anchorage system
图6 锚固系统的破坏形式Fig.6 Failure modes of anchorage systems
2.2 荷载-位移曲线
典型的荷载-位移（P-s）曲线见图7，其中横坐标为灌浆体前端面位移.由于试验加载为荷载控制式，未能测出下降曲线段.
图7 典型荷载-位移曲线Fig.7 Typical load-displacement curves
由图7可知，其P-s曲线可分为3个阶段：1）弹性变形阶段，该阶段锚杆处于弹性变形阶段，P-s曲线基本为直线型，该阶段与下一阶段的交界点即为“弹性临界点”；
2）塑性滑移阶段，随荷载增加，锚杆进入弹塑性阶段，P-s曲线斜率逐渐变小并向横坐标轴偏移，灌浆体在第二界面范围内产生了塑性变形，并存在滑移、错动，该阶段与下一阶段的交界点即为“塑性临界点”，而改点所对应的荷载称为“极限荷载”；
3）滑动破坏阶段，当荷载达到极限值时，位移迅速增加，锚固体不再保持受力平衡且快速拔出，此时灌浆体与岩土体完全脱粘，其间仅存在残余剪应力，即接触界面的摩擦力.因本次试验采用应力控制加载，无法测出残余力，因此未能得到滑移破坏阶段的荷载-位移曲线.试验的弹性临界点位移较小，此时荷载为拉拔荷载极限值的20% ～ 28%.
3.1 极限拉拔荷载与界面平均剪应力
试验破坏形式均为第二界面破坏，极限拉拔荷载较小，基于“平均剪应力”概念可计算破坏时锚杆第一界面平均剪应力（式（1））和第二界面平均黏结强度（式（2）），该参数是目前工程设计中计算锚杆抗拔能力的重要参数.
式中：τ1为第一界面平均剪应力，kPa；
τ2为第二界面平均黏结强度，kPa；
Pmax为极限拉拔荷载，kN；
d、G、L分别为锚杆直径、灌浆体直径和锚固长度，m.
锚杆的极限拉拔荷载与界面平均剪应力见表4.由表可知：锚杆极限拉拔荷载为3.0 ～ 4.9 kN；
第一界面平均剪应力为45 ～ 101 kPa；
第二界面平均黏结强度为10.0 ～ 14.8 kPa，说明试验锚杆的第二界面强度较弱.
表4 拉拔试验结果Tab.4 Experimental results of pullout test
3.2 锚杆应力
达到极限荷载时锚杆轴向正应力分布如图8所示.由图可知，多数锚杆轴向应力的最大值位于加载的最前端，应力沿轴向非均匀迅速衰减；
但对于灌浆体有环向裂缝的锚杆，最大轴向应力不出现在最前端，同时应力水平略低，沿轴向呈单峰形式分布.可见，灌浆体若出现环向裂缝，锚杆轴向应力分布将趋于均匀，而不是主要集中于前端，这与传统的理论分析结果不同.由于灌浆体所处的拉应力状态以及水泥材料的收缩干裂特性，实际工程中灌浆体出现裂缝的可能性是存在的.本次试验锚杆应力水平较低，环向裂缝的存在实际上对整体承载能力的影响不显著，但在实际工程中，锚杆的应力水平往往较大，环向裂缝对承载性能可能存在较大影响，但受限于试验条件，其相关机理有待今后进一步研究.
图8 锚杆轴向应力分布Fig.8 Axial distribution of anchor normal stress
3.3 灌浆体应力
灌浆体轴向正应力分布如图9所示，灌浆体轴应力的最大值范围在300 ～ 880 kPa，沿轴向均呈单峰形式，其峰值点并非位于锚固段最前端，其原因是荷载是首先加到锚杆杆体上，然后荷载再通过杆体与灌浆体的界面传递给灌浆体.同锚杆杆体相比，灌浆体轴向正应力的分布更均匀，峰值点的位置较靠后，衰减段的衰减速度也较小.
图9 灌浆体轴向应力分布Fig.9 Axial distribution of grouting body normal stress
3.4 承载性能影响因素分析
锚杆拉拔试验的影响因素包括锚杆种类、直径、灌浆体直径和锚固段长度.
1）锚杆直径的影响
图10给出了不同锚杆直径情况下的试验结果.由于此次试验均为第二界面拔出破坏，而第一界面并未出现破坏现象，因此锚杆与灌浆体界面并未达到极限状态.由图10可知：BFRP锚杆第一界面的剪应力随杆体直径的增加呈现出逐渐降低的趋势，杆体直径对极限拉拔荷载、第二界面平均黏结强度影响表现并不明显.只要保证锚杆杆体不被拔出和杆体材料破坏，采用较小直径的锚杆是可行的，而且经济性更好.当然，这只是针对拉拔时的轴向受力情况，如果考虑实际工程中锚杆可能受剪切作用，锚杆直径则不宜太小.
图10 锚杆直径的影响Fig.10 Influence of bolt diameter
2）锚杆类型的影响
如表5所示，钢锚杆、BFRP锚杆在极限荷载、第一和第二界面均值剪应力方面基本相同（A= 1.2 mm，G= 90 mm），差别在5%左右.BFRP锚杆与钢锚杆的承载性能相当.因此，在实际工程中，完全可以使用BFRP锚杆替代传统钢筋锚杆进行边坡加固，尤其是在环境气候极端恶劣的地区， 如某高原铁路沿线，高海拔、高陡地形对锚固结构的施工和耐久性都提出了更高的要求.BFRP锚杆较钢筋锚杆而言，其重量仅为钢筋的1/4，运输方便；
也不存在腐蚀问题，后期维护工程量小.
表5 锚杆类型的影响Tab.5 Influence of anchor type
3）锚固长度的影响
图11为不同锚杆长度情况下的试验结果.由图11可知：锚杆平均黏结强度、第一界面剪应力随锚固长度的增加而减小，极限荷载随锚固长度的增加而增加，但增幅减小（表6）.结果表明，锚杆存在临界锚固长度，即随锚固长度的增加，锚杆后端发挥的作用将越来越小，当锚固长度大于“临界锚固长度”时，锚杆的极限承载能力不再增加.
表6 极限拉拔荷载增幅Tab.6 Increasing range of ultimate pullout load%
图11 锚固长度的影响Fig.11 Influence of anchorage length
4）灌浆体直径的影响
表7为不同灌浆体直径情况下的试验结果.由表7可以看出：极限拉拔荷载和第一界面剪应力随灌浆体直径的增加而增加，直径从90 mm增加至110 mm，极限抗拔荷载增加约12%；
第二界面平均黏结强度随灌浆体直径的增加而减小；
根据规范计算方法，砂浆锚杆极限拉拔荷载与灌浆体直径成正比，直径从90 mm增加至110 mm，拉拔荷载应该增加22%，但是试验结果增幅仅为12%.其原因可能是混合土颗粒级配不连续、均匀性差的特点造成钻孔大小对界面强度产生一定影响，孔径越大，界面强度越低.
表7 灌浆体直径的影响Tab.7 Influence of grouting body diameter
综上所述，对于混合土，设计时若采用增大灌浆体直径来提高锚杆拉拔能力的方法，需要考虑孔径效应进行一定的折减.在本文试验条件下，通过孔径90 mm测得第二界面黏结强度，将此值用于110 mm孔径的设计时则需进行折减，折减系数为(1+12%)/(1+22%)=0.92，但该折减系数所受影响因素较多.
1）混合土中BFRP锚杆破坏模式为灌浆体拔出破坏，荷载位移曲线呈3阶段形式，试验弹性临界荷载为极限荷载的20% ～ 28%.
2）灌浆体环向裂缝使锚杆的轴向应力分布发生变化，沿杆体呈单峰形式分布，锚固段前部的应力集中程度降低.在实际工程中需注意灌浆体裂缝对其承载性能的影响.
3）混合土中灌浆体直径大小对其界面强度存在影响，孔径越大则界面强度越低，实际工程设计时，若通过增大灌浆体直径来提高锚杆抗拔能力，需要考虑孔径效应进行一定的折减.
本次试验尚存需改进之处：试验上覆荷载相对较小，虽得出了一些规律性认识，但是BFRP锚杆的承载性能并未完全发挥，数据直接用于实际工程存在一定限制；
测试方法下一步可考虑利用“光纤光栅”取代应变片，提高测试精度；
灌浆体环向裂缝的作用机理以及混合土中孔径效应的量化还有待进一步研究.
