張超（湖南省工程勘察院，湖南婁底417000）

中風(fēng)化片巖地區(qū)巖石錨桿基礎(chǔ)試驗(yàn)研究

張超
（湖南省工程勘察院，湖南婁底417000）

針對(duì)工程中典型中風(fēng)化片巖地質(zhì)狀況，在現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行一系列單錨和群錨原型試驗(yàn)，研究了單錨的臨界錨固深度，分析了不同錨固長度錨桿的承載特性與破壞機(jī)制，給出了此種巖性中錨桿的錨筋與砂漿黏結(jié)強(qiáng)度τa、砂漿與巖石黏結(jié)強(qiáng)度τb、巖石等代極限剪切強(qiáng)度τs，對(duì)比分析了自密實(shí)混凝土2種錨桿灌漿料對(duì)砂漿與巖石黏結(jié)強(qiáng)度τb的影響；同時(shí)，試驗(yàn)研究了群錨基礎(chǔ)的“群錨效應(yīng)”，通過軸力檢測(cè)得出了群錨基礎(chǔ)下各錨桿間的軸力呈碟形分布的規(guī)律。復(fù)合受載試驗(yàn)表明，在中風(fēng)化片巖中往復(fù)水平荷載會(huì)對(duì)群錨荷載傳遞產(chǎn)生影響，但是不足于影響群錨基礎(chǔ)的極限抗拔承載力。研究成果對(duì)典型中風(fēng)化片巖地質(zhì)狀況的錨桿基礎(chǔ)具有重要的工程指導(dǎo)意義。

中風(fēng)化片巖；錨桿基礎(chǔ)；單錨；群錨

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

1 引言

錨桿基礎(chǔ)，相比于傳統(tǒng)基礎(chǔ)型式，一方面節(jié)約了混凝土、鋼材用量，降低了工程造價(jià)，有較高的經(jīng)濟(jì)效益，充分利用了下部巖石的高強(qiáng)度、低變形的特點(diǎn)，可承受較大的豎向拉力和水平力；另一方面，巖石錨桿基礎(chǔ)土方開挖量小，減少了對(duì)環(huán)境的破壞。

目前，錨桿基礎(chǔ)在工程中的運(yùn)用已逐漸引起各位研究者的注意：（1）宋永發(fā)[1]根據(jù)原型試驗(yàn)結(jié)果，分析了強(qiáng)風(fēng)化地區(qū)巖石錨桿基礎(chǔ)的幾種典型破壞模式：錨筋滑移與屈服、砂漿柱體拔出、巖體剪切破壞機(jī)理及破壞（見圖1），提出了因內(nèi)力分配導(dǎo)致錨桿基礎(chǔ)薄弱環(huán)節(jié)最先破壞的觀點(diǎn)，并為工程設(shè)計(jì)提供了依據(jù)；（2）鄭衛(wèi)鋒[2]基于這幾種錨桿破壞模式從荷載傳遞理論的角度推導(dǎo)了巖石錨桿基礎(chǔ)的工程臨界錨固長度的解析計(jì)算公式，并給出相關(guān)計(jì)算參數(shù)的經(jīng)驗(yàn)取值范圍；但是由于各地區(qū)巖石差異性較大，相關(guān)參數(shù)的取值范圍太寬泛，特別是τb和τs，取值影響因素很多，這2個(gè)參數(shù)主要受巖石類型、巖體風(fēng)化程度的影響，在這方面，各學(xué)者已針對(duì)各種巖體開展了一系列的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，并取得了一定的成果；（3）費(fèi)香澤等[3]選取華北地區(qū)最常見的花崗巖、片巖和灰?guī)r3種典型巖石進(jìn)行了單錨式和直錨式巖石錨桿基礎(chǔ)試驗(yàn)，并分析了不同風(fēng)化程度條件下巖石錨桿基礎(chǔ)的破壞形態(tài)和錨桿與巖石地基的黏結(jié)力的增長過程和方式；（4）吳聶斌[4]選擇了福建山區(qū)花崗巖和片麻巖2種典型的巖石進(jìn)行錨桿基礎(chǔ)真型試驗(yàn)，得出了這2種典型巖石對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)參數(shù)；（5）馮炳[5]針對(duì)強(qiáng)風(fēng)化凝灰?guī)r進(jìn)行了一系列單錨和群錨真型試驗(yàn)。同時(shí)也有學(xué)者基于錨桿的這4種破壞模式，通過采取一定措施，對(duì)錨樁的承載力有很好的增強(qiáng)作用。

圖1 錨桿破壞形式示意圖

2 試驗(yàn)概況

2.1 工程地質(zhì)條件

試驗(yàn)點(diǎn)位于武漢市黃陂區(qū)木蘭湖旁較平緩的場(chǎng)地，表層為粉質(zhì)黏土，厚度約為10cm；通過試驗(yàn)場(chǎng)地4個(gè)鉆孔揭露下伏巖性一致，片巖，呈黑黃色，鱗片狀變晶結(jié)構(gòu)，片狀構(gòu)造，主要礦物成分為黑云母、白云母，巖芯呈塊狀和柱狀，最長約35cm，節(jié)理裂隙發(fā)育，中等風(fēng)化，飽和單軸抗壓強(qiáng)度為14.87MPa。

2.2 試驗(yàn)布置

錨桿基礎(chǔ)主要承受上拔荷載與水平荷載的共同作用，在進(jìn)行基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)，根據(jù)“木桶理論”確定基礎(chǔ)尺寸和錨桿數(shù)量，同時(shí)考慮到錨筋強(qiáng)度、錨筋與砂漿黏結(jié)強(qiáng)度τa、砂漿與巖石黏結(jié)強(qiáng)度τb、巖石等代極限剪切強(qiáng)度τs4種條件，試驗(yàn)錨桿基礎(chǔ)及反力基礎(chǔ)承臺(tái)尺寸為1.2m×1.2m×1.0m，每個(gè)試驗(yàn)錨桿基礎(chǔ)中選2根錨桿按1m間隔安裝鋼筋應(yīng)力計(jì)。錨桿采用C30自密實(shí)混凝土進(jìn)行灌注，群錨承臺(tái)采用C25商品混凝土進(jìn)行灌注。

試驗(yàn)錨桿基礎(chǔ)及反力基礎(chǔ)承臺(tái)尺寸為1.2m×1.2m×1.0m，每個(gè)試驗(yàn)錨桿基礎(chǔ)中選兩根錨桿按1m間隔安裝鋼筋應(yīng)力計(jì)。錨桿采用C30自密實(shí)混凝土進(jìn)行灌注，群錨承臺(tái)采用C25商品混凝土進(jìn)行灌注。

表1 錨桿基礎(chǔ)試驗(yàn)參數(shù)表

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 帶底部漲殼單錨試驗(yàn)結(jié)果分析

3根錨桿分別出現(xiàn)了3種破壞型式：（1）1-D-1-ZQ發(fā)生τb破壞（見圖2），加載過程中并未聽到有混凝土柱體斷裂的聲響，底部張殼也完整，破壞荷載為400kN；1-D-2-ZQ地表以下20cm處加載到280kN時(shí)發(fā)生混凝土柱體斷裂，加載至360kN時(shí)，底部漲殼脫落，加載400kN時(shí)，位移持續(xù)增長，最終將錨筋從混凝土柱中間拉出，所以下部80cm的錨桿屬τa破壞（見圖3）；（2）1-D-3-ZQ在荷載加到380kN時(shí)，地表開始出現(xiàn)環(huán)型裂隙，加到400kN時(shí)，進(jìn)入試驗(yàn)補(bǔ)壓階段，隨后油壓急劇下降，掉壓至206.97kN，巖體發(fā)生斷裂，地表環(huán)裂隙貫通，圖4a為剪切裂隙在上提過程中慢慢顯露出來，為了確認(rèn)淺部破壞的范圍，將破壞巖塊提出地面，地表往下40cm巖體發(fā)生剪切破壞，破壞面如圖4b所示，呈“船”形，并未出現(xiàn)預(yù)估的從底部漲殼位置發(fā)生巖體剪切破壞,破壞體的角度大致呈45°,試驗(yàn)曲線如圖5所示（由于篇幅原因，在此不逐一列出）。雖然出現(xiàn)了3種不同的破壞形式，但是破壞荷載均為400kN，按《巖土錨桿（索）技術(shù)規(guī)程》（CECS22—2005）取破壞荷載的前一級(jí)荷載為極限承載力，1m單錨的極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值為360kN。

圖2 1-D-1-ZQ發(fā)生破壞

圖3 1-D-2-ZQ錨混凝土體斷裂

圖4 1-D-3-ZQ淺部巖體剪切破壞

圖5 1m錨桿典型試驗(yàn)曲線

3根2m試驗(yàn)錨桿的破壞統(tǒng)一發(fā)生在混凝土體與巖體接觸面上，只是破壞荷載有區(qū)別，1根破壞荷載為550kN，另2根的破壞荷載為500kN，按規(guī)定應(yīng)取450kN作為2m試驗(yàn)錨桿的抗拉極限承載力，但是在試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)荷載剛加至440kN時(shí)地表即開始出現(xiàn)了放射狀裂隙，所以應(yīng)取440kN作為2m試驗(yàn)錨桿的抗拉極限承載力，與1m錨桿的抗拉極限承載力360kN相比，得出錨桿長度對(duì)錨桿承載力的影響并非線性關(guān)系的結(jié)論，與前人通過試驗(yàn)得出的結(jié)論相一致。

3.2 3～6m單錨試驗(yàn)結(jié)果

為了確定錨桿的臨界錨固深度和荷載沿深度的傳遞規(guī)律，每個(gè)長度的錨桿選取2根，并每隔1m安置一個(gè)鋼筋計(jì)。3m、4m、5m和6m的錨桿軸力分布分別如圖6～圖9所示，從圖上可以看出荷載主要在2m范圍內(nèi)進(jìn)行傳遞，因此，可以得出結(jié)論：本試驗(yàn)場(chǎng)地單錨的臨界錨固深度為3m。長度3m、4m、 5m和6m的8根帶鋼筋計(jì)的錨桿統(tǒng)一的破壞形式都是1m處的連接絲口脫絲后錨筋從錨桿體中拔出，破壞荷載均為397.92kN。而另外的長度分別為3m、4m、5m和6m的4根錨桿沒有安裝鋼筋應(yīng)力計(jì)，錨筋通長沒有薄弱環(huán)節(jié)，破壞形式統(tǒng)一為錨筋發(fā)生屈服流動(dòng)，由于分級(jí)標(biāo)準(zhǔn)不同，3m、4m、5m和6m的4根錨桿破壞荷載分別為450kN、480 kN、455.95kN和447.66kN，根據(jù)規(guī)定和綜合比較，在本試驗(yàn)中風(fēng)化片巖中錨桿大于3m后錨桿破壞均為錨筋屈服，其單錨極限抗拉承載力為420kN，典型試驗(yàn)曲線如圖10所示。

圖6 3m錨桿軸力分布圖

圖7 4m錨桿軸力分布圖

圖8 5m錨桿軸力分布圖

圖9 6m錨桿軸力分布圖

圖10 不帶鋼筋計(jì)錨固深度＞3m的試驗(yàn)曲線

試驗(yàn)中還分析了采用自密實(shí)混凝土和細(xì)石混凝土作為錨桿灌漿料對(duì)單錨承載力的影響，3m長的細(xì)石混凝土錨桿的試驗(yàn)曲線如圖11所示，3根3m細(xì)石混凝土錨桿的破壞形式均為破壞，從圖11的試驗(yàn)曲線判讀其極限承載力為440kN。經(jīng)對(duì)比發(fā)現(xiàn)兩種灌漿料對(duì)單錨承載力的影響并不大，但是破壞形式有很大的區(qū)別，3m自密實(shí)混凝土錨桿的破壞已完全由錨筋控制，在自由段錨筋出現(xiàn)了應(yīng)力集中，而且自密實(shí)混凝土的流動(dòng)性要強(qiáng)于細(xì)石混凝土，在灌漿過程中漿體會(huì)沿巖體層理裂隙擴(kuò)散，大大提高了巖體強(qiáng)度。由此可得出，中風(fēng)化片巖中不同破壞型式對(duì)應(yīng)的強(qiáng)度參數(shù)（見表2）。

表2 中風(fēng)化片巖中不同破壞型式對(duì)應(yīng)的強(qiáng)度參數(shù)

圖11 3m細(xì)石混凝土錨桿試驗(yàn)曲線

3.3 群錨抗拔試驗(yàn)結(jié)果分析

由于在一些錨桿工程中僅靠單錨無法滿足上部荷載的要求，特別是在有水平荷載作用的工況下，通常要求采用多根錨桿共同受力，因此，進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)群錨基礎(chǔ)真型試驗(yàn)對(duì)設(shè)計(jì)參數(shù)的取值有極高的參考價(jià)值。本次試驗(yàn)中3個(gè)純豎向抗拔群錨基礎(chǔ)的試驗(yàn)曲線分別如圖12～圖14所示，在第1級(jí)到第8級(jí)荷載試驗(yàn)過程中，承臺(tái)的位移量都很細(xì)微，到第9級(jí)荷載（月-QM-1為第10級(jí)荷載）位移持續(xù)增大并且迅速掉壓，3個(gè)群錨試驗(yàn)基礎(chǔ)都是在破壞荷載補(bǔ)壓過程中，聽到錨筋發(fā)出“嘭”的破壞性響聲，特別是安裝了鋼筋計(jì)的承臺(tái)基礎(chǔ)在破壞荷載補(bǔ)壓過程承臺(tái)底部以下1m處的鋼筋計(jì)失效，由于破壞具有突發(fā)性，基礎(chǔ)周邊并未出現(xiàn)明顯的變形或裂隙，從曲線上可判讀3個(gè)群錨基礎(chǔ)的抗拔承載力分別為3240kN、2880kN、2880kN。

圖12 B-QM-1群錨抗拔試驗(yàn)曲線

圖13 B-QM-2群錨抗拔試驗(yàn)曲線

圖14 B-QM-3群錨抗拔試驗(yàn)曲線

圖15 群錨基礎(chǔ)鋼筋計(jì)安裝錨桿平面圖

本次試驗(yàn)群錨承臺(tái)錨間距為4D（D為錨桿直徑），從3.2節(jié)分析中已經(jīng)得出6m的單根錨桿極限承載力為420kN，取群錨試驗(yàn)承載力為2880kN，則群錨效應(yīng)系數(shù)為0.76，由于6m單錨試驗(yàn)的破壞形式為錨筋破壞，所以實(shí)際的群錨效應(yīng)系數(shù)還會(huì)小于0.76。馮炳在強(qiáng)風(fēng)化凝灰?guī)r區(qū)錨距為3.2D的群錨效應(yīng)系數(shù)為0.81，中南電力設(shè)計(jì)院在廣西強(qiáng)風(fēng)化泥質(zhì)砂巖錨距為4D的群錨效應(yīng)系數(shù)為0.80，而片巖中群錨效應(yīng)如此明顯主要是因?yàn)樗较蚱淼脑?。從圖4的1-D-3-ZQ淺部巖體剪切破壞圖中可以看出，由于存在水平向片理，荷載傳遞的范圍會(huì)比無水平片理時(shí)要大，造成各錨桿間的應(yīng)力傳遞區(qū)域之間相互重疊，加劇了應(yīng)力集中。為了驗(yàn)證群錨效應(yīng)的存在，并比對(duì)同一群錨基礎(chǔ)不同部位錨桿的受力差異，本次試驗(yàn)在2個(gè)承臺(tái)中分別在中心錨桿、邊錨和角錨錨筋上安裝鋼筋應(yīng)力計(jì)（各錨桿位置見圖15）。對(duì)比圖16和圖17可發(fā)現(xiàn)，群錨基礎(chǔ)中心錨出現(xiàn)應(yīng)力集中，中心錨的荷載一直傳遞到錨桿底部，邊錨只傳遞到4m，角錨僅傳遞到3m。這主要是由于中心錨周邊巖體存在8個(gè)應(yīng)力傳遞重疊區(qū)，所以荷載傳遞深度最大，與抗壓樁承臺(tái)樁頂反力顯馬鞍形分布得出相反的結(jié)論：群錨抗拔錨桿反力在平面上呈碟形分布，中心錨最大、邊錨次之，角錨最小。

圖16 B-QM-2群錨基礎(chǔ)中心錨和邊錨軸力沿深度分布圖

圖17 B-QM-3群錨基礎(chǔ)中心錨和角錨軸力沿深度分布圖

3.4 群錨抗拔+水平復(fù)合受載試驗(yàn)結(jié)果分析

通常錨桿基礎(chǔ)在承受豎向上拔荷載的同時(shí)還承受風(fēng)荷載等水平方向荷載的反復(fù)作用。通過以往的試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，通常這種豎向和水平向復(fù)合受力對(duì)基礎(chǔ)是最不利的，中南電力設(shè)計(jì)院在廣西強(qiáng)風(fēng)化泥質(zhì)砂巖中進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)發(fā)現(xiàn)群錨單純抗拔試驗(yàn)抗拔極限承載力為1040kN，群錨抗拔+水平復(fù)合試驗(yàn)抗拔極限承載力為920kN，這說明在高荷載的時(shí)候，維持豎向荷載不變，反復(fù)施加水平力，加速了錨桿豎向破壞的趨勢(shì)[6]。本次試驗(yàn)中3個(gè)豎向抗拔+水平向復(fù)合試驗(yàn)時(shí)群錨基礎(chǔ)的試驗(yàn)曲線分別如圖18～圖20所示。從圖上可見，試驗(yàn)前期往復(fù)水平荷載引起的位移變化很小，當(dāng)水平荷載增加到400kN時(shí)，豎向位移也只增加了3mm；當(dāng)豎向荷載加至3240kN時(shí)，豎向位移開始持續(xù)增長；在施加了450kN的循環(huán)水平荷載后豎向位移加速增長，降壓明顯，隨后聽到錨筋發(fā)出“嘭”的破壞性響聲，試驗(yàn)終止。整個(gè)加載過程中水平方向的位移量很小，水平位移曲線如圖21所示，最大水平位移量不超過8mm，對(duì)群錨基礎(chǔ)的豎向抗拔承載力影響不大，從曲線上判讀3個(gè)豎向抗拔+水平向復(fù)合試驗(yàn)群錨基礎(chǔ)的豎向抗拔承載力均為2880kN[7]。

圖18 BS-QM-1群錨抗拔試驗(yàn)曲線

圖19 BS-QM-2群錨抗拔試驗(yàn)曲線

圖20 BS-QM-3群錨抗拔試驗(yàn)曲線

為了深入研究水平向往復(fù)荷載對(duì)錨桿基礎(chǔ)荷載傳遞規(guī)律的影響，沿水平荷載的作用方向?qū)ΨQ兩根錨桿的錨筋上每隔1m安裝鋼筋應(yīng)力計(jì),月S-QM-2群錨試驗(yàn)過程中的軸力變化如圖22所示，施加水平荷載對(duì)承臺(tái)底部產(chǎn)生了附加力矩，所以受壓側(cè)錨桿淺部1m處軸力略微減小，月S-QM-2群錨受壓側(cè)錨桿2m以下施加水平荷載后軸力增加，而受拉側(cè)錨桿3m以上的軸力在水平荷載作用后都明顯增長，說明往復(fù)水平荷載作用促使了荷載沿錨桿深度方向發(fā)生二次調(diào)配。另外對(duì)比兩種邊錨軸力圖可發(fā)現(xiàn)，同樣是邊錨，純豎向上拔受載時(shí)荷載傳遞的臨界深度為4m，而在豎向受荷的同時(shí)還承受往復(fù)的水平向荷載共同作用下，荷載傳遞到了錨桿底部，這也進(jìn)一步證明了往復(fù)水平荷載作用促使了荷載沿錨桿深度方向進(jìn)一步傳遞。

圖21 復(fù)合受荷群錨水平向試驗(yàn)H-t-Y0曲線

圖22 BS-QM-2群錨基礎(chǔ)錨桿軸力沿深度分布圖

月S-QM-3群錨試驗(yàn)過程中的軸力變化如圖23所示，雖然兩側(cè)錨桿1m處軸力在水平荷載作用下變化都很明顯，特別是從第6級(jí)荷載開始，1m處軸力變化值將近100kN，但到2m處軸力變化就很細(xì)微了，水平荷載對(duì)荷載傳遞的影響深度明顯小于月S-QM-2群錨基礎(chǔ)。

圖23 BS-QM-3群錨基礎(chǔ)錨桿軸力沿深度分布圖

4 結(jié)語

本次在中風(fēng)化片巖地區(qū)一共進(jìn)行了7組單錨和2組群錨現(xiàn)場(chǎng)真型試驗(yàn)，通過對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析總結(jié)可得出以下幾點(diǎn)結(jié)論：

1）中風(fēng)化片巖中單錨的臨界錨固深度為3m；錨固長度超過3m的單錨均出現(xiàn)錨筋破壞；在3m以內(nèi)，錨桿錨固長度對(duì)錨桿承載力也是非線性的；通過對(duì)錨桿軸力的分析得出，錨桿基礎(chǔ)的抗拔主要依靠上部巖層與桿體間的黏結(jié)力，特別是在地表以下20～40cm的位置，錨筋出現(xiàn)應(yīng)力集中，造成淺部混凝土柱體斷裂或巖體剪切破壞，由于水平向片理的原因，巖體剪切破壞區(qū)域比規(guī)定中45°倒錐形區(qū)域要大；

2）細(xì)石混凝土和自密實(shí)混凝土2種灌注料對(duì)巖層與錨桿混凝土柱體之間的剪切強(qiáng)度都有影響，相對(duì)于細(xì)石混凝土，自密實(shí)混凝土有更好的流動(dòng)性，漿體會(huì)沿巖體節(jié)理裂隙擴(kuò)散，可有效增強(qiáng)淺部巖體整體性，并最終達(dá)到強(qiáng)化的效果；

3）由于每根錨桿都存在一個(gè)應(yīng)力擴(kuò)散區(qū)，當(dāng)錨桿間距不夠大時(shí)，錨桿之間的應(yīng)力擴(kuò)散區(qū)會(huì)發(fā)生重疊，在重疊區(qū)出現(xiàn)應(yīng)力集中，這種應(yīng)力重疊區(qū)的確定是群錨效應(yīng)的根源所在，造成同一基礎(chǔ)下各錨桿軸力非均勻分布，在群錨基礎(chǔ)各個(gè)部位錨桿的軸力監(jiān)測(cè)發(fā)現(xiàn)，基礎(chǔ)中心的錨桿受力最大，邊錨次之，角錨最??；

4）往復(fù)水平荷載作用會(huì)促使荷載沿錨桿深度方向發(fā)生二次調(diào)配，使荷載沿錨桿深度方向進(jìn)一步傳遞，但是在中風(fēng)化頁巖中最高450kN往復(fù)水平荷載不足于影響群錨的上拔極限承載力。

【1】宋永發(fā).送電線路巖石錨桿基礎(chǔ)試驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào),1995,17 (4):89-94.

【2】鄭衛(wèi)鋒,魯先龍,程永鋒,等.輸電線路巖石錨桿基礎(chǔ)工程臨界錨固長度的研究[J].電力建設(shè),2009,30(9):12-14.

【3】費(fèi)香澤,程永鋒,蘇秀成,等.華北地區(qū)輸電線路巖石錨桿基礎(chǔ)試驗(yàn)研究[J].電力建設(shè),2007,28(1):26-28.

【4】吳聶斌.閩江大跨越塔巖石錨桿基礎(chǔ)設(shè)計(jì)與真型試驗(yàn)研究[J].城市建筑,2013(14):292-293.

【5】馮炳,謝芳.強(qiáng)風(fēng)化凝灰?guī)r地質(zhì)條件下巖石錨桿基礎(chǔ)試驗(yàn)研究[J].電力建設(shè)，2014，35(1):46-49.

【6】孫長帥,楊海巍,徐光黎.巖石錨桿基礎(chǔ)抗拔承載力計(jì)算方法探究[J].巖土力學(xué),2009,30(S1):75-78.

【7】張幼振,石智軍,張晶.巖石錨桿錨固段荷載分布試驗(yàn)研究[J].巖土力學(xué),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

張超（1983～），男，新疆昌吉人，工程師，從事工程地質(zhì)水工環(huán)研究。