全 文 ：第 28卷第 6期 重 庆 交 通 大 学 学 报(自 然科 学 版) Vol.28　No.6
2009年 12月 JOURNALOFCHONGQINGJIAOTONGUNIVERSITY(NATURALSCIENCE) Dec.2009
岩土压花锚抗拔试验研究
　　收稿日期:2009-05-07;修订日期:2009-09-04
　　基金项目:国家杰出青年科学基金项目(50625824);交通部西部建设科技项目(200431874010)
　　作者简介:饶枭宇(1977-), 男 ,四川仪陇人 , 助理研究员 ,博士 , 主要从事高边坡支护及地质灾害防治方面的研究工作。 E-
mail:raoxiaoyu1122@163.com。
饶枭宇 ,熊小林
(重庆交通科研设计院有限公司 , 重庆 400067)
摘要:普通预应力锚索的常见破坏模式是钢绞线与注浆体脱黏 , 为防止该类破坏模式的发生并增强内锚固段的锚
固能力 , 将结构工程中的压花锚引入到岩土锚固工程中并进行较大改进 , 设计 8种不同配合比的水泥基注浆体 ,将
压花锚 、普通锚锚固在中风化砂岩中 , 通过抗拔试验获得岩锚的荷载-位移全过程曲线。结果表明:压花结构在注浆
体里产生楔形效应 , 导致压花锚的荷载传递机理与普通锚不同 , 其承载强度显著高于对应的普通锚 ,降低了岩锚承
载强度对内锚固段长度及注浆体力学性能改变的敏感性。压花锚的上述特性有利于提高锚固工程筋材的利用效
率 , 减少用锚数量 ,降低工程造价 ,增强锚固系统的安全可靠度。
关　键　词:岩土锚固;压花锚;普通锚;抗拔试验;承载强度
中图分类号:U455.7+1　　　　　文献标志码:A　　　　　文章编号:1674-0696(2009)06-1092-05
Pul-OutTestsofBulbAnchorinGeotechnicalAnchorageEngineering
RAOXiao-yu, XIONGXiao-lin
(ChongqingCommunicationsResearch＆DesignInstituteCo.Ltd, Chongqing400067, China)
Abstract:Debondingofinterfacebetweensteelstrandandgroutisthedominantfailuremodelofconventionalprestressed
anchorcable, andinordertoavoidthedebonding, thebulbanchorofstructuralengineeringismodifiedappropriatelyand
usedingeotechnicalanchorageengineeringtoenhancetheanchoragecapacityofembedmentsection.Eightcement-based
groutswithdiferentmixingratiosaredesigned, inwhichbulbandconventionalanchorcablesareembeddedinmedium-
weatheredsandstone.Thenthecompleteload-displacementcurvesoftherockanchorsareobtainedbypul-outtestsinlabo-
ratory.Thetestresultsindicatethatload-transfermechanismofconventionalanchorandbulbanchorisdiferentobviously
duetowedgingefectofbulbstructure, thebearingstrengthofbulbanchorismarkedlyhigherthanthatofconventionalan-
chor, andthebulbstructuredecreasesthesensibilityofbearingstrengthofrockcablebolttoembedmentlengthandmechan-
icalperformanceofcement-basedgrout.Thesecharacteristicsofbulbanchorcanelevatetheutilityefficiencyofcablemate-
rials, decreasetheamountofanchors, reducetheprojectcostsandenhancethesafereliabilityofanchoragesystem.Soitis
worthyofapplyingbulbanchorpopularlytotheactualengineering.
Keywords:geotechnicalanchorage;bulbanchor;conventionalanchor;pull-outtest;bearingstrength
1　引　言
锚固作为一种岩土体稳定处治技术 ,以实用 、高
效 、经济著称 ,受到岩土工程界的普遍青睐 。当前的
实体锚固工程中 ,应用最多的是拉力集中型锚索 ,锚
筋材料通常采用抗拉强度标准值 fptk=1 860 MPa的
1×7-Ф15.24 mm低松弛预应力钢绞线 ,它是采用
1根中心钢丝与 6根外围钢丝呈螺旋状捻制而成 ,
几何结构如图 1,称之为普通锚。其在工程中的主
要失效破坏模式是钢绞线从注浆体中旋转滑出 [ 1] ,
为克服普通锚的这一缺陷 ,笔者将结构工程中的压
花锚(图 2)引入到岩土锚固工程中。
图 1　普通锚索的结构
图 2　结构工程的标准压花锚(单位:mm)
压花锚在结构工程中主要用于后张法预应力混
凝土结构的锚固体系 ,属于黏结式锚具 ,其基本构造
形式是将普通钢绞线端头用液压压花机墩成如同梨
形的一个压花 [ 2] ,通过将其浇注在混凝土中 ,以此
实现对预应力钢绞线的锚固 ,它具有构造简单 ,施工
方便 ,价格低廉等突出优点[ 3] 。针对其上述特点 ,
根据岩锚的荷载传递特性 ,对压花结构进行如下改
进:压花位于内锚固段中部 ,压花长度 Lb为 3cm,压
花直径 Db为 0.85cm,压花起伏角 7°,如图 3。通过
抗拔试验对比研究压花锚的锚固性能 ,为提高岩锚的
锚固性能开辟了一条经济实用的发展方向 ,为压花锚
在岩土锚固工程中的应用奠定了坚实的试验基础。
图 3　改进型压花锚
2　试验方案
2.1　原材料的选取及其物理力学性能
　　采用实际的钢绞线 、岩石 、注浆体为原材料进行
试验 ,试验试件按比例进行缩小 ,试验试件的钢绞线
横截面积占锚孔横截面积的百分率与公路边坡岩土
锚固中使用较为普遍的 4Ф15.24 mm或 6Ф15.24
mm(锚孔直径 110mm或 130mm)的锚束的百分率
相近 。钢绞线:结构为 1×7-Ф 4.8 mm,屈服强度
σt1 1 125MPa, 屈服荷载 15.79 kN, 极限强度 σb
1 326MPa,极限荷载 18.62 kN,屈强比 0.85,破断
伸长率 1.5%;岩石:中风化砂岩 ,天然单轴抗压强
度70.4MPa;水泥:P.O42.5普通硅酸盐水泥;砂:
渠河砂 ,烘干后过孔径 2.0 mm的圆孔筛去除大粒
径的集料 ,细度模数 μf=1.5;水:生活饮用水 。注浆
体的物理力学性能试验主要参照砂浆 、混凝土 、岩石
相关规范执行 [ 4-6] ,注浆体的流动度采用倒锥法测
定 , CG6过稠 ,从倒锥内未能流出 , CG7在 35 s之内
未流完 ,流出部分的浆液占倒锥内起初总浆量的质
量百分比为 45.3%。本研究采用的 8种不同配合
比的注浆体的物理力学指标列于表 1。
表 1　8种不同配合比的注浆体的物理力学指标
注浆体编号 配合比(水∶砂∶灰)抗压强度 fm, cu/MPa 抗拉强度 fts/MPa 弹性模量 Ee/MPa 弹性泊松比 μe 流动度 t/s
CG1 0.6∶1∶1 39.0 2.60 21072 0.21 13.25
CG2 0.6∶0.5∶1 39.8 2.58 17031 0.20 11.00
CG3 0.5∶1∶1 45.1 2.89 21897 0.17 27.75
CG4 0.5∶0.5∶1 47.0 2.76 17942 0.21 14.53
CG5 0.5∶0∶1 35.2 2.13 13783 0.21 11.06
CG6 0.4∶1∶1 53.5 3.35 23406 0.20 ∞
CG7 0.4∶0.5∶1 52.5 2.94 19662 0.19 45.3%
CG8 0.4∶0∶1 46.9 3.05 17594 0.20 31.41
2.2　试件的准备
将岩石加工成横截面为 30cm×30 cm,长度 80
～ 120 cm的条石 ,放置于平地上 ,条石与条石之间
行距 40 cm,四周浇筑强度等级为 C20的混凝土以
稳固岩石。待混凝土 14 d龄期后使用冲击电锤在
岩石上面垂直钻孔 ,锚孔孔径 1.8 cm,锚固段有 10,
25 cm两种规格 ,孔间距 40 cm,使用压力为 0.7MPa
的高压空气对钻孔进行清孔 ,然后将注浆体倒入锚
孔内 ,用铁钎反复搅捣密实 ,将钢绞线对中插入 ,在
自然条件下进行 28d龄期的养生 ,岩锚在现场的布
置如图 4。为凸显压花锚的优良锚固性能 ,每一根
压花锚都成型了与之对应的普通锚索试件 。
图 4　现场岩锚试件的布置
2.3　抗拔试验
待注浆体达到龄期后 ,按锚的预估极限抗拔荷
载分 5 ～ 6级 ,逐级给锚索施加轴向荷载 ,每级荷载
1093第 6期　　　　　　 　　 饶枭宇 ,等:岩土压花锚抗拔试验研究
施加完后立即测读荷载和内锚固段外端点位移的大
小 ,稳定 1min后再测读一次 ,即可施加下一级拉拔
荷载 ,当内锚固段外端点位移明显增大时 ,适当减小
加荷速率 ,试验持续到锚完全破坏时停止 ,得到锚抗
拔全过程的荷载位移曲线 。抗拔试验装置如图 5。
图 5　抗拔试验装置
3　试验结果分析
本研究共进行 11根压花锚和 11根普通锚的对
比试验 ,其抗拔全过程荷载位移曲线如图 6(a)～ 6
(h)。显然 ,压花锚与普通锚的抗拔特性迥然不同 ,
主要有以下 4方面:
1)普通锚与压花锚的荷载 -位移曲线形态不同。
注浆体 CG5(图 6(e))锚固下的岩锚最具代表性 ,普通
锚的荷载 -位移全过程曲线基本上为一偏态的单峰曲
线 ,锚索在达到极限承载强度 P1点后 ,持荷能力下降 ,
进入塑性流动破坏阶段 P1F1 ,随着轴向拉拔位移的不
断增长 ,注浆体与锚筋或岩石的脱黏段逐渐向内锚固
段底部发展 ,锚固力主要由摩擦力和机械咬合力共同
承担 ,锚索进入残余强度阶段 F1R1。而压花锚在通过
弹性极限点 E后 ,进入 “屈服”阶段 EY,变形迅速发展 ,
与此对应的是压花结构靠张拉端一侧的钢绞线与注浆体
脱黏 ,抗拔荷载传递至压花部位 ,压花结构的楔形效应开
始发挥 ,锚进入 “强化”阶段 YS,如压花结构内部被强度
高、抗变形能力强的注浆体充填密实 ,则钢绞线断裂;反
之则可能发生注浆体与钢绞线或者岩石的脱黏破坏。
(a)CG1
　　
(b)CG2
　　
(c)CG3
(d)CG4
　　
(e)CG5
　　
(f)CG6
(g)CG7
　　　　　　
(h)CG8
图 6　岩锚的荷载 -位移全过程曲线
1094 重庆 交 通 大 学 学 报(自 然 科 学 版)　　　　　　　　　　　第 28卷
　　2)压花锚的承载强度显著高于对应的普通锚。
从表 2可以看出 , 11根压花锚有 9根是因为钢绞线的
断裂而失效 ,笔者将岩锚预应力筋材料强度利用系数
为 0.60[ 7]时的荷载(11.17 kN)定义为压花锚发生钢
绞线断裂失效模式的极限承载荷载 ,普通锚以 P1点
作为其极限承载荷载。其中有 6根压花锚的承载强
度是对应普通锚承载强度的 2倍以上 ,最为显著的是
CG3锚固下的 10cm长岩锚 ,压花锚的承载强度是对
应普通锚承载强度的 3.87倍 。观察 9根钢绞线断裂
的压花锚 ,发现其内锚固段并没有明显的破坏迹象
(图 7),这说明其内锚固段还有很大的受荷潜力。相
同长度的内锚固段 ,压花锚的承载强度成倍提高 ,压
花锚的这一特性有利于提高锚筋材料的利用效率 ,在
实际工程中减少用锚数量 ,降低工程造价。
表 2　岩锚的失效破坏模式
注浆体 CG1(25/10) CG2(25) CG3(25/10) CG4(25) CG5(25) CG6(10) CG7(25 /10) CG8(25)
压花锚 AF/AF AG AF/AF AF AG AF AF/AF AF
普通锚 AG/AG AG AG/GR GR AG AG AG/AG AG
　　注:AF表示钢绞线断裂;AG表示钢绞线与注浆体发生脱黏破坏;GR表示注浆体与岩石发生脱黏破坏。
图 7　压花锚破坏形态(CG6)
3)普通锚的承载强度很大程度上依赖于内锚固
段长度 ,而压花锚的承载强度主要取决于压花楔形效
应的有效发挥。比较注浆体 CG1、CG3及 CG7锚固
下的岩锚 , 25cm与 10 cm长普通锚的极限承载荷载
比分别为 2.67、2.95和 3.04,而压花锚均发生钢绞
线断裂失效 ,其承载强度大致相当 。从图 8(a)可以
看出 ,普通锚的荷载传递是靠内锚固段的黏结界面来
完成 ,钢绞线与注浆体之间的脱黏属于剪切破坏 ,注
浆体作为一种脆性材料 ,其剪切强度约为抗压强度的
1 /10左右 ,当内锚固段长度小于有效锚固段长度的
临界值 [ 8] ,锚的承载强度与锚长呈正相关关系 ,因此
锚的极限承载强度对锚长有很大程度的依赖;而压花
锚的压花使得锚筋材料与注浆体之间变为压剪作用 ,
注浆体是一种抗压性能优良的材料 ,因此压花锚的极
限承载能力得到显著加强 ,只要压花部位被注浆体充
填密实能保持花型稳定且承压区注浆体能受到外界
的有效约束 ,锚索的锚固力大部分由压花承担 。
(a)普通锚
(b)压花锚
图 8　普通锚和压花锚的荷载传递机理
4)压花锚的承载强度对注浆体性能的改变不如
普通锚敏感。以注浆体 CG6、CG7及 CG8锚固下的
岩锚为例 ,随着注浆体的含砂率降低 ,注浆体的抗压
强度 、弹性模量降低 , CG6与 CG7锚固下的 10 cm长
普通锚的极限承载强度比为 1.52, CG7与 CG8锚固
下的 25 cm长普通锚的极限承载强度比为 2.26,不
同注浆体锚固下的普通锚的锚固性能表现出极大的
差异 ,而与之对应的 3根压花锚均发生钢绞线断裂 ,
注浆体的改变对压花锚的锚固性能影响小。 CG5和
CG8作为水灰比为 0.5和 0.4的水泥净浆 ,其锚固下
的普通锚极限承载强度都较低 ,而压花锚的承载强度
却显著增强 。当前岩土锚固工程中的注浆体多为水
泥净浆 ,从上述试验结果可以看出 ,对普通锚的锚固 ,
水泥净浆的锚固性能不如水泥砂浆 ,而对压花锚进行
锚固 ,采用水泥净浆同样可以获得较高的极限承载强
度 ,不过为确保压花部位锚固性能的有效发挥 ,实体
工程中宜于采用流动度好 、强度高且干缩性小的水泥
砂浆 [ 9] ,如 CG4。
4　结　论
通过 8种注浆体锚固下的压花锚和普通锚的抗
拔对比试验 ,可得出以下结论:
1)压花改变了普通锚的荷载-位移全过程曲线形
态。普通锚的荷载-位移全过程曲线基本上为一偏态
的单峰曲线 ,而压花锚的荷载 -位移全过程曲线是由
1095第 6期　　　　　　 　　 饶枭宇 ,等:岩土压花锚抗拔试验研究
弹性段 、屈服段 、强化段组成。
2)内锚固段长度相同 ,压花锚的承载强度显著
高于普通锚 。压花锚用于实体工程 ,可提高筋材的利
用效率 ,减少用锚数量 ,降低工程造价 ,提高锚固工程
的安全可靠度。
3)由于荷载传递机理不同 ,普通锚的极限承载
强度很大程度上依赖于内锚固段长度 ,对压花锚而
言 ,只要压花结构的楔形效应能够得到有效发挥 ,内
锚固段长度短的锚同样可以获得高的承载强度 。
4)注浆体力学性能对普通锚承载强度影响显
著 ,当注浆体为水泥净浆时表现尤为明显 ,而压花锚
的承载强度受注浆体力学性能改变的影响小 ,使用水
泥净浆同样可以获得良好的锚固性能 。
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(上接第 1054页)
型钢屈服。模拟图中箍筋和型钢在根部屈服外鼓 ,
与真实试验吻合较好 。
图 9　最终破坏
5　结　论
1)通过对比发现模拟图形与真实裂缝基本吻
合 。虽然不能准确的定位具体(去掉)某个裂缝的
位置和走向 ,但可以通过图形发现裂缝出现的区域
和发展方向 。混凝土损伤塑性模型在分析型钢混凝
土的力学性能具有一定的优越性 ,是一种经济 、快捷
的分析方法 。
2)试验中存在一定的误差原因是混凝土损伤
塑性模型不能很好的描述双轴拉压应力状态下混凝
土材料的力学性能 ,也不能反映材料的体积应变发
展变化规律 ,模拟计算结果偏 “硬 ”,与实际情况有
较大偏差。
3)模型的参数选择和网格尺寸对模型计算速
度和裂缝的模拟都有影响 。损伤塑性模型不能准确
的模拟由于钢筋屈服导致钢筋与混凝土之间黏结力
损失 ,因此无法模拟出由此导致的纵向裂缝 。
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