(中國(guó)地質(zhì)大學(xué)(武漢) 工程學(xué)院, 湖北 武漢 430074)

0 引言

巖石錨桿在巖土、采礦、邊坡治理等領(lǐng)域具有廣泛應(yīng)用。 巖體內(nèi)部通常會(huì)存在由于節(jié)理，裂隙等結(jié)構(gòu)面而造成的巖體非連續(xù)性。巖體結(jié)構(gòu)面特征包括產(chǎn)狀、密度、連續(xù)性、張開(kāi)度等參數(shù)，這些結(jié)構(gòu)面參數(shù)對(duì)于巖石錨桿的力學(xué)性能影響顯著，導(dǎo)致錨桿-灌漿材料-巖體系統(tǒng)在外力作用下表現(xiàn)出完全不同于完整連續(xù)圍巖體的受力及變形特征。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)節(jié)理巖石錨桿的研究工作大致分為試驗(yàn)研究和理論/數(shù)值分析兩大方面。在試驗(yàn)研究方面，Bjurstr?m[1]指出錨桿切向抗剪能力在保持節(jié)理巖體穩(wěn)定性和限制巖體大變形方面作用非常顯著。Yoshinaka et al[2]根據(jù)節(jié)理巖體錨固試驗(yàn)討論了錨桿抗剪剛度與錨桿數(shù)量、彈性模量、結(jié)構(gòu)面幾何性質(zhì)、傾角等參數(shù)的關(guān)系。張偉麗等[3]考慮了融雪期凍融循環(huán)對(duì)巖石錨桿的支護(hù)體系材料性能的影響,通過(guò)錨桿抗拔試驗(yàn)研究了錨桿內(nèi)部應(yīng)力-應(yīng)變規(guī)律。劉愛(ài)卿等[4]針對(duì)施加預(yù)應(yīng)力的錨桿結(jié)構(gòu)面模型進(jìn)行抗剪試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力增加有利于抑制結(jié)構(gòu)面變形破壞。Spang et al[5]研究了不同材料中錨桿的抗剪作用，認(rèn)為巖體的變形能力是影響錨固節(jié)理巖體抗剪能力的最重要參數(shù)之一，同時(shí)將剪應(yīng)力-位移曲線劃分為彈性、屈服和塑性3個(gè)階段并分別進(jìn)行了討論。丁士君等[6]在對(duì)輸電線路巖石錨桿的荷載試驗(yàn)研究中設(shè)計(jì)了單錨，直錨式群錨以及承臺(tái)式群錨模型進(jìn)行荷載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)巖石錨桿基礎(chǔ)能適應(yīng)強(qiáng)風(fēng)化的巖體，同時(shí)基礎(chǔ)的風(fēng)化程度越大，其承載力越小而位移越大。Ferrero[7]對(duì)加錨混凝土及巖石進(jìn)行了剪切試驗(yàn)，指出影響抗剪強(qiáng)度的因素有錨桿材質(zhì)、桿體尺寸及巖石類(lèi)型。Grasselli et al[8]的研究顯示錨桿錨固節(jié)理巖體剪切位移達(dá)到一個(gè)臨界值時(shí)，形成塑性鉸，錨桿的失效主要是由于集中在兩個(gè)塑性鉸之間的拔力。此時(shí)錨桿抗剪力貢獻(xiàn)值達(dá)到最大值，約為錨桿最大剪切強(qiáng)度的90%。

在理論分析和數(shù)值模擬方面，林杭等[9]應(yīng)用FLAC3D研究全長(zhǎng)注漿錨桿對(duì)開(kāi)挖邊坡支護(hù)作用效果并進(jìn)行分析，根據(jù)位移云圖判斷潛在的滑移面，邊坡的安全系數(shù)。孫長(zhǎng)帥等[10]研究發(fā)現(xiàn)以往規(guī)范中單錨基礎(chǔ)抗拔承載力計(jì)算模型中的理想角度45°破壞模式與實(shí)際經(jīng)驗(yàn)不符，導(dǎo)致計(jì)算的結(jié)果不安全。Eligehausen et al[11]研究了凍融循環(huán)作用對(duì)錨桿注漿料蠕變性能的影響。Pellet et al[12]通過(guò)理論方法研究了錨桿的抗剪能力，發(fā)現(xiàn)垂直節(jié)理面安裝的錨桿容許變形量最大，并且容許變形量隨著錨桿與節(jié)理面安裝角度的減小快速降低。 Benmokrane et al[13]研究了錨桿抗拔荷載-位移為指數(shù)或折線模型，其形式受模型尺寸、加載時(shí)間、圍巖力學(xué)性質(zhì)等因素影響。Nie et al[14]應(yīng)用二維非連續(xù)變形分析方法(DDA)研究了巖體節(jié)理面對(duì)完全灌漿巖石錨桿(單錨和群錨)的受力影響特性，指出單錨產(chǎn)生的巖石加強(qiáng)單元(RRU)通常為倒錐形并受結(jié)構(gòu)面走向產(chǎn)狀控制；而群錨產(chǎn)生的巖石加強(qiáng)單元主要由結(jié)構(gòu)面產(chǎn)狀和錨桿間距影響。葛修潤(rùn)等[15]通過(guò)理論和試驗(yàn)分析，探討了錨桿對(duì)節(jié)理面抗剪性能的影響，提出了估算加錨節(jié)理面抗剪強(qiáng)度和最優(yōu)錨固安裝角的公式。Deb et al[16]應(yīng)用錨桿-灌漿界面分離模型模擬研究全長(zhǎng)灌漿錨桿荷載傳遞機(jī)理。 魯洪強(qiáng)等[17]基于分布式光纖傳感技術(shù)監(jiān)測(cè)了巖質(zhì)邊坡錨桿變形分布規(guī)律。劉泮興等[18]研究了錨桿支護(hù)在整治高地應(yīng)力軟巖隧道大變形的效應(yīng)。

基于前人研究成果，通過(guò)試驗(yàn)著重研究節(jié)理巖體中錨桿在軸向力作用下的受力機(jī)制和變形模式。與邊坡支護(hù)及基坑支護(hù)中主要受剪切力作用下的錨桿不同，軸向受力的巖石錨桿常見(jiàn)于預(yù)應(yīng)力設(shè)備基礎(chǔ)，如風(fēng)力發(fā)電機(jī)基礎(chǔ)中。這類(lèi)巖石錨桿是基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)中的主要受力構(gòu)件，巖石節(jié)理裂隙等結(jié)構(gòu)面對(duì)錨桿的承載性能將會(huì)產(chǎn)生顯著影響。通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)研究復(fù)雜地質(zhì)條件下不同結(jié)構(gòu)面參數(shù)對(duì)錨桿的抗拔性能以及圍巖體的受力破壞形式。期望為在節(jié)理巖體中主要承受軸向力(如預(yù)應(yīng)力)的巖石錨桿結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供試驗(yàn)依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

錨桿軸向錨固力試驗(yàn)以抗拔試驗(yàn)為主，為研究錨桿在巖體結(jié)構(gòu)面存在下的抗拔性能以及破壞形式的探究性室內(nèi)模型試驗(yàn)，在總結(jié)了前人在結(jié)構(gòu)面特征對(duì)巖體力學(xué)性質(zhì)影響方面的研究基礎(chǔ)上，選定結(jié)構(gòu)面跡長(zhǎng)(連續(xù)性)，結(jié)構(gòu)面傾角(產(chǎn)狀)以及結(jié)構(gòu)面數(shù)量(密度)3個(gè)主要影響因素進(jìn)行探討。為定量研究巖體結(jié)構(gòu)面的規(guī)律性并考慮試驗(yàn)條件，試驗(yàn)采用混凝土試件代替天然巖塊。按表1組合分別在邊長(zhǎng)為20 cm的立方體混凝土設(shè)置不同邊長(zhǎng)，不同傾角以及不同數(shù)量的3類(lèi)結(jié)構(gòu)面模型以確保試驗(yàn)的代表性，相同結(jié)構(gòu)面尺寸的模型分別制作兩組共12塊。

表1 模型試驗(yàn)結(jié)構(gòu)面設(shè)置參數(shù)

注：共兩組12個(gè)試塊。試塊編號(hào)：第一組為1-1到1-6，第二組為2-1到2-6。

試驗(yàn)混凝土采用42.5 MPa普通硅酸鹽水泥，水灰比0.41、碎石粒徑10～30、中粗砂，按C40標(biāo)號(hào)混凝土進(jìn)行配比，每立方米混凝土所需的原材料：水泥482 kg、中粗砂0.45 m3、碎石0.79 m3、水200 kg；水灰比0.41?；炷亮⒎綁K體中設(shè)置如表1所示不同類(lèi)型的結(jié)構(gòu)面并預(yù)埋插入錨桿，錨桿材料為直徑16 mm的HRB335鋼筋；需要指出的是由于試件尺寸等條件限制，錨桿直接預(yù)埋在混凝土試件中，未設(shè)置砂漿界面層。按照設(shè)計(jì)傾角和跡長(zhǎng)在混凝土試件中預(yù)埋2 mm厚PVC發(fā)泡雪弗板形成并模擬巖體中的結(jié)構(gòu)面。相較于普通泡沫材料，PVC發(fā)泡板常用于建筑模型制作，便于切割成型，切割后邊角完整碎屑少。由于其采用PVC材料進(jìn)行發(fā)泡，其密度與強(qiáng)度都比較大，在模型中能很好地保持結(jié)構(gòu)面的原有形態(tài)，不易變形。在混凝土澆筑到一定高度后將固定有結(jié)構(gòu)面的錨桿垂直插入模型的正中央，測(cè)量結(jié)構(gòu)面角度，分層澆筑混凝土，同時(shí)注意固定結(jié)構(gòu)面位置，使之保持傾角與錨桿的相對(duì)位置。為研究混凝土內(nèi)部錨桿應(yīng)力-應(yīng)變的變化規(guī)律，在錨桿距混凝土上表面5 cm，10 cm，15 cm處設(shè)置3個(gè)應(yīng)變片，應(yīng)變片的標(biāo)準(zhǔn)電阻為120 Ω。圖1為預(yù)埋PVC發(fā)泡板形成的結(jié)構(gòu)面及試件尺寸和應(yīng)變片位置。

圖1 結(jié)構(gòu)面和試件尺寸

選取不同結(jié)構(gòu)面特征：產(chǎn)狀，密度，連續(xù)性三類(lèi)特征進(jìn)行試驗(yàn)，圖2為試驗(yàn)中結(jié)構(gòu)面不同跡長(zhǎng)，傾角以及數(shù)量在錨桿軸向方向的示意圖。其中L為結(jié)構(gòu)面跡長(zhǎng)，α為結(jié)構(gòu)面和豎直方向傾角，H為結(jié)構(gòu)面在豎直方向投影長(zhǎng)度。

圖2 不同跡長(zhǎng)，傾角以及數(shù)量的結(jié)構(gòu)面在錨桿軸向分量示意圖

以上模型試件均在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)環(huán)境下養(yǎng)護(hù)28 d，與模型試件同時(shí)制作6個(gè)70.7 mm立方體抗壓試塊用來(lái)檢驗(yàn)混凝土強(qiáng)度，抗壓試塊和試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮嚰谙嗤瑮l件下養(yǎng)護(hù)。在14 d(1-3號(hào)試塊)和28 d(4-6號(hào)試塊)對(duì)試塊進(jìn)行軸心抗壓試驗(yàn)，試驗(yàn)采用YAW-300D型全自動(dòng)壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行逐級(jí)加載。經(jīng)過(guò)28 d養(yǎng)護(hù)后的試塊強(qiáng)度達(dá)到了C40混凝土強(qiáng)度的97%以上，表明試驗(yàn)?zāi)Ｐ突炷翉?qiáng)度符合C40標(biāo)號(hào)。

在試件進(jìn)行28 d標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)后，采用UTM600kN萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行錨桿的拉拔試驗(yàn)，由于試驗(yàn)機(jī)采用夾頭與樣品相連，考慮到混凝土抗拔模型的特殊性不能直接與試驗(yàn)機(jī)夾具相連，故將抗拔塊體倒置放入特制的拉拔支架當(dāng)中，支架上部與試驗(yàn)機(jī)的上部夾具相連，抗拔模型倒置放入支架內(nèi)，伸出的鋼筋與下部夾頭相接。支架上下兩側(cè)均有可活動(dòng)的對(duì)中儀，能夠使試驗(yàn)中施加的拔力豎直施加儀減小誤差。試驗(yàn)機(jī)裝有新型電氣控制系統(tǒng)，具有全數(shù)字閉環(huán)控制、多通道采集等功能的精密儀器。采用不同的夾具，能完成各種材料在拉伸、壓縮、彎曲、剪切、剝離、撕裂等狀態(tài)下的力學(xué)性能試驗(yàn)；采用微機(jī)控制全試驗(yàn)過(guò)程，實(shí)時(shí)動(dòng)態(tài)顯示力值、位移值、變形值、試驗(yàn)速度和試驗(yàn)曲線；采用微機(jī)進(jìn)行數(shù)據(jù)處理分析，試驗(yàn)結(jié)果可自動(dòng)保存。應(yīng)變片數(shù)據(jù)通過(guò)優(yōu)泰靜態(tài)應(yīng)變儀接收處理。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

試驗(yàn)錨桿為直徑16 mm的HRB335鋼筋，拔力加載過(guò)程未超過(guò)錨桿屈服強(qiáng)度?？拱卧囼?yàn)出現(xiàn)了兩種破壞形式：①錨桿與混凝土界面破壞從而導(dǎo)致錨桿從上部拔出，錨桿所在的頂部混凝土呈環(huán)形破壞，試件不出現(xiàn)裂縫；②由于模型內(nèi)部存在結(jié)構(gòu)面，產(chǎn)生了一條與結(jié)構(gòu)面垂直，并且貫穿整個(gè)模型的裂縫，而錨桿所在的頂部混凝土所受破壞較小，可以判斷此時(shí)為脆性破壞。

圖3 錨桿彈性軟化及滑移開(kāi)裂階段示意圖[19]

此兩種破壞形式文獻(xiàn)也有論述：如圖3，劉波等[19]建立了描述錨桿與周?chē)橘|(zhì)在受拉過(guò)程中彈性狀態(tài)、塑性軟化和滑移開(kāi)裂3個(gè)過(guò)程的數(shù)學(xué)模型。并指出錨桿處于彈性階段時(shí)有效錨固長(zhǎng)度為一定值，拔力超過(guò)彈性階段后，有效錨固長(zhǎng)度增加，軸力向深處傳遞，同時(shí)上部出現(xiàn)塑性變形進(jìn)入軟化階段并伴隨著變形的增加。當(dāng)拔力上升超過(guò)極限荷載后軟化變形進(jìn)一步發(fā)展為滑移開(kāi)裂破壞。朱煥春等[20]指出，螺紋錨桿在受到軸向拔力的過(guò)程中，錨桿在剪切作用下，因材料的剪切膨脹作用而產(chǎn)生作用于周?chē)橘|(zhì)法向剪脹變形，使得周?chē)橘|(zhì)的法向方向處于受壓狀態(tài)而產(chǎn)生環(huán)向破壞。該理論指出錨桿受拉時(shí)，周?chē)橘|(zhì)先產(chǎn)生水平橫向破壞，繼而是孔壁的剪切破壞，使錨固體應(yīng)力向深部傳遞。荷載的增高或荷載循環(huán)作用次數(shù)的增加都可以導(dǎo)致這一過(guò)程的繼續(xù)；直至某一穩(wěn)定深度或全部破壞。

此次試驗(yàn)過(guò)程采取位移程控方式進(jìn)行加載，加載速度為2 mm/min。通過(guò)位移加載，能完整地反映出模型在抗拔試驗(yàn)中應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系。當(dāng)錨桿所受的抗拔力達(dá)到極限抗拔承載力后位移繼續(xù)增大時(shí)，錨桿所受應(yīng)力驟降，此時(shí)可以判斷模型破壞，試驗(yàn)機(jī)同時(shí)會(huì)顯示最大拔力值，在此基礎(chǔ)上再進(jìn)行一定位移的加載，以研究破壞后加載曲線，待其拔力基本穩(wěn)定后，試驗(yàn)結(jié)束。

圖4分別為兩組單層結(jié)構(gòu)面下不同跡長(zhǎng)模型的拔力-位移圖：無(wú)結(jié)構(gòu)面、結(jié)構(gòu)面跡長(zhǎng)L=6 cm和L=12 cm。試驗(yàn)結(jié)果顯示在抗拔前期拔力與位移較小時(shí)，模型整體處于彈性階段，錨桿與混凝土共同產(chǎn)生彈性變形，拔力與位移接近于線性變化。當(dāng)拔力達(dá)到35 kN左右時(shí)，拔力逐漸超過(guò)模型的彈性極限荷載，曲線斜率開(kāi)始變緩，此時(shí)模型進(jìn)入第二個(gè)階段，即在彈性變形的基礎(chǔ)上模型開(kāi)始屈服產(chǎn)生塑性變形，從而進(jìn)入塑性軟化階段。軟化階段進(jìn)一步發(fā)展，曲線緩慢上升，隨著位移的增加，拔力達(dá)到最大極限承載力后模型滑移開(kāi)裂，拔力迅速下降，軸力傳遞到錨桿底部達(dá)到殘余強(qiáng)度穩(wěn)定值。由于存在結(jié)構(gòu)面的影響，模型的完整性及整體力學(xué)性能會(huì)有一定的降低，當(dāng)結(jié)構(gòu)面規(guī)模即跡長(zhǎng)增大時(shí)，模型進(jìn)入塑性屈服階段的拔力值降低。結(jié)構(gòu)面跡長(zhǎng)越大的模型會(huì)越早達(dá)到極限承載力，并且極限承載力也越低，其拔力下降的速度也越快，殘余強(qiáng)度越低。以至于第二組L=6 cm的模型在出現(xiàn)滑裂后混凝土直接破壞，導(dǎo)致殘余強(qiáng)度幾乎為0。試驗(yàn)中跡長(zhǎng)L=6 cm結(jié)構(gòu)面試件最大抗拔承載大于跡長(zhǎng)L=12 cm試件；但是試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)生整體脆性破壞，裂縫貫穿整個(gè)模型，因此其殘余軸力較L=12 cm結(jié)構(gòu)面為低。

圖4 單層結(jié)構(gòu)面跡長(zhǎng)模型拔力-位移圖

圖5為固定結(jié)構(gòu)面跡長(zhǎng)L=6 cm時(shí)，結(jié)構(gòu)面數(shù)量分別為無(wú)結(jié)構(gòu)面、單層、雙層結(jié)構(gòu)面的拔力-位移圖。當(dāng)結(jié)構(gòu)面數(shù)量增加時(shí)，模型的完整性及整體力學(xué)性能逐漸降低。結(jié)構(gòu)面數(shù)量增加，模型進(jìn)入塑性屈服階段的極限拔力值降低，結(jié)構(gòu)面數(shù)量越多的模型越早達(dá)到極限承載力并且極限承載力也越低，第一組中無(wú)結(jié)構(gòu)面模型極限承載力為46.1 kN，單層結(jié)構(gòu)面的模型極限承載力為44.6 kN，雙層結(jié)構(gòu)面的模型極限承載力則大幅度降低到36.8 kN。同時(shí)結(jié)構(gòu)面數(shù)量越多，模型殘余強(qiáng)度也越低。此外，在拔力值達(dá)到極限承載力并下降后，無(wú)結(jié)構(gòu)面模型開(kāi)裂滑移階段曲線平穩(wěn)接近于水平。單層結(jié)構(gòu)面模型在波谷最低點(diǎn)后，拔力值隨著位移增加而增大，上升到某一極大值后下降并穩(wěn)定，而存在雙層結(jié)構(gòu)面模型出現(xiàn)2次極大值。其原因是無(wú)結(jié)構(gòu)面模型在滑移開(kāi)裂階段的破壞變形穩(wěn)定產(chǎn)生，有效錨固段穩(wěn)定向底部延伸。而存在結(jié)構(gòu)面的模型由于結(jié)構(gòu)面所處區(qū)域其力學(xué)性質(zhì)遠(yuǎn)低于圍巖體，所以剛開(kāi)始進(jìn)入滑移開(kāi)裂階段時(shí)，其破壞變形會(huì)大幅度的增加，荷載急劇度降低，軸力以及有效錨固段來(lái)不及向深處延伸，只有等到新的有效錨固段開(kāi)始工作后荷載開(kāi)始上升，存在雙層結(jié)構(gòu)面的模型也因此存在2個(gè)承載力波峰。

圖5 不同結(jié)構(gòu)面數(shù)量模型抗拔拔力-位移圖

圖6為固定結(jié)構(gòu)面跡長(zhǎng)L=12 cm，結(jié)構(gòu)面傾角分別為10°、20°、30°時(shí)的拔力-位移圖。當(dāng)結(jié)構(gòu)面傾角從10°增加到20°時(shí)，模型的極限抗拔承載力與殘余強(qiáng)度會(huì)有所降低但不顯著。當(dāng)結(jié)構(gòu)面的傾角從20°增加到30°時(shí)，極限承載力與殘余強(qiáng)度會(huì)有明顯的下降趨勢(shì)。綜上可總結(jié)原因?yàn)?，結(jié)構(gòu)面傾角增大時(shí)，同樣大小的結(jié)構(gòu)面在錨桿上的投影長(zhǎng)度也會(huì)上升，其到錨桿的法向距離也會(huì)越短，越容易受到錨桿帶來(lái)的法向破壞，模型的不完整程度與其角度的正弦函數(shù)呈正相關(guān)，所以受錨桿當(dāng)角度越大時(shí)，其上升的趨勢(shì)越明顯。

圖6 不同傾角的結(jié)構(gòu)面抗拔模型拔力-位移圖

表2總結(jié)了以上兩組測(cè)得錨桿抗拔極限承載力數(shù)據(jù)如下。

(1)單層結(jié)構(gòu)面下，在結(jié)構(gòu)面傾角固定時(shí)，錨桿抗拔極限承載力隨結(jié)構(gòu)面跡長(zhǎng)的增加而降低；在結(jié)構(gòu)面跡長(zhǎng)固定時(shí)，錨桿抗拔極限承載力隨結(jié)構(gòu)面傾角的增加而降低。

(2)多層結(jié)構(gòu)面下，錨桿抗拔極限承載力隨結(jié)構(gòu)面數(shù)量的增加而降低。

表2 錨桿抗拔極限承載力 kN

總結(jié)以上試驗(yàn)數(shù)據(jù)見(jiàn)表3,結(jié)構(gòu)面各參數(shù)對(duì)于錨桿極限抗拔承載力的影響，在單層結(jié)構(gòu)面時(shí)，當(dāng)模型結(jié)構(gòu)面跡長(zhǎng)從0(無(wú)結(jié)構(gòu)面)分別增加到6 cm以及12 cm時(shí)錨桿最大抗拔承載力分別下降約8%和12%；當(dāng)結(jié)構(gòu)面的傾角從10°上升到20°及30°時(shí)，錨桿的最大抗拔承載力分別較無(wú)結(jié)構(gòu)面情況下降約3%、10%和16%。當(dāng)模型結(jié)構(gòu)面數(shù)量從無(wú)結(jié)構(gòu)面增加到單層和雙層結(jié)構(gòu)面時(shí)，錨桿的抗拔承載力分別下降約8%和21%。由表3可見(jiàn)結(jié)構(gòu)面數(shù)量對(duì)錨桿抗拔承載力的影響較其它參數(shù)(跡長(zhǎng)和傾角)更為顯著。

表3 錨桿極限抗拔承載力/無(wú)結(jié)構(gòu)面錨桿極限承載力

注：跡長(zhǎng): 1-無(wú)結(jié)構(gòu)面;2-L=6 cm;3-L=12 cm(傾角固定為20°);傾角: 1-10°;2-20°;3-30°(跡長(zhǎng)固定為12 cm);數(shù)量：1-無(wú)結(jié)構(gòu)面；2- 單層；3-雙層。

為研究結(jié)構(gòu)面下錨桿的受力和變形，在抗拔試驗(yàn)中錨桿表面貼加應(yīng)變片，通過(guò)優(yōu)泰靜態(tài)應(yīng)變儀記錄在抗拔試驗(yàn)施模型位移穩(wěn)定增加(試驗(yàn)機(jī)采取位移加載方式，速度2 mm/min)，應(yīng)變片所處位置的鋼筋應(yīng)變變化，通過(guò)換算公式得到錨桿的軸力以分析錨桿內(nèi)部軸力的變化。選取圖7(a)單層跡長(zhǎng)L=12 cm，傾角=10°結(jié)構(gòu)面模型；以及圖7(b)雙層跡長(zhǎng)L=6 cm，傾角=20°結(jié)構(gòu)面模型的2個(gè)具有代表性的數(shù)據(jù)分析。模型應(yīng)變片及結(jié)構(gòu)面位置如圖7所示。

圖8為跡長(zhǎng)L=12 cm，傾角10°結(jié)構(gòu)面模型的位移與錨桿軸力圖。由于應(yīng)變片A2未有效收集到數(shù)據(jù)，故只顯示A1和A3兩個(gè)界面的應(yīng)變數(shù)據(jù)。從圖可知，A1段錨桿軸力持續(xù)增加直到在位移4.2 mm處達(dá)到軸力最大值，說(shuō)明模型在此時(shí)達(dá)到其極限抗拔承載力，這也與圖8相互吻合。但應(yīng)變片A3處的軸力明顯小于A1，隨著深度的增加，錨桿的軸力隨之衰減。4.2 mm后A1處軸力迅速下降，說(shuō)明此時(shí)A1和A2間的結(jié)構(gòu)面所在區(qū)域滑裂位移已經(jīng)產(chǎn)生，此后錨桿軸力穩(wěn)定，滑裂破壞呈發(fā)展趨勢(shì)。而A3處的軸力達(dá)到最大值后保持穩(wěn)定卻并未發(fā)生明顯的下降趨勢(shì)，原因是A3深度大于結(jié)構(gòu)面所處位置，上部產(chǎn)生破壞尚未發(fā)展到A3處，使得A3處軸力在結(jié)構(gòu)面破壞后保持穩(wěn)定。

圖7 模型結(jié)構(gòu)面及應(yīng)變片位置示意圖(單位：cm)

圖8 錨桿軸力-位移圖 (跡長(zhǎng)L=12 cm，傾角=10°結(jié)構(gòu)面模型)

圖9 錨桿軸力-位移圖 (雙層結(jié)構(gòu)面，跡長(zhǎng)L=6 cm，傾角=20°模型)

圖9為雙層結(jié)構(gòu)面模型，其跡長(zhǎng)L=6 cm，傾角=20°的錨桿軸力-位移圖。此圖包含了A1,A2，A3應(yīng)變片處軸力數(shù)據(jù)。A1段錨桿軸力隨著位移加載一直增加并在位移約4.0 mm處達(dá)到最大值，說(shuō)明模型在此時(shí)達(dá)到了極限抗拔承載力，隨后A1軸力迅速下降，說(shuō)明第一個(gè)結(jié)構(gòu)面附近開(kāi)始破壞軸力進(jìn)一步向深處傳遞，A1，A2處的軸力上升。當(dāng)位移加載到6 mm處時(shí)，A2軸力也迅速下降，此刻第二個(gè)結(jié)構(gòu)面破壞，位移進(jìn)一步發(fā)展軸力向下延伸，A2軸力在8 mm處出現(xiàn)小范圍上升，隨后一定范圍內(nèi)穩(wěn)定。此軸力變化與圖8中的雙層結(jié)構(gòu)面結(jié)果基本吻合。A3處的軸力在6 mm附近達(dá)到最大值后基本穩(wěn)定，由于A3深度大于結(jié)構(gòu)面所處位置，所以結(jié)構(gòu)面破壞后的影響并未立刻傳遞到A3。由此可知錨桿受拉時(shí)，存在多個(gè)結(jié)構(gòu)面的區(qū)域容易破壞，并且破壞區(qū)域是一個(gè)由上到下逐漸發(fā)展的過(guò)程。

3 結(jié)論與討論

在含有結(jié)構(gòu)面巖石錨桿的抗拔試驗(yàn)中，模型的主要破壞形式為錨桿的滑移破壞與圍巖體自身破壞?？拱文Ｐ统跗谔幱趶椥噪A段，錨桿與混凝土共同產(chǎn)生彈性變形，其拔力與位移曲線接近于直線變化。當(dāng)拔力逐漸超過(guò)極限彈性荷載，曲線的斜率開(kāi)始變緩，此時(shí)模型進(jìn)入第二個(gè)階段，即在彈性變形的基礎(chǔ)上開(kāi)始屈服并產(chǎn)生塑性變形，從而進(jìn)入塑性軟化階段。軟化階段進(jìn)一步發(fā)展，曲線緩慢上升，隨著位移的增加拔力達(dá)到最大極限承載力后模型滑移開(kāi)裂，拔力迅速下降，軸力傳遞到錨桿底部達(dá)到殘余強(qiáng)度后滑裂變形穩(wěn)定產(chǎn)生。

試驗(yàn)結(jié)果顯示，在單層結(jié)構(gòu)面時(shí)，當(dāng)模型結(jié)構(gòu)面跡長(zhǎng)從0(無(wú)結(jié)構(gòu)面)分別增加到6 cm以及12 cm時(shí)錨桿最大抗拔承載力分別下降約8%和12%；當(dāng)結(jié)構(gòu)面的傾角從10°上升到20°及30°時(shí)，錨桿的最大抗拔承載力分別下降約3%、10%和16%。當(dāng)模型結(jié)構(gòu)面數(shù)量從無(wú)結(jié)構(gòu)面增加到單層和雙層結(jié)構(gòu)面時(shí)，錨桿的抗拔承載力分別下降約8%和21%?？梢?jiàn)當(dāng)結(jié)構(gòu)面的規(guī)模(跡長(zhǎng))，數(shù)量以及傾角增加時(shí)，都會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)面范圍增加，使得模型不完整程度上升，模型提前進(jìn)入塑性軟化階段，錨桿的極限抗拔承載力以及殘余強(qiáng)度因此不同程度下降。結(jié)構(gòu)面數(shù)量對(duì)錨桿抗拔承載力的影響較其它參數(shù)(跡長(zhǎng)和傾角)更為顯著。

當(dāng)錨桿達(dá)到極限抗拔承載力產(chǎn)生滑裂變形破壞拔力降到極小值后，拔力值隨位移增加而增大，在一定范圍內(nèi)上升到極值后下降并穩(wěn)定；而當(dāng)存在兩組結(jié)構(gòu)面模型會(huì)出現(xiàn)兩次極值。原因是在無(wú)結(jié)構(gòu)面模型在滑移開(kāi)裂階段的破壞變形穩(wěn)定產(chǎn)生，有效錨固段穩(wěn)定向底部延伸。而存在結(jié)構(gòu)面的模型由于結(jié)構(gòu)面所處區(qū)域其力學(xué)性質(zhì)遠(yuǎn)低于圍巖體，所以剛開(kāi)始進(jìn)入滑移開(kāi)裂階段時(shí)，其破壞變形會(huì)大幅度的增加，荷載急劇度降低，軸力以及有效錨固段來(lái)不及向深處伸，只有等到新的有效錨固段開(kāi)始工作后荷載開(kāi)始上升。存在兩層結(jié)構(gòu)面的模型也因此存在兩個(gè)波峰。

在抗拔試驗(yàn)的模擬結(jié)果中當(dāng)錨桿受到上拔力作用時(shí)，模型頂部錨桿所在的區(qū)域首先發(fā)生塑性變形，隨著拔力的增加，塑性區(qū)以錨桿為中心，向四周拓展，錨桿內(nèi)的拔力向模型深處傳遞，塑性區(qū)域也逐漸向下部發(fā)展，塑性變形區(qū)域呈倒錐形，貫通整個(gè)模型。當(dāng)增加結(jié)構(gòu)面的面積，傾角以及數(shù)量時(shí)，均會(huì)加速結(jié)構(gòu)面所在區(qū)域塑性變形的發(fā)展使模型更易破壞，其中結(jié)構(gòu)面的數(shù)量是模型破壞的最不利因素，當(dāng)結(jié)構(gòu)面數(shù)量增加時(shí)，會(huì)在多條結(jié)構(gòu)面之間形成一條塑性變形軟弱帶，其發(fā)展迅速使模型完整性進(jìn)一步降低，整體抗拔性能大幅度下降。結(jié)構(gòu)面的參數(shù)控制著模型塑性變形的發(fā)展。模型在受拉過(guò)程中，會(huì)在頂部形成一個(gè)橢圓形的塑性區(qū)域，該區(qū)域的長(zhǎng)軸方向受結(jié)構(gòu)面控制，與結(jié)構(gòu)面的傾向方向一致。在模型內(nèi)部沿結(jié)構(gòu)面傾向方向，結(jié)構(gòu)面所在區(qū)域會(huì)比鄰近區(qū)域率先發(fā)生塑性變形，其范圍也比鄰近區(qū)域要大，沿著結(jié)構(gòu)面所在的范圍分布。模型內(nèi)部的塑性區(qū)會(huì)沿著結(jié)構(gòu)面的傾向和走向兩個(gè)方向發(fā)展，其中沿走向方向的塑性區(qū)大致以錨桿所在區(qū)域?yàn)橹行某蕦?duì)稱(chēng)分布。并且走向方向的塑性區(qū)發(fā)展速度要大于傾向方向，率先抵達(dá)模型邊界，使得模型整體發(fā)生破壞。

以上結(jié)論僅基于本次試驗(yàn)，討論如下。

(1) 試驗(yàn)采用PVC發(fā)泡板預(yù)埋于混凝土試件模擬巖石體結(jié)構(gòu)面，由于試驗(yàn)條件及模型尺寸等因素制約，錨桿預(yù)埋于混凝土試件中，錨桿周?chē)雎怨酀{層?？紤]主要研究結(jié)構(gòu)面對(duì)錨桿的抗拔影響。如后期試驗(yàn)考慮灌漿層，由于灌漿層強(qiáng)度一般高于混凝土強(qiáng)度，從而增加了錨桿外界面的握裹力，從而使得本文試驗(yàn)結(jié)果偏于保守。

(2) 試驗(yàn)中結(jié)構(gòu)面為規(guī)則平面，且雙層結(jié)構(gòu)面平行設(shè)置。實(shí)際巖體結(jié)構(gòu)面的幾何形狀和結(jié)構(gòu)面之間相對(duì)位置錯(cuò)綜復(fù)雜。本文僅對(duì)最簡(jiǎn)單的單雙層結(jié)構(gòu)面進(jìn)行了模擬研究。后續(xù)研究應(yīng)考慮拓展更有一般代表性的模型結(jié)構(gòu)面設(shè)置。

(3) 本文考慮了結(jié)構(gòu)面跡長(zhǎng)對(duì)錨桿抗拔承載力及變形的影響，這是基于結(jié)構(gòu)面面積和跡長(zhǎng)成正比情況下的假設(shè)進(jìn)行探討。實(shí)際巖體結(jié)構(gòu)面為二維平面或三維曲面，考慮結(jié)構(gòu)面實(shí)際面積的影響更為合理，應(yīng)在后續(xù)研究完善。

(4) 本次試驗(yàn)著重研究了單根錨桿在結(jié)構(gòu)面巖體中的抗拔性能，針對(duì)群錨的研究應(yīng)在后續(xù)課題中完成。