锚杆技术以其自身的施工优势和受力特点，在高边坡、隧道支护中被广泛应用。目前工程中普遍采用的是拉力型锚杆，拉力型锚杆主要靠接触摩擦力工作。而以扩大头锚杆为代表的压力型锚杆凭借其优越的力学性能正在被广泛关注^[1]，但是其力学特征及其演化规律仍有待进一步揭示。

近年来，国内外学者针对扩大头锚杆开展了一些试验研究，并取得一定成果。例如，吴曙光等^[2]对压力型、拉力型锚杆进行了现场试验和理论对比分析，结果表明，压力型锚杆工作性能优于拉力型锚杆。张永兴等^[3]在软质沉积岩条件下对压力型锚杆进行试验，研究表明压力型锚杆工作性能优越，并提出最佳锚固长度基本范围。王哲、郝建斌等^[4-5]通过室内模型试验，对扩大头锚杆力学特性以及周围土体位移发展机理进行了研究，表明压力型锚杆承载性能优越。马海春等^[6]基于室内模型试验，研究了压力型锚杆应变分布情况，通过研究反映出锚杆损伤破坏位置，提出减小锚杆承压板附近的形变是提高锚杆的锚固效果的有效途径。FORBES B等^[7]提出了一种可推导沿锚杆的主应变方向的新型光学传感技术，为锚杆模型试验提供了精准数据。SNELL G^[8]对锚杆在工作中受力特性进行了研究，提出了一种量化锚杆剪切行为的方法。KORZENIOWSKI W等^[9]对可变形构件的膨胀壳式锚杆进行了静载试验，通过试验确定了带有可变形构件的膨胀壳锚杆应力-应变-位移特性。WANG L等^[10]对气囊式充气锚杆性能展开了试验研究，主要因素涉及膨胀压力、埋深、气囊数量、气囊长度和橡胶膜厚度等。

数值模拟和理论推导也是开展锚杆性能研究的重要手段和方法。比如，刘超等^[11]考虑了锚杆灌浆体受压产生径向膨胀的影响，对锚杆锚固段进行受力分析，并且推导其极限抗拔承载力与临界锚固长度的计算公式。PINAZZI P C等^[12]研究了组合荷载条件下无浆锚杆的性能，并且探究了初始剪切位移对轴向承载能力和位移的影响以及轴向位移对剪切承载能力的影响。张孟玫等^[13]提出了压力分散型锚杆各个单元锁定值仅需用单元长度代入的简单计算法，实际工程应用表明此方法效果良好。MOHAMMADI M等^[14]利用RSF建立了锚杆支护机理的数学理论。付文光等^[15]对《抗浮锚杆技术规程》YB/T 4659—2018进行了解读，为锚杆研究提供了更为详尽的理论指导。唐仁华等^[16]提出挡土墙中锚杆的全概率设计方法，建立了结构功能函数。任德斌等^[17]对锚固段直径、扩大头直径、锚固段长度、扩大头长度对锚杆受力和稳定性的影响进行了研究，并且利用有限元进行了分析，为扩大头锚杆的设计和施工提供理论依据。ZHANG A等^[18]基于单力作用下无限体中节点Love位移和应力的函数解，推导出锚固段剪应力和位移的分布。

以内置锚盘扩大头锚杆为研究对象，拟开展室内模型试验，通过改变锚固体长度、直径、锚盘数量等关键参数，获取其抗拉承载力特征、杆体与锚固体局部受力特征以及锚杆体系破坏征兆，为该类压力型锚杆的试验研究、规律探索和工程应用提供参考和依据。

自主设计了一种扩大头锚杆力学性能试验装置，主要包括：模型箱、电脑、自制加载架、无线动态应变采集仪(DHDAS-5908型)、静态应变采集仪(XL210B5)、拉拔仪(LBY-500型)、拉力计(高精度S型)、百分表、微型土压力盒(CS-TYL060电阻应变式)、应变片等主要组成部件。模型箱尺寸为：长650 mm×宽550 mm×高850 mm；模型箱顶端开口，底面及侧面由亚克力板粘接。试验装置如图 1所示。

图 1 试验装置 Fig. 1 Test device

图选项

(1) 锚杆杆体采用抗拉强度为540 MPa，直径为8 mm的螺纹钢。

(2) 杆体总长为1 000 mm，在张贴应变片部位进行局部打磨，从距底端200 mm处开始每隔300 mm张贴一个应变片，共张贴3处(如图 2所示)。

图 2 应变片张贴位置 Fig. 2 Paste position of strain gauge

图选项

(1) 用于浇注扩大头锚固体的水泥砂浆配合比为，水泥∶砂∶水=1∶2.2∶0.45，砂粒径为0.3~0.6 mm。

(2) 制作了4个40 mm×40 mm×160 mm试件进行强度试验，确定水泥砂浆抗压强度为26 MPa，以保证锚固体部分在预计的受压状态下不被压碎，具有结构完整性。

(3) 锚固体中心部位设置直径为10 mm的PVC管预留孔洞，即锚固体与杆体采用无黏结方式连接(借助PVC套管隔离)。

(4) 向模具中浇注水泥砂浆，24 h后脱膜，在20 ℃条件下养护7 d。

(5) 在制作好的扩大头锚杆锚固体粘贴应变片(如图 2所示)。

土体采用秦皇岛市粉质黏土，其物理力学参数如表 1所示。

选择多组不同规格的锚固体进行了前期探索，最终选定如下锚杆模型参数，如表 2所示。

如图 3所示，从左至右依次为A-45-15-1，A-45-25-1，B-60-15-1，B-60-25-1，B-60-25-2，C-90-15-1，C-90-25-2，C-90-25-1等各型号锚杆模型；图 4为单、双锚盘的布置方式。

图 3 不同规格扩大头锚固体 Fig. 3 Under-reamed anchorage with different specifications

图选项

图 4 单、双锚盘布置方式 Fig. 4 Layout modes of single and double anchor plates

图选项

(1) 模型箱内土体采用分层摊铺，每隔100 mm用5 kg的砝码均匀夯击10次，保证土体的整体均匀性和密实程度。

(2) 通过螺栓将杆体与锚固体底部的锚盘连接在一起，事先放置在预定部位(即模型箱底部土体层厚为100 mm时开始放置)。

(3) 距离锚固体顶部50 mm处埋置1个土压力盒。模型箱内土体加高至850 mm时，在土体顶部均匀放置预先估算好的砝码质量作为超载(每组砝码重量存在差异，平均值为100 kg)，以此保证每组试验锚固体所受围压和初始土压力近似相等。

(4) 连接并调试动态和静态应变采集仪、拉力计、土压力盒，将百分表安装在杆体顶端。

(5) 借助锚杆拉拔仪进行加载，采用连续加荷方式。

(6) 百分表记录锚杆在土体中的位移，拉力计记录锚杆拉力，静态应变采集仪记录锚固体和杆体的应变，动态应变采集仪记录土压力的数值变化。

(7) 对数据进行处理，分别获得扩大头锚杆拉力-相对土体位移曲线、扩大头锚杆拉力-土压力关系曲线、锚固体直径-承载力特征值关系曲线、锚固体及杆体的应力-应变关系曲线等试验成果。

对于扩大头锚杆而言，描述其抗拉承载力演变特点需要解决如下2个关键问题：

(1) 如何界定其承载力特征值与极限承载力？

(2) 扩大头锚固段所受侧摩阻力、被动土压力在抗拉承载力发挥过程中的作用？

由图 5可知，在相同埋深下，不同直径、长度的扩大头锚杆拉力-相对土体位移的曲线变化规律基本一致，大致可分为3个阶段：

图 5 扩大头锚杆拉力-相对土体位移曲线 Fig. 5 Curves of tension vs. displacement of anchor relative to soil

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第1阶段：为加载初期，此时锚杆相对于土体的位移为0~5 mm。在加载瞬间锚固体与土体处于静摩擦状态，当2者产生相对滑移时则转变为滑动摩擦状态，其摩擦力大小会发生大幅度衰减，即在加载瞬间锚固体所受侧摩阻力值最大(锚固体所受侧摩阻力实质上是锚固体与土体的摩擦力)。当2者发生滑动摩擦时，锚固体顶部土体开始被压密，即被动土压力开始对锚杆抗拉承载力产生贡献作用。在侧摩阻力消减与被动土压力发挥不充分双重因素作用下，锚杆拉力-相对土体位移曲线变化平缓。

第2阶段：为加载上升期，此时锚杆相对于土体的位移为4~23.5 mm。随着锚固体顶部土体逐渐被压密，被动土压力发挥程度愈加充分，对于锚杆抗拉承载力的贡献作用越明显。锚杆拉力-相对土体位移曲线变得陡峭。

第3阶段：为加载末期，此时锚杆相对于土体的位移为23.5~35 mm。随着锚固体顶部土体开始发生剪切破坏，被动土压力对于锚杆抗拉承载力的贡献减弱。锚杆拉力-相对土体位移曲线又变得平缓，直至锚杆体系出现失效的迹象。

依据图 5曲线的演变规律，定义第2阶段末尾处锚杆拉力为抗拉承载力特征值，第3阶段末尾处锚杆拉力为极限承载力，各阶段关键数据见表 3。锚固体的直径、长度和锚盘数量均对锚杆极限承载力产生影响，按照影响大小排序，依次为锚固体直径、锚固体长度、锚盘数量。3个因素对于锚杆极限承载力的影响程度分别为：26.08%~34.69%，6.95%~8.93%以及0.08%~0.35%(以型号C-90-25-1和型号C-90-25-2为例，仅增加锚盘数量情况下其极限承载力增幅0.35%)，可见，锚盘数量几乎对提高锚杆极限承载力无影响，而锚固体的直径影响效果十分显著。

为了较为准确地获得锚固段所受侧摩阻力大小，锚固段顶部应无被动土压力作用，且保持相应埋深时的土体围压大小。因此，模型箱底部土体层厚为100 mm时开始放置锚固体，并继续采用分层摊铺、砝码夯击方式直至土面与锚固体顶部持平，同时在土体上部施加预定重量的砝码用来调整土体围压状态。以锚杆开始施加拉力为起始时刻，直至锚固体与土体开始产生相对滑移这段期间内，所记录拉力的最大值近似可认为是锚固体的侧摩阻力。试验数据如表 4所示，锚固体的侧摩阻力对于锚杆极限承载力的贡献率为13.5%~24.2%。可见，扩大头内置锚盘扩大头锚杆在加载初期兼顾拉力型与压力型锚杆的受力特点，而在加载中、后期以压力型锚杆受力特点为主。

由图 6可知，在锚杆拉力施加的开始阶段，被动土压力很小，即对锚杆承载力几乎没有贡献。当锚杆拉力达到100~300 N时，被动土压力开始呈现线性增长，即对锚杆承载力的贡献作用在加大。将被动土压力乘以锚固体的横截面积，可近似得到锚固体的端阻力，其数值与锚杆极限承载力之比可以对上述贡献作用进行量化分析。如表 5所示，锚固体端阻力对于锚杆极限承载力的贡献率为71.0%~82.9%。

图 6 锚杆拉力-被动土压力关系曲线 Fig. 6 Curves of tension vs. passive soil pressure of anchors

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由图 7(a)和图 7(b)可知，锚固体径向的应力-应变曲线是上升趋势(正值)，即径向处于膨胀状态；锚固体轴向的应力-应变曲线是下降趋势(负值)，即轴向处于压缩状态。相同应力状态下，锚固体直径增加可有效减低其压缩膨胀的程度(型号B-60-15-1与型号A-45-15-1相比)；锚盘数量的增加使得锚固体轴向应变增加、径向应变减小(型号B-60-25-2与型号B-60-25-1相比)，有效降低了锚固体膨胀劈裂的风险，这说明双锚盘可以将拉力更有效地分散传递于整个锚固体上，避免了单锚盘锚固体应力集中的现象。

图 7 扩大头锚固体应力-应变关系曲线 Fig. 7 Stress-strain curves of under-reamed anchorage

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由图 8(a)和图 8(b)可知，杆体应力-应变曲线近似呈现抛物线型增长趋势(由于型号A-45-15-1的承载力较小，其应力-应变曲线除外)。相同应力状态下愈靠近锚固体的杆体应变越大，这说明沿杆体长度的受力是非均匀分布的。因此，建议锚杆杆体可以根据其受力特征采用变截面设计。

图 8 锚杆杆体应力-应变曲线 Fig. 8 Stress-strain curves of anchor rod body

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锚杆体系发生土体破坏和锚固体破坏2种形式。如图 9所示，若锚固体强度足够大，当锚杆达到极限承载力时上覆土体会发生整体剪切破坏，土体表面产生较为明显的隆起，甚至产生开裂。此时锚杆相对土体发生明显的滑动位移，有被拔出的趋势。该破坏形式发生在型号A-45-15-1和型号A-45-25-1这2类锚杆，主要原因是锚固体直径较小，导致其端阻力不足以约束其相对滑移。

图 9 土体剪切破坏 Fig. 9 Soil shear destruction

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随着锚固体直径增加，端阻力对于锚杆滑移的约束能力增强，发生土体整体剪切破坏的概率被降低。如图 10所示，以型号B-60-15-1，型号B-60-25-1和型号B-60-25-2为例，在相同拉力下，单锚盘扩大头锚固体(型号B-60-15-1)劈裂破坏程度最为明显，且发生微小膨胀现象；单锚盘扩大头锚固体(型号B-60-25-1)在顶部发生少许破损和向下延展的裂纹；而双锚盘扩大头锚固体(型号B-60-25-2)除在中部出现微小的环向裂纹之外，几乎没有破损。这说明适当增加锚盘数量和锚固体长度是防止锚固体破坏的有效措施。

图 10 扩大头锚固体破坏模式 Fig. 10 Destruction modes of under-reamed anchorage

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以内置锚盘扩大头锚杆为研究对象，采用室内模型试验的方法对其力学特性开展研究，通过改变锚固体长度、直径、锚盘数量等关键参数数值，获取到锚杆抗拉承载力、杆体与锚固体局部受力以及锚杆体系破坏的具体特征和演化规律。主要结论如下：

(1) 内置锚盘扩大头锚杆的抗拉承载力主要由锚固体的侧阻力与端阻力组成，其中端阻力来源于土体的被动土压力。侧阻力与端阻力在锚杆加载过程中各自发挥的作用不同，在加载初期锚杆的抗拉行为主要由侧阻力提供；随着锚固体与土体之间发生滑移，锚固体的端阻力起到主要贡献作用。锚固体端阻力较锚固体侧摩阻力对于锚杆极限承载力的贡献率大。可见，内置锚盘扩大头锚杆具有压力型锚杆的典型受力特征。

(2) 锚固体的直径、长度和锚盘数量对锚杆极限承载力的影响大小排序为：锚固体直径、锚固体长度、锚盘数量，锚盘数量对提高锚杆极限承载力几乎无影响，而锚固体直径影响显著。

(3) 杆体与锚固体作为锚杆的2个主要组成部件，具有明显的局部受力特征。沿杆体长度方向其受力具有非均匀分布的特点，建议锚杆杆体可以采用变截面设计；在拉力作用下，锚固体处于压缩膨胀状态，增加锚盘数量可有效降低锚固体膨胀劈裂的风险。

(4) 内置锚盘扩大头锚杆体系具有土体破坏和锚固体破坏2种征兆方式。当锚固体直径较小时，往往发生的是土体整体剪切破坏形式；当锚固体直径较大时，一般发生的是锚固体劈裂破坏形式，其中包括：严重劈裂、少许破损和微小环向裂纹扩展3种破坏程度。