坚硬岩地基锚杆抗拔承载机制及破坏模式分析

丁士君 杨文智 朱照清 袁 驰

(1.中国电力科学研究院有限公司,北京 100055;2.北京工业大学城市建设学部,北京 100124)

岩石锚杆具有置换岩体工程量少、施工便捷等优点,可充分发挥原状基岩良好力学性能,作为一种杆塔基础,在我国输电线路工程应用中已超过50 a。[1-2]输电线路岩石锚杆基础一般采用群锚形式,具备将上部杆塔作用的交变荷载传递至地基,并满足设计使用年限等功能要求,区别于边坡加固锚杆。[3-6]在绿色低碳建设要求日益严苛的今天,岩石锚杆基础具有更广阔的应用前景。[7-9]

国内外很多学者通过室内及原位试验对岩石锚杆抗拔承载力的影响因素进行了研究,发现其受混凝土性状的影响极大,而混凝土性状受水灰比、添加剂等因素的影响。[10-11]此外,岩石锚杆的抗拔承载力还受锚固长度、侧限刚度(岩石特性)的影响。[12]但是由于通过原位试验很难观测到岩石锚杆的上拔破坏模式,仅有部分室内试验[13]及数值模型[14]对其进行研究。李才华等认为：DL/T 5219—2014《架空输电线路基础设计技术规程》[15]中的45°破坏模式设计值偏大,存在安全隐患。[16]李才华等通过原位试验观测了多种破坏模式——沿着锚杆与混凝土的握裹体与岩石结合面的薄弱面产生破坏,锚筋或砂浆柱被拔起;基础沿环形裂缝与岩石一同拔出,发生整体破坏。[17]

从输电线路工程应用实践看,岩石锚杆基础具有良好承载性能,配套施工机械成熟且相对轻便,是业界公认的环保低碳型基础。但是在其适用的地形地质环境中应用率一直偏低;同时几十年来工程参与方始终认可岩石锚杆基础独特优势,形成了“确实好但用不起来”的矛盾现象。这既有管理的原因又有技术原因,如锚杆基础抗拔设计计算依照从锚杆根部发生整体剪切破坏的模型[17],设计尺寸往往受该破坏模型控制,而大量的原位原型荷载试验未观察到该破坏现象,表明设计理论不合理、参数取值不恰当。

基于上述原因,根据坚硬花岗岩地基锚杆原位荷载试验及新型分布式光纤应变测试,开展上拔承载机理、破坏模式及承载性能影响因素的研究,探究锚杆抗拔承载力形成的机制。

1 现场试验

选用硬质岩场地进行不同规格的锚杆竖向上拔荷载试验,并在部分试验加载过程中采用分布式光纤,对锚筋、锚杆细石混凝土应变进行测试。

1.1 基 岩

试验场地为裸露基岩,岩石为中等风化花岗岩,岩体较完整,经现场钻芯取样及室内试验测试,圆柱体岩块平均抗压强度为60.4 MPa。

1.2 试验锚杆及装置

岩石锚杆基础如图1a所示,试验加载系统如图1b所示。其中锚杆细石混凝土的设计强度等级为C30。

a—岩石锚杆;b—加载系统。图1 岩石锚杆及试验系统Fig.1 Schematic diagrams of anchor bolts in rock and its laoding system

为分析岩石锚杆的抗拔破坏模式,考虑锚杆锚固长度、截面尺寸及混凝土龄期三种因素的影响,进行试验设计,其中：1)设计4种埋深,分别为0.6,1.2,2.1,6.0 m;2)设计3种锚杆截面直径,分别为90,130,150 mm;3)设计3种混凝土龄期,分别为4～7 d、7～14 d、大于14 d。

共设计24组现场试验,试验编号为D90-06-05、D90-06-30、D130-06-15、D130-06-30、D150-06-05、D150-06-14、D90-12-06、D90-12-29、D130-12-13、D130-12-30、D150-12-07、D150-12-12、D90-21-05、D90-21-31、D130-21-12、D130-21-53、D150-21-06、D150-21-13、D90-60-07、D90-60-12、D130-60-07、D130-60-54、D150-60-14、D150-60-30,其中D后第一组数字为锚杆直径,单位为毫米,第二组数字为锚杆埋深,单位为米,第三组数字为混凝土龄期,单位为天。锚筋规格均为HRB500带肋螺纹钢筋,直径为36 mm。

1.3 试验方法

采用分级加载,每级荷载增量根据现场情况及分析需要,取10～40 kN,每级荷载维持时间不少于10 min;加载至破坏或试验设备极限值后停止试验。

根据岩石锚杆及输电杆塔对基础荷载作用的特点,试样出现以下一种情况视为破坏：

1)发生基础被拔出、地面开裂等现象,且荷载无法维持;2)基础顶部轴向位移至少达到20 mm,条件允许时加载至50 mm。

各试验加载控制视试验过程中具体情况进行细节调整和优化。

1.4 测试内容及方法

试验加载过程中,测试内容包括：

1)锚筋顶部施加的荷载值,采用测力计进行测试;2)锚杆混凝土顶部位移值,采用振弦式位移传感器测试;3)锚筋或细石混凝土应变值,采用基于光频域反射技术的分布式光纤传感仪器进行测试,其中选择D130-06-15、D130-21-53、D90-60-07、D90-60-12、D130-60-07、D130-60-54、D150-60-14共7个试件进行应变测试。

2 试验结果

2.1 荷载-位移关系曲线

岩石锚杆轴向上拔荷载试验得到的荷载-位移关系曲线见图2。

荷载试验中的荷载-位移曲线主要存在两种走势,一种为软化型,一种为硬化型。其中软化型曲线是指在加载后期承载力随位移增大反而呈下降的荷载与位移关系,也就是曲线存在荷载峰值;硬化型曲线是指在加载过程中随着位移的增大始终处于承载力增大趋势的现象。从图2可以看出：锚杆直径较大或埋深较深时大多曲线为硬化型;浅埋或小直径锚杆的加载曲线多属于软化型,加载过程中存在明显的峰值荷载。

2.2 应变测试

对7个载荷试验加载过程中的钢筋与混凝土应变进行了测试,其中D90-60-07、D130-60-07和D150-60-14试验中除对靠近锚筋和岩壁的混凝土应变进行测试外,采取钢筋开槽布设传感器的方式对锚筋进行应变测试;其余进行了靠近锚筋及岩壁的混凝土应变测试。应变测试结果见图3。

a—D130-06-15;b—D130-21-53;c—D90-60-07;d—D90-60-12;e—D130-60-07;f—D130-60-54;g—D150-60-14。图3 应变测试结果Fig.3 Measured stresses

从图3可见：锚杆锚筋的有效传力深度在1.2～1.6 m,锚杆直径影响不大;混凝土产生明显应变的最大深度在1.2 m左右;锚筋、靠近锚筋混凝土、靠近岩壁混凝土处产生明显应变的深度依次降低。浅部锚筋应变随深度而减小,随上拔荷载而增大;而混凝土应变在上拔荷载较大时一般随深度先增后减小,在接近锚杆极限承载力时靠近地表附近的混凝土应变,随加载过程位移的增大而呈降低趋势。

2.3 极限承载力和破坏模式

对图2的荷载-位移关系曲线,软化型可将峰值点确定为极限抗拔承载力,如D90-06-05试件;硬化型荷载-位移关系曲线没有明显的峰值点,但在初始加载及末端均存在两个线性段,在极限抗拔承载力确定中,当荷载-位移关系曲线无峰值时取第二个线性段起始点(图4)所对应的荷载值为极限承载力,此时所对应的位移在20～30 mm。因此,岩石锚杆极限抗拔承载力取峰值点对应荷载值或无峰值时位移为20～30 mm所对应荷载值。

图4 硬化型加载曲线Fig.4 Loading curves of hardening

根据试验荷载-位移关系曲线、应变测试结果以及岩石地基和锚杆的外在表现,综合确定试验锚杆极限承载力及破坏形式,见表1。图5为试验加载破坏后基岩与锚杆处出现的典型破坏特征。

表1 试件极限承载力和破坏形式Table 1 The ultimate bearing capacity and failure modes of specimens

a—D90-06-05;b—D90-06-30;c—D90-12-29;d—D150-60-30。图5 典型破坏特征Fig.5 Characteristics of typical damage

从表1及图5,结合图2、图3可以看出：硬化型曲线均表现为锚筋屈服的破坏形式;而软化型曲线发生了混凝土与基岩的联通剪切破坏,此时典型破坏滑移面见图6,可以看出基岩并不会发生从锚杆底部延伸至地表且近45°角的倒锥台形整体剪切形式,仅在浅表层(一般小于0.5 m)因岩石强度较低、完整性较差而发生岩体局部剪切破坏。由于岩体发生贯穿至地表的倒锥形剪切破坏时,所需的滑移起动应力随深度增大而增大,而图3应变测试结果显示除了浅表层外,锚杆横截面内力随深度增大而减小,因此试验场地岩体发生倒锥形剪切破坏的深度不超过0.5 m。

图6 整体剪切滑移面Fig.6 Overall shear slip surfaces

通过试验可以看出：岩石锚杆上拔整体剪切破坏其实是2个界面(锚筋与混凝土接触、混凝土与基岩接触)、浅部基岩薄弱部分的剪切滑移贯通的结果。文献[15-16]介绍了原位锚杆上拔载荷的试验,其中发生了地表的环状裂缝,因此推测岩体发生了从锚杆底部贯穿至地表的整体剪切破坏,这与实际破坏形式与特征存在差异。

3 上拔荷载传递机理分析

从直接观察的破坏形式上看,在浅表发生了锚筋屈服并拔断、锚筋与混凝土界面剪切滑移、锚杆混凝土与基岩界面剪切滑移、基岩开裂等现象,以锚筋屈服及其与混凝土界面剪切滑移为主。综合图3锚筋和混凝土应变随深度的变化情况分析,锚筋受上拔荷载作用后产生应变,随之锚筋与混凝土界面、混凝土与岩壁界面产生剪切作用,荷载逐渐扩散至岩石地基。

3.1 锚筋与锚杆混凝土界面

以锚筋为对象,顶部上拔荷载由锚筋与混凝土间剪切作用力承担,根据试件D90-60-07、D130-60-07、D150-60-14锚筋应变的测试结果,锚筋顶部横截面荷载-应变的关系如图7所示。试验所采用直径36 mm、种类HRB500锚筋的抗拉承载力设计值为443 kN。从图7可以看出：在低于抗拉强度设计值时锚筋应变与顶部荷载具有较好的线性关系,承载处于线弹性阶段。

图7 锚筋顶部上拔荷载-应变关系Fig.7 Relations between uplift loads and strains at tops of anchor bars

从图3可以看出：锚筋在上拔荷载不大于400 kN时上部(约0～1.6 m)应变随深度近似线性减小,因此按照以下规则计算锚筋与锚杆混凝土间黏结强度τ：

(1)

式中：Ta为0.9倍锚顶上拔荷载;d为锚筋直径;la为锚筋顶部最大应变εmax与0.1倍εmax间长度,称为有效锚固段。

根据式(1)计算得到锚筋与锚杆混凝土间黏结应力随上拔荷载的变化关系,见图8。

图8 不同锚筋与混凝土间黏结力-上拔荷载关系Fig.8 Bond forces between different anchor bars and concrete under uplift loads

从图8可以看出：在加载未进入极限状态时(上拔荷载不大于400 kN),有效锚固段的平均黏结力随上拔荷载近似线性增长;锚筋与细石混凝土间黏结强度均值为2.82 MPa。同时根据应变测试结果可知：当上拔荷载小于400 kN时有效锚固段随上拔荷载近似线性增长。

3.2 混凝土及其与岩石界面

由图3可知：锚杆上拔承载接近破坏时部分试验锚杆浅部混凝土应变随深度先增后减,在加载后期应变随上拔荷载增大而降低,综合试验中观测的情况,这一变化规律是由浅表岩-混界面或岩层发生撕裂或岩体局部剪切破坏所致。图9是加载中后期浅部锚杆靠近岩壁混凝土应变最大截面的应变随上拔荷载的变化情况。

图9 浅部锚杆靠近岩壁混凝土应变随上拔荷载变化情况 Fig.9 Variations of concrete strains between rock and concrete under uplift loads

加载初期混凝土应变最大的截面位于地表附近,中后期往往位于地表以下,此时该截面以上部分混凝土与岩石界面或局部岩体已发生剪切破坏。从图9可以看出：

1)各试验在进入加载极限状态前混凝土应变随荷载呈正向非线性增大趋势。

2)极限状态后,D130-06-15试验实际上拔荷载降低而该截面混凝土应变基本不变,说明此时锚筋与混凝土界面已剪切失效,但是其他试验在上拔荷载约大于400 kN时应变变化规律比较杂乱。

以靠近岩壁混凝土存在明显应变段的锚杆为分析对象,则锚杆抗拔极限状态时岩壁与混凝土间剪切应力计算值如表2所示。

表2 极限状态时岩壁与混凝土间剪切应力计算结果Table 2 Calculated shear stresses between rock and concrete in limit states

表2中剪切应力并未达到抗剪强度峰值点,实际峰值抗剪强度会高于表2所示的计算值,试验场地花岗岩与混凝土间抗剪强度不小于表2抗剪应力的平均值,即不小于1.89 MPa,表明坚硬花岗岩与混凝土接触界面具有较高的抗剪性能。

从以上分析得到：

1)上拔荷载从锚筋顶部传入,通过锚筋与混凝土、混凝土与岩体接触界面剪切作用,荷载被迅速传递至基岩。

2)锚筋与混凝土界面有效段剪切应力近似均匀,随着上拔荷载增大该界面自上而下逐步剪切破坏。

3)受锚筋与混凝土界面剪切作用影响,锚杆混凝土与岩石界面也存在相应的有效传力段;受岩体完整性、强度等影响,浅层易发生局部剪切与撕裂破坏,但对锚杆的承载性能影响较小,该浅层深度小于0.5 m。

4)锚杆上拔破坏是浅层岩体剪切、两个界面剪切、锚筋屈服断裂等形式的复合,但深部锚杆一般不发生从锚杆底面延伸至地表的基岩整体剪切破坏,很难发生混凝土与岩体界面剪切破坏。

4 承载特性影响因素分析

4.1 孔径比的因素

根据图3的荷载-位移曲线可以发现：极限抗拔承载力并非仅与孔径或埋深有关,故将深径比(H/B)与极限抗拔承载力绘制于图10,并根据其荷载位移关系曲线特征采用类似理想弹塑性模型曲线进行拟合。

图10 深径比对岩石锚杆抗拔承载力的影响Fig.10 Influence of depth to diameter ratios on the tensile capacity of rock bolts

由图10可见：抗拔承载力并不随着深径比的增大而一直增大。当深径比较小时,抗拔承载力随深径比的增大线性增大;当增大至临界深径比后,抗拔承载力基本保持不变。图中数据点存在一定离散性,这主要受基岩完整性等多重因素影响。采用类似理想弹塑性模型曲线拟合,则直径为90,130,150 mm锚杆的临界深径比(类似理想弹塑性屈服点)分别为15.6、11.6、7.2,相应锚杆临界埋深为1.40,1.51,1.07 m。从图10可以看出：

1)同一基岩场地锚杆抗拔承载力最大值随锚杆直径增大而增大,但增大效果有限。

2)埋深不大于临界值时抗拔极限承载力受深径比影响明显。这是因为从破坏形式分析,锚筋截面抗拉、锚筋与混凝土接触界面抗剪承载力与锚杆直径关系不大,而浅部基岩抗剪、岩石与混凝土接触界面抗剪承载力与深径比存在一定关系。

4.2 龄期的影响

一般情况下同一批次浇筑的混凝土强度随龄期的增长不断增加,试验根据试验锚杆浇筑的批次进行取样及混凝土立方体试块的制作并常规养护,按照龄期3,7,10,14,28 d进行了试块的抗压强度试验,结果见图11。可见：混凝土的强度随龄期的增长不断增大,最初7 d内强度发展较快,5 d左右强度即可达到30 MPa,龄期大于7 d以后强度增长逐渐缓慢。根据试验结果,将相同深径比的试验分为龄期不大于7 d,7～14 d,大于14 d,共3个数据序列,将其极限抗拔承载力绘制于图12。

图11 不同龄期混凝土试块强度Fig.11 Strengths of concrete blocks at different curing ages

图12 龄期对极限抗拔承载力的影响Fig.12 Influence of curing ages on the ultimate tensile capacity

图12中统计的试验锚杆混凝土龄期最小为5 d,可以发现：试验锚杆的抗拔承载力受龄期的影响较小,在不小于5 d的龄期锚杆便存在较高的抗拔承载力。

5 结束语

为研究岩石锚杆基础的承载特性及破坏模式的影响因素,选用硬质花岗岩场地进行24个现场试验,得到了以下结论：

1)岩石锚杆上拔荷载与位移曲线可以分为硬化型、软化型两种类型。其中孔径大、埋置深的岩石锚杆的荷载-位移关系属硬化型,破坏形式主要为锚筋屈服;埋置浅、小直径的岩石锚杆的荷载-位移关系属于软化型,破坏主要发生在锚筋与混凝土界面或锚杆与岩体界面及基岩中,为剪切复合破坏。

2)上拔荷载传递过程中顶部锚杆截面应变显著大于下部,花岗岩锚杆埋深0～1.6 m范围内即可将荷载扩散至锚筋、锚杆混凝土、基岩中。

3)锚筋与细石混凝土间黏结强度均值为2.82 MPa,混凝土与坚硬花岗岩界面抗剪强度不小于1.89 MPa,具有较高抗拔承载性能。

4)极限抗拔承载力受临界深径比影响显著,当小于临界深径比时抗拔承载力随深径比的增大而线性增大;当大于临界深径比后抗拔承载力基本保持不变。

5)混凝土不小于5 d的龄期对岩石锚杆抗拔承载力影响不明显。