囊式抗浮錨桿在工程中的應(yīng)用分析

裴寶家，李大華，孟 源，羅 睿，潘 銳

(1.安徽建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，安徽 合肥 230601；2.中鐵四局集團有限公司第一分公司，安徽 合肥 230000)

國內(nèi)自出現(xiàn)囊式錨桿以來，囊式抗浮錨作為一種新型的錨固方式被大量應(yīng)用于基礎(chǔ)的抗浮工程中。周子舟等結(jié)合現(xiàn)場試驗得出高壓擴大頭錨桿的抗拔承載力是普通錨桿的2.5～3.5倍[1]。劉忠等通過現(xiàn)場足尺試驗研究了錨桿的力學(xué)性能[2]。韓軍等人提出了錨固長度和灌漿體對黏結(jié)強度的影響系數(shù)[3]。蔣繼寶通過有限軟件ABAQUS對錨桿的二維模型進行了模擬分析[4]?？镎热搜芯苛似胀ㄈ辰Y(jié)式錨桿的沿錨桿長度的軸力分布和在不同巖層條件下的傳力機制，并通過有限元軟件ANSYS建立二維模型對中風化巖和強風化巖層地質(zhì)條件下各長度的錨桿進行仿真模擬分析得到其極限承載力的倍數(shù)關(guān)系[5]。國內(nèi)在本世紀初開始囊式擴體錨桿的工程應(yīng)用，錨桿底部桿體與注入囊袋內(nèi)的水泥漿和鋼絲籠凝結(jié)形成一個鋼絲籠水泥結(jié)石囊體，該有筋囊體與錨桿桿體共同組成為錨桿的主要受力結(jié)構(gòu)。水泥結(jié)石體的應(yīng)力狀態(tài)由拉剪受力變?yōu)閴杭羰芰?，受力狀態(tài)得到改善，不僅自身力學(xué)性能得到提高，并使其與孔壁土體的摩阻力整體得到提高。本文針對囊式擴大頭錨桿，結(jié)合工程案例，在前人研究的基礎(chǔ)上，研究囊式錨桿在富水中風化巖地質(zhì)條件下的適用性和力學(xué)性能，以便為類似案例提供參考。

1 工程及囊式錨桿設(shè)計概況

本工程建設(shè)地點在流砂中風化巖富水地質(zhì)條件下。基坑三面環(huán)河，北側(cè)距離河堤約71m,東側(cè)距河堤34m,西側(cè)距河堤32m?；訛楫愋钥?，主體矩形基坑平面尺寸為88.2m×58.34m，開挖深度為18.4～19.7m，西南側(cè)放空泵房基坑突出12.1×33.9m，開挖深度19.7～21.2m，泵房基坑平面尺寸32.7×14.73m，開挖深度8.6m?；拥匕鍢烁邽?5.1～-1.64m，勘察期間測得河面標高11.82m。構(gòu)筑物地下部分為箱型結(jié)構(gòu)，主要為承壓水，需進行抗浮計算。

在進行抗浮設(shè)計時，經(jīng)計算建筑物上部荷載共5.1156×105kN?；涌垢∶娣e5500平方米，地下水浮力為1.078×106kN，總靜抗浮力約5.6644×105kN?？垢″^桿桿體設(shè)計總長度為9m。上部非擴體普通錨固段孔徑180mm，長度5.5m；擴體直徑在第7層中風化巖中的直徑為400mm，擴體長度3m;底板內(nèi)機械錨固長度為0.5m。錨桿設(shè)計大樣圖如圖1所示?？辈靾蟾姹砻鞯叵陆Y(jié)構(gòu)基礎(chǔ)底面下以⑦層中風化砂巖為主：描述為黃褐色夾白色，巖性相對較均勻，層位比較穩(wěn)定，工程特性良好?，F(xiàn)場地層及錨桿的鉆孔位置如圖2所示。

圖1 囊式擴體錨桿設(shè)計大樣圖

圖2 囊式擴體錨桿設(shè)計位置與地層分布關(guān)系

根據(jù)地勘報告提供的地層情況與地基土物理力學(xué)參數(shù)選?、咧酗L化巖作為擴體錨固段埋置層。具體參數(shù)值見表1。

表1 試驗場地地層與地基物理力學(xué)參數(shù)匯總

2 錨桿的抗拔力估算

2.1 錨桿極限抗拔力估算

根據(jù)規(guī)范規(guī)定的理論公式[6]，錨桿極限抗拔力按下式(1)計算，PD為巖體對擴體錨固段前端的抗力強度值(kPa)按(2)式計算。

(1)

(2)

根據(jù)地勘報告，囊式錨桿極限承載力估算采用表2中的土體與水泥土粘結(jié)強度標準值。

表2 錨桿的極限承載力設(shè)計采用的地層參數(shù)匯總

根據(jù)擴體錨固段錨固于第7層中風化巖層條件，進行錨桿抗拔力極限值與特征值估算：

K0=1-sinφ'=1-sinφ'=0.5774，

Ka=tan2(45°-φ'/2)=0.4059，

KP=tan2(45°+φ'/2)=2.464，

ξ=0.8Ka=0.325，h=5.5m,

γ'=20-10=10kN/m3，PD=563.677kPa。

錨桿的普通錨固段埋置于第7層中的長度為8.5m，其中普通錨固段和擴體錨固段的側(cè)面通過水泥結(jié)石體和巖體之間的粘結(jié)力來提供抗拔力，普通錨固段與非普通錨固段之間的環(huán)形部分通過其與巖體之間的反向壓力和剪切力來提供抗拔力。各抗拔力的計算公式如下，計算結(jié)果見表3。

計算可得

D1=0.18m,D2=0.4m，Ld=5.5,LD=3m，

πD1Ldfmg1=3.14×0.18×6×190=590.634kN，

πD2LDfmg2=3.14×0.4×3×190=715.920kN

囊式擴體錨桿的抗拔力極限值

=1363.015kN,

囊式擴體錨桿的抗拔力特征值為

Tak=Tuk/2=681.508kN

表3 錨桿的計算極限承載力與許用承載力匯總

2.2 錨桿桿體受拉承載力驗算

錨桿桿體橫截面面積A_S依據(jù)規(guī)范規(guī)定的理論計算公式按(3)確定。

(3)

式中：桿體的抗拉斷安全系數(shù)Kt，本文取其值為1.5。囊式擴大頭錨桿的抗拔力特征值Tak/(kN)；鋼筋的抗拉強度設(shè)計值fy/(MPa)。Φ40mm的PSB1080級預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋的抗拉強度設(shè)計值fy=900MPa。錨桿桿體設(shè)計抗拉力T=1×1256.64×10-3×900/1.5=753.98kN，錨桿的抗拔力特征值Tak=681.508kN，T>Tak滿足設(shè)計要求。

3 囊式抗浮錨桿拉拔試驗

3.1 試驗儀器和加載加載方案

試驗儀器：采用液壓穿心千斤頂1臺、油泵1部、百分表1只、施加荷載的反力支架及鋼板，架設(shè)的千分表支架。

加載方案：參考前人對錨桿的抗拔試驗設(shè)置方式和囊式擴體錨桿的相關(guān)規(guī)范，結(jié)合實際工況，采用分級加載。試驗最大荷載取1050，初始荷載先取70kN,靜置十分鐘待百分表無變化時再分級加載的取值分別為70kN、350kN、525kN、700kN、840kN、945kN、1050KN。每及加載要等待五分鐘，最后兩級等待十分鐘后再讀取位移讀數(shù)。初始加載時千斤頂下部巖土會因壓縮而產(chǎn)生一定的位移，因此特別注意千斤頂下部采用了高強較厚的鋼板做反力支撐。

3.2 錨桿抗拔試驗結(jié)果及分析

根據(jù)現(xiàn)場足尺試驗結(jié)果繪制各錨桿荷載-位移(P-S)曲線見圖3。對比分析三根錨桿的荷載-位移曲線可以得出三根錨桿的力學(xué)性能幾乎一致，說明實際施工過程控制較好，囊袋中的水泥結(jié)石體都發(fā)揮了作用。錨桿的位移在一開始加載時的增長速率比較低。隨著荷載的加大位移的增長速率開始加快，此時錨桿下部的水泥結(jié)石體還未開始發(fā)揮作用，曲線的曲率也不斷增大。在840kN以后曲線又趨于平緩，此時結(jié)石體上部的環(huán)形位置與巖體之間產(chǎn)生的反向壓力開始提供抗拔力，擴大頭錨桿整體的受力方式由拉剪變?yōu)榧魤海倚Ч容^明顯。

圖3 試驗錨桿的荷載位移曲線

4 囊式抗浮錨桿的有限元分析

4.1 有限元模型中的基本假定。

(1)假定錨桿的水泥結(jié)石體沿各方向力學(xué)性能相同[7]；

(2)假定巖體符合摩爾-庫倫模型；

(3)假定囊式錨桿中的鋼筋垂直分布在水泥結(jié)石體中；

(4)假定錨桿與巖體接觸面法向不發(fā)生相對位移。

4.2 有限元模型分析中的關(guān)鍵問題

本模型共分三個部件：鋼筋、水泥結(jié)石體、巖體。部件均使用實體單元三維模型。鋼筋和水泥結(jié)石體采用嵌入的關(guān)系。水泥結(jié)石體與巖體之間的接觸屬性采用切向行為，其中設(shè)置摩擦系數(shù)取值為0.3，此外還存在擴大頭部分與巖體的法向硬接觸。在巖體的邊界條件的荷載中施加9.8kg/n的重力作用。在分析步中設(shè)置與試驗相同的加載方式，設(shè)置包括重力的八個荷載和分析步，上一級分析步的計算傳遞到下一級中。為了驗證抗浮錨桿試驗的可靠性本次有限元軟件ABAQUS分析,所采用的錨桿與巖體的彈性模量泊松比等參數(shù)均與現(xiàn)場原位試驗相同。錨桿直徑為上部180mm,長度5.5m、下部400mm長度為3m。

4.3 模擬分析的結(jié)果

(1)位移變形云圖見圖4，從中可以看出錨桿結(jié)石體的擴大頭部分應(yīng)變比較小，最小位移小于0.01mm可以忽略不計。從應(yīng)變云圖中也可以反映出試驗結(jié)果的準確性，驗證了錨桿擴大頭部分有更好的工作性能。

(2)ABAQUS模擬荷載位移曲線如圖5，對比試驗所獲取的何在位移曲線，兩者無論位移大小和曲線的走勢都比較吻合，驗證了試驗中的結(jié)論。

圖4 錨桿位移云圖

圖5 有限元軟件模擬荷載位移曲線

(3)在有限元軟件沿錨桿桿體選取不同位置的單元體觀察其應(yīng)力應(yīng)變，可以得出錨桿桿體沿重力方向其受力逐漸減小。

5 結(jié)論

(1)通過試驗數(shù)據(jù)和理論數(shù)據(jù)的對比分析，得出規(guī)范中規(guī)定的理論公式偏安全。理論公式中的擴大頭擠密效應(yīng)的側(cè)壓力系數(shù)ξ的取值范圍過于寬泛，在其他參數(shù)條件不變的情況下，其取值大小對計算結(jié)果有較大的影響。

(2)觀察期荷載位移曲線結(jié)合實際情況可以推測分析，中風化巖的力學(xué)性能相對較好，囊式擴大頭在中風化巖中能更好地發(fā)揮其性能，在加載初期主要是由水泥結(jié)石體與孔壁之間的粘結(jié)力提供，后期由囊體提供。其受力方式由拉剪轉(zhuǎn)變?yōu)榧魤?，且囊體有更好的力學(xué)性能。

(3)本文中采用的是三維有限元模型，可從巖體的應(yīng)力云圖中看出單根錨桿桿體在巖體的水平方向的影響范圍并不大。有限元軟件模擬的應(yīng)力云圖可以看出鋼筋在重力方向0～5m的范圍內(nèi)受力較大。

(4)參考分析類似體質(zhì)條件下的非擴大頭錨桿，擴大頭錨桿的抗拔力可以提升三倍。對比類似案例當錨桿桿體中的鋼筋比較長時，在相同的荷載下位移變化比較大。