李广俊 张荣 南林 冯曼曼 孟旭 叶莹莹招商局重庆公路工程检测中心有限公司 云南省交通发展投资有限责任公司摘 要：锚固体与岩土体粘结强度是边坡锚索加固工程设计计算中的关键参数，主要通过基本试验，基于不同岩性、材料参数及实际工况计算获取，但相关规范中就如何通过基本试验合理获得，并无详细的计算方法。
为解决此问题，以广东某高速公路类土质高边坡锚索为研究对象，通过对现场的试验锚索开展多工况基本试验研究，运用2种不同约束条件的计算方法，结合锚索加固的实际力学形态，提出了切合实际的试验参数分析计算方法及施工工艺改进措施，并在依托项目边坡中得到成功应用，供类似工程参考。
关键词：类土质边坡;锚索;基本试验;锚固力;粘结强度;作者简介：李广俊(1987—),女，重庆市人，本科，高工，主要从事道路工程及其材料的试验、研究及咨询工作。
E-mai:liguangjun1@cmhk.com。
;*南林(1984—),男，吉林省四平市人，硕士，高工，主要从事桥梁工程检测、设计与咨询工作。
E-mail:17880032@qq.com。
;锚固技术是利用巨大的锚固力改变边坡坡体应力状态、调用坡体自稳能力的一种主动加固方法[1,2]。
它安全稳定、轻巧美观，综合造价及社会效益优于传统的重型支挡结构[3,4],在各类边坡加固工程中应用广泛。
但目前相关规范针对边坡锚索加固设计的主要参数，即锚固体与边坡岩土体之间的粘结强度如何通过基本试验合理获得，并无参照的详细计算过程；查阅既有研究成果，基于基本试验结果的分析方法也不够明确，这在一定程度上阻碍了锚索在边坡加固方面的推广应用[5]。
为此，本文以广东某高速公路类土质边坡为对象，开展锚索基本试验研究，提出锚索锚固不同注浆工况下的锚固体与岩土体粘结强度分析方法，并应用该分析方法在不同试验孔的锚索基本试验中进行应用分析和结果验证，以便更好地为设计提供依据[6]。
1 工程概况案例边坡位于广东某高速公路垭口地带，边坡高83 m。
据勘察报告和现场工程地质调查，该高边坡地形地貌复杂，坡体岩性主要由全风化花岗岩构成，含水量较大，工程地质条件较差，花岗岩风化深度达50 m以上，坡体内含有大量的巨型球状风化核。
地勘揭露边坡地层由上而下主要情况：1) 坡面坡积物表层为粉土，稍密，含少量中粗砂，为坡积成因；2) 全风化花岗岩，灰黄色，岩芯呈砂土状，遇水软化；3) 强风化花岗岩，黄褐色，粗粒结构，岩芯呈半岩半土状、块状，岩体完整性较差，强度较低。
由于高边坡岩土体强度总体较低，且坡高大，边坡整体存在深层滑动的可能，因此须对该高边坡采取必要的防护措施。
边坡采取分级开挖，放缓坡比的方法施工。
边坡共分为9级，其中1～5级坡率为1∶1,6～9级坡率为1∶1.25,1级边坡高为8 m, 2级及以上每级坡高10 m, 第2、5级边坡设平台，宽度分别为8 m、10 m, 其余边坡平台宽度为2 m。
除此之外，还在第3、4、6级边坡分别设计施加了3排锚索，第1级边坡设置钢锚管格梁支护，第2、5、7、8级边坡采用锚杆格梁支护。
2 试验锚索试验锚索是相对现场实施后的工作锚索而言的，本实例工程专门设置了6孔用于基本试验的锚索，以便开展基本试验研究，通过试验分析为边坡加固设计提供参数依据。
2.1 试验方案设计预应力锚索基本试验为破坏性试验[7]。
为更好地取得锚索体的客观技术参数，并考虑不同施工工艺对锚索锚固力的影响及贡献作用[8],本次试验锚索共设置2组，每组3孔，共6孔锚索，每孔锚索均为4根钢绞线。
其中，1号组为1次注浆的3孔，2号组为2次注浆的3孔，其锚固段长度分别为2.0 m、3.0 m、4.0 m, 自由段长度均为5 m。
试验锚索的具体参数情况如表1所示，6孔试验锚索的岩土体及施工注浆情况如表2所示。
表1 试验锚索参数 导出到EXCELTable 1 Test cable parameters组号锚索编号锚索长度/m锚固段长度/m自由段长度/m自由段注浆长度/m钻孔径/mm1(1次注浆)S1-17250.3130S1-28351.5130S1-39451.51302(2次注浆)S2-17251.2130S2-28350.0130S2-39451.11302.2 试验方法试验锚索与工程锚索采用相同的钢绞线，即由4根Φ15.24 mm低松弛高强度(1 860 MPa)钢绞线编制。
试验锚索成孔完成后，先将编制好的锚索钢绞线束置入孔中，后进行注浆，浆体为M30水泥砂浆，并加入早强减水剂。
1次注浆的3孔试验锚索，平均注浆压力为1.2 MPa～2 MPa, 注满回浆后将注浆压力稳定在2 MPa; 2次注浆的3孔试验锚索，在1次注浆的基础上，2次注浆压力为3 MPa～4 MPa, 进油阀关闭后，压力稳定在3 MPa。
本次试验控制的时间要求、加载方法、破坏条件、极限荷载的确定等，根据现行国家标准《建筑边坡工程技术规范》(GB 50330—2013)附录C中关于锚杆锚索试验的相关规定执行。
3 锚固体与岩土体粘结强度τ的计算方法试验目的是通过试验锚索拉拔试验以求得锚索水泥浆锚固体与地层间的粘结强度值[9],其计算方法根据锚索自由段是否注浆分为以下2种：3.1 自由段不注浆此时，粘结强度值τ即取试验破坏荷载的95%作为其极限荷载，并按下式求取：τ=Ruπ⋅D⋅L0         (1)�=��π⋅�⋅�0         (1)表2 试验锚索岩土体参数 导出到EXCELTable 2 Parameters of rock-soil body of test cable锚索编号锚索长度/m岩土体情况S1-170 m～0.5 m 为全风化花岗岩，较干0.5 m～4.5 m 为花岗岩孤石(孤石处于自由段)4.5 m～7.0 m为全风化花岗岩，较干S1-280 m～4.0 m 为全风化花岗岩，较干4.0 m～8.0 m 为全风化花岗岩，可塑S1-390 m～1.5 m 为全风化花岗岩，较干1.5 m～3.0 m 为全风化花岗岩，可塑3.0 m～9.0 m为全风化花岗岩，可塑性较强S2-170 m～2.8 m 为全风化花岗岩，较干2.8 m～7.0 m 为全风化花岗岩，可塑S2-280 m～5.0 m 为全风化花岗岩，较干5.0 m～6.5 m 为全风化花岗岩，可塑6.5 m～6.7 m 花岗岩孤石(孤石恰好位于锚固段)6.7 m～8.0 m为全风化花岗岩，可塑S2-390 m～3.5 m 为全风化花岗岩，较干3.5 m～6.5 m 为全风化花岗岩，可塑性较强6.5 m～9.0 m为全风化花岗岩，可塑式中：Ru为锚索体极限荷载，kN,取试验破坏荷载的95%作为其极限荷载，即Ru=P×95%,其中P为试验所得的锚索体破坏荷载；D 为锚索体(孔)直径，m, 6孔试验锚索孔径均为0.13 m; L0 为锚固段长度，m; τ为锚固体与岩土体之间的粘结强度，kPa。
3.2 自由段注浆此工况下，锚索体的极限抗拉荷载由锚固体与周围岩土体的粘结强度和自由段注浆体对其极限抗拉荷载2部分组成[10],故在由试验结果计算推求锚固体的粘结强度τ时，应充分考虑自由段注浆体对锚索极限抗拉荷载的贡献。
6根试验锚索中，有5根锚索自由段注了浆，自由段注浆体也提供了一定的极限抗拉荷载，其注浆长度如表1所示。
在实际计算时，可采用以下2种方法。
1) 方法1:将锚固段注浆体和自由段注浆体分别计算5孔锚索体自由段注了浆，因此，其锚索体的极限抗拉力由2部分组成：一是锚固体的锚固力，即由锚固体周围的粘结强度提供的锚固体极限荷载Rm,该极限荷载是本次试验需要求得的数值，按下式确定：Rm=π·D·L0·τ (2)式中：Rm为锚固体极限抗拉荷载，kN;L0 为锚固段长度，2组锚索的锚固段长度分别为2 m、3 m和4 m。
二是由自由段注浆形成的水泥浆体与周围地层的粘结强度[11,12]。
该粘结强度是本次试验要剔除的数值，因此，通过试验数据的结果分析，以求得该段的粘结强度值，并在最终确定锚固段粘结强度予以剔除考虑。
假设自由段注浆体与周围岩土层之间的粘结强度为Rz(kN/m),根据本次试验1次注浆和2次注浆的2组锚索，结合各组试验锚索的相应参数，可按下式分别求得2组施工条件下锚索自由段与周围岩土层之间的粘结强度Rz:Rui=Rz×Lz+Rm=Rz×Lz+L0×τ×π×D (3)如对于S1-1号试验锚索，锚固段长度L0=2 m, 则Ru1=Rz×Lz+Rm=Rz×Lz+2×τ×π×D (4)对于S1-2号试验锚索，锚固段长度L0=3 m, 则Ru2=Rz×Lz+Rm=Rz×Lz+3×τ×π×D (5)对于S1-3号试验锚索，锚固段长度L0=4 m, 则Ru3=Rz×Lz+Rm=Rz×Lz+4×τ×π×D (6)式中：Lz为各孔试验锚索的自由段注浆长度；Ru1、Ru2和Ru3分别为试验实测的3根极限抗拉荷载，kN,取试验破坏荷载的95%作为其极限荷载，即Rui=Pi×95%,其中Pi为试验所得的锚索破坏荷载。
对于2次注浆的3孔试验锚索，同样可得上述3个公式。
以该3个公式中的任意2个组成方程组，求解即可得到锚索自由段与周围岩土层之间的粘结强度Rz。
另外，由于锚固段的极限粘结强度要大于自由段的极限粘结强度，故要求Rz≤τ×π×D。
当Rz求得后，可由式(3)反算求得锚固体与地层岩土间的极限粘结强度值τ:τ=Rui−Rz×Lzπ×D×L0         (7)�=���-��×��π×�×�0         (7)2) 方法2:将自由段注浆体等同于锚固段注浆体计算计算时，将自由段注浆体看作锚索段，这时锚索的锚固段长度即为实际锚固段长度与自由段注浆体长度之和[13],并按上述2种方法分别进行计算。
通过对所试验的2组共6孔锚索拉拔试验的结果进行整理，得到各锚索的破坏荷载及极限荷载，如表3所示。
表3 试验锚索拉拔试验结果 导出到EXCELTable 3 Drawing-test results of test cable参数1组2组S1-1S1-2S1-3S2-1S2-2S2-3锚索长度/m789789锚固段长度/m234234自由段长度/m555555自由段注浆长度/m0.31.51.51.20.01.1钻孔径/mm130130130130130130破坏荷载/kN291205427403464>600极限荷载/kN276.5194.8405.7382.9440.8570注：受试验设备最大荷载只能张拉至600 kN的限制，该试验锚索均未张拉至实际破坏。
4 试验结果分析4.1 试验计算过程分析4.1.1 2次注浆的3孔锚索粘结强度τ计算1) 方法1:将锚固段注浆体和自由段注浆体分别计算将表3中2次注浆的3孔试验锚索(编号分别为S2-1、S2-2和S2-3)的极限荷载值结合各孔锚索相应的几何参数，代入式(3)中，并两两联立方程组求解，得Rz=74.2 kN/m、150.6 kN/m和-16.1 kN/m, 其中负值为异常现象，实际计算时将该数值剔除，而将另2个Rz计算值求平均值采用，即Rz=(150.6+74.2)÷2=112.4 kN/m。
将该值分别对应于试验锚索，可分别求得各试验锚索锚固段与周围岩土体的粘结强度值τ,即S2-1号、S2-2号、S2-3号试验锚索τ值分别为303.80 kPa、359.95 kPa、273.37 kPa。
对于S2-3号试验锚索，由于在试验过程中未将其拉至破坏，其实际的破坏荷载必然大于上述计算过程所采取受限的破坏荷载600 kN,这也是造成上述计算结果中S2-3号试验锚索的粘结强度明显低于S2-1号试验锚索和S2-2号试验锚索粘结强度的主要原因。
因此，在实际分析时应将S2-3号试验锚索的计算结果予以剔除，仅根据S2-1号试验锚索和S2-2号试验锚索的计算结果进行分析。
对于S2-1号试验锚索和S2-2号试验锚索粘结强度的计算结果，按安全原则，应取τ=τmin,即这时粘结强度值τ的平均值为303.80 kPa。
2) 方法2:将自由段注浆体等同于锚固段注浆体计算按该方法可求得：S2-1号、S2-2号、S2-3号试验锚索τ值分别为293.13 kPa、359.95 kPa、273.80 kPa。
同理，将S2-3号试验锚索的计算结果予以剔除，仅根据S2-1号和S2-2号试验锚索的计算结果进行分析。
按安全原则，应取τ=τmin,即取S2-1号和S2-2号试验锚索粘结强度的最小值，则这时粘结强度值τ的平均值为293.13 kPa。
据上可知，按上述2种计算方法求得的粘结强度值303.80 kPa与293.13 kPa相差不大，实际计算时，可取τ=293.13 kPa。
根据上述计算分析可知，2种方法计算结果相差并不大，但方法2更符合工程实际力学状态，且结果对于工程实际而言还稍偏安全，故推荐在实际工程中采取方法2较为合适。
4.1.2 1次注浆的3孔锚索粘结强度τ计算对于1次注浆的3孔试验锚索，按式(3)计算自由段注浆体与周围岩土体的粘结强度，则所求得自由段注浆体与周围岩土体之间粘结强度均为负值，这与实际不符。
这时可采用上述的方法2,即将1次注浆3孔试验锚索的自由段注浆体作为锚固体计算。
据此，将表3所示的各试验锚索极限荷载值代入式(2),分别求解可得1次注浆的3孔试验锚索锚固段与周围岩土体的粘结强度值τ为：S1-1号为294.5 kPa; S1-2号为106.1 kPa; S1-3号为180.7 kPa。
上述结果中，S1-2号试验锚索的计算结果偏小，为异常值，实际分析时应予以剔除。
同样，按安全原则，对于S1-1号和S1-3号试验锚索的试验结果，取τ=τmin,由此可得1次注浆的3孔试验锚索的锚固段与周围岩土体的粘结强度值τ应为180.7 kPa。
由以上计算结果可知，1次注浆的3孔试验锚索，其锚固段与周围岩土体的粘结强度平均值τ远小于2次注浆的锚固效果。
另外，从表3可知，相同锚固段长度的试验，2次注浆的3孔试验锚索的极限抗拉荷载均要远大于与之相对应的1次注浆的3孔试验锚索的极限抗拉荷载。
4.2 2种注浆工况试验结果分析结合该高边坡实际工程中锚索的设计荷载370 kN,如按1次注浆的结果，即τ=180.7 kPa, 并结合工程实际锚索的锚固段长度L0=9 m进行计算，则工程实际锚索的极限抗拉荷载P为：P=L0×π×τ×D=9×3.14×180.7×0.13=663.86 kN根据以往工程经验，对于土层锚索，锚固段通常难以全部发挥锚固效用，故在此将实际工作锚索的锚固段长度以8 m计，即有锚索的极限抗拉荷载P为：P=L0×π×τ×D=8×3.14×180.7×0.13=590.09 kN则这时的安全系数K为：K=590.09÷370=1.59即当锚索实际锚固长度为8 m时，这时的安全系数K达不到规范中规定的2.0～2.2的要求。
如按2次注浆试验锚索并按方法1的计算结果，即τ=293.13 kPa, 锚固段长度同样取8 m, 则工程实际锚索的极限抗拉荷载P为：P=L0×π×τ×D=8×3.14×293.13×0.13=957.24 kN则这时的安全系数K为：K=957.24÷370=2.59这时，工程锚索的安全系数不仅完全可满足规范所规定的要求，还更为安全。
如要将安全系数控制在规范所规定的2.0～2.2的范围，则还可以适当提高工程实际锚索的张拉荷载。
对于工作锚索的实际张拉吨位，可采用回归方程进行计算，但由于1次注浆及2次注浆的6孔试验锚索的拉拔试验结果仅各有3个试验点，试验数据点不足，难以建立良好的回归关系，且相对较为离散，如采用回归方程求解，精度将较低，回归系数不高。
通过上述方法求解得到的该边坡地层与注浆锚固体之间的粘结强度值τ为通过不同锚固段长度的锚索拉拔试验结果，并取相对最小值(τ=τmin)得到的，其结果是偏于安全的，也是相对合适的[14]。
根据上述计算结果可知，工作锚索的实际张拉荷载可适当提高，如考虑将荷载提高至450 kN,则这时的安全系数K为：K=957.24÷450=2.13根据现行《公路路基设计规范》(GB 50330—2013),2.13的安全系数也是满足规范要求的[15]。
对本文实际案例边坡，在设计时即是采用本文提出的方法2,并适当提高了张拉吨位。
实践证明，该方法是有效且可靠的，可为类似工程借鉴参考。
5 结束语1) 根据1次注浆和2次注浆的2组锚索试验计算结果可知，2次注浆锚索的粘结强度值普遍大于1次注浆，表明2次注浆能够大大提高锚索的极限抗拉强度，且注浆压力也对锚索抗拉强度具有重要影响，建议尽可能采用2次注浆工艺，并保证足够的注浆压力。
2) 通过对锚索粘结强度2种计算方法的对比研究，结果表明2种方法计算结果相差较小，但方法2更符合工程实际力学状态，且结果对于工程实际而言还稍偏安全，故推荐在实际工程中采取方法2(即将自由段注浆体等同于锚固段注浆体计算)较为合适。
3) 在保证施工工艺及满足规范要求的条件下，可适当提高工作锚索的张拉吨位，以提高锚索锚固力。
4) 针对依托工程的跟踪监测发现，当锚索处于较软弱岩土体(全-强风化类土质边坡)中时，可能会产生不同程度的预应力损失，故建议在初始张拉锁定的1个月后，再次对其进行1次补张拉，以保证锚索预应力满足设计要求。
参考文献[1] 邹旭.高速公路建设中的框架锚索边坡防护施工技术[J].四川建材，2021,47(2):121-122.ZOU Xu.Construction technology of frame anchor cable slope protection in expressway construction[J].Sichuan Building Materials,2021,47(2):121-122.[2] 辜荣华，彭辉.公路施工中高边坡预应力锚索施工技术研究[J].交通世界，2021(25):107-108.GU Ronghua,PENG Hui.Research on construction technology of prestressed anchor cable for high slope in highway construction[J].Transpoworld,2021(25):107-108.[3] 王洪存.华南山区某深路堑边坡加固处治技术[J].公路交通技术，2021,37(4):19-26.WANG Hongcun.Reinforcement treatment technique for deep cutting slope in mountainous area of south China[J].Technology of Highway and Transport,2021,37(4):19-26.[4] 黄纲领，刘修平.某高速公路滑坡治理与边坡预加固工程实例分析[J].公路交通技术，2021,37(3):13-22.HUANG Gangling,LIU Xiuping.Case analysis of landslide treatment and slope pre-reinforcement engineering of an expressway[J].Technology of Highway and Transport,2021,37(3):13-22.[5] 龚啸，王星海.路堑边坡预应力锚索基本试验[J].广东公路交通，2014(5):24-26.GONG Xiao,WANG Xinghai.Basic tests on prestressed anchor for cutting slope[J].Guangdong Gonglu Jiaotong,2014(5):24-26.[6] 王志，石占斌.高边坡防护工程预应力锚索基本试验的案例分析[J].公路交通科技(应用技术版),2016(9):64-65.WANG Zhi,SHI Zhanbin.Case analysis of basic test of prestressed anchor cable in high slope protection engineering[J].Journal of Highway Transportation Research and Development (Applied Technology Edition),2016(9):64-65.[7] 中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑边坡工程技术规范：GB 50330—2013[S].北京：中国建筑工业出版社，2013.Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People′s Republic of China.Technical code for building slope engineering:GB 50330—2013[S].Beijing:China Architecture & Building Press,2013.[8] 韩永华.预应力锚索施工质量检测技术体系及其工程应用[J].公路交通技术，2017,33(3):7-9.HAN Yonghua.Quality inspection system of prestressed anchor cable construction and its engineering application[J].Technology of Highway and Transport,2017,33(3):7-9.[9] 刘秀会，李海平.岩土锚固技术在土岩混合边坡治理中的应用及分析[J].公路交通技术，2016,32(3):27-30,34.LIU Xiuhui,LI Haiping.Application and analysis of rock-soil anchoring technology in treatment of soil-rock mixed slope[J].Technology of Highway and Transport,2016,32(3):27-30,34.[10] 肖世国，周德培.锚索自由段长度对锚索桩内力的影响[J].公路交通科技，2006,23(8):44-47.XIAO Shiguo,ZHOU Depei.Analysis of influence of length of free section of anchor cable on internal force of anti-slide pile with prestressed anchor cable[J].Journal of Highway and Transportation Research and Development,2006,23(8):44-47.[11] 梁振宁.压力分散型锚索基本试验研究[J].中国勘察设计，2018(5):92-94.LIANG Zhenning.Basic experimental study on pressure dispersive anchor cable[J].China Investigation and Design,2018(5):92-94.[12] 廖振明.高边坡预应力锚索(杆)试验孔基本试验[J].公路交通技术，2006(2):10-12,15.LIAO Zhenming.Basic experiments for high slope pre- stressed anchor cable (bar) test hole[J].Technology of Highway and Transport,2006(2):10-12,15.[13] 刘桂宏，罗斌.一种确定预应力锚索在地下工程支护设计中自由段长度的方法[J].公路交通技术，2014(2):97-99.LIU Guihong,LUO Bin.A method to determine the length of free section of prestressed anchor cable in underground engineering support design[J].Technology of Highway and Transport,2014(2):97-99.[14] 周发恒，张杰.基于坡面位移信息的顺层岩质边坡动态稳定性分析[J].公路交通技术，2017,33(1):6-11.ZHOU Faheng,ZHANG Jie.Dynamic stability analysis of bedding rock slope based on slope displacement information[J].Technology of Highway and Transport,2017,33(1):6-11.[15] 曹松傑.坡形要素变量商与土质路堑边坡稳定系数关系研究[J].路基工程，2021(6):114-118.CAO Songjie.Study on the relationship between the variable quotient of slope factors and stability coefficient of soil cutting slope[J].Subgrade Engineering,2021(6):114-118.声明：我们尊重原创，也注重分享。
有部分内容来自互联网，版权归原作者所有，仅供学习参考之用，禁止用于商业用途，如无意中侵犯了哪个媒体、公司、企业或个人等的知识产权，请联系删除（邮箱：glyhzx@126.com），另本头条号推送内容仅代表作者观点，与头条号运营方无关，内容真伪请读者自行鉴别，本头条号不承担任何责任。