随着城市空间的进一步扩大, 地下空间也得到了快速发展, 在沿海地区, 由于地下水位较高^[1], 结构载荷不足以抵抗地下水浮力, 通常引入抗浮锚杆来增加对地下水浮力的抵抗力。工程运用中, 抗浮锚杆的地层适应性良好, 具有单点受力、布置灵活、便于施工、良好的协调性、工期短、造价低廉等优点^[2]。在不同地区使用抗浮锚杆时需要预先选取相关地层的参考数据, 才能最大限度地利用锚杆, 也能有效节约成本、缩短工期。因此, 研究不同岩层中锚杆的主要技术参数是很有必要的。

　　 近年来, 国内外关于锚杆的经济技术可行性、承载特性、粘结性能和破坏机理等方面的研究成果已取得较大进展^[3]。张明义等^[4]研究了抗浮锚杆的极限抗拔力在中风化花岗岩中的设计强度, 然而在中风化砂页岩中还没有相关研究。因而本文在辽宁阜新玉龙时代广场抗浮锚杆工程的基础上, 研究中风化砂页岩中抗浮锚杆的相关技术参数, 得出中风化砂页岩中锚杆极限抗拔力和有效锚固长度, 为在中风化地层结构中的锚固工程的设计和施工提供依据和保证^[5]。

　　 辽宁省阜新玉龙时代广场地块北临龙湖路。场地地层为第四纪地层, 从上到下依次为杂填土、粉土含细砂、中粗砂、砾砂、中粗砂、强风化砂页岩、中风化砂页岩。试验锚杆全位于中风化砂页岩, 中风化砂页岩弹性模量为4.0GPa, 厚度为0.3～10.4m, 岩石饱和单轴抗压强度为40MPa, 主要为构造节理, 节理呈微张面, 贯通性好, 岩体完整程度低。

　　 本次试验采用在6根28mmⅢ级螺旋状冷拉钢筋抗浮锚杆表面粘贴应变片和全螺纹分布式裸光纤传感器的方式^[6], 分别对这6根抗浮锚杆进行现场拉拔试验, 研究锚杆位于不同深度时锚杆承载力特征和锚杆的破坏机制, 并将数据进行比较分析。由于目前《建筑锚杆工程技术规范》 (GB 50330—2013) 附录C.2对锚杆孔径取值没有明确规定, 基于抗浮锚杆孔径的相关研究成果^[7,8], 其孔径取值为110～150mm, 并结合实际情况, 抗浮锚杆孔径取120 mm。其中1#～3#锚杆锚入中风化砂页岩5m;4#～6#锚杆锚入中风化砂页岩7m, 采用M30砂浆对锚孔进行普通灌浆。试验测试系统装置如图1所示, 加载原理如下:利用加压系统对H型截面钢制墩进行气体加压, 使得横梁向上移动拉拔锚杆;初始荷载从0起始加载, 以50kN为荷载级别继续加载, 直到锚杆达到屈服时停止加载。试验现场照片见图2。

　　 1#～6#锚杆均出现锚头向上移动, 锚固体端部破坏的情况, 锚固体端部破坏范围是指从锚固体与锚杆的接触部位开始到锚固体裂纹消失为止处的垂直深度 (图1) , 1#～6#锚杆破坏时的最大加载荷载均为350kN。1#～6#锚杆的荷载-位移曲线见图3。

　　 从图3可以看出, 锚杆的位移随着荷载的增加而增加。当荷载较小时, 锚杆的荷载-位移曲线总体上呈线性变化, 当荷载逐渐增大时, 锚杆的荷载-位移曲线呈非线性变化, 且表现出荷载越大锚杆的位移增长速率也越大的规律。宋二祥等^[9]的研究指出, 可将每根抗浮锚杆荷载-位移曲线斜率绝对值变化最大的拐点所对应的荷载值作为此抗浮锚杆的极限抗拔力。参照此结论, 统计得出1#～6#锚杆的极限抗拔力及最大位移, 见表1。

　　 由表1可见, 1#～3#锚杆极限抗拔力平均值为256.4kN, 最大位移平均值为2.37mm;从图3可看出, 1#～3#锚杆在荷载250kN以下时, 其荷载-位移曲线呈线性, 3根锚杆荷载-位移曲线表现出十分相近的斜率, 此阶段抗浮锚杆处于弹性受力范围;在荷载250～268kN阶段时, 锚杆位移增长速率慢慢增大, 锚杆开始进入塑性变形阶段, 由于各锚杆极限抗拔力均位于250～268kN阶段内, 故锚杆在荷载250～268kN阶段的荷载-位移曲线相对荷载250kN以下的荷载-位移曲线有显著转折和波动, 表明此阶段锚杆逐渐进入塑性变形阶段;当荷载大于270kN时, 锚杆位移有显著增大, 表明锚杆完全进入塑性变形阶段。4#～6#锚杆极限抗拔力平均值达到313.1kN, 最大位移平均值为2.93mm, 锚杆在荷载308kN以下、荷载308～316k N阶段及荷载316kN以上这3个阶段的位移随荷载变化规律与1#～3#锚杆的规律相同。在同一地层结构条件下, 通过对比1#～3#锚杆与4#～6#锚杆的极限抗拔力平均值可知, 抗浮锚杆锚固长度增加可以显著提高锚杆极限抗拔力, 但随着锚杆锚固长度增加, 最大位移增加不显著, 即锚固长度与锚杆的极限抗拔力有关, 锚固长度越长, 极限抗拔力越大, 而锚固长度与锚杆的最大位移基本无关。

　　 在感应系统中读出处于不同测试深度位置处的应变片数值, 即得出锚杆不同测试深度的应变值ε (每施加同一级别荷载时分别取5个不同测试深度的应变值) , 进而由下式推出锚杆在不同测试深度的轴力:

　　 式中:A为锚杆杆体横截面面积;E为锚杆钢筋弹性模量。

　　 不同荷载下, 6根锚杆轴力与不同测试深度的关系曲线见图4。从图4可看出, 1#～6#锚杆轴力分布基本相同, 随锚杆测试深度的增加, 锚杆轴力逐渐减小。从图4 (a) ～ (c) 可看出, 1#～3#锚杆在荷载低于270kN时, 锚杆轴力大体分布于测试深度3.6m以内;当荷载超过270kN时, 锚杆轴力随着荷载逐渐增大逐步向下移动。综上可知, 在荷载低于270kN时, 锚杆轴力主要在测试深度3.6m以内分布, 并随荷载增大而增大, 而在测试深度3.6m以下深度范围内增大幅度相对较小;当荷载大于270kN时, 在测试深度3.6m范围内, 轴力随荷载增大而增大的速度比在测试深度3.6m以下深度范围内的相应速度明显减小, 且在测试深度3.6m以下范围, 轴力的增大速率越来越大, 说明锚杆受拉时轴力不是均匀分布, 而是随荷载增大逐渐向下移动。从图4 (d) ～ (f) 中也可得出与4图 (a) ～ (c) 相同规律。原因如下:在给锚杆施加荷载时, 首先由杆体上部受力, 杆体上部变形较大导致其与砂浆的粘结力破坏而失效, 使得荷载沿杆体向下移动, 而270kN可近似视为锚杆与砂浆的粘结破坏强度。从图4可看出, 在达到锚杆与砂浆的粘结破坏强度之前, 随着荷载逐步增大, 锚杆轴力逐步向下移动, 锚杆锚固长度越大, 锚杆轴力向下移动的速率越大, 相反锚杆锚固长度越短, 锚杆轴力向下移动的速率越小。对比图4 (a) ～ (c) 和图4 (d) ～ (f) 可见, 1#～3#锚杆与4#～6#锚杆的杆体与砂浆的粘结破坏强度并没有太大变化, 均维持在270kN左右, 说明锚杆锚固长度对粘结破坏强度没有太大影响, 只能影响锚杆轴力的移动速率。

　　 在外部荷载作用下, 相邻两根锚杆与锚固体之间的剪应力可由相邻两根锚杆的轴向拉力之差推算出, 锚杆第i点剪应力τ_i的计算公式^[14]为:

　　 式中:N_i, N_i+1分别为锚杆在第i, i+1点的轴力;d为锚杆直径;Δl为两个锚点之间的水平距离。

　　 6根锚杆的剪应力与测试深度的关系曲线如图5所示。试验分析表明, 6根锚杆的剪应力分布同样不均匀, 随着荷载逐渐增大, 剪应力的分布逐渐向下移动, 当荷载较小时, 剪应力大都分布于锚杆上半部分。从图5 (a) ～ (c) 可看出, 当锚杆在弹性范围内 (荷载330kN以下) 时, 随着荷载的增大, 剪应力只在测试深度3.6m范围内增大;当荷载达到330kN时, 剪应力开始传至测试深度3.6m以下, 此时杆体与锚固体的粘结力开始发挥作用。从图5 (d) ～ (f) 可看出, 当锚杆在弹性范围内 (荷载270kN以下) 时, 随着荷载的增大, 剪应力只在测试深度3.6m范围内增大;当荷载达到270kN时, 剪应力开始移动至测试深度3.6m以下, 此时杆体与锚固体的粘结力开始发挥作用。这进一步说明, 锚杆锚固长度确实对极限抗拔力有一定影响。

　　 综上所述, 仅仅靠增加锚杆锚固长度来提高抗浮效果不是最有效的方法, 较大的位移也会导致锚杆稳定性降低, 使得锚杆的单位锚固力下降。此项目中, 中风化砂页岩中抗浮锚杆极限抗拔力取270～330kN, 有效锚固长度约3.6m, 建议实际锚固长度取为4.5m, 锚杆可使用的有效长度约4.5～5.0m。

　　 (1) 锚杆的锚固长度与锚杆极限抗拔力有关, 锚固长度越长极限抗拔力越大;而锚固长度与锚杆的最大位移基本无关。

　　 (2) 锚杆受拉时轴力不是均匀分布, 而是随荷载的增大逐渐向下移动。锚杆锚固长度越大, 锚杆轴力向下移动的速率越大, 锚杆锚固长度越短, 锚杆轴力向下移动的速率越小。

　　 (3) 锚杆的剪应力分布同样不均匀, 随着荷载逐渐增大, 剪应力的分布逐渐向下移动, 当荷载较小时, 剪应力大都分布于锚杆上半部分。

　　 (4) 锚杆的有效锚固长度与锚杆的锚固长度并无太大关系, 盲目增加锚杆锚固长度并不能无限提高抗浮效果。

　　 (5) 本工程中风化砂页岩中的抗浮锚杆的极限抗拔力为270～330kN, 锚杆的有效锚固长度约为3.6m, 建议实际锚固长度取4.5m。