周夢楚,傅林峰

(1.浙江工業(yè)大學建筑工程學院,浙江 杭州 310014；2.浙江浙工大檢測技術(shù)有限公司,浙江 杭州 310014)

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多囊袋GFRP錨桿抗拔力計算和影響因素分析

周夢楚1,傅林峰2

(1.浙江工業(yè)大學建筑工程學院,浙江 杭州 310014；2.浙江浙工大檢測技術(shù)有限公司,浙江 杭州 310014)

根據(jù)多囊袋GFRP錨桿的組成特點,分析了土體錨桿的若干種破壞形態(tài),指出土體錨桿的理想極限狀態(tài)為周圍土體產(chǎn)生剪切滑移時的臨界狀態(tài)。在此基礎上,對錨桿體的不同受力情況,尤其是基于多囊袋共同受力的情況,提出理論計算公式。同時,采用數(shù)值軟件ABAQUS對多囊袋GFRP錨桿的抗拔承載力進行數(shù)值模擬計算,通過改變土體參數(shù)、囊袋尺寸、間距和囊袋間土層性質(zhì),得到荷載位移曲線,進而分析其影響,提出多囊袋GFRP錨桿的尺寸和合理布置間距等多囊袋錨桿的工程設計參數(shù)取值建議,可供多囊袋GFRP錨桿工程應用參考。

多囊袋GFRP錨桿；內(nèi)力傳遞；數(shù)值模擬；抗拔承載力

目前普通錨桿被大量用于地下工程、邊坡工程、結(jié)構(gòu)抗浮工程、深基坑工程等重要工程中,這類錨桿常被布設于與水接觸,存在雜散電流或有一定腐蝕性的環(huán)境[1-2]。常用的金屬錨桿往往出現(xiàn)生銹、崩斷等耐久性問題。近年來,FRP[3]錨桿被引入地層錨固領域,但此類錨桿的錨固性能的研究相對滯后,尤其是土體錨桿設置多個囊袋時的錨桿作用機理和設計方法研究尚不夠深入,還無法建立可直接應用于工程的設計方法。本文旨在探索GFRP錨桿在土體中的作用機理及錨桿失效機制的基礎上,重點研究兩個囊袋錨桿的受力性能及錨桿與周圍土體的相互作用關系,力圖提出多囊袋GFRP錨桿的尺寸和合理布置間距等多囊袋錨桿的工程設計參數(shù)取值建議,為此類新型錨桿的工程應用提供理論分析基礎。

與傳統(tǒng)錨桿相比,囊袋錨桿(擴體錨桿)具有長度短、承載和變形性能好、適合復雜地層和抗拔抗浮工程性能好等優(yōu)點。在單囊袋的作用機理研究中,曾慶義等[4]基于多個工程的實測數(shù)據(jù)分析了擴大頭埋深、土體粘聚力、內(nèi)摩擦角等因素對抗拔力的影響。李奇志等[5]認為囊式擴體錨桿錨固力取決于擴體端頭承載面積,擴體錨固段的長度可以盡量地縮短。而對于多囊袋錨桿的囊袋間距影響及其工程設置參數(shù)取值方面研究還很少。由于多囊袋錨桿的良好土體錨固性,其應用范圍日益擴大,因此深入開展多囊袋錨桿作用機理和設計方法的研究更顯其必要性和迫切性。

1　多囊袋GFRP錨桿作用機理

多囊袋GFRP錨桿是利用高壓旋噴、機械擴孔等方式分別在錨孔底部和中部一段長度范圍內(nèi)切割土體并用水泥漿置換填充而形成若干段大直徑的圓柱狀錨固體。工程中多囊袋錨桿的囊袋需要避開薄弱土層布置,兩囊袋間的土層對下部囊袋也有重要影響,現(xiàn)有文獻對囊袋間土層影響研究報道很少,要從理論上來分析研究多囊袋GFRP錨桿的設計方法,首先需要對其工作機理進行分析。

1.1錨桿破壞類型

多囊袋GFRP錨桿由桿體、灌漿部分和囊袋組成,其破壞形式大致可分為下面三類。

①錨桿桿體破壞：囊袋設置良好,錨桿桿體軸向拉伸超過極限強度,從而造成錨桿體自身的破壞；②錨桿從灌漿體或囊袋中拔出：當囊袋長度不夠,或囊袋和鉆孔中灌漿與錨桿間的粘結(jié)強度不足時,造成錨桿從囊袋中拔出；③錨桿周圍土體被破壞：當錨桿按設計的方式工作時,達到土體的抗剪承載力而產(chǎn)生沿滑移面的剪切滑移破壞。

前兩種破壞形式的作用機理已經(jīng)有比較充分的研究,但這兩種破壞狀態(tài)均沒能充分發(fā)揮GFRP錨桿的材料特性。第三種破壞形式是多囊袋GFRP錨桿發(fā)揮作用的較理想狀態(tài),可以作為此類錨桿設計的極限狀態(tài),故需要對多囊袋GFRP錨桿與土體的共同作用、荷載傳遞機理和土體被破壞的破壞形態(tài)進行深入分析研究。

1.2錨桿內(nèi)力傳遞機理

本文重點討論的是第三種破壞形式中的荷載傳遞機理,即因土體破壞而導致錨桿失效的情況,灌漿體與錨桿粘結(jié)破壞和囊袋與錨桿粘結(jié)破壞不做討論。根據(jù)不少學者的研究,囊袋間錨桿體的受力較復雜,存在自由段和錨固段,兩者長度均會隨囊袋的改變而變化,故在理論分析中將囊袋間的錨固段忽略,即在理論計算時認為囊袋間錨桿處于無粘結(jié)的自由狀態(tài)。

圖1列出了在錨桿周圍土體被破壞的情況下各囊袋的受力情況。圖1a)離孔口近的囊袋所處土層性質(zhì)良好,此囊袋產(chǎn)生側(cè)摩阻力和支承力并且位移量小,造成了錨桿豎向拉力無法傳遞下去,只有離孔口近的囊袋受力；圖1b)離孔口近的囊袋所處土層性質(zhì)較差,無法提供足夠的側(cè)摩阻力和支承力,豎向拉力下傳由下面處于良好土層的囊袋承受；圖1c)兩囊袋所處土層性質(zhì)均良好,且拉力能有效傳遞到下端囊袋,兩囊袋協(xié)同作用。

圖1　錨桿體的不同受力情況

1.3理論計算

當錨桿作為抗浮錨桿時,灌漿段和囊袋的自重有利于錨桿工作,因此,在力學分析上可將自重考慮進去,當錨桿用作邊坡及基坑支護時,此重力作用可忽略。

在理論計算時,選取理想的極限狀態(tài)：錨固段側(cè)摩阻力均勻,兩囊袋側(cè)摩阻力和支承力分別相等且同時達到極限強度。力學模型采用圖1c),可知錨桿抗拔力由4部分組成：非囊袋錨固段與土體之間的摩擦阻力T1,囊袋錨固段與土體之間的摩擦阻力T2,囊袋端面支承力T3以及囊袋和灌漿的總自重T4(圖1中重力方向與力F方向相反)。

F=T1+T2+T3+T4

(1)

T1=πD1τD1L1

(2)

T2=πD2τD2L2

(3)

(4)

(5)

式中：T1為非囊袋錨固段側(cè)壁提供的摩擦力；

D1為錨桿鉆孔直徑(包括錨桿與灌漿體)；

L1為非囊袋錨固段總長度；

τD1為錨固體側(cè)壁與地層之間的摩阻強度；

T2為囊袋段側(cè)壁提供的摩擦力；

D2為囊袋直徑；

L2為囊袋總長度；

τD2為囊袋側(cè)壁與土體間的摩擦強度；

T3為土體對囊袋支承端面提供的總支承力；

T4為灌漿體和囊袋的總自重；

γc為灌漿體容重；

d為錨桿直徑；

PD為囊袋支承端面前土體對囊袋支承端面的抗力強度值,對于豎直錨桿可按下式計算[7]：

(6)

式中：K0=1-sin(1.3φ)；

ξ=(0.5～0.95)Ka；

式中：γ為囊袋支承端面上的土體容重；

h為囊袋支承端面上的土體厚度；

K0為囊袋前端的靜止土壓力系數(shù)；

ξ為囊袋錨桿發(fā)生位移時反映擠土效應的側(cè)壓力系數(shù)(與擴大頭端前土體的堅硬程度有關,對較堅硬的強風化、全風化土,可取0.95,對軟土應取0.5)；

Ka和Kp分別為囊袋支承端面上部土體的主動和被動土壓力系數(shù)；

ψ為內(nèi)摩擦角。

在實際工程中,多囊袋錨桿的囊袋布置間距和間距間薄弱土層均會對錨桿的正常工作產(chǎn)生重要影響,而在上述的理論計算中并沒有體現(xiàn)出囊袋布置間距和間距間薄弱土層這兩個影響因素。為了了解這些因素的影響程度,以便能在設計計算中加以適當考慮,使由式(1)求得的錨桿承載力更貼近實際,因此,采用數(shù)值計算方法來分析這些因素的影響程度,以得出上述公式的適用范圍。

2　錨桿極限狀態(tài)影響因素的數(shù)值分析

2.1建模情況

對于此錨桿的建模采用有限元分析軟件ABAQUS,

GFRP錨桿、 灌漿體和漿囊袋體采用軸對稱殼單元,三者均為彈性體,土體采用庫倫摩爾準則。土體邊長5 m,厚12 m,網(wǎng)格劃分和邊界設置見圖2(圖2中囊袋間距4 m,在下文中間距無說明時,取圖2中4 m間距)。在錨桿與灌漿體、錨桿與囊袋和囊袋與土體均設置了接觸單元,使得模擬的過程符合工程實際。各單元材料參數(shù)見表1。

圖2　有限元計算模型圖

名稱重度/(kN·m-3)彈性模量/MPa泊松比粘聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(o)長度/m直徑/mmGFRP錨桿5×1040.31024灌漿體22.0300.34150漿囊袋體22.0300.311000土體20.050.41515

2.2囊袋長度的影響

在擴體錨固端長度的研究上,李奇志等[5]認為囊式擴體錨桿錨固力取決于擴體端頭承載面積,擴體錨固段的長度可以盡量地縮短。而郭文龍等[6]在數(shù)值模擬中得出擴大頭錨固長度增加,錨桿抗拔力隨之均勻增加的結(jié)論。兩者矛盾,為此對囊袋錨固段長度的影響再次進行研究。本文囊袋長度分別取1 m、1.5 m和2 m進行數(shù)值模擬。得到的結(jié)果見圖3。

圖3　不同囊袋長度

囊袋長度即囊袋的錨固長度,囊袋長度的增加對錨桿的抗拔承載力有所提升,但提升不明顯,從結(jié)果來看模擬結(jié)果符合郭文龍的擴大頭錨固長度增加,錨桿抗拔力隨之均勻增加的結(jié)論。在錨桿拉力為450 kN時,1 m長囊袋的錨桿豎向位移103.6 mm,2 m長囊袋的錨桿豎向位移90.7 mm。兩者相差12.9 mm。在增加一倍囊袋長度的情況下,對提升錨桿抗拔承載力作用不明顯。所以,考慮到擴孔的難度,實際工程中用增加囊袋長度來提高錨桿的抗拔承載力并不可取[8]。

2.3土體性能的影響

圖4　不同內(nèi)摩擦角

通過改變數(shù)值模擬中土體的內(nèi)摩擦角參數(shù)來改變土體性能,可得到如圖4的錨桿軸力與位移曲線。

由圖4可見：內(nèi)摩擦角30°和內(nèi)摩擦角20°的軸力位移曲線接近,內(nèi)摩擦角15°的曲線斜率要大很多,說明內(nèi)摩擦角大于20°時對錨桿的抗拔承載力的影響較小,小于20°時對錨桿的抗拔承載力的影響大。在錨桿拉力為450 kN時,錨桿豎向位移最高點與最低點相差25.6 mm,土體內(nèi)摩擦角越大,錨桿的抗拔承載力越大。

2.4囊袋直徑的影響

根據(jù)郭鋼等[9]擴體錨桿半模型試驗的原型,選取囊袋直徑1 m為數(shù)值模擬的初始值,再在數(shù)值模擬中改變囊袋的直徑值得到圖5。

圖5　不同囊袋直徑

由圖5可知：囊袋的直徑也影響著錨桿抗拔承載力,囊袋直徑越大,錨桿的抗拔承載力越大。在錨桿拉力為250 kN時，2 m直徑囊袋的錨桿位移為30.2 mm,1.5 m直徑囊袋的錨桿位移為40.0 mm,1 m直徑囊袋的錨桿位移為40.7 mm,0.6 m直徑囊袋的錨桿位移為65.0 mm。1 m的囊袋與1.5 m的囊袋位移差距很小,并且1 m囊袋體積要小很多，同時考慮到擴孔的難度與塌孔問題,從性價比上考慮將囊袋的直徑選取在1 m左右比較合理可行。

2.5囊袋間的間距影響

本文錨桿布置了兩個囊袋,從上文中傳遞機理中參數(shù)h(囊袋支承端面上的土體厚度)分析得到囊袋間距的重要影響,因此改變囊袋間距值得到圖6。

由圖6可見囊袋間距越大越能發(fā)揮囊袋支承力,也就是說囊袋間距過小時,會減小錨桿的抗拔承載力。圖6中囊袋間距2 m與囊袋間距4 m的軸力位移曲線基本重疊在一起,說明間距大于2 m時,囊袋間距繼續(xù)增大對囊袋支承力和錨桿抗拔承載力的影響很小。

圖6　不同囊袋間距

2.6囊袋間有軟弱土層時的影響

較差的層間土被布置在兩囊袋的正中間,兩囊袋所處土層一致,囊袋間距為4 m,其他參數(shù)見表1,較差土層性質(zhì)改為彈性模量1 MPa、內(nèi)摩擦角10°、粘聚力10 kPa。

如圖7所示,在最開始時,囊袋間有2 m軟弱土層的錨桿位移比無軟弱土的錨桿位移大2.5 mm,說明囊袋間軟弱土的影響從一開始就存在,直到錨桿拉力到達180 kN時,囊袋間軟弱土的影響凸顯出來,1 m囊袋間軟弱土的錨桿位移比2 m囊袋間軟弱土的錨桿位移小7 mm, 而無囊袋間軟弱土比1 m囊袋間軟弱土的錨桿小7.1 mm,說明囊袋間軟弱土的影響還是很大的。

圖7　囊袋間軟弱土

3　結(jié)　語

多囊袋錨桿的各參數(shù)影響及其工程設置參數(shù)取值研究不完整,本文根據(jù)多囊袋GFRP錨桿的組成特點,對錨桿破壞形態(tài)進行分析研究。囊袋長度的增加對錨桿的抗拔承載力有所提升,考慮到擴孔太長會大大增加擴孔的難度和塌孔幾率,建議囊袋長度不宜過大,一般囊袋長度以1 m合適；土體內(nèi)摩擦角和囊袋直徑的提高能有效提高錨桿抗拔承載力,對于囊袋直徑,考慮到擴孔的難度與塌孔的問題,建議采用1 m左右的囊袋直徑大?。挥捎诓捎枚嗄掖?因此囊袋間的距離也有可能影響錨桿抗拔承載力,在長度1 m,直徑2 m的多囊袋布置時,囊袋間距大于2 m時,囊袋間距繼續(xù)增大對囊袋支承力和錨桿抗拔承載力的影響很??；囊袋間軟弱土對錨桿位移的影響從受力初期就存在,囊袋間軟弱土層對錨桿最大豎向位移影響大,在實際工程中可通過施加預應力來控制錨桿的最大位移量。

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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

浙江省科技廳公益技術(shù)研究社會發(fā)展項目(2015C33019)

周夢楚(1991—),男,浙江寧波人,碩士在讀。

TB115

B

1008-3707(2016)10-0026-05