泥岩地层抗浮锚杆试验研究

罗云海 刘 君

(中国有色金属工业西安勘察设计研究院有限公司，陕西西安 710054)

0 引言

随着城市化进程的发展，城市用地日益紧张，迫使人类向地下空间发展，由此引起地下水的抗浮问题随之而来。目前最常用的抗浮措施有压重法、设置抗浮桩、设置抗浮锚杆和降排截水四种[1-2]，抗浮锚杆由于平面布设灵活、施工便捷、造价低廉、工期短、单点受力且能使结构底板受力均匀等优点，备受工程界的青睐，并且得到广泛的应用。

由于岩土类型复杂多样，不同规范所推荐设计参数范围较大，不利于初步设计时的选取，相当一部分抗浮锚杆工程设计依据不明确，设计锚杆过长，造成不必要的浪费。国内学者对土层抗浮锚杆和岩石抗浮锚杆的受力机理、荷载传递机制、有效锚固长度等方面进行了研究[3-8]。泥岩作为软岩具有其特殊的物理力学性质：泥质胶结，固结程度较弱，成岩作用差，成岩时间短，饱和单轴抗压强度低等，且这种岩石是介于其他岩石和土层之间的过渡类型，属于半成岩。对泥岩地层中抗浮锚杆的试验研究国内鲜有，本文依托于陕西安康地区某地下停车场泥岩地层中的抗浮锚杆工程进行了试验研究，包括锚杆的破坏性试验，分析得出锚杆轴力分布规律、荷载传递机制、破坏形式、极限抗拔承载力、锚杆与泥岩间的极限黏结强度标准值，并确定了有效锚固长度。

1 工程概况及场地工程地质条件

陕西安康地区某地下停车场，建筑面积约7700 m2，地下1层，框架结构，独立柱基，基础埋深5.5 m。

场地地貌单元属于河流一级阶地，地层自上而下依次为人工填土、第四系全新冲洪积粉质黏土、 卵石和古近系-新近系泥岩。地下水埋藏较浅，是赋存于第四系地层的潜水，设计抗浮水位高于基础底面4.0 m，基底位于相对隔水的泥岩层中。抗浮措施拟采用全黏结抗浮锚杆，锚杆全长置于泥岩地层内。该层泥岩为泥质胶结，泥状结构，水平层理构造，岩体较完整，夹有薄层的泥质砂岩，局部裂隙中夹有方解石，具有可软化性，暴露于空气和遇水时极易崩解，钻机成孔时所形成孔壁光滑，天然状态下单轴抗压强度平均值为4 MPa，属极软岩，在基底以下分布厚度较大。

2 抗浮锚杆现场试验

在现场不同位置均匀布设6根试验锚杆，其中3根锚杆长6.0 m，并从孔口以下0.5 m、1.5 m、2.5 m、3.5 m位置的 杆 体 上 贴 电 阻应变片；3根锚杆长8.0 m。锚杆直径150 mm，配筋为2φ25的Ⅲ级螺纹钢，采用M30砂浆进行普通灌浆。

试验采用电动油泵和穿心千斤顶加载系统，应变测量采用便携式应变仪，锚头位移观测采用机械百分表。由于地下水位是季节性变化的，为更好地模拟锚杆的实际受力状态，采用多循环加卸载法，根据工程经验最大试验荷载预估值取450 kN，初始荷载取最大试验荷载预估值的10%，共分6个循环，分别按预估最大试验荷载的30%、50%、70%、80%、90%、100%进行加荷。结果6根试验锚杆均在最大试验荷载90%即405 kN作用下达到破坏状态，且位移不收敛，无法继续维持荷载。加载方法和试验终止条件严格按相关规范执行[9-11]。

3 试验结果分析

3.1 锚杆轴力分析

SM1、SM2、SM3三根6.0 m长试验锚杆装有锚索计，采用测频仪人工测读不同深度下的频率，并换算得应变值ε，由公式(1)计算出杆体在不同深度的轴力值汇总于表1，并绘制轴力图如图1所示。

N=AEε

(1)

式中：A为锚杆杆体横截面面积；E为锚杆钢筋弹性模量。

表1 试验锚杆不同荷载下轴力

图1 试验锚杆轴力随深度变化曲线图

分析图1可知，3根抗浮锚杆轴力分布曲线基本相似。轴力从锚杆顶面向深部逐渐减小，荷载小于135 kN时，轴力主要分布在2.0 m深度范围内，锚杆下部不承受荷载；随着荷载增加逐步向下移动，且增长幅度慢慢减小，在极限荷载360 kN作用下，轴力主要分布在3.0 m范围内，荷载最大传递深度至3.5 m。从而说明锚杆受拉时，杆体与砂浆之间的黏结应力不均匀分布，随荷载的增加逐步向下发挥作用。杆体与砂浆之间随荷载增加，将发生相对移动趋势或发生微量移动，使杆体上部的黏结力相对减小，这部分荷载将由下部黏结力来承担。从测试结果分析，在极限荷载作用下，轴力传递深度最大至3.5 m处，表明锚杆试验达破坏状态时，不是从杆体与锚固体界面处破坏，该处所提供的承载力仍有富余，同时也表明锚杆锚固长度对杆体与注浆体之间黏结强度的破坏影响不大，增加锚固长度对提高锚杆承载力是有限的。

3.2 锚杆荷载-位移曲线分析

6根试验锚杆在最大荷载405 kN作用下，均进入破坏状态，表现在位移不收敛，加荷后不能维持恒定荷载，锚杆破坏状态及极限荷载作用下所对应的位移量见表2，两种锚固长度的锚杆基本试验典型荷载-位移曲线见图2、图3。

表2 抗浮锚杆基本试验结果

图2 SM2锚杆荷载-位移曲线

图3 SM4锚杆荷载-位移曲线

分析图2、图3可知，锚固长度为6.0 m、8.0 m长的两种锚杆荷载-位移曲线相似，随着荷载的增加，抗浮锚杆锚头位移随之增大。在0～225 kN初始加荷阶段，锚头位移基本为直线，斜率较缓，卸荷后位移基本能够完全恢复，且曲线没有出现回滞环，表明锚杆处于弹性变形阶段；随着荷载的不断增加，锚杆变形进入塑性变形阶段，在225～360 kN加荷段内，曲线斜率逐渐增大，卸荷后部分位移不能恢复，曲线出现回滞环，表明锚杆处于弹塑性变形阶段。

3.3 锚杆极限抗拔承载力

6.0 m和8.0 m两种锚固长度的6根锚杆基本试验结果表明，在405 kN荷载作用下，锚头位移不收敛，在持续维持此荷载状态下锚固体明显被拔出孔口，观察锚头部位杆体与水泥砂浆的接触部位完好，水泥砂浆并无开裂和破碎现象，表明锚固体与泥岩层之间黏结强度达到极限值，发生相对位移，锚杆进入破坏状态，取破坏荷载的前一级荷载360 kN做为锚杆的极限抗拔载承力。

有效锚固长度6.0 m和8.0 m两种不同长度锚杆基本试验所测得的极限抗拔承载力均为360 kN，表明当锚杆锚固长度超过一定值后，对锚杆抗拔承载力的提高极为有限，甚至可忽略不计，只是在相同的荷载作用下，锚杆越长变形量越大，反而不利用于抗浮作用。

根据上述基本试验结果，得出不同锚固长度的锚杆所提供的极限抗拔承载力却相同，结合前人的研究成果[12-14]分析认为：锚杆受力时，沿锚固端全长的黏结应力分布是很不均匀的，存在一个峰值，特别当采用较长的锚固段时，锚杆受荷初期，黏结应力峰值出现在临近自由锚头锚固段前端，而在锚固段下端的相当长度上，不出现黏结应力。随着荷载增大，黏结应力峰值则向锚固段根部转移，使其前端的黏结应力显著下降，当荷载进一步增大，黏结应力峰值传递到接近锚固端根部，则锚固端前部较长的范围内，黏结应力值进一步下降，甚至趋近于零，表明有效发挥锚固作用的黏结应力分布长度是有一定限度的。

3.4 锚固体与泥岩层间极限黏结强度

注浆锚杆的承载力主要由三个方面因素决定，锚杆钢筋的强度、锚杆钢筋与注浆体之间的锚固力以及注浆体与岩土体之间的锚固力，同时，锚杆的破坏也是来自于上述三种破坏形式。由于钢材是均质材料，性能较好，且设计时有一定的安全系数，一般不会发生破坏；钢筋杆体与注浆体之间的黏结强度较大也不容易发生破坏。对于土层锚杆及软岩锚杆，大量的工程实例表明，锚杆最容易破坏的位置是砂浆与岩土体之间，这里会产生较大的变形，导致锚杆失效。上述锚杆轴力分布规律及荷载位移曲线均表明，泥岩地层中抗浮锚杆的破坏位于注浆体与岩土体之间。

基于工程经验和《岩土锚杆与喷射混凝土支护工程技术规范》[10]中岩石锚杆锚固长度对黏结强度影响系数的取值ψ的建议值，两方面综合考虑，该试验研究选取了锚固长度分别为6.0 m和8.0 m锚杆进行破坏试验，同时采用锚固长度为6.0 m的锚杆按照公式(2)计算得锚杆锚固体与泥岩层间的极限黏结强度标准值fmg=127 kPa。

N=fmg·π·D·La·ψ

(2)

式中：N——锚杆轴向极限抗拔承载力，kN，计算时根据试验结果取360 kN；

fmg——锚固段注浆体与地层间极限黏结强度标准值，kPa；

La——锚固段长度，m，计算时取6.0 m；

D——锚杆锚固体直径，m，计算时取值0.15 m；

ψ——锚固段长度对极限黏结强度的影响系数，计算时按规范取1。

根据锚固长度为8.0 m锚杆的试验结果及锚固体与泥岩层间的极限黏结强度标准值fmg=127 kPa，计算得长度为8.0 m的锚杆其锚固长度对黏结强度的影响系数ψ=0.75。

4 结论

通过对陕西安康地区泥岩地层抗浮锚杆的试验研究，得出以下结论：

(1)泥岩地层抗浮锚杆的轴力分布是不均匀的，主要分布在3.0 m范围内，从锚杆顶面向深部逐渐减小，在极限荷载作用下，轴力传递深度最大至3.5 m。在极限破状态下，破坏形式不位于杆体与锚固体界面处，而该处所提供的承载力仍有富余。锚杆锚固长度对黏结破坏强度的影响不大，增加锚固长度对提高锚杆承载力是有限的。

(2)泥岩地层锚杆受力时，沿锚固端全长的黏结应力分是很不均匀的，存在峰值。随着荷载增大，黏结应力峰值向锚固段根部转移，其前方的黏结应力则显著下降，当荷载进一步增大，黏结应力峰值传递到接近锚固端底部，则锚固端前部较长的范围内，黏结应力值进一步下降，甚至趋近于零，其有效发挥锚固作用的黏结应力分布长度是有一定限度的。

(3)对于类似泥岩地层，采用抗浮锚杆直径为150 mm时锚固长度建议取6.0 m，极限抗拔承载力取360 kN；锚固体与泥岩层间的极限黏结强度标准值取fmg=127 kPa；采用锚固长度为8.0 m的锚杆时锚固长度对黏结强度的影响系数建议取ψ=0.75。