DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2015.12.033

附肢土层抗拔锚杆承载性能试验研究

杨明辉，邹航，赵明华，罗宏

(湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙，410082)

摘要：针对传统抗拔锚杆抗拔性能的不足，研发一种附肢土层抗拔锚杆。该锚杆由锚索及与之呈一定角度的侧边附肢组成，附肢通过锲入周边土体，与土体相互作用而达到提高锚杆承载力的目的。首先开展不同附肢数量、不同附肢角度的附肢抗拔锚杆与传统抗拔锚杆的室内承载性能对比试验。在此基础上，分析附肢抗拔锚杆的承载机理，并提出承载力特征值的估算公式。研究结果表明：附肢抗拔锚杆承载性能明显优于传统抗拔锚杆的承载性能，其承载能力可得到大幅度提升。附肢抗拔锚杆承载过程可分为3阶段，其承载能力主要由锚杆与周围土体间的摩阻力、锚固体自重以及附肢所兜土体与周围土体间的摩阻力三者组成。

关键词：抗拔锚杆；附肢；抗拔试验；承载性能

中图分类号：TU473             文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2015)12-4634-06

Bearing performance of new uplift anchor with side branches

YANG Minghui, ZOU Hang, ZHAO Minghua, LUO Hong

(Civil Engineering College, Hunan University, Changsha 410082, China)

Abstract: Considering the deficiencies of traditional uplift anchor, a new kind of uplift anchor with branches attached to soil was developed. The uplift anchor was composed of the anchor and angled side branches. With its branches carving into and interacting with the surrounding soil, the carrying capacity of uplift anchor was improved. Uplift behavior comparison tests were carried out between uplift anchors with different side branches and different angles and traditional uplift anchors. On this basis, the work mechanism of new uplift anchor was analyzed, and the estimation formula of ultimate bearing capacity to facilitate its engineering applications was proposed. The results show that the new uplift behavior performance is significantly better than that of the traditional anchor, and that its carrying capacity can be greatly improved. The loading process of uplift anchor with side branches can be divided into three stages, the carrying capacity is mainly composed of friction between anchor and its surrounding soil, the weight of anchoring body, the friction between the soil pocketed by branches and its surrounding soil.

Key words: uplift anchor; branch; uplift test; bearing performance

土层抗拔锚杆的使用已有几十年历史，其通过充分利用锚杆与周围土体间的摩阻力及自重以抵抗上拔力，从而维持上部结构物的稳定。但是，传统抗拔锚杆仅依靠锚固体与周围土体间的摩阻力以传递结构物拉力，并未能充分挖掘周围土体的承载潜能。大量工程实例表明，传统抗拔锚杆的承载力在锚杆达到一定长度后增长缓慢，即存在临界长度^[1]，超过此长度后锚杆对轴向力的传递效率急速下降，因此，单纯增加锚杆长度并不能有效提高其抗拔承载力。为此，众多学者针对传统抗拔锚杆进行了研究及改进。如曾庆义等^[2]基于多个工程的实测数据，研究了扩大头锚杆的力学机制，根据摩尔强度理论推导出了锚杆承载力的计算公式，并利用此公式对一工程实例进行计算，发现计算结果明显优于规范公式所计算结果；胡建林等^[3]在研究锚杆机械扩孔器的基础上，进行了扩体型锚杆的工艺试验和抗拔试验研究，发现所研制的锚杆扩孔器具有良好的土层适应性，而且所形成的扩体型锚杆的承载力提升明显；陈浩华等^[4]研发了船锚式注浆张开型土锚，通过对土锚进行的张开试验，发现在软土地区，通过灌浆的技术可以实现土锚锚抓的张开；张继红^[5]设计了伞式自扩锚，其自扩过程与雨伞相似，承载时在土体中形成一种伞状结构以大幅度提高抗拔力；刘益等^[6-7]提出了伞状抗拔锚，通过扩大锚杆端部以增大受力面积来提升抗拔力，室内对比试验表明，新型锚杆的抗拔性能具有明显的优越性，同时，通过对受力机理的分析，得到了承载力估算公式；上述新型锚杆的共同特点均为通过扩大锚杆体增大受力面积，从而提升抗拔承载力。而实验表明伞翼与周围土体相互作用对抗拔力的提供不容忽视^[6-7]，为此，本文作者将传统抗拔锚杆与伞翼的承载机理结合，充分利用伞翼与土体相互作用，提出一种制作简单、施工简便的附肢新型抗拔锚杆，通过开展室内承载破坏对比试验，对该类锚杆承载性能进行验证，并在此基础上，根据其承载机理提出了承载力特征值的估算方法^[8-10]，以供工程参考。

1  附肢抗拔锚杆的设计制作

1.1  设计原理

传统抗拔锚杆其抗拔力主要由锚杆自重和锚固体与周围岩土体间的摩阻力2方面提供，其中，后者为承载力主要部分。但在施工过程中，由于是先钻孔而后放入杆体再灌浆，杆体与土体并未相互嵌入，二者之间相互作用力仅为侧面摩阻力，锚杆破坏时土体并未破坏，从而并未充分发挥土体的承载能力。本文在伞状型锚杆的基础上，提出一种新型附肢抗拔锚杆，在工作状态下锚杆附肢与土体相互嵌入，从而提高锚杆的抗拔能力。

1.2  制作过程

新型附肢抗拔锚杆的具体结构如图1所示。主要构件包括杆体、附支座、附肢。附肢用钢材制作，为片状结构，其长×宽×厚为100 mm×40 mm×4 mm，附肢端部进行销尖处理，以便附肢能顺利扎进周围土体。其中附肢用附支座与杆体紧密相连，附肢张开角度为α，并在附肢端部采用强力弹簧连接以确保附肢侧向张开。同时，为保证锚杆与土体嵌入的有效性，相邻对附肢所在平面成一定角度，即图1中β。在施工工程中，先用钻机成孔，而后将锚杆杆体放入指定深度，再利用千斤顶提供的上拔力使锚杆向上移动，移动距离根据需要附肢张开的角度α决定，即可使附肢扎进孔周的土层中。最后进行灌浆处理。附肢抗拔锚杆植入土体后，在工作状态下，附肢将与土体相互紧密嵌入，从而比传统锚杆提供了更大的抗拔力，如图2所示。但值得注意的是，由于附肢需要嵌入周围土体方可发挥作用，因此，该类锚杆并不适用于岩体(附肢难以进入岩体)，但对于一般土层均适用。本文描述的是锚杆为竖直时的施工过程，对于边坡工程中的锚杆，其施工过程一样。

图1  附肢锚杆示意图

Fig. 1  Schematic diagrams of anchor with side branches

图2  附肢锚杆工作示意图

Fig. 2  Working diagrams of anchor with side branches

2  附肢抗拔锚杆承载性能对比试验

2.1  试验设计

本文的附肢锚杆在实际小型基坑临时维稳结构中进行了应用，但为了进行对比破坏分析，仍开展室内破坏试验。除长度外试验锚杆与现场锚杆基本一致，周围土体则取自施工工地现场，为湖南长沙地区典型的红黏土。

考虑到当附肢张开角度越大时，附肢与土体的接触面积越大，附肢所兜土体与周围土体的接触面积增大，承载力将会随之提升，因此，本次试验只分析附肢对相对角度(即β)、附肢对数量对承载性能的影响。为明确新型附肢抗拔锚杆的承载性能及进行影响因素分析，开展3组附肢锚杆与传统锚杆的抗拔对比试验，具体试验参数见表1。

表1  对比试验基本参数

Table 1  Basic parameters of comparison test

抗拔试验在室内模型槽内进行，见图3。模型槽尺寸长×宽×高为1.0 m×0.8 m×1.1 m。将土体分层放入试验槽填充，并分层击实，土体深度为1.0 m，具体力学参数见表2。

土体击实完毕后，在模型槽内一次成孔(孔深0.9 m，孔半径5.5 cm)，分别埋设附肢抗拔锚杆与传统抗拔锚杆，并在中间用隔板隔开以避免二者相互影响。附肢抗拔锚杆的施工过程如下：1) 在杆体上绑扎注浆管；2) 锚杆底端接触土体后，利用张拉设备对锚杆进行预张拉，使附肢扎入土中，上拔位移约7 cm；3) 注浆。注入砂浆的灰砂比为1:1.5，水灰比为0.4:1，注浆深度为0.50 m。

2.2  加载及测量

待砂浆硬化到规定程度，安装加载装置及测量装置进行拉拔试验。采用自行设计的拉拔试验装置进行加载。锚杆在连系梁处锚固。气泵通过气孔对气缸施加压力，压力由压力阀进行调节。在加载过程中，通过荷载传感器及位移传感器测定压力与锚杆位移，每5 min读取1次数据。本实验选择分级加载，每级加载50 kPa(约0.8 kN)。在某级荷载作用下，当位移持续增加时，立即停止加载，此时承载力即为极限承载力。

图3  模型槽平面图

Fig. 3  Planar graph of model slot

表2  试验用土物理力学参数

Table 2  Physical and mechanical parameter of soil used in test

3  承载性能对比分析

3.1  破坏模式分析

锚杆破坏后停止加载，并沿锚杆侧边挖开以观察锚杆的破坏模式。图4所示为传统抗拔锚杆与附肢抗拔锚杆破坏时的剖面图及局部放大图。由图4可知：传统抗拔锚杆破坏时，锚固体端部产生了较大上拔量(图4(b))，周围土体与锚固体紧密接触部分出现了明显划痕，锚杆被拔出土体后，土体中仅剩下1个空洞，而其余土体则无任何变化，表明传统抗拔锚杆抗拔力主要由锚固段与周围土体间的摩阻力提供，其破坏为滑移破坏。

附肢抗拔锚杆在承载过程中，附肢在土体中完全张开且与土体紧密嵌固(图4(a))，破坏时不仅锚固体与周围土体产生了相对滑移，而且附肢与土体产生了相对滑移。具体破坏过程为：随着上拔荷载的增加，锚杆向上移动，地表出现裂痕；当锚杆被完全拔出后，地表稍微隆起，附肢所兜土体被随之拔出，在由于锚固体上移所形成的空洞周围则出现了附肢切土而出的痕迹。由此可见：与传统锚杆相比，附肢锚杆抗拔力不仅由锚固体与周围土体间的摩阻力承担，而且附肢亦发挥了一定作用。

图4  锚杆破坏剖面图

Fig. 4  Damage profiles of anchor

3.2  承载机理分析

在实验过程中，对锚杆位移与荷载进行了全程监控，由此得出了锚杆的荷载-位移曲线。4组锚杆的极限承载力分别为4.5，7.4，7.1和8.3 kN，上拔位移分别为7.9，8.5，8.8和9.5 mm，因此，附肢锚杆在抗拔性能方面存在明显的优越性，第2~4组的极限承载力比传统抗拔锚杆的极限承载力分别提升了64%，58%和84%。第1组与第2组的试验对比数据如图5所示。

图5  第1组和2组试验对比结果

Fig. 5  Comparative test results of the first group and the second group

由图5可知：对于传统抗拔锚杆，位移变化量随荷载提高几乎呈线性增长；最后，当加载到4.5 kN时，锚杆被拔出，承载力下降，土体中的破裂面为圆柱形，周围土体无明显变化。可见：传统锚杆的抗拔力主要由锚杆与周围土体间的摩阻力和锚杆自重提供。

而附肢抗拔锚杆的抗拔承载过程大致分为3个阶段：1) 曲线从原点到A点定为Ⅰ阶段；2) A点到B点定为Ⅱ阶段；3) B点以后定为Ⅲ阶段。在第Ⅰ阶段，上拔力较小，锚固段侧壁受到周围土体摩阻力的作用，附肢端面受静止土压力作用(等于附肢所兜土体与周围土体的摩阻力)，在两者共同作用下，锚杆位移很小；随着荷载等级提高，锚固段摩阻力开始达到峰值，附肢端面土体开始产生塑性区，锚杆上拔位移逐渐增加，表现为P-S曲线的阶段Ⅱ。随着荷载等级进一步提 高，锚固段摩阻力达到峰值，附肢端面土体全部到达塑性阶段，锚固体与周围土体产生相对滑移，表现为P-S曲线的阶段Ⅲ(即下降段)。最后，锚杆被拔出，附肢切土而出，圆柱形破裂面周围有明显的附肢切割痕迹。由此说明，附肢在整个承载过程中发挥了作用。附肢锚杆的抗拔力主要由锚杆与周围土体间的摩阻力、锚杆自重、以及附肢所兜土体与周围土体间的摩阻力组成。

图6和图7分别为2组和3组及2组和4组的对比荷载-位移曲线。从图6和图7可知：附肢对之间的角度β及附肢对数量对附肢抗拔锚杆的承载力有一定的影响，但在开始阶段影响较小，而随着荷载的增加其影响逐渐增加，附肢对数量影响则更为明显。根据本次试验结果，对于附肢锚杆，取β=90°，附肢对距离为8 cm可较好地发挥附肢的承载作用。

图6  第2组和3组试验对比结果

Fig. 6  Comparative test results of the second group and the third group

图7  第2组和4组试验对比结果

Fig. 7  Comparative test results of the second group and the forth group

4  附肢抗拔锚杆承载力特征值计算

附肢抗拔锚杆抗拔力由锚固体与周围土体间的摩阻力、锚固体自重、附肢所兜土体与周围土体间的摩阻力组成。

因此，可得附肢抗拔锚杆的承载力特征值Q_uk2估算公式为：

          (1)

               (2)

                 (3)

式中， Q_pki为第i对附肢提供的抗拔力；Q_sk为锚固体与周围土体间的摩阻力；G₁为附肢抗拔锚杆自重；U为锚固体周长；q_sk为土体极限侧阻力标准值；L₁为锚固体长度；γ₁为附肢抗拔锚杆锚固体重度；V₁为附肢抗拔锚杆锚固体体积。

承载力特征值计算的关键在于Q_pki的求解，Q_pki为第i对附肢提供的抗拔力，等于附肢所兜土柱(面1、面2和面3)与周围土体的摩阻力。而面1与周围土体的摩阻力在式(2)中已经计算，因此，只需计算面2和面3与周围土体的摩阻力。附肢抗拔锚杆受力图如图8所示，取附肢所兜土柱上的土微元体进行分析。

对于土微元体A，△T为破裂单元上的切向应力，△R为破裂单元上的法相应力，△l为单元破裂面的长度，假定破裂面满足摩尔-库仑准则，可得如下关系：

            (4)

式中：c和φ分别为土体的黏聚力与内摩擦角。

在水平方向，破裂面与水平面为任意角度时的计算公式为

图8  附肢锚杆受力分析图

Fig. 8  Force analysis figure of anchor with side branches

   (5)

式中：Q为单元体的垂直方向应力；△Q为垂直方向应力的变化量；θ为破裂面与水平方向的夹角；K₀为侧压力系数，^[2]。

             (6)

式中：h₀为自由段土层厚度；i为附肢对数(从上往下)；l为附肢对之间的间距；z为坐标原点至单元体底面的垂直距离；△l为微元体长度。将式(6)和式(5)代入式(4)，再取θ=90°(即破裂面与水平面垂直)，即得第i对附肢提供的抗拔力为

   (7)

式中：L为上下同水平投影面附肢之间的有效距离；b为扎入土体附肢长度；α为附肢张升度。

对式(7)积分可得：

 (8)

把式(8)，(2)，(3)代入式(1)可得附肢锚杆的承载力特征值。可见，承载力特征值计算主要包括参数b，L，α，i，K₀，g，φ，h₀，c，U，q_sk，l，g₁，V₁和L₁。

根据以上计算方法对试验中的附肢抗拔锚杆承载力特征值进行计算，视实测值为极限承载力，依规范^[11]取安全系数为2，对比计算结果如表3所示。由表3可知，计算值与实测值较为接近，计算方法可满足工程计算需要。

表3  承载力理论结果与实测结果的对比

Table 3  Comparison between calculation and tests kN

5  结论

1) 在锚固长度相同的条件下，第2~4组试验中，锚杆的极限承载力可分别提高64%，58%，84%；可见，新型附肢锚杆仅靠增加一定数量的附肢及弹性支座，便能较大幅度提高锚杆的承载能力，具有更好的性价比。

2) 附肢抗拔锚杆的承载机理为通过锚固体与周围土体间的摩阻力、锚固体自重、附肢所兜土体与周围土体间的摩阻力三者共同提供抗拔力，由此挖掘了周围土体的承载潜能。

3) 通过对附肢抗拔锚杆的承载机理进行分析，得到其承载力特征值估算公式。将其与实测值进行对比可知两者相对误差较小。该估算公式便于在工程中进行规范设计。

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(编辑  赵俊)

收稿日期：2015-01-02；修回日期：2015-03-10

基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51278184)；教育部博士点基金资助项目(20070532008)；湖南大学青年教师成长基金资助项目(2015)(Project (51278184) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (20070532008) supported by the Doctoral Fund of Ministry of Education of China; Project (2015) supported by the Young Teacher Development of Hunan University)

通信作者：杨明辉，博士，副教授，从事桩基设计理论与应用研究；E-mail：yamih@126.com