李福海，賈 毅，胡丁涵，汪 波，3，陳思銀

(1.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2.陸地交通地質災害防治技術國家工程實驗室，四川 成都 610031；3.西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031)

隨著我國經濟和公路交通事業(yè)的快速發(fā)展，隧道施工技術不斷進步?，F(xiàn)代設計理念在節(jié)地、環(huán)保等方面提出新的要求，隧道工程逐步向超長、深埋方向發(fā)展。大量隧道的修建，不可避免地要穿越工程地質條件復雜的巖體，會遇到一系列特殊的地質問題，其中高地溫問題尤其突出[1-2]。錨桿支護因結構簡單、施工方便、工程造價低和工程適應性強等特點，已成為目前隧道工程設計、施工中常用的一種適應現(xiàn)代支護理論的重要支護方式[3]。在高地溫隧道圍巖中埋入錨桿，高地溫會引起錨固系統(tǒng)材料發(fā)生一系列物理化學變化，包括水分蒸發(fā)、膠結材料的水化與水解、裂縫的產生和發(fā)展，導致錨固體黏結性能劣化和結構損傷，從而影響整個隧道結構的耐久性和安全性[4-5]。因此，開展高溫作用下錨桿的極限拉拔力研究有重大的理論和實踐意義。

錨固結構問世以來，國內外專家學者對錨桿在巖體中的錨固機制進行了大量理論和試驗研究。文獻[6]從彈性力學角度進行研究，認為錨固系統(tǒng)破壞是基體錐形破壞和界面黏結破壞共同作用導致的，推導出極限抗拔力計算公式。文獻[7-8]采用45°錐體模型，與文獻[9]提出的CC模型相比，提高了計算的準確性，認為錨桿的極限拉拔力應等于錐體水平投影面積上拉力之和，并得到最大拉拔力。文獻[10]針對錨固系統(tǒng)的錐體-黏結復合破壞問題，分析錐體在黏結復合破壞形態(tài)下的極限承載能力，提出了相應的極限抗拔力計算公式。文獻[11]基于Mindlin位移解，假設黏結材料與巖土體為性質相同的彈性材料，推導出全長黏結式錨桿極限拉拔力。文獻[12]側重錨固體與巖土體界面黏結力的分析，假定錨固體與巖土體間剪切位移隨剪切力線性增加，建立錨桿荷載傳遞的雙曲函數(shù)模型，得到極限拉拔力。文獻[13]假定相對于錨桿與灌漿體界面，灌漿體與巖土體界面更加薄弱，推導出全長黏結式錨桿的最大拉拔力公式。文獻[14]通過鋼筋與混凝土拉拔試驗，分析高溫下鋼筋與混凝土黏結性能退化機理。文獻[15]研究不同溫度下植筋錨固試件的滑移破壞規(guī)律，建立了溫度作用下錨固試件極限拉拔力與主要影響因素之間的非線性預測模型。文獻[16]通過試驗研究、理論分析和數(shù)值模擬，研究了影響錨固系統(tǒng)極限承載能力的各種因素，并對黏結型錨桿的承載力進行了計算和預測。

綜上，關于錨桿在工作荷載和高溫共同作用下的極限拉拔力研究鮮有文獻提及，而且沒有形成系統(tǒng)的、可直接用于工程實際的統(tǒng)一理論。工程實踐表明，大量錨固體結構在正常使用時就處于高溫工作環(huán)境，因此，研究工作荷載和溫度共同作用下錨桿支護系統(tǒng)的力學性能規(guī)律和破壞機理，保障錨桿在隧道工程中安全經濟地應用，完善高溫作用下錨桿極限拉拔力的理論與試驗研究，具有較強的經濟實用性和技術指導意義。本文通過模型試驗研究錨桿在工作荷載和高地溫環(huán)境共同作用下極限拉拔力的變化規(guī)律，從錨桿的錨固機理出發(fā)探討工作荷載和環(huán)境溫度對錨桿極限拉拔力的影響，為錨桿更好地應用于高地溫隧道支護工程和相關規(guī)范的編制提供依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試驗構件和內容

本試驗共制作9個直徑為75 mm、長度為300 mm的錨桿試件，如圖1所示。根據(jù)《水泥基灌漿材料應用技術規(guī)范》[17]的要求，采用錨桿灌漿料同步制作了24個邊長為100 mm的非標準立方體試件，試件分別在干燥和潮濕環(huán)境下的不同溫度(20、35、50、70 ℃)養(yǎng)護28 d，灌漿料立方體試件和抗壓強度試驗如圖2、圖3所示。

圖1 錨桿試件實物

圖2 灌漿料立方體試件

圖3 試件抗壓強度試驗

為模擬錨桿在不同工作荷載下的力學性能，選擇100 kN作為錨桿試件的受拉設計值，分別取設計值的10%、35%和60%作為錨桿的工作荷載，即，將錨桿試件分成3組進行試驗，每組3個，錨桿試件分組及編號見表1。對錨桿試件施加工作荷載采用優(yōu)化的四點千斤頂加載方式，通過油壓千斤頂作用于鋼板取得反力對錨桿施加集中荷載[18]，如圖4所示。第1～3組每組錨桿試件施加的集中荷載分別為10、35和60 kN并保持工作荷載不變，同時將整個加載裝置分別置于20、35和50 ℃的恒溫干燥環(huán)境中養(yǎng)護28 d，恒溫環(huán)境控制系統(tǒng)如圖5所示。

表1 錨桿試件分組及編號

注：試件編號a-20表示第1組試件(工作荷載為10 kN)，養(yǎng)護溫度為20 ℃。依此類推，b表示第2組試件，c表示第3組試件。

圖4 錨桿試件工作荷載施加圖

圖5 恒溫環(huán)境控制系統(tǒng)

本次試驗對灌漿料立方體試件進行抗壓強度試驗，研究錨桿灌漿料在干燥和潮濕兩種環(huán)境下，養(yǎng)護溫度對立方體試件抗壓強度的影響規(guī)律。依次對9個錨桿試件進行拉拔試驗，讀取荷載-位移等試驗數(shù)據(jù)，記錄試驗現(xiàn)象，系統(tǒng)研究養(yǎng)護溫度對錨桿灌漿料界面黏結強度、黏結-滑移變化規(guī)律和極限抗拔力的影響。

1.2 試驗材料

本試驗采用水灰比0.45、砂漿比1∶1的水泥砂漿作為錨桿灌漿黏結材料。水泥采用四川省都江堰市生產的P.O 42.5拉法基普通硅酸鹽水泥，密度3.1 g/cm3，比表面積為328 m2/kg，標準稠度用水量為26.8%，采用細度模數(shù)為2.85的機制砂、pH值為8.73的自來水。本試驗研究對象隧道圍巖屬于硬巖，采用型號為DN75的無縫鋼管模擬隧道圍巖，鋼管與灌漿體之間的黏結滿足實際硬巖與水泥砂漿的黏結強度。錨桿采用杭州圖強工程材料有限公司型號為φ25×5 cm普通中空螺紋錨桿，錨桿符合《中空錨桿技術條件》[19]要求。采用西南交通大學建筑材料實驗室微機控制萬能試驗機，對錨桿進行拉伸試驗[20]，結果見表2。

表2 錨桿拉伸試驗結果

1.3 試驗儀器

錨桿預加載采用自行設計的千斤頂反力加載裝置和上海申銳測試設備有限公司制造的型號為YML-30B的錨桿拉力計，錨桿預加載裝置示意如圖6所示。錨桿拉拔試驗在1 000 kN液壓式萬能試驗機上進行，如圖7所示。為了與試驗機加載裝置適應，自行設計了變空間鋼筋握裹力抗拔儀，如圖8所示，利用拔出法測試錨桿加載后的抗拔力值。測試錨桿與灌漿體之間的滑移位移時，在錨桿頂端固定千分表，如圖8所示。

圖6 錨桿預加荷載裝置示意(單位：mm)

圖7 液壓式萬能試驗機

(a)示意圖

(b)實物圖圖8 變空間鋼筋握裹力抗拔儀

1.4 試驗步驟

模型試驗的具體步驟如下[21]：

(1)將灌漿料立方體試件分別置于干燥和潮濕兩種環(huán)境中，不同溫度下養(yǎng)護28 d，測試其抗壓強度。

(2)錨桿試件成型后放置于相應溫度干燥環(huán)境，7 d后，利用千斤頂反力加載裝置對錨桿試件施加相應的工作荷載并保持荷載不變，同時將整個裝置分別置于20、35和50 ℃的恒溫環(huán)境中養(yǎng)護28 d。

(3)采用液壓萬能試驗機對28 d后的錨桿試件進行拉拔試驗，試驗過程中記錄荷載-位移相關數(shù)據(jù)，用千分表測量錨桿位移量，并觀察錨桿試件破壞現(xiàn)象。當錨桿試件加載力下降到最大承載力的80%時，認為試件已完全失去承載能力，終止試驗。

2 試驗結果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象

對不同養(yǎng)護溫度下的三組錨桿試件拉拔試驗結果對比發(fā)現(xiàn)，所有錨桿試件的端面上均有徑向細裂縫，裂縫從錨桿桿體向四周分布。當試件養(yǎng)護溫度一定時，工作荷載越大的試件，產生的裂縫越多，并且裂縫寬度越大。工作荷載相同的錨桿試件，養(yǎng)護溫度越高，產生的裂縫越多且寬度越大，如圖9所示。

圖9 不同養(yǎng)護溫度試件端面裂縫分布

錨桿試件拉拔過程中，在錨桿桿體與灌漿體發(fā)生滑移之前，受拉端的錨桿在拉拔作用下，錨桿桿體首先被拉長。繼續(xù)增大荷載，試件的錨固體端面與外鋼管不齊平，鋼管與灌漿體界面先發(fā)生滑移，此時錨桿桿體與灌漿體變形保持協(xié)調，未發(fā)生相對滑移。當錨固體端面與鋼管端面滑移至齊平后，再繼續(xù)加載，錨桿桿體與灌漿體界面發(fā)生滑移，在錨固段的受拉端錨桿桿體與灌漿體接觸面發(fā)生黏結失效破壞。繼續(xù)加載加速了黏結段的破壞發(fā)展，錨桿桿體夾帶著砂漿碎渣不斷被拔出，伴有輕微脆裂聲，錨桿試件黏結強度明顯下降，荷載不斷降低，迅速至破壞荷載。錨固體受拉端和自由端破壞形式如圖10所示。

(a)受拉端 (b)自由端圖10 錨桿試件破壞形式

2.2 溫度對灌漿料抗壓強度的影響

對不同溫度下28 d齡期的非標準灌漿料立方體試件(100 mm×100 mm×100 mm)進行抗壓強度試驗，并將試驗結果換算成150 mm×150 mm×150 mm的標準試件抗壓強度值。圖11為不同養(yǎng)護環(huán)境下試件抗壓強度與養(yǎng)護溫度的關系曲線。

圖11 灌漿料試件抗壓強度與養(yǎng)護溫度的關系

從圖11可知，試件在干燥環(huán)境養(yǎng)護下，其抗壓強度隨著養(yǎng)護溫度的升高而減小，相對20 ℃養(yǎng)護溫度，35、50和70 ℃養(yǎng)護下試件的抗壓強度值分別降低了2.5%、17.7%和18.3%。其原因為以下兩個方面[22]：(1)高溫加速水泥水化速率，造成水化產物的不均勻堆積，形成的結構不密實，再加上處于干燥環(huán)境中，加速了微裂紋的擴展，使內部損傷增加；(2)高溫干燥養(yǎng)護環(huán)境，因內部自由水迅速蒸發(fā)，誘發(fā)脫水，水泥顆粒周圍相對稠密的凝膠層減慢了水化的進程，總體上水化程度降低，結構缺乏足夠的黏結力。

當試件在潮濕環(huán)境養(yǎng)護下，隨著養(yǎng)護溫度的升高，試件的抗壓強度逐漸增大。當養(yǎng)護溫度在20～70 ℃時，隨著溫度的升高，水化反應越來越充分，未出現(xiàn)脫水現(xiàn)象。相反水泥水化因溫度小幅度提高而加快，水泥水化程度更高，因此灌漿料強度提高。

2.3 荷載-位移曲線

通過對3組9個錨桿試件進行拉拔試驗，得到荷載-位移曲線，如圖12所示。由圖12分析可知，荷載-位移曲線都存在4個階段：彈性階段、屈服階段、塑性強化階段和拔出破壞階段，曲線近似呈現(xiàn)三折線特征。

(a)工作荷載10 kN

(b)工作荷載35 kN

(c)工作荷載60 kN圖12 試件荷載-位移曲線

加載初期，結構首先進入彈性階段，錨桿桿體與灌漿體材料完全黏結，變形一致，這一階段的荷載-位移曲線基本為直線，荷載迅速增大而位移較小。隨著荷載繼續(xù)增大，在黏結界面剪應力最大處產生滑移，膠結力作用消失，此時主要由摩擦與機械咬合作用平衡荷載，錨桿桿體與灌漿體兩者變形不再協(xié)調。由于錨固體的受力范圍集中在受拉端附近，因此距拉拔端近的灌漿體受力較大，并且由于錨桿表面螺紋的存在，當錨桿桿體與錨固體界面滑移時，出現(xiàn)滑移剪脹效應，容易導致黏結材料的破壞。隨著荷載的增加，裂縫迅速擴展，此時荷載-位移曲線上出現(xiàn)一小段曲率較大的非線性段，即結構進入屈服階段，并達到試件極限抗拔荷載。

達到極限拉拔力后，隨著荷載的繼續(xù)增大，結構進入塑性強化階段。在錨固體的受拉端首先產生脫黏破壞，此時只剩下摩擦阻力，彈性區(qū)和彈塑性區(qū)將繼續(xù)向錨固體的自由端方向平移，還沒有出現(xiàn)塑性變形區(qū)域的錨固力沒有下降。由于錨桿桿體的螺紋對水泥灌漿料的擠壓，錨桿的螺紋前形成了壓碎粉末堆成的斜面，增加了脫黏段的摩擦阻力。因此在這一階段中，錨固力隨著滑移位移的增加基本不變，曲線出現(xiàn)一段平臺特征。

繼續(xù)增大荷載，結構進入拔出破壞階段，錨桿桿體上的螺紋與周圍的砂漿發(fā)生進一步剪切破壞，加速了脫黏段的發(fā)展，塑性區(qū)將繼續(xù)向自由端擴展，錨固力不斷下降。當水泥灌漿料咬合齒剪斷后，拉拔力完全由錨桿桿體外輪廓圓周面上水泥灌漿料的摩擦力提供。此時，錨固力穩(wěn)定于一固定值，與此摩擦力對應的特征黏結應力值稱為殘余強度。最后，隨著滑移不斷加大，錨桿桿體從水泥灌漿體中拔出而破壞。

2.4 環(huán)境溫度對錨桿極限拉拔力的影響

圖13為錨桿試件極限拉拔力與養(yǎng)護溫度的關系曲線。通過對比常溫與高溫下錨固體的承載力變化率，研究養(yǎng)護溫度對錨桿極限拉拔力的影響，試件的極限拉拔力變化率為[23]

( 1 )

式中：PT為溫度T時的極限拉拔力；Pc為常溫下的極限拉拔力；S為極限拉拔力變化率。

圖13 試件極限拉拔力與養(yǎng)護溫度的關系曲線

從圖13可以看出，當試件的預加工作荷載不同時，錨固體試件的極限拉拔力隨養(yǎng)護溫度的變化規(guī)律是一致的，即當錨固體試件預加工作荷載一定時，試件的極限拉拔力隨溫度的升高呈現(xiàn)先增大后減小的規(guī)律。根據(jù)工作荷載從小到大將試件分為第1組、第2組和第3組。相對于常溫20 ℃養(yǎng)護環(huán)境下試件的極限拉拔力，第1～3組試件在35 ℃和50 ℃養(yǎng)護環(huán)境下，極限拉拔力變化率分別為2.65%、0.84%、2.41%和0.63%、2.02%、0.24%。當錨桿試件的養(yǎng)護溫度從35 ℃升高到50 ℃時，其極限拉拔力平均降低了約2%。因此，錨桿的養(yǎng)護溫度對其極限拉拔力有一定影響。錨桿拉拔試驗的3種溫度環(huán)境中，35 ℃養(yǎng)護環(huán)境下試件的極限拉拔力最大，經分析是因為灌漿體產生干燥收縮，而錨桿與灌漿體的膨脹系數(shù)有差異，干燥收縮增大兩者之間的擠壓力，導致兩者界面間的摩擦力和機械咬合力增加，試件的極限拉拔力也出現(xiàn)小幅度增大。50 ℃養(yǎng)護環(huán)境下試件的極限拉拔力相對35 ℃有一定的減小，是因為養(yǎng)護溫度過高加大了灌漿體內部的收縮應力，錨桿試件內部出現(xiàn)一定的結構損傷，導致試件的極限拉拔力稍有降低。盡管錨桿試驗為干燥環(huán)境，但外鋼管的防護作用，降低了水泥漿體內水分的損失，因此隨著溫度的升高，錨桿極限拉拔力均略有增大，但隨著溫度的升高，端部出現(xiàn)更多的水分損失，產生的內部收縮應力更大，因此錨桿極限拉伸試驗呈現(xiàn)隨著溫度的升高先增大后減小的規(guī)律。

2.5 工作荷載對錨桿極限拉拔力的影響

圖14為錨桿試件卸載工作荷載后極限拉拔力與工作荷載的關系曲線。

圖14 試件極限拉拔力與工作荷載的關系曲線

從圖14可以看出，錨桿試件的極限拉拔力與工作荷載基本呈線性變化規(guī)律，即隨著工作荷載的增加，試件的極限拉拔力線性減小。對比不同養(yǎng)護溫度下的試件組，發(fā)現(xiàn)養(yǎng)護溫度對試件的極限拉拔力與工作荷載的影響不大。當試件分別在20、35和50 ℃環(huán)境下進行養(yǎng)護時，作用在錨固體試件的工作荷載由10 kN增大到35 kN，再增大至60 kN，相應的極限拉拔力降幅分別為9.9%和7.0%、9.6%和6.1%、9.7%和6.1%?？梢?，試件的養(yǎng)護溫度越高，試件的極限拉拔力隨著工作荷載的增大其變化幅度越小，但存在的預加工作荷載對其極限拉拔力產生了較大的影響。

3 結論

通過對錨桿試件在預加工作荷載和高溫共同作用下極限拉拔力的變化進行試驗研究，得到結論如下：

(1)對所有錨桿試件拉拔試驗過程和結果對比發(fā)現(xiàn)，試件的端面上均有徑向細裂縫，裂縫從錨桿桿體向四周分布；當試件養(yǎng)護溫度一定時，施加的工作荷載越大其產生的裂縫越多且裂縫寬度越大；施加工作荷載相同的錨桿試件，養(yǎng)護溫度越高，產生的裂縫越多且寬度越大。

(2)錨桿試件的灌漿料在干燥環(huán)境下養(yǎng)護時，灌漿料立方體的抗壓強度隨著養(yǎng)護溫度的升高而減?。诲^桿試件的灌漿料在潮濕環(huán)境下養(yǎng)護時，隨著環(huán)境溫度的升高，灌漿料立方體的抗壓強度呈現(xiàn)逐漸升高的規(guī)律。

(3)對3組共9個錨桿試件進行拉拔試驗，得到的荷載-位移曲線大致相同并且都存在4個階段：彈性階段、屈服階段、塑性強化階段和拔出破壞階段，曲線近似表現(xiàn)出三折線特征。

(4)施加于錨桿的工作荷載一定時，錨桿的極限拉拔力隨養(yǎng)護溫度的升高呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，考慮50 ℃以下的養(yǎng)護溫度時，35 ℃時錨桿試件的極限拉拔力最高。當養(yǎng)護溫度從35 ℃升高到50 ℃時，試件的極限拉拔力降低約2%。

(5)當錨固體試件預加工作荷載一定時，試件的極限拉拔力隨溫度的升高呈現(xiàn)先增大后略減小的規(guī)律。試件在高溫養(yǎng)護環(huán)境下，預加工作荷載越大，試件的極限拉拔力相對于常溫試件的變化幅度越小。

(6)錨桿試件的極限拉拔力與工作荷載幾乎呈線性變化規(guī)律，即隨著工作荷載的增大，試件的極限拉拔力逐漸減小。

參考文獻：

[1]王賢能,黃潤秋.深埋長隧洞溫度場的評價預測[J].水文地質工程地質,1996,6(6):6-10.

WANG Xianneng,HUANG Runqiu.The Appraisal and Forecast of Geo-temperature Field for Deep-buried Tunnels[J].Hydrogeology and Engineering Geology,1996,6(6):6-10.

[2]王學潮,楊維九,劉豐收.南水北調西線一期工程的工程地質和巖石力學問題[J].巖石力學與工程學報,2005,24(20):3603-3613.

WANG Xuechao,YANG Weijiu,LIU Fengshou.Engineering Geology and Rock Mechanical Problems in West Route of South-to-north Water Transfer Project[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005,24(20):3603-3613.

[3]賈新,袁勇,李焯芬.新型玻璃纖維增強塑料砂漿錨桿的黏結性能試驗研究[J].巖石力學與工程學報,2006,25(10):2108-2114.

JIA Xin,YUAN Yong,LI Chaofen.Experimental Study on Bond Behavior of New Type Cement Grouted GFRP Bolts[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2006,25(10):2108-2114.

[4]唐世斌,唐春安,朱萬成,等.熱應力作用下的巖石破裂過程分析[J].巖石力學與工程學報,2006,25(10):2071-2078.

TANG Shibin,TANG Chun’an,ZHU Wancheng,et al.Numerical Investigation on Rock Failure Process Induced by Thermal Stress[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2006,25(10):2071-2078.

[5]胡金鸞.錨桿荷載傳遞機理及受力變形特性研究[D].長沙:湖南大學,2010.

[6]COOK R A.Behavior of Chemically Bonded Anchors[J].Journal of Structural Engineering,1993,119(9):2744-2762.

[7]American Concrete Institute.Code Requirements for Nuclear Safety Related Concrete Structures(ACI 349 M-06) and Commentary[S].Michigan:[s.n.],2006.

[8]Prestressed Concrete Institute.PCI Design Handbook:Precast and Prestressed Concrete[Z].6th ed.Chicago:PCI,2004.

[9]ELIGEHAUSEN R,SAWADE G.A Fracture Mechanics Based Description of the Pull-out Behavior of Headed Studs Embedded in Concrete[J].1989:281-299.

[10]周新剛,王尤選,曲淑英.混凝土植筋錨固極限承載能力分析[J].工程力學,2002,19(6):82-86.

ZHOU Xingang,WANG Youxuan,QU Shuying.Ultimate Load Carrying Capacity Analysis of Adhesively Bonded Bars in Concrete[J].Engineering Mechanics,2002,19(6):82-86.

[11]尤春安.錨固系統(tǒng)應力傳遞機理理論及應用研究[J].巖石力學與工程學報,2005,24(7):1272.

YOU Chun’an.Theory and Application Study on Stress-transfer Mechanism of Anchoring System[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005,24(7):1272.

[12]張季如,唐保付.錨桿荷載傳遞機理分析的雙曲函數(shù)模型[J].巖土工程學報,2002,24(2):188-192.

ZHANG Jiru,TANG Baofu.Hyperbolic Function Model to Analyze Load Transfer Mechanism on Bolts[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2002,24(2):188-192.

[13]魏新江,張世民,危偉.全長粘結式錨桿抗拔力計算公式的探討[J].巖土工程學報,2006,28(7):902-905.

WEI Xinjiang,ZHANG Shimin,WEI Wei.Discussion of Formula of Pullout Resistance for Fully Grouted Anchor[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2006,28(7):902-905.

[14]袁廣林,郭操,呂志濤.高溫下鋼筋混凝土粘結性能的試驗與分析[J].工業(yè)建筑,2006,36(2):57-60.

YUAN Guanglin,GUO Cao,Lü Zhitao.Experimental Study on Bond Property of Reinforced Concrete at High Temperatures[J].Industrial Construction,2006,36(2):57-60.

[15]黃維民.溫度作用下植筋錨固試件拉拔試驗研究[D].長沙:中南大學,2010.

[16]徐波.粘結型錨桿錨固理論與試驗研究[D].大連:大連理工大學,2006.

[17]中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設部.GB/T 50448—2015 水泥基灌漿材料應用技術規(guī)范[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2015.

[18]張偉,劉泉聲.節(jié)理巖體錨桿的綜合變形分析[J].巖土力學,2012,33(4):1067-1074.

ZHANG Wei,LIU Quansheng.Synthetical Deformation Analysis of Anchor Bolt in Jointed Rock Mass[J].Rock and Soil Mechanics,2012,33(4):1067-1074.

[19]中華人民共和國鐵道部.TB/T 3209—2008 中空錨桿技術條件[S].北京:中國鐵道出版社,2008.

[20]中華人民共和國國家質量監(jiān)督檢驗檢疫總局,中國國家標準化管理管委會.GB/T 228.1—2010 金屬材料 拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法[S].北京:中國標準出版社,2011.

[21]李錚,汪波,何川,等.多重防腐錨桿抗腐蝕性試驗研究[J].巖土力學,2015,36(4):1071-1077.

LI Zheng,WANG Bo,HE Chuan,et al.Experimental Study of Corrosion Resistance of Multiple Anticorrosive Bolts[J].Rock and Soil Mechanics,2015,36(4):1071-1077.

[22]陳思銀.熱害隧道全長粘結式錨桿力學性能研究[D].成都:西南交通大學,2016.

[23]中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設部.GB 50086—2015 巖土錨桿與噴射混凝土支護工程技術規(guī)范[S].北京:中國計劃出版社,2016.