多段擴(kuò)大頭錨桿在砂土中的模型試驗(yàn)研究

李　哲,李　濱,高　磊,張建山

(1.西安理工大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院,陜西 西安 710048;2.機(jī)械工業(yè)勘察設(shè)計(jì)研究院,陜西 西安 710048)

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多段擴(kuò)大頭錨桿在砂土中的模型試驗(yàn)研究

李哲1,李濱1,高磊1,張建山2

(1.西安理工大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院,陜西 西安 710048;2.機(jī)械工業(yè)勘察設(shè)計(jì)研究院,陜西 西安 710048)

為了研究密實(shí)砂土中多段擴(kuò)大頭錨桿的幾何尺寸對(duì)其承載特性的影響,并與底端型擴(kuò)大頭錨桿的承載特性進(jìn)行對(duì)比,通過(guò)建立室內(nèi)模型試驗(yàn),改變多段擴(kuò)大頭錨桿的直徑和段長(zhǎng)等條件,進(jìn)行了一系列的豎向拉拔試驗(yàn),得到了相應(yīng)的荷載位移曲線。試驗(yàn)結(jié)果表明:擴(kuò)大頭直徑對(duì)錨桿的極限承載力影響很大,擴(kuò)大頭長(zhǎng)度對(duì)極限承載力影響相對(duì)較小;隨著擴(kuò)大頭直徑的增大,錨桿的極限承載力增大幅度逐漸減緩;通過(guò)與底端型擴(kuò)大頭錨桿的對(duì)比分析得出，在總段長(zhǎng)相同的條件下,多段型擴(kuò)大頭錨桿的極限承載力是底端型的1.2～1.3倍,并根據(jù)已有理論推導(dǎo)估算出多段擴(kuò)大頭錨桿的抗拔力計(jì)算公式。

多段擴(kuò)大頭錨桿; 模型試驗(yàn); 承載特性; 極限承載力; 砂土

錨固技術(shù)作為加固穩(wěn)定土層的有效方法,廣泛應(yīng)用于建筑、礦業(yè)和水利等各種大型工程建設(shè)中。隨著我國(guó)基礎(chǔ)建設(shè)的日益加快,其對(duì)錨固技術(shù)的要求也越來(lái)越高。特別是在西北的軟土層地區(qū),普通錨桿的承載力遠(yuǎn)遠(yuǎn)不能滿足技術(shù)要求,而擴(kuò)大頭錨桿卻可以有效的解決這些問(wèn)題[1]。

擴(kuò)大頭錨桿主要有兩種形式,一種是僅在錨固段底部擴(kuò)成一個(gè)大的擴(kuò)體,稱為底端型擴(kuò)大頭錨桿;另一種是在錨固段上擴(kuò)成多個(gè)擴(kuò)大頭,稱為多段擴(kuò)大頭錨桿[2]。本次試驗(yàn)主要研究多段擴(kuò)大頭錨桿。近年來(lái),許多專家學(xué)者都對(duì)底端型擴(kuò)大頭錨桿進(jìn)行了一系列的室內(nèi)模型與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn),并且取得了豐富的研究成果[3-5]。例如:陳宇佳、郝鳳山、汪班橋、曾慶義、LIAO H J、MICKOVSKI S B[6-10]等做了一些關(guān)于擴(kuò)大頭錨桿現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試的研究工作,提出了擴(kuò)大頭錨桿的設(shè)計(jì)要點(diǎn)和施工方法,并通過(guò)工程實(shí)例,對(duì)擴(kuò)大頭錨桿承載力試驗(yàn)的結(jié)果進(jìn)行分析,得出了錨頭位移與荷載的關(guān)系。胡建林、張培文[11]等做了關(guān)于擴(kuò)大頭錨桿的現(xiàn)場(chǎng)抗拉拔試驗(yàn)，結(jié)果表明,擴(kuò)大頭錨桿比普通錨桿的承載力平均提高20%～30%,最高時(shí)可達(dá)60%;擴(kuò)大頭錨桿的軸向應(yīng)變陡降現(xiàn)象明顯,顯示出顯著的端承效應(yīng)。彭文祥、曹佳文[12]等對(duì)研制的新型充氣錨桿進(jìn)行了模型試驗(yàn)研究,證實(shí)了充氣錨桿較螺旋錨桿承載力有明顯的提高。

但目前，對(duì)于多段擴(kuò)大頭錨桿的研究還比較少,其幾何尺寸對(duì)極限承載力的影響還需要進(jìn)一步研究。本文通過(guò)自制的多段擴(kuò)大頭錨桿模型,系統(tǒng)的對(duì)埋入密實(shí)砂土中的多段擴(kuò)大頭錨桿進(jìn)行豎向拉拔試驗(yàn),并綜合分析大量的模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),以期對(duì)多段擴(kuò)大頭錨桿的承載特性進(jìn)行深入分析。

1　室內(nèi)模型試驗(yàn)

1.1試驗(yàn)裝置的制作

試驗(yàn)砂箱采用高密度板和角鋼組裝焊接而成,為了防止砂箱邊界對(duì)拉拔試驗(yàn)的影響,砂箱尺寸為0.9 m(長(zhǎng))×0.9 m(寬)×1.2 m(高),如圖1、2所示。

圖1　試驗(yàn)裝置圖Fig.1　Model test set-up

圖2　試驗(yàn)裝置模型圖Fig.2　Equipment schematic diagram

試驗(yàn)用到的主要儀器有:用于測(cè)量錨頭位移的DH821-50位移傳感器、用于測(cè)量抗拔力的LTR-1型拉壓式負(fù)荷傳感器和用來(lái)采集數(shù)據(jù)的TDS-303數(shù)據(jù)采集儀,以及其他加載滑輪組、鋼梁、砝碼等設(shè)備,如圖3所示。

圖3　試驗(yàn)數(shù)據(jù)測(cè)量?jī)x器Fig.3　Survey instrument

試驗(yàn)用砂采用分層壓實(shí)法來(lái)模擬地基。其篩分試驗(yàn)結(jié)果和物理力學(xué)參數(shù)分別如圖4和表1所示。

圖4　砂土顆粒大小分布曲線Fig.4　Grain size distribution curve

干密度/(g/cm3)濕密度/(g/cm3)含水率/%粘聚力c/(kN/m2)內(nèi)摩擦角φ/(°)相對(duì)密實(shí)度1.471.6814.00280.61

1.2多段擴(kuò)大頭錨桿模型

該試驗(yàn)采用的錨桿模型為預(yù)制模型,為了使擴(kuò)大頭部分的側(cè)面摩擦力和端阻力與實(shí)際工程中相似,錨桿的擴(kuò)大頭部分采用水泥砂漿在不同直徑的PVC管里澆筑成模,并在澆筑體中心預(yù)留圓孔。錨桿的自由段為M8的鋼螺桿。將螺桿從澆筑體中心預(yù)留孔穿過(guò)后,用螺母將澆筑體兩端固定。該模型不但可以有效的模擬自由段與土體之間的摩擦力,還可以調(diào)節(jié)擴(kuò)大頭之間的距離。另外,還制作了4組底端型擴(kuò)大頭錨桿模型,用來(lái)和多段型進(jìn)行極限承載力的對(duì)比分析。其中,砂土中埋置的多段型和底端型擴(kuò)大頭錨桿的結(jié)構(gòu)示意圖如圖5所示,用水泥砂漿和螺桿制作的錨桿模型如圖6所示。

圖5　多段擴(kuò)大頭錨桿結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5　Structure of multiple underreamed anchors

圖6　多段擴(kuò)大頭錨桿模型Fig.6　Model of multiple underreamed anchors

1.3試驗(yàn)方案與實(shí)施

為了研究多段擴(kuò)大頭錨桿的擴(kuò)大頭直徑和段長(zhǎng)等參數(shù)的變化對(duì)錨桿極限承載力的影響,并與底端型擴(kuò)大頭錨桿的承載特性進(jìn)行對(duì)比,本文設(shè)計(jì)了以擴(kuò)大頭直徑Φ和擴(kuò)大頭段長(zhǎng)L為控制指標(biāo)的三組方案和多段型與底端型錨桿承載特性對(duì)比的四組方案。其中第一、二組分別為段數(shù)n=2、n=3時(shí)直徑對(duì)承載力的影響,第三組為段長(zhǎng)對(duì)承載力的影響,第四、五、六、七組為多段型與底端型的對(duì)比方案,具體設(shè)計(jì)參數(shù)如表2所示。

錨桿模型的拉拔試驗(yàn)可以分為6個(gè)步驟：①反力架的安裝:用吊車將反力架放置到試驗(yàn)位置進(jìn)行組裝；②模擬地基的制備:先將預(yù)制多段擴(kuò)大頭錨桿模型固定在砂箱底部,模擬地基由均質(zhì)砂土分層壓實(shí)而成,直到試驗(yàn)要求的預(yù)埋深度；③加載系統(tǒng)的安裝:將高強(qiáng)度鋼絲穿過(guò)反力架上的滑輪組合,并與砝碼箱連接；④測(cè)量系統(tǒng)的安裝:將鋼絲、力傳感器和錨桿錨頭連接在同一豎直線上,將位移傳感器底座固定在反力橫梁上,將位移計(jì)的頂針頂?shù)藉^頭固定的承板上,最后將力傳感器和位移傳感器接到數(shù)據(jù)采集儀的通道上；⑤試驗(yàn)加載:采用砝碼分級(jí)加載,每級(jí)加載后持續(xù)5分鐘,并記錄荷載和位移的讀數(shù),直到后一級(jí)荷載產(chǎn)生的錨頭位移增量達(dá)到或者超過(guò)前一級(jí)荷載產(chǎn)生位移增量的2倍或者錨桿被拔出時(shí),終止試驗(yàn)[13]；⑥數(shù)據(jù)處理。

表2　多段擴(kuò)大頭錨桿模型試驗(yàn)方案

注:編號(hào)12、14、16、18且間距S=0時(shí)為底端型擴(kuò)大頭錨桿；各組埋深均為560 mm。

2　試驗(yàn)結(jié)果與分析

通過(guò)改變多段擴(kuò)大頭錨桿的直徑和段長(zhǎng)等參數(shù)進(jìn)行豎向拉拔試驗(yàn),得到了不同參數(shù)下的錨桿荷載位移數(shù)據(jù),并依此歸納出各組單一變量下的各個(gè)錨桿的荷載位移曲線(Q-S曲線),如圖7～13所示。

圖7　第一組Q-S曲線對(duì)比圖Fig.7　Q-S curves of the first group

圖8　第二組Q-S曲線對(duì)比圖Fig.8　Q-S curves of the second group

圖9　第三組Q-S曲線對(duì)比圖Fig.9　Q-S curves of the third group

圖10　第四組Q-S曲線對(duì)比圖Fig.10　Q-S curves of the fourth group

圖11　第五組Q-S曲線對(duì)比圖Fig.11　Q-S curves of the fifth group

圖12　第六組Q-S曲線對(duì)比圖Fig.12　Q-S curves of the sixth group

圖13　第七組Q-S曲線對(duì)比圖Fig.13　Q-S curves of the seventh group

2.1曲線表觀分析

1) 通過(guò)分析所有的曲線形態(tài)可以看出,所有荷載位移曲線都近似呈拋物線型,在初始拉拔時(shí),錨頭位移隨荷載的變形呈線性增長(zhǎng)。

2) 從圖7、圖8的荷載位移曲線可以看出,無(wú)論擴(kuò)大頭是2段還是3段,錨桿的極限承載力都隨著直徑的增大而增大;并且隨著直徑的增大,極限承載力的增大幅度逐漸減緩。

3) 從圖9中的荷載位移曲線可以看出,隨著擴(kuò)大頭段長(zhǎng)L的增加,錨桿的極限承載力也相應(yīng)增加,但是增加的幅度很小。

4) 從圖10～圖13的荷載位移曲線可以看出,與同體積的底端型擴(kuò)大頭錨桿相比,多段型擴(kuò)大頭錨桿的極限承載力有所提高。

2.2試驗(yàn)結(jié)果分析

根據(jù)圖7、圖8，將不同直徑下錨桿的極限承載力列入表3,用以研究直徑變化對(duì)極限承載力的影響。

由表3可看出,在擴(kuò)大頭段數(shù)分別為2和3的情況下,當(dāng)擴(kuò)大頭直徑增加1倍時(shí),其極限承載力分別擴(kuò)大為原來(lái)的1.62倍和1.64倍;當(dāng)擴(kuò)大頭直徑增加2倍時(shí),其極限承載力分別增加到原來(lái)的2.12倍和2.22倍;當(dāng)擴(kuò)大頭直徑增加3倍時(shí),其極限承載力分別為原來(lái)的2.45倍和2.46倍。因此可以得出,當(dāng)擴(kuò)大頭直徑增大時(shí),其極限承載力也隨之增大,并且隨著擴(kuò)大頭直徑的增大,極限荷載的增大幅度逐漸減緩。這主要是由于土體在沒(méi)有發(fā)生整體剪切破壞的情況下,隨著擴(kuò)大頭直徑的增大,拉拔過(guò)程中擴(kuò)大頭上部的覆土量也會(huì)增大,進(jìn)而導(dǎo)致端承力的增大。

表3　不同直徑下錨桿的極限承載力

根據(jù)圖9,將Φ=40 mm下不同段長(zhǎng)錨桿的極限承載力列入表4,可以看出擴(kuò)大頭段長(zhǎng)這一因素對(duì)極限承載力的影響。

表4　不同段長(zhǎng)下錨桿的極限承載力

通過(guò)表4的三組數(shù)據(jù)可以看出,在段長(zhǎng)增加1倍時(shí),極限承載力僅增加到原來(lái)的1.06倍;段長(zhǎng)增加2倍時(shí),極限承載力僅是原來(lái)的1.08倍?？梢?jiàn),擴(kuò)大頭段長(zhǎng)的增加對(duì)錨桿極限承載力的影響很小,僅增加段長(zhǎng)不能有效的提高錨桿的極限承載力。這主要是由于擴(kuò)大頭錨桿的承載力主要由端承力和側(cè)摩阻力組成,而端承力占有較大的比例,增加擴(kuò)大頭的長(zhǎng)度僅增加了側(cè)摩阻力,所以長(zhǎng)度的變化對(duì)承載力的影響不大。

要確定一種新型錨桿是否比現(xiàn)有錨桿具有更高的承載力,最直接的方法就是與現(xiàn)有錨桿的極限承載力進(jìn)行對(duì)比分析。其中底端型擴(kuò)大頭錨桿在國(guó)內(nèi)已得到廣泛應(yīng)用,并且有很多專家學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了深入研究。本文在相同的條件下,也對(duì)底端型擴(kuò)大頭錨桿進(jìn)行了4組試驗(yàn)。根據(jù)圖10～圖13，將多段型與底端型錨桿的極限承載力列入表5。

從表5可看出,在擴(kuò)大頭直徑為40 mm時(shí),2段和3段擴(kuò)大頭錨桿的極限承載力是對(duì)應(yīng)底端型擴(kuò)大頭錨桿極限承載力的1.32倍和1.19倍;在擴(kuò)大頭直徑為60 mm時(shí),2段和3段擴(kuò)大頭錨桿是對(duì)應(yīng)底端型錨桿的1.11倍和1.23倍。這主要是因?yàn)榕c底端型擴(kuò)大頭錨桿相比,多段型擴(kuò)大頭錨桿在拉拔的過(guò)程中能夠在錨桿縱向位置提供較多的端承力。

表5　多段型與底端型擴(kuò)大頭錨桿極限承載力的對(duì)比

2.3對(duì)多段擴(kuò)大頭錨桿承載力計(jì)算公式的探討

在文獻(xiàn)[3]推導(dǎo)出的底端型擴(kuò)大頭錨桿承載力計(jì)算公式的基礎(chǔ)上,對(duì)多段型擴(kuò)大頭錨桿的承載力計(jì)算公式進(jìn)行探討。

在底端型擴(kuò)大頭錨桿的承載力計(jì)算公式中,承載力T是由普通錨固段的側(cè)摩阻力T1、擴(kuò)大頭錨固段的側(cè)摩阻力T2和擴(kuò)大頭端面的正壓力T3三者組成,即:

(1)

相比于底端型擴(kuò)大頭錨桿,多段型擴(kuò)大頭錨桿的承載力的三個(gè)組成部分都會(huì)有所變化,具體如圖14所示。

圖14　多段型和底端型擴(kuò)大頭錨桿受力模型Fig.14　Force model of multiple and bottomed underreamed anchors

其中,各部分承載力組成分別為:

(2)

(3)

(4)

因此,當(dāng)n=2時(shí),多段型擴(kuò)大頭錨桿的承載力計(jì)算公式為:

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

式中,T′為多段型擴(kuò)大頭錨桿承載力;T1i為第i段普通錨固段側(cè)摩阻力;T2i為第i段擴(kuò)大頭錨固段側(cè)摩阻力;T3i為第i段擴(kuò)大頭端面提供的正壓力;L1i為第i段普通錨固段長(zhǎng)度;L2i為第i段擴(kuò)大頭錨固段長(zhǎng)度;D1為普通錨固段的直徑;τf為普通錨固段側(cè)壁和土層之間的摩阻力強(qiáng)度;D2為擴(kuò)大頭錨固段的直徑;τfd為擴(kuò)大頭錨固段側(cè)壁和土層間的摩阻力強(qiáng)度;K0為擴(kuò)大頭前土體的靜止土壓力系數(shù);ξ為增量土壓力系數(shù);Kp為擴(kuò)大頭前土體的朗肯被動(dòng)土壓力系數(shù);γ為土體的平均重度;c為土體的粘聚力;hi為擴(kuò)大頭上部土體的高度。

3　結(jié)　論

通過(guò)錨桿模型試驗(yàn),可以得出以下主要結(jié)論：

1) 不同尺寸的錨桿的荷載位移曲線均呈近似的拋物線型,在拉拔的初始階段,荷載位移曲線近似呈線性增長(zhǎng)；

2) 錨桿擴(kuò)大頭的直徑對(duì)極限承載力的影響較大,相比之下,擴(kuò)大頭段長(zhǎng)的影響較小。這說(shuō)明在承載力的貢獻(xiàn)上,擴(kuò)大頭的端承力明顯大于側(cè)面摩擦阻力；

3) 隨著擴(kuò)大頭直徑的增大,極限承載力增大的幅度逐漸變緩,這就說(shuō)明存在一個(gè)比較經(jīng)濟(jì)合理的擴(kuò)大頭直徑。在實(shí)際工程中,應(yīng)根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)條件綜合考慮各方面因素來(lái)進(jìn)行擴(kuò)大頭直徑和長(zhǎng)度的優(yōu)化設(shè)計(jì),這對(duì)于提高擴(kuò)大頭錨桿的經(jīng)濟(jì)效益和技術(shù)優(yōu)勢(shì)有很大意義；

4) 通過(guò)與底端型擴(kuò)大頭錨桿的對(duì)比分析,在相同總段長(zhǎng)的條件下,多段型的極限承載力要提高20%～30%；

5) 人工加載所得到的試驗(yàn)結(jié)果基本符合要求,但是仍然要在試驗(yàn)儀器和操作上改進(jìn)和完善,如采用加載儀器連續(xù)加載。另外,還需對(duì)擴(kuò)大頭錨桿的其它影響因素做相應(yīng)的研究。

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(責(zé)任編輯周蓓)

Research on model test of multiple underreamed anchors in sands

LI Zhe1,LI Bin1,GAO Lei1,ZHANG Jianshan2

(1.School of Civil Engineering and Architecture, Xi’an University of Technology, Xi’an 710048, China; 2.China Jikan Research Institute of Engineering Investigations and Design, Xi’an 710048, China)

The physical dimension of multiple underreamed anchors is essentially important for the ultimate bearing capacity of multiple underreamed anchors. In order to research the size effect on bearing behavior of multiple underreamed anchors in sands, a series of pull-out tests are performed by changing diameter and length based on the laboratory model tests with the typical load-displacement curves obtained. Test results show that the diameter of the expanded part has more influence on the bearing behavior, and that the length of the expanded part has less. With the increasing diameter of the underreamed anchors, the increscent range of ultimate bearing capacity of the anchor gradually reduced. By a contrastive analysis with bottomed underreamed anchors, it is indicated that the ultimate bearing capacity of multiple underreamed anchors is 1.2～1.3 times that of the bottomed underreamed anchors at the same total length.

multiple underreamed anchors; model test; bearing behavior; ultimate bearing capacity; sand

10.19322/j.cnki.issn.1006-4710.2016.03.002

2015-11-09

陜西省科技統(tǒng)籌創(chuàng)新工程計(jì)劃重大科技成果轉(zhuǎn)化引導(dǎo)專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2014KTCG02-04);陜西省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2014JM2-5085)

李哲,女,教授,博士,研究方向?yàn)殇?混凝土組合結(jié)構(gòu)、高層建筑結(jié)構(gòu)及巖土工程。E-mail:lizhe009@163.com

TU473.2

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1006-4710(2016)03-0259-06