劈裂注浆报告

1、前 言京珠高速公路煤系地层二次劈裂注浆锚索的科研项目经过课题组半年多的努力，现在已按照合同完成了研究任务。在此提交的研究报告中，首先对岩土锚固设计理论的现状进行了评述，指出存在的问题。然后讨论了锚固工程设计中的锚固力影响因素，提出在煤系类软弱岩层中为增加锚固力和减小锚固力损失可采用二次劈裂注浆的设计思想。从该思想出发探寻了二次劈裂注浆锚索的结构型式，分析了其力学作用机理，讨论了锚索在二次劈裂注浆方式下锚固力的增加效果；探求了二次劈裂注浆锚索的设计计算方法。对于劈裂注浆方式的锚索结构型式，建议一次注浆管置中，二次注浆管置外的方式，提出不宜全孔段劈裂满灌，只需在自由段靠近锚固端1m左右至锚固段长度

2、方向4m5m位置进行劈裂注浆。对劈裂作用下锚固承载力计算，按相关力学理论，考虑了劈裂起始压力，裂隙扩展压力和注浆压力的数值确定，并根据锚固段粘结力的分布，给出相应的锚固力计算式。最后讨论了劈裂注浆浆液选择，最佳水灰比和二次劈裂时间的参数选择问题。本项成果对于进一步预应力锚索承载力有着重要的工程意义. 一、预应力锚索的设计现状1.1锚索设计概述自1934年阿尔及利亚的coyne工程师首次将锚索加固技术应用于水电工程的坝体加固并取得成功1，并随着高强钢材和钢丝的出现以及钻孔灌浆技术的发展，以及对锚索技术研究的深入和对锚固技术认识的逐步提高，预应力锚索加固技术已广泛应用于岩土加固工程的各个领域，并成

3、为岩土工程技术发展史上的一个里程碑。岩土锚固是岩土工程领域的重要分支。岩土锚固是以锚杆（索）作为主体技术手段或装置加固一定范围的岩土体，在锚固范围内锚杆（索）与周围岩土体能形成一随工程力变化而呈动态变化的内承载结构。该结构对内部围岩体和对外部受力结构物都具有力传递作用。从而在一定的技术及经济条件下，能使锚固岩土体保持稳定。而加固岩土体是岩体锚固工程研究的主要对象，是隧道或边坡挖掘扰动力影响范围之内的岩土体，包含了岩块、结构面及其空间组合特征和赋存条件。在岩土工程中采用锚固技术，能较充分地调用和提高岩土体的自身强度和自稳能力，大大缩小结构物体积和减轻结构物自重，显著节约工程材料，并有利于施工安全

4、，已经成为提高岩土工程稳定性和解决复杂的岩土工程问题最经济最有效的方法之一。岩土锚固已在我国边坡、基坑、矿井、隧洞、地下工程，坝体、航道、水库、机场及抗倾、抗浮结构等工程建设中获得广泛应用。目前在边坡工程中大量使用的是水泥砂浆或水泥浆胶结的拉力型锚索。在岩土工程中加锚的目的是增加工程的稳定性。大量工程实验表明，岩土加锚增稳的效果是十分显著的。综合工程应用的效果和加锚岩土体性态，加锚构件的效应体现在以下三个方面2： (1)加锚的物理效应。加锚后的岩土体的组织构造变得更密实，裂隙或孔隙率减少，使得岩土体的材料参数量值变化。如弹性模量、抗压强度、内摩擦系数和凝聚力有可能提高，渗透系数有可能变小。(2

5、)加锚的力学效应。从工程角度上看，加锚的作用是把稳定性较弱部位的岩土体通过锚杆(锚索)和稳定性较好的岩土体相连在一起工作，从而加强了岩土体结构的整体作用。从力学分析可知，锚杆(锚索)的嵌入引起所在区域岩土体应力的重分布。其原因在于锚杆(锚索)本身承担的支护力；岩土体受到锚杆(锚索)约束后增加了阻滑力；通过锚杆(锚索)约束，阻止了岩土体相对位移的流变现象，在裂缝面上相当于施加了止裂力，对裂尖岩桥有增韧作用，提高了裂缝扩展阻力。（3）加锚的结构效应。岩土体材料本身可看作是由多种介质组合而成的结构，其中夹有裂隙、断层等给稳定带来不利的软弱结构面，而加锚通常穿过这些结构面，对这些软弱结构面的滑移起到了

6、抗剪阻滑作用。嵌入锚件改变了岩土体结构的组成，强化了连接面的强度。预应力锚索结构如图1所示。 图1 预应力锚索结构图锚固设计就是针对特定地层条件和锚固形式确定锚索承载能力和锚固长度。根据试验分析，锚索破坏时的主要形式为3：（1）沿锚索体与注浆体界面破坏；（2）沿注浆体与地层界面破坏；（3）由于埋入稳定地层中的深度不够而出现地层倒锥体剪坏；（4）由于锚索体材料强度不足而出现断裂破坏；（5）锚固段注浆体被压碎或破裂；（6）整体支护能力不足而出现锚索群体破坏。 对于锚固段钻孔为直筒状的粘结型预应力锚索，在无压或较小压力1mpa注浆条件下，注浆后锚固段钻孔无扩孔现象发生，其锚固力主要受锚索体与注浆体界

7、面控制，或受注浆体与地层界面控制。（1） 计算时，假定锚固段传递给岩体的应力沿锚固段全长均匀分布；注浆时地层无被压缩现象；岩石与注浆体界面发生滑移或剪切破坏。则锚固段长度与锚体工作锚固力的关系式为： （1）式中：l1为按照浆体与岩体孔壁接触面计算的锚索锚固段长度；tw为锚索工作锚固力；sf为安全系数；d为钻孔直径；s为孔壁与注浆体之间的极限粘结强度。（2） 锚索体与注浆体界面的锚固力计算，也是假定剪应力在接触面均匀分布获得的： （2）式中：l2为按照浆体与锚索体接触面计算的锚索锚固段长度；n为钢铰线根数；d为钢铰线直径；u为锚索与注浆体界面之间的极限剪应力。其余符号意义同上。（3） 对于抵抗地

8、层倒锥体剪坏的计算，假定倒锥体从锚固段中点或起点沿6090产生倒锥体形状破坏，对于良好均质岩体，单根锚索的锚固深度为： （3） 式中为岩体的剪切强度，其余符号同前。锚索群的锚固深度为： （4）式中：a为锚索间距，其余符号同前。（4）对锚索体材料的计算。按下列公式进行 （5） 式中：a为锚索体截面积；fptk 为锚索材料破断强度。工程中，锚索设计强度取值为锚索体材料强度的0.550.65倍。使其安全储备系数在1.5以上。（5）锚固段注浆体被压碎或破裂的计算对锚固段的注浆，常使用纯水泥浆或水泥砂浆，并掺入或不掺入一定添加剂，其注浆体抗压强度一般大于25mpa（土体）或35 mpa，抗折强度大于6.

9、5mpa，该破坏形式较为罕见，故工程中常不考虑该方式的破坏。（6） 锚索群的相互作用对该问题的考虑，coates和yu（1971）4对其进行了应力分析， petrasovits（1981）5给出其影响因素主要为：间距，地层硬度，地层构造的影响。目前，设计中是对锚索承载力乘以一个折减系数后作为锚索群的承载力，并使锚索间距大于4d，且大于1.5m，与相邻基础或地下设施的距离应大于3m。有一些群锚加固实验68对其相互作用进行了测试。得出如下结论：群锚使岩体不均匀应力状态得到改善，能降低单锚孔壁界面上的拉、剪应力，并使岩体变形模量提高，相邻锚索的张拉对已张拉锚固力略有影响，并受岩体性状和地质结构的影响

10、。锚杆间距为2d时，群锚效率系数为0.640.75；3d时，为0.840.89；4d时群锚为0.950.97。对锚杆(锚索)，间距大于4d，可不考虑群锚效应。但是由于锚索锚固力相对较大，故在工程中取锚索间距大于4d，且大于1.5m，并按工程重要性及岩体性状及张拉吨位可取一折减值，建议按0.800.90考虑群锚效应。当间距大于3.0m时可不作折减。但是应注意到锚索设计中尚有许多不确定因素及风险性，如地层性态、地下水或周边环境的变化；灌浆与索体材料质量的不稳定性；锚索群中个别锚索承载力下降或失效所附加给周边锚索的工作荷载增量等。对预应力锚索设计计算还应考虑地层特性及其腐蚀性的影响，并用以确定索体材

11、料的尺寸及其力学性能，防腐润滑油脂的用料，锚具的选择，并作性能试验，进行注浆体的材料成分确定、选定钻孔设备及工艺，张拉的方法及工艺等。1.2锚固设计理论进展990年代，国际间岩土锚固的理论研究、技术创新和工程应用得到进一步发展。理论研究主要围绕地层锚固的荷载传递机理、不同类型注浆锚杆（索）用于不同地层时杆（索）体与注浆体，注浆体与地层间的粘结应力及其分布状态展开的。英国、澳大利亚、加拿大等国的学者和工程师们提出了“注浆锚杆的侧向刚度、注浆体长度及膨胀水泥含量对杆体与注浆体界面特性的影响”、“有侧限状态下注浆锚杆的性质”、“锚杆注浆体与岩石界面的现场特性”、“粘结应力分布对地层锚杆设计的影响”和

12、“单孔复合锚固的理论与实践”等理论研究成果，对改进锚杆设计和发展能充分利用地层强度的锚杆体系具有重要作用。在技术创新与工程应用方面，中国的成就是特别令人嘱目的。从1993年至1999年，据初步统计，中国在深基坑和边坡工程中的预应力锚杆用量，每年折算加固里程约为2000km3000km。为了检验锚杆防腐蚀系统的完善性，瑞士开发应用了电隔离锚杆(电阻测定法)技术，该法已列入瑞士和全欧的锚杆标准。瑞典和日本开发的带端头膨胀体的土中锚杆，得到了实际应用。据称，这种锚杆膨胀体的直径可达08m，它改变了摩擦作用的传力机制，大大缩短了固定段长度，具有多方面的优点。台湾在砂性土的抗浮工程中，应用了底端扩成圆锥

13、体的锚杆，它借助旋转的叶片，底端可形成直径为06m的锥体，当锚固长度为610m时，锚杆的极限承载力达9601400kn，可比直径为12cm的圆柱形固定段的锚杆承载力提高23倍。在香港新机场建设中，采用单孔复合锚固创造了单根土层锚杆承载力的新纪录。位于砂和完全风化崩解的花岗岩层中的单孔复合型锚固锚杆，由7个单元锚杆组成，单元锚杆的固定长度分别为5m和3m，锚杆固定总长度达30m，在3000kn荷载作用下，未见异常变化。就目前,锚固作用的机理已做了大量的深入和拓宽延展研究工作,但大都是以锚杆（索）为主体来解释其作用机制。这种重在研究锚杆（索）本身行为的思路难以解释为什么锚杆有别于其它支护形式而能有

14、效地控制围岩大变形且用料极省；另一方面对为什么同一锚杆形式，不同岩性、不同锚固方式、不同钻孔型式以及不同锚头系统其锚固效果却差距很大，也很难作出解释。事实上需要建立的概念是岩体锚固工程是一种特殊工程。说它特殊就在它是以岩土体为建筑材料、以岩土体为工程结构、以岩土体贮存的地质环境为建筑环境而修建起来的一类工程。基于此，应引入围岩体锚固系统的概念，运用岩体结构力学的基本观点，对岩体锚固的作用机理进行再认识。综上所述，目前锚固设计理论的发展，已不仅仅限于力学上的计算分析，而是从岩体性质和锚体结构上考虑，以便提高锚索承载力。瑞典和日本开发的带端头膨胀的锚杆、底端扩成圆锥体的锚杆就是实例。本项目研究开发

15、的二次劈裂注浆方法来提高锚索承载力，也是适应了这种发展趋势。1.3锚固力损失的影响因素锚索的预应力损失是设计人员和工程管理人员所关心的重要问题，也是涉及工程安全与否的大问题。锚固力损失与索体、浆体和岩土体的材料性质，被加固岩土体力学特性，锚夹具的加工质量，施工工艺以及运行管理水平有关。其影响因素按作用环节可分为三个方面，即张拉过程的损失，锁定过程的损失和时间推移所引起的损失10。张拉过程的损失主要由锚索同孔壁的摩擦和张拉千斤顶的摩擦所引起。该损失值很小，往往靠超张拉就可以消除。锁定过程的损失由钢丝或钢绞线的回缩及夹具的加工质量控制。目前，由于锚夹具制造水平的提高和超张拉、施工工艺和补偿张拉的补

16、偿作用，其影响可忽略不计。由时间推移所引起的损失相对较为复杂，且计算具体损失量也十分困难，一般只能在设计中充分考虑各种因素引起的预应力损失量后，从安全度予以考虑。一般情况下,影响预应力锚固效果的主要因素有如下几点：1. 岩体徐变 受荷区内岩体内部结构各个组成单元在应力作用下,将产生塑性压缩或相对变位,且随时间变化而变化,这就是岩体徐变。岩体徐变是张拉锚索预应力损失的主要原因之一,它的机理是:锚索预应力荷载作用在岩体上,岩体在受压情况下局部密实,天然结构面(节理、层理、裂隙)上会产生额外的压缩,预应力锚索也因此而松驰,使其应力降低,随着时间的推移,锚索的预应力降低速度减慢,最终达到平衡状态。大量

17、试验结果表明11：硬岩的徐变很小，一般在47%；预应力锚索对软岩加固的时间效应则较为显著，在初始阶段1025小时内，锚索预应力吨位由一个迅速下降段，其降幅大约占初始吨位的1421%。所以软岩中预应力损失不可忽略，而且往往其损失量的大小成为锚固工程安全性的控制因素。2. 锚索材质的松弛张拉锚索最理想的材质是高强度低松弛钢绞线,松弛损失在张拉后初期几分钟内发展最快,在24后约完成80%,大约20d后基本上不再发展。同时规定设计张拉力时预应力钢材强度利用系数不超过0.650.70，超张拉时不超过0.750.7812。从而保证长期受荷的钢绞线松弛引起的锚固力损失值控制在较小范围内。3. 锚索的腐蚀预应

18、力锚索的腐蚀破坏，是影响预应力锚索耐久性和锚固效果的主要因素之一。由于锚索深置于地下或工程结构物中，长期处于潮湿的环境和高应力状态，很容易受外界环境的影响而产生腐蚀破坏。张拉锚索腐蚀后,其材料的物理性能和机械性能将会发生变化,有关力学指标也随之降低,从而影响锚固效果。国外一般采用双层防护，国内一般采用灌注水泥浆和预应力筋外侧包裹pvc塑料管，管与预应力筋之间注满防腐油。梅山大坝的3200kn的预应力锚索在封孔运行8年之后对锚孔的现场剖析表明13：当水泥结石ph值大于12，空隙率小于14%，只要有2025mm厚的保护层，锚索即具有足够的抗腐蚀能力。另外，许多外部因素都会引起锚索预应力的损失。如近

19、距离的爆破、重型机械和地震力发生的冲击。研究表明14,当在距锚索3以内进行爆炸时,锚索预应力有明显损失,其预应力损失量要比锚索在相似时间受静荷载作用发生的预应力损失量大36倍左右,但在离锚索5以外,普通爆破的影响就不显著了。冲击作用会使固定软弱岩层中锚索的预应力和承载力发生变化,尤其对稳定性较差的松围岩会产生较大的影响。当采用胶结式预应力锚索时，所受影响要比用机械方法固定的锚索所受影响小得多。锚固结构的荷载发生变化或波动时，也会导致锚索预应力的永久性损失或降低。温度的变化，地层平衡力系的变化等，也会导致锚索预应力数值的波动。以上的因素变化，都能够明显的影响或损害锚索的锚固功能。因此，在施工和工

20、程运营过程中，应避免这种情况的发生。1.4预应力锚索破坏机理及相关问题的讨论如前所述，拉力型预应力锚索的破坏型式有6种，考虑到预应力锚索锚固体实际上是一种由钢锚索、水泥砂浆、岩石三种异质材料复合而成的结构,分析这种复合材料构成的结构时,都伴随着粘结界面问题。工程实践表明,在粘结界面上时常强度较弱、韧性较低,破裂极容易在界面上发生。因此,在研究岩锚体复合材料结构的破坏规律时,就应首先研究界面破坏机理。在对岩锚体进行数值计算时,无论是用有限元还是边界元,都必须弄清界面所处的状态,从而用相应的界面条件和基本方程联立,求得未知数。所以研究界面上的开裂滑移判据具有极其重要的意义。锚固体粘结界面力学问题,

21、由于其界面条件的非线性性质,使它成为一个相当复杂而困难的问题,因而具有重大的研究价值。近十年来,不少专家学者对界面力学问题进行了研究,具有代表性的是s.yazici和p.k.kaiser15应用弹性力学理论研究了灌浆体处于弹性、部分开裂和完全开裂时的界面力学性状,因其应用的是经典的弹性力学理论,所得的理论结果不便于工程中的应用。范宇洁（2000）16基于理论分析研究了由钢锚索、水泥砂浆和岩石三种异质材料粘结复合而成的锚固体内锚根段界面性状、传力机理和界面应力,建立了钢锚索与水泥砂浆之间界面上作用应力表达式、开裂滑移准则。锚索在施加张拉力后，其锚束与浆体间的结合（粘结）作用就得以发挥，但在两者发

22、生一定的相对位移时，这种有效结合就会遭到破坏。锚束与侧限浆体之间的剪力主要由两者间的摩擦作用产生，并随浆体的膨胀而增大，增大锚索表面的粗糙度就增大了一部分浆体的剪切强度。由于锚索是相当长的弹性构件，相对浆体其位移量是沿内锚段长度变化的，位移很小的地方，剪力主要是粘着力，在一般工作荷载下，这种粘着力通常发生在锚固段内端（顶端），而在锚固段外端（近自由端），由于锚索的弹性伸长，相对浆体产生一定位移，两者间将产生摩擦与机械连锁效应。一般说来，随着施加荷载的增加，结合应力的最大值移向锚索内端，以渐近方式转移并改变其在内锚段长度上的分布，当内锚段全长都发挥了最大结合粘着力时，两者间就会发生相对滑移，进而

23、发挥摩擦阻力。锚索承受荷载时，从浆体到围岩体的应力转移往往以径向应力和剪应力的形式出现，浆体与围岩的剥离现象极可能出现在荷载水平接近极限值时。一般说来，锚孔的粗糙度和围岩的强度控制着破坏面，具体取决于浆体和地层岩体的相对强度17。当地层为硬岩时，破坏主要出现在浆体与岩石交界面，甚至于浆体中；若为软岩，则破坏面往往会进入地层一定深度（大约几毫米）。通常情况下，破坏面多出现在两者的交界面上。浆体与围岩间剪力作用原理与锚束和浆体界面上的作用类似。基于前述内锚固段剪应力均匀分布的假定，岩体预应力锚索所需内锚固段的理论长度可按下列公式计算。 （6）理论计算与试验分析结论表明，利用上述公式计算岩体锚索内锚

24、固段长度，其结果是不切实际的，一般工程在确定内锚段长度时，大多引用经验和工程类比。事实上在某些条件下，即使采用较大的安全系数，远小于3m的锚固段长度也已足够，而国内工程实际应用中内锚段长度多为710m，甚至更大。这充分说明了用上述公式计算岩体锚索内锚段长度不准确，也反映出目前国内外对锚固段剪应力分布与传递机理的研究尚不成熟。由于锚束体与浆体之间的握裹强度比浆体同岩体之间的粘结强度将近大1倍18，所以前者对内锚段的破坏一般不起控制作用，一般工程设计时，可不必进行锚束体与浆体的锚固长度计算。因而我国水工预应力锚固设计规范（sl212-98 ）、土层锚杆设计与施工规范（cecs22：90）等均只考虑

25、浆体同岩土体之间的粘结力计算。根据phililips,ballivy 和martin (1983)的研究及其它有关成果，分析认为，锚索内锚段浆体与岩体界面间存在呈指数分布的结合应力19。如图2所示。 （7）图2 锚索锚固段浆体与岩体界面间粘结应力分布曲线式中：为距锚固段外端（起点）的距离x处的结合应力；为锚固段外端处的（未脱开时）结合应力；d为锚孔直径；a为锚束体与浆体间结合应力与主应力相关的常数。按锚固段粘结剪应力非均匀分布的理想弹塑性模型进行该问题的讨论分析。考虑到锚索锚固段在受力过程中往往前端已进入粘结塑性变形区，而后端处于一种弹性受力状态区。为了便于分析，可将锚固段受力区划分为两部分，

26、即粘结塑性变形区和理想弹性受力区，如图3所示，对理想弹性区按指数关系分布理论进行分析，对塑性变形区考虑到锚固体与岩体之间会出现过滑移破坏现象，可认为残余剪应力为。在确定两部分长度之后，将两者相加即知锚索锚固段受力长度，适当考虑安全系数则可确定工程中需设计的锚索锚固段长度。按照该理论，由围岩与浆体的黏结关系计算出的锚固段受力长度为： （8）式中：c，为与岩土和浆体材料性质、锚索孔径和浆体厚度相关的常数；为设计锚固力；为弹性变形区段所承担的作用力；为一折减系数，由地质条件决定；为锚索体半径；a为灌浆体厚度。图3 锚固段破坏准则简图 图4 锚固段结合应力沿锚固段的分布与变化情况河海大学张发明等(20

27、00) 20对岩质边坡预应力锚固的力学行为及群锚效应进行了分析研究。详细分析了锚固体的剪应力、轴力的传递特征，得到了不同预应力值下的应力变化规律，提出了岩质高边坡预应力锚固的群锚第一效应和第二效应的概念。通过对岩锚现场试验分析，得出如下结论：(1)内锚固段轴力和剪应力的分布具有极其不均匀性，靠近外端，应力集中系数大，外端2m范围内的应力占全长应力的80以上。表明增加内锚固段长度并非增加锚固力的最佳途径；(2)群锚加固效应反映最明显的是靠近锚固段的压缩效应，预应力改善岩体的性质向岩体内部的扩散与岩体的性质、预应力大小有关。张乐文等（2001）21通过工程实践及试验分析，可以得到以下结论：(1)注

28、浆锚杆存在有效锚固长度的问题，有效锚固长度的大小主要取决于锚固体与周围岩土的相对物理、力学性质。(2)沿锚固段全长锚固体内剪应力分布极不均匀，主要集中在锚固段的前13段内，且随外载的增加向锚固体的内部发展。(3)拉拔试验作为检查锚杆质量的标准不适合注浆长锚杆。如图4所示。关于锚索体与浆体的结合应力，coates和yu（1970）、hollingshead（1971）进行了有限元计算，phillips（1970）、farmer（1975）、ballivy和dupuis（1981）进行了试验。结果表明22：内锚固段的索体与浆体的剪应力在中等坚硬和坚硬地层中呈指数分布，在极软弱地层中呈近似均匀分布。

29、其分布主要取决于索体钢材弹模和地层弹模之比，比值愈小，锚固段近段应力愈集中；比值愈大，锚固段应力分布愈均匀。浆体与岩体间的粘结剪应力也并不是均匀分布，而是沿孔壁呈指数型分布，并沿锚固段长度方向迅速衰减。三峡工程岩锚试验表明，在新鲜的花岗岩中，仅1m内锚固段长度就可承受4500kn以上的拉力，当锚固段长度达到一定程度时，抗拔力提高并不显著。这说明并不是锚固段愈长，抗拔力愈高。所以提高锚固段长度并不是提高锚固力的较好方法。正因为如此，国际预应力混凝土协会实用规范（fip）也特别规定锚固段长度不宜超过10m。如果10m的锚固段长度尚不能满足工程需要，可采用改善锚固段结构的方法，提高锚固力。邹志辉等(

30、1993) 23研究了锚杆在不同岩体中的工作机理，通过模拟块试验，结果表明：在满足布锚密度某一值条件下，不同弹性模量的围岩岩体存在布锚优化问题，另外锚杆对不同岩体的约束效应和对不同弹性模量岩体的e、c、值及破坏强度的影响机制说明：岩性越软，布锚对岩性的影响越敏感；岩性越硬，布锚影响越小；当岩体的弹性模量提高到某一值时，布锚的作用就很微小了。1.5普通注浆锚杆（索）的缺陷 通过向锚孔装人钢丝(钢绞线)并灌入水泥浆而形成的结构物称为普通注浆锚杆（索）。这种锚杆的锚固力受下列因素影响，而往往低于理论估计值：(1)钻孔过程锚孔周围岩土体受扰动力学特性劣化，特别是在有地下水的地层中锚孔，周围岩土体更容易

31、遇水软化；(2)水泥浆的固结干缩作用，不可避免地使锚固段与岩土体间留下间隙，降低了两者间的结合程度；(3)钻孔使周围岩土体内应力重新分布，锚固段所受周围岩土体的正压力将低于原位岩土体所受到的正压力，使两者间的摩擦阻力低于理论估计值。尽管人们对普通注浆锚杆采取补灌措施，或采取在孔口加止浆塞的压力注浆措施，但锚固力的提高仍不显著，软岩和土层锚杆（索）尤其如此。在京珠高速公路粤境北段k98工点24，岩层节理裂隙发育，岩体破碎，全强风化厚度大，经开挖边坡揭露及数个钻孔揭示主要分布泥质粉砂岩，炭质泥页岩夹鸡窝状劣质煤层，局部夹石英砂岩，煤层最大厚度可达8m；岩体内地下水发育，地下水分布于锚索斜孔3040

32、m以下，软质泥质粉砂岩、煤层及炭质泥页岩在地下水长期浸泡下，强度降低，严重影响锚索抗拔力。是京珠高速公路粤境北段地质条件特别复杂的一个。锚索张拉时发现，局部地段范围的锚索在施工深度达4348m,严格按各项规定规则及设计文件的要求在监理的严格指导及监控下进行施工后，实测张拉力多为200300kn，个别最高为400kn，最低仅有150kn，即出现变形不稳定的破坏迹象，大部分未达到设计要求的锚索张拉力588kn。分析锚索抗拔力偏低原因如下：部分锚索锚固段岩性为煤层及炭质泥页岩，此类岩体岩质软抗风化能力差；部分锚固段岩石处于地下水饱和状态，岩体遇水软化，强度降低；加上本段锚索施工期为雨季，地表水渗入软

33、化煤系地层，造成粘结力降低，因此，抗拔力偏低，不能满足设计要求。在地质条件较好地段，地下水较少，锚固拉拔力较大，最大可达980kn。由此可见在地质条件和含水情况不同时，锚索抗拔力差异性较大。由于实际施工抗拔力小，不能满足设计抗拔力要求，造成边坡的失稳和破坏现象的出现。二、提高锚固力的讨论采用预应力锚索加固边坡的功能是：在边坡工程中提供一定的支护，达到抑制和调整边坡岩土体的变形；提高边坡在开挖施工过程中的抗震能力；提高滑动面的抗剪切能力；改善岩体质量，增强整体效果。因此其锚固质量的好坏直接影响着边坡工程的安全性。如前所述，锚索的锚固指标由锚索的承载力来衡量，而锚索的承载力取决于锚固段的锚固力。要

34、使设计工程安全性提高本质上决定于锚固段与其周围岩土体的结合状态，包括锚固段表面积的大小、形状，锚固段所接触的岩土体之性状，以及两者间的粘结力与摩擦阻力等。在设计工点，一定地层条件下，锚固段周围岩土体的物理力学特性是一定的。因此，一般通过调节锚固段表面积的大小或锚固段的形状，以求得所需的锚固力。如在较软地层往往需要设计较长的锚固段或较大的锚孔孔径来获取所需的锚固力。但是这样做不仅会增加造价，而且会增加施工难度，使锚索的应用受到限制。根据前述公式 可知 （9）要想提高锚固力，有三种方式可供选择。其一是增大孔径d，该方式似乎能获得直接而有效的效果，但是现场的测试和模型试验的回答是否定的，另外由于机具

35、的限制，当钻孔直径大于160mm时钻孔施工就存在很大的困难。牟瑞芳（1998）25的研究表明，随着钻孔直径与锚索体材料直径比值的提高，拉力型预应力锚索锚固力的传递系数相应降低，也即产生锚固效果的实际锚固段产生了减短的现象。这说明对于实际工程而言，在不妨碍施工的情况下，应尽可能的降低钻孔直径与锚索体材料直径的比值，以增加荷载传递的效率。同时考虑到施工机具自身条件的限制，以及较大孔径尤其是在软岩和土体情况下容易坍孔，且在地下水的饱和作用下，浆体与岩土体交界面容易产生润滑作用，造成无法有效的胶结。另外，孔径的加大必造成注浆材料用量的提高。故不宜通过加大孔径d来获得锚固力的提高。其二是增长锚固段长度l

36、1来提高锚固力。对该问题已开展了大量的研究工作，获得了一些共性的认识：锚固段上的粘结剪应力为明显非均匀分布，并沿锚固段长度方向为沿孔壁呈近似指数型分布并迅速衰减。其有效锚固段仅在锚固段起点往后34m的范围。牟瑞芳（1998）25的研究表明，在锚固段长度与锚孔直径之比为50时，在70%的长度内，轴力传递已达到1%；在长径比为200时，在60%的长度内，轴力传递已达到0.7795%；在长径比为500时，在30%的长度内，轴力传递已达到0.4946%。因此单纯的增加锚固段长度l1是不可能获得锚固力的有效提高。其三是增大浆体与岩土体交界面处的极限粘结强度。由于工程总是在一定的地层条件下开展，天然岩土体

37、的物理力学特性只有通过一定的钻孔工艺和注浆方法才会获得改变。对于钻孔工艺方面，瑞典和日本开发了带端头膨胀体的土层锚杆；台湾在砂性土的抗浮工程中，应用了底端扩成圆锥体的锚杆等等。这都与施工机具的改进和钻孔方式相结合，并且有较强的地层针对性。在国内目前的施工条件下进行大范围的推广使用还较为困难。对于注浆方法的改进，已有少量的工程在开展探索性的工作。我们可以引用水力部门的水力劈裂原理，应用于预应力锚索注浆工程之中，以提高其极限粘结强度，同时浆脉的扩散作用，又引起锚固段的体积与表面积的增加，强化了锚固段周围岩土体的力学特性，增加了锚固段的嵌固效果，改变其破坏方式，达到提高锚固力的目的。三、二次劈裂注浆

38、提高预应力锚索承载力的研究3.1 劈裂注浆的力学机理劈裂注浆是在注浆压力作用下，向注浆孔送入浆液以克服地层的初始应力和抗拉强度，使其沿垂直于小主应力平面上发生劈裂的施工方法。其目的是通过劈裂压密土体，形成浆液充填裂缝，达到增加土体抗压强度，降低土体渗透性。因此劈裂注浆要求较高的送浆压力。在锚索施工过程中，与锚索一起向锚孔装入一根与孔深等长的专用劈裂注浆花管；之后，按普通注浆锚杆的注浆方式实施一次注浆；待水泥浆初凝之后，再经花管对锚孔实施压力注浆，此次注浆即为劈裂注浆，浆液在压力下首先劈裂一次注浆浆体结石包裹体，继而劈裂周围岩土体形成浆脉。锚杆采用劈裂注浆可以从多方面增加锚杆的锚固力。浆液首先劈

39、裂进入锚固段周围抗拉强度较小的介质内，如锚固段与岩土体的结合面；进而充填已开裂发展的裂隙空间，并从中向两侧挤压、胶结，从而完善了锚固段周围岩土体的力学特性，以及它们间的联结程度。劈裂路径趋向于大主应力方向，劈裂面的方向正趋向于小主应力方向。浆液向裂隙两侧施压，还使作用在裂隙侧面的小主应力局部升高，其结果使锚固段受到的正压力加大，因而增加了锚固段与周围岩土体间的摩擦阻力。此外，无论是沿锚固段与岩土体结合面，还是向岩土体劈裂部分扩散的浆脉，其结石体终将成为锚固段的一部分，使锚固段的体积与表面积增加，从而扩大了锚固段的规模，亦相应增加了锚杆的承载能力。 a a-a截面受力简图 b 锚索孔布置示意图图

40、5 劈裂注浆下锚索受力分析图按照图5所示，根据弹性理论， a-a截面处锚孔内施加注浆压力后，在地应力和作用下，锚孔周围围岩内m点的应力为： （10）在的孔壁处， （11）当时，有最小值，即 （12）当注浆压力增加到某一定值时，变为拉应力，在数值超过岩体抗拉强度时，岩体产生开裂。假定t为岩体抗拉强度，岩体破裂条件为：p0331t （13a）按图5b锚固段可视为轴对称应力状态，此时3 =1 =hsin,式中、h分别是岩体容重和锚固段埋深，是坡角，因此上式变为 p02hsint （13b）在锚杆（索）注浆工序中采用劈裂注浆技术，既能增加锚固段与岩土体的接触面积，又能强化两者之间的结合程度，还能改善锚

41、固段周围岩体的物理力学特性，增加了锚固段的嵌固效果，改变其破坏方式，从而增加锚固力。根据弹性理论计算，目前国内灌浆工程所用的灌浆压力尚不能使新鲜岩体发生破裂，但是仅用较小的灌浆压力就足已引起岩石现有裂隙的类弹性扩张。仅需对锚杆增加劈裂注浆一道简单的工艺环节，即可从多方面扩大并加强锚固体系统，从而明显增加锚固力。因此，这种方法投人少而效果明显，工艺简单易于推广应用。劈裂注浆锚索结构如图6所示。图6 劈裂注浆锚索结构示意图3 2 二次劈裂注浆锚索结构型式的研究二次劈裂注浆锚索结构按照第二次高压注浆管置于锚索中间和锚索侧面而有两种形式，图7为第二次高压注浆管置于锚索中间的情况。图7 第二次高压注浆管

42、置于锚索中间的结构图具体结构为二次高压注浆管孔口以下56m为钢管，其余为22，壁厚2mm的聚乙烯塑料管。注浆方法为：第一次注浆810小时后将浆体以4.56mpa（有时力为78 mpa）压力由第二次高压注浆管送入，劈开已灌浆体与岩体，劈开后压力维持在12 mpa，注浆液中加早强剂，锚固段内的压浆管上打花眼，孔径10，间距2030cm，包裹橡胶薄膜，以免第一次压浆时浆液进入，造成二次压浆管的堵塞。就该结构而言，由于第二次压浆管置于锚索孔中心位置，要产生劈裂注浆，从而达到提高锚固力的作用效果，则必须首先将已有浆体劈裂，并渗流至孔口边壁再将岩体劈裂才会有明显的劈裂增强效果。在工程实践中，该结构之所以能

43、对锚固效果有明显提高，可用挤压理论加以说明。如图8所示图8 中心劈裂注浆受力图示也即第二次高压注浆时压力挤压已有浆体，造成对岩体孔壁的挤压力进一步增大，按莫尔库仑抗剪强度准则，这时孔壁径向应力提高，从而引起孔壁的摩擦抗剪作用增强，引起增大。因为s提高，从而引起锚固力增大。但是其实质仅是浆体的挤压变形和细微浆体劈裂，而岩体并未产生劈裂效果，只是在高压力下进入了塑性状态。按coulomb材料圆筒形孔扩张问题的弹塑性解，孔内压力最终值pu为： （14）式中：c为孔壁岩土体粘聚力；q为孔壁岩土体初始应力；=（）cot；=(1+sin)sec ；=；为体积变化系数；为刚度指标，=；、s为孔壁岩体剪切模量

44、和抗剪强度。第一次注浆体已凝固，不可能渗流进入孔壁岩体裂隙，只有第二次注浆浆液才能劈开第一次注浆体和孔壁岩渗流到孔壁岩体裂隙中形成浆脉。按资料介绍，形成的浆脉在较坚硬岩石中不超过56mm，但在软岩、裂隙岩体或散状岩体中，则可能会很大。如在京珠高速公路k98工点中，锚固段每延米的二次注浆量甚至超过500kg.如图9所示，对于劈裂灌浆由于劈裂灌浆时发生水力劈裂作用，浆脉网图9 注浆效果比较 1 压密方式 2 劈裂方式 图10 第二次高压灌浆管锚索侧面的布置图延伸较远，就劈裂灌浆加固岩土体而言锚固效果优于压密灌浆，更适合于大范围的土体加固，只是加固后土体均匀度很难控制。按上海市地基处理技术规范：劈裂

45、灌浆压力：砂土0.20.5mpa；粘土0.20.3mpa；在煤系地层软岩中劈裂灌浆压力为0.81.2mpa；在较坚硬和坚硬岩体中劈裂灌浆压力为1.04.0mpa。由于岩土体性质不同，各地的劈裂灌浆压力有所差别。第二次高压灌浆管宜置于锚索侧面的情况如图10所示，此时可对称布置4根或两根高压灌浆管，也可布置1根管。在该方式下，由于第二次高压注浆管在靠近孔壁的部位，灌注高压浆体时，在劈裂作用下会引起孔壁岩土体细微裂隙的形成，并能在裂隙中形成浆脉，从而增加锚固段半径，改善锚固段单纯的靠粘结抗剪力增阻的方式，并能改善周边岩土体的物理力学特性。根据灌浆压的大小和周边岩体的坚硬程度以及劈裂机理，第二次高压注

46、浆管与孔壁间的距离应有23mm的间隙。这种结构形式的优点是不劈开第一次注浆体，而是直接劈开孔壁岩体，有利于浆液快速进入裂隙中。其缺点是用一根注浆管时，有可能形成单面挤压第一次注浆体的情况。用多根注浆管时，会较大幅度地增加工程造价。另外由于二次高压注浆管是花管，其侧面的孔口要用薄膜包裹，如果放在锚索侧面，下锚时会擦坏薄膜，有可能使二次高压注浆施工失败。因此还是将二次高压注浆管置于锚索中间较好。其次，考虑到高压注浆时需要止浆塞，目前常置于坡面孔口位置，在该情况下，预应力作用于锚固段时，由于高压注浆使得整个锚孔区段内浆液饱满，从而造成自由段的浆体成圆柱杆状并与锚固段粘接成整体，施加设计预应力时，先要

47、将孔口处的凝固浆体压裂破碎，才会使得锚固段的锚固力开始发挥作用。在理想受力状态，即设计状态下锚索的拉力通过浆体传至浆孔接触面，直接引起锚固段相对位移，锚固段的锚固作用在锚索受拉瞬间立即开始发挥作用。如图11所示。从上述图形分析可知，为了直接利用锚固效果，止浆塞应置于孔口以下一定深度处。该深度应略大于设计锚固力作用下的坡体表面位移值。该值与锚固力大小，坡面浅层岩土性质，锚固力传递方式（单梁，框架或整板等）有直接关系。图11 浆体受力分析图示最后，由于锚固力在锚固段上的分布并非均匀，往往是非均匀分布，如图12所示。由于灌浆体和岩体和杆（索）体的弹性特征不一致，当杆体受拉后锚固段粘结应力并非沿纵向均

48、匀分布，出现如图12中曲线所示的应力集中现象。当锚固段较长，随着应力增加，锚固段起始部位灌浆体与地层界面的粘结力逐渐软化或脱开，并向深度发展，其分布曲线如图12中的所示。但是随着锚固效应软化，锚杆抗拔力并不与锚固段长度增加成正比，其分布曲线如图12中的所示。故过长增加锚固长度并不能有效提高锚固力，工程中常取锚固段长度为610m。因此从工程实际出发，应按如图12中所示的应力分布进行锚固段长度设计。三峡工程锚固于花岗岩中3000级锚索工作阶段应力传递深度实测值约为4 m(约25倍孔径)。故工程中锚固段长度超过4 m时，更深处可不进行劈裂注浆，同时考虑到尽量避免锚固段端部与地层界面脱离，对自由段靠近

49、锚固段1m范围内也应进行劈裂注浆，以提高岩土体的抗剪强度指标，故二次注浆管置入锚固段45m就足够。综上所述，对目前劈裂注浆锚索结构型式应采用边缘置初次注浆管，中心置二次高压注浆管。注浆时要采用非饱和注浆，直接利用锚固力工作；二次高压注浆管不宜置于孔底，可主要在自由端距锚固端1m处至锚固段长45m处埋设带花眼的二次注浆管进行二次高压注浆。其结构型式如图13所示。图12 锚固应力分布图 图13 建议的劈裂注浆锚索结构形式3.3劈裂注浆条件下锚索承载力的理论研究在边坡工程中，边坡一经开挖，就会引起坡体应力重分布，此时钻注浆孔将再次引起应力重新分布。劈裂注浆将导致更新的裂隙形成及原有裂隙的扩张27。根

50、据弹性理论，在-平面上，当钻孔周边拉应力克服围岩抗拉强度时，钻孔注浆劈裂才会发生在最小主应力面上，由此可知钻孔劈裂时起始压力为： （15）式中：为钻孔应力集中系数，可通过测试或经验类比估算，一般=2.54.0； 为最大主应力；为最小主应力；为围岩抗拉强度。钻孔起裂后成为带有裂隙的注浆钻孔，如图8所示，根据断裂力学理论，裂隙扩展压力为= （16） 式中：l为裂隙长度； a0为钻孔半径； g（l/）、f（l/）为l/的函数；k1为裂隙扩展时的临界强度因子，它是一个材料常数，即张开型裂纹断裂韧度。其值可由下式确定 （17）式中 ：e为岩石的弹性摸量,为岩石的比表面能，为岩石泊桑比。其裂隙长度l可按c

51、oulomb材料弹性圆筒形孔扩张理论的弹性解所给出的 来确定其质点与孔壁的相对位置，如图14所示。式中 为图14 劈裂后的钻孔图岩土体初始应力， 为岩土体抗拉强度。按该式计算，对于较坚硬的岩石，裂隙长度常在56mm 。故可以认为前述锚索注浆管放置位置的是合理的。在注浆时,尚应注意到注浆压力的损失。注浆压力的损失由输浆管，注浆管和出浆孔三部分摩擦阻力组成，分别以表示。 （18）由粘性流体力学可知，输浆管摩擦阻力为： （19）式中：为浆液粘度，为输浆管长度，为输浆管半径，为流速。注浆管摩擦阻力为： （20）式中：为注浆管摩擦阻力系数，为注浆管长度。出浆孔阻力则受注浆花管孔数、规格、浆液流动形态的影

52、响，理论计算比较困难，只能通过实验量测浆液通过出浆孔时的压力损失确定。由此可知，围岩劈裂注浆压力为：起始劈裂时， （21） 裂隙扩张时, （22） 同时应保证其浆液压力不超过现有设备的注浆能力。预应力锚索采用劈裂注浆可从多方面提高其锚固能力。前述分析说明浆液首先劈裂进入锚固段周围抗拉强度较小的介质，如锚固段与岩土体的结合面；进而充填已开裂发展的裂隙空间，并从中向两侧挤压、胶结，从而改善锚固段周围岩土体的力学特性以及联结程度。浆液向裂隙两侧施压，还使作用在裂隙侧面的小主应力局部升高，其结果使锚固段受到的正压力加大，因而增加了锚固段与周围岩土体的摩擦粘结阻力。同时浆液劈裂作用形成的浆脉结石体终将成

53、为锚固段的一部分，使锚固段的体积与表面积增加，扩大了锚固段的规模，也相应增加了锚索的承载能力。特别是在有地下水的情况下,钻孔注浆使孔壁污染,在孔壁形成一层污染泥薄膜,严重降低锚索的承载能力。高压注浆时这层薄膜被浆液挤压、拌和、切割后消失,提高了浆体与岩体间的抗剪强度,从而使锚索的承载力大大增加。关于浆液扩散半径，目前的研究还未获得成熟的结论，故工程中不好估算其等效的锚固段半径。建议通过一定的模型试验寻求经验公式来计算。在无经验公式可用时，不计浆脉的嵌固效果，按照圆筒形扩展理论的弹性解求出裂隙长度l，同时保证计算范围内裂缝宽度大于浆体材料的换算骨料粒径。以此计算值加上锚孔直径作为等效锚固半径。并

54、且不考虑浆体与岩体交界面的极限粘结应力的变化。按,锚固段侧壁浆体与孔壁岩土体之间的粘结力对锚固力大小起控制作用,对于正常工作状态，按照图15可以将锚固段受力划分为两段,即弹性变形和塑性变形区段。则此时预应力锚索承载力即锚固体轴向力为 （23）式中:为地层材料参数； 为折减系数； 为浆体与岩土孔壁极限粘结力； 为；为塑性受力区长，等于锚固段长度减去弹性受力区长；l为按照圆筒形扩展理论的弹性解求出的裂隙长度；锚固段表面积,将浆脉作用的距离定为粘结界面。由此可确定其结构的承载力大小。也可按mohr-coulomb准则按照圆筒挤密方式进行承载力确定： （24）式中：da为锚固段表面积, c, 为劈裂作用下岩土体的内聚力和内摩擦角, 为锚固段在浆体与岩土体分界面上的正压力。沿锚固段全长积分即知锚固力t的大小： （25） 式中： 都是锚固深度的函数。将弹性受力部分按三角形简化(如图15中虚线所示)，由公式(23)可得出承载力的简化计算式为： （26）式中： 可取浆体与岩土体混合材料的极限粘结应力。3.4劈裂注浆相关参数选择的讨论3.4.1浆液的选择一种理想的注浆材料，应满足以下要求：(1) 浆液粘度低，流动性好，可注性好，能够进入细小裂隙；(2) 浆液凝固时间能任意调节，并能准确地控制；(3) 浆液稳定性好，无毒，不易爆，不易燃；(4) 浆液对注浆设备、管道