中风化片岩地区岩石锚杆基础试验研究

张超（湖南省工程勘察院，湖南娄底417000）

中风化片岩地区岩石锚杆基础试验研究

张超
（湖南省工程勘察院，湖南娄底417000）

针对工程中典型中风化片岩地质状况，在现场进行一系列单锚和群锚原型试验，研究了单锚的临界锚固深度，分析了不同锚固长度锚杆的承载特性与破坏机制，给出了此种岩性中锚杆的锚筋与砂浆黏结强度τa、砂浆与岩石黏结强度τb、岩石等代极限剪切强度τs，对比分析了自密实混凝土2种锚杆灌浆料对砂浆与岩石黏结强度τb的影响；同时，试验研究了群锚基础的“群锚效应”，通过轴力检测得出了群锚基础下各锚杆间的轴力呈碟形分布的规律。复合受载试验表明，在中风化片岩中往复水平荷载会对群锚荷载传递产生影响，但是不足于影响群锚基础的极限抗拔承载力。研究成果对典型中风化片岩地质状况的锚杆基础具有重要的工程指导意义。

中风化片岩；锚杆基础；单锚；群锚

【DOI】10.13616/j.cnki.gcjsysj.2016.12.115

1 引言

锚杆基础，相比于传统基础型式，一方面节约了混凝土、钢材用量，降低了工程造价，有较高的经济效益，充分利用了下部岩石的高强度、低变形的特点，可承受较大的竖向拉力和水平力；另一方面，岩石锚杆基础土方开挖量小，减少了对环境的破坏。

目前，锚杆基础在工程中的运用已逐渐引起各位研究者的注意：（1）宋永发[1]根据原型试验结果，分析了强风化地区岩石锚杆基础的几种典型破坏模式：锚筋滑移与屈服、砂浆柱体拔出、岩体剪切破坏机理及破坏（见图1），提出了因内力分配导致锚杆基础薄弱环节最先破坏的观点，并为工程设计提供了依据；（2）郑卫锋[2]基于这几种锚杆破坏模式从荷载传递理论的角度推导了岩石锚杆基础的工程临界锚固长度的解析计算公式，并给出相关计算参数的经验取值范围；但是由于各地区岩石差异性较大，相关参数的取值范围太宽泛，特别是τb和τs，取值影响因素很多，这2个参数主要受岩石类型、岩体风化程度的影响，在这方面，各学者已针对各种岩体开展了一系列的现场试验，并取得了一定的成果；（3）费香泽等[3]选取华北地区最常见的花岗岩、片岩和灰岩3种典型岩石进行了单锚式和直锚式岩石锚杆基础试验，并分析了不同风化程度条件下岩石锚杆基础的破坏形态和锚杆与岩石地基的黏结力的增长过程和方式；（4）吴聂斌[4]选择了福建山区花岗岩和片麻岩2种典型的岩石进行锚杆基础真型试验，得出了这2种典型岩石对应的试验参数；（5）冯炳[5]针对强风化凝灰岩进行了一系列单锚和群锚真型试验。同时也有学者基于锚杆的这4种破坏模式，通过采取一定措施，对锚桩的承载力有很好的增强作用。

图1 锚杆破坏形式示意图

2 试验概况

2.1 工程地质条件

试验点位于武汉市黄陂区木兰湖旁较平缓的场地，表层为粉质黏土，厚度约为10cm；通过试验场地4个钻孔揭露下伏岩性一致，片岩，呈黑黄色，鳞片状变晶结构，片状构造，主要矿物成分为黑云母、白云母，岩芯呈块状和柱状，最长约35cm，节理裂隙发育，中等风化，饱和单轴抗压强度为14.87MPa。

2.2 试验布置

锚杆基础主要承受上拔荷载与水平荷载的共同作用，在进行基础设计时，根据“木桶理论”确定基础尺寸和锚杆数量，同时考虑到锚筋强度、锚筋与砂浆黏结强度τa、砂浆与岩石黏结强度τb、岩石等代极限剪切强度τs4种条件，试验锚杆基础及反力基础承台尺寸为1.2m×1.2m×1.0m，每个试验锚杆基础中选2根锚杆按1m间隔安装钢筋应力计。锚杆采用C30自密实混凝土进行灌注，群锚承台采用C25商品混凝土进行灌注。

试验锚杆基础及反力基础承台尺寸为1.2m×1.2m×1.0m，每个试验锚杆基础中选两根锚杆按1m间隔安装钢筋应力计。锚杆采用C30自密实混凝土进行灌注，群锚承台采用C25商品混凝土进行灌注。

表1 锚杆基础试验参数表

3 试验结果及分析

3.1 带底部涨壳单锚试验结果分析

3根锚杆分别出现了3种破坏型式：（1）1-D-1-ZQ发生τb破坏（见图2），加载过程中并未听到有混凝土柱体断裂的声响，底部张壳也完整，破坏荷载为400kN；1-D-2-ZQ地表以下20cm处加载到280kN时发生混凝土柱体断裂，加载至360kN时，底部涨壳脱落，加载400kN时，位移持续增长，最终将锚筋从混凝土柱中间拉出，所以下部80cm的锚杆属τa破坏（见图3）；（2）1-D-3-ZQ在荷载加到380kN时，地表开始出现环型裂隙，加到400kN时，进入试验补压阶段，随后油压急剧下降，掉压至206.97kN，岩体发生断裂，地表环裂隙贯通，图4a为剪切裂隙在上提过程中慢慢显露出来，为了确认浅部破坏的范围，将破坏岩块提出地面，地表往下40cm岩体发生剪切破坏，破坏面如图4b所示，呈“船”形，并未出现预估的从底部涨壳位置发生岩体剪切破坏,破坏体的角度大致呈45°,试验曲线如图5所示（由于篇幅原因，在此不逐一列出）。虽然出现了3种不同的破坏形式，但是破坏荷载均为400kN，按《岩土锚杆（索）技术规程》（CECS22—2005）取破坏荷载的前一级荷载为极限承载力，1m单锚的极限承载力标准值为360kN。

图2 1-D-1-ZQ发生破坏

图3 1-D-2-ZQ锚混凝土体断裂

图4 1-D-3-ZQ浅部岩体剪切破坏

图5 1m锚杆典型试验曲线

3根2m试验锚杆的破坏统一发生在混凝土体与岩体接触面上，只是破坏荷载有区别，1根破坏荷载为550kN，另2根的破坏荷载为500kN，按规定应取450kN作为2m试验锚杆的抗拉极限承载力，但是在试验中发现，当荷载刚加至440kN时地表即开始出现了放射状裂隙，所以应取440kN作为2m试验锚杆的抗拉极限承载力，与1m锚杆的抗拉极限承载力360kN相比，得出锚杆长度对锚杆承载力的影响并非线性关系的结论，与前人通过试验得出的结论相一致。

3.2 3～6m单锚试验结果

为了确定锚杆的临界锚固深度和荷载沿深度的传递规律，每个长度的锚杆选取2根，并每隔1m安置一个钢筋计。3m、4m、5m和6m的锚杆轴力分布分别如图6～图9所示，从图上可以看出荷载主要在2m范围内进行传递，因此，可以得出结论：本试验场地单锚的临界锚固深度为3m。长度3m、4m、 5m和6m的8根带钢筋计的锚杆统一的破坏形式都是1m处的连接丝口脱丝后锚筋从锚杆体中拔出，破坏荷载均为397.92kN。而另外的长度分别为3m、4m、5m和6m的4根锚杆没有安装钢筋应力计，锚筋通长没有薄弱环节，破坏形式统一为锚筋发生屈服流动，由于分级标准不同，3m、4m、5m和6m的4根锚杆破坏荷载分别为450kN、480 kN、455.95kN和447.66kN，根据规定和综合比较，在本试验中风化片岩中锚杆大于3m后锚杆破坏均为锚筋屈服，其单锚极限抗拉承载力为420kN，典型试验曲线如图10所示。

图6 3m锚杆轴力分布图

图7 4m锚杆轴力分布图

图8 5m锚杆轴力分布图

图9 6m锚杆轴力分布图

图10 不带钢筋计锚固深度＞3m的试验曲线

试验中还分析了采用自密实混凝土和细石混凝土作为锚杆灌浆料对单锚承载力的影响，3m长的细石混凝土锚杆的试验曲线如图11所示，3根3m细石混凝土锚杆的破坏形式均为破坏，从图11的试验曲线判读其极限承载力为440kN。经对比发现两种灌浆料对单锚承载力的影响并不大，但是破坏形式有很大的区别，3m自密实混凝土锚杆的破坏已完全由锚筋控制，在自由段锚筋出现了应力集中，而且自密实混凝土的流动性要强于细石混凝土，在灌浆过程中浆体会沿岩体层理裂隙扩散，大大提高了岩体强度。由此可得出，中风化片岩中不同破坏型式对应的强度参数（见表2）。

表2 中风化片岩中不同破坏型式对应的强度参数

图11 3m细石混凝土锚杆试验曲线

3.3 群锚抗拔试验结果分析

由于在一些锚杆工程中仅靠单锚无法满足上部荷载的要求，特别是在有水平荷载作用的工况下，通常要求采用多根锚杆共同受力，因此，进行现场群锚基础真型试验对设计参数的取值有极高的参考价值。本次试验中3个纯竖向抗拔群锚基础的试验曲线分别如图12～图14所示，在第1级到第8级荷载试验过程中，承台的位移量都很细微，到第9级荷载（月-QM-1为第10级荷载）位移持续增大并且迅速掉压，3个群锚试验基础都是在破坏荷载补压过程中，听到锚筋发出“嘭”的破坏性响声，特别是安装了钢筋计的承台基础在破坏荷载补压过程承台底部以下1m处的钢筋计失效，由于破坏具有突发性，基础周边并未出现明显的变形或裂隙，从曲线上可判读3个群锚基础的抗拔承载力分别为3240kN、2880kN、2880kN。

图12 B-QM-1群锚抗拔试验曲线

图13 B-QM-2群锚抗拔试验曲线

图14 B-QM-3群锚抗拔试验曲线

图15 群锚基础钢筋计安装锚杆平面图

本次试验群锚承台锚间距为4D（D为锚杆直径），从3.2节分析中已经得出6m的单根锚杆极限承载力为420kN，取群锚试验承载力为2880kN，则群锚效应系数为0.76，由于6m单锚试验的破坏形式为锚筋破坏，所以实际的群锚效应系数还会小于0.76。冯炳在强风化凝灰岩区锚距为3.2D的群锚效应系数为0.81，中南电力设计院在广西强风化泥质砂岩锚距为4D的群锚效应系数为0.80，而片岩中群锚效应如此明显主要是因为水平向片理的原因。从图4的1-D-3-ZQ浅部岩体剪切破坏图中可以看出，由于存在水平向片理，荷载传递的范围会比无水平片理时要大，造成各锚杆间的应力传递区域之间相互重叠，加剧了应力集中。为了验证群锚效应的存在，并比对同一群锚基础不同部位锚杆的受力差异，本次试验在2个承台中分别在中心锚杆、边锚和角锚锚筋上安装钢筋应力计（各锚杆位置见图15）。对比图16和图17可发现，群锚基础中心锚出现应力集中，中心锚的荷载一直传递到锚杆底部，边锚只传递到4m，角锚仅传递到3m。这主要是由于中心锚周边岩体存在8个应力传递重叠区，所以荷载传递深度最大，与抗压桩承台桩顶反力显马鞍形分布得出相反的结论：群锚抗拔锚杆反力在平面上呈碟形分布，中心锚最大、边锚次之，角锚最小。

图16 B-QM-2群锚基础中心锚和边锚轴力沿深度分布图

图17 B-QM-3群锚基础中心锚和角锚轴力沿深度分布图

3.4 群锚抗拔+水平复合受载试验结果分析

通常锚杆基础在承受竖向上拔荷载的同时还承受风荷载等水平方向荷载的反复作用。通过以往的试验研究发现，通常这种竖向和水平向复合受力对基础是最不利的，中南电力设计院在广西强风化泥质砂岩中进行试验时发现群锚单纯抗拔试验抗拔极限承载力为1040kN，群锚抗拔+水平复合试验抗拔极限承载力为920kN，这说明在高荷载的时候，维持竖向荷载不变，反复施加水平力，加速了锚杆竖向破坏的趋势[6]。本次试验中3个竖向抗拔+水平向复合试验时群锚基础的试验曲线分别如图18～图20所示。从图上可见，试验前期往复水平荷载引起的位移变化很小，当水平荷载增加到400kN时，竖向位移也只增加了3mm；当竖向荷载加至3240kN时，竖向位移开始持续增长；在施加了450kN的循环水平荷载后竖向位移加速增长，降压明显，随后听到锚筋发出“嘭”的破坏性响声，试验终止。整个加载过程中水平方向的位移量很小，水平位移曲线如图21所示，最大水平位移量不超过8mm，对群锚基础的竖向抗拔承载力影响不大，从曲线上判读3个竖向抗拔+水平向复合试验群锚基础的竖向抗拔承载力均为2880kN[7]。

图18 BS-QM-1群锚抗拔试验曲线

图19 BS-QM-2群锚抗拔试验曲线

图20 BS-QM-3群锚抗拔试验曲线

为了深入研究水平向往复荷载对锚杆基础荷载传递规律的影响，沿水平荷载的作用方向对称两根锚杆的锚筋上每隔1m安装钢筋应力计,月S-QM-2群锚试验过程中的轴力变化如图22所示，施加水平荷载对承台底部产生了附加力矩，所以受压侧锚杆浅部1m处轴力略微减小，月S-QM-2群锚受压侧锚杆2m以下施加水平荷载后轴力增加，而受拉侧锚杆3m以上的轴力在水平荷载作用后都明显增长，说明往复水平荷载作用促使了荷载沿锚杆深度方向发生二次调配。另外对比两种边锚轴力图可发现，同样是边锚，纯竖向上拔受载时荷载传递的临界深度为4m，而在竖向受荷的同时还承受往复的水平向荷载共同作用下，荷载传递到了锚杆底部，这也进一步证明了往复水平荷载作用促使了荷载沿锚杆深度方向进一步传递。

图21 复合受荷群锚水平向试验H-t-Y0曲线

图22 BS-QM-2群锚基础锚杆轴力沿深度分布图

月S-QM-3群锚试验过程中的轴力变化如图23所示，虽然两侧锚杆1m处轴力在水平荷载作用下变化都很明显，特别是从第6级荷载开始，1m处轴力变化值将近100kN，但到2m处轴力变化就很细微了，水平荷载对荷载传递的影响深度明显小于月S-QM-2群锚基础。

图23 BS-QM-3群锚基础锚杆轴力沿深度分布图

4 结语

本次在中风化片岩地区一共进行了7组单锚和2组群锚现场真型试验，通过对试验结果进行分析总结可得出以下几点结论：

1）中风化片岩中单锚的临界锚固深度为3m；锚固长度超过3m的单锚均出现锚筋破坏；在3m以内，锚杆锚固长度对锚杆承载力也是非线性的；通过对锚杆轴力的分析得出，锚杆基础的抗拔主要依靠上部岩层与杆体间的黏结力，特别是在地表以下20～40cm的位置，锚筋出现应力集中，造成浅部混凝土柱体断裂或岩体剪切破坏，由于水平向片理的原因，岩体剪切破坏区域比规定中45°倒锥形区域要大；

2）细石混凝土和自密实混凝土2种灌注料对岩层与锚杆混凝土柱体之间的剪切强度都有影响，相对于细石混凝土，自密实混凝土有更好的流动性，浆体会沿岩体节理裂隙扩散，可有效增强浅部岩体整体性，并最终达到强化的效果；

3）由于每根锚杆都存在一个应力扩散区，当锚杆间距不够大时，锚杆之间的应力扩散区会发生重叠，在重叠区出现应力集中，这种应力重叠区的确定是群锚效应的根源所在，造成同一基础下各锚杆轴力非均匀分布，在群锚基础各个部位锚杆的轴力监测发现，基础中心的锚杆受力最大，边锚次之，角锚最小；

4）往复水平荷载作用会促使荷载沿锚杆深度方向发生二次调配，使荷载沿锚杆深度方向进一步传递，但是在中风化页岩中最高450kN往复水平荷载不足于影响群锚的上拔极限承载力。

【1】宋永发.送电线路岩石锚杆基础试验研究[J].岩土工程学报,1995,17 (4):89-94.

【2】郑卫锋,鲁先龙,程永锋,等.输电线路岩石锚杆基础工程临界锚固长度的研究[J].电力建设,2009,30(9):12-14.

【3】费香泽,程永锋,苏秀成,等.华北地区输电线路岩石锚杆基础试验研究[J].电力建设,2007,28(1):26-28.

【4】吴聂斌.闽江大跨越塔岩石锚杆基础设计与真型试验研究[J].城市建筑,2013(14):292-293.

【5】冯炳,谢芳.强风化凝灰岩地质条件下岩石锚杆基础试验研究[J].电力建设，2014，35(1):46-49.

【6】孙长帅,杨海巍,徐光黎.岩石锚杆基础抗拔承载力计算方法探究[J].岩土力学,2009,30(S1):75-78.

【7】张幼振,石智军,张晶.岩石锚杆锚固段荷载分布试验研究[J].岩土力学,2010,31(S2):184-188.

Experimental Investigation of Rock Bolt Foundation in Moderately Weathered Schist Area

ZHANG Chao
(Engineering Investigation Institute of Hunan Province,Loudi417000,China)

This paper based on the typical moderately weathered schist geological condition in engineering, doing a series of single anchor andgroup anchor prototype testing in site, studying the critical depth of the single anchor, analyzing the load-bearing characteristics and failuremechanism with different anchoring length, giving the bonding strength between anchor steel and mortar a 、mortar and rock b 、rock ultimateshear strength s.Then comparing two different grouting materials ,analyses their affects on mortar and rock b , at the same time , this test researchesthe anchor group effect ,by testing ,we can know the axial forces between all anchors distributing as a dish shape. The load bearing test shows thathorizontal load will affects the group anchor loads transmission in moderately weathered schist ,but itwill not affect the ultimate bearing capacityof group anchor foundation.And all these results have an important affect on moderately weathered schist geological condition.

moderately weathered schist;anchor foundation;single anchor;group anchor

TU471.6

A

1007-9467（2016）12-0032-06

2016-09-01

张超（1983～），男，新疆昌吉人，工程师，从事工程地质水工环研究。