土钉支护(soilnailing)是一种用于提高边坡,挡土墙以及开挖中隧道、基坑等稳定性的土体原位加筋技术;其原型可追溯至上世纪60年代利用无预应力钢筋和喷浆水泥砂浆来加固地下开挖岩体的新奥地利开挖隧道方法(简称新奥法NewAustrianTunnelingMethod)。土钉是置入于现场原位土体中以较密间距排列的细长杆件如钢筋或钢管等并通常还外裹水泥净浆体或砂浆浆体,其特点是沿通长与周围土体接触,以群体起作用与周围土体形成一个组合体。土钉的锚固作用依赖于岩土体首先发生一定的局部变形,继而由钉-土间连续的喷浆体为传力媒介,通过与土体接触界面上的粘结力或摩擦力使上钉被动受拉,在其土钉钢筋中产生张拉力从而达到约束岩土体变形的加固目的。　　 现代土钉支护技术于上世纪70年代初期在法国和德国首先得到深入研究和应用,随着其技术不断发展,土钉较传统挡土墙支护方式所具备的低成本高效益、快速施工、无需长期监测的优势开始凸现,在其后十至二十年间获得了包括欧美亚洲各国(区域)认可,并广泛应用于边坡以及基坑的临时和永久支档结构施工中。目前世界上最常用的土钉施工方式为“钻孔-灌浆”法,其基本过程可简要描述为首先在坡体中钻出所需直径的孔洞,然后在钻孔中布置与钻孔长度相近的钢筋并通过重力或低压将水泥浆灌入孔洞中形成包裹体,最后完成土钉头和面层的施工。　　 目前在以极限强度状态为前提的土钉设计主要考虑三种土钉加固的失效模式,包括外部失效(externalfailure)、内部失效(interhalfailure)以及钉头和面层失效(nailhead/facingfailure)。对于外部失效,由于岩土体失稳所产生的滑裂面几乎没有贯穿加筋土中的钢筋(土钉长度设计不足),其破坏形式与一般无加固边坡基坑整体破坏无异,不列入本文范畴;而对于钉头和面层,各国设计标准(规范)以及施工方式、破坏形式差异悬殊,且针对其破坏研究现今阶段还不够深入,故在此也不做深究。本文的核心将针对土钉结构内部失效提出作者的看法并作讨论。　　 土钉加固系统的内部稳定性分析通常基于一个简化的“二区域”模型(图1),包含一个贯穿全部土钉的潜在滑裂面,以及该滑裂面前部到坡面的活动区域和后部的稳定区域。通过土钉-周同岩土层间的固有粘聚强度(intrinsicbondstrength)和摩擦作用(frictionalinteraction),在土钉中得以产生的张拉力一方面提高了潜在滑裂面的抗剪强度(增加该面上的正应力并直接抵抗部分剪力),同时也在士体实际破坏滑动时有效地将活动区域约束于稳定区域上。在这个传力机制下,根据土钉自身抗拉强度、安装长度以及钉-土粘聚强度,土钉内部应力也呈先不同的分布形式,并触发不同的土钉系统内部失效模式。现阶段有关土钉支护的规范(标准)技术报告比较统一的内部失效模式包含如图2所示的如下四类:　　 从对象来看,第一类是结构和土的接触问题,后三者均属于土钉自身的结构性破坏。目前国内外针对土钉这四类内部失效的认识和相应工作存在着一些值褥商榷的地方,具体说来包括如下几个方面:　　 a.偏重土钉抗拔强度测试和研究　　 由于目前土钉的抗拔强度将作为设计指标直接用于土钉加固计算(单根土钉所需提供拉力,土钉长度,间距等),故而无论是从工程应用和还是科研情况来看,模式(1)都始终是最为核心对象:针对稳定区土钉拉拔失效的原位拉拔试验列入了各国土钉设计施工规范,而大量的现场监测、室内模型试验和数值模拟和理论计算都在围绕着土钉抗拔强度、钉-土界面接触机制以及影响该界面抗剪切强度的因素等展开。当然,土钉的拉拔破坏亦有相关工程实例报道,其事故主要和土钉长度设计不合理而导致贯入稳定区长度不足、面层帮钉头首先失效、强降雨有关。值褥注意的是,原位和室内拉拔试验后的土钉通常具有两个典型特征如图3示:①在钉-土界面发生破坏(可看到外层的附着的主体):②土钉自身结构保持完整,水泥浆包裹体没有发生开裂或剥落。然而实际报道的有关钉-土作用后发生拉拔失效工程案例却往往与上述情形相逢。如闺5中所见两例失稳都证实土钉自身的结构亦遭到了瓦解。这反映了从理想单一轴向拉拔到复杂应力作用下土钉结构完整性发生了改变,并决定土钉系统内部失效类型。　　 相较之下,由于一般水泥浆包裹体的抗拉能力被忽略而仅以加筋体(钢筋)的抗拉强度直接作为针对模式(2)的设计指标,同时有关士钉拉断破坏的工程寰例的报道并不多见,故几乎没有对于模式(2)特别的深究。另步}在美国、日本、马来西亚等国的土钉设计中,模式(3)和模式(4)直接不予以考虑,其原因应与后面讨论的问题有关。从美国联邦高速公路总署的技术报告中的简化土钉系统内力分布图(图4)看到,土钉可提供最大拉力仅受制于土钉的面层强度、自身抗拉强度及在稳定区/活动区的抗拔强度这三者中最小的一个。这相当于接受了室内模型试验的理想化结果。　　 b.失效模式之间没有清晰界定　　 对于模式(3)尽管在各类技术报告及规范中都提及了该失效模式,却并未就其破坏作进一步阐述;特别的,对于已经报道的因面层和土钉头的施工设计问题所导致活动区整体沿土钉前部滑塌的工程事故(见图5),尽管可以清晰看到只有的钢筋裸露在滑裂面外部,却并没有界定为土钉内部水泥浆包裹体和加筋体的在活动区的滑移失效而是仅仅是直接归为面层或土钉头的破坏,或者是活动区的拉拔失效即图2中的(b)。作者目前尚未收集到关于土钉失效模式(3)的工程案例报道及相关研究文献。　　 c.趣略弯曲和剪切对土钉自身结构的影响　　 关于土钢抗弯刚度(bendingstiffness)对土钉锚固效用的研究目前得普遍认可的看法是:①考虑土钉抗弯刚度后,在加筋体中产生的极限剪力仍不足其抗拉能力的10%,且抗剪能力的充分发挥是基于在土体发生大剪切变形的前提下;②较之土钉中产生的轴力,其剪力对土体抗剪强度的提升及整体稳定性所起豹贡献非常小(＜5%);③在土钉加固设计中可直接忽略其抗弯和抗剪效用。由于以上原因,反过来弯曲和剪切对土钉自身结梅的影响在设计计算中目前得不到应有的考虑,即内都失效模式(4)亦被忽略:一方谣各种规范对失效的定义比较模糊没有详细的说明其失效判据,另一方面也几乎没有关于此种失效的工程案例报道。　　 d.土钉简化分析并忽视其自身结构性破坏　　 对于常用的“钻孔-灌浆”成型的土钉系统实际上包含了岩土层在内的八种组件,其物理力学性质差异显著(下一节将详纲提到),这使得土钉实际上为一个复合材料构成的结构体,在受荷载后其内部各组件会产生不协调的变形及不同类型的破坏。然而有关结构性破坏的内部失效模式(2)(3)(4)在前述的基础上可以发现真正纳入考虑范畴的仅有钢筋的断裂破坏,而其他几类划止于定义。同时,在讨论a.中所提到的部分土钉抗拔性能研究中,土钉被简化为一个包含水泥浆包裹体的或者直接等效为一根仅受承受拉压的加筋体,这样也就无从谈起针对土钉内部组件失效以及后续引发的土钉结构控破坏。　　 e.对水泥浆包裹体功用及其开裂重视不足　　 作为土钉系统中重要的组件,水泥浆包裹体是最不容忽视的一个。它的主要作用是在岩土体和加筋体之间的两个接触面上(土-浆接触面,浆-钢筋接触面)通过以固有粘聚力及摩擦力的形式传导剪应力,使得位于内核位置的钢筋的抗拉能力得以发挥;同时,它还提供pH值介于11-13的碱性环境,极大程度上隔离了土体中的水、氧气和有侵蚀作用的阴离子,保护钢筋不受到锈蚀而影响其强度。因此包裹体自身的尺寸、强度和完整性制约着土钉的锚固效果。　　 作为抗拉强度很低的脆性材料(较之抗压强度),水泥浆除了在硬化阶段(setting)会可能因体积收缩而开裂外,当土钉承受转向拉力作用,尤其在活动区还同时受到侧向弯曲变形后,水泥浆包裹体内产生的拉应力(应变)亦会导致开裂情形显著加剧。图6中所示的两处位于活动区土钉都显示了这一特征。　　 根据裂隙长度和分布位置,图7中所示的裂隙可简单分为两种:①贯穿整个包裹体的主要裂隙;②在蠛纹纲凸起肋(rib)附近的内部裂隙。前者将直接引起钢筋日后的锈蚀,而后者则会降低浆-钢筋界面的粘粱力和摩擦力,并在继续扩展后可演变为主要裂隙加快钢筋锈蚀速度。　　 然而从讨论a.至d.可以清楚发现水泥浆包裹体作为组件之一,它的功用和破坏并没有得到应有的重视:a.中提到的规范报告选择接受现场和实验室拉拔结果的现象,忽略了可能因水泥浆的主裂纹和内部裂纹而导致的浆-钢筋界面上产生的滑移破坏;b.中回避了工程事故案例中观测到的实际情形,将其归结为拉拔或面层失效:c.中不考虑土钉的抗弯刚度对加固系统稳定性的贡献并不代表现实中土钉不产生弯曲变形并进而在抗弯受拉区的挠曲应力作用下开裂:d.中简化后的土钉通常没有包含水泥浆等组件。　　 综上,土钉自身结构失效可导致其支护功能丧失,并引起加固系统失稳。由于目前国内外没有开展坡内水泥浆包裹体开裂情况和其他组件破坏情况的检测工作,又尚无合理的预测钢筋锈蚀程度的方法,因此对支护功能的衰减程度无从确凿掌握;而当加固系统最终产生破坏后,又一般归因于土钉抗拔强度不足,未对结构性破坏这一诱因作深入分析。　　 因此本文将针对土钉各主要组件特别是水泥浆进行基础性的材料物理力学特性试验测试,并在此基础上通过室内土钉模型试验(直接拉伸试验,压弯试验)研究士钉水泥浆包裹体裂纹开裂和扩展的特点。　　 A.土钉组件材料力学性能测试　　 从本质上来讲土钉是一个多材料组成的结构系统,基于“钻孔-灌浆”法的土钉包含如下组件。在土钉组件的初步力学性能研究中,我们选取了组件(1)-(4)作为研究对象,重点针对水泥浆包裹体。　　 (1)土钉加筋体(soilnailreinforcement):这是土钉系统的重要组件,常见的材料是高强度的螺纹钢筋。该元件主要用来提供抵抗岩土体变形的张拉应力,同时也可以承受因一定的土钉侧向变形而产生的剪力和弯矩;　　 (2)水泥浆包裹体(cementgroutsleeve):同样也是土钉系统的重要组件,基本上由水和常规Portland水泥和按照0.4-0.5的水灰比配制而成,通过绑柬在钢筋上的灌浆管(plastichose)灌入钻孔。其作用见前述;　　 (3)灌浆管(plastichose/groutingpipe):作用如前述,在灌浆结束后依然放置在孔洞中成为土钉的一部分;　　 (4)对中器(centralizer):常见的对中器由PVC管件加工而成,沿长度方向依次套在钢筋上(间距不超过1.5m),以此使钢筋能大致安置于钻孔的中轴线位置;　　 (5)联接端子(coupler):该组件是中空的厚壁钢管,当边坡中需要较深的加固深度而单根钢筋长度不足时,则需要由此联结端子将两根钢筋耦合在一起使用,其内壁和钢筋联接端需加工成合适的螺纹以便联接;　　 (6)土钉头和面层(nailhead,nailfacing):二者亦是土钉系统中相对重要的构件。土钉头是位于土钉端部的一块加筋混凝土块体,内含一个钢筋支承垫板,可用于提供产生土钉张拉力的反力,并将该反力分布作用在临时面层和面层后土体中,同时有利于提高近坡面和土钉间土体的局部稳定性。面层分为临时和永久两类,可以起到防止坡面局部坍塌滑落、将全部土钉连成整体、有效抵御渗透侵蚀的诸多作用。　　 ◆土钉加筋体测试　　 试件为带肋高强度螺纹钢,直径约在25mm,有效拉伸长度为400mm,密度7822kg/m3。直接拉伸试验过程为首先用荷载控制(42kN/min)直到钢筋发生屈服,然后转为拉伸位移量控制5mm/min至钢筋发生断裂。钢筋的整体变形和位于中段的应变分别由试验设备内置位移测量仪和贴于试件的应变计测得。图8显示了钢筋从初始至完成屈服过程的应力应变关系(应变值ε受到应变计测量范围限制)。结合之后的强化(hardening)和颈缩(necking)过程所测得数据,表1汇集了钢筋的强度参数和变形特性。类似的,相关空心钢管作为灌浆和加筋体的测试结果详见相关章节。　　 ◆水泥净(砂)浆测试　　 尽管土钉通常用水泥净浆作为包裹体,由于相关规范也认可了水泥砂浆的适用性,为了对比其材料特性的差异,将同时测试含砂率(砂重占总重)20%,40%和60%的三种砂浆特性。所采用配比材料为普通Poaland水泥(松散体积密度为3122kg/m3)和经过筛选后的粒径小于0.6mm的河砂,河砂颗粒级配曲线见图9。水泥(砂)浆都保持统一的水灰比0.5。　　 由于针对水泥(砂)浆的测试相对混凝土要少,且一般认为该部分在结构中不承受拉荷载,有关其抗拉强度和变形性能的参数资料可参考的并不多,属土钉组件试验的重点研究对象。故而针对水泥(砂)浆进行了包含拉伸和压缩的六类试验,试件尺寸和测试过程详见表2。试验1到5基本遵循相关英国标准BS(BritishStandard)和美国ASTM(AmericanSocietyforTestingandMaterials)水泥及混凝土试验规范;　　 在没有对应规范的前提下,试验6采纳了ASTM测试岩石抗拉强度的规范。各实验的试验装置见图10所示。　　 表3汇集了从六类试验中获得的各类物理力学特性。同种材料(水泥净浆或砂浆)在不同试验中得到的同一参数值在表格中做了合并,给出了取值范围。现就表3并结合相关试验观测讨论如下;　　 1)不同的测试方式对结果的影响　　 通过图11和图12的对比分析发现,周种材料的同一力学参数在不同压缩或拉伸类试验中获得的数值差异明显,这一方面跟试件的大小有关,即试件越小则其含有原生小空隙和微裂纹的可能性低,强度则相对较高;同时也直接和加载方式利加载速率有直接联系,一般加载速率越快力学强度值则越高。这点尤其可从关于水泥净浆的两个不同速率加载的粱四点弯曲试验结果中得到证实。值得注意的是,有关弹性模量的结果受上述因素影响较小心　　 2)水泥净浆和砂浆之特性对比　　 从图13中可以发现水泥净浆的配比预测密度和实测值几乎相同,同时含砂20%、40%的水泥砂浆试件对比最大差值也仅有0.03g/cm3。然两当含砂量上升到60%时,密度由预测的2.2149g/cm3陡降到2.005g/cm3,这个数据甚至比含砂20%的水泥砂浆还低。通过图14中对比不同含砂率试件的对比发现,随着含砂率的提高,试件中因含有的气泡而形成的孔穴也呈上升趋势,最终60%的砂率试件已表现为含有大量小空洞的马蜂窝状。我们由此推测粘聚材料(水泥浆)的减少引起充分的振捣密实和均匀配比的困难;最终导致试件含有在量孔穴。　　 尽管存在a.中提到的不同试验对结果的影响,我们仍可发现试件的抗压强度和抗压弹性模量基本上随着含砂率增加丽增加,继而在砂率为60%时降低;同时提高砂率亦能有效提高试件的抗拉强度和抗拉弹性模量。图15表示了在小圆柱直接单轴拉伸试验中获取的极限拉伸率(即开裂应变值)和对应应力水平的关系。在试验结果中我们发现尽管对于水泥净浆而言其代表点在很大的应变范围分布,然而当砂浆的含砂率从20%提升至40%时,可以发现它的开裂应变值和开裂时对应的强度同时发生了增长。　　 3)抗压和抗拉性能之对比　　 在强度方面,水泥(砂)浆的抗压强度至少是抗拉强度平均10倍以上,取极限值时可高达到60倍(含砂率为20%)时。相较于强度,水泥(砂)浆的变形性能在受拉受压时呈现更大的差异,小圆柱单轴压缩和直接拉伸试验结果反映出极限强度下的压缩形变是开裂形变的71-90倍(不同含砂率),一定程度上说明此种材料的失效主要受制于微小的张拉形变。另一方面,水泥净浆如同某些岩石一般具有明显的“双弹性模量”特性,其压缩线弹性模量取测试极值(15.2GPa)时儿乎是拉伸模量(8.9GPa)的两倍;而随着含砂率的提升,这种差异逐渐消失,这些现象在土钉系统设计中应得到充分考虑。　　 通过对比拉伸和压缩的应力-应变曲线还可发现,水泥净浆在压缩条件下具有明显的软化特征,其线弹性阶段占整个测试阶段不到1/3且在数值上也从最初的12.60Pa降至破坏前的2.5Gpa;而在拉伸条件下应力应变关系则几乎全为线弹性,只是在临近破坏时应变有较大程度增长,而这可能和局部开裂导致卷　　 ◆灌浆管测试　　 试件为黑色空心塑料硬管,外赢径约在24.85mm,内赢径为20.80mm,有效拉伸长度为310mm和490mm两种,密度为929kg/m3。直接拉伸试验过程分别采用荷载控(0.13-0.20kN/min)和位移控制(7mm/min)。灌浆管的整体变形和位于中段的应变分别由试验设备内置位移测量仪和贴于试件的应变计测得。试验结果表明,当试件两端施加的夹握力不至于太高时以便破坏发生在试件中部时见图16,在位移控制条件下最终可在达到极限强度后仍可在一定应力水平下具备相当高的延展性,如图17所示;而对于葡载控制下的试件在达到极限强度后迅速发生断裂。尽管前后不同控制条件下,试件的可延展性差异较大(前者极限应变为40.81%,后者极限应变为10.60%的应变),但在抗拉强度上却比较接近大致为15.88MPa。　　 从图17的σ-ε关芙系曲线中还可以发现整个控伸过程没有明显线性段,可推测试件在到达极限强度前即产生了不可恢复的塑性变形。同其抗拉强度一样,试件在各控制条件下取得的50%极限应力水平下的割线模量都大致接近在0.57GPa。　　 ◆对中器测试　　 试件为浅绿色空心硬塑料管经前期切割和压缩缩制备成,尺寸信息详见相关章节,密度为1345kg/m3。由于对中器外形的特异性。比较可行的测试方式为直接压缩试验,图18示。压缩试验过程分别采用荷载控制(0.04kN/min)和位移控制(2mm/min)。灌浆管的整体轴向变形和位于翼部尖端的应变分划由试验设备内置位移测量仪和贴于试件的应变计测得。在不同控制条件下,试件的最大抗压荷载比较接近,均值为0.74kN:类似的,试件初始压缩刚度相互接近,均值为0.1007kN/mm。对于荷载控制的试件,在到达极压缩荷载后便很快在单个或多个翼的根部产生开裂并最终失效(图19),而对于位移控制的试件在受压面足够平整的前提下则具备较好的压缩性,轴向形变值可达50mm以上(试验在到达一起容许位移范围停止),达原对中器高度的1/3。值得注意的是,对于未有开裂的试性,具有回弹直至恢复90%以上原形的能力。　　 通过针对土钉四个主要组件开展的材料特性的试验,我们发现这些组件在物理,力学性质上有着显著的不同。在抗拉方面,土钉加筋体(实心/空心钢筋)有着最好的抗拉强度和模量,亦同时具备良好的延展性;灌浆管有着相当大的延展空间,然而在抗拉强度及初始割线模量都非常的低,在实际使用条件下容易被拉断。作为土钉的核心组件,水泥(砂)浆具备良好的抗压特性,在数值方面往往比其抗拉特性高出50倍以上,说明在土钉受拉伸和弯曲时候是非常容易在拉应力作用下开裂的;特别的,水泥净浆的抗挝强度甚至比塑料灌浆管还要低:而其极限拉伸应变值(开裂)仅仅是钢筋的1/2000,是灌浆管的1/5000。　　 基于试验和分析比较,土钉在工程应用中关键问题是其内部各组件的不协调变形,所导致的其中-个结果即为外围包裹层在拉应力应变下的开裂和剥落。这对于土钉的完整性和功能有着严重的负面影响。因此针对土钉的长期适用性须针对其同时考虑土钉系统的受力和形变的平衡问题。　　 B.土钉直接拉伸力学性能测试　　 土钉支护结构的设计主要基于其潜在内部失效模式,如前述,土钉的断裂失效即是其中一种。虽然土钉的拉拔失效才是目前最常考虑的一种设计失效模式,但其断裂失效仍应给予足够重视因为在加筋体发生断裂前,外围包裹浆体在钉-土和钢筋-水泥浆的界面摩擦力作用下会发生了开裂。针对之前对水泥浆包裹体功用的讨论,我们开展了土钉直按控伸力学性能测试。　　 试件共包含三种简他的土钉:①普通水泥净浆和实心钢筋制备的土钉;②不同含砂率(20%和40%)的水泥砂浆和实心钢筋制备的土钉;③普通水泥净浆和空心钢管制备的土钉。制备过程详见相关章节。试件含外围包裹浆体的长度为600mm,在内部钢筋及外层水泥浆壁均粘贴应变计用于测试其形变,图20为设计设计和的制备完成土钉测试图。试验在0.15mm/mim的位移控制下进行,直到施加的荷载达到钢筋的屈服强度即停止,以避免外围水泥浆产生爆裂。试验中,外荷载直接作用在外伸的钢筋上,并籍着钢筋和包裹体界面的摩擦力间接将荷载传递给水泥浆,而水泥浆外壁是不受约束的。由于实际工程中土钉内部张拉力的产生是在岩土体最初发生形变后继而通过钉-土界面的粘聚力和相互摩擦作用产生的,因此本试验是在不考虑外围土的作用下,主要研究土钉内部各组件相互作用机制。通过一系列轴向拉伸测试结果显示:　　 1)土钉加筋体的应变几乎不受在包裹体的影响,伸长量沿全长均匀分布:　　 2)水泥(砂)浆的应变由于收到开裂影响,其大小改变和分布十分随机且不随施加荷载的线性增长。对于出现的超过其开裂应变值得极大应变读数应为裂纹恰好位于应变计下方导致旦测量值的为裂纹张开量。从应变计存在负值读数我们发现,在总体拉伸作用下外围浆体还容易在局部受到挤压,推测为轻度的偏心拉伸使得土钉受弯所致。　　 3)水泥(砂)浆上的平均最大和最小应变值和其自身的极限抗拉强度、开裂应变以及弹性模量密切相关,随着含砂率的提高,所测张拉应变趋于减小而压缩应变却趋于增大,与表3给出的水泥(砂)浆材料力学特性犬体上是相符的。随着极限抗拉强度和开裂应变值的提高,外围浆体在拉伸过程亦保持相对完整,故而能较好地在土钉内部沿轴向和径向传递应力应变,并在轻度受弯时承受更多的挤压。　　 4)结合1)中的发现并通过对比同一时刻下土钉同一横截面处的加筋体和外层浆体的应变值,可知二者从试验伊始即存在不协调变形;且通过假设的加筋体承载全部外荷载此种极限情形中,所获取的加筋体弹性模量与加筋体单独在组件材料测试中非常接近这一事实可以肯定该试验中加筋体承担了绝大多数外荷载,间接施加在水混(砂)浆上的荷载则始终保持在一微小的范围内波动(±10kN)。　　 以上表明在加筋体不断延展过程中,在钢筋。水泥浆界面发生了显著的滑移,这些滑移除了因为界面固有粘聚特性被破坏外,还可基于在包裹体在与钢筋肋部接触处的应力集中后产生如图7中所示的内部裂纹直接导致界面破坏所致。　　 5)除了通过肉眼观测试验中包裹体外壁的开裂情况并记录其对应时刻的所施加外荷载外,我们还针对水泥(砂)浆所承受荷载的时序图中那些短时剧烈抖动数据根据一定阈值判定为存在钢筋滑移和包裹体开裂的关键点簇(时刻)如图21示,其判定细节详见相关章节。结果显示大部分关键点簇和观测结果吻合照好。　　 6)随着含砂率的提高,土钉中无论是前期产生的微裂隙还是在试验中观测到的裂纹都显著减少;与此同时,通过筛选得到的孤立的关键点簇(不从属任何观测到的开裂时刻数据点)的比例早上升趋势,这一定程度上说明在拉伸过程中主要发生的是包裹体和钢筋间的界面的渐进破坏和随后产生的滑移。因此,试验再一次说明在土钉中采用水泥砂浆能有效减缓裂纹在包裹体外壁或浅层的产生。　　 7)通过和Pradhan(20031声发探测装置(AcousticEmission)开展的相似研究的对比可以发现,在对土钉受拉伸外围包裹体起裂和扩展的特征上所得到的结论是一致的:裂纹集中出现在仅有较小荷载施加的初始阶段和当加筋体即将进入屈服阶段这两个时候,介于两者间则有少量裂纹随机出现。不同之处在于Pradhan试验中裂纹最终开口较大,而本试验裂纹宽度普遍小于1mm,这和土钉制备方式有直接关联:前者为室内抗拔试验盒的填土中钻孔灌浆而成,后者为直接在PVC塑胶管中灌浆制成,二者硬化过程中是所受围压和环境湿度均不同,直接导致包裹体在密实度上和力学性质上存在一定程度的差异。　　 8)在空心钢管的拉伸试验中我们没有得到明显的短时剧烈抖动数据,仅能用更小的阀值筛选关键点簇。另一方面,为数不多的包裹体表面开裂(甚至没有)和在实验过程中土钉内部不断听到的短促声音进一步说明,由于空心钢管外壁无肋而且光滑,因而钢筋-水泥(砂)浆包裹体界面的固有粘聚强度更低且摩擦接触作用更弱,最终随着钢管不断延展在界面不断发生瞬间的滑移(脱)而罕有裂纹产生。　　 c.土钉侧向弯曲变形力学性能测试　　 如前述,尽管目前土钉支护设计主要考虑土钉的抗拉能力而忽略其抵抗弯曲和剪切的能力,然而设计中不考虑弯曲效应不代表土钉在实际中不发生弯曲。特别是在土钉在潜在滑裂面处所受到少量的弯曲应力即可使得包裹体发生除横向外的沿轴向的开裂,并最终影响到土钉系统的稳定性,图5和图6都说明了土钉在活动区会产生显著弯曲和包裹体破裂和剥落。因此正如美国联邦高速公路总署2010年在FHWA-CFL/TD-10-002报告中所言,针对土钉侧向变形对水泥浆包裹体开裂的潜在影响的研究有必要进一步研究。　　 该试验中试件由简至繁工包括三种:①作为土钉承载核心的加筋体;②普通水泥净浆和实心钢筋制备的简化土钉;③包含普通水泥净浆、实心钢筋、对中器、灌浆管和联接端子的“准完整土钉”,其制备过程详见相关章节。因为该测试重点放在研究土钉位于活动区部分受侧向弯曲力学性能,为合理简化试验安装设置相关物理力学边界条件做了如下简化和假设:　　 ·潜在滑裂面、稳定区域以及内嵌的土钉都被看做一个固定端,而位于活动区域的土钉则看做是一个悬臂梁;　　 ·实际活动区域中的外围土层不直接参与本试验,而上覆土体在自重和变形后对土钉产生的压力用在土钉悬臂梁端部的集中力代替;　　 ·土钉头和面层不予考虑。　　 试验的基本设计和装配见图22。试件实际受弯段包含外围包裹浆体的长度为1100mm,另包含的主要仪器为一个液压千斤项和手工控制的储油泵施配合施加集中荷载,三个位移测量仪(LNDT)用于测量士钉的挠曲位移值,内部钢筋及外层水泥浆壁均粘贴应变计用于测试其形变。试验在人工控制下以大致3.44-5.01mm/min的速度下进行直到到达千斤顶极限位移。　　 通过一系列针对简化土钉和“准完整土钉”侧向弯曲变形测试结果显示:　　 1)南试验获的的简化土钉荷载-挠曲变形曲线可分为线性上升段,陡降段和恢复段三个阶段如图23示。　　 在线性段中尽管存在着包裹体裂纹开裂,土钉整体抗弯刚并没有因此而受到明显影响,总体变形可认为是弹性的,其抗弯刚度经计算为单根钢筋的3-5倍。其后的可承受荷载值的陡降发生在位于固定端内部土钉包裹体的开裂破损,如图24所示。可看到随着抗弯刚度从钢筋到土钉的提升,在陡降段开始前的荷载峰值(相同的挠曲程度下)也升高到之前的近6倍左右,同时在其之后的恢复段开始伊始可承受荷载值仍旧保持为钢筋的2-3倍左右。这说明整体上仍大部分处于完整的水泥浆包裹体在士钉发生侧向变形时可承受较明显的荷载。随后,土钉可承受的外荷载开始以缓慢的速度(相对挠曲量)重新以近乎线性的方式增长。对比发现此时的增长率(斜率)与相对应的钢筋增长率非常接近,表明在固定端内部土钉受损后其整体侧向形变主要由接近该破裂带一定范围内的钢筋来承担　　 2)另一方面,作为土钉的核心纽件钢筋在土钉侧向变形下的个体反应可由试验获取的荷载-内部钢筋应变曲线来分析。该曲线同样可分为线性上升段,陡降段和恢复段三个阶段如图25所示,只是在陡降段存在两个可能情形。　　 在线性上升段尽管仍可获得土钉和钢筋的增长率(斜率)之比为5.5左右,然而针对仅适用于均质和各项同性的弹性弯曲公式(1),钢筋外壁距离中性面高度y的选取又不能通过适用于由上至下材料特性改变界面的等效界面转换方式(transformed-sectionmethod)来均质化,因而二者刚度的比值无法直接通过该公式获取。()　　 同时即便通过某种方式将土钉均质化,在钢筋-包裹体界面的不协调变形(后面提到)也将和最基本的沿界面应变线性连续分布的前提相违背。详细说明分析见相关章节。　　 在陡降段的第一种情形中,荷载和应变值同时减小到一个临近线性上升段的位置而在第二种情形中则是首先在荷载几乎不变的条件下应变迅速减小然后荷载才进一步减小到和第一种情形相近的位置,对于后者仍未有较好解释。荷载一钢筋应变的恢复段有别于荷载.挠曲变形曲线的是其增长速率仍和开始线性上升段近似且对于大部分试件大都呈第二中情形,即可承受荷载和钢筋应变都仅能少量增加。实际上这与针对荷载.挠曲变形曲线所给出的结论是一致的:土钉水泥浆包裹体虽然开裂但整体保持完整前段大部分仍具备原土钉的抗弯刚度,然而该区间的土钉挠曲变形仅占总体变形的很小一部分,其余皆由接近该破裂带一定范围内的钢筋来承担,这也是为什么同一位置处有较大挠曲变形而钢筋自身的应变值却仅有少量增长。　　 3)如同在土钉直接拉伸力学性能测试中发现钢筋和水泥浆包裹体之间不协调变形和相对滑移(脱)现象,在土钉侧向弯曲变形力学性能测试中同样存在。一方面,由应变计获取的水泥浆上表面的应变值波动非常剧烈且与内部钢筋差值显著,表明沿截面的应变的分布非线性连续:另一方面在假设土钉为一个变形协调的实复合体(rigidcompositebody),其基于水泥浆和钢筋材料特性均质化的弹性模量由(2)求得为20.9GPa-25.6GPa()　　 而在材料均质、弯曲变形为弹性的前提下由挠曲公式(3)基于土钉荷载.挠曲变形曲线中求得的均质化弹性模量却仅仅为1.0GPa-3.5GPa。以上比较证明假设不成立,在弯曲变形中土钉组件相互变形实则不协调。对于此种在直接拉伸和侧向弯曲变形中均遇到的土钉组件变形不协调特性须在工程设计分析中给予足够的考虑。　　 4)土钉包裹体的开裂同样可认为涉及之前变形不协调范畴。图26展示了试件开裂时刻所受荷载及其开裂位置的关系,从中可以看出大量裂纹与试验前期和较小荷载的初期形成,同时在固定端内土钉即将破坏前亦有明显增多趋势。　　 图26显示自固定端内部土钉破坏后则罕有新产生的裂纹,这与荷载-钢筋应变曲线图中恢复阶段仅有少量增长的荷载和应变吻合,再次表明该段时期土钉前部所受弯矩很小,其挠曲变形仅占总体变形的很小一部分,其余皆由接近该破裂带一定范围内的钢筋来承担。此外,对比开裂瞬间同一截面上的水混浆和钢筋应变值亦可发现从从试验初期(0.04kN外荷载)即存在二者的不协调变形。　　 5)“准完整土钉”在制备完成后发现距离对中器和连接端子附近的水泥浆包裹体存在部分大小不一的孔洞和裂痰(图27)。其原因与对中器盼翼部范围和土钉直径接近导致位于此处包裹体覆盏层过薄,以及水泥浆在不同位置受组件影响产生不同程度硬化收缩所致。这种土钉初始包裹体外形残缺的情形在实际土钉施工成型后亦应给予充分考虑。　　 通过侧向弯曲试验发现试验前期的裂纹较简化土钉要少很多,而试验中新开裂条数亦仅仅只有2-3组。二者显著的差异与上述原生孔洞和裂痕有密切联系:经观察发现,在该试验后期基本上均为原生裂隙的延伸和扩展最终形成薄板状块体从土钉上剥落(图28a)　　 准完整土钉试验结果图29a显示,其荷载-挠曲变形曲线亦包含可分为线性上升段,陡降段和恢复段三个阶段。该线性上升段没有简化土钉对应阶段那样标准,同时其陡降段还呈现渐进破坏的特征。由此推测准完整土钉中部分水泥浆体积由灌浆管和对中器等强度低却有较大延展性材料替换后,土钉整体由单一固定端臆性开裂破坏向土钉中部的①韧始孔洞裂隙区②组件种类密集区集中(图28b)　　 对比由简至繁三种受弯试件的荷载——挠曲变形曲线图(图29b)可见准完整土钉曲线峰值对应的挠曲量较简化土钉要小。在相同挠曲值下,准完整土钉可承受的的外荷载以及其最终受葡峰值均下降为简化土钉对应值的约40%,但仍是实心钢筋对应值的2-3倍。此外,准完整土钉的线性上升段的斜率(即间接代表其抗弯刚度)也较简化土钉明显骅低,当假设二者皆为实复台体悬臂粱时,两者抗弯刚度比值最悬殊时(取1号LVDT代表曲线)为约为3/4。　　 对于准完整土钉的承载和抗弯能力的下降原因是多方面的,包括①试验前期产生的孔洞和裂痕:这可以从圈29b中准完整土钉的蓝色和绿色代表的1,2号LVDT(位于于初始孔洞和集中破裂区前都)曲线与对应简化土钉曲线偏离较大,而同时红色曲线代表的3号LVDT(位于初始孔洞和集中破裂区后部)与对应简化土钉曲线几乎吻合可以看出;②准完整土钉包含的几种强度和模量更低材料;50%极限应力水平下的抗拉割线模量仅有0.57GPa的灌浆管和抗压强度仅为0.74kN的对中器。这些因素都极大地降低了土钉结构的完整性、繁体性和内部变形协调性。　　 同时,对比由简至繁三种受弯试件的荷载——钢筋应变曲线图(图30)可见,准完整土钉的在上升段已经非常紊乱而更偏离线性,位于应变计1和2处的读数则几乎一致,这说明相较于反映土钉整体变形趋势的荷载-挠曲变形曲线图,荷载-钢筋应变曲线图更能反映出土钉单独组件的易受到前述影响因素的控制。通过比较不同位置应变计的曲线图,我们仍可以发现,位于初始孔洞和集中破裂区前部的钢筋(蓝色和绿色曲线)受到影响更为明显。　　 综上所述,本文的创新性研究成果主要体现在:　　 (1)详细归纳总结了针对土钉加固系统内部失效模式所开展工程设计和科学研究中存在的问题包括:偏重强调现场及室内土钉抗拔试验和土钉一外围土层的界面接触行为研究而忽视其它失效模式的研究;对于各类失效模式之间没有清晰界定;忽略弯曲和剪切对土钉自身结构的影响;对土钉采用过度简化分析并忽视其自身结构性破坏:对水泥浆包裹体功用及其开裂重视不足等。　　 (2)基于上述存在的问题,明确提出了土钉为一多材料复合体特征以及其自身结构性破坏及组件不协调变形对土钉支护系统将产生严重影响的观点。　　 (3)根据国际标准,通过六类不同室内试验全面获取了土钉核心组件水泥净浆和水泥砂浆包裹体详细的物理力学参数指标,包括抗拉、压强度,压碎、开裂极限形变,泊松比,拉、压弹性模量等。为今后考虑土钉包裹体开裂的设计提供了翔实的资料。并通过比较不同含砂率水泥砂浆的物理力学特征,给出了40%含砂率为抗开裂最优砂率的建议。　　 (4)初步获取并比较了土钉其他组件对中器,灌浆管,实心钢筋(空心钢管)的材料力学参数和变形特征的显著差异;通过室内PVC管灌浆成型方式制备了包含测试应变仪器的小型土钉试件并开展了室内土钉直接拉伸测试和侧向弯曲变形测试,研究土钉在这些变形条件下的力学特性和各组件间的相互关系。　　 (5)通过直接拉伸试验发现土钉加筋体承担了绝大多数外荷载,间接施加在水泥(砂)浆上的荷载则始终在微小的范围内波动(±10kN),其应变几乎不受在包裹体的影响,二者从试验伊始即存在不协调变形特征;证明在加筋体不断延展过程中,在钢筋一水泥浆界面发生了显著的滑移,这些滑移还基于在包裹体在与钢筋肋部接触处的应力集中后产生内部裂纹直接导致界面固有粘聚特性被破坏外所致。外围包裹体起裂和扩展的特征为裂纹集中出现在仅有较小荷载施加的初始阶段和当加筋体即将进入屈服阶段这两个时候,介于两者间则有少量裂纹随机出现。　　 同时还发现随着试件水泥砂浆含砂率的提高,士钉中无论是前期产生的微裂隙还是在试验中观测到的裂纹都显著减少,主要破坏形式为包裹体和钢筋问的界面的渐进破坏和随后产生的滑移,进一步说明土钉中采用水泥砂浆能有效减缓裂纹在包裹体外壁或浅层的产生;而对于采用空心钢管而言,虽然罕有裂纹产生但其无肋且光滑的外壁导致钢筋一水泥浆包裹体界面的固有粘聚强度及摩擦接触作用更弱,实际工程应用时钢管极易发生滑移(脱)而影响土钉抗拔能力发挥。　　 (6)在适当简化物理力学边界条件下完成了三类由简到繁的土钉试件的试验对比和力学特性分析。以简化土钉为基础建立了土钉在设计条件下受侧向弯曲后外部荷载和整体变形,以及外部荷载和核心组件钢筋形变间的基本关系并划分主要阶段。试验对比显示完整士钉的抗弯刚度介于简化士钉和实心钢筋之间,其制备后由于引入中器和连接端子以及因此在其附近形成的孔洞和裂隙一方面改变了土钉侧向弯曲的包裹体开裂和最终失效模式,同时也降低了土钉的抗弯受荷强度。而随着组件(特别是强度和模量较低的材料)的引入,亦导致其抗弯刚度下降。由此说明土钉自身结构性的完整性、整体性和内部变形协调性显著影响着其抗弯力学特性。　　 以上是本篇论文的主要内容的中文大摘要,更详细的试验过程,数据分析和结果资料见各相关章节内容。