囊式抗浮锚杆在工程中的应用分析

裴宝家，李大华，孟 源，罗 睿，潘 锐

(1.安徽建筑大学 土木工程学院，安徽 合肥 230601；2.中铁四局集团有限公司第一分公司，安徽 合肥 230000)

国内自出现囊式锚杆以来，囊式抗浮锚作为一种新型的锚固方式被大量应用于基础的抗浮工程中。周子舟等结合现场试验得出高压扩大头锚杆的抗拔承载力是普通锚杆的2.5～3.5倍[1]。刘忠等通过现场足尺试验研究了锚杆的力学性能[2]。韩军等人提出了锚固长度和灌浆体对黏结强度的影响系数[3]。蒋继宝通过有限软件ABAQUS对锚杆的二维模型进行了模拟分析[4]。匡政等人研究了普通全粘结式锚杆的沿锚杆长度的轴力分布和在不同岩层条件下的传力机制，并通过有限元软件ANSYS建立二维模型对中风化岩和强风化岩层地质条件下各长度的锚杆进行仿真模拟分析得到其极限承载力的倍数关系[5]。国内在本世纪初开始囊式扩体锚杆的工程应用，锚杆底部杆体与注入囊袋内的水泥浆和钢丝笼凝结形成一个钢丝笼水泥结石囊体，该有筋囊体与锚杆杆体共同组成为锚杆的主要受力结构。水泥结石体的应力状态由拉剪受力变为压剪受力，受力状态得到改善，不仅自身力学性能得到提高，并使其与孔壁土体的摩阻力整体得到提高。本文针对囊式扩大头锚杆，结合工程案例，在前人研究的基础上，研究囊式锚杆在富水中风化岩地质条件下的适用性和力学性能，以便为类似案例提供参考。

1 工程及囊式锚杆设计概况

本工程建设地点在流砂中风化岩富水地质条件下。基坑三面环河，北侧距离河堤约71m,东侧距河堤34m,西侧距河堤32m。基坑为异性坑，主体矩形基坑平面尺寸为88.2m×58.34m，开挖深度为18.4～19.7m，西南侧放空泵房基坑突出12.1×33.9m，开挖深度19.7～21.2m，泵房基坑平面尺寸32.7×14.73m，开挖深度8.6m。基坑地板标高为-5.1～-1.64m，勘察期间测得河面标高11.82m。构筑物地下部分为箱型结构，主要为承压水，需进行抗浮计算。

在进行抗浮设计时，经计算建筑物上部荷载共5.1156×105kN。基坑抗浮面积5500平方米，地下水浮力为1.078×106kN，总静抗浮力约5.6644×105kN。抗浮锚杆杆体设计总长度为9m。上部非扩体普通锚固段孔径180mm，长度5.5m；扩体直径在第7层中风化岩中的直径为400mm，扩体长度3m;底板内机械锚固长度为0.5m。锚杆设计大样图如图1所示。勘察报告表明地下结构基础底面下以⑦层中风化砂岩为主：描述为黄褐色夹白色，岩性相对较均匀，层位比较稳定，工程特性良好。现场地层及锚杆的钻孔位置如图2所示。

图1 囊式扩体锚杆设计大样图

图2 囊式扩体锚杆设计位置与地层分布关系

根据地勘报告提供的地层情况与地基土物理力学参数选取⑦中风化岩作为扩体锚固段埋置层。具体参数值见表1。

表1 试验场地地层与地基物理力学参数汇总

2 锚杆的抗拔力估算

2.1 锚杆极限抗拔力估算

根据规范规定的理论公式[6]，锚杆极限抗拔力按下式(1)计算，PD为岩体对扩体锚固段前端的抗力强度值(kPa)按(2)式计算。

(1)

(2)

根据地勘报告，囊式锚杆极限承载力估算采用表2中的土体与水泥土粘结强度标准值。

表2 锚杆的极限承载力设计采用的地层参数汇总

根据扩体锚固段锚固于第7层中风化岩层条件，进行锚杆抗拔力极限值与特征值估算：

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。

锚杆的普通锚固段埋置于第7层中的长度为8.5m，其中普通锚固段和扩体锚固段的侧面通过水泥结石体和岩体之间的粘结力来提供抗拔力，普通锚固段与非普通锚固段之间的环形部分通过其与岩体之间的反向压力和剪切力来提供抗拔力。各抗拔力的计算公式如下，计算结果见表3。

计算可得

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

囊式扩体锚杆的抗拔力极限值

=1363.015kN,

囊式扩体锚杆的抗拔力特征值为

Tak=Tuk/2=681.508kN

表3 锚杆的计算极限承载力与许用承载力汇总

2.2 锚杆杆体受拉承载力验算

锚杆杆体横截面面积A_S依据规范规定的理论计算公式按(3)确定。

(3)

式中：杆体的抗拉断安全系数Kt，本文取其值为1.5。囊式扩大头锚杆的抗拔力特征值Tak/(kN)；钢筋的抗拉强度设计值fy/(MPa)。Φ40mm的PSB1080级预应力螺纹钢筋的抗拉强度设计值fy=900MPa。锚杆杆体设计抗拉力T=1×1256.64×10-3×900/1.5=753.98kN，锚杆的抗拔力特征值Tak=681.508kN，T>Tak满足设计要求。

3 囊式抗浮锚杆拉拔试验

3.1 试验仪器和加载加载方案

试验仪器：采用液压穿心千斤顶1台、油泵1部、百分表1只、施加荷载的反力支架及钢板，架设的千分表支架。

加载方案：参考前人对锚杆的抗拔试验设置方式和囊式扩体锚杆的相关规范，结合实际工况，采用分级加载。试验最大荷载取1050，初始荷载先取70kN,静置十分钟待百分表无变化时再分级加载的取值分别为70kN、350kN、525kN、700kN、840kN、945kN、1050KN。每及加载要等待五分钟，最后两级等待十分钟后再读取位移读数。初始加载时千斤顶下部岩土会因压缩而产生一定的位移，因此特别注意千斤顶下部采用了高强较厚的钢板做反力支撑。

3.2 锚杆抗拔试验结果及分析

根据现场足尺试验结果绘制各锚杆荷载-位移(P-S)曲线见图3。对比分析三根锚杆的荷载-位移曲线可以得出三根锚杆的力学性能几乎一致，说明实际施工过程控制较好，囊袋中的水泥结石体都发挥了作用。锚杆的位移在一开始加载时的增长速率比较低。随着荷载的加大位移的增长速率开始加快，此时锚杆下部的水泥结石体还未开始发挥作用，曲线的曲率也不断增大。在840kN以后曲线又趋于平缓，此时结石体上部的环形位置与岩体之间产生的反向压力开始提供抗拔力，扩大头锚杆整体的受力方式由拉剪变为剪压，且效果比较明显。

图3 试验锚杆的荷载位移曲线

4 囊式抗浮锚杆的有限元分析

4.1 有限元模型中的基本假定。

(1)假定锚杆的水泥结石体沿各方向力学性能相同[7]；

(2)假定岩体符合摩尔-库伦模型；

(3)假定囊式锚杆中的钢筋垂直分布在水泥结石体中；

(4)假定锚杆与岩体接触面法向不发生相对位移。

4.2 有限元模型分析中的关键问题

本模型共分三个部件：钢筋、水泥结石体、岩体。部件均使用实体单元三维模型。钢筋和水泥结石体采用嵌入的关系。水泥结石体与岩体之间的接触属性采用切向行为，其中设置摩擦系数取值为0.3，此外还存在扩大头部分与岩体的法向硬接触。在岩体的边界条件的荷载中施加9.8kg/n的重力作用。在分析步中设置与试验相同的加载方式，设置包括重力的八个荷载和分析步，上一级分析步的计算传递到下一级中。为了验证抗浮锚杆试验的可靠性本次有限元软件ABAQUS分析,所采用的锚杆与岩体的弹性模量泊松比等参数均与现场原位试验相同。锚杆直径为上部180mm,长度5.5m、下部400mm长度为3m。

4.3 模拟分析的结果

(1)位移变形云图见图4，从中可以看出锚杆结石体的扩大头部分应变比较小，最小位移小于0.01mm可以忽略不计。从应变云图中也可以反映出试验结果的准确性，验证了锚杆扩大头部分有更好的工作性能。

(2)ABAQUS模拟荷载位移曲线如图5，对比试验所获取的何在位移曲线，两者无论位移大小和曲线的走势都比较吻合，验证了试验中的结论。

图4 锚杆位移云图

图5 有限元软件模拟荷载位移曲线

(3)在有限元软件沿锚杆杆体选取不同位置的单元体观察其应力应变，可以得出锚杆杆体沿重力方向其受力逐渐减小。

5 结论

(1)通过试验数据和理论数据的对比分析，得出规范中规定的理论公式偏安全。理论公式中的扩大头挤密效应的侧压力系数ξ的取值范围过于宽泛，在其他参数条件不变的情况下，其取值大小对计算结果有较大的影响。

(2)观察期荷载位移曲线结合实际情况可以推测分析，中风化岩的力学性能相对较好，囊式扩大头在中风化岩中能更好地发挥其性能，在加载初期主要是由水泥结石体与孔壁之间的粘结力提供，后期由囊体提供。其受力方式由拉剪转变为剪压，且囊体有更好的力学性能。

(3)本文中采用的是三维有限元模型，可从岩体的应力云图中看出单根锚杆杆体在岩体的水平方向的影响范围并不大。有限元软件模拟的应力云图可以看出钢筋在重力方向0～5m的范围内受力较大。

(4)参考分析类似体质条件下的非扩大头锚杆，扩大头锚杆的抗拔力可以提升三倍。对比类似案例当锚杆杆体中的钢筋比较长时，在相同的荷载下位移变化比较大。