2. 山东旭瑞环境岩土工程勘察设计有限公司, 山东 青岛 266100;
3. 上海勘察设计研究院(集团)有限公司青岛分公司, 山东 青岛 266100;
4. 青岛理工大学土木工程学院, 山东 青岛 266033
2. Shandong Xurui Environmental Geotechnical Engineering Investigation and Design Co. Ltd., Qingdao 266100, Shandong, China;
3. Qingdao Branch, SGIDI Engineering Consulting(Group) Co. Ltd., Qingdao 266100, Shandong, China;
4. School of Civil Engineering, Qingdao University of Technology, Qingdao 266033, Shandong, China
0 引言
预应力锚固技术广泛应用于边坡与深基坑等岩土工程中，其可充分调用岩土体能量，调用岩土的自身强度和自承能力，确保施工安全[1-2]。
国内锚固工程中的基本黏结材料(锚固剂)多为普通水泥砂浆。首先，水泥砂浆的硬化速度较慢，早期强度增长耗时长，一般需要在注浆14~28 d后方可施加预应力，在一定程度上影响工程施工进度而加大经济成本。其次，由于水泥砂浆的抗拉性能较差，注浆体在张拉荷载作用下易产生裂缝，从而导致钢绞线锈蚀，预应力锚索的耐久性受到较大影响[3-5]。因此，如何实现锚固剂速凝、早强，已引起工程界的普遍关注[6]。
对此，已有学者对快速锚固材料应用进行了研究。如树脂锚固剂具有凝结硬化速度快、强度增长速度快、强度高等特点，可应用于矿井生产中[7-9]；药卷式高早强锚固剂具有微膨胀作用，遇水后即达到速凝、早强、减水、膨胀、高强度[10-11]，专用于各类地下工程、抢险工程中锚杆支护、基础加固、预应力张拉锚杆及锚索[12]。虽然树脂锚固剂、药卷式高早强锚固剂具有快凝早强的特性，但由于这些材料单价偏高，成本大，严重影响到快速锚固技术的推广应用。
针对上述问题，前人通过大量试验，研发了一种价格亲民、快凝、早强的锚固剂，即高强快速锚固剂[13]，称之为FAST-1新型高强快速锚固剂。本文通过室内试验和现场试验相结合的方式，研究FAST-1新型高强快速锚固剂钢筋-浆液-岩体三者的黏结性能，选用拟合效果较好的连续曲线模型求取相对滑移，并通过多种方法求得锚固长度的临界值，以期给出施工建议。
1 试验概况 1.1 实验材料FAST-1新型高强快速锚固剂采用多种天然矿物材料按照一定比例混配，经过活化与超细碾磨制成。原材料包括主料和辅料，主料的原料组成质量分数分别为硫铝酸盐水泥30%~50%、早强型硅酸盐水泥15%~25%、细砂25%~35%、硫酸钙3%~7%、碳酸钙3%~7%；辅料的原料组成及相对主料的质量分数分别为氧化镁0.7%~1.3%、硅微粉0.7%~1.3%、萘系减水剂粉剂0.7%~1.3%、硼酸0.07%~0.13%，以上配比可根据工程需要调整，FAST-1新型高强快速锚固剂具有凝结时间可控、早期强度高、微膨胀、抗冻、抗渗、低碱度和耐腐蚀等基本特性。
FAST-1新型高强快速锚固剂中的活性SiO2质量分数较高，可与Ca(OH)2发生化学反应生成水化硅酸钙(CaO·SiO2·nH2O)，其方程式为
(1) CaO·SiO2·nH2O是无定型结晶水化物，具有较高的塑性强度与较大的膨胀性。
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| 图 1 新型高强快速锚固剂反应原理 Fig. 1 Reaction principle of new high strength fast anchorage agent |
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FAST-1新型高强快速锚固剂与水快速反应生成NaOH，NaOH再与活性SiO2作用生成大量硅酸钠(Na2O·nSiO2)，其方程式为
(2) 式(2)中生成的Na2O·nSiO2又与溶液中的Ca(OH)2发生反应，生成具有较高塑性强度的无定型胶凝体——CaO·SiO2·nH2O，其方程式为
(3) 生成的CaO·nSiO2·mH2O充填于地层的孔隙、裂隙、孔洞中或以胶结物存在，有利于提高浆液固结体的强度、稳定性。
1.2 试件设计与制作为了获得FAST-1新型高强快速锚固剂的施工数据，选取基坑现场粗粒花岗岩作为材料，切割成10 cm×10 cm×10 cm的试块，共12个，在试块上沿高度方向钻孔，钻孔直径为3 cm、深度为7cm。
1.3 试验材料力学性能采用直径10 mm的HRB335热轧带肋钢筋模拟锚索，通过试验得到钢筋样品的材料力学性能如表 1所示。不同水料比(0.22、0.25、0.28、0.31)的FAST-1新型高强快速锚固剂浆液制作成70.7 cm× 70.7 cm×70.7 cm试块，在养护24 h后的抗压强度测试结果见表 2。花岗岩试样的抗拉强度测试结果为25.3 MPa。
| 样品组号 | 直径/mm | 屈服强度/MPa | 屈服载荷/kN | 抗拉强度/MPa | 极限载荷/kN | 弹性模量/GPa |
| 1 | 10.1 | 437 | 110 | 610 | 155 | 200 |
| 2 | 10.8 | 442 | 118 | 600 | 149 | 200 |
| 序号 | 水料比 | 养护时间/h | 抗压强度/MPa |
| 1 | 0.22 | 24 | 22 |
| 2 | 0.25 | 24 | 28 |
| 3 | 0.28 | 24 | 31 |
| 4 | 0.31 | 24 | 36 |
样品制作时，首先在需要测量应变的位置(花岗岩试样的孔壁上、下，孔底以及钢筋中部)共布置4个BX120-3AA型应变片，并与DH3816 N采集仪相连接，用以测量拉拔过程中的微应变。应变片粘贴时，首先用镊子夹住应变片的引出线，分别在应变片的背面和测点处滴上一层胶，然后将应变片沿测试方向贴在测点处，最后垫上玻璃纸，用手指将多余的胶挤出，胶水凝固后起到对应变片的保护作用。
其次预先将钢筋居中垂直放入花岗岩试块的钻孔中，注入配制好的锚固剂浆液，预先设置4组水料比(0.22、0.25、0.28、0.31)浆液，每组3个试块，共计12个，养护24 h。
拉拔试验采用30 t电液伺服式万能试验机以200~300 N/s的加载速率进行连续加载，直至试件发生破坏为止，试验加载装置见图 2。
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| 试样a, b, c, d中，水料比分别为0.22, 0.25, 0.28, 0.31。 图 2 极限拉拔试验试样 Fig. 2 Limit drawing test sample |
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试验过程中，在钢筋的自由端设置1个位移计，取其滑移测量值为自由端滑移量。在钢筋加载端附近设置2个位移计，取其滑移测量均值为测点处滑移量，则钢筋锚固段终点的滑移量为加载端测点滑移值扣除与其之间的钢筋伸长量。拉力由万能试验机测出，并与位移计保持相同的采集频率。试验机上、下各一个夹具，上夹具固定一只吊笼，将花岗岩试块放入吊笼中，加载时，下夹具保持固定，上夹具带动吊笼向上移动。
2 试验结果及分析 2.1 破坏模式在试样的拉拔过程中，和普通钢筋混凝土类似，FAST-1新型锚固剂筋-浆-岩结构的破坏模式可以分为拔出破坏和劈裂破坏。根据试验结果：水料比为0.22时发生劈裂破坏；水料比为0.25、0.28、0.31时发生拔出破坏。钢筋拔出后，表面的磨损程度也有所区别：水料比为0.25时，在拔出过程中有较多细小砂粒和混凝土粉末掉落，且拔出后筋材表面磨损严重，筋材直径减小约1mm；而水料比为0.28、0.31时，拔出过程中只有少量混凝土粉末掉落，拔出后筋材表面磨损不太严重，只有少量划痕，且筋材直径没有减小。由实验结果可得：FAST-1锚固剂对岩石的黏结性能大于钢筋。
2.2 黏结性经过多次拉拔试验后，分析加载过程中筋-浆-岩结构不同位置的应变情况，所得结果见图 3。
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| a. 水料比0.22; b. 水料比0.25; c. 水料比0.28; d. 水料比0.31。 图 3 不同水料比条件下的拉拔应变情况 Fig. 3 Drawing strain under different water to material ratios |
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由图 3可以看出，不同水料条件下，各个位置的应变对拉拔的响应情况存在一定的差异：在水料比0.22条件下(图 3a)，钢筋与孔壁对荷载的响应同步，在加载时间9.5 s荷载7.54 kN时，钢筋开始发生应变，锚固剂的黏结力为钢筋应变的阻力，直至荷载达到13.50 kN，花岗岩试样被拉断，浆液固结体被拉出；在水料比0.25条件下(图 3b)，在加载时间50.0 s荷载10.10 kN时，钢筋开始发生应变，并在61.5 s荷载12.60 kN时钢筋收缩达到最大值，之后钢筋注浆回缩，说明此时钢筋已从浆液固结体中拉出；同理在水料比0.28、0.31的条件下(图 3c、3d)，其变化趋势与水料比0.25时变化相一致，分别在荷载11.30 kN、12.00 kN时钢筋被拉出，且钢筋的收缩量不断增加，说明其抵抗拉拔的能力逐步降低。
随着水料比的增大，新型锚固剂的对钢筋的黏结性能逐渐降低，因此在实际应用中保证水料比是锚固性能的保障。此外，增加锚索与锚固剂的接触面积是增加其锚固性能的有效方式。
2.3 黏结滑移模型由前文可知，筋-浆-岩结构在拉拔破坏过程中产生相对滑移, 这是由于钢筋和锚固体的变形差引起的。钢筋与混凝土的黏结滑移模型对设计、推广和应用筋-浆-岩结构具有重要的指导意义，参考国内外提出的相关模型，本文选用连续曲线模型[14]进行拟合，模型公式如式(5)所示。拟合结果如图 4所示，拟合效果较好。本文选用拟合效果较好的连续曲线模型求取相对滑移：
(4) 
(5)
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| 图 4 不同位置黏结滑移曲线及拟合曲线 Fig. 4 Bonding slip curves and fitting curves at different positions |
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式中：τ(MPa)和S(mm)分别为局部黏结强度及其对应的滑移距离；τmax(MPa)和Smax(mm)分别为最大黏结强度及其对应的滑移距离; τu(MPa)和Su(mm)分别为残余黏结强度及其对应的滑移距离。
3 施工应用 3.1 新型锚固剂有效性试验选取青岛地铁6号线创石区间盾构始发竖井基坑施工作为试验场地，进行基于FAST-1新型高强快速锚固剂的锚索注浆拉拔试验。始发井所在地层分布从上到下依次为素填土、风化花岗岩，局部存在节理裂隙发育地带，见图 5。
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| 图 5 试验场地地质条件 Fig. 5 Geological conditions of the test site |
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试验锚索放置在具有代表性岩土的剖面位置，共设置2根试验锚索，位于基坑北侧，分别选定首层锚索MS1′-N1(基坑西北角)以及MS1′-N21(基坑东北角)，具体位置见图 6。锚索参数设置见表 3。
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| 图 6 试验锚索施工位置 Fig. 6 Test anchor cable construction position |
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| 钢绞线直径/mm | 角度/(°) | 钻孔直径/mm | 总长度/m | 自由段长度/m | 锚固段长度/m | 预应力锁定值/kN | 承载力设计值/kN |
| 15.2 | 18 | 150 | 18.0 | 12.0 | 6.0 | 90.0 | 149.4 |
完成试验锚索注浆24 h后进行锚索的张拉锁定。通过1~5级张拉试验，所得数据见表 4。
| 张拉级别 | 张拉荷载/kN | 油压表读数/MPa | 锚头位移理论计算值/mm | 实际锚头位移/mm |
| 初始载荷 | 27.7 | 2 | — | 9.3 |
| 1级加载 | 57.3 | 4 | 14.0 | 19.3 |
| 2级加载 | 86.8 | 6 | 28.9 | 28.2 |
| 3级加载 | 116.4 | 8 | 38.8 | 37.6 |
| 4级加载 | 145.9 | 10 | 48.6 | 48.2 |
| 5级加载 | 175.4 | 12 | 58.4 | 56.6 |
从表 4数据对比分析得出实际锚头位移和理论计算值比较接近。在5级加载过程中，张拉荷载已到达承载力设计值的1.2倍，此时实际锚头位移量稳步增加，并未出现明显的浆液固结体破坏，说明此时浆液固结体已超越设计强度，具有较好的锚固性能。快速锚索施工技术能够在24 h内满足设计要求。
3.2 锚索锚固长度建议取值锚固长度是影响锚索锚固性能的主要因素，本文结合室内试验结果和锚索设计要求，采用不同的计算方法对基于FAST-1新型高强快速锚固剂的筋-浆-岩结构的锚固长度进行计算。
方法1：根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010 — 2010)[15]可知，受拉钢筋锚固长度分别按式(6)和(7)计算：
(6) 
(7) 式中：la为锚索锚固长度(mm)；ξa为锚固长度修正系数，取1.0；lab为锚索基本锚固长度(mm)；fy为锚索抗拉强度设计值(MPa)，由计算得413 MPa；ft为锚固剂轴心抗拉强度设计值(MPa)，取2.78 MPa；α为锚索的外形系数，取0.14；d为锚索的标准直径(mm)。式中的各参数根据试验和规范取值结果。
方法2：根据美国混凝土结构建筑规范和注释ACI 318 M — 05[16]的规定，直径19.05 mm及以下的筋体和直径22.23 mm以上的筋体锚固长度ld分别按式(8)和(9)计算：
(8) 
(9) 式中: ψt为顶部钢筋对浇筑位置的不利影响系数，取1.0；ψc为防腐层的影响系数，取1.0；λ为浆液系数，取1.0；db为锚索的标准直径(mm)；f'c为锚固剂轴心抗压强度设计值，取69.8 MPa。fy取413 MPa。式中的各参数根据试验结果和规范取值结果。
方法3：根据《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》(JGJ 355 — 2015)[17]，取钢筋与灌浆料达到极限黏结强度时，钢筋刚好拉断的状态为破坏临界状态。钢筋的锚固力为Fu=τu·πdlau，拉断承载力(锚固力)为Fu=fu·πd2/4，由此可得临界状态方程为
(10) 式中：fu为锚索极限抗拉强度，取620 MPa(设计强度的1.5倍)；τu为极限黏结强度，取23.2 MPa；lau为锚索临界锚固长度(mm)。式中的各参数根据试验和规范取值结果。
下面将锚固长度l取锚索直径d倍数进行归一化处理，依据上述方法1，2，3得到的锚固长度分别为20.0d，23.5d，6.7d。相较方法3，方法1和方法2所规定的锚固长度偏于保守，表明基于新型锚固剂应用的条件下的钢筋锚固长度大大减小。基于安全，考虑1.5~2.0倍的安全系数，建议钢筋锚固长度建议取值10.0d~15.0d。
4 结论1) FAST-1新型高强快速锚固剂中的活性SiO2质量分数较多，可与Ca(OH)2发生化学反应生成水化硅酸钙(CaO·SiO2·nH2O)，是其早强的主要原因。
2) FAST-1锚固剂水料比的大小，影响拉拔过程中锚固结构的破坏模式，水料比越小，其黏结强度越大，越不容易被拉出。
3) FAST-1锚固剂对岩层的黏结性能大于钢筋，因此实际施工中应增加钢绞线与浆液固结体的接触面积，才能有效增加锚索的锚固性能；笔者选用拟合效果较好的连续曲线模型求取相对滑移，能有效反映不同界面的黏结性能。
4) 通过现场锚索施工与拉拔试验，证明FAST- 1新型锚固剂能在24 h后达到设计拉拔强度，而普通锚固剂则需要7.0d~14.0d才能达到设计强度，表明新型高强快速锚固剂能有效的应用于现场施工，可显著缩短工期。
5) 通过对比不同锚固长度的计算方法，优选有效的筋-浆长度计算方法，并认为锚固长度与锚体长度相关，建议基于FAST-1新型锚固剂的锚固长度取值10.0d~15.0d。
| [1] |
孙超, 许成杰. 基坑开挖对周边环境的影响[J]. 吉林大学学报(地球科学版), 2019, 49(6): 1698-1705. Sun Chao, Xu Chengjie. Influence of Excavation of a Deep Excavation on the Surrounding Environment[J]. Journal of Jilin University (Earth Science Edition), 2019, 49(6): 1698-1705. |
| [2] |
郎秋玲, 王伟, 高成梁. 基于组合权重与灰色关联度分析法的地铁深基坑开挖稳定性评价[J]. 吉林大学学报(地球科学版), 2020, 50(6): 1823-1832. Lang Qiuling, Wang Wei, Gao Chengliang. Stability Evaluation of Deep Foundation Pit of Metro Based on Grey Correlation Analysis with Combined Weights[J]. Journal of Jilin University (Earth Science Edition), 2020, 50(6): 1823-1832. |
| [3] |
刘少伟, 王伟, 付孟雄, 等. 螺纹钢锚杆搅拌锚固剂力学特征分析与端部形态优化实验[J]. 中国矿业大学学报, 2020, 49(3): 419-427. Liu Shaowei, Wang Wei, Fu Mengxiong, et al. Mechanical Characteristics Analysis and End Shape Optimization Experiment of Stirring Anchoring Agent for Rebar Bolts[J]. Journal of China University of Mining and Technology, 2020, 49(3): 419-427. |
| [4] |
白俊杰, 薛小龙. 锚索现场张拉预紧力损失试验研究[J]. 煤炭科技, 2020, 41(3): 50-51, 63. Bai Junjie, Xue Xiaolong. Experimental Study on Loss of Anchor Cable Pretension in Situ[J]. Coal Science and Technology, 2020, 41(3): 50-51, 63. |
| [5] |
王大强, 刘晓丽, 汪辉, 等. 纤维筋与高强纤维混凝土的黏结性能[J]. 低温建筑技术, 2011(6): 14-16. Wang Daqiang, Liu Xiaoli, Wang Hui, et al. Bond Performance Between Fiber Reinforced Concrete and High-Strength Fiber Reinforced Concrete[J]. Cryogenic Building Technology, 2011(6): 14-16. |
| [6] |
刘鸣, 宋建平, 刘军, 等. 膨胀土水泥改性施工均匀性试验研究[J]. 岩土工程学报, 2017, 39(增刊1): 59-63. Liu Ming, Song Jianping, Liu Jun, et al. Experimental Study on Construction Uniformity of Expansive Soil Cement Modification[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 2017, 39(Sup.1): 59-63. |
| [7] |
梁新民, 张永达, 胡光球, 等. 全长锚固预应力树脂锚杆受力特性分析及应用[J]. 黄金, 2015, 36(4): 38-42. Liang Xinmin, Zhang Yongda, Hu Guangqiu, et al. Analysis and Application of Stress Characteristics of Full-Length Anchored Prestressed Resin Bolt[J]. Gold, 2015, 36(4): 38-42. |
| [8] |
吴爱祥, 李莉, 王贻明, 等. 快慢凝预应力树脂锚杆与围岩相互作用的力学特征[J]. 北京科技大学学报, 2012, 34(4): 363-367. Wu Aixiang, Li Li, Wang Yiming, et al. Mechanical Characteristics of the Interaction Between Fast and Slow Solidifying Pre-Stressed Resin Bolt and Surrounding Rock[J]. Journal of University of Science and Technology Beijing, 2012, 34(4): 363-367. |
| [9] |
陈梅. 浅谈树脂锚固剂生产工艺及技术改造[J]. 科技创新导报, 2019, 16(12): 111-112. Chen Mei. Discussion on Production Process and Technical Transformation of Resin Anchorage Agent[J]. Science and Technology Innovation Guide, 2019, 16(12): 111-112. |
| [10] |
Ganesh R. Vertical Uplift Resistance of Close-Spaced Shallow Rectangular Group Anchor Plates Embedded in Sand[J]. Marine Georesources & Geotechnology, 2020, 38(9): 1070-1081. |
| [11] |
Anamitra R, Paramita B. Diameter Effect on Uplift Capacity of Horizontal Circular Anchor Embedded in Sand[J]. International Journal of Geotechnical Engineering, 2020, 14(7): 779-792. |
| [12] |
崔棚, 戴梦希, 丁铸, 等. 磷酸镁水泥砂浆与混凝土的锚固黏结性能研究[J]. 中国建材科技, 2020, 29(2): 19-23. Cui Peng, Dai Mengxi, Ding Zhu, et al. Research on Anchorage Bond Performance of Magnesium Phosphate Cement Mortar and Concrete[J]. China Building Materials Science and Technology, 2020, 29(2): 19-23. |
| [13] |
青岛理工大学. 高强快速锚固剂及其浆液的制备方法, ZL201810739147.0[P]. 2019-12-17. Qingdao University of Technology. High-Strength Fast Anchoring Agent and Preparation Method of Its Slurry, ZL201810739147.0[P]. 2019-12-17. |
| [14] |
高丹盈, 朱海堂, 谢晶晶. 纤维增强塑料筋混凝土黏结滑移本构模型[J]. 工业建筑, 2003, 33(7): 41-43, 82. Gao Danying, Zhu Haitang, Xie Jingjing. Bond Slip Constitutive Model of Fiber Reinforced Plastic Reinforced Concrete[J]. Industrial Construction, 2003, 33(7): 41-43, 82. |
| [15] |
混凝土结构设计规范: GB 50010-2010[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2012. Code for Design of Concrete Structures: GB 50010-2010[S]. Beijing: China Construction Industry Press, 2012. |
| [16] |
Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary: ACI 318M-05[S]. [S. l. ]: American Concrete Institute, 2004.
|
| [17] |
钢筋套筒灌浆连接应用技术规程: JGJ 355-2015[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2012. Technical Specification for Application of Reinforced Sleeve Grouting Connection: JGJ 355-2015[S]. Beijing: China Construction Industry Press, 2012. |