2025, Vol. 42扩展功能
文章信息
- 李勇, 张玉芳, 廖小平, 牛文庆, 彭浩然, 聂希亦.
- LI Yong, ZHANG Yufang, LIAO Xiaoping, NIU Wenqing, PENG Haoran, NIE Xiyi
- 软弱地层挤扩锚杆力学特性研究
- Mechanical properties of squeezed anchor rod in weak strata
- 公路交通科技, 2025, 42(1): 122-130, 139
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2025, 42(1): 122-130, 139
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2025.01.013
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文章历史
- 收稿日期: 2024-03-14
, 2. 中国铁道科学研究院集团有限公司 铁道建筑研究所，北京 100081;
3. 中铁科学研究院有限公司，四川 成都 610036;
4. 中铁西北科学研究院有限公司，甘肃 兰州 730030;
5. 中国铁道科学研究院，北京 100081;
6. 成都农业科技职业学院 城乡建设学院，四川 成都 611130
2. Railway Engineering Research Institute, China Academy of Railway Sciences Corporation Limited, Beijing 100081, China;
3. China Railway Academy Co., Ltd., Chengdu, Sichuan 610036, China;
4. Northwest Research Institute Co., Ltd of China Railway Engineering Corporation, Lanzhou, Gansu 730030, China;
5. China Academy of Railway Sciences, Beijing 100081, China;
6. School of Urban and Rural Construction, Chengdu Agricultural College, Chengdu, Sichuan 611130, China
岩土锚固工程在高边坡加固、深基坑支护、水下结构物抗浮等工程建设领域发挥了重要作用[1]。近年来相关学者对其开展了大量研究工作，研究成果丰硕，其中，张思峰等[2]研究了单束锚索耐久性与失效特性；王建松等[2]研究了锚索张拉方式对预应力损失的影响；吴兵等[3]开展了锚索抗滑桩加固折线形滑坡的受力计算和优化设计。然而锚杆(索)锚固力主要来源于锚浆体与周围岩土地层的摩阻力，在软弱地层中，常因抗拔力偏小或不足导致锚固工程量较大而不经济，或被迫采用其他重型抗滑支挡结构，其工程效果既不美观也不环保。为此，借鉴桥梁工程较为成熟的挤扩支盘桩技术，经小型化改造后运用于软弱地层锚固工程，研发了新型挤扩锚杆，大幅提高了锚杆(索)在软弱地层的锚固力[1]。
挤扩锚杆的发展源自于挤扩桩的产生[4]。1893年，美国首次采用人工挖孔扩径桩来提高桩体承载力[5]。20世纪50年代，印度在膨胀土地基处理工程中运用了多节扩孔桩[6]，研究结果表明，与等截面桩相比，扩径桩能充分发挥孔径部端阻力和侧阻力，承载力明显提升。中国扩孔桩技术起步较晚，但发展很快。1978年，中国初次开展了对于挤扩支盘桩的研究[7]，随后国内外诸多学者通过室内试验、现场试验及结合工程实例进行分析的方法，对挤扩桩的承载特性进行了深入的研究[8-9]。
随着挤扩桩基技术及工艺的普及，挤扩锚杆技术飞速发展。1967年，为增加锚杆的锚固力，英国将串联锥形锚杆应用于黏土和泥灰岩中[10]。1985年，Obata等[11]锚杆用折叠铁片组合而成，钻孔完毕后置入锚杆，随后在注浆压力作用下形成了直径为0.5~0.8 m，长度约为1.0 m的扩体锚杆。澳大利亚的Mariupol’skii[12]研发了高压旋喷扩体锚杆技术。在中国，葛修润等[13]和陈浩华等[14]发明了一种船舶式注浆张开型锚头。曾庆义等[15]开发了一种在土层中进行扩大头锚杆施工的高压喷射扩孔工艺，对锚孔孔壁土体进行高压喷射切割而形成扩大头。程海华等[16]、周剑波等[17]、简文彬等[18]研发了一种锚固孔钻孔扩孔一体式装置。郭钢等[19-20]对扩体锚杆的荷载传递规律及其破坏方式开展了深入的研究。基于光纤应变测量技术，设计了具备应变测量效果的扩体锚杆模型。梁月英[21]采用弹性力学方法、现场试验实测资料对比研究、数值模拟分析等多种方法研究了土层扩孔压力型锚杆的锚固机理和影响参数。南华等[22]结合数值模拟和现场试验结果，分析了扩孔锚杆的位移、应力变化特性。结果表明随着扩孔直径的增大，锚杆的承载力提高，位移减小，扩孔孔径超过5倍钻孔直径后，扩孔锚杆的承载力增加幅度明显降低。
综上，目前国内外对于扩孔桩和挤扩锚杆的施工设备、施工方法等方面的研究成果较为显著，但针对挤扩锚杆力学特性的研究成果较少。随着挤扩锚杆技术的快速发展，“拔不出的锚索”已成为锚固技术领域新型研究方向。亟需对挤扩锚杆的性能特点、施工工艺与力学特性开展研究。
本研究以普通锚杆、挤扩单盘锚杆和挤扩双盘锚杆为研究对象，阐述了挤扩锚杆的性能特点与施工工艺。采用现场试验和数值计算对其力学特性和周围岩土体变形特征进行研究。研究内容对挤扩锚杆的研究成果进行了补充，可为挤扩锚杆的广泛推广提供支撑与参考。
1 挤扩锚杆性能特点与施工工艺 1.1 挤扩锚杆性能特点挤扩锚杆通过在锚固段设置挤扩支盘来增大锚固力，降低了对锚固地层的强度要求，可充分发挥岩土体自身承载能力，通过在杆体锚固段设计一个或多个扩大截面的挤扩支盘来提高锚杆锚固力。与普通的等截面锚杆(索)相比，挤扩锚杆具有如下优势。
(1) 承载力高。一方面，挤扩锚杆在盘腔位置截面增大，在拉拔荷载作用下，改直孔摩擦型为扩孔承压型，显著提高锚固力；另一方面，挤扩锚杆在作业过程中对孔壁岩土体挤密，增加了岩土体密实度，降低了孔隙比，提高了土体的强度，进一步提高了锚杆的承载力；此外，由于挤扩盘的存在，挤扩锚杆具备“串联枣核”结构，能有效发挥岩土体自身的承载能力，形成“拔不出的锚索”。
(2) 可缩减锚固段长度。挤扩锚杆锚固力高，在锚固荷载一定的前提下可有效减少锚固段长度。
(3) 可调节性强。挤扩锚杆挤扩盘的位置和数量，可根据土层物理力学性质和潜在滑裂面深度进行动态调整。
(4) 经济与社会效益好。挤扩锚杆承载力高，同等条件下可减少锚固工程数量，节约材料，缩短工期，具有明显的经济和社会效益。
(5) 解决软弱地层锚固力不足的技术难题。挤扩锚杆充分发挥岩土体自身承载能力，有效提高软弱地层的锚固力，是软弱地层的边坡加固与滑坡防治的可靠技术措施。多支盘挤扩锚杆加固边坡示意图见图 1。
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| 图 1 多支盘挤扩锚杆加固边坡示意图 Fig. 1 Schematic diagram of side-slope reinforcement with multi-plate squeezed anchor rods |
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1.2 挤扩锚杆施工工艺
挤扩锚杆施工工艺为：先利用钻孔设备按照设计要求进行预成孔，预成孔后完成第1次清孔作业；然后利用分节式钻杆连接挤扩设备，将挤扩设备送至设计位置；再利用孔口的定向角度盘来控制挤扩方向开始挤扩作业；启动挤扩装置开始挤扩，每次挤扩完成后按照等分线进行相应数的转位挤扩；挤扩一次，形成一组对支，旋转90°后挤扩一次，形成十字支；按照一定角度转动分位器连续挤扩，形成挤扩盘；上一次挤扩作业完成后，计算复核下一个挤扩盘的位置；进一步拆除分段式钻杆，将挤扩设备送至设计位置后进行挤扩；循环重复上述流程直至全部挤扩作业完成。检测挤扩后的孔径符合要求后，可进行锚杆制安与注浆，孔内注浆后，即完成挤扩锚杆的全部施工任务。挤扩锚杆三维示意图和挤扩支盘三维示意图如图 2和图 3所示。
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| 图 2 挤扩锚杆三维示意图 Fig. 2 3D schematic diagrams of squeezed anchor rod |
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| 图 3 挤扩支盘三维示意图(单位：mm) Fig. 3 3D schematic diagrams of expanded branch plate (unit: mm) |
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2 挤扩锚杆现场力学试验 2.1 试验概况
依托广东省汕湛高速公路K127+297~K127+314段填土路堤，开展软弱地层填土挤扩锚杆现场力学试验。试验地层为路基填土，布置6根锚杆，包括2根普通锚杆、2根挤扩单盘锚杆和2根挤扩双盘锚杆，锚杆布置方式为竖向布置。试验孔位布置如图 4所示，锚杆挤扩盘位分布如图 5所示。
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| 图 4 试验孔位布置(单位：mm) Fig. 4 Test boreholes layout (unit: mm) |
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| 图 5 锚杆挤扩盘位分布(单位：cm) Fig. 5 Anchor rod and expanded plate profile (unit: cm) |
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试验的目的是测试普通锚杆、挤扩单盘锚杆和挤扩双盘锚杆的极限抗拔承载力。试验选用ϕ32 psb1080精轧螺纹钢作为锚杆杆体。锚杆长度设计考虑锚固力的均衡分配，总长度设计为12 m，其中锚固段为6 m，自由段为6 m。挤扩单盘锚杆挤扩盘位于锚固段1.5 m处，挤扩双盘锚杆挤扩盘分别位于锚固段1.5 m和4.5 m处，挤扩盘盘径为450 mm，高度为300 mm。注浆材料采用M30水泥砂浆。锚杆杆体参数如表 1所示。试验土层为路基填土，物理力学参数如表 2所示，地下水平均埋深为6 m。在锚杆制作安装过程中，5#双盘锚杆和6#双盘锚杆出现塌孔现象，进行了二次安装。分析塌孔原因为：该地层为路基填土，属于软弱地层，第2盘挤压施工过程中，2个挤扩盘之间相互影响造成锚孔塌孔，由此导致双盘锚杆安装受阻。
| 直径/mm | 截面积/mm2 | 弹性模量/(×105 MPa) | 屈服强度/kN | 抗拉强度/kN |
| 32 | 804 | 2.1 | 868 | 989 |
| 土层名称 | 重度/(kN·m-3) | 黏聚力/kPa | 内摩擦角/(°) |
| 素填土 | 18.5 | 20.9 | 22.1 |
2.2 试验结果及分析
对6根锚杆进行极限拉拔试验，试验过程严格按照《锚杆检测与监测技术规程》(JGJ/T 401—2017)执行。每级荷载加载完成后持荷5 min后进行观测，并在第0 min和5 min测读锚头位移，无异常情况进行下一级荷载施加，当位移持续增长而荷载不变或者降低时判断为达到破坏标准。试验结束后提取各锚杆荷载-位移曲线如图 6所示。5#双盘锚杆和6#双盘锚杆安装受阻，其试验结果有待进一步验证，本研究分析中未包含双盘锚杆试验结果。
由图 6可见，随着张拉荷载的增加，普通锚杆、单盘锚杆和双盘锚杆锚头位移相应增大。其中1#普通锚杆张拉荷载超过190 kN后，锚头位移增长较快，张拉荷载达到200 kN时，锚头位移不收敛，锚杆达到了破坏标准，极限承载力为190 kN；2#普通锚杆张拉荷载超过180 kN后，锚头位移快速增长，张拉荷载达到190 kN时，锚头位移持续增加，张拉荷载未增加，锚杆达到了破坏标准，极限承载力为180 kN；3#单盘锚杆张拉荷载超过350 kN后，锚头位移增量较大，张拉荷载达到370 kN时，锚头位移持续增加，锚杆达到了破坏标准，极限承载力为350 kN；4#单盘锚杆张拉荷载与锚头位移整体呈缓慢增长趋势，张拉荷载超过350 kN后，锚头位移出现快速增加。张拉荷载达到370 kN时，位移持续增加不收敛，锚杆也达到了破坏标准，其极限承载力为350 kN。综合来看，在该地层条件下，普通锚杆的极限承载力最大为190 kN，最小为180 kN，平均为185 kN；挤扩单盘锚杆的极限承载力为350 kN。
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| 图 6 现场试验各锚杆荷载-位移曲线 Fig. 6 Load-displacement curves of various anchor rods on test |
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1#普通锚杆、2#普通锚杆、3#单盘锚杆、4#单盘锚杆的极限抗拔承载力柱状图如图 7所示。由图可见，挤扩单盘锚杆和挤扩双盘锚杆的极限承载力远大于普通锚杆极限承载力。就量值而言，挤扩单盘锚杆极限承载力为普通锚杆的1.89倍。在本试验路基填土中，挤扩单盘锚杆的极限承载力大于普通锚杆极限承载力。这表明挤扩锚杆较普通锚杆具有更好的承载性能，可大幅提高软弱地层的锚固力。
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| 图 7 锚杆极限抗拔承载力柱状图 Fig. 7 Bar chart of ultimate uplift bearing capacity of anchor rods |
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3 挤扩锚杆力学特性数值计算
为进一步研究普通锚杆、挤扩单盘锚杆和挤扩双盘锚杆的力学特性及周围岩土体变形特征。对现场试验的3种类型的锚杆进行了数值建模分析计算。
3.1 模型建立数值计算采用Rhino软件和FLAC3D软件进行建模分析计算。采用Rhino软件进行前处理建模，FLAC3D软件进行后处理分析计算。首先建立锚杆和周围岩土体模型及边界，再进行网格处理。模型网格划分为六面体网格，对锚杆及邻近岩土体的网格加密，其他部位网格划分稀疏。数值模型为：岩土体模型长度和宽度均为5 m，深度为15 m，锚杆锚筋体直径150 mm，长度为12 m，自由段长6 m，锚固段长6 m。挤扩盘盘径为450 mm，高度为300 mm。挤扩单盘锚杆挤扩盘中心位置为7.5 m处，挤扩双盘锚杆中心位置分别位于7.5 m处和10.5 m处。共划分单元209 665个单元，取1/4模型进行计算分析，单元数为53 177。最后在FLAC 3D软件中进行边界条件设定和材料参数赋值并进行分析计算。
数值模型边界条件为：模型侧面x向和y向零位移，底面为x向，y向，z向零位移约束，锚杆自由段锚筋体与岩土地层建立了无摩擦接触面，锚固段的接触面则赋予有摩擦接触面。
3.2 本构模型及材料参数本研究数值计算采用Mohr-Coulomb本构模型来模拟岩土体，采用弹性体材料模拟挤扩锚杆的锚筋体结构。数值计算模型地层参数取值参考了广东地区现场边坡工况结合工程经验，取软弱地层特别是煤系软岩地层参数。模型中所需的物理力学参数如表 3所示。
| 位置 | 重度/(kN·m-3) | 弹性模量/(kPa) | 泊松比 | 黏聚力/kPa | 内摩擦角/(°) | 抗拉强度/kPa |
| 土层 | 20 | 3×104 | 0.30 | 25 | 20 | 0.3 |
| 锚筋体 | 27 | 3×107 | 0.23 | — | — | — |
本研究接触面力学参数借鉴前人桩土接触面相关规律研究[23]，桩土界面的摩擦角是影响桩基摩擦承载性能的关键因素。桩土界面的摩擦角与桩周土体摩擦角的比值取0.6~0.7为宜。本研究是在路基填土进行，取岩土体黏聚力、内摩擦角的0.6倍赋值到接触面单元，锚—土接触面单元的力学参数如表 4所示。
3.3 监测与加载根据本研究重点，数值计算监测指标为锚头位移、锚杆轴力和锚杆不同深度范围的土层应力。数值计算拉拔试验通过锚头施加竖直向上的位移来模拟。
| 参数 | 法向刚度/(×107 MPa·m-1) | 切向刚度/(×107 MPa·m-1) | 黏聚力/kPa | 内摩擦角/(°) |
| 自由段 | 1 | 1 | — | — |
| 锚固段 | 1 | 1 | 23 | 23 |
3.4 数值计算结果及分析
本研究分别对普通锚杆、单盘锚杆和双盘锚杆承载特性进行了数值模拟计算，对3种锚杆数值计算的结果进行阐述。
(1) 普通锚杆抗拔承载特性计算结果及分析
普通锚杆数值计算结果的荷载-位移曲线如图 8所示。由图可见，随着拉拔荷载增加，锚头位移呈现先线性增长、后持续增大趋势。锚头轴力达到176 kN后，锚头位移持续增加。这表明已达到极限承载能力，普通锚杆极限极限承载力为176 kN。有关普通锚杆岩土体变形特征分析，已有大量的研究成果和工程实践，主要考察其孔周岩土体摩擦或剪切特性。当拉拔荷载较小时，普通锚杆岩土接触面剪应力最大值出现在锚固段顶端，且沿锚杆向里端呈减小趋势。随着拉拔荷载的增大，接触面剪应力在锚固段顶端减小，最大值向里端转移，呈中间大、两端小的分布状态[23]。
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| 图 8 普通锚杆数值计算结果的荷载-位移曲线 Fig. 8 Numerical calculation load-displacement curve for ordinary anchor |
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(2) 单盘锚杆抗拔承载特性计算结果及分析
挤扩单盘锚杆拉拔过程中总承载力、普通锚固段和挤扩盘段的荷载-位移曲线如图 9所示。当锚杆锚头轴力超过287 kN后，锚头位移持续增加，轴力增加幅度极小。这表明挤扩单盘锚杆达到了极限状态，其极限承载力为287 kN。此时挤扩盘段承担荷载为97 kN，占比为33.7%，普通锚固段承担荷载190 kN，占比为66.3%，普通锚固段承担的荷载较多。分析总承载力、挤扩盘段承载力和普通锚固段承载力荷载-位移曲线可知，在抗拔承载初期，挤扩盘段承担较多荷载；位移超过10 mm后，普通锚固段发挥作用承担了较多荷载，此时锚杆处于压密阶段；位移超过28 mm后，总承载力曲线曲率变缓，轴力增加幅度减小，这表明锚杆进入剪切张拉阶段。位移超过44 mm后，各曲线曲率趋于稳定，普通锚固段承担的荷载量保持稳定，挤扩盘段承担的荷载持续增加。分析其原因，抗拔承载初期锚杆拉拔力较小，挤扩盘优先发挥了锚固作用，所以承担了较多的荷载；随着拉拔力增大，普通锚杆段开始发挥锚固作用并承担了较多的荷载；拉拔力进一步增大时，普通锚杆段侧阻力发挥到极点，其承担的荷载量不再增加，而挤扩盘受周围岩土体挤压作用，承担荷载缓慢持续增加。
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| 图 9 挤扩单盘锚杆拉拔过程中的荷载-位移曲线 Fig. 9 Load-displacement curves of anchor rod of expanded single-plate during pull-out |
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进一步提取挤扩单盘锚杆锚周土竖向应力云图，如图 10所示。由图可见，挤扩单盘锚杆表现出上承载面岩土体的挤压效应和下承载面上岩土体应力松弛现象。随压密阶段、剪切张拉阶段和破坏阶段的递进，挤压效应与应力松弛现象表现得愈加显著。究其原因，在拉拔荷载作用下，挤扩盘对上承载面岩土体会产生挤压作用，压应力较大，下承载面会与相邻岩土体脱离，因而应力趋近于零，表现为松弛现象。
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| 图 10 挤扩单盘锚杆锚周土竖向应力云图(单位：Pa) Fig. 10 Vertical stress nephograms of soil around anchor rod of expanded single-plate (unit: Pa) |
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(3) 双盘锚杆承载特性
挤扩双盘锚杆在拉拔过程中总承载力、普通锚固段、挤扩盘段的荷载-位移曲线如图 11所示。由图可见，施加荷载为373 kN时，锚杆位移持续增加，轴力增加幅度极小，这表明挤扩双盘锚杆达到了极限状态，其极限承载力为373 kN。此时挤扩双盘段承担荷载为197 kN，占比为52.82%，普通锚固段承担荷载176 kN，占比为47.18%，挤扩双盘段承担荷载较普通锚固段大。进一步分析各荷载-位移曲线变化趋势可知，加载过程中，挤扩双盘段承担的荷载较普通锚固段大。位移超过32 mm后，总承载力荷载-位移曲线曲率变缓，荷载增长幅度减小，这表明锚杆由压密阶段进入剪切张拉阶段；位移达到50 mm后，各荷载-位移曲线曲率变化趋于稳定，表锚杆由剪切张拉阶段进入极限破坏阶段。进入极限破坏阶段后，普通锚固段荷载-位移曲线趋于稳定，总承载力、挤扩双盘段荷载-位移曲线呈非线性增长趋势。分析其原因，进入极限破坏阶段后，普通锚固段极限侧阻力发挥至极限，锚杆总承载力增量由挤扩双盘段提供。
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| 图 11 挤扩双盘锚杆拉拔过程中荷载-位移曲线 Fig. 11 Load-displacement curves of anchor rod of expanded double-plate during pull-out |
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挤扩双盘锚杆挤扩盘周围岩土体在不同荷载阶段下的竖向应力云图如图 12所示。
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| 图 12 挤扩双盘锚杆锚周土竖向应力云图(单位：Pa) Fig. 12 Vertical stress nephograms of soil around anchor rod of expanded double-plate (unit: Pa) |
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由图 12可见，在压密阶段、剪切张拉阶段和破坏阶段，挤扩双盘锚杆的2个挤扩盘周围岩土体应力变化趋势保持一致。这表明挤扩双盘锚杆在数值拉拔试验中两个挤扩盘同时受力。此外，随着拉拔力的增加，2个挤扩盘均表现出上承载面岩土体的挤压效应及下承载面的应力松弛现象，且较挤扩单盘锚杆更加显著。
(4) 普通锚杆与挤扩锚杆承载特性对比
数值计算中，普通锚杆极限抗拔承载力为176 kN，挤扩单盘锚杆极限抗拔承载力为287 kN，挤扩双盘锚杆极限抗拔承载力为373 kN。数值计算各锚杆极限抗拔承载力柱状图如图 13所示。由图可见，挤扩单盘锚杆和挤扩双盘锚杆的极限抗拔承载力较普通锚杆大。就量值而言，单盘锚杆极限抗拔承载力为普通锚杆的1.63倍，双盘锚杆极限抗拔承载力为普通锚杆的2.12倍。这进一步证明挤扩单盘锚杆和挤扩双盘锚杆较普通锚杆具有更好的承载性能，可有效提高软弱地层中的锚固力。另一方面，普通锚杆岩土接触面主要表现为剪切作用，当拉拔荷载较小时，接触面剪应力最大值出现在锚固段顶端，沿锚杆向里端呈减小趋势。随着拉拔荷载的增大，接触面剪应力最大值出现在锚固段中部，呈中间大，两端小的分布状态。挤扩锚杆由于挤扩支盘的存在，在拉拔荷载作用下，随拉拔力的增加，支盘上承载面压应力增大，下承载面及相邻岩土体则出现应力松弛。究其原因，普通锚杆为等截面锚杆，拉拔荷载作用下锚杆周围土体仅表现为摩擦剪切作用；挤扩锚杆因挤扩体的存在，在拉拔荷载作用下，锚杆周围土体不仅表现出等截面段的摩擦剪切作用，还表现出挤扩盘周围的挤压作用。
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| 图 13 数值计算各锚杆极限抗拔承载力柱状图 Fig. 13 Bar chart of numerical calculated ultimate uplift bearing capacity of each anchor rod |
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4 结论
本研究阐述了挤扩锚杆的性能特点与施工工艺，并以普通锚杆、挤扩单盘锚杆和挤扩双盘锚杆为研究对象，采用现场试验和数值计算研究了其力学特性和周围岩土体变形特征。
(1) 现场试验单盘锚杆极限承载力为普通锚杆的1.89倍；数值计算单盘锚杆极限承载力为普通锚杆的1.63倍，双盘锚杆极限承载力为普通锚杆2.12倍。挤扩锚杆具有良好的承载能力，可有效提高在软弱地层中的锚固力。
(2) 挤扩单盘锚杆在抗拔承载初期，挤扩盘承担荷载较普通锚固段多，后期普通锚固段承担的荷载较挤扩盘多；挤扩双盘锚杆在抗拔承载初期和后期，挤扩盘段承担荷载均较普通锚固段多。
(3) 挤扩锚杆在拉拔荷载作用下，随拉拔力的增加，支盘上承载面压应力增大，挤压作用较为明显，下承载面及相邻岩土体则出现应力松弛现象。
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