一種邊坡真空錨管研發及工作機理分析

董旭光，李 崢，崔自治，李宏波，王永勝

(1.寧夏大學 土木與水利工程學院，寧夏 銀川 750021；2.蘭州理工大學 土木工程學院，甘肅 蘭州 730050)

降雨或地下水位升降誘發的邊坡失穩普遍發生，主要是水分入滲坡體，匯聚于邊坡內部很難快速排出，引發滑坡災害[1-2]。水分滲入低含水率邊坡后土體由非飽和逐漸轉變為飽和，土體不僅自重增大，而且抗剪強度降低，還形成滲透力，這些土體性質改變對邊坡穩定構成嚴重威脅。傳統注漿錨桿[3]依靠桿體側摩阻力提供錨固力；端承式錨桿[4-5]依靠端部擴大頭提供較大承載力，整體變形較小，但無法排水。真空負壓排水技術在軟土地基中得到廣泛應用[6]，主要有真空管井和真空預壓。真空管井是在密封井內用真空泵抽水，能提高抽水效率。黃峰[7]依托北京地鐵工程開展現場實驗，驗證真空抽水能明顯降低孔隙水壓力，提高出水效率并縮短工期。賈向新等[8]證明真空井點負壓場改善了低滲透地區的降水效果，得出不同真空井點條件下的水平影響范圍。真空預壓是在地基內打設砂井或排水板，地表覆蓋塑料薄膜且四周密封，然后用真空泵在膜下抽真空，地基內形成負壓，土體中的水分進入排水體后被抽走，地基水分降低、強度增加、承載力提高，取得了顯著的經濟效益[9-10]。朱建才等[11]驗證了排水板中孔隙水壓力消散大部分由真空度引起，孔隙水壓力消散程度沿深度方向基本不變。Zeng等[12]介紹了真空管井降水技術的設計、施工及處理效果，現場試驗結果表明真空管井降水技術的固結效率優勢。馮雙喜等[13]開展新型輻射排水板真空預壓加固地基現場試驗，表明該法可提升填土地基加固效果，增大加固范圍。Wang等[14]研究了真空預壓技術加快疏浚泥漿固結速率，采用不同排水管孔徑的真空預壓試驗，探究了排水管孔徑對排水速率的影響并確定了最佳過濾孔徑。蔡袁強[15]提出了增壓式、絮凝-真空預壓等多項防淤堵技術，提高固結速率，增強加固效果。真空負壓技術雖能快速排水，但無法直接應用于帶有傾斜面的邊坡工程，也不能直接錨固支護。

針對軟弱富水土質邊坡失穩問題，工程界采取排水和錨固相結合的方式，主要包括兩種：排水與錨固分離式和集成式。分離式為排水和錨固是單獨分割的兩套技術，如單純的水平排水、虹吸排水、盲溝排水和充氣截水等與錨固技術組合[16-18]。胡宇軒等[19]進行仰傾式負壓排水試驗，表明負壓作用下土體壓密，孔隙率及滲透性降低，此法始終比滲流排水更快。Chi等[20]設計了螺旋錨管邊坡水平排水，能排出邊坡水分且施工安裝拆除便捷，但并未發揮錨固作用。集成式是指一種能同時排水和錨固的技術，如孔綱強[21]發明一種排水錨桿，桿體向上傾斜依靠重力排水，該錨桿為了實現排水而削弱了錨固承載力。Bin等[22]以透水混凝土作為錨固材料，分析表明該水平錨桿在含水率較高時可實現排水，但排水速率低。董建華等[23]提出排水板復合框架自鉆胎串式新型支護體系，并給出了承載力計算方法，但胎體充氣膨脹受限，僅能在充氣后排除部分水分，支護穩定后水分再進入時仍不能主動排水，而且在復雜地形排水板布設不便。

綜上所述，目前邊坡排水錨固主要為分離式，大多屬于被動式排水，效率較低，造價較高。尋求高效、低廉的排水錨固技術已成為工程亟需。基于真空負壓和錨固技術，提出一種集高效排水和錨固一體化的新型真空錨管技術。探究其工作機制，建立真空負壓作用下錨管周圍土體固結模型，分析了拉拔破壞模式，給出考慮真空固結效應的錨管抗拔承載力計算公式，通過試驗驗證了真空錨管的有效性和理論分析的合理性，為該結構的設計提供理論依據和參考。

1 真空錨管研發及工作機制

1.1 真空錨管研發

基于主動排水和支護理念，結合真空負壓、袖閥注漿和錨桿技術，提出一種真空錨管。該錨管由錨固系統和真空排水系統構成。錨固系統由錨管和錨具組成；中空管體前端設有螺紋，中后部間隔設有出漿管和透水孔，出漿管上套橡皮袖閥，兩側用抱箍夾持纖維袋固定于管體上，管體中后部透水孔段包裹濾網；中空管體傾斜放于邊坡內；采用袖閥注漿花管向纖維袋內壓力注漿，漿體經袖閥注入纖維袋內并凝固形成擴體；管體前端連接密封蓋，第一個注漿擴體前的管體與周圍土體之間充填密封材料，錨具和墊板將中空管體固定于坡面上。真空排水系統由太陽能板、控制器、排水管和真空泵組成；水分計埋設在坡體內，控制器和真空泵位于坡腳處。排水管一端穿過密封蓋伸入中空管體，另一端與真空泵連接；水分計與控制器連接；根據水分計測定數值，控制器控制真空泵開啟與斷開，進行抽氣排水與停止；見圖1～圖3。

圖1 真空錨管支護邊坡剖面

圖2 真空錨管簡

圖3 錨管及注漿示意

1.2 工作機制

從構造形式來看真空錨管屬于擴體串囊型。從功能來講具有快速排水和注漿錨固功能。根據構造和功能兩方面闡述真空錨管的工作機理如下：

(1)高壓注漿膨脹擠密

真空錨管采用袖閥向纖維袋內高壓注漿，纖維袋膨脹對土體產生擠密和預壓，土體力學強度提高。

(2)真空排水固結

控制器根據土體含水率控制真空泵開啟與斷開，當水分含量超過界限含水率時，控制器開啟真空泵開始抽氣，錨管與邊坡土體產生真空負壓場，錨管中后段周圍土體中的水分在以管為對稱軸向管內流動，隨著土體水分的外排，錨管前段和后段土體產生真空壓差，前段周圍土體內的水分向后流動，并進入透水孔，然后排出邊坡，土體孔隙水壓力降低、有效應力增加，加速土體固結，錨管錨固力提高，邊坡穩定性增強。否則控制器斷開，停止抽氣排水。

(3)錨固支護

真空錨管高壓注漿后，纖維袋膨脹、漿體凝固形成擴體，其受力為端承-摩擦型，荷載主要為纖維袋包裹擴體端面土抗力和側壁的摩阻力。拉拔力先由靠近張拉端的擴體傳遞到土層，然后依次通過后部的擴體傳遞于土體。

1.3 技術優勢

(1)中空管體上開設透水孔，橡皮袖閥單向導通、纖維袋包裹注漿花管局部密封注漿，漿液被包裹不外流，錨管內無漿液殘留、透水孔不易被漿堵塞，解決了注漿錨固與排水同步實現的難題。

(2)中空管體的第一個纖維袋后段開孔，前段與周圍土體之間密封體充填，纖維袋注漿擠密土體，降低了抽真空漏氣。

(3)錨管構造形式簡單，施工簡便，智能控制排水，同時具備排水固結和錨固功能。

2 真空錨管排水固結機理分析

真空錨管通過真空泵抽氣給周圍邊坡土體施加負壓，土體發生排水固結，進而提高真空錨管承載力，排水固結類似于負壓砂井地基固結。真空抽氣時土體孔隙壓力消散與土體變形關系，服從太沙基固結理論的基本假定：假定邊坡為各向同性、均質，完全飽和土體，水的滲流符合Darcy定律，滲流時僅以錨管為軸進行滲流，土體滲透系數和壓縮系數為常數。真空度沿錨管均勻分布，且錨管表面無漏氣。用re代表真空錨管影響半徑，H為真空錨管影響區深度，即錨管深度；砂井在H/re>4時，主要通過徑向滲透完成土體固結。而真空錨管長細比較大，也僅考慮徑向固結。

2.1 真空錨管排水固結模型建立

將真空負壓作用下錨管周圍土體固結視為軸對稱問題，計算簡圖見圖4。

圖4 真空錨管排水固結模型

真空錨管周圍土體的徑向(r方向)固結方程[15,23]為

( 1 )

式中：ur為距錨管中軸r處的土體孔壓；t為加壓時間；u為土體超孔壓；r為徑向坐標；Ch為土體徑向固結系數。

發生徑向固結時初始條件和邊界條件為

( 2 )

2.2 方程求解

將式( 2 )代入式( 1 )，采用分離變量法求解，解得距錨管中軸線r處的孔隙水壓力和平均徑向孔隙水壓力分別為

( 3 )

( 4 )

錨管周圍土體的平均徑向固結度Ur為

( 5 )

2.3 真空作用下錨管周圍土體抗剪強度計算

在真空負壓作用下，土體總應力保持不變，隨著抽真空持續，土體超靜孔隙水壓力消散，有效應力增加，土體固結抗剪強度提高。有效應力增長量Δσ為

Δσ=u0-ur

( 6 )

式中：u0為初始孔隙水壓力。

根據JGJ 79—2012《建筑地基處理技術規范》[24]，土體固結t時刻抗剪強度理論為

τft=τf0+Δσ·Urtanφcu

( 7 )

式中：τft為t時刻固結土的抗剪強度；τf0為天然(初始)土體抗剪強度；φcu為固結土體摩擦角。

3 真空錨管抗拔承載力分析

真空錨管通過高壓向纖維袋內注漿形成擴體，擴體在外圍土體壓力作用下凝固，凝固后擴體形狀近似為橢球體。真空錨管的受力屬于端承-摩擦型，其抗拔承載力主要由橢球體的端阻力和側阻力承擔，簡化后的力學計算模型見圖5。

圖5 真空錨管力學模型

3.1 真空錨管的破壞模式分析

根據真空錨管的組成和受力形式，破壞形式主要有三類：①鋼管破壞；②纖維袋包裹擴體與鋼管界面破壞；③注漿擴體周圍土體破壞。這3種破壞形式中，鋼管破壞和纖維袋包裹擴體與鋼管界面破壞可通過選擇合理參數或構造來避免，如對第①種選擇強度較高的鋼管；第②種可調整擴體直徑與長度之比或給注漿區域鋼管上焊短鋼筋等；為了充分發揮土體的承載力，本文讓其發生第③種破壞形式，討論此狀態錨管抗拔承載特性。

隨著拉拔荷載增大，真空錨管擴體周圍土體出現彈性變形、并過渡到塑性變形，表現不同分布特征[25]，主要分為3個階段：(1)彈性階段(I階段)。拉拔荷載較小時，擴體與土體間無相對位移，錨管拉力由擴體側摩阻力和前端的靜止土壓力承擔。(2)塑性擴展階段(Ⅱ階段)。隨著拉拔力增大，錨管與土體間產生相對位移，擴體前端的土體被擠壓產生局部塑性區，并逐漸擴大。(3)貫通階段(Ⅲ階段)。拉拔力持續增大，擴體前端土體塑性區迅速擴展，錨管位移增大，最終沿錨管軸向形成貫通破壞面，擴體間土體承載作用失效。

真空錨管的承載力受外荷載、土體固結程度和土壓力等多因素影響，塑性區貫通階段擴體間土體破壞可分為兩種[23]：①當擴體間距較大且土體固結較低，擴體與前端土體間粘結較弱，即擴體與土體界面產生滑移，即小圓柱面破壞，見圖6(a)；②當擴體間距較小且土體固結較高時，擴體間土體發生剪切貫通，最右側擴體產生倒錐狀的剪切破壞面，并延伸至坡面，即大圓柱面破壞，見圖6(b)。

圖6 真空錨管抗拔破壞模式

3.2 小圓柱面破壞抗拔承載力計算

如圖6(a)所示，在小圓柱面破壞模式中擴體前端受到土體擠壓力，側壁受到摩阻力，即端阻力和側阻力。

圖7 等效橢球體示意

在小圓柱面破壞情況下，擴體前端土體均受擠壓力，土體發生局部剪切破壞，錨管沿軸向產生滑移，由于橢球面與yoz坐標面交線為橢圓，其面積為πbc，則擴體端阻力Qp1為

( 8 )

為求解擴體側阻力，需得出橢球體產生側摩阻力的有效表面積J為[26]

( 9 )

(10)

擴體側阻力Qs1為

Qs1=Jτud

(11)

式中：τud為擴體側壁與土體的摩阻力，τud=ccu+σratanφcu，σra為土體所受的徑向應力;ccu為土體的黏聚力。

真空錨管發生小圓柱面破壞，抗拔承載力Qu1為

(12)

式中：n為擴體個數。

3.3 大圓柱面破壞抗拔承載力計算

如圖6(b)所示，在大圓柱面破壞模式中，端阻力主要由最右側擴體提供。端部土體因最右側擴體發生錐臺形剪切破壞，錨管后部擴體間土體發生貫通破壞，未對擴體產生約束。則擴體端阻力Qp2為

Qp2=τ1L1(C+πL1tanα)

(13)

在大圓柱面破壞時，擴體間土體貫通，擴體間土體受到破壞面的摩阻力Qs2為

Qs2=CL2τ2

(14)

式中：τ2為側向破壞面土體平均抗剪強度，τ2=τf0+Δσ2Ur2tanφcu；Δσ2、Ur2分別為破壞面有效應力平均增加值、平均固結度；L2為擴體凈間距。

真空錨管發生大圓柱面破壞，抗拔承載力Qu2為

(15)

3.4 大、小圓柱面破壞的擴體臨界間距分析

由破壞模式可知，當擴體間距較大(小)時，土體易產生小(大)圓柱面破壞，故存在臨界間距Lec使擴體間土體同時發生大、小圓柱面破壞。當擴體間距為臨界間距Lec時，真空錨管的承載力Qu1=Qu2，即

(16)

化簡計算可得

(17)

4 算例分析

4.1 概況

土體為粉質黏土，滲透系數為1.33×10-6cm/s，初始孔隙水壓力為20 kPa。錨管長為1.3 m，直徑d=2 cm，埋深1.1 m處錨管上設有兩個擴體(KT1和KT2)，擴體尺寸均為a×b×c=4 cm×5 cm×6 cm，兩擴體間距為40 cm，見圖8，土體與錨管參數見表1。以錨管中軸與土體頂面交點o為坐標原點，坐標系為xoz，兩擴體位于(40，0)和(80，0)。選取點(60，11)進行監測土體內部真空度、孔壓和土體強度等。采用持續式抽真空排水，分別計算真空度為-40、-60、-80 kPa，抽氣排水0～30 d時，錨管周圍土體固結度、孔隙水壓力和抗剪強度以及錨管抗拔承載力。

表1 土體與錨管力學參數

圖8 算例示意(單位：cm)

4.2 真空錨管排水固結效果分析

為揭示真空錨管的排水效果，分析真空作用下錨管周圍土體孔壓及固結度等變化規律，見圖9～圖11。

圖9 不同真空度作用土體孔壓-時間關系

圖10 真空作用土體固結度-時間關系

圖11 不同真空度作用土體孔壓-固結度關系

由圖9可知，隨著抽氣排水時間增加，土體孔隙水壓非線性降低，不同真空度作用下土體孔隙水壓力均逐漸降低，真空度絕對值越高，土體孔隙水壓力降低越快；初期土體孔隙水壓力消散較快，后期降低逐漸緩慢。

由圖10可知，隨著抽真空時間增加，土體固結度非線性增加，前期固結速度較快，后期逐漸緩慢。

由圖11可知，隨著固結度的增加，錨管周圍土體內孔隙水壓力均降低，固結度與土體孔隙水壓力呈線性關系，真空度越低，土體孔隙水壓力隨固結度增加降低越快。

真空度分別為-40、-60、-80 kPa和不同抽氣時間下，土體孔隙水壓力徑向變化曲線，見圖12。由圖12可見，隨著距錨管側壁徑向距離增加，孔隙水壓力非線性降低，在徑向距離0～0.1 m范圍孔壓降低速度較快；抽真空時間越長，孔壓降低越多。真空度越低，錨管周圍土體孔隙水負壓越大。

圖12 不同時間和真空度作用下土體孔壓變化

4.3 真空錨管抗拔承載力分析

為揭示真空錨管的承載特性，根據土體孔壓、固結度和承載力式(3)～式(17)，計算真空作用下錨管周圍土體抗剪強度和錨管抗拔承載力。

真空度作用土體抗剪強度-固結時間變化曲線見圖13。由圖13可知，隨著抽氣排水時間增加，不同真空度作用下土體抗剪強度均逐漸增大；真空度絕對值越高，土體抗剪強度增加越快；初期土體抗剪強度變化較小，后期強度增加較大。

圖13 真空度作用土體抗剪強度-固結時間關系

真空錨管不同破壞模式的承載力-固結時間曲線見圖14。由圖14可知，隨著抽氣排水時間增長，真空錨管發生大、小圓柱面破壞時，抗拔力均不斷增加；大圓柱面破壞極限抗拔力Qu2始終大于小圓柱面破壞極限抗拔力Qu1；相比發生大圓柱面破壞，小圓柱面破壞時抗拔力在后期增長更加明顯。

圖14 真空錨管不同破壞模式承載力-固結時間關系

5 真空錨管排水和抗拔承載特性模型試驗

為驗證真空錨管的排水和抗拔性能，以及理論計算方法的可靠性，開展了排水和抗拔承載力模型試驗。

5.1 真空錨管制作及試驗模型

錨管采用φ20 mm鋅鋁鋼管，長1.5 m、壁厚1 mm，下部鉆有透水孔；注漿擴體(KT)為M20水泥砂漿，通過泡沫模具制作橢球體，尺寸為a×b×c=4 cm×5 cm×6 cm；為了測試錨管的應力，在管上貼應變片，錨管的外部包裹防水膠帶，見圖15。模型鐵箱尺寸為0.4 m×0.4 m×1.4 m，裝有土體厚度為1.2 m，錨管底端距離箱底為0.1 m，錨管埋深為1.1 m；土體內布置孔壓計和水分計，以錨管為中心軸、沿管長向對稱布設，孔壓計編號為P1～P4，水分計編號為W1～W4；布設應變片編號為S1～S3；試驗布置見圖16，土體參數見表2。

圖15 真空錨管實物圖(單位：cm)

圖16 試驗模型示意圖(單位：cm)

表2 土體參數

5.2 試驗設備及方案

主要儀器有：拉拔加載架、應變儀、EC5水分計、拉力計、孔隙水壓力計、位移計、數據采集系統CR300，真空表和真空泵。

模型制備時，首先在模型箱內分層填土，以厚度0.1 m分層填土并擊實，控制錨管垂直，按圖16分別安裝孔隙水壓力計和水分傳感器，達到填土高度后，向土體加水使體積含水率為38%。靜置24 h待土體飽和后，打開真空泵抽氣，真空度設為-60 kPa。抽氣排水方案為開始連續抽氣排水6 h，然后關閉真空泵10 h，再開啟抽氣2 h，之后循環停止和開啟直至設定時間。抽水期間使用數據采集器CR300記錄含水率和孔隙水壓力。在達到預設抽氣排水時間后，將模型箱移至加載架下，對錨管進行逐級加載，實時測試桿身應變和加載拉拔力的變化，達到極限荷載時，停止施加荷載。采用相同的操作步驟，開展3根不同抽氣排水時間的錨管承載力試驗，總計抽氣排水時間分別為1、4、7 d，土體初始含水率均相同。

5.3 試驗結果及對比分析

根據試驗數據，進行真空負壓作用下對土體含水率、孔隙水壓力、錨管承載力-位移曲線和錨管極限抗拔力進行分析，并選用孔隙水壓力和極限抗拔力的試驗值和理論對比分析。

測點處土體含水率隨時間變化的曲線見圖17。由圖17可見，土體各點的含水率均隨抽真空時間的增加而減小；同一層土體W1或W3的含水率明顯小于W2或W4，說明隨著徑向距離增大，真空作用下水分排出的能力降低；下層土體含水率W3或W4均高于上層對應同距離的W1和W2，表明在真空負壓及重力作用下水分向下不斷匯集。

圖17 含水率變化曲線

不同真空排水期錨管承載力-位移曲線見圖18。由圖18可見，隨著拉拔位移增大，不同排水期承載力均表現為先增大、后減小的拋物線型分布，三根錨管均在位移為5～6 cm處抗拔承載力最大；隨著真空排水時間增長，承載力也相應增大，表明真空排水能有效提升錨管抗拔力。荷載-位移曲線分為3個階段：第Ⅰ階段為加載初期(近似直線)，荷載較小，錨管承載力主要由擴體與土的側摩阻力和擴體前端面的靜止土壓力共同承擔，當位移增加到一定程度時，擴體開始擠壓前端土體，小部分土體產生塑性屈服；第Ⅱ階段為加載中期(為曲線)，隨著荷載與位移逐步增加，錨管拉伸變形增大，擴體前端不斷向周圍土體擠壓，土體的塑性屈服區向外延伸，產生局部塑性區；第Ⅲ階段為加載后期，隨著荷載-位移持續增加，擴體前端土體屈服區域迅速擴大，最終沿錨管軸向形成貫通破壞面，錨管位移急劇增大而失效破壞。

試驗測得真空錨管和上、下擴體的承載力-位移曲線見圖19。由圖19可見，真空錨管整體承載力和各擴體承載力均表現為隨著位移增大承載力先增大后減小，且整體承載力等于上下擴體承載力之和。當位移較小時，兩擴體承載力較為接近，隨著塑性區的擴展，上層擴體KT1的承載力增長較快，且大于下層擴體KT2的承載力。

圖19 真空錨管和擴體的承載力-位移曲線

孔隙水壓力隨抽真空時間理論與試驗對比見圖20。由圖20可見，理論計算和試驗值均為隨抽真空時間增長，土體孔隙水壓力不斷減少，且理論值位于試驗的P4和P2測點之間。主要是理論計算簡化為徑向固結，認為土體孔壓沿錨桿長度均勻分布，未考慮水分在重力作用下豎向運動，試驗時上層水分逐漸向下流動，導致下層P4孔壓降低較慢，上層P2孔壓降低較快。

圖20 土體孔壓理論與試驗對比圖

真空錨管承載力的理論與試驗對比見圖21。由圖可見，真空錨管試驗承載力隨著時間增加而增大；4～7 d承載力增長值高于1～4 d，與理論計算圖14的承載力變化趨勢一致。對比發現：理論計算的真空錨管大圓柱面破壞Qu2值遠大于小圓柱面破壞Qu1值，試驗值與小圓柱破壞時Qu1值曲線吻合較好，表明試驗結果更貼近于小圓柱面破壞，結合圖17可知主要原因是試驗中土體含水率高于土體的液限，土體彈性模量較小、變形能力大，對擴體的約束能力較小，故發生小圓柱面破壞；若土體含水率較低，抵抗變形的能力較強，則可能發生大圓柱面破壞。

圖21 真空錨管的承載力理論與試驗對比

為了闡明真空錨管承載特性，將其與普通錨桿承載力對比。假定兩者均進行真空排水，時間分別為1、4、7 d，然后計算承載力對比。根據真空錨管的尺寸，選取普通錨管的錨固長度為1.3 m，錨固體半徑為6 cm(與真空錨管擴體的長半軸相同)。按上述試驗得到排水1、4、7 d的土體剪切強度分別為10.01、10.19、10.54 kPa。不同排水時間真空錨管與普通錨桿承載力見表3。

表3 真空錨管與普通錨桿承載力對比 kN

由表3可見，真空錨管承載力遠大于普通錨桿，究其原因：在相同固結程度下，普通錨桿主要依靠錨固漿體-土體界面的摩阻力產生抗力，而真空錨桿主要由擴體前端土體的壓力產生抗力，擴體前的壓力比錨固體-土體界面的摩阻力大很多。文獻[5]通過試驗得到串囊式錨桿承載力比普通錨桿要大，與此結論相同，說明本文提出的串囊式真空錨管具有良好的錨固性能。另外，相比普通錨桿，真空錨管還有良好的排水性能。

6 結論

(1)結合真空抽氣、袖閥注漿和錨管技術，通過合理的構造形式解決了抽氣、注漿、排水和錨固同時實現的難題，提出一種新型真空錨管。該錨管能快速排水和錨固支護，且承載力高，設計理念新穎、工藝簡單可行，適用于水分誘發邊坡和基坑支護。

(2)真空錨管的受力屬于端承-摩擦型，可發生鋼管拉斷、纖維袋包裹擴體與鋼管界面剪切滑移和注漿擴體周圍土體破壞；為充分發揮土體承載力，通過構造措施讓其發生擴體周圍土體破壞；拉拔時土體破壞過程分為彈性階段、塑性區擴展階段和塑性區貫通階段；貫通階段會發生大、小圓柱面兩種破壞模式。

(3)基于排水固結理論，給出了真空作用下錨管周圍土體排水固結模型，給出了考慮真空負壓作用的錨管周圍土體孔隙水壓和抗剪強度的增長量的計算公式；基于大、小圓柱面破壞模式，建立了考慮排水固結效應的真空錨管極限抗拔承載力和注漿擴體臨界間距計算公式。

(4)通過真空排水-拉拔承載力試驗和理論計算對比分析，得出理論計算值與試驗值吻合較好，說明提出的真空錨管具有良好的排水和錨固性能，給出的計算模型能真實準確地反映該錨管的工作特性。

(5)負壓荷載作用下錨管周圍土體孔隙水壓力和含水率降低，土體抗剪強度提升，真空錨管抗拔承載力增大；真空負壓作用隨著徑向距離增加而減小；錨管承載力-位移曲線存在彈性階段、非線性塑性擴展階段和塑性貫通階段；總承載力等于各擴體承載力之和。