扩大头抗浮锚杆抗拔承载力试验及数值模拟分析

王 雷,祝 磊,查安敏,陈海东,吴天祚

(1.安徽建筑大学 土木工程学院,合肥 230601; 2.合肥学院 城市建设学院,合肥 230601;3.中铁三局集团华东建设有限公司,南京 211106)

0 引言

我国正处于城市快速发展时期,为了城市得到更好的建设和发展,深基坑的出现变得越来越频繁,同时使建(构)筑物的抗浮问题日益凸显出来,抗浮稳定性对建筑物的影响更加严重[1]。近30年来,国内外在锚杆的新理论、新技术等方面的研究都取得了快速发展[2-3]。扩大头锚杆具有单桩抗浮性能好、土层适应性好、施工操作简易、锚固性能好、节约材料等优点,因此在地下工程中抗浮锚杆被广泛应用。

目前,学者们在抗浮锚杆受力方面有许多研究成果,LI等[4]通过试验从3个角度研究了其对抗浮锚杆锚固性能的影响,分析得出不同岩层的抗浮锚杆的侧摩阻力是不同的,并指出锚杆在风化层土的抗拔承载力特征值较大,可以作为建(构)筑物基础承载层。ZHOU[5]依据现场试验和数值模拟分析,指出当荷载达到一定值时,末端首先发生破坏,同时还表明不是锚杆越长其锚固性能越强,群锚效应是一个不可忽视的问题。由此看出,当锚杆的锚固深度过深时,采用普通锚杆则达不到理想的抗浮效果,而扩大头锚杆是一种有效提高锚固强度的措施。赵鹤飞[6]分析出扩大头锚杆在受到拉拔荷载作用时,扩大头锚杆顶阻对侧阻具有增加作用,并对已有扩大头锚杆承载力计算公式进行了修正。宋静等[7]首先通过试验测出PSB1080钢筋的弹性模量,再模拟预应力扩大头抗浮锚杆在拉拔荷载时的应力状态,综合分析后得出在锚杆下部设置扩大头能够有效降低锚杆的应力状态,提升锚固效果。李粮纲等[8]指出在对扩大头锚杆抗拔承载力的影响因素中,扩大头段的直径对拉拔承载力的影响最大,其次是土的极限抗剪强度,而对其影响最小的是土的泊松比。马向前等[9]利用充气锚杆与普通锚杆在室内进行对比试验,采用回归分析的方法,表明了充气锚杆位移与荷载呈指数关系。张晨等[10]根据现场试验研究,揭示了扩底抗浮锚杆的轴力和剪应力与锚固深度的变化规律。任东兴等[11]讨论了扩大头锚杆在多方面的实际应用,表示采用PSB螺纹钢筋能够很好地提高单根扩大头锚杆的承载力。锚杆有许多种类,但对不同类型的锚杆进行锚固强弱对比分析研究的较少,因此,对不同类型锚杆进行对比研究具有很重要的意义。

本文以中国科学院科研楼深基坑支护为研究对象,结合现场监测数据、数值模拟以及公式验算进行分析和验证,分析得出扩大头锚杆比传统锚杆具有更好的锚固优势,能够减少群锚效应的发生,研究结果可为以后扩大头锚杆在深基坑锚固工程提供参考。

1 扩大头抗浮锚杆受力分析

1.1 扩大头抗浮锚杆的受力模型

扩大头抗浮锚杆的受力机理如图1所示,其中P为拉拔荷载,F为变截面处土压力,L1为非扩大头段长度,L2为扩大头段长度,d1为非扩大头段的直径,d2为扩大头段直径,τ1为第一界面剪应力,τ2为第二界面剪应力。

图1 扩大头锚杆受力模型

1.2 扩大头抗浮锚杆的受力传递路径

扩大头抗浮锚杆原理是增加端部锚杆直径,从而提高锚杆的极限抗拔承载力。再具体一些就是扩大头锚杆加大了与土层的接触面积,从而增加了锚杆与土层的侧摩阻力,实现锚固力的增强;从另一个角度分析就是扩大头锚杆存在变截面,可使土体对扩大头锚杆具有挤压作用。

当锚杆受到向上的荷载时,扩大头抗浮锚杆非扩大头段最先发挥作用,随着荷载的增加,扩大头段也逐渐发挥作用,当变截面处土体被挤压达到一定的位移值时,扩大头锚杆处会发生破坏。因荷载的作用,使扩大头抗浮锚杆出现局部甚至整体破坏,此时扩大头锚杆抗拔承载力达到极限。

1.3 扩大头锚杆极限承载力理论计算

根据《高压喷射扩大头锚杆技术规程》[12]规范,计算该试验扩大头锚杆的极限抗拔承载力,其公式表示为

(1)

式中:Tuk为锚杆抗拔力极限值;Ld和D1分别为非扩大头段计算长度、直径;LD和D2分别为扩大头段计算长度、直径;fmg1为非扩体锚固段与土层间的摩阻强度标准值,可通过试验确定,无试验资料时,可按规范中建议值选取;fmg2为扩体锚固段与土层间的摩阻强度标准值,可通过试验确定,无试验资料时,可按规范中的建议值选取;PD为扩体段前端土体对扩体段产生的抗力强度值。其中,当抗拔锚杆垂直插入土体时,抗力强度值PD可按式(2)计算:

(2)

式中:γ为扩大头段上覆土体的重度;h为扩大头段前端土体的厚度;K0为扩大头段前端土体的静止土压力系数,可由试验确定,无试验资料时,按地区经验取值或取K0=1-sinφ′(φ′为土体的有效内摩擦角);Kp为扩大头段前端土体被动土压力系数;c为扩大头段前土体的黏聚力;ξ为扩大头向前位移时反映土的挤密效应的侧压力系数,对非预应力锚杆可取ξ=(0.5～0.9)Ka,对预应力锚杆可取ξ=(0.85～0.95)Ka;Ka为主动土压力系数。ξ与扩大头端前土体强度有关,对强度较好的黏性土和较密实的砂性土可取上限值,对强度较低的土应取下限值。

2 现场试验研究分析

2.1 工程概况

本文基于中国科学院科研楼工程中扩大头锚杆为研究对象,由于科研楼的基坑深度及场地面积较大,并且楼层结构复杂,故基坑的稳定性对周边建(构)筑物及道路的影响较大,理应加强对基坑的支护。

2.2 试验选点及土层参数

为了使选取试验的锚杆具有可靠性,采用随机取点的方式进行选点试验,扩大头抗浮锚杆选点如图2所示。根据该施工土层的勘察报告和扩大头锚杆的长度确定所需土体的物理参数(表1)。

图2 扩大头锚杆试验点

表1 土层信息

2.3 扩大头抗浮锚杆结构参数

选取3根扩大头锚杆进行现场试验,其锚杆的总长度为21.7 m,预留张拉段为1.5 m,自由段为8.2 m,锚固段的长度为12 m,其中扩大头段的长度为4 m,非扩大头直径180 mm,扩大头直径700 mm,锚杆的结构如图3所示。

图3 扩大头抗浮锚杆结构图

2.4 扩大头抗浮锚杆试验目的及方案

将现场扩大头锚杆应力位移监测数据与数值模拟做比较,对比两者的准确性;了解不同荷载下的扩大头锚杆的受力变形情况,为以后的研究积累资料和经验,并保证该建(构)筑物在未来使用中的安全。

根据《高压喷射扩大头锚杆技术规程》[12]和《建筑基坑工程监测技术规范》[13],选取3根基本相同的扩大头锚杆进行加载试验。本文试验荷载通过设计要求和规范,确定了试锚1～3的初始记录试验荷载值为100 kN,极限试验荷载为1 000 kN。根据《高压喷射扩大头锚杆技术规程》对扩大头抗浮锚杆进行循环加载试验,共循环加载6次,达到了试验目标极限抗拔值。

3 试验数据结果分析

根据扩大头锚杆的加载结果绘制出锚杆在循环加载卸载状况下的荷载-位移曲线图、荷载-弹性-塑性位移曲线图,试验共监测3根扩大头抗浮锚杆的受力变化情况。如图4～9所示。

图4 试锚1荷载-位移曲线图

图5 试锚1荷载-弹性-塑性位移曲线图

图6 试锚2荷载-位移曲线图

图7 试锚2荷载-弹性-塑性位移曲线图

对循环加载得到的荷载-位移曲线图进行分析,荷载-位移图没有发生大幅度变形,但仍存在差别,分析其原因:试验锚杆所处位置不同,土体参数和土体压实度存在差异,会导致扩大头锚杆受力存在差别。当荷载从0 kN逐级增加到1 000 kN时,扩大头锚杆的位移在合理的范围之内变化,每增加200 kN时,锚杆位移约增加5 mm。分析得出:当荷载加载到1 000 kN时并未使扩大头锚杆被破坏,没有达到极限抗拔承载力强度,同时也证明了扩大头锚杆符合在该工程中被应用。

图8 试锚3荷载-位移曲线图

图9 试锚3荷载-弹性-塑性位移曲线图

从荷载-弹性位移和荷载-塑性位移的关系曲线上可以清楚地看到:当荷载达到1 000 kN时,扩大头锚杆的弹性位移在25～30 mm范围内;塑性位移的变化相对较小,其荷载-塑性位移曲线图呈抛物线变化,最大变化位移在16 mm左右,在完成第6次加载后,端部的变形量从29.60 mm增加到35.59 mm,塑性变形趋于平稳,扩大头锚杆发生弹塑性变形;当加载进行到最后一步时,扩大头位移增加6 mm。分析得出:在荷载从0～1 000 kN变化时,扩大头锚杆的位移变形量在设计要求的理想范围内,同时符合《高压喷射扩大头锚杆技术规程》中的要求;锚杆试验结束后进行了扩大头锚杆的无损质量检测,根据《锚杆锚固质量无损检测技术规程》规范[14]对得到的检测结果进行分析,试验扩大头锚杆均未被破坏,仍能提供很好的锚固效果。

4 数值模拟分析

4.1 基本假定

对模拟试验作假定:1)地下水位保持不变;2)土体受到的附加应力不受其他外因影响;3)地基土为均质半无限弹性体,符合莫尔-库仑准则;4)不考虑土体变形随时间的变化。

4.2 有限元模型的建立

采用Midas GTS软件模拟,建立与现场试验相同的扩大头锚杆以及土体的模型,土体参数见表1。将土体作为一种理想的弹塑性体,将扩大头锚杆作为理想均质的弹性体,以达到较好的仿真效果,但是模拟的结果和实际试验出来的结果仍会存在一定的差异。根据现场试验加载方式,进行相同工况下的建模,其模拟如图10所示。

图10 扩大头锚杆模拟示意图

4.3 扩大头锚杆模拟与实际数据比较分析

通过仿真模拟荷载-位移曲线图与实际曲线图相对比,可看出两者曲线大体一致,说明了Midas GTS模拟具有良好的效果,本次模拟符合该工程的实际情况,模拟曲线如图11所示。

图11 试验值与模拟值曲线图

为了分析扩大头锚杆轴向力的分布,选取多个荷载值进行扩大头锚杆的轴力分析,分布图如图12所示。

从扩大头锚杆轴向力沿杆长的分布可以得出:当荷载为100 kN时,扩大头段还没发挥作用,轴力为0,可见,上部的侧摩阻力还没被充分利用,轴力还没达到扩大头段;在荷载达到300 kN时,锚杆变截面处有轴力出现并出现拐点。分析得出:在荷载作用下,扩大头锚杆轴力沿杆的埋深是逐渐减小的,随拉拔力的增加,锚杆的侧摩阻力τ从自由端向扩大头端传递,沿扩大头锚杆呈非均匀分布,且轴力在变截面处有拐点,轴力下降加快。

图12 扩大头锚杆轴力分布图

4.4 扩大头锚杆与普通锚杆的对比分析

为了研究扩大头锚杆与普通锚杆抗拔承载力的差异,在扩大头抗浮锚杆模型的基础上,保持其他参数不变,将扩大头锚杆替换成直径为180 mm普通锚杆,从而得到同一工况下普通锚杆的仿真模型,如图13所示。

图13 扩大头和普通锚杆荷载-位移曲线图

通过分析得出:当荷载达到700 kN时,曲线斜率逐渐减小,荷载仍能增加,扩大头锚杆具有更高抗拔承载力的趋势。在相同地质条件下,比较两种锚杆的极限抗拔承载力,发现扩大头锚杆的抗拔承载力约是普通锚杆的2.4倍。

4.5 扩大头锚杆极限承载力计算

根据土体参数确定其侧摩阻力数值(表2)。

表2 极限侧摩阻力标准值

根据式(1)计算得出扩大头锚杆的极限承载力可达1 200 kN,对此理论值、现场试验值以及模拟值三者进行综合分析得出:理论值并未将膨胀压力对极限承载力的强化考虑在内,往往计算的结果会偏保守;扩大头锚杆的实际极限抗拔承载力会高于1 200 kN;数值模拟的结果高于试验值和理论值,符合实际情况,保证了建(构)筑物的结构稳定要求。

5 结论

本文依托中国科学院科研楼深基坑支护扩大头锚杆监测项目,结合数值模拟和公式计算研究了深基坑中扩大头锚杆抗拔承载力以及位移变形,并通过现场数据对扩大头锚杆支护效果进行评价,得出结论:

1)对扩大头锚杆进行循环荷载的数值模拟,发现模拟出的荷载-位移曲线图与实际监测出的结果基本相同,说明数值模拟很好地反映了扩大头锚杆的受力特性和变形特征,并通过规范法计算出极限承载力为1 200 kN,扩大头锚杆的实际极限抗拔承载力会高于1 200 kN。

2)对扩大头抗浮锚杆与相同工况下的普通锚杆进行了比较,研究结果显示,扩大头锚杆的抗拔承载力是普通锚杆的2.4倍左右。

3)在选择锚杆施工方案时,扩大头抗浮锚杆具有锚固性能强、位移变形小和减少群锚效应等优点,是基坑桩锚固技术发展的方向,也为以后类似工程的设计及施工提供了相关参考。