串囊式充氣錨桿在砂土中的模型試驗研究*

彭文祥，張 旭，莫建軍，黃陽艷，全永慶

(1.中南大學 地球科學與信息物理學院，湖南 長沙 410083；2.中國瑞林工程技術有限公司，江西 南昌 330031;3.深圳市勘察測繪院有限公司，廣東 深圳 518028)

串囊式充氣錨桿在砂土中的模型試驗研究*

彭文祥1?，張 旭1，莫建軍2，黃陽艷1，全永慶3

(1.中南大學 地球科學與信息物理學院，湖南 長沙 410083；2.中國瑞林工程技術有限公司，江西 南昌 330031;3.深圳市勘察測繪院有限公司，廣東 深圳 518028)

串囊式充氣錨桿是基于單囊充氣錨桿的改進與創新，為研究其極限抗拔承載力和位移的影響因素，通過對串囊式充氣錨桿進行一系列室內模型試驗，獲得了其相應的抗拔承載力—位移曲線.試驗結果表明影響串囊式充氣錨桿極限抗拔承載力和位移的主要影響因素有：充氣壓力、埋置深度、橡膠膜長度和厚度、氣囊個數、氣囊之間的間距等，這些因素對串囊式充氣錨桿的影響程度各不相同.通過與單囊充氣錨桿的對比試驗，得出在相同條件下，串囊式充氣錨桿的極限抗拔承載力較單囊充氣錨桿增加了1.2～1.7倍，極限位移僅為單囊充氣錨桿的37%～66%.串囊式充氣錨桿在增大承載力的同時，有效的控制了位移.

串囊式充氣錨桿；極限抗拔承載力；極限位移；對比試驗

我國軟土地層廣泛分布于沿海經濟發達地區.軟土強度低，壓縮性高，天然含水量大且具有蠕變性、觸變性等，工程地質條件較差，加大了現場施工的難度.錨桿技術在加固地層方面的應用已有80余年的歷史，該技術的原理是在充分發揮錨桿周圍地層自身抗剪強度的條件下，通過錨桿傳遞結構物的拉力，從而達到結構物或地層開挖面的穩定性要求[1-2].基坑支護中特別是在軟土地區，普通錨桿通常達不到預想的錨固效果，而端頭擴大型錨桿以其高承載力的優點有效控制了地層變形，提高了結構物或地層穩定性，因而得到了廣泛應用，是目前錨固工程的熱點之一[3-4].近年來城市對地下空間環境要求日益嚴格，不允許作為基坑臨時支護的錨桿成為地下永久性障礙.傳統端頭擴大型錨桿的原理是在高壓水噴射形成的擴大頭空腔內進行注漿，而軟土強度低，具有流變性，施工過程中不僅容易導致垮孔，增加施工難度，還難以阻止漿液的四處擴散，使回收困難.

充氣錨桿是一種全新意義的錨桿，是一種新型端部擴大頭錨桿，研究其承載特性有重要的理論意義與工程實用價值.充氣錨桿源于為海底施工作業的機器(機器人)提供抗浮錨固力.國外研究也才剛剛起步，澳大利亞Dundee大學Newson等分別在2000年和2003年對充氣錨桿進行了簡單的室內試驗[5]和現場試驗[6]，試驗分析了影響充氣錨桿極限抗拔承載力的主要因素.在與螺旋錨桿的對比試驗中，得出在同等的試驗條件下，充氣錨桿的極限抗拔承載力是螺旋錨桿的4倍.由排水與不排水條件下抗拔力與位移的關系，得出充氣錨桿在排水條件下相比不排水條件下承載力提高30%的結論.盡管如此，充氣錨桿的極限承載力仍不盡如人意且位移較大.2007年加拿大西安大略大學Hinchberger和Lang利用Newson的試驗數據，借助Plaxis有限元分析軟件對充氣錨桿進行了數值分析[7-8]，引入了錨桿的“有效長度”這一概念；國內學者彭文祥等[9-15]在前人的基礎上，對充氣錨桿進行改進，使用灌漿固結和鋼筋加強來提高充氣錨桿的極限抗拔承載力，并通過建立充氣錨桿的數值模擬單元，分析了錨桿充氣壓力和橡膠膜長度對于錨固力的影響.

串囊式充氣錨桿是對單囊充氣錨桿的改進與創新，適用于粉土、砂土和淤泥等軟土地層中，還可為海洋、港口等水下作用的機器及機器人提供抗浮錨固力.本文通過研究氣囊個數、氣囊間間距等對承載力及位移的影響，探討分析串囊式充氣錨桿的受力與變形特性.

1 串囊式充氣錨桿的結構與特征

串囊式充氣錨桿是在單囊充氣錨桿的基礎上為增大端阻力研發而成的，基于此考慮因素，錨桿參數采用前人對充氣錨桿的試驗研究的規格：錨桿桿體長1.2 m，壁厚3 mm，直徑Φ27 mm，選用無縫不銹鋼管，底端密封.根據氣囊個數的不同，在錨固段部分加工適量進氣小孔，直徑為Φ4 mm.壓力表及上、下控制閥門的安裝如圖1所示.單囊充氣錨桿錨固段僅有一個氣囊(如圖2所示).將錨桿安置于軟土中后，關閉上部控制閥門，打開下部控制閥門，用充氣設備從進氣管對橡膠膜進行充氣，橡膠膜受力膨脹擠壓周圍土體形成幾個腰鼓或圓柱狀的擴大頭錨固段，如圖3所示.充氣完成后無需等待就能達到設計要求的承載力，縮短了工期.施工結束后，打開控制閥門，排放填充的氣體就能較容易的拔出錨桿桿體，達到回收再利用的功能.串囊式充氣錨桿操作簡單，節約成本，無污染，環保，不改變土層原有力學性質，節省施工工期，尤其適合在軟弱地層中應用.

圖1 串囊式充氣錨桿

圖2 充氣錨桿

串囊式充氣錨桿擁有其獨特的錨固方式，當錨桿未加壓或充氣壓力很小時，串囊式充氣錨桿的抗拔力主要來源于橡膠膜與土體的側摩阻力和錨桿自重應力.增大充氣壓力，橡膠膜發生膨脹，增大的體積擠密周圍土體，不僅增加了錨固段與土體的接觸面積，還使土體的密實度增大.錨桿由原先的純摩擦型錨桿變為端承—摩擦型錨桿.而極限位移的增大則取決于膨脹體積的增大.橡膠膜截面積越大，土體塑性區范圍越大，因而極限位移增大.

圖3 串囊式充氣錨桿示意圖

2 室內試驗方案設計

2.1 室內試驗裝置設計

試驗在一個裝有干砂的長方體形(1.8 m×1.0 m×1.8 m)試驗槽中進行.試驗采用的主要儀器設備有： WTP301S型拉壓稱重傳感器與PY500數顯壓力控制儀表，JMDL-2100智能數碼位移計、JMZX-3001綜合測試儀和計算機數據采集系統，以及其他諸如加載滑輪組、工字鋼梁、角鋼架、量筒等.圖4為串囊式充氣錨桿的極限抗拔承載力模型試驗裝置圖.

圖4 模型試驗裝置

2.2 砂土的物理力學性質

試驗土料為中粗砂，經自然風干后過5 mm篩，其有效粒徑d10=0.23 mm，限定粒徑d60=0.61 mm，不均勻系數Cu=2.65，其基本物理力學參數見表1.

表1 試驗用砂土的基本物理力學參數

2.3 抗拔試驗方案設計

通過對已有研究成果的分析可知，影響充氣錨桿極限抗拔承載力的主要因素有：土體密度、埋置深度、充氣壓力、橡膠膜長度、厚度等，考慮串囊式充氣錨桿相對于充氣錨桿的特殊性，本文選取錨桿埋置深度、橡膠膜長度、厚度、氣囊個數和氣囊間距、充氣壓力這6個影響因素對串囊式充氣錨桿進行研究.

考慮試驗條件、邊界條件及材料的相關性能，按一定的相似比例，確定各主要影響因素的基準值：埋置深度H=600 mm,橡膠囊個數n=2,厚度t=1 mm,間距d=10 mm,錨固段長度L=200 mm,充氣壓力P=50 kPa.采用定時定量分級加載法加載，每隔2 min加載一次，0.5 min記錄一次試驗值，荷載基準值為50 kPa.

在試驗基準值的基礎上，通過改變其中一個條件，進行串囊式充氣錨桿極限抗拔試驗.膨脹介質為空氣，試驗步驟為：清理試驗槽→錨桿定位→分層填砂→安裝錨桿拉力傳感器與位移計→記錄各儀器初始值→錨桿連接氣源→充氣加壓至設計壓力后關閉錨桿控制閥門→分級加載→記錄各儀器值的變化情況.

3 串囊式充氣錨桿的受力破壞形式

3.1 串囊式充氣錨桿的抗拔承載力組成

普通錨桿的錨固力來自于錨桿周圍地層自身的抗剪強度，屬于純摩擦型錨桿.而串囊式充氣錨桿的抗拔力由2部分組成，包括橡膠膜錨固段側壁與土體的摩阻力和土體對擴大頭端部的正壓力，它屬于端承-摩擦型錨桿.

3.2 串囊式充氣錨桿的失效形式

通過試驗發現串囊式充氣錨桿主要存在以下2種破壞形式：

①橡膠膜破裂．橡膠膜充氣膨脹后，容易被土層內尖銳物刺破，此外，橡膠膜的彈塑性變形范圍有限，當充氣壓力超過其極限充氣壓力時，橡膠膜會因膨脹體積過大而破裂.②擴大頭端周土體破壞．擴大頭錨桿周圍土體的受力過程分為3個階段，靜止土壓力階段，過渡階段，塑性區壓密-擴張階段.若錨桿外荷拉力不斷增加，土體達到全塑狀態后將發生剪切破壞，錨桿從土體中被拔出.

4 試驗結果與分析

4.1 試驗結果

通過對串囊式充氣錨桿進行一系列抗拔試驗，試驗結果見表2和圖5～圖15，圖中Q為錨桿抗拔力；S為位移.

表2 串囊式充氣錨桿抗拔試驗結果

位移/mm

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位移/mm

位移/mm

4.2 試驗結果分析

4.2.1 充氣壓力的影響

分別選用囊數為1(1×10 cm)和囊數為2(2×5 cm)的充氣錨桿作為研究對象，使用不同的充氣壓力(0 kPa,50 kPa,100 kPa)對其進行抗拔試驗.試驗結果如表2和圖5,6所示.

由圖5可知，串囊式充氣錨桿的極限抗拔承載力與極限位移都隨著充氣壓力的增大而成倍增大.根據表2的數據顯示，對于5 cm雙囊式充氣錨桿，充氣壓力從0 kPa增大到50 kPa時，其極限抗拔承載力增大約4.2倍，極限位移相對應的增大1.6倍.當充氣壓力由50 kPa提高到100 kPa時，其極限抗拔承載力增大約2.4倍，極限位移增大約3倍.在橡膠膜彈塑性形變允許的情況下，充氣壓力越大越好.試驗測得，單層膜的極限氣壓約為100 kPa.

充氣壓力對單囊和串囊式充氣錨桿影響基本相同，但是隨著壓力的增大，單囊充氣錨桿的極限位移顯著增大(如圖6所示)，而串囊式充氣錨桿變化相對緩慢，在充氣壓力較大時也能較好控制位移.其原因在于充氣壓力增大的過程中，單囊充氣錨桿相比串囊式充氣錨桿約束點較少，其橡膠膜緊致性相對較差，容易因受拉變形而發生較大位移，而串囊式充氣錨桿則只產生較小位移.

4.2.2 埋置深度的影響

分別選用囊數為1(1×10 cm)和囊數為2(2×5 cm)的充氣錨桿作為研究對象，設計不同的埋置深度(40 cm,60 cm)對其進行極限抗拔試驗.試驗結果如表2和圖7,8所示.

根據圖7可知，隨著埋置深度的加深，串囊式充氣錨桿的極限抗拔承載力得到較大提高.當埋置深度從40 cm增加到60 cm時，串囊式充氣錨桿承載力提高了約73.6%.其原因有2個：①由于上部土體在錨固段的擠壓下得到壓縮，其應力狀態和塑性區范圍的再調整.塑性區調整后，增大埋置深度可獲得更大一級的土體圍壓.②試驗用的錨桿錨固段為固定值(10 cm)，增大埋置深度相當于加長自由段長度，增加錨桿自由段的錨固力.

與單囊充氣錨桿相比，當埋置深度從40 cm增加到60 cm時，串囊式充氣錨桿承載力提高了約73.6%，而單囊充氣錨桿只提高了24%，表明串囊式充氣錨桿隨著埋置深度的加深，其承載力的增長速度較單囊快.其主要原因在于相比于單囊充氣錨桿，串囊充氣錨桿可提供多個端阻力(當兩個氣囊距離較近時，其效果跟單囊充氣錨桿接近).

4.2.3 氣囊長度的影響

由圖9所示，雙囊式充氣錨桿在充氣壓力50 kPa下，氣囊長度由5 cm增加到10 cm時，其極限承載力增加了106.3 kN，而極限位移增加了7.12 mm.若繼續增大氣囊長度(10 cm→15 cm)，則因上覆土層的減少而使極限抗拔承載力的增長速度減慢.因此，串囊式充氣錨桿存在一個最佳氣囊長度，使其在極限抗拔承載力增長速度較快的同時，也能較好地控制極限位移.從本室內模型試驗而言，氣囊長度為10 cm的錨桿在提高承載力及控制位移方面優于氣囊長度為5 cm及15 cm的充氣錨桿.

增加氣囊長度擴大了橡膠膜與土體的接觸面積，使側阻力增大，從而抗拔力得到提高.但長度的增加只改變了側阻力，對端阻力并無影響.圖10中，氣囊長度為5 cm的單囊充氣錨桿極限承載力為191.5 kN，當氣囊長度增長到15 cm時，相應的極限承載力增加了106.6 kN.因此，增加相同氣囊長度時，串囊式與單囊式的承載力變化基本相同.

4.2.4 橡膠膜厚度的影響

橡膠膜厚度對單囊式和串囊式充氣錨桿的影響見表2，圖11,12，試驗表明：在相同氣壓條件下，串囊式充氣錨桿極限抗拔承載力隨著橡膠膜厚度的增加而減小.這是因為當橡膠膜厚度增加時，橡膠膜的彈性模量增大，從而導致在相同氣壓下，雙層膜的膨脹體積比單層膜小，其端阻力和側阻力均比單層膜時小.

增大充氣壓力，使橡膠膜厚度分別為1mm和2 mm的串囊式充氣錨桿的氣壓都無限接近極限氣壓.試驗測得1 mm厚的橡膠膜，其極限氣壓約為100 kPa，2 mm厚的橡膠膜則為160 kPa.在各自的極限氣壓下，對1 mm和2 mm厚的串囊式充氣錨桿進行抗拔試驗，試驗結果如圖12所示.由圖可知，橡膠膜厚度增加一倍時，串囊式充氣錨桿極限承載力約為原來的1.3倍，極限位移約為原來的1.1倍.

4.2.5 橡膠囊個數的影響

試驗選用單囊式(5cm,10 cm)、雙囊式(2×5 cm)和三囊式(3×5 cm)充氣錨桿作為研究對象，對其進行抗拔試驗.試驗結果如表2和圖13,14所示.

由圖13可知，在錨固長度都為10 cm時，雙囊式與單囊充氣錨桿的極限承載力相差不大，但是極限位移則急劇減小.雙囊式充氣錨桿的極限位移為單囊充氣錨桿極限位移的37%.由此可見氣囊個數的增加非常有利于控制位移.

根據圖14所示，在不規定錨固長度的情況下對比串囊式充氣錨桿和單囊充氣錨桿的極限承載力和極限位移.圖形表明：增加氣囊個數，其極限承載力和極限位移都有顯著變化.雙囊式充氣錨桿的極限承載力為單囊充氣錨桿的1.2倍，極限位移僅為單囊充氣錨桿的37.5%；而三囊式充氣錨桿的極限承載力為單囊充氣錨桿的1.7倍，極限位移僅為單囊充氣錨桿的32.3%.

4.2.6 間距的影響

選用橡膠膜長5 cm的雙囊式充氣錨桿作為研究對象，使用不同的橡膠膜間距(10 mm,50 mm,100 mm)對其進行抗拔試驗.試驗結果如表2和圖15所示.

隨著橡膠膜間距的增加，串囊式充氣錨桿的承載力有一定增大，但影響不大.在相同承載力的作用下，位移隨間距的增加而稍有增大.

5 結 論

1)通過對串囊式充氣錨桿進行一系列抗拔試驗，得出了串囊式充氣錨桿極限抗拔承載力的主要影響因素有：充氣壓力、埋置深度、氣囊的個數、長度、厚度和橡膠膜囊體間的間距等.其中，充氣壓力和橡膠膜的厚度對串囊式充氣錨桿的承載力影響最為顯著，其次是埋置深度和氣囊長度，氣囊個數和氣囊囊體間的間距對極限抗拔承載力影響較小.增加氣囊個數和橡膠膜厚度能顯著控制位移，充氣壓力和埋置深度對位移的影響較為顯著，而氣囊長度和氣囊間距對控制位移則影響不大.

2)在不限定錨固長度的情況下，增加氣囊個數可有效提高極限承載力，并能很好的控制位移.

3)串囊式充氣錨桿在提高承載力和控制位移方面較單囊充氣錨桿有明顯優勢，在相同條件下，串囊式充氣錨桿的極限抗拔承載力較單囊充氣錨桿增加了1.2～1.7倍，極限位移僅為單囊充氣錨桿的37%～66%,其在軟土錨固工程中有廣闊的應用前景.

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YIN Quan. Study on the test of inflatable anchor[D]. Central South University, 2011：12-55.(In Chinese)

Model Test Study on Bladder-type Inflatable Anchor

PENG Wen-xiang1?,ZHANG Xu1, MO Jian-jun2, HUANG Yang-yan1, QUAN Yong-qing3

(1. School of Geosciences and Info-Physics, Central South Univ, Changsha, Hunan 410083, China;2. China Nerin Engineering Co Ltd, Jiangxi, Nanchang 330031, China;3. Shenzhen Geotechnical Investigation and Surveying Institutie Co Ltd, Guangdong, Shenzhen 518028, China)

Bladder-type inflatable anchor is the improved and innovated inflatable anchor. In order to analyze the influencing factors of the ultimate up-lift bearing capacity and ultimate displacement, a series of laboratory model tests were carried out on bladder-type inflatable anchor. From experiments, we obtained uplift capacity-displacement curves. Test results have shown that the influencing factors include inflation pressure, embedded depth, length and thickness of rubber membrane, number of airbags, the distance between airbags and so on. However, the influence degree is different on bladder-type inflatable anchor. Through the contrast test with single capsule inflatable anchor, it is concluded that, under the same conditions, the ultimate up-lift bearing capacity of bladder-type inflatable anchor increases 1.2～1.7 times, and the ultimate displacement is 0.37～0.66 times of the single capsule inflatable anchor, which controls the displacement effectively.

bladder-type inflatable anchor; ultimate up-lift bearing capacity; ultimate displacement; contrast test

1674-2974(2015)07-0093-07

2015-03-03

國家自然科學基金資助項目(50878212), National Natural Science Foundation of China (50878212)

彭文祥(1968-)，男，湖南益陽人，中南大學副教授，工學博士

?通訊聯系人，E-mail:wxpengcsu@126.com

TU 473

A