預應力錨桿復合土釘墻工作性狀試驗研究

彭文祥，謝雨軍，徐松山，王苑，錢華

?

預應力錨桿復合土釘墻工作性狀試驗研究

彭文祥1，謝雨軍1，徐松山2，王苑3，錢華4

(1. 中南大學地球科學與信息物理學院，湖南長沙，410083；2. 大連市勘察測繪研究院有限公司，遼寧大連，116021; 3. 中國有色金屬長沙勘察設計研究院有限公司，湖南長沙，410011; 4. 航天時代置業發展有限公司，北京，100035)

以預應力錨桿復合土釘支護結構為研究對象，在室內模型試驗基礎上，探討預應力錨桿復合土釘支護結構的工作性狀。模型試驗分純土釘支護試驗和預應力錨桿復合土釘支護試驗2組，根據試驗成果，對預應力錨桿復合土釘支護結構的工作性狀進行分析研究。研究結果表明：土釘(錨桿)由于注漿作用，其黏膜聚力、內摩擦角和彈性模量都增大，但在復合土釘支護中增大得更多；復合土釘支護方式能有效控制坡面位移，其坡面最大位移較純土釘支護降低約14%，使基坑潛在滑動面有向上移動的趨勢，表明預應力錨桿復合土釘支護方式大大提高了基坑的穩定性。

預應力錨桿；復合土釘；工作性狀；模型試驗

基坑工程要求有很高的可靠性，在保證基坑開挖和地下結構施工安全有序進行的基礎上，還要保證周邊建筑物的安全及公共設施的正常使用。為適應不同地層條件、不同環境要求和不同基坑開挖深度，預應力錨桿復合土釘支護技術由此產生。預應力錨桿復合土釘支護已在工程實踐中成功應用和推廣[1?2]，但目前國內外對預應力錨桿復合土釘支護結構的研究較少，尤其是試驗研究更少[3]。楊志銀等[4?5]對人工挖孔樁+預應力錨桿+土釘組成的多種形式復合土釘支護的受力變形特性進行現場試驗，認為復合土釘支護具有良好的抗動載性能并揭示了復合土釘支護結構在變形方面的特征；宋二祥等[6]運用二維和三維有限元分析方法、FLAC-3D等軟件對復合土釘的各種特性進行了動態和靜態模擬研究，發現復合土釘的軸力最大值比單一土釘的要小，且距錨桿越近，減小幅度越大，復合支護結構比面層所受的土壓力要大，超前樁的作用使得復合土釘支護邊坡上部位移受到控制，并且比同等條件下純土釘支護的位移要小，其峰值出現在邊坡頂部及中上部；丁振明等[7]認為土釘支護體系的抗拔力由釘土作用抗拔力和土體自承作用抗拔力2部分組成；Thomas等[8]提出應用軟件和試驗楔塊對土釘墻進行分析的簡易試驗楔塊方法，這種方法為工程師們在應用軟件中實施土釘墻分析提供了合適的途徑；Byrne等[9]對土釘中從應變器儀器墻得到的荷載發展進行了研究，指出監測的最大力遠小于用于土釘墻分析的極限平衡過程中所預測的力，直到監測過程結束，荷載仍持續下降；Ho等[10]運用有限元對其進行了二維或三維數值模擬計算。在此，本文作者以預應力錨桿復合土釘支護結構為研究對象，基于室內模型試驗為基礎[11]，以模型試驗為支撐，對預應力錨桿復合土釘支護結構工作性狀進行分析研究。

1 試驗方法及裝置

1.1 室內模擬試驗方法

相似理論、相似第一定理(相似現象的性質)是指彼此相似的現象，以相同文字符號的方程所描述的相似指標為1，或相似判據為1個不變量。相似判據相等或相似指標等于1是現象相似的必要條件。相似第二定理(相似判據的確定)表述為：1個現象有個物理量，并且這些物理量中含有個物理量的量綱相互對立，那么這個物理量可表示成相似準則之間的函數關系。相似第三定理(相似現象的必要和充分條件)表示為：對于同一類物理現象，具有相同符號的方程式，單值條件相似，且由單值量組成的相似判據在數值上相等，則該2個物理現象相似。

模型試驗材料運用相似理論，結合實際工程黏膜土條件，通過試驗，選擇最接近實際工程黏膜土參數土樣作為模型試驗的土樣，土樣的黏膜土質量分數、砂土質量分數及重水質量分數如表1所示。模型與原型試驗的相似支護參數如表2所示。

表1 試驗土樣參數

注：直剪儀做土工試驗，運用庫侖公式[14]得到和。

表2 模型與原型試驗的相似支護參數

運用相似理論[12]，用相似比為1:10的模型(高1.8 m，長1.8 m，寬1.0 m)為研究對象，/′=/′為相似法則，即模型試驗材料的幾何長度與變形時間成反比，用垂直開挖1.5 m的基坑模擬實際工程中15.0 m的基坑。模型試驗共分2組進行，分別為純土釘支護和預應力錨桿復合土釘支護。純土釘試驗在砂土層中布置8排土釘，復合土釘第6和第7排土釘支護換為預應力錨桿支護。模型實驗裝置如圖1所示。

圖1 試驗裝置示意圖

1.2 模型試驗裝置

1.2.1 模型砂箱布置

試驗在1個長為1.8 m、寬為1.0 m、高為1.8 m的模型試驗砂箱中進行。模型箱頂面和底面未封閉，其中底面置于地面，后壁用1塊鋼板封閉，前壁為14塊拼裝緊密的木板，兩側壁為有機玻璃板，以便于觀測土體內部位移狀況。為了限制坡底土體位移，模型箱前端底部加設1個寬為0.3 m、高為0.3 m的鋼框架，作為固定邊界，模擬深度為15.0 m基坑。并在該鋼框架中間位置布置1根鋼柱，以固定位移計，測量側面位移。

1.2.2 砂箱側壁處理

為了模擬基坑開挖，使模型箱中土樣受力與實際情況一致以及減少砂箱側壁產生的邊界效應，對側壁進行潤滑處理，在兩側壁上先涂一層機油，再鋪一層摩擦因數很小的塑料薄膜，在薄膜上涂抹一層工業凡士林，這樣起到潤滑作用。處理后的砂箱側壁對箱內土體摩擦力可近似為0[13?14]。

1.2.3 模擬開挖說明

按照基坑分層開挖的原理，砂箱前壁為14塊拼裝緊密的木板，每開挖1級拆除1~2塊木板，每隔20 h開挖1層的分級開挖方式，共開挖9次，分8級進行支護，土釘傾角為15°。

1.2.4 量測儀器及加載裝置

在每排靠中間的2排土釘或錨桿上黏膜貼應變片，如圖2所示。使用DH3816靜態應變測試系統測量土釘和錨桿的應變，其數據采集箱與計算機通過USB通用串行總線接口進行數據傳輸，通過計算機由支持軟件完成所有操作功能。對于基坑開挖面位移的量測，用磁性表座將位移計固定在砂箱前端的鋼柱上，用JMZX-300X綜合測試儀采集數據。

圖2 模型土釘

模型試驗加載利用在模型砂箱上部焊接反力加載裝置，先在基坑頂部土體上按照底層橫向、中間層縱向、上層橫向的方式疊加3層木板，使2個千斤頂施加的載荷達到均衡，再使用2個量程為100 kN的液壓千斤頂頂在焊接牢固的2根鋼制橫梁上施加反力。千斤頂上配有量程表，進行逐級加載，加載裝置主要用于研究對基坑頂基坑破壞模式。

1.2.5 面層處理

模型試驗開挖完成后，表面深度為10~20 mm的土體失水。與內部土體相比，表面土體的抗剪強度和硬度都增加，經直剪實驗測定，其抗剪強度為25.11 kPa，摩擦角為38°，因此，該部分土體作為基坑 面層。

2 試驗結果及分析

2.1 位移分析

通過2組支護結構模型試驗(上部荷載為0 kN)，得到一系列位移量測值，繪制每次開挖后的坡面位移曲線，所得純土釘坡面位移曲線如圖3所示，預應力錨桿復合土釘坡面位移曲線如圖4所示。

開挖次序：1—第1次；2—第2次；3—第3次；4—第4次；5—第5次；6—第6次；7—第7次；8—第8次；9—第9次

開挖次序：1—第1次；2—第2次；3—第3次；4—第4次；5—第5次；6—第6次；7—第7次；8—第8次；9—第9次

對比圖3和圖4可見：與純土釘支護方式相比，預應力錨桿支護處(第6和第7排)坑壁減小幅度達到26%，坡面最大位移較純土釘支護降低約14%，這表明復合土釘支護方式能有效控制坡面位移。但復合土釘支護中坡面最大位移點的上移及坑頂部的位移增加，這表明由于預應力錨桿對基坑下部土體的有效限制作用，基坑的潛在滑動面有向上移動的趨勢。該結論可在一定程度上指導預應力復合土釘設計。

2.2 受力對比分析

試驗得到2組支護開挖完成后的應變曲線見圖5和圖6。從圖5和圖6可見：1) 應變基本呈現隨著開挖深度增加，普通土釘中整體應變值較復合土釘中整體應變小，充分體現預應力錨桿對支護結構整體的影響；2) 復合土釘中前幾排土釘的最大軸向應變相對于普通土釘向前移動，表明預應力錨桿的施加影響了基坑潛在滑移面的位置；3) 錨桿的預應力通過面層的傳遞作用影響到周邊的土釘內力，使得距離錨桿較近(約2 m以內)的土釘所受拉應變比一般土釘所受拉應變減小近30%，但距離預應力錨桿較遠的土釘所受拉應變增幅約為12%。其原因是復合土釘中的錨桿屬于主動受力，錨桿的施加有效限制了基坑的水平位移，離錨桿越近水平位移就限制得越多，也就減小越多。對于土體而言，位移越小，受到的剪應力就越小，其軸向應變也越小。但是，由于錨桿是通過面層影響基坑內部土體及鄰近土體，故其限制范圍也有一定限度。本文試驗中錨桿的限制作用體現在距離錨桿2 m內較明顯。

1—第2排土釘；2—第4排土釘；3—第6排土釘；4—第7排土釘

1—第2排土釘；2—第4排土釘；3—第6排土釘；4—第7排土釘

2.3 施加載荷對2種支護結構的影響

據加載過程中測得的位移繪制2組支護施加載荷時坑壁位移曲線，如圖7和圖8所示，2支護施加載荷時軸向應變曲線如圖9和圖10所示。

載荷/kPa：1—11.6；2—19.2；3—23.0

載荷/kPa：1—11.6；2—16.2；3—23.0；4—26.9

(a) 第2排土釘；(b) 第4排土釘；(c) 第6排土釘；(d) 第7排土釘載荷/kPa：1—11.6；2—19.2；3—23.0；4—初始值

(a) 第2排；(b) 第4排；(c) 第6排；(d) 第7排載荷/kPa：1—11.6；2—19.2；3—23.0；4—26.9；5—初始值

從圖7可見：純土釘支護在加載至破壞時，基坑坑壁水平位移表現為整體向基坑外移動；隨著荷載的增加，坑壁位移逐漸增加，最大位移均發生在基坑中下部(距坑底約0.6 m處)，呈現較小程度的“凸肚狀”，坑壁達到破壞時的最大位移為13.3 mm。

從圖8可見：復合土釘支護施加荷載時坑壁水平位移呈明顯的上大下小的狀態；隨著加載級數的增加，基坑上部坑壁位移增量呈增大趨勢，而在基坑下部(即施加預應力錨桿的位置)，坑壁位移呈均勻增長趨勢，增長值較基坑上部的小。這是由于第6和第7排錨桿的作用有效控制了坑壁位移，增加了基坑穩定性。基坑壁達到破壞時最大位移出現在基坑上部，為13.5 mm。

從圖9可見：隨著加載級數的增加，深度越大，軸向應變增大得越多，且前5排土釘軸向應變呈中間大兩頭小的弓形分布，最大應變出現在中部位置，但是第6和第7排土釘最大應變明顯后移，表明基坑潛在滑裂面在5/8(為基坑開挖深度)處向基坑后擴張。這一變化驗證了在基坑中下部布設2排錨桿的必要性，這也與基坑坑壁位移變化相吻合。

從圖10可見：預應力錨桿復合土釘支護能承受的載荷明顯比純土釘支護的高。由應變曲線可知：在基坑5/8前，土釘的軸向應變與純土釘支護中的一樣；在基坑中下部即第6和第7排支護換成錨桿后，其最大軸向應變出現在靠近基坑坑壁的位置。這表明基坑潛在滑裂面較純土釘支護中小，預應力錨桿的施加增加了基坑穩定性，有效控制了基坑滑裂面的擴張。

在模型試驗中，純土釘支護基坑加載到23.0 kPa達到破壞，裂縫最大處為第6和第7排土釘位置，證明基坑6和7排設置錨桿的必要性。而復合土釘支護基坑加載達到26.9 kPa時失穩破壞，最大裂縫位于1~5排位置。錨桿的施加大大減少了坑壁裂縫，并且第6和第7排施加預應力錨桿位置的破壞狀況也得到有效控制，這從某種程度上說明預應力錨桿的施加使基坑潛在破壞面的位置向上移動，充分表明預應力錨桿復合土釘支護方式大大提高了基坑的穩定性。

加載至破壞時，坑壁水平位移見圖11。從圖11可見：坑壁水平位移最大值出現在基坑中下部，呈向臨空面突出的“凸肚狀”，但當復合土釘加載至26.9 kPa時才破壞，這比純土釘支護時所能承受的最大荷載增加了17%，而且由于預應力錨桿施加于基坑中下部，其坑壁位移明顯減小，并且隨著基坑深度的增加而明顯減小。

1—復合土釘支護；2—純土釘支護

3 結論

1) 對試驗完成后取原狀土進行直剪試驗，因土釘(錨桿)的注漿作用，其黏膜聚力、內摩擦角和彈性模量都增大，而復合土釘支護中增大更顯著。

2) 復合土釘支護中的土釘受力具有開挖效應，對已經布設的土釘受力的影響，隨開挖深度的增加而減小。預應力錨桿的預應力通過面層的傳遞作用影響其周邊土釘內力分布狀況，使得距離錨桿較近的土釘所受拉應變與一般土釘的相比減小約30%，但距離錨桿較遠的土釘所受拉應變與一般土釘支護相比均增加約10%。

3) 預應力錨桿的施加有效限制了基坑的水平位移，離錨桿越近，水平位移就限制得越多；土體受到的剪應力就越小，相應部分的土釘受到的剪應力也越小，其軸向應變也越小。

4) 復合土釘支護可以有效地控制基坑側壁位移和破壞面的擴張，其坡面最大位移較純土釘支護減少約15%。預應力錨桿對基坑下部土體的有效限制作用，使基坑的潛在滑動面位置向上移動,預應力錨桿復合土釘支護方式在很大程度上提高了基坑的穩定性。

[1] 張旭輝. 土釘與錨桿的關系探討[J]. 巖石力學與工程學報, 2002, 21(11): 1744?1746. ZHANG Xuhui. Relations between soil nailing and bolting[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2002, 21(11): 1744?1746.

[2] 徐運明. 基于復合土釘支護結構的荷載分拉法[J]. 西華大學學報, 2011, 30(5): 110?112.XU Yunming. Load-sharing method based on composite soil nailing structure[J]. Journal of Xihua University (Natural Science Edition), 2011, 30(5): 110?112.

[3] Clifton B F, Blaine L, Darin S. Quality assurance of soil nail grout for Provo Canyon reconstruction Project[C]//2010 Earth Retention Conference Utah. USA, 2010: 278?285.

[4] 楊志銀, 蔡巧靈, 陳偉華, 等. 復合土釘墻模式研究及土釘應力的監測試驗[J]. 建筑施工, 2001, 23(6): 427?430. YANG Zhiyin, CAI Qiaoling, CHEN Weihua, et al. Composite soil nailing walls mode and monitoring of soil nail stress test[J]. Building Construction, 2001, 23(6): 427?430.

[5] 吳忠誠, 湯連生, 劉曉綱, 等. 復合土釘墻大型現場測試及變形性狀分析研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2007, 26(59): 2974?2980. WU Zhongcheng, TANG Liansheng, LIU Xiaogang, et al. Study on large-scale in-situ test on compound sold nailing wall and deformation property analysis[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2007, 26(59): 2974?2980.

[6] 湯連生, 宋明健, 廖化榮, 等. 預應力錨索復合土釘支護內力及變形分析[J]. 巖石力學與工程學報, 2008, 27(2): 410?417. TANG Liansheng, SONG Mingjian, LIAO Huarong, et al. Analysis of stress and deformation of prestressed anchor cable composite soil nailing[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2008, 27(2): 410?417.

[7] 丁振明, 秦四清, 劉軍, 等. 土釘支護體系抗拔力機理研究[J]. 巖土力學, 2005, 26(11): 1799?1802. DING Zhenmin, QIN Siqin, LIU Jun, et al. Research on anti-pulling mechanism in soil-nailing supporting system[J]. Rock and Soil Mechanics, 2005, 26(11): 1799?1802.

[8] Thomas C S, Carlton L H. Simplified trial wedge method for soil nailed wall analysis[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2003: 117?124.

[9] Byrne J R. Soil nailing, a simplified kinematic analysis. Grouting, soil improvement, and geosynthetics[C]//Grouting, Soil Improvement and Geosynthetics. Reston, VA: American Society of Civil Engineers, 1992: 751?764.

[10] Ho D K H, Smith I M. Modeling of soil nailing construction by 3-dimensional finite element analysis[C]//Proceeding of Conference on Retaining Structures. London: Cambridge, 1992: 583?597.

[11] 呂建國, 夏華宗, 王貴和. 復合土釘墻模型試驗設計與實施[J]. 土工基礎, 2008, 22(4): 80?83. Lü Jianguo, XIA Huazong, WANG Guihe. The design and actualization for the model experiment on composite soil nail wall[J]. Soil Engineering and Foundation, 2008, 22(4): 80?83.

[12] 李冬成. 巖土模型試驗相似設計[J]. 湖南交通科技, 2011, 37(2): 11?12. LI Dongcheng. Geotechnical model tests of similar design[J]. Hunan Communication Science and Technology, 2011, 37(2): 11?12.

[13] 楊茜. 復合土釘支護試驗研究及面層受力分析[D]. 成都: 西南交通大學土木工程學院, 2003: 32?53. YANG Xi. Composite soil nailing experimental study and surface stress analysis[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University. School of Civil Engineering, 2003: 32?53.

[14] 劉立煒. 土層錨桿模型試驗研究[D]. 長安: 長安大學地質工程與測繪學院, 2007: 24?47. LIU Liwei. Analysis by model test on anchors in clay[D]. Changan: Changan University. School of Geology Engineering and Geomatics, 2007: 24?47.

(編輯 陳燦華)

Test study on working properties of prestress anchor composite soil nails wall work

PENG Wenxiang1, XIE Yujun1, XU Songshan2, WANG Yuan3, QIAN Hua4

(1. School of Geosciences and Info-Physics, Central South University, Changsha 410083, China; 2. Dalian Academy of Reconnaissance and Mapping Co. Ltd., Dalian 116021, China; 3. Chinese Nonferrous Metal Survey and Design Institute of Changsha Co. Ltd, Changsha 410011, China; 4. Aerospace Times Real Estate Development Co. Ltd., Beijing 100035, China)

By taking the prestress anchor composite soil nailing structure as object, the working properties of the prestress anchor composite soil nailing were analysed based on indoor model test. The final model test was divided into two groups, i.e. the pure soil nailing test and the prestress anchor composite soil nailing test. The work traits of prestress anchor composite soil nailing structure was analyzed according to the test results. The results show that, due to the effect of the grouting role, the cohesion, angle of internal friction and elastic modulus of soil nails (anchor) increase, and those of compound soil nails increase much more.Displacement of slope can be effectively controlled by the compound soil nails, and the maximum displacement decreases approximately by 14% compared to that of the pure soil nails,which can make the potential sliding surface of the pit have the trend to move up. It is demonstrated that the method of the prestress anchor compound soil nails improves the stability of the pit.

prestress anchor; composite soil nailing; working properties; model test

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.04.038

TU473

A

1672?7207(2015)04?1468?07

2014?06?20；

2014?08?25

國家自然科學基金資助項目(50878212)；湖南省自然科學基金資助項目(11JJ6042)；中南大學教師研究基金資助項目(2013JSJJ003)(Project (50878212) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (11JJ6042) supported by the Natural Science Foundation of Hunan Province, China; Project (2013JSJJ003) supported by the Central South University Faculty Research Fund)

彭文祥，博士，副教授，從事巖土工程教學與科學研究；E-mail：wxpengcsu@126.com