囊式抗浮錨桿在工程中的應用分析

裴寶家，李大華，孟 源，羅 睿，潘 銳

(1.安徽建筑大學 土木工程學院，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)

國內自出現囊式錨桿以來，囊式抗浮錨作為一種新型的錨固方式被大量應用于基礎的抗浮工程中。周子舟等結合現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]。劉忠等通過現場足尺試驗研究了錨桿的力學性能[2]。韓軍等人提出了錨固長度和灌漿體對黏結強度的影響系數[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]。匡政等人研究了普通全粘結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關系[5]。國內在本世紀初開始囊式擴體錨桿的工程應用，錨桿底部桿體與注入囊袋內的水泥漿和鋼絲籠凝結形成一個鋼絲籠水泥結石囊體，該有筋囊體與錨桿桿體共同組成為錨桿的主要受力結構。水泥結石體的應力狀態由拉剪受力變為壓剪受力，受力狀態得到改善，不僅自身力學性能得到提高，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，結合工程案例，在前人研究的基礎上，研究囊式錨桿在富水中風化巖地質條件下的適用性和力學性能，以便為類似案例提供參考。

1 工程及囊式錨桿設計概況

本工程建設地點在流砂中風化巖富水地質條件下。基坑三面環河，北側距離河堤約71m,東側距河堤34m,西側距河堤32m。基坑為異性坑，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。基坑地板標高為-5.1～-1.64m，勘察期間測得河面標高11.82m。構筑物地下部分為箱型結構，主要為承壓水，需進行抗浮計算。

在進行抗浮設計時，經計算建筑物上部荷載共5.1156×105kN。基坑抗浮面積5500平方米，地下水浮力為1.078×106kN，總靜抗浮力約5.6644×105kN。抗浮錨桿桿體設計總長度為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;底板內機械錨固長度為0.5m。錨桿設計大樣圖如圖1所示。勘察報告表明地下結構基礎底面下以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，層位比較穩定，工程特性良好。現場地層及錨桿的鉆孔位置如圖2所示。

圖1 囊式擴體錨桿設計大樣圖

圖2 囊式擴體錨桿設計位置與地層分布關系

根據地勘報告提供的地層情況與地基土物理力學參數選取⑦中風化巖作為擴體錨固段埋置層。具體參數值見表1。

表1 試驗場地地層與地基物理力學參數匯總

2 錨桿的抗拔力估算

2.1 錨桿極限抗拔力估算

根據規范規定的理論公式[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強度標準值。

表2 錨桿的極限承載力設計采用的地層參數匯總

根據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面通過水泥結石體和巖體之間的粘結力來提供抗拔力，普通錨固段與非普通錨固段之間的環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依據規范規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)；鋼筋的抗拉強度設計值fy/(MPa)。Φ40mm的PSB1080級預應力螺紋鋼筋的抗拉強度設計值fy=900MPa。錨桿桿體設計抗拉力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，架設的千分表支架。

加載方案：參考前人對錨桿的抗拔試驗設置方式和囊式擴體錨桿的相關規范，結合實際工況，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。初始加載時千斤頂下部巖土會因壓縮而產生一定的位移，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 錨桿抗拔試驗結果及分析

根據現場足尺試驗結果繪制各錨桿荷載-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，囊袋中的水泥結石體都發揮了作用。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石體還未開始發揮作用，曲線的曲率也不斷增大。在840kN以后曲線又趨于平緩，此時結石體上部的環形位置與巖體之間產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為剪壓，且效果比較明顯。

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)假定錨桿的水泥結石體沿各方向力學性能相同[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石體中；

(4)假定錨桿與巖體接觸面法向不發生相對位移。

4.2 有限元模型分析中的關鍵問題

本模型共分三個部件：鋼筋、水泥結石體、巖體。部件均使用實體單元三維模型。鋼筋和水泥結石體采用嵌入的關系。水泥結石體與巖體之間的接觸屬性采用切向行為，其中設置摩擦系數取值為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。在分析步中設置與試驗相同的加載方式，設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均與現場原位試驗相同。錨桿直徑為上部180mm,長度5.5m、下部400mm長度為3m。

4.3 模擬分析的結果

(1)位移變形云圖見圖4，從中可以看出錨桿結石體的擴大頭部分應變比較小，最小位移小于0.01mm可以忽略不計。從應變云圖中也可以反映出試驗結果的準確性，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力應變，可以得出錨桿桿體沿重力方向其受力逐漸減小。

5 結論

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

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

(3)本文中采用的是三維有限元模型，可從巖體的應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力云圖可以看出鋼筋在重力方向0～5m的范圍內受力較大。

(4)參考分析類似體質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。