充气锚杆在砂土中变形与承载特性试验研究

曹佳文，彭文祥，彭振斌，何忠明，尹泉

（1. 中南大学 地球科学与信息物理学院，湖南 长沙，410083；2. 长沙理工大学 交通运输工程学院，湖南 长沙，410004）

充气锚杆在砂土中变形与承载特性试验研究

曹佳文1，彭文祥1，彭振斌1，何忠明2，尹泉1

（1. 中南大学 地球科学与信息物理学院，湖南 长沙，410083；2. 长沙理工大学 交通运输工程学院，湖南 长沙，410004）

为研究充气锚杆的变形特性及其对承载力的影响，通过建立室内模型，基于模型压力与体积的关系，测定橡胶膜在加压作用下变形的形状与大小；在此基础上，根据抗拔试验，获得典型荷载−位移曲线，探讨充气锚杆的锚固机理与承载特性。研究结果表明：充气锚杆橡胶膜膨胀体呈圆柱状，可以应用圆孔扩张理论计算充气压力与膨胀体积的关系，预测极限充气压力；充气锚杆在压力作用下形成较大的膨胀体，可获得较大的端阻力；随着充气压力的增加，橡胶膜侧向土体应力转化为第一主应力并达到极限压力，同时对周边的砂土产生压缩挤密作用，提高了砂土的强度，侧阻力提高幅度较大，与一般锚杆相比充气锚杆具有较大的承载能力。

充气锚杆；变形特性；圆孔扩张；承载特性；抗拔试验

充气锚杆是一种新型扩大头锚杆，是根据土体在压力作用下可产生挤压变形的特性而研发的。简单地说，充气锚杆就是在锚杆端部外套高强度、高气密性橡胶膜，杆体采用钢管，橡胶膜套在钢管外部，上下两端用钢环紧固在钢管上，在包橡胶段的钢管段钻适量小孔以供充气，将锚杆安置在土体中后，从钢管口对其进行高压充气，锚杆端部橡胶膜在高压气体下膨胀，挤压周围土体形成一个圆柱或腰鼓状的扩大头锚固段。充气锚杆的提出源于对海洋工程的研究，为海底施工作业和机器（机器人）提供抗浮锚固力。国外对其研究刚刚起步。Newson等[1]于2000年进行了充气锚杆的简单室内试验，得出充气锚杆的抗拔承载力主要与砂的密实度、充气压力、锚杆长度、锚杆埋设深度、橡胶膜厚度、粗糙度等有关，并通过与螺旋锚杆的对比试验，得出相当条件下充气锚杆的极限抗拔承载力是螺旋锚杆的4倍；Newson等[2]又于2003年进行了充气锚杆在近海岸软土中的试验，对在排水与不排水条件下抗拔力与位移的关系进行了研究，对超孔隙水压力对锚杆抗拔力的影响也进行了试验研究，得出超孔隙水的消失可以使锚杆承载力提高30%；Newson等[3−4]还用Plaxis有限元程序对充气锚杆进行数值分析，得出充气压力与锚杆长度是影响充气锚杆承载力的最主要因素，并进一步提出了锚杆的有效长度问题。彭文祥等[5−6]对充气锚杆的发展现状进行了总结，并通过建立充气锚杆的数值模拟单元，探讨了锚杆充气长度和充气压力对锚固力的影响。充气锚杆具有可回收性、可再次利用性、施工后可立即施加锚固力等特点，且可根据实情受力情况增减锚固的应力，其承载机理与一般锚杆的承载机理存在明显差异。已有的研究主要集中于对极限承载力影响因素的分析，而对充气锚杆在压力作用下的变形及其力学特性研究较少。在此，本文作者从室内试验着手，建立室内充气锚杆模型，通过实测橡胶膜在充气压力作用下的变形大小与形状，及由其产生的土体附加应力，分析充气锚杆的变形特点，在此基础上通过抗拔试验探讨充气锚杆的锚固机理与承载特性。

1 试验方案设计

1.1 充气锚杆模型结构

试验在1个长方体形（长×宽×高为1.2 m×1.2 m× 1.0 m）钢槽中进行。为了消除边界效应的影响，模型锚杆在膨胀后的总半径需小于钢槽等效半径的1/10。试验锚杆选用直径为27 mm的无缝不锈钢钢管作杆径，壁厚为3.0 mm，长约1.2 m，底端密封，距杆底约5.0，12.5和20.0 cm处错开，各加工2个直径为4 mm进气小孔，锚杆上部依次安装压力表、密封阀、进气管、泄气阀及吊环。底部用橡胶膜管将小孔部分套住，采用不锈钢环扣卡紧，充气后形成扩大头锚固体，如图1所示。

图1 充气锚杆实物图Fig.1 Inflatable anchor

1.2 试验装置

试验用到的主要仪器有：用于测定抗拔力的WTP301S形拉压称重传感器与PY500智能数字压力表；用于测量位移及橡胶膜变形的JMDL−2100智能数码位移计；用于测定土体应力的BX−1土压力盒；用于采集试验数据的JMZX−3001综合测试仪、DH3816静态电阻应变仪与计算机数据采集系统；用于测量充水体积的量筒（有机玻璃管），以及其他诸如加压气罐、加载滑轮组、工字钢梁、角钢架、钢尺等辅助设备。图2所示为充气锚杆的试验装置模型。

图2 试验装置模型图Fig.2 Equipment schematic diagram

1.3 砂土的物理力学性质

试验土料为中粗砂，取自河滩，经自然风干后过直径为5 mm的筛，其有效粒径d10=0.23 mm，限定粒径d60=0.61 mm，不均匀系数Cu=2.65。其基本物理力学参数见表1。

表1 试验砂土的物理力学参数Table 1 Engineering properties of sand

试验时利用分层砂雨法模拟天然砂土层，控制在一定高度以得到相同的土体密度。

1.4 橡胶膜的力学性质

试验采用的橡胶膜为高气密性丁基胶管。为测定其力学性质，从中切出1条长约20.0 cm（有效长度）、宽1.5 cm、厚1.0 mm的样条进行拉伸试验，其应力与应变关系如图3所示。由图3可知：橡胶膜应力−应变关系呈非线性变化。

图3 橡胶膜应力与应变的关系Fig.3 Relationship between stress and strain for rubber specimen

1.5 试验步骤

试验分2部分进行。

（1） 测定压力与变形及土体附加应力关系。膨胀介质为清水。试验步骤为：清理试验槽→锚杆定位→安装位移传感器→分层筛砂至设计埋深（其间在相应位置安装土压力盒）→量筒装水并连接锚杆→记录各仪器初始值→连接气源分级加压→分级记录量筒水位、位移计读数、附加土应力。

（2） 进行抗拔试验。膨胀介质为空气。试验步骤为：清理试验槽→锚杆定位→分层筛砂至设计埋深→安装锚杆位移计与拉力传感器→记录各仪器初始值→锚杆连接气源→充气加压至设计压力后关闭锚杆密封阀→分级加载抗拔试验。

2 压力、体积与变形分析

2.1 压力与体积试验曲线

通过高压管将装满清水的量筒底部与锚杆相连，当锚杆管径内注满清水后关闭锚杆上端阀门，记录量筒内的初时水位，然后，将量筒上端连接气压源，量筒内清水在气压作用下进入锚杆内使得橡胶膜膨胀。采用分级加压方式，记录各级压力下量筒内水位下降值即可求得橡胶膜膨胀体积。橡胶膜压力与体积的关系如图4所示。

图4 橡胶膜压力与体积的关系Fig.4 Relationship between typical pressure and volume for membrane

由图4可见：当充气压力低于50 kPa时，充水体积较小；当充气压力大于50 kPa时，随着压力的上升，充水体积开始稳步增加；当充气压力大于110 kPa时，充水体积的增幅迅速加大。以上充气压力与充水体积的关系反映了砂土应力状态的变化，即在加压初期，砂土处于弹性变形状态，随着压力增大，砂土得到压密进入塑性变形状态，当压力达到某一较大值时，砂土接近破坏状态，进入到塑性流动阶段，即充气压力存在一个极限压力。

2.2 膨胀体变形测定

为测定橡胶膜变形特性，在橡胶管下中上位置（距底3.0，6.5，10.0，13.5，17.0 cm处）两边共放置5个位移计，编号为646，797，656，779和645。分级加压时，各位移传感器测定橡胶膜的膨胀位移，测量结果如图5和表2所示。

图5 橡胶膜径向位移与充气压力的关系Fig.5 Relationship between radial displacement and pressure for membrane

表2 充气压力与径向位移Table 2 Pressure and radical displacement mm

从图5和表2可见：橡胶管在50 kPa压力下膨胀变形较小；随着压力的进一步增大，变形程度迅速加剧；变形形状上端略大，下端略小，整体呈近似圆柱状，可以等效圆柱体进行分析。膨胀体在100 kPa内的各级压力下变形及等效圆柱体示意图见图6。

图6 橡胶膜变形示意图Fig.6 Membrane shape schematic during inflating

2.3 径向应变与土体附加应力关系

在充水过程中，在橡胶管周边位置（距中间2.0，20.0和40.0 cm处）两边共放置4个土压力盒（图7）以测量土体在橡胶膜膨胀过程中的附加应力变化关系，其结果见图8。由图8可知：在橡胶管膨胀过程中，周边土体产生的附加应力在靠近橡胶膜附近较大；当远离橡胶膜时，附加应力迅速减小。如当径向应变约1.0时，距橡胶膜约2.0 cm处的附加应力约30 kPa，在距橡胶膜约20.0 cm处的附加应力约为3.0 kPa，在距橡胶膜约40.0 cm处的附加应力仅0.25 kPa。这也说明了本试验装置的钢槽边界对试验结果基本没有影响。

图7 土压力盒安装位置图Fig.7 Installation position of earth pressure cells

图8 橡胶膜径向应变与附加应力的关系Fig.8 Relationship between additional stress and radial strain for membrane

2.4 变形理论分析

通过以上分析可知：充气锚杆在充气压力作用下的膨胀过程呈近似圆柱体状展开，因此，可以应用圆孔扩张理论进行分析。圆孔扩张理论是1945年Bishop基于金属压痕问题的研究而提出的一种分析方法。该理论引入到岩土工程领域始于20世纪60年代，并在随后的几十年得到了广泛应用，如用于分析旁压试验结果[7−8]、桩的承载力[9]、静力触探[10]等。

应用圆孔扩张理论，根据土体的物理力学性质，可以分析膨胀初期阶段的充气压力与膨胀体积的关系，分析膨胀体周围土体的应力应变状态，预测极限充气压力，并进一步估算充气锚杆极限承载力等。

3 承载特性分析

3.1 典型抗拔Q−s曲线

在相同的条件下（橡胶膜长度L＝20 cm，埋置深度H＝40 cm，橡胶膜厚度t＝2 mm，土的密度ρ＝1.52～1.54 g/cm3，充气压力p＝100 kPa）进行3次拉拔试验，得到锚杆抗拔力与位移关系如图9所示。各极限荷载与最大位移见表3。

从图9与表3可见：充气锚杆在相同条件下的试验结果较为一致，说明了充气锚杆抗拔试验曲线具有较好的规律性。

图9 抗拔力与位移曲线Fig.9 Relationship between force and displacement

表3 极限荷载与位移Table 3 Ultimate force and distance

3.2 锚固机理分析

3.2.1 充气膨胀阶段

根据前面的变形分析及圆孔扩张理论可知：充气膨胀后形成一个圆柱状扩大头。在充气过程中，锚杆橡胶膜与周围土体之间接触面的正应力不断增大，最大达极限压力pu；橡胶膜与周边土体接触的面积也不断增大，直到橡胶膜的极限面积。周围土体在橡胶膜膨胀作用下产生压缩变形，对砂性土体来说，产生挤密作用，土体力学强度得到较大提高。

3.2.2 抗拔阶段

由于土体材料及橡胶膜同时具有黏性、弹性、塑性，所以，锚杆的受力变形表现出一种非线性。从图9可以看出曲线存在2个明显的转折点：在加载初期，锚杆位移较小，锚杆承载力由锚杆自重、锚杆自由段与砂土的侧摩阻力、锚杆膨胀体端阻力组成；当荷载增加到约100 N时，膨胀体的端阻力达到极限使端部土体产生屈服，曲线发生第1个转折点，之后锚杆橡胶膜膨胀体与土体之间的剪应力开始发挥作用；随着荷载的增加，橡胶膜上部在拉力作用下发生近似弹性变形，变形量与荷载呈近线性变化，此时，锚杆的位移主要来自橡胶膜的变形，变形量较大；同时，膨胀体中下部周围土体的剪应力也不断增大，当剪应力达到极限时，膨胀体与土体之间产生滑动，荷载位移曲线发生第2个转折点，位移急剧增大，锚杆被拉出而破坏。

3.3 极限承载力估算公式

充气锚杆的实质是端头扩大型锚杆。针对扩大头锚杆极限抗拔承载力的估算，刘明振等[11−13]等对其极限承载力的主要影响因素进行了探讨；一些研究者也借鉴扩大头桩基础的抗拔承载力公式进行估算，比较典型的有摩擦圆柱法、Meyerhof-Adams法等[14]，其共同点是扩大头极限抗拔承载力主要由扩大头端阻力与侧表面与土体的摩阻力组成，其通用公式如下：Qu为锚杆极限抗拔承载力；Qp为锚杆的扩大头圆柱体端阻力；Qs为锚杆扩大头圆柱体侧阻力；D为扩大头圆柱体直径；d为锚杆拉杆直径；L为扩大头长度；qs为锚固体与周围岩土体间的黏结强度，与扩大头周边土体应力、扩大头与土体的摩擦因数等相关；H和γm分别为锚固段上覆土层厚度与加权平均重度；βc为扩大头承载力系数，与扩大头直径、埋深及摩擦角等因素相关[15]。

充气锚杆扩大头呈椭圆柱体，根据充水压力与体积的关系，按等体积原则，以圆柱体代替椭圆柱体，故其极限抗拔承载力亦可按式（1）进行估算。与其他类型的扩大头相比，其差别主要体现在qs上。根据充气锚杆的特点，qs可按下式进行计算：

式中：p′为作用于橡胶膜与土体之间的纯压力；δ为橡胶膜与土体之间的内摩擦角。考虑到p′为极限压力，为土体第一主应力，与普通锚杆的静止土压力相比大得多，且膨胀体周边土体受到压缩挤密作用，提高了力学强度，因而，充气锚杆的侧阻力比普通锚杆的侧阻力高很多，这是充气锚杆的优点之一。

3.4 失效形式分析

充气锚杆抗拔力由杆体抗拉强度、橡胶膜的抗拉强度、膨胀体与周围土体的抗拔强度确定。其中，膨胀体与周围土体的抗拔强度最小，所以，锚杆的失效形式主要为膨胀体与土体的滑移，个别为橡胶膜被拉断或被刺破而失效。

4 结论

（1） 充气锚杆在土体中的膨胀变形呈近似圆柱体状，土体附加应力随压力增加而增大，但存在1个极限应力。

（2） 可以应用圆孔扩张理论分析充气锚杆膨胀初期阶段的充气压力与膨胀体积的关系，分析膨胀体周围土体的应力应变状态，预测极限充气压力。

（3） 充气锚杆的极限承载力主要由端阻力与侧阻力组成。在承载初始时，主要是端阻力发挥作用；当加载到一定值时，端阻力达到极限值，侧阻力起主要作用。

（4） 充气锚杆在压力膨胀作用下，周边砂土产生压缩挤密作用，使砂土的力学强度提高；同时，随着充气压力的增加，橡胶膜侧向土体应力转化为第一主应力并达到极限压力，与普通锚杆的静止土压力相比大得多，因而，充气锚杆的侧阻力比普通锚杆的侧阻力高许多。

（5） 充气锚杆的变形主要来自橡胶膜的弹塑性变形，当变形量较大时，存在被刺破失效的破坏形式。这是充气锚杆不足之处，宜进一步改进锚杆结构设计。

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（编辑 陈灿华）

Experimental study on deformation and bearing features of inflatable anchors in sands

CAO Jia-wen1, PENG Wen-xiang1, PENG Zhen-bin1, HE Zhong-ming2, YIN Quan1
（1. School of Geosciences and Info-Physics, Central South University, Changsha 410083, China;
2. School of Communication and Transportation Engineering, Changsha University of Science and Technology, Changsha 410004, China）

In order to analyze the deformation characteristics of inflatable anchor and its influence on the bearing capacity, the deformation of membrane was measured during inflating according to the relationship between pressure and volume based on the laboratory model test. The typical load−displacement curves of inflatable anchor were obtained through the pullout test, and its anchoring mechanism and bearing features were discussed. The results show that the shape of the inflatable membrane is approximately cylindrical and the relationship among inflated pressure and volume and ultimate inflatable pressure can be calculated in advance using the cavity expansion theory. A large tip resistance is obtained from the expander body of inflatable anchor. As the lateral pressure of the soil changes into the first principal stress and the compact effect on the soil during the inflating of inflatable anchor, the shaft resistance of the inflatable anchor is greatly improved. The inflatable anchors have a higher bearing capacity than common anchors.

inflatable anchor; deformation characteristics; cavity expansion; bearing features; pullout test

TU473

A

1672−7207（2011）05−1369−06

2010−06−10；

2010−08−28

国家自然科学基金资助项目（50878212）

曹佳文（1979−），男，湖南永兴人，博士研究生，工程师，从事岩土工程研究；电话：13080535530；E-mail： caoao@163.com