串囊式充气锚杆在砂土中的模型试验研究*

彭文祥，张 旭，莫建军，黄阳艳，全永庆

(1.中南大学 地球科学与信息物理学院，湖南 长沙 410083；2.中国瑞林工程技术有限公司，江西 南昌 330031;3.深圳市勘察测绘院有限公司，广东 深圳 518028)

串囊式充气锚杆在砂土中的模型试验研究*

彭文祥1†，张 旭1，莫建军2，黄阳艳1，全永庆3

(1.中南大学 地球科学与信息物理学院，湖南 长沙 410083；2.中国瑞林工程技术有限公司，江西 南昌 330031;3.深圳市勘察测绘院有限公司，广东 深圳 518028)

串囊式充气锚杆是基于单囊充气锚杆的改进与创新，为研究其极限抗拔承载力和位移的影响因素，通过对串囊式充气锚杆进行一系列室内模型试验，获得了其相应的抗拔承载力—位移曲线.试验结果表明影响串囊式充气锚杆极限抗拔承载力和位移的主要影响因素有：充气压力、埋置深度、橡胶膜长度和厚度、气囊个数、气囊之间的间距等，这些因素对串囊式充气锚杆的影响程度各不相同.通过与单囊充气锚杆的对比试验，得出在相同条件下，串囊式充气锚杆的极限抗拔承载力较单囊充气锚杆增加了1.2～1.7倍，极限位移仅为单囊充气锚杆的37%～66%.串囊式充气锚杆在增大承载力的同时，有效的控制了位移.

串囊式充气锚杆；极限抗拔承载力；极限位移；对比试验

我国软土地层广泛分布于沿海经济发达地区.软土强度低，压缩性高，天然含水量大且具有蠕变性、触变性等，工程地质条件较差，加大了现场施工的难度.锚杆技术在加固地层方面的应用已有80余年的历史，该技术的原理是在充分发挥锚杆周围地层自身抗剪强度的条件下，通过锚杆传递结构物的拉力，从而达到结构物或地层开挖面的稳定性要求[1-2].基坑支护中特别是在软土地区，普通锚杆通常达不到预想的锚固效果，而端头扩大型锚杆以其高承载力的优点有效控制了地层变形，提高了结构物或地层稳定性，因而得到了广泛应用，是目前锚固工程的热点之一[3-4].近年来城市对地下空间环境要求日益严格，不允许作为基坑临时支护的锚杆成为地下永久性障碍.传统端头扩大型锚杆的原理是在高压水喷射形成的扩大头空腔内进行注浆，而软土强度低，具有流变性，施工过程中不仅容易导致垮孔，增加施工难度，还难以阻止浆液的四处扩散，使回收困难.

充气锚杆是一种全新意义的锚杆，是一种新型端部扩大头锚杆，研究其承载特性有重要的理论意义与工程实用价值.充气锚杆源于为海底施工作业的机器(机器人)提供抗浮锚固力.国外研究也才刚刚起步，澳大利亚Dundee大学Newson等分别在2000年和2003年对充气锚杆进行了简单的室内试验[5]和现场试验[6]，试验分析了影响充气锚杆极限抗拔承载力的主要因素.在与螺旋锚杆的对比试验中，得出在同等的试验条件下，充气锚杆的极限抗拔承载力是螺旋锚杆的4倍.由排水与不排水条件下抗拔力与位移的关系，得出充气锚杆在排水条件下相比不排水条件下承载力提高30%的结论.尽管如此，充气锚杆的极限承载力仍不尽如人意且位移较大.2007年加拿大西安大略大学Hinchberger和Lang利用Newson的试验数据，借助Plaxis有限元分析软件对充气锚杆进行了数值分析[7-8]，引入了锚杆的“有效长度”这一概念；国内学者彭文祥等[9-15]在前人的基础上，对充气锚杆进行改进，使用灌浆固结和钢筋加强来提高充气锚杆的极限抗拔承载力，并通过建立充气锚杆的数值模拟单元，分析了锚杆充气压力和橡胶膜长度对于锚固力的影响.

串囊式充气锚杆是对单囊充气锚杆的改进与创新，适用于粉土、砂土和淤泥等软土地层中，还可为海洋、港口等水下作用的机器及机器人提供抗浮锚固力.本文通过研究气囊个数、气囊间间距等对承载力及位移的影响，探讨分析串囊式充气锚杆的受力与变形特性.

1 串囊式充气锚杆的结构与特征

串囊式充气锚杆是在单囊充气锚杆的基础上为增大端阻力研发而成的，基于此考虑因素，锚杆参数采用前人对充气锚杆的试验研究的规格：锚杆杆体长1.2 m，壁厚3 mm，直径Φ27 mm，选用无缝不锈钢管，底端密封.根据气囊个数的不同，在锚固段部分加工适量进气小孔，直径为Φ4 mm.压力表及上、下控制阀门的安装如图1所示.单囊充气锚杆锚固段仅有一个气囊(如图2所示).将锚杆安置于软土中后，关闭上部控制阀门，打开下部控制阀门，用充气设备从进气管对橡胶膜进行充气，橡胶膜受力膨胀挤压周围土体形成几个腰鼓或圆柱状的扩大头锚固段，如图3所示.充气完成后无需等待就能达到设计要求的承载力，缩短了工期.施工结束后，打开控制阀门，排放填充的气体就能较容易的拔出锚杆杆体，达到回收再利用的功能.串囊式充气锚杆操作简单，节约成本，无污染，环保，不改变土层原有力学性质，节省施工工期，尤其适合在软弱地层中应用.

图1 串囊式充气锚杆

图2 充气锚杆

串囊式充气锚杆拥有其独特的锚固方式，当锚杆未加压或充气压力很小时，串囊式充气锚杆的抗拔力主要来源于橡胶膜与土体的侧摩阻力和锚杆自重应力.增大充气压力，橡胶膜发生膨胀，增大的体积挤密周围土体，不仅增加了锚固段与土体的接触面积，还使土体的密实度增大.锚杆由原先的纯摩擦型锚杆变为端承—摩擦型锚杆.而极限位移的增大则取决于膨胀体积的增大.橡胶膜截面积越大，土体塑性区范围越大，因而极限位移增大.

图3 串囊式充气锚杆示意图

2 室内试验方案设计

2.1 室内试验装置设计

试验在一个装有干砂的长方体形(1.8 m×1.0 m×1.8 m)试验槽中进行.试验采用的主要仪器设备有： WTP301S型拉压称重传感器与PY500数显压力控制仪表，JMDL-2100智能数码位移计、JMZX-3001综合测试仪和计算机数据采集系统，以及其他诸如加载滑轮组、工字钢梁、角钢架、量筒等.图4为串囊式充气锚杆的极限抗拔承载力模型试验装置图.

图4 模型试验装置

2.2 砂土的物理力学性质

试验土料为中粗砂，经自然风干后过5 mm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 试验用砂土的基本物理力学参数

2.3 抗拔试验方案设计

通过对已有研究成果的分析可知，影响充气锚杆极限抗拔承载力的主要因素有：土体密度、埋置深度、充气压力、橡胶膜长度、厚度等，考虑串囊式充气锚杆相对于充气锚杆的特殊性，本文选取锚杆埋置深度、橡胶膜长度、厚度、气囊个数和气囊间距、充气压力这6个影响因素对串囊式充气锚杆进行研究.

考虑试验条件、边界条件及材料的相关性能，按一定的相似比例，确定各主要影响因素的基准值：埋置深度H=600 mm,橡胶囊个数n=2,厚度t=1 mm,间距d=10 mm,锚固段长度L=200 mm,充气压力P=50 kPa.采用定时定量分级加载法加载，每隔2 min加载一次，0.5 min记录一次试验值，荷载基准值为50 kPa.

在试验基准值的基础上，通过改变其中一个条件，进行串囊式充气锚杆极限抗拔试验.膨胀介质为空气，试验步骤为：清理试验槽→锚杆定位→分层填砂→安装锚杆拉力传感器与位移计→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控制阀门→分级加载→记录各仪器值的变化情况.

3 串囊式充气锚杆的受力破坏形式

3.1 串囊式充气锚杆的抗拔承载力组成

普通锚杆的锚固力来自于锚杆周围地层自身的抗剪强度，属于纯摩擦型锚杆.而串囊式充气锚杆的抗拔力由2部分组成，包括橡胶膜锚固段侧壁与土体的摩阻力和土体对扩大头端部的正压力，它属于端承-摩擦型锚杆.

3.2 串囊式充气锚杆的失效形式

通过试验发现串囊式充气锚杆主要存在以下2种破坏形式：

①橡胶膜破裂．橡胶膜充气膨胀后，容易被土层内尖锐物刺破，此外，橡胶膜的弹塑性变形范围有限，当充气压力超过其极限充气压力时，橡胶膜会因膨胀体积过大而破裂.②扩大头端周土体破坏．扩大头锚杆周围土体的受力过程分为3个阶段，静止土压力阶段，过渡阶段，塑性区压密-扩张阶段.若锚杆外荷拉力不断增加，土体达到全塑状态后将发生剪切破坏，锚杆从土体中被拔出.

4 试验结果与分析

4.1 试验结果

通过对串囊式充气锚杆进行一系列抗拔试验，试验结果见表2和图5～图15，图中Q为锚杆抗拔力；S为位移.

表2 串囊式充气锚杆抗拔试验结果

位移/mm

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4.2 试验结果分析

4.2.1 充气压力的影响

分别选用囊数为1(1×10 cm)和囊数为2(2×5 cm)的充气锚杆作为研究对象，使用不同的充气压力(0 kPa,50 kPa,100 kPa)对其进行抗拔试验.试验结果如表2和图5,6所示.

由图5可知，串囊式充气锚杆的极限抗拔承载力与极限位移都随着充气压力的增大而成倍增大.根据表2的数据显示，对于5 cm双囊式充气锚杆，充气压力从0 kPa增大到50 kPa时，其极限抗拔承载力增大约4.2倍，极限位移相对应的增大1.6倍.当充气压力由50 kPa提高到100 kPa时，其极限抗拔承载力增大约2.4倍，极限位移增大约3倍.在橡胶膜弹塑性形变允许的情况下，充气压力越大越好.试验测得，单层膜的极限气压约为100 kPa.

充气压力对单囊和串囊式充气锚杆影响基本相同，但是随着压力的增大，单囊充气锚杆的极限位移显著增大(如图6所示)，而串囊式充气锚杆变化相对缓慢，在充气压力较大时也能较好控制位移.其原因在于充气压力增大的过程中，单囊充气锚杆相比串囊式充气锚杆约束点较少，其橡胶膜紧致性相对较差，容易因受拉变形而发生较大位移，而串囊式充气锚杆则只产生较小位移.

4.2.2 埋置深度的影响

分别选用囊数为1(1×10 cm)和囊数为2(2×5 cm)的充气锚杆作为研究对象，设计不同的埋置深度(40 cm,60 cm)对其进行极限抗拔试验.试验结果如表2和图7,8所示.

根据图7可知，随着埋置深度的加深，串囊式充气锚杆的极限抗拔承载力得到较大提高.当埋置深度从40 cm增加到60 cm时，串囊式充气锚杆承载力提高了约73.6%.其原因有2个：①由于上部土体在锚固段的挤压下得到压缩，其应力状态和塑性区范围的再调整.塑性区调整后，增大埋置深度可获得更大一级的土体围压.②试验用的锚杆锚固段为固定值(10 cm)，增大埋置深度相当于加长自由段长度，增加锚杆自由段的锚固力.

与单囊充气锚杆相比，当埋置深度从40 cm增加到60 cm时，串囊式充气锚杆承载力提高了约73.6%，而单囊充气锚杆只提高了24%，表明串囊式充气锚杆随着埋置深度的加深，其承载力的增长速度较单囊快.其主要原因在于相比于单囊充气锚杆，串囊充气锚杆可提供多个端阻力(当两个气囊距离较近时，其效果跟单囊充气锚杆接近).

4.2.3 气囊长度的影响

由图9所示，双囊式充气锚杆在充气压力50 kPa下，气囊长度由5 cm增加到10 cm时，其极限承载力增加了106.3 kN，而极限位移增加了7.12 mm.若继续增大气囊长度(10 cm→15 cm)，则因上覆土层的减少而使极限抗拔承载力的增长速度减慢.因此，串囊式充气锚杆存在一个最佳气囊长度，使其在极限抗拔承载力增长速度较快的同时，也能较好地控制极限位移.从本室内模型试验而言，气囊长度为10 cm的锚杆在提高承载力及控制位移方面优于气囊长度为5 cm及15 cm的充气锚杆.

增加气囊长度扩大了橡胶膜与土体的接触面积，使侧阻力增大，从而抗拔力得到提高.但长度的增加只改变了侧阻力，对端阻力并无影响.图10中，气囊长度为5 cm的单囊充气锚杆极限承载力为191.5 kN，当气囊长度增长到15 cm时，相应的极限承载力增加了106.6 kN.因此，增加相同气囊长度时，串囊式与单囊式的承载力变化基本相同.

4.2.4 橡胶膜厚度的影响

橡胶膜厚度对单囊式和串囊式充气锚杆的影响见表2，图11,12，试验表明：在相同气压条件下，串囊式充气锚杆极限抗拔承载力随着橡胶膜厚度的增加而减小.这是因为当橡胶膜厚度增加时，橡胶膜的弹性模量增大，从而导致在相同气压下，双层膜的膨胀体积比单层膜小，其端阻力和侧阻力均比单层膜时小.

增大充气压力，使橡胶膜厚度分别为1mm和2 mm的串囊式充气锚杆的气压都无限接近极限气压.试验测得1 mm厚的橡胶膜，其极限气压约为100 kPa，2 mm厚的橡胶膜则为160 kPa.在各自的极限气压下，对1 mm和2 mm厚的串囊式充气锚杆进行抗拔试验，试验结果如图12所示.由图可知，橡胶膜厚度增加一倍时，串囊式充气锚杆极限承载力约为原来的1.3倍，极限位移约为原来的1.1倍.

4.2.5 橡胶囊个数的影响

试验选用单囊式(5cm,10 cm)、双囊式(2×5 cm)和三囊式(3×5 cm)充气锚杆作为研究对象，对其进行抗拔试验.试验结果如表2和图13,14所示.

由图13可知，在锚固长度都为10 cm时，双囊式与单囊充气锚杆的极限承载力相差不大，但是极限位移则急剧减小.双囊式充气锚杆的极限位移为单囊充气锚杆极限位移的37%.由此可见气囊个数的增加非常有利于控制位移.

根据图14所示，在不规定锚固长度的情况下对比串囊式充气锚杆和单囊充气锚杆的极限承载力和极限位移.图形表明：增加气囊个数，其极限承载力和极限位移都有显著变化.双囊式充气锚杆的极限承载力为单囊充气锚杆的1.2倍，极限位移仅为单囊充气锚杆的37.5%；而三囊式充气锚杆的极限承载力为单囊充气锚杆的1.7倍，极限位移仅为单囊充气锚杆的32.3%.

4.2.6 间距的影响

选用橡胶膜长5 cm的双囊式充气锚杆作为研究对象，使用不同的橡胶膜间距(10 mm,50 mm,100 mm)对其进行抗拔试验.试验结果如表2和图15所示.

随着橡胶膜间距的增加，串囊式充气锚杆的承载力有一定增大，但影响不大.在相同承载力的作用下，位移随间距的增加而稍有增大.

5 结 论

1)通过对串囊式充气锚杆进行一系列抗拔试验，得出了串囊式充气锚杆极限抗拔承载力的主要影响因素有：充气压力、埋置深度、气囊的个数、长度、厚度和橡胶膜囊体间的间距等.其中，充气压力和橡胶膜的厚度对串囊式充气锚杆的承载力影响最为显著，其次是埋置深度和气囊长度，气囊个数和气囊囊体间的间距对极限抗拔承载力影响较小.增加气囊个数和橡胶膜厚度能显著控制位移，充气压力和埋置深度对位移的影响较为显著，而气囊长度和气囊间距对控制位移则影响不大.

2)在不限定锚固长度的情况下，增加气囊个数可有效提高极限承载力，并能很好的控制位移.

3)串囊式充气锚杆在提高承载力和控制位移方面较单囊充气锚杆有明显优势，在相同条件下，串囊式充气锚杆的极限抗拔承载力较单囊充气锚杆增加了1.2～1.7倍，极限位移仅为单囊充气锚杆的37%～66%,其在软土锚固工程中有广阔的应用前景.

[1] 张乐文,汪稔.岩土锚固理论研究之现状[J].岩土力学,2002,23(5):627-631.

ZHANG Le-wen, WANG Ren. Research on status quo of anchorage theory of rock and soil [J]. Rock and Soil Mechanics, 2002,23(5):627-631.(In Chinese)

[2] 程良奎，范景伦，韩军，等.岩土锚固[M].北京:中国建筑工业出版社,2000:339-341.

CHEN Liang-kui, FAN Jing-lun, HAN Jun,etal. Soil and rock anchor-age[M]. Beijing: China Architecture and Building Press, 2000:339-341. (In Chinese)

[3] 胡建林,张培文.扩体型锚杆的研制及其抗拔试验研究[J].岩土力学,2009,30(6):1615-1619.

HU Jian-lin, ZHANG Pei-wen. Development of underreamed anchor and expermental study of uplift resistance[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(6):1615-1619. (In Chinese)

[4] 张慧乐,刘钟,徐龚鑫,等.扩体锚杆尺寸效应模型试验研究[J].岩土工程学报,2010,32(1):468-472.

ZHANG Hui-le, LIU Zhong. XU Yan-xin,etal. Model tests on size effect of unerreamed ground anchors[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2010,32(1):468-472. (In Chinese)

[5] NEWSON T A, SMITH F W, BRUNNING P,etal. An experimental study of inflatable offshore anchors (Paper # 2003-JSC-127)[C]//ISOPE 2003 Conference.Honolulu, Hawaii,2003.

[6] NEWSON T A, SMITH F W, BRUNNING P. An experimental study of inflatable offshore anchors in soft clays[C]//ICOF2003, BGA Conference on Foundations. Dundee, 695-704.

[7] NEWSON T, HINCHBERGER S, LIANG Y. A numerical study of an inflatable anchor system[C]// The 60th Canadian Geotechnical Conference and 8th Joint CGS/IAH-CNC Groundwater Conference. CD Proceedings, 1258-1265.

[8] LIANG Y, HINCHBERGER S D, NEWSON T A. Non-linear analysis of pullout tests on inflatable anchors in sand (Paper # 275, 1-8)[C]//GeoHalifax2009: Proceedings of the Canadian Geotechnical Conference.

[9] 彭文祥,曹佳文. 充气锚杆的研究现状及展望[J]. 科技导报, 2010,28(5):111-115.

PENG Wen-xiang, CAO Jia-wen. A view of studies on inflatable anchor[J]. Scince and Technology Review, 2010,28(5):111-115.(In Chinese)

[10]彭文祥,王苑,曹佳文. 充气锚杆数值单元的建立与分析[J]. 工程勘察,2010,(6):6-14.

PENG Wen-xiang, WANG Yuan, CAO Jia-wen. Formation and analysis of the numerical simulation element for the inflatable anchor [J]. Journal of Geotechnical Investigation and Surveying, 2010,(6):6-14. (In Chinese)

[11]曹佳文，彭文祥，彭振斌,等. 充气锚杆在砂土中变形与承载特性试验研究[J].中南大学学报:自然科学版, 2011,42(5):1-6.

CAO Jia-wen, PENG Wen-xiang,PENG Zhen-bin,etal. Experimental study on deformation and bearing features of inflatable anchors in sands[J]. Journal of Central South University:Science and Technology,2011,42(5):1-6. (In Chinese)

[12]曹佳文，彭振斌，彭文祥,等.充气锚杆在砂土中的模型试验研究[J].岩土力学,2011,32(7):1-6.

CAO Jia-wen. PENG Zhen-bin, PENG Wen-xiang,etal. Model test study on inflatable anchors in sands[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011,32(7):1-6. (In Chinese)

[13]曹佳文，彭振斌，彭文祥,等.充气锚杆在软土中的力学特性试验研究[J].岩土工程学报,2011,33(9):1399-1404.

CAO Jia-wen, PENG Zhen-bin, PENG Wen-xiang,etal. Experimental study on mechanical characteristics of inflatable anchors in soft clay[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011,33(9):1399-1404. (In Chinese)

[14]彭文祥，徐松山，曹佳文,等.充气锚杆力学性能的非线性有限元分析[J].岩石力学与工程学报, 2012,31(1):3104-3109.

PENG Wen-xiang, XU Song-shan, CAO Jia-wen,etal. Nonlinear finite element analysis of mechanical properties of inflatable anchors[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2012,31(1):3104-3109. (In Chinese)

[15]尹泉.充气锚杆的试验研究[D].长沙：中南大学，地球科学与信息物理学院，2011:12-55.

YIN Quan. Study on the test of inflatable anchor[D]. Central South University, 2011：12-55.(In Chinese)

Model Test Study on Bladder-type Inflatable Anchor

PENG Wen-xiang1†,ZHANG Xu1, MO Jian-jun2, HUANG Yang-yan1, QUAN Yong-qing3

(1. School of Geosciences and Info-Physics, Central South Univ, Changsha, Hunan 410083, China;2. China Nerin Engineering Co Ltd, Jiangxi, Nanchang 330031, China;3. Shenzhen Geotechnical Investigation and Surveying Institutie Co Ltd, Guangdong, Shenzhen 518028, China)

Bladder-type inflatable anchor is the improved and innovated inflatable anchor. In order to analyze the influencing factors of the ultimate up-lift bearing capacity and ultimate displacement, a series of laboratory model tests were carried out on bladder-type inflatable anchor. From experiments, we obtained uplift capacity-displacement curves. Test results have shown that the influencing factors include inflation pressure, embedded depth, length and thickness of rubber membrane, number of airbags, the distance between airbags and so on. However, the influence degree is different on bladder-type inflatable anchor. Through the contrast test with single capsule inflatable anchor, it is concluded that, under the same conditions, the ultimate up-lift bearing capacity of bladder-type inflatable anchor increases 1.2～1.7 times, and the ultimate displacement is 0.37～0.66 times of the single capsule inflatable anchor, which controls the displacement effectively.

bladder-type inflatable anchor; ultimate up-lift bearing capacity; ultimate displacement; contrast test

1674-2974(2015)07-0093-07

2015-03-03

国家自然科学基金资助项目(50878212), National Natural Science Foundation of China (50878212)

彭文祥(1968-)，男，湖南益阳人，中南大学副教授，工学博士

†通讯联系人，E-mail:wxpengcsu@126.com

TU 473

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