不同錨具錨固效果及最佳限位距離研究

彭傳陽，陳 強，方宗平，汪 波，陳 粟

(1.西南交通大學地球科學與環境工程學院，四川 成都 611756；2.四川交達預應力工程檢測科技有限公司，四川 成都 610000；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)

0 引言

預應力錨索作為一種主動支護手段，能夠有效提高巖土體穩定性和強度，改變巖土體內部自身應力狀態，因此被廣泛應用于邊坡、基坑等工程中。然而，在我國地下工程中預應力錨索的發展卻極不平衡。礦業領域較早地引入預應力錨索支護且應用十分成熟[1-3]，而在鐵路、公路以及引水隧道等領域發展及應用相對較晚。預應力錨索在礦業領域成功應用后，近年來，部分學者受到這種及時主動支護理念的啟示，嘗試將其應用于其他地下工程并取得一定成效，例如蒼嶺隧道[4]、蘭渝鐵路新城子隧道[5]、京張高鐵八達嶺長城站[6]等。

對于深埋軟巖大變形的公路隧道而言，目前主要還是采用傳統及時強支護的措施，然而隨著建設需要和技術進步，這種及時強支護難以滿足所有工程[7]。基于此，渭(源)武(都)高速公路木寨嶺隧道采用預應力錨固支護，顯著減少了圍巖變形穩定時間與圍巖變形潛勢[8-9]。錨固效果是指巖土體在受到錨桿(索)作用后，內部應力得到改變，使得其整體性和強度提高，在這過程中錨桿(索)錨固體系所發揮的作用及其效果。在預應力錨固支護構件中，錨具處于十分重要的位置，它影響著預應力的傳遞和損失，而預應力值大小又影響著錨固效果。然而，國內外學者對錨具的研究較少，且基本從改變錨具結構尺寸參數、材料等方面研究錨具的力學性能、承載能力等。例如：Nanni等[10]針對夾片和錨索之間的摩擦及剪切力，對傳統錨具提出改進措施；Al-Mayah等[11]通過試驗研究預緊力和各接觸面摩擦因數對夾片式錨具的影響，從而提出對傳統夾片式錨具的改進；Shaheen[12]從改變錨具材料角度出發，在錨具的混凝土中加入碳纖維增強活性粉末，增強了錨具的抗裂性能；趙通等[13]通過有限元分析得出，錨具的錐角取值在6.5°～7.5°時，錨具的力學性能較好；劉建月等[14]通過有限元分析得出錨環錐角為6.5°～6.8°時能明顯提高錨具的承載能力；許良昊等[15]通過有限元模型和室內試驗獲得了CFRP錨具最佳錨固性能的結構參數；周建林等[16]建立了多孔錨具參數化非線性有限元模型，得到錐角在6.0°～7.5°時，錨環應力變化不大；周明華[17]通過大量的調查和試驗，得出錨具和鋼絞線共同影響著錨具的錨固性能。

由于預應力錨索支護在我國公路隧道領域處于初步應用階段，目前還沒有針對公路隧道的專用預應力錨固構件，施工現場均采用礦用錨具，而常用的礦用錨具在錨環錐角、夾片錐角、錨具長度以及材料等方面存在差異，不同錨具會呈現出不同的錨固效果。當采用限位張拉時，不同錨具所搭配使用的最佳限位距離也有所差別，若限位距離和錨具匹配性較差，則會導致錨索預應力損失過大或錨具滑脫[18-19]。因此，在選擇合適的錨具后，還應當確定與之匹配的最佳限位距離[20]。本文通過室內試驗探究3種常見礦用錨具的錨固效果及對應的最佳限位距離，以木寨嶺公路隧道為依托進行現場試驗，驗證室內試驗得到的最佳限位距離。

1 錨具受力原理及結構分析

1.1 夾片錨具受力原理

通常礦用錨具采用三片式夾片錨具，將錨具簡化進行受力分析，如圖1所示。根據錨具結構可知，錨具受力符合楔塊原理，即夾片越往內徑小的錨環方向受力，兩者之間的夾持力越大，錨具越緊。

圖1 錨具受力簡化圖

假設夾片與錨環的錐角均為θ，夾片與錨環之間的總壓應力反力為f1、摩擦角為α，夾片與錨索之間夾持力為f2、摩擦角為β，則有：

f1h=f1cos(θ+α)。

(1)

f1v=f1sin(θ+α)。

(2)

式(1)—(2)中：f1h為f1水平分力；f1v為f1豎向分力。

對于夾片整體受力而言，水平方向應力大小相同，則有：

f1h=f2。

(3)

為了使夾片跟預應力錨索之間不產生相對滑動，那么必須滿足f1v≤f2tanβ，即

θ+α≤β。

(4)

根據以上推導可知，錐角θ、夾片與錨環之間的摩擦角α兩者之和應該在一定范圍內小于夾片與錨索之間的摩擦角β。同時由于錨具尺寸不同，導致錐角θ不同，則錨具的受力情況也不同。那么，預應力錨索張拉過程中應力傳遞也會有所區別，即不同錨具在張拉過程中的錨固效果及預應力損失情況均不同。

1.2 不同類型錨具

從上述分析可知，錨具結構不同會導致錨具受力出現差異，因此，選取煤礦系統中常用的3種錨具(A型錨具，型號為MEF130621；B型錨具，型號為KM22；C型錨具，型號為KM22-1(1860))對3類錨具結構尺寸進行測量，具體尺寸見表1，結構示意見圖2。

表1 3類錨具具體尺寸

(a)A型 (b)B型 (c)C型

對錨具尺寸進行測量，經過計算得到錨環和夾片的實際錐角如下：A型錨具錨環錐角為5.2°，夾片錐角為6.0°；B型錨具錨環錐角為6.0°，夾片錐角為5.9°；C型錨具錨環錐角為6.1°，夾片錐角為5.0°。可以看出，錨環和夾片之間的錐角差B型錨具最小，為0.1°；其次是A型錨具，錐角差為0.8°；C型錨具錐角差最大，為1.1°。

根據夾片錨具受力原理設定的錨環錐角與夾片錐角相等條件可知，當兩錐角相等時，夾片與錨環完全貼合；而當兩錐角不等時，夾片與錨環之間不能完全貼合，導致接觸面變小，且隨著兩錐角差越大出現接觸面積越小的情況。當接觸面積和接觸位置發生改變后，夾片受力也會隨之發生變化，從而影響錨具回縮和預應力損失。可以看出，B型錨具夾片及錨環之間的錐角差最小、結構最佳。

2 室內試驗

錨索在實際應用過程中的錨固效果及預應力損失受巖土體性質、地下水情況、張拉工藝、錨固段長度以及錨索與錨固劑的握裹力等因素影響，現場變量較多、機制復雜。因此，通過室內試驗探究不同錨具的錨固效果及其最佳限位距離。室內試驗在3 m錨索靜載試驗臺座上進行，利用空心千斤頂進行錨索張拉。

2.1 張拉工藝

室內試驗采用限位、分級張拉的方式對錨索施加荷載，限位張拉即在千斤頂和錨具之間安裝帶有限位距離的限位板進行張拉。此次室內試驗設計限位距離為5、7.5、9、10、13、15、18 mm的對照試驗，不同限位距離限位板見圖3。分級張拉則是在荷載施加過程中以50 kN為梯度，依次逐級張拉至設計張拉控制值200 kN，每一級張拉完成后持荷30 s再張拉至下一級荷載，最后張拉至200 kN并持荷60 s后，千斤頂再緩慢勻速進行卸荷回油，整個卸荷過程的時間約30 s。各級荷載設計值及持荷時間為50 kN-持荷30 s、100 kN-持荷30 s、150 kN-持荷30 s、200 kN-持荷60 s。

圖3 不同限位距離限位板

2.2 試驗步驟

1)設備及儀器的安裝。以A型錨具、5 mm限位板為例，張拉端各部件連接依次為空心千斤頂—5 mm限位板—A型錨具—墊板—振弦式壓力傳感器—墊板。各儀器具體連接見圖4。

圖4 錨索張拉端結構連接圖

2)量測張拉前夾片外露距離。安裝完畢后，在錨索張拉前，利用游標卡尺對夾片外露長度進行量測，讀取3次量測數據，取平均值。

3)分級持荷張拉。按照前述的分級持荷張拉方式對錨索進行張拉，同時記錄PT-20S錨下預應力檢測系統顯示的張拉力值與振弦式壓力傳感器顯示力值。

4)量測張拉后夾片外露距離。張拉完成后，再次利用游標卡尺對夾片外露長度進行量測，讀取3次量測數據，取平均值。

5)該組試驗完成后，更換全新A型錨具和另一限位距離的限位板。

試驗組命名及順序：A型錨具搭配5.0 mm限位板為A1，7.5 mm限位板為A2，9.0 mm的限位板為A3，10.0 mm限位板為A4，13.0 mm限位板為A5，15.0 mm限位板為A6，18.0 mm限位板為A7。B、C型錨具命名同A型錨具，試驗順序以A、B、C及試驗組序號大小的方式依次進行。

2.3 預應力損失計算

采用四川交達公司研發的PT-20S錨下預應力檢測系統(簡稱PT-20S系統)對錨索進行張拉，張拉設備見圖5(a)；張拉控制力讀數通過PT-20S系統顯示，錨具后有效預應力值通過振弦式壓力傳感器顯示，見圖5(b)。記錄鎖定前PT-20S系統顯示的最大張拉控制力為F1、振弦式壓力傳感器顯示的錨下有效預應力為F2，計算得到預應力損失率k=(F1-F2)/F1。

(a)PT-20S系統

3 室內試驗數據分析

3.1 不同錨具分析

通過室內試驗探究A、B、C 3類錨具分別在限位距離為5.0、7.5、9.0、10.0、13.0、15.0、18.0 mm下的預應力損失情況。圖6示出3類錨具在設計最大張拉控制力200 kN的情況下，預應力損失率與限位距離的關系。

圖6 不同錨具室內預應力損失情況

根據圖6數據趨勢可以看出，A、B、C 3類錨具的預應力損失均存在隨限位距離增大而減小的趨勢；并且在相同限位距離下，B型錨具的預應力損失率最小，當限位距離小于13 mm時更明顯。此外，從預應力損失率與限位距離曲線可以看出，預應力損失率變化基本存在3個階段：

1)慢速下降階段。當限位距離低于某值，記為拐點x1，預應力損失隨著限位距離的增大而緩慢下降。可以看出，A型錨具在限位距離為7.5 mm、C型錨具在限位距離為9.0 mm時均呈現出這樣的趨勢，因此可知B型錨具的拐點x1對應的限位距離應該小于5 mm。

2)快速下降階段。當限位距離大于拐點x1后，預應力損失隨著限位距離的增加而急劇下降。

3)穩定損失階段。當限位距離大于某值，記為拐點x2，預應力損失率基本穩定，無明顯變化。A、C型錨具的拐點x2均在13.0 mm附近，B型錨具的拐點x2在10.0 mm附近。

通過上述3個階段可以看出，當限位距離大于拐點x2后預應力損失基本穩定，因此，可認為拐點x2即為錨具的理論最佳限位距離。

3.2 不同限位距離分析

3.2.1 錨具回縮長度

通過測量錨索張拉前后對夾片外露距離，得到A、B、C 3類錨具在不同限位距離下的回縮長度，具體數據見表2—4。

表2 A型錨具回縮長度

表3 B型錨具回縮長度

表4 C型錨具回縮長度

由表2—4可知，A型錨具張拉前夾片平均外露長度為12.3 mm，B型錨具張拉前夾片平均外露長度為10 mm，C型錨具張拉前夾片平均外露長度為13.3 mm，錨具張拉前夾片平均外露長度跟前述理論最佳限位距離相近。同時，錨具回縮長度隨限位距離的增加有降低的趨勢，總體呈負相關，表明在相同的張拉力值下，當限位距離較小時，夾片進入錨環的深度較大，說明在張拉過程中夾片向著錨環內側發生相對滑移。從錨具平均回縮長度可以看出，B型錨具的平均回縮長度低于A型和C型，即再張拉過程中B型錨具夾片和錨環之間的相對位移小于A型和C型。

3.2.2 錨具刮傷情況

每次張拉結束后檢查錨具夾片和錨索的情況。圖7示出A型錨具在5.0、9.0、13.0 mm的限位距離下，張拉后夾片及錨索刮傷情況。

由圖7可以看出，A型錨具夾片和錨索的刮傷程度隨著限位距離的增加而減輕。當限位距離為5.0 mm時，夾片和錨索均受到嚴重的劃傷，鋼絞線上的刮痕明顯且光滑，無齒印，鋼絞線間可見刮傷后殘余的鐵粉；當限位距離為9.0 mm時，夾片和錨索也出現了較為嚴重的刮傷，但是其嚴重程度小于5.0 mm，錨索上可見夾片咬緊后的齒印；當限位距離為13.0 mm時，錨索上可見明顯的齒印，未見刮絲且夾片基本沒有變化。結合A型錨具回縮距離和預應力損失情況可以得知，當限位距離較小時，夾片對錨索的夾持力過大，而夾片向著錨環方向發生相對移動，夾片內部齒牙在移動過程中與錨索發生摩擦，使得錨索損傷，形成刮痕、出現刮絲，錨索預應力一部分用于克服兩者之間的摩擦，導致損失過大。然而，隨著限位距離的增加，限位板可直接和錨環接觸，夾片和錨索之間的夾持力降低，兩者之間的相對移動現象減緩，摩擦減小，于是錨索在張拉過程中的預應力損失降低。

通過上述現象和分析可知，限位距離越小，夾片和錨索的刮傷情況越嚴重，預應力損失越大。然而，限位距離并非越大越好，限位距離如果過大則會導致限位板和錨環之間存在一定孔隙，在張拉過程中限位板直接跟錨環接觸，夾片未能被限位板抵住，錨環受力后容易發生錨具滑脫現象，同時限位距離過大也會導致錨索的回縮損失增加。從錨具的理論最佳限位距離可以得知，其預應力損失較小，且隨著限位距離的增加預應力損失基本不發生明顯改變。錨索張拉前夾片平均外露長度跟理論最佳限位距離相近，因此，為了便于快速施工，可通過測量張拉前錨具夾片外露長度確定實際最佳限位距離。根據上述分析，若限位距離大于夾片外露長度則有可能導致錨具滑脫，因此錨具的實際最佳限位距離應小于張拉前夾片外露長度和理論最佳限位距離。

綜上所述，從錨具結構、相同限位距離預應力損失情況和錨具張拉前后的回縮長度綜合分析可知，在相同的條件下，B型錨具的錨固效果優于A型和C型。此外，根據室內試驗確定了3類錨具的實際最佳限位距離，其中A型錨具為12.0 mm，B型錨具為10.0 mm，C型錨具為13.0 mm。

4 限位距離現場試驗及分析

通過室內試驗可知，在A、B、C 3類錨具中B型錨具的錨固效果最佳，因此，將B型錨具用在木寨嶺公路隧道進行現場試驗，同時利用限位距離為9.0、10.0、11.0、13.0 mm的限位板進行限位張拉，驗證室內試驗中得到的B型錨具最佳限位距離10.0 mm。

4.1 現場試驗方案

木寨嶺隧道采用三臺階開挖法進行施工，一個開挖循環面布置19根錨索，其中，上臺階11根錨索，中臺階6根錨索，下臺階2根錨索。為了盡量避免巖體性質、地下水情況、錨索位置等變量的影響，將4組不同限位距離的限位板布置于間距為1.2 m的2個相鄰循環面，其中9.0、11.0 mm位于1#循環面，10.0、13.0 mm位于2#循環面，每組循環面的限位板交叉布置，具體布置情況見圖8。

(a)1#循環面

通過現場調查可知，1#和2#循環面的巖體均為砂巖，節理裂隙均不發育，巖層產狀、地下水情況基本一致，2個循環面的地質情況相同。現場試驗情況見圖9。錨索安裝及施工情況如下。

圖9 現場試驗情況

1)結構組成。樹脂錨固劑+21.80 mm錨索+W型鋼帶+300 mm×300 mm×15.50 mm墊板+礦用錨具。錨索結構見圖10。

圖10 錨索結構

2)錨索長度。錨索全長為5.0 m，其中自由段長3.5 m，錨固段長1.5 m。

3)設計張拉控制力為200 kN。

4)施工工序：鉆孔—安裝(攪拌)錨固劑—安裝錨索、墊板、錨具—限位張拉—鎖定。

4.2 試驗結果分析

通過現場試驗記錄錨索鎖定前最大張拉控制力及檢測鎖定后有效錨下預應力，采用室內試驗相同的計算公式得到錨索預應力損失率，經過整理得到如圖11所示的結果。

圖11 不同限位距離現場損失情況

從圖11可以看出，當限位距離大于等于10 mm時，平均預應力損失率出現了明顯降低。10 mm限位距離的平均預應力損失率略高于11 mm和13 mm，是因為在限位距離為10 mm的錨索數據中有1根錨索出現了較大的損失，進而拉高了平均損失率。對比其他數據可發現，當限位距離大于等于10 mm后，預應力損失率基本保持穩定。然而，從現場試驗得到的預應力損失數據可知，現場試驗錨索預應力損失率明顯高于室內試驗，其原因受到多方面因素的影響：首先，由于現場試驗環境相對室內試驗而言更加復雜，錨索在張拉、鎖定過程中受地質情況、孔道摩阻、施工操作等因素的影響，使得預應力損失增加；其次，由于室內試驗中為了研究限位距離對預應力的影響而控制單一變量，沒有考慮錨固段的影響，現場試驗中雖然設計錨固段的長度均相同，在理論上對預應力損失的影響是相同的，但是錨索的實際錨固段長度卻有所不同，并且在不同環境下錨索和樹脂錨固劑的握裹力不同，因此現場試驗中預應力損失率高可能跟實際錨固段的作用有關。從室內試驗和現場試驗得到的結果均可以看出，錨索預應力損失率與限位距離存在關系，當限位距離小于最佳限位距離時，預應力損失隨限位距離的增加呈現出下降的趨勢，當限位距離大于最佳限位距離時，預應力損失基本穩定。通過現場試驗得到的結論可知，室內試驗得到B型錨具最佳限位距離為10 mm的方法可行、結論準確。

5 結論與討論

本文通過理論分析、室內試驗的方法，探究了3類常用錨具的錨固效果及與之對應的最佳限位距離，以現場試驗驗證了確定最佳限位距離方法和結論的可行性和準確性，主要得到以下結論：

1)預應力損失率隨限位距離的增加存在慢速下降、快速下降和穩定損失3個階段，在快速下降和穩定損失階段存在拐點x2，并認為該點即為錨具的理論最佳限位距離。

2)從錨具結構、相同限位距離預應力損失情況和錨具張拉前后的回縮長度綜合分析可知，在相同的條件下，B型錨具的錨固效果優于A型和C型。

3)錨具的實際最佳限位距離應低于理論最佳限位距離和錨索張拉前夾片平均外露長度，則最佳限位距離A型錨具為12.0 mm，B型錨具為10.0 mm，C型錨具為13.0 mm。

4)通過現場試驗驗證了室內試驗得到B型錨具最佳限位距離為10.0 mm的方法可行、結論準確。

5)需要指出的是，在本文研究中隨著限位距離的增加預應力損失降低、錨具回縮距離減小的結論，跟實際生產應用中的結論趨勢相反。本文所研究的小尺寸限位距離在工程應用中基本不考慮，屬于特殊尺寸，此外，實際生產中基本不考慮夾片和錨索之間的摩擦而導致的預應力損失，隨著限位距離的增加錨索的回縮損失也會增加，錨索預應力損失變大。

本文僅是研究現有常用的礦用錨具的實際錨固效果，選擇相同條件下最佳的錨具應用于公路隧道中，然而實際公路隧道配套使用的錨固構件是否需要進行改進還有待進一步探索。同時，由于預應力錨索在公路隧道中處于初期應用階段，因此許多研究尚未開展，理論明顯落后于實踐，包括本文中沒有對錨固段進行研究，以及現場預應力損失較大的問題、錨固系統的力學機制等，都需要進行綜合而系統的研究。