充氣錨桿擴大頭的位移特性及其抗拔承載力試驗研究

馬向前，陳秋南，劉文駿，趙磊軍

（1. 湖南科技大學 土木工程學院，湖南 湘潭 411201；2. 中鐵隧道勘測設計院有限公司，天津 300000；3. 湖南工程職業技術學院 土木工程系，湖南 長沙 410000）

充氣錨桿擴大頭的位移特性及其抗拔承載力試驗研究

馬向前1，陳秋南1，劉文駿2，趙磊軍3

（1. 湖南科技大學 土木工程學院，湖南 湘潭 411201；2. 中鐵隧道勘測設計院有限公司，天津 300000；3. 湖南工程職業技術學院 土木工程系，湖南 長沙 410000）

通過充氣錨桿與普通錨桿室內對比模型試驗，研究了充氣錨桿擴大頭對位移特性與極限抗拔承載力的影響，并獲得不同埋深下和不同氣壓下充氣錨桿與普通錨桿的荷載-位移曲線。試驗結果表明：相同埋深下，充氣錨桿比普通錨桿極限承載力大大提高，其相應的位移也隨之提高；不同埋深下，充氣錨桿擴大頭部分所承擔的極限抗拔承載力占總極限承載力的比例均大于80%，且隨著埋置深度的增加，其所占比例呈減小趨勢；在不同氣壓下，充氣錨桿擴大頭部分所承擔的極限抗拔承載力占總極限承載力的比例為72.6%～84.6%，且隨著氣壓的增大，其所占比例隨之增大；回歸分析結果表明，充氣錨桿在抗拔過程中位移與荷載呈指數函數關系。

充氣錨桿；擴大頭；極限抗拔承載力；極限位移

1 研究背景

充氣錨桿因其在軟土中具有較大的抗拔承載力、經濟、安裝回收方便、可立即提供錨固力、可重復性利用等特性而被應用于海洋工程，為海底作業機器人（remote operated vehicle，ROV）等海洋作業設備提供抗浮錨固力[1]。隨著巖土錨固技術的發展，充氣錨桿在近海岸軟土地區表現出來的優于傳統注漿錨桿、螺旋錨桿的承載性能，引起了學術界的關注，并將其使用范圍擴展至岸上軟土錨固工程，如軟土地區的基坑、邊坡支護與加固等。充氣錨桿是一種新型錨桿，最早的研究始于2000年，T. A. Newson與T. S.Gallacher等[2-3]先后在砂土與海相軟土中進行了室內模型試驗。砂土中的試驗研究表明，充氣錨桿的抗拔承載力的影響因素有錨桿長度、氣壓大小、體積、橡膠膜厚度和埋置深度等，且得到了相關經驗公式，并與螺旋錨桿進行了對比試驗；海相軟土的試驗研究表明，超孔隙水壓力的消散對承載力的提高可達30%，并基于圓孔擴張理論得出了充氣錨桿極限抗拔承載力（也稱抗拔力）估算公式與極限充氣壓力公式。Liang Y.等[4]通過PLAXIS軟件對充氣錨桿進行數值模擬分析，研究結果表明充氣錨桿的充氣壓力、長度、橡膠膜外表的粗糙程度以及埋置深度等因素中，錨桿長度對其極限抗拔承載力的影響最為顯著。國內對充氣錨桿的研究起步較晚，曹佳文等[5-6]通過室內模型試驗，基于修正的劍橋模型，推導了飽和黏性土不排水條件下圓孔擴張問題，并利用FLAC3D數值模擬軟件建立了充氣膨脹模型，將研究結果與充氣錨桿的極限抗拔承載力理論推導公式進行對比，得到了極限抗拔承載力的理論計算公式和充氣錨桿對土體的應力計算方法以及計算公式。彭文祥等[7]利用非線性有限元方法建立了充氣錨桿的計算模擬單元，得到了不同錨桿充氣長度和充氣壓力下錨固力的變化規律。莫建軍[8]對充氣錨桿進行了改進，發明了一種類似于多葉片螺旋錨桿的串囊式充氣錨桿，并采用室內模型試驗研究了氣囊個數、間距等因素對該錨桿承載力的影響。

充氣錨桿的錨固機理較為復雜，國內外學者對其機理的研究尚處于起步階段，相關研究文獻較少。充氣錨桿本質上屬于端頭擴大型錨桿，已有研究主要集中在研究單根充氣錨桿的極限承載力及其影響因素上，而對充氣擴大頭的影響程度的研究涉及較少。因此，本文擬通過不同埋深及氣壓條件下充氣錨桿與普通錨桿進行對比試驗，研究充氣錨桿擴大頭對位移特性及抗拔承載力的影響。

2 模型試驗設計

2.1 充氣錨桿模型設計

充氣錨桿由3部分組成：桿體、橡膠膜及附件。其桿體采用外徑為25 mm的中空無縫鋼管制成，壁厚為3 mm，下部鉆有氣孔；橡膠膜材料為丁基橡膠，長度為200 mm，厚度為2 mm；附件主要包括位于上部的吊環、固定橡膠膜的卡喉、氣嘴、氣閥、氣壓表等。充氣方式為通過高壓打氣筒充氣，充氣錨桿結構如圖1所示。

圖1 充氣錨桿結構圖Fig. 1 Structure chart of in fl atable anchors

2.2 加載裝置及加載方式

試驗裝置為自行研制的門式加載裝置。門式加載裝置結構示意圖與實物圖分別如圖2～3所示。

圖2 門式加載裝置示意圖Fig. 2 Schematic diagram of portal loading devices

圖3 門式加載裝置實物圖Fig. 3 Physical map of portal loading devices

門式加載裝置由試驗槽、門式支架、豎向加載裝置、十字型吊具、數據采集裝置組成。試驗槽的內部尺寸為2.0 m×2.0 m×1.0 m，門式支架橫跨實驗槽的跨度為2.2 m，支座對稱布置于實驗槽兩側，立柱采用12#槽鋼制成，橫梁采用80 mm×200 mm空心方鋼制成，十字型吊具采用直徑為30 mm的圓鋼交叉布置。豎向加載裝置由以分離式液壓千斤頂（10 t）為主的加載體系組成，加載裝置置于龍門架的橫梁上。數據采集裝置由MASTERPROOF數顯百分表、WTP301S型拉壓稱重傳感器、WA-CHB力值顯示表、Y-100型氣壓表（量程為0～0.25 MPa）等組成，可精確測定充氣錨桿進行拉拔試驗過程中的上拔力與豎向位移，該試驗裝置可滿足單根以及多根錨桿同時拉拔的試驗需求。

本文試驗中，錨固土層所選用的砂土為湘江河砂，砂土的相對密度為2.66，最大干密度為1.86 g/cm3，最小干密度為1.31 g/cm3，平均粒徑為0.24 mm，粒徑在0.16～1.25 mm范圍的土體占總質量的83.5%，砂土的不均勻系數為2.41，曲率系數為0.76，內摩擦角為36.51°。試驗中的充氣錨桿埋設采取預埋的方式，并采用分層砂雨法[9]制備土樣，分層厚度為100 mm。在試驗過程中，保持錨桿底部距離試驗槽底部100 mm。

2.3 試驗方案

為了充分了解充氣錨桿充氣擴大頭對承載力提高的影響程度，通過自制充氣錨桿模型以及試驗裝置，設計充氣錨桿在不同埋深（錨桿底端到砂土層表面的距離）和不同充氣壓力條件下，充氣錨桿與普通錨桿的對比試驗，普通錨桿為下端未覆蓋橡膠模的同規格錨桿。在不同埋深條件下，充氣錨桿充氣壓力為0.1 MPa，埋深分級為40, 60, 80 cm；不同充氣壓力條件下的埋深為60 cm，氣壓分級為0.05, 0.10, 0.15 MPa。試驗步驟如下：

1）安裝WTP301S型拉壓稱重傳感器，定位并安裝充氣錨桿，將其懸掛于稱重傳感器上；

2）按照分層砂雨法分層鋪設砂土，通過水平尺控制錨桿垂直度，當出現傾斜時進行調整；

3）安裝百分表、力值顯示表等數據采集設備；

4）通過高壓打氣筒給充氣錨桿充氣，使錨桿達到試驗氣壓；

5）將百分表和力值顯示表調零；

6）通過千斤頂為充氣錨桿進行分級加載，記錄試驗數據。在試驗上拔過程中需保持氣壓穩定，不能出現衰減現象。為了試驗方便，將錨桿懸掛后對力值顯示表調零，因此試驗得到的充氣錨桿的極限抗拔承載力不包括錨桿自重。

本試驗加載方式采用分級加載，為每級荷載施加后每隔10 min測讀一次錨桿位移，當最后10 min位移不大于0.2 mm時即可認為穩定，可施加下一級荷載。試驗終止加載條件為：錨頭位移不收斂；錨頭的位移累計量超過其設計允許值；后面一級加載造成的錨桿位移達到或者是超過前一級位移的兩倍。極限抗拔承載力為試驗終止加載荷載的前一級荷載[10]。

3 試驗結果與分析

3.1 充氣擴大頭對極限承載力的影響分析

充氣錨桿與普通錨桿在不同埋深下抗拔對比試驗結果，如表1所示。

表1 不同埋深下充氣錨桿與普通錨桿抗拔對比試驗結果Table 1 Contrast test results of in fl atable anchors and ordinary anchors under different buried depths

由表1可知，充氣錨桿組與普通錨桿組均隨著埋深的增加，錨桿的極限抗拔承載力提高。普通錨桿組隨著埋深的增加，極限抗拔承載力呈現近似線性增加。在相同氣壓下，充氣錨桿組60 cm埋深下，其極限抗拔承載力比40 cm埋深下提高20.8%；80 cm埋深下，充氣錨桿極限抗拔承載力比40 cm埋深下提高了37.7%。在相同埋深下，充氣錨桿極限抗拔承載力比相對應的普通錨桿極限抗拔承載力顯著增強：埋深為40 cm時，充氣錨桿的極限承載力為普通錨桿的6.08倍；埋深增加到60 cm時，充氣錨桿的極限抗拔承載力為普通錨桿的5.46倍，而在埋深為80 cm時，充氣錨桿的極限抗拔承載力為普通錨桿的5.06倍。

不同充氣壓力下充氣錨桿的抗拔力-位移曲線如圖4所示。

圖4 不同充氣壓力下充氣錨桿的抗拔力-位移曲線Fig. 4 Pullout force-displacement curves under different in fl ation pressures

充氣錨桿在不同充氣壓力下的抗拔試驗結果如表2所示。

表2 不同充氣壓力下的充氣錨桿抗拔試驗結果Table 2 Contrast test results of in fl atable anchors under different pressures

由表2可知，隨著充氣壓力的增加，充氣錨桿極限抗拔承載力隨之增加。在相同埋深條件下，0.1 MPa充氣壓力下的充氣錨桿極限抗拔承載力比0.05 MPa充氣壓力下的提高了49.8%，0.15 MPa充氣壓力下的充氣錨桿極限抗拔承載力比0.05 MPa充氣壓力下的提高了77.9%。相對于普通錨桿，充氣錨桿充氣壓力為0.05 MPa時，充氣錨桿的極限抗拔承載力為普通錨桿的3.65倍；充氣壓力增加到0.10 MPa時，充氣錨桿的極限抗拔承載力為普通錨桿的5.46倍，而0.15 MPa時，充氣錨桿的極限抗拔承載力為普通錨桿的6.49倍。充氣錨桿氣壓的增加對極限抗拔承載力的提升十分明顯。

普通錨桿抗拔承載力主要由桿體與周邊土體的側摩阻力提供。充氣錨桿的抗拔承載力由如下3部分組成：1）擴大頭與周邊土體的摩阻力；2）擴大頭上的覆土體對擴大頭的端阻力；3）桿體與周邊土體的摩阻力。充氣錨桿下端的200 mm部分為橡膠膜膨脹產生的擴大頭，而普通錨桿為光滑桿體。充氣錨桿擴大頭在高壓作用下對土體產生擠壓，在橡膠模-土體接觸面上產生環向應力，因此產生了比光滑桿體與土體接觸面上更大的側摩阻力。在本試驗過程中，所采集到的荷載數據去除了錨桿自重。因此，擴大頭部分所提供的極限抗拔承載力比充氣錨桿的極限抗拔承載力減去相應的普通錨桿的極限抗拔承載力略大。因此，按照該方法可計算得到擴大頭部分所提供的極限抗拔承載力范圍及其所占比例范圍，計算結果如表3～4所示。表3所示為充氣壓力為0.1 MPa時，不同埋深下擴大頭部分的抗拔承載力。表4所示為錨桿埋深為60 cm，改變充氣壓力時擴大頭部分的抗拔承載力實驗結果。

表3 不同埋深下擴大頭部分的抗拔承載力Table 3 Uplift bearing capacity of expanded heads under different depths

由表3可知，在不同埋深下，充氣錨桿擴大頭部分所承擔的極限抗拔承載力占總極限承載力的比例均大于80%，且隨著埋深的增加，其所占比例減小，說明擴大頭在不同埋深下對承載力的影響均較為顯著，埋深對擴大頭承載力占比有削弱的趨勢，但其影響較小。

表4 不同氣壓下擴大頭部分的抗拔承載力Table 4 Uplift bearing capacity of expanded heads under different in fl ation pressures

由表4可知，在不同充氣壓力條件下，充氣錨桿擴大頭部分所承擔的極限抗拔承載力占總極限承載力的比例均大于72%，且隨著充氣壓力的增大，其所占比例增加，在0.05 MPa條件下為72.6%，在0.15 MPa條件下為84.6%，這說明充氣壓力對擴大頭承載力占比影響較大，且隨著充氣壓力的增大其影響也增大。充氣壓力的改變對充氣錨桿的影響非常明顯，其主要體現在：充氣壓力越大，充氣擴孔時對周邊土體的擠壓更為顯著，作用在橡膠模-土體界面的應力也隨之增大；隨著充氣壓力的增大，充氣錨桿擴大頭直徑也隨之增大，這既增大了側摩阻力接觸面積，也增大了端阻力接觸面積。因此，試驗結果表明充氣錨桿依靠高壓氣體獲得較高側摩阻力與端阻力，從而使充氣錨桿獲得較高的承載力。

3.2 充氣擴大頭對位移特性影響分析

由表1可知，普通錨桿試驗組在埋深為40 cm條件下，極限位移較小，為0.88 mm，而在60, 80 cm下，極限位移相近。同時，充氣錨桿試驗組在各埋深下極限位移較為接近。試驗過程中不同埋深下抗拔力-位移關系曲線如圖5～8所示。

圖5 40 cm埋深下充氣錨桿與普通錨桿抗拔力-位移曲線Fig. 5 Pullout force-displacement curves of in fl atable anchors and ordinary anchors under 40 cm-depth

圖6 60 cm埋深下充氣錨桿與普通錨桿抗拔力-位移曲線Fig. 6 Pullout force-displacement curves of in fl atable anchors and ordinary anchors under 60 cm-depth

圖7 80 cm埋深下充氣錨桿與普通錨桿抗拔力-位移曲線Fig. 7 Pullout force-displacement curves of in fl atable anchors and ordinary anchors under 80 cm-depth

圖8 不同埋深下充氣錨桿的抗拔力-位移曲線Fig. 8 Pullout force-displacement curves under different depths

由圖5～8可知，不同埋深下，充氣錨桿的抗拔力-位移曲線與普通錨桿的曲線形狀相似，均為緩坡形，且隨著充氣錨桿的位移增大，抗拔力不斷增大，但增加的速率變緩。

錨桿可分為淺埋破壞、深埋破壞及介于兩者之間的破壞形式。區分淺埋與深埋破壞的標準之一在于超過某一臨界深度[11]，土體塑性區在土體中可得到充分的發展，隨著埋深的增加，極限位移變化趨于平緩。因此，普通錨桿組在40 cm埋深下可視為淺埋破壞，60 cm與80 cm位移相近，可視為深埋破壞，而充氣錨桿組40, 60, 80 cm條件下位移趨于一致，均呈現出深埋破壞的特點，說明在擴大頭的影響下，改變了40 cm埋深下的破壞形式，充氣錨桿能以較短的錨桿長度獲得深埋的性質，具有優良的承載性能。

由表1可知，充氣錨桿相對于普通錨桿承載力提高的同時，其相對應的極限位移也隨之提高。由表3可知，充氣錨桿在承受荷載的時候，錨桿較大部分的承載力由擴大頭部分提供，而其擴大頭部分由橡膠模包裹的高壓氣體組成，在承受荷載的同時產生較大形變，這一結論與文獻[7]中數值模擬結果相符，故充氣錨桿在極限承載力狀態下，位移相對于普通錨桿的大。這反映了充氣錨桿在應用中會產生不利于結構穩定的較大位移[12]，同時也體現了充氣錨桿失效是一個緩慢的過程，有較大的安全隱患，在實際工程中可以通過預張拉等方法消除這一部分變形[13]。

由表2可知，充氣錨桿在相同埋深條件下，隨著氣壓的增大，在承載力提高的同時極限位移隨之增大，但改變量較小，極限位移位于3.1～4.0 mm之間。結合前文承載力分析結果可知，增加充氣錨桿氣壓是提高充氣錨桿錨固性能的方法之一，在有效提高承載力的同時，又能較好地控制位移。

4 充氣錨桿荷載-位移關系

基于最小二乘法的回歸分析是數理統計中常用的方法之一，即將采集到的數據通過公式表示出來，通過處理及計算找出兩個變量之間的函數關系式，得到能夠較為準確地反映實際數據的位移-荷載擬合曲線。在60 cm埋深、充氣壓力為0.10 MPa下的充氣錨桿進行抗拔試驗時，所得位移-荷載曲線如圖9所示。

圖9 充氣錨桿位移-荷載曲線圖Fig. 9 Displacement-load curves of in fl atable anchors

對圖9中的曲線進行分析可以發現：隨著荷載的逐步增大，錨桿位移呈現出加速增長的變化趨勢。現采用二次模型、三次模型以及指數模型作為回歸函數，分別求解其回歸方程和線性相關系數，擬合優度用R2表示，所得結果如下。

1）二次模型回歸方程與相關系數為

式中：x為充氣錨桿的荷載值；

y為充氣錨桿的位移值；

R2為線性相關系數。

2）三次模型回歸方程與相關系數為

3）指數模型回歸方程與相關系數為

充氣錨桿在60 cm埋深下，位移-荷載曲線及指數函數擬合曲線如圖10所示。

圖10 充氣錨桿（60 cm埋深）位移-荷載曲線及指數函數擬合曲線Fig. 10 Displacement-load curve exponential function fi tting fi gure of in fl atable anchors (60 cm)

由計算結果以及圖10可以得知，充氣錨桿的荷載-位移曲線的二次擬合與三次擬合的擬合程度不高，而指數函數擬合曲線與實測曲線十分接近。另外，即指數模型中相關系數最大，為0.980，擬合程度最高。為了進一步驗證這種擬合規律，現將不同埋深下的位移-荷載曲線均采用指數函數擬合，所得擬合結果如下：

1）埋深為40 cm時，

2）埋深為80 cm時，

由以上計算結果可知，埋深為40, 80 cm時，相關系數均比較大，R2均大于95%，表明擬合程度都非常高，這進一步驗證了充氣錨桿在進行抗拔試驗的過程中，其位移與荷載呈指數函數關系。因此可得到該實驗條件下充氣錨桿的拉拔試驗中位移的經驗估算公式：

式中k1、k2為函數相關系數，它們的取值與錨桿及土層相關。

5 結論

課題組通過充氣錨桿與普通錨桿進行室內模型抗拔對比試驗，分析了擴大頭對位移特性及極限抗拔承載力的影響，基于獲得的抗拔試驗數據，對位移-荷載曲線進行了最小二乘法回歸分析，可以得到如下結論：

1）充氣錨桿相對于普通錨桿能有效提高抗拔承載力，充氣錨桿擴大頭部分所承擔的極限抗拔承載力占總極限承載力的比例均大于80%，且隨著埋置深度的增加，其所占比例呈減小趨勢，充氣錨桿具有較好的淺埋性能；

2）在不同充氣壓力條件下，充氣錨桿擴大頭部分所承擔的極限抗拔承載力占總極限承載力的比例為72.6%～84.6%，且隨著充氣壓力的增大，其所占比例隨之增大，增加充氣錨桿的充氣壓力能有效提高充氣錨桿的錨固性能；

3）由于擴大頭的存在，在承載力提高的同時相應的位移隨之增加，但擴大頭變形機理和位移控制方法有待進一步研究；

4）擬合結果顯示，在抗拔過程中，充氣錨桿的位移與荷載呈指數函數關系。

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An Experimental Study on Displacement Characteristics and Uplift Bearing Capacity of the Expanded Heads of In fl atable Anchors

MA Xiangqian1，CHEN Qiunan1，LIU Wenjun2，ZHAO Leijun3
（1. College of Civil Engineering，Hunan University of Science and Technology，Xiangtan Hunan 411201，China；2. China Railway Tunnel Survey and Design Institute Co., Ltd.，Tianjin 300000，China；3. Department of Civil Engineering，Hunan Vocational and Technical College，Changsha 410000，China）

Based on an indoor contrast model test between in fl atable anchors and ordinary anchors, a study has been made of the in fl uence of the expanded heads of in fl atable anchor on the displacement characteristics and ultimate uplift capacity, thus obtaining the load displacement curves of in fl atable anchors and ordinary anchors under different buried depths and different pressures. The experimental results show that under the same depth, the ultimate bearing capacity of the in fl atable anchor is much higher than that of the ordinary anchor, and the corresponding displacement is also increased. Under different burial depths, the ratio of ultimate uplift capacity to total ultimate bearing capacity of expanded heads of in fl atable anchors is greater than 80%, with the buried depths reduced, the proportion showing a decreasing trend. Under different in fl ation pressures, the ratio of its ultimate uplift capacity to its total ultimate bearing capacity is within the scope of 72.6.%～84.6%, its proportion increased with the inflation pressure.The regression analysis results show that the displacement and load of the in fl atable anchor rod are exponentially related to the load.

in fl atable anchor；expanded head；ultimate uplift bearing capacity；ultimate displacement

TU472

A

1673-9833(2017)05-0032-07

10.3969/j.issn.1673-9833.2017.05.006

2017-03-17

國家自然科學基金資助項目（41372303），湖南省研究生科研創新基金資助項目（CX2015B494）

馬向前（1990-），男，湖南湘潭人，湖南科技大學碩士生，主要研究方向為巖土與隧道工程，E-mail：dskmax@163.com

陳秋南（1968-），男，江西蓮花人，湖南科技大學教授，主要從事巖土與隧道工程方面的研究，E-mail：cqndoc@163.com

（責任編輯：申 劍）