多囊袋GFRP锚杆抗拔力计算和影响因素分析

周梦楚,傅林峰

(1.浙江工业大学建筑工程学院,浙江 杭州 310014；2.浙江浙工大检测技术有限公司,浙江 杭州 310014)



多囊袋GFRP锚杆抗拔力计算和影响因素分析

周梦楚1,傅林峰2

(1.浙江工业大学建筑工程学院,浙江 杭州 310014；2.浙江浙工大检测技术有限公司,浙江 杭州 310014)

根据多囊袋GFRP锚杆的组成特点,分析了土体锚杆的若干种破坏形态,指出土体锚杆的理想极限状态为周围土体产生剪切滑移时的临界状态。在此基础上,对锚杆体的不同受力情况,尤其是基于多囊袋共同受力的情况,提出理论计算公式。同时,采用数值软件ABAQUS对多囊袋GFRP锚杆的抗拔承载力进行数值模拟计算,通过改变土体参数、囊袋尺寸、间距和囊袋间土层性质,得到荷载位移曲线,进而分析其影响,提出多囊袋GFRP锚杆的尺寸和合理布置间距等多囊袋锚杆的工程设计参数取值建议,可供多囊袋GFRP锚杆工程应用参考。

多囊袋GFRP锚杆；内力传递；数值模拟；抗拔承载力

目前普通锚杆被大量用于地下工程、边坡工程、结构抗浮工程、深基坑工程等重要工程中,这类锚杆常被布设于与水接触,存在杂散电流或有一定腐蚀性的环境[1-2]。常用的金属锚杆往往出现生锈、崩断等耐久性问题。近年来,FRP[3]锚杆被引入地层锚固领域,但此类锚杆的锚固性能的研究相对滞后,尤其是土体锚杆设置多个囊袋时的锚杆作用机理和设计方法研究尚不够深入,还无法建立可直接应用于工程的设计方法。本文旨在探索GFRP锚杆在土体中的作用机理及锚杆失效机制的基础上,重点研究两个囊袋锚杆的受力性能及锚杆与周围土体的相互作用关系,力图提出多囊袋GFRP锚杆的尺寸和合理布置间距等多囊袋锚杆的工程设计参数取值建议,为此类新型锚杆的工程应用提供理论分析基础。

与传统锚杆相比,囊袋锚杆(扩体锚杆)具有长度短、承载和变形性能好、适合复杂地层和抗拔抗浮工程性能好等优点。在单囊袋的作用机理研究中,曾庆义等[4]基于多个工程的实测数据分析了扩大头埋深、土体粘聚力、内摩擦角等因素对抗拔力的影响。李奇志等[5]认为囊式扩体锚杆锚固力取决于扩体端头承载面积,扩体锚固段的长度可以尽量地缩短。而对于多囊袋锚杆的囊袋间距影响及其工程设置参数取值方面研究还很少。由于多囊袋锚杆的良好土体锚固性,其应用范围日益扩大,因此深入开展多囊袋锚杆作用机理和设计方法的研究更显其必要性和迫切性。

1　多囊袋GFRP锚杆作用机理

多囊袋GFRP锚杆是利用高压旋喷、机械扩孔等方式分别在锚孔底部和中部一段长度范围内切割土体并用水泥浆置换填充而形成若干段大直径的圆柱状锚固体。工程中多囊袋锚杆的囊袋需要避开薄弱土层布置,两囊袋间的土层对下部囊袋也有重要影响,现有文献对囊袋间土层影响研究报道很少,要从理论上来分析研究多囊袋GFRP锚杆的设计方法,首先需要对其工作机理进行分析。

1.1锚杆破坏类型

多囊袋GFRP锚杆由杆体、灌浆部分和囊袋组成,其破坏形式大致可分为下面三类。

①锚杆杆体破坏：囊袋设置良好,锚杆杆体轴向拉伸超过极限强度,从而造成锚杆体自身的破坏；②锚杆从灌浆体或囊袋中拔出：当囊袋长度不够,或囊袋和钻孔中灌浆与锚杆间的粘结强度不足时,造成锚杆从囊袋中拔出；③锚杆周围土体被破坏：当锚杆按设计的方式工作时,达到土体的抗剪承载力而产生沿滑移面的剪切滑移破坏。

前两种破坏形式的作用机理已经有比较充分的研究,但这两种破坏状态均没能充分发挥GFRP锚杆的材料特性。第三种破坏形式是多囊袋GFRP锚杆发挥作用的较理想状态,可以作为此类锚杆设计的极限状态,故需要对多囊袋GFRP锚杆与土体的共同作用、荷载传递机理和土体被破坏的破坏形态进行深入分析研究。

1.2锚杆内力传递机理

本文重点讨论的是第三种破坏形式中的荷载传递机理,即因土体破坏而导致锚杆失效的情况,灌浆体与锚杆粘结破坏和囊袋与锚杆粘结破坏不做讨论。根据不少学者的研究,囊袋间锚杆体的受力较复杂,存在自由段和锚固段,两者长度均会随囊袋的改变而变化,故在理论分析中将囊袋间的锚固段忽略,即在理论计算时认为囊袋间锚杆处于无粘结的自由状态。

图1列出了在锚杆周围土体被破坏的情况下各囊袋的受力情况。图1a)离孔口近的囊袋所处土层性质良好,此囊袋产生侧摩阻力和支承力并且位移量小,造成了锚杆竖向拉力无法传递下去,只有离孔口近的囊袋受力；图1b)离孔口近的囊袋所处土层性质较差,无法提供足够的侧摩阻力和支承力,竖向拉力下传由下面处于良好土层的囊袋承受；图1c)两囊袋所处土层性质均良好,且拉力能有效传递到下端囊袋,两囊袋协同作用。

图1　锚杆体的不同受力情况

1.3理论计算

当锚杆作为抗浮锚杆时,灌浆段和囊袋的自重有利于锚杆工作,因此,在力学分析上可将自重考虑进去,当锚杆用作边坡及基坑支护时,此重力作用可忽略。

在理论计算时,选取理想的极限状态：锚固段侧摩阻力均匀,两囊袋侧摩阻力和支承力分别相等且同时达到极限强度。力学模型采用图1c),可知锚杆抗拔力由4部分组成：非囊袋锚固段与土体之间的摩擦阻力T1,囊袋锚固段与土体之间的摩擦阻力T2,囊袋端面支承力T3以及囊袋和灌浆的总自重T4(图1中重力方向与力F方向相反)。

F=T1+T2+T3+T4

(1)

T1=πD1τD1L1

(2)

T2=πD2τD2L2

(3)

(4)

(5)

式中：T1为非囊袋锚固段侧壁提供的摩擦力；

D1为锚杆钻孔直径(包括锚杆与灌浆体)；

L1为非囊袋锚固段总长度；

τD1为锚固体侧壁与地层之间的摩阻强度；

T2为囊袋段侧壁提供的摩擦力；

D2为囊袋直径；

L2为囊袋总长度；

τD2为囊袋侧壁与土体间的摩擦强度；

T3为土体对囊袋支承端面提供的总支承力；

T4为灌浆体和囊袋的总自重；

γc为灌浆体容重；

d为锚杆直径；

PD为囊袋支承端面前土体对囊袋支承端面的抗力强度值,对于竖直锚杆可按下式计算[7]：

(6)

式中：K0=1-sin(1.3φ)；

ξ=(0.5～0.95)Ka；

式中：γ为囊袋支承端面上的土体容重；

h为囊袋支承端面上的土体厚度；

K0为囊袋前端的静止土压力系数；

ξ为囊袋锚杆发生位移时反映挤土效应的侧压力系数(与扩大头端前土体的坚硬程度有关,对较坚硬的强风化、全风化土,可取0.95,对软土应取0.5)；

Ka和Kp分别为囊袋支承端面上部土体的主动和被动土压力系数；

ψ为内摩擦角。

在实际工程中,多囊袋锚杆的囊袋布置间距和间距间薄弱土层均会对锚杆的正常工作产生重要影响,而在上述的理论计算中并没有体现出囊袋布置间距和间距间薄弱土层这两个影响因素。为了了解这些因素的影响程度,以便能在设计计算中加以适当考虑,使由式(1)求得的锚杆承载力更贴近实际,因此,采用数值计算方法来分析这些因素的影响程度,以得出上述公式的适用范围。

2　锚杆极限状态影响因素的数值分析

2.1建模情况

对于此锚杆的建模采用有限元分析软件ABAQUS,

GFRP锚杆、 灌浆体和浆囊袋体采用轴对称壳单元,三者均为弹性体,土体采用库伦摩尔准则。土体边长5 m,厚12 m,网格划分和边界设置见图2(图2中囊袋间距4 m,在下文中间距无说明时,取图2中4 m间距)。在锚杆与灌浆体、锚杆与囊袋和囊袋与土体均设置了接触单元,使得模拟的过程符合工程实际。各单元材料参数见表1。

图2　有限元计算模型图

名称重度/(kN·m-3)弹性模量/MPa泊松比粘聚力/kPa内摩擦角/(o)长度/m直径/mmGFRP锚杆5×1040.31024灌浆体22.0300.34150浆囊袋体22.0300.311000土体20.050.41515

2.2囊袋长度的影响

在扩体锚固端长度的研究上,李奇志等[5]认为囊式扩体锚杆锚固力取决于扩体端头承载面积,扩体锚固段的长度可以尽量地缩短。而郭文龙等[6]在数值模拟中得出扩大头锚固长度增加,锚杆抗拔力随之均匀增加的结论。两者矛盾,为此对囊袋锚固段长度的影响再次进行研究。本文囊袋长度分别取1 m、1.5 m和2 m进行数值模拟。得到的结果见图3。

图3　不同囊袋长度

囊袋长度即囊袋的锚固长度,囊袋长度的增加对锚杆的抗拔承载力有所提升,但提升不明显,从结果来看模拟结果符合郭文龙的扩大头锚固长度增加,锚杆抗拔力随之均匀增加的结论。在锚杆拉力为450 kN时,1 m长囊袋的锚杆竖向位移103.6 mm,2 m长囊袋的锚杆竖向位移90.7 mm。两者相差12.9 mm。在增加一倍囊袋长度的情况下,对提升锚杆抗拔承载力作用不明显。所以,考虑到扩孔的难度,实际工程中用增加囊袋长度来提高锚杆的抗拔承载力并不可取[8]。

2.3土体性能的影响

图4　不同内摩擦角

通过改变数值模拟中土体的内摩擦角参数来改变土体性能,可得到如图4的锚杆轴力与位移曲线。

由图4可见：内摩擦角30°和内摩擦角20°的轴力位移曲线接近,内摩擦角15°的曲线斜率要大很多,说明内摩擦角大于20°时对锚杆的抗拔承载力的影响较小,小于20°时对锚杆的抗拔承载力的影响大。在锚杆拉力为450 kN时,锚杆竖向位移最高点与最低点相差25.6 mm,土体内摩擦角越大,锚杆的抗拔承载力越大。

2.4囊袋直径的影响

根据郭钢等[9]扩体锚杆半模型试验的原型,选取囊袋直径1 m为数值模拟的初始值,再在数值模拟中改变囊袋的直径值得到图5。

图5　不同囊袋直径

由图5可知：囊袋的直径也影响着锚杆抗拔承载力,囊袋直径越大,锚杆的抗拔承载力越大。在锚杆拉力为250 kN时，2 m直径囊袋的锚杆位移为30.2 mm,1.5 m直径囊袋的锚杆位移为40.0 mm,1 m直径囊袋的锚杆位移为40.7 mm,0.6 m直径囊袋的锚杆位移为65.0 mm。1 m的囊袋与1.5 m的囊袋位移差距很小,并且1 m囊袋体积要小很多，同时考虑到扩孔的难度与塌孔问题,从性价比上考虑将囊袋的直径选取在1 m左右比较合理可行。

2.5囊袋间的间距影响

本文锚杆布置了两个囊袋,从上文中传递机理中参数h(囊袋支承端面上的土体厚度)分析得到囊袋间距的重要影响,因此改变囊袋间距值得到图6。

由图6可见囊袋间距越大越能发挥囊袋支承力,也就是说囊袋间距过小时,会减小锚杆的抗拔承载力。图6中囊袋间距2 m与囊袋间距4 m的轴力位移曲线基本重叠在一起,说明间距大于2 m时,囊袋间距继续增大对囊袋支承力和锚杆抗拔承载力的影响很小。

图6　不同囊袋间距

2.6囊袋间有软弱土层时的影响

较差的层间土被布置在两囊袋的正中间,两囊袋所处土层一致,囊袋间距为4 m,其他参数见表1,较差土层性质改为弹性模量1 MPa、内摩擦角10°、粘聚力10 kPa。

如图7所示,在最开始时,囊袋间有2 m软弱土层的锚杆位移比无软弱土的锚杆位移大2.5 mm,说明囊袋间软弱土的影响从一开始就存在,直到锚杆拉力到达180 kN时,囊袋间软弱土的影响凸显出来,1 m囊袋间软弱土的锚杆位移比2 m囊袋间软弱土的锚杆位移小7 mm, 而无囊袋间软弱土比1 m囊袋间软弱土的锚杆小7.1 mm,说明囊袋间软弱土的影响还是很大的。

图7　囊袋间软弱土

3　结　语

多囊袋锚杆的各参数影响及其工程设置参数取值研究不完整,本文根据多囊袋GFRP锚杆的组成特点,对锚杆破坏形态进行分析研究。囊袋长度的增加对锚杆的抗拔承载力有所提升,考虑到扩孔太长会大大增加扩孔的难度和塌孔几率,建议囊袋长度不宜过大,一般囊袋长度以1 m合适；土体内摩擦角和囊袋直径的提高能有效提高锚杆抗拔承载力,对于囊袋直径,考虑到扩孔的难度与塌孔的问题,建议采用1 m左右的囊袋直径大小；由于采用多囊袋,因此囊袋间的距离也有可能影响锚杆抗拔承载力,在长度1 m,直径2 m的多囊袋布置时,囊袋间距大于2 m时,囊袋间距继续增大对囊袋支承力和锚杆抗拔承载力的影响很小；囊袋间软弱土对锚杆位移的影响从受力初期就存在,囊袋间软弱土层对锚杆最大竖向位移影响大,在实际工程中可通过施加预应力来控制锚杆的最大位移量。

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Calculation and Analysis on Influence Factors of the Anti Pulling Force of GFRP Bolt with Polycystic Bags

ZHOUMengchu1,FULinfeng2

2016-06-29

浙江省科技厅公益技术研究社会发展项目(2015C33019)

周梦楚(1991—),男,浙江宁波人,硕士在读。

TB115

B

1008-3707(2016)10-0026-05