无锡市双帆(金帆)钻凿设备有限公司

无锡市双帆（金帆）钻凿设备有限公司研发YG-50钻机首次出口巴西由无锡金帆钻凿设备有限公司研制的YG-50锚固钻机,已于2009年3月首次出口巴西，4月份还要发第二批。这两次出口不仅进一步的扩展了我公司的南美洲市场，同时也证明了YG-50锚固钻机已经被巴西客户认可。YG-50锚固钻机为全液压驱动动力头式钻机，适用于水电站、铁路、公路边坡大吨位预应力锚固孔、排水孔等多种工程施工。其主要技术参数如下所示：1.钻孔深度40-60m2.钻孔直径φ100-168mm3.钻杆规格φ73*1500mmφ89*1500mm4.钻孔倾角度0-120°5.动力头输出钻速（正反）5-120rpm6.动力头额定输出扭矩2000Nm7.动力头行程1800mm8.桅杆滑移行程500mm9.动力头最大起拔力30kN10.动力头最大给进力15kN11.液压系统额定压力20MPa12.电动机型号Y180M-4功率18.5kW13.主机外形尺寸3000*1000*1500mm14.钻机重量1000kg15.最大部件重量（电动机除外）200kg岩土锚固工程YANTUMAOGUGONGCHENG第2期2009年6月NO.2Jun2009·1·压力型锚索锚固力的探讨吴志刚刘庆元朱本珍（中铁西北科学研究院有限公司深圳南方分院）[摘要]当前的锚固工程广泛采用了压力型预应力锚索，足够的锚固力是保证工程稳定性的重要因素，内锚固力灌浆体与孔壁之间的粘结应力直接影响其锚固效果。本文通过采用内锚固段与钻孔周岩体弹性假设，通过它们之间粘结应力强度的分布、锚固段受力状态和应力的分析，探讨关于锚索内锚固段锚固力和锚固长度之间的关系,确定锚索锚固力。该确定方法有较强的工程应用性，供工程界借鉴。[关键词]压力型预应力锚索内锚固段峰值粘结长度极限锚固力临界锚固长度1前言在地面开挖与地下工程中，预应力铺索通常是加固不稳定岩土体的主要手段，国内外已有大量的工程经验。然而，在预应力锚索内锚固段长度设计时，通常从以下3个方面来决定其锚固力：（1）预应力钢绞线与水泥浆或水泥砂浆粘结强度；（2）钢绞线对荷载的承载力；（3）内锚固体与孔壁的粘结强度。但锚固工程一般发生粘结破坏，出现在灌浆体和孔壁结合面，特别是预应力锚索锚固段处在软岩或破碎岩体中，灌浆体和孔壁结合面粘结强度可能比钢绞线和灌浆体粘结强度要低得多，这使得灌浆体和孔壁能发挥的粘结强度比它和钢绞线能发挥的粘结强度要低，首先导致灌浆体和孔壁岩体结合面的破坏，即锚固体沿界面滑动破坏。因此，很有必要对灌浆体和孔壁岩体结合面的粘结强度模式进行研究。2锚索锚固应用设计的现状2.1传统锚索极限锚固力的确定传统的预应力锚索设计理论是假定内锚固段沿灌浆体与孔壁粘结强度均匀分布提供抗力。英国BS8081建议在粘土中采用以下公式进行计算：式中Tu——锚索极限承载力；d——钻孔段钻孔直径；L——锚固段长度；Cu——锚固段平均不排水抗剪强度；α——不排水抗剪强度有关的折减系数。国内也往往采用下面公式来计算岩土体锚索的极限承载力，即：式中Tult——锚索的极限承载力；τult——地层与注浆体界面上的极限粘结强度；d——钻孔直径；L——锚固段长度。大量的试验和研究表明内锚固段沿灌浆体与孔壁粘结强度是非均匀分布，当今工程设计是按照内锚固段沿灌浆体与孔壁粘结强度均匀分布设计，与工程实际严重不符合。甚至影响锚固工程的安全性。2.2内锚固段与孔壁粘结界面峰值粘结强度的确定国内外许多学者对岩体与内锚固段灌浆体间的粘结强度进行了大量相关研究，以便确定灌浆体与孔壁界面的峰值粘结强度τult。张发明等从分析影响粘结强度的因素入手，根据我国实施岩体质量分级的国家标准，提出了确定岩锚峰值粘结强度的经验方法，并建立岩体质量与粘结强度的相关关系：（1）（2）vcKRBQ250390++=]1662.8ln553.1[2−=BQCultdLTultultπτ=uuCdLTαπ=岩土锚固工程YANTUMAOGUGONGCHENG第2期2009年6月NO.2Jun2009·2·式中C2ult——岩体与锚固体间极限粘结强度；BQ——岩体基本质量指标；Rc——岩石单轴抗压强度；Kv——完整性系数。徐景茂和顾雷雨提出了用试验的方法确定灌浆体与孔壁之间的峰值粘结强度。试验通过在灌浆体两端同时加方向一致相同的力，直到灌浆体与孔壁出现剪切破坏，而得到灌浆体与孔壁之间的峰值粘结强度公式：。其中P为灌浆体两端力之和，D为钻孔直径，L为灌浆体长度。英国LittleJohn根据某些代表性岩石抗压强度试验结果，提出了岩石与灌浆体粘结强度的设计值；SerranoA.Olalla.C等根据Hoek—Brown准则推导了群锚破坏条件下岩锚极限粘结强度Cult的经验公式；我国长江科学院韩军等提出了按岩石强度等级确定锚固体与岩体粘结强度的建议值等。当不能从上述诸多方法得到灌浆体与孔壁界面的峰值粘结强度τult，可以查资料直接确定。从而为确定灌浆体与孔壁结合面峰值粘结强度提供了简便快捷的途径，减少现场岩锚试验的数量，节约大量的工程投资。3压力型内锚固段与孔壁粘结应力传递模型3.1压力型锚索内锚固段应力计算模式锚固段是整个锚索的重要受力部件，它的质量好坏，对整个锚索的安全和稳定性起决定性作用。同时它又是隐蔽工程，很难具体的确定其锚固段受力精确模式。Phillips提出锚杆的界面粘结剪应力按指数函数分布，表示为，式中：τ0为锚固段顶端处的粘结剪应力，τx为距锚固段顶端x处的粘结剪应力，d为锚杆直径，A为锚杆中粘结剪应力与主应力有关的长度系数。而牟瑞芳采用局部变形假定（即Winker假设），建立表达式为)()(xkxsωτ⋅=，式中：τ(x)为x注浆体与周边的粘结应力。ω(x)为x处注浆体与孔壁间的相对位移，ks为综合切向刚度。大量的的现场实验也验证了锚索的灌浆体与孔壁的粘结强度不是均匀的分布，以非线性递减函数方式沿灌浆体长度分布。本模型的内锚固段粘结区弹性假定：（1）灌浆体受力沿轴向方向；（2）灌浆体和围岩为弹性体；（3）灌浆体与孔壁界面是弹性粘结，符合Winker假设；（4）定义ks为灌浆体与孔壁的弹性粘结面粘结系数，且为定值。图1内锚固段受力分析图内锚固段受力如图1所示，灌浆体顶端（x=la处）受到张拉锚固力P0的作用，在注浆体轴向方向并距离底端一微段dx上，其界面的粘结强度为τ(x)，锚固体微分段两侧所受的轴力分别为P(x)，P(x)-dP(x)，界面的弹性位移为du(x)。根据弹性力学方程和单元体静力平衡条件可以建立如下微分方程：（3）（4）（5）A和B截面边界条件为：A截面处x=0，p(x)=0；B截面处x=la，p(x)=Pu。利用A和B边界条件求解（3）、（4）和（5）得锚固力公式：（6）将（6）代入（5）就可以得到灌浆体与孔壁的粘结强度表达式：DLPgπτ=0g0τdAxxe0ττ=0)(222=−xukrdxudEAsgπ0)(=−xPxduEA0)()(=−xukxsτEAkPklshkxchxua0)()()(⋅=岩土锚固工程YANTUMAOGUGONGCHENG第2期2009年6月NO.2Jun2009·3·（7）式中k——τ(x)——x灌浆体与孔壁的粘结强度；P0——锚索的锚固力；E——灌浆体弹性模量；A——灌浆体面积；rg——灌浆体半径；la——锚固段长度。由式（7）可知灌浆体与孔壁粘结强度不仅与初始的张拉锚固力和粘结界面的性质有关，而且与灌浆体本身性质和孔径有关，并且分布也是不均匀的。3.2基于峰值粘结强度的临界锚固长度计算对于内锚固段灌浆体和孔壁岩体粘结强度峰值粘结强度，对于式（7），如果x→la，在图（2）B处取得最大值，即：（8）由假设知在弹性变形范围内，为了充分利用灌浆体和孔壁岩体粘结强度，则：（9）由式（8）、（9）和假设得出相应的内锚固段灌浆体与孔壁弹性粘结面粘结系数ks：（10）将（10）代入（7）得：（11）对（11）进行积分得：（12）由式（12）和图（2）知，在B处锚固力取得极限值，Pu=P0：（13）式中Pumax——最大锚固力；Pu——极限锚固力。对（13）分析知，当tanh（kla）=1，即:kla≈4，则：（14）为了区别la，定义lcal为临界锚固长度，即当锚固长度超过该长度时。锚固力不增加。由（14）可得临界锚固长度：（15）因此当内锚固段锚固长度超过临界锚固长度时，极限锚固力与锚固长度无关，只与内锚固段灌浆体与孔壁岩体本身性质和灌浆体半径有关。3.3压力型锚索锚固力、锚固长度及临界锚固长度的关系由（7）知，理论上灌浆体和孔壁岩体粘结强度在锚固长度x上总存在，故锚固长度是无限长的。3.2节分析可以看出，锚固长度是有限的，并不是越大越好，而存在一个临界长度lcal，这临界长度lcal在设计中是一个重要参数。联立（12）和（13）可以得到：（16）（17）上两式锚固力与内锚固长度是正弦双曲线关系，但并不是总是随长度增加而增大，对于超过临界锚固长度就会不再增加。因此，从实际工程角度出发，设计时，锚索锚固长度是有限的，应不超过其临界锚固长度lcal，特别是软岩和破碎岩体，这样才能充分利用灌浆体和孔壁岩体本身固有的特性，确保锚固力和锚固效果。4工程现场试验验证本文根据中铁西北科学研究院在甘肃的河)()()(asuklshkxchEAkkPx⋅=τEAkrksg/2π=krEAkPlgsaπτ2)(0=ultalττ=)()()()(aultklshkxchxττ=∫∫==xaxdxklshkxchPdxxxp000)()()()(τkklPPauu/)tanh(max=42==calugultalPrklπτultgucalrPlτπ24=)4(271)(calulxshPxp=1)(≤upxpEArPkguulisπτ2)(2=t岩土锚固工程YANTUMAOGUGONGCHENG第2期2009年6月NO.2Jun2009·4·西走廊、广东的京珠高速公路、福建的漳龙高速公路以及青海省湟倒线高速公路的锚固试验点，进行对比比较验证，具体试验参数和结果见表1。锚固试验的参数及锚固长度l和临界锚固长度lcal表1试验点岩性孔径rg（mm）峰值粘结强度τult（kPa）试验锚固力Pu（kN）试验有效锚固长度l（m）计算临界锚固长度lcal（m）河西走廊砂岩110173010006.0～7.06.7京珠高速砾岩1307508409.5～10.511.0漳龙高速砂岩1102070230011.5～12.511.6湟倒高速灰岩11070069011.5～12.011.4注：峰值粘结强度是根据文献选取的。从上表可以看出：根据公式（15）计算所得的临界锚固长度与试验有效锚固长度吻合得很好。因此，对于确定的岩体，我们根据试验，可以确定它的极限锚固力Pu，再基于内锚固段灌浆体与孔壁峰值粘结强度，可以快速求出临界锚固长度lcal。对于实际的工程应用，在设计过程中，首先做典型的锚索极限锚固力试验，确定极限锚固力Pu，根据2.2节介绍的有关资料查出或按有关文献的方法就可以确定灌浆体与孔壁峰值粘结强度τult，从而计算得到设计的临界锚固长度。因而具有快捷、简便和很强的工程实用性。5结论基于内锚固段灌浆体与孔壁之间峰值粘结强度的关系，通过理论分析和试验验证得出以下结论：（1）由公式（7）知内锚固段灌浆体和孔壁岩体粘结强度从锚固段顶端向底端看（即内锚固段受力分析图从B向A看）是呈非线性递减分布，递减速率与灌浆体和孔壁岩体本身性质有关，且与锚孔截面积即孔径有关。（2）存在一个临界锚固长度，使得锚固力在这个范围内增长较快，锚固力随锚固段增加而增加；超出这个范围锚固力，随着锚固长度增加，锚固力基本不变。（3）在本方法中，充分利用了灌浆体和孔壁岩体峰值粘结强度，且不超过它们之间的峰值粘结强度，保证内锚固段灌浆体和岩体原始完整性（对于软岩和破碎岩体很重要）从而不破坏灌浆体和岩体粘结界面，特别有利于锚索的防腐，适用于永久性锚固工程。（4）本方法充分利用了内锚固段灌浆体与孔壁岩体的粘结强度。与现场试验比较吻合。因此，按照内锚