曲忠侃 何桂榮 趙儉斌 孫奇 孟慶波

(1.國電電力發(fā)展股份有限公司 北京100020；2.同濟大學(xué)建筑設(shè)計研究院(集團)有限公司 上海200092；3.沈陽建筑大學(xué) 110168；4.海南中海電力工程有限公司 海口570100)

1 概述

風(fēng)力發(fā)電是目前應(yīng)用規(guī)模最大的新能源發(fā)電方式，也是新增電力裝機的重要組成部分，不斷增長的風(fēng)力發(fā)電需求，對風(fēng)機基礎(chǔ)的要求不斷提高。在山區(qū)巖石等承載力較高的地質(zhì)條件下，傳統(tǒng)重力式基礎(chǔ)存在施工難度大、工期長、造價高、嚴(yán)重破壞環(huán)境等問題。巖石錨桿基礎(chǔ)能夠充分發(fā)揮原狀巖體的力學(xué)性能，減少基礎(chǔ)混凝土用量，避免大開挖，減小對植被的破壞，是山區(qū)工程建設(shè)的優(yōu)選基礎(chǔ)形式[1，2]。然而，現(xiàn)有普通巖石錨桿基礎(chǔ)由于錨固性能差異大、疲勞壽命低，易發(fā)生錨桿蠕變、松弛、拔出、斷裂等問題，不適用于受力較大且疲勞作用明顯的風(fēng)力發(fā)電結(jié)構(gòu)中。據(jù)不完全統(tǒng)計，2010年初到2013年，在全國范圍內(nèi)建設(shè)的風(fēng)力發(fā)電場中有二十余座風(fēng)電場的風(fēng)機基礎(chǔ)采用巖石錨桿基礎(chǔ)，錨桿桿體為精軋鋼筋。近年來，各風(fēng)場的巖石錨桿相繼發(fā)生了不同程度的斷裂或松動現(xiàn)象，嚴(yán)重威脅到了風(fēng)電場的安全運行，更有甚者致使風(fēng)機基礎(chǔ)報廢，造成了較大的經(jīng)濟損失。

本文提出了一種擴底錨固、端部巖孔環(huán)向承壓、預(yù)應(yīng)力無粘結(jié)鋼絞線錨固技術(shù)，如圖1所示。采用專利擴底鉆頭，在等徑巖孔底部進行擴底；錨索索體由若干根鋼絞線組成，上部用鋼圈綁扎，下部分散，并在每根鋼絞線的端部固定獨立小型承壓板；將錨索置入錨孔內(nèi)，自下往上注入灌漿料至一定高度，待灌漿料強度達到要求后，以后張法對錨索施加預(yù)拉力，增強巖土體結(jié)構(gòu)的承載性能。本技術(shù)通過擴底端對圍巖的擠壓應(yīng)力和錨固體與巖土體的粘結(jié)應(yīng)力共同承擔(dān)錨索上部拉拔力，提高單孔錨索的錨固能力；以鋼絞線代替高強錨桿，并對鋼絞線施加預(yù)拉力，提高錨索的延性性能和抗疲勞性能，適合在山區(qū)風(fēng)機基礎(chǔ)中應(yīng)用。

圖1 巖石擴底錨索示意Fig.1 Schematic diagram ofunderreamed anchor cable

2 受力分析

普通直孔錨索一般采用等徑錨孔，其抗拔承載力主要取決于錨索與灌漿料所形成錨固體的錨固能力以及錨固體與巖體之間的粘結(jié)能力。如圖2所示，外荷載作用下，錨索與灌漿料之間、錨固體與巖體之間產(chǎn)生不均勻剪切應(yīng)力[3，4]，錨索會在錨固體的薄弱處出現(xiàn)剪切脆性破壞。此外，由于采用等徑錨桿及等徑錨孔，外荷載作用下錨桿的變形會隨時間不斷增加，形成蠕變、松弛，最終導(dǎo)致錨桿脆性斷裂。

圖2 普通錨索結(jié)構(gòu)受力簡圖Fig.2 Status of stress in ordinary anchor

巖石擴底錨索結(jié)構(gòu)的受力發(fā)生了根本改變，如圖3所示，外荷載或預(yù)拉力作用下，錨固體與巖體間除了剪切應(yīng)力外，還有環(huán)向擠壓應(yīng)力作用，大大地提高了錨固體的承載能力。巖石擴底錨的擴底錨固段使巖孔環(huán)向承壓，發(fā)揮巖石抗壓的穩(wěn)定性，克服了一般錨固的脆性；對錨索加預(yù)應(yīng)力，可使錨索的疲勞應(yīng)力幅下降到普通錨桿的1/3，大大延長了錨索的疲勞壽命，也減輕了錨頭的疲勞作用；用鋼絞線代替高強錨桿或精軋螺紋鋼筋，抗疲勞性能和抗拉強度大大提高。

圖3 擴底錨索結(jié)構(gòu)受力簡圖Fig.3 Status of stress inunderreamed anchor cable

3 試驗方案設(shè)計

3.1 試驗?zāi)康募霸嚰谱?/h3>

為深入了解巖石擴底錨索的受力性能，探索錨固段長度、錨孔孔徑、加載方式、地質(zhì)條件等對錨索承載能力的影響[5]，對錨固在中等風(fēng)化和強風(fēng)化巖層中各6根擴底錨索進行了現(xiàn)場極限承載力試驗。

試驗場地位于山東省新泰市的石萊風(fēng)電場，選擇兩處不同巖石地質(zhì)條件分兩組進行試驗，第一組地質(zhì)條件為中風(fēng)化花崗巖，第二組地質(zhì)條件為強風(fēng)化石灰?guī)r。每個場地根據(jù)錨固段長度、錨孔孔徑、加載方式不同設(shè)置了6根錨索試件，具體結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。各組試驗錨索以正北方向分為上下兩列布置，并從左至右依次進行編號(圖4)，錨索間距為2m，加載時需借用鋼結(jié)構(gòu)反力梁，反力梁支座位于相鄰兩根錨索之間，距錨索1m。為減少反力梁支座變形對試驗數(shù)據(jù)的影響，反力梁支座采用鋼樁基礎(chǔ)，鋼樁持力層為中等風(fēng)化巖層，深度大于試驗錨索錨孔深度。

表1 擴底錨索試驗結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structural parameters of testanchor cable

圖4 試驗場地布置Fig.4 Layout of underreamed anchor cable on test site

試驗用錨索采用OVM型錨固體系，錨索采用7根七股無粘結(jié)低松弛預(yù)應(yīng)力鋼絞線，單根鋼絞線公稱直徑為15.24mm，抗拉強度標(biāo)準(zhǔn)值不低于1860MPa。錨孔的成孔深度均為6.0m，包括直孔段高度5.5m，擴底段高度0.5m。

試驗錨索制作時，首先在現(xiàn)場進行鋼絞線丈量，以砂鋸切割，再按試驗設(shè)計要求去除錨固段范圍內(nèi)的PE膠套，并用摻入30%去油劑的干鋸末將錨固段錨索擦拭干凈；然后，每隔1m綁扎固定環(huán)，鋼絞線穿過承壓板后對鋼絞線端部進行擠壓錨具壓接，防止承壓板脫離；最后，進行錨索編號。錨孔成孔后，將各錨索置入對應(yīng)的錨孔內(nèi)，一次性灌入與巖石粘結(jié)強度不低于1.6MPa的灌漿料，灌漿完成后進行養(yǎng)護。

3.2 加載方案

假設(shè)擴底錨索的錨固能力足夠，理想破壞模式為鋼絞線被拉斷，根據(jù)鋼絞線的抗拉強度預(yù)估試驗錨索的破壞荷載值為1680kN。根據(jù)《風(fēng)機基礎(chǔ)預(yù)應(yīng)力擴底巖石錨索技術(shù)規(guī)程》(T/CSEE 0046—2017)[6]的規(guī)定，采用循環(huán)加、卸荷載法，每一級張拉荷載穩(wěn)定5min，同時記錄各分級荷載下錨頭位移不應(yīng)少于3次。

考慮到每根鋼絞線端部均采用獨立承壓板，初始加載階段各鋼絞線存在受力不均的現(xiàn)象，因此考慮采用不同加載方式進行對比試驗，分析其對錨索承載力的影響。試驗采用的兩種加載方式如下:

(1)整體集中加載法。采用千斤頂直接對錨索整體施加上拔力，以0kN為起點循環(huán)加載至破壞，具體加載進程見表2。

表2 整體集中加載法循環(huán)加卸荷載進程Tab.2 Process of cyclic loading and unloading for concentrated loading method

(2)預(yù)先分散加載法。先對每根鋼絞線施加相同的預(yù)拉力，再整體施加上拔力。試驗時，首先對每根鋼絞線施加120kN預(yù)拉力，七根鋼絞線共鎖定預(yù)拉力840kN(破壞荷載的50%)；再以840kN為加載起點進行循環(huán)加卸荷試驗，多循環(huán)加載至破壞，具體加載進程見表3。

表3 預(yù)先分散加載法循環(huán)加卸荷載進程Tab.3 Process of cyclic loading and unloading for preloading method

加載過程中，當(dāng)錨索抗拔承載力超過1680kN時，采用設(shè)計荷載的5%(即84kN)增荷方式加載，以探索錨索的極限抗拔承載能力。錨索的破壞標(biāo)準(zhǔn)為:錨索拉力不再增大但位移不收斂或者鋼絞線、錨固體斷裂[6]。

3.3 試驗設(shè)備

根據(jù)上述加載方案，準(zhǔn)備了一臺YDC2000穿心千斤頂、兩臺YDC 1000穿心千斤頂、一臺YCQ25Q前卡式千斤頂、四臺油泵、兩只大量程位移表、一個龍門架、工具式錨具、鋼梁等試驗設(shè)備。千斤頂為加載設(shè)備，每個千斤頂配有一臺油泵，通過油泵油壓表數(shù)值換算得到加載值；位移表用于測量加載過程中的錨頭位移，使用兩個位移表，測量數(shù)據(jù)互相校準(zhǔn)，取其平均值，龍門架為位移表輔助設(shè)備；鋼梁為反力梁，兩端擱置在試驗錨索兩側(cè)的反力梁支座頂面，鋼絞線從鋼梁跨中穿過，然后依次穿過千斤頂、鋼墊板、工具式錨具，鋼絞線張緊后將工具式錨具鎖緊，在鋼墊板頂面安裝位移表。圖5為加載示意。

針對整體集中加載時因鋼絞線變形較大導(dǎo)致千斤頂行程不夠的問題，在反力梁兩端支座上方各設(shè)置一臺YDC1000穿心千斤頂，鋼梁跨中頂面放置一臺YDC2000穿心千斤頂，如圖6所示。開始加載時，兩臺YDC1000穿心千斤頂同時加載，鋼絞線錨頭位移達到千斤頂行程限值的80%左右，停止加載并鎖定；隨后啟動YDC2000穿心千斤頂繼續(xù)加載，直到試驗完成。

圖5 擴底錨索加載示意Fig.5 Loading diagram of test anchor cable

圖6 現(xiàn)場加載Fig.6 Loading on site

對于預(yù)先分散加載法，需要采用YCQ25Q前卡式千斤頂對每根鋼絞線施加預(yù)拉力，然后更換YDC2000穿心千斤頂，再進行循環(huán)加載。因此，不存在千斤頂行程不足的問題，反力梁下方不需要設(shè)置YDC1000穿心千斤頂。

4 試驗結(jié)果與分析

4.1 試驗現(xiàn)象

第一組試驗中，錨索均到達了預(yù)估承載力，最終破壞形式為自由段的鋼絞線斷裂破壞，地表無通透裂縫，錨固體未出現(xiàn)斷裂、拔出現(xiàn)象。如圖7所示，試驗過程中首先發(fā)生單股鋼絲斷裂或單根鋼絞線的鋼絲拉散，千斤頂無法繼續(xù)加載，隨后陸續(xù)出現(xiàn)鋼絞線斷裂破壞，油壓瞬間下降。

第二組試驗中，2-2和2-6試驗錨索在第3循環(huán)加載時，因巖層地質(zhì)不均導(dǎo)致反力梁支座發(fā)生塌陷，對鋼絞線造成一定損傷，判定其為失效錨索。2-1、2-3和2-5三根試驗錨索在第5循環(huán)加載階段發(fā)生破壞，2-4試驗錨索在第6循環(huán)加載階段發(fā)生破壞，破壞形式同樣為自由段鋼絞線斷裂破壞。

圖7 錨索斷裂破壞形式Fig.7 Failure mode of test anchor cable

1-2和1-6試驗錨索的鋼絞線斷裂發(fā)生在孔道內(nèi)，其他錨索鋼絞線斷裂均出現(xiàn)在外露加載試驗段。

4.2 試驗數(shù)據(jù)匯總分析

表4匯總了各試驗錨索的破壞荷載和有效極限抗拔承載力，破壞荷載為試驗錨索發(fā)生破壞時的最大加載值，有效極限抗拔承載力為破壞荷載的上一級加載值。從表中可以看出，第二組試驗錨索的破壞荷載和極限抗拔承載力都普遍低于第一組，說明地質(zhì)條件對錨索的極限承載力影響較大。強風(fēng)化石灰?guī)r為軟巖，對錨索的錨固能力相對較低，加載初期錨索位移較大。

表4 極限承載力成果Tab.4 Test result of ultimate tensile bearing capacity

根據(jù)試驗數(shù)據(jù)繪制出10根有效試驗錨索的循環(huán)荷載-位移(Q-s)曲線、荷載-彈性位移(Qse)曲線和荷載-塑性位移(Q-sp)曲線圖。限于篇幅給出4組，如圖8～圖11所示。由圖可知，錨索未破壞前，Q-s曲線呈現(xiàn)多組周期性變化，說明擴底錨索結(jié)構(gòu)實際受力狀態(tài)良好；在Q-se和Q-sp曲線圖中，采用預(yù)先分散加載的試驗錨索均為遞增趨勢，而采用整體集中加載的錨索在第3循環(huán)中出現(xiàn)彈性變形增量減少的現(xiàn)象，這是由于加載初期鋼絞線未達到共同受力，鋼絞線的延性性能未得到充分發(fā)揮。

圖8 1-3試驗錨索荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement curve of NO.1-3 anchor cable

圖9 1-4試驗錨索荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curve of NO.1-4 anchor cable

4.3 控制變量對比分析

1.加載方式不同

通過對三組錨索的荷載-位移曲線進行對比如圖12所示，分析不同加載方式對錨索錨固性能的影響。結(jié)果表明，采用預(yù)先分散加載的試驗錨索(1-1、1-3和2-3)初始位移較大，加載至破壞時錨頭總位移量大，錨索伸長率較大，極限抗拔承載效果較優(yōu)，循環(huán)加載至破壞的過程中，位移變化量更均勻。這是因為采用預(yù)先分散加載可將初始松散的鋼絞線逐根張緊，使其共同、均勻受力，消除鋼絞線由于受力不均產(chǎn)生應(yīng)力集中的安全隱患。

圖10 2-3試驗錨索荷載-位移曲線Fig.10 Load-displacement curve of NO.2-3 anchor cable

圖11 2-4試驗錨索荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement curve of NO.2-4 anchor cable

圖12 不同加載方式下錨索的試驗曲線對比Fig.12 Load-displacement curve comparison of test cables under different loading methods

2.擴底尺寸不同

通過對三組錨索的荷載-位移曲線進行對比如圖13所示，分析不同擴底尺寸對錨索性能的影響。結(jié)果表明，擴底尺寸不同的兩根錨索初始位移變化量相差不大；加載至一定值以后，擴底尺寸為190mm～300mm的 錨 索(1-4、1-5和2-5)位移變化量增加，最終極限抗拔承載力更大。這是因為擴底直徑越大錨固體與圍巖的接觸面積越大，錨索受拔時錨固體受到圍巖的擠壓力越大，錨固性能越好，更能充分發(fā)揮錨索的延性性能。當(dāng)然，受限于施工工藝、錨索間距等要求，錨索擴底直徑不能無限增大。

圖13 不同擴底尺寸錨索的試驗曲線對比Fig.13 Load-displacement curve comparison of test cables with different hole diameters

3.錨固段長度不同

通過對三組錨索的荷載-位移曲線進行對比如圖14所示，分析不同錨固段長度對錨索錨固性能的影響。結(jié)果表明，錨固段較長的試驗錨索(1-6、1-3和2-3)初始位移略大，但最終抗拔承載力相差不大，說明錨固體的錨固性能主要取決于下部擴底段，而上部直孔段的錨固長短對錨固效果沒有明顯影響。

圖14 不同錨固段長度錨索的試驗曲線對比Fig.14 Comparison of test curves of anchor cables with different anchorage section

4.地質(zhì)條件不同

圖15對兩組錨索的極限破壞荷載進行了對比，第一組試驗錨索的地質(zhì)條件為中風(fēng)化花崗巖，各錨索的極限抗拔承載力均到達預(yù)估破壞荷載以上，平均抗拔承載力較高；第二組試驗錨索的地質(zhì)條件為強風(fēng)化石灰?guī)r，實際處于強風(fēng)化與中等風(fēng)化之間，地層不穩(wěn)出現(xiàn)失誤錨索，且其余錨索均在預(yù)估破壞荷載附近破壞。結(jié)果表明，地質(zhì)條件對錨索的極限承載力影響較大，巖石風(fēng)化程度越低，擴底錨索的錨固能力越強，抗拔承載能力越高。

圖15 錨索極限破壞荷載Fig.15 Ultimate failure load of anchor cable

5 結(jié)論

1.在上拔力作用下，巖石擴底錨索的擴底結(jié)構(gòu)對圍巖形成壓應(yīng)力，有效增強了錨固體與巖體的粘結(jié)強度，避免錨固體、錨索出現(xiàn)拔出破壞，充分發(fā)揮鋼絞線抗拉強度。

2.分組試驗結(jié)果表明，對錨索預(yù)先施加預(yù)拉力可促使各鋼絞線共同受力，提高巖石擴底錨索的抗拔承載能力；增大擴底孔徑，可有效提高錨索的錨固性能；而直孔錨固段長度對擴底錨索的抗拔承載能力影響較小。巖石擴底錨索結(jié)構(gòu)在中等風(fēng)化以上的巖石地基中錨固效果顯著，在強風(fēng)化巖層中還應(yīng)進一步改進結(jié)構(gòu)形式，增強錨固效果。

3.試驗所采用的鉆孔擴底技術(shù)、錨索制作方式、注漿材料的配比以及對錨索施加預(yù)拉力等施工工藝合理、有效，可應(yīng)用于實際風(fēng)機基礎(chǔ)的建設(shè)。