黃土層中深基坑預應力錨索試驗研究

王小勇 王勇華 張繼文

(機械工業勘察設計研究院有限公司，陜西西安 710043)

0 引言

預應力錨固技術作為一種行之有效的巖土工程加固措施，已廣泛應用于邊坡加固、壩體加固、基坑工程以及隧道和地下硐室工程中[1]。隨著西部大開發戰略的進一步實施，錨固技術已廣泛應用于黃土地區高陡邊坡、深大基坑的加固治理中[2]。

對于預應力錨索的受力機理、應用等已有諸多研究成果[3-7]。在黃土層中預應力錨索的理論及應用研究，于遠祥、吳璋等人[2，8-9]通過現場實測及系統分析，得到黃土地層條件下錨固長度6～8 m最為合理，并推導了兩種錨固力計算公式。陳廣峰[10]通過模型試驗得到剪力按照桿長分布符合“黃金分割”原則。王振剛[11]以黃土地區基坑工程作為試驗場地，探討了錨索預應力的各個影響因素。吳守河[12]得到黃土地層錨索極限抗拔力達到約600 kN，并給出了黃土地層中預應力錨索P--s曲線擬合多項式。李金華[13]研究了不同預應力錨索荷載-位移曲線函數模型對黃土地層的適應性，并對錨索的彈塑性位移進行了分析。

本文基于黃土深基坑樁錨支護體系，從錨索基本試驗出發，通過試驗數據，分析了預應力錨索的荷載位移變化情況，得到相關擬合式。并對錨索極限黏結強度、剛度等設計參數與現行規范進行對比分析，完善了黃土地區深基坑預應力錨索的設計及應用。

1 試驗概況

1.1 工程概況

試驗場地選擇西安市西郊某建筑基坑，基坑開挖深度19.15 m，地下水位埋深約10 m，以排樁+預應力錨索支護體系為主，腰梁采用雙拼工字型鋼。

試驗錨索位于晚更新世(Qel3)馬蘭黃土和中更新世(Qal+pl2)離石黃土中，土體物理力學性狀指標見表1。

表1 土體物理力學性狀指標表

1.2 試驗材料

根據場地基坑開挖和支護結構的施工情況，選擇基坑有代表性的3個位置，進行錨索試驗。由于本場地設計錨索和排樁是一樁一錨位置關系，所有試驗錨索均處于工程錨索位置，為保證基坑安全穩定，每個位置3根試驗錨索與工程錨索間隔布置，試驗完成后，盡量將試驗錨索按照工程設計要求進行鎖定。

由于基坑進行了開放式管井降水，錨索成孔全部采用ZGYX430液壓潛孔鉆車，干作業螺旋成孔。試驗錨索按照工程設計要求，鉆孔直徑150 mm，桿體采用1×7φ15.2--1860級鋼絞線，根據承載力要求不同配置不同桿體束數，錨索水平傾角20°。采用P.C32.5R水泥，一次常壓注漿水灰比為0.5∶1，注漿采用孔底返漿形式，一次注漿完成4～12 h，采用壓力1.5～3.0 MPa進行二次高壓注漿。錨索其它設計參數見表2。

表2 試驗錨索基本參數

針對錨索桿體結構的組裝，按設計要求，在現場平整地面上，將錨索導向帽、架線環、桿體材料和一、二次注漿管一次性組裝完成，成孔后立即置入孔內。為便于張拉，錨頭張拉段預留了2 m桿體材料。

1.3 試驗方法及設備

錨索施工完成21 d后，采用YCW100B-200型穿心千斤頂進行張拉，百分表量測錨頭位移。為保證試驗準確性，并在錨頭安設振弦式錨索測力計同步復測張拉荷載(見圖1)。

圖1 錨索現場試驗

試驗嚴格按照規范[14]相關要求，采用分級多循環張拉，控制張拉荷載速率及每級荷載持荷時間，試驗由專人控制張拉，專人記錄錨頭位移和測力計讀數。

1.4 試驗結果

試驗錨索BC--*和DE--*在加載至第七循環試驗荷載649 k N時(110%Nu)，錨頭位移基本穩定，由于錨索已經達到預估極限抗拔承載力標準值，且試驗錨索處于在工程錨索位置，為保證基坑工程安全穩定，試驗中止加載，并對錨索按設計要求進行鎖定。

試驗錨索CD--*在加載至第六循環試驗荷載720 k N(Nu)時，錨頭位移不收斂，且本級荷載產生的單位荷載下的錨頭位移增量大于前一級荷載(648 k N)產生的單位荷載下錨頭位移增量的5倍，錨索發生破壞，試驗終止。

所有錨索在基本試驗過程中，除最大試驗荷載下錨索出現錨頭位移不收斂外，未出現其它破壞征兆。說明在試驗場地特定黃土地層中，預應力錨索的破壞主要表現為注漿固結體和土體界面的脫黏，錨索隨之發生漸近破壞。文獻[13]也提出在黃土地層中采用塑性位移作為錨索的破壞標準更符合實際。

2 試驗結果分析

2.1 錨索極限承載力

根據試驗結果，BC--*和DE--*試驗錨索極限抗拔承載力Rk均為649 k N(見表3)。而CD--*試驗錨索極限抗拔承載力Rk僅為648 k N，試驗中表現出增加CD--*錨索的張拉荷載至720 k N，錨頭位移不收斂，當然，由于試驗荷載分級的影響，CD--*試驗錨索實際Rk可能介于648～720 k N之間。總體上表現出試驗錨索錨固段長度從15 m增加至18.5 m，錨索Rk提高很小甚至沒有提高。這與錨索施工工藝、地層非均勻性，現場試驗操作等有一定關聯。

另外，眾所周知，對于特定地層條件，錨索存在臨界錨固段長度[15]。超過臨界錨固段長度之后，錨索軸力、界面剪應力無法有效傳遞，增加錨固段長度對提高承載力貢獻很小。上述試驗結果反映出在特定黃土地層中，預應力錨索亦存在臨界錨固段長度，經試驗數據初步分析，本場地黃土地層條件下，錨索臨界錨固段長度約為15 m。

2.2 界面剪應力的分析

按照規范[14]中推薦的錨桿極限粘結強度標準值qsk取值范圍，黃土屬于黏性土范疇，本次試驗錨索錨固段所在土層均為水下，黃土無濕陷性，IL=0.55，二次壓力注漿條件下，按照線性插入，qsk取值見表3。通過現場實測，BC--*和DE--*錨索極限狀態下，平均剪應力91.8 kPa，是規范推薦qsk的1.35倍;CD--*錨索極限狀態下，平均剪應力74.3 kPa，是規范推薦qsk的1.09倍。從以上數據可以看出，在黃土地區，當按照目前現行平均黏結強度理論進行預應力錨索初步設計時，在錨固段長度設置合理時，對應的極限黏結強度標準值qsk可以在規范[14]的基礎上進行適當提高，本文得到在黃土IL=0.5～0.6時，qsk提高系數可達1.35。之所以錨固段18.5 m時提高系數僅為1.09，這是由于本身錨固段18.5 m已超過了本黃土地層的臨界錨固段長度，錨索造成了錨固段后段一定范圍并未發揮作用，故表觀上拉低了平均黏結應力。規范[14]中也明確提出：當錨桿錨固段長度大于16 m時，應對極限黏結強度標準值qsk取值表中數值適當折減。

表3 錨索試驗數據統計表

2.3 試驗的荷載 位移分析

圖2給出了試驗錨索BC--3在多循環荷載下的P--s曲線，從曲線可以看出，黃土地層預應力錨索經過多級循環的張拉，其P--s曲線表現為與其他黏性土層錨索共有的滯回環。錨索每級荷載循環結束后，錨頭都有一定的塑性位移，隨著每級循環最大張拉荷載的不斷增加，曲線上每級循環結束后的塑性位移逐漸增大，表現為曲線上最小荷載時，對應各位移點間距逐漸增大，曲線滯回環逐步變大。同時，隨著每級最大張拉荷載的增大，由于塑性位移的逐漸變大，曲線最高點的增長速率逐漸變小，這也說明隨著荷載的增加，錨索受荷服役開始向彈塑性階段發展。錨索雖然持續有塑性位移增加，但從每級荷載卸載工況看，其卸荷彈性位移基本趨于穩定，表現為曲線卸荷時斜率基本一致，說明試驗錨索中各級荷載作用下，其自由段及錨固段的彈性工作狀態是穩定可靠的。

圖2 錨索基本試驗P--s關系曲線

由于土體自身的離散性，加之每根試驗錨索現場施工不可能做到完全精準統一，為了更好地反映黃土地層試驗錨索荷載--位移關系，這里將BC--*和DE--*共計6根試驗錨索的數據匯總，繪制得到錨索荷載--位移累計曲線及荷載P--彈性位移se--塑性位移sp曲線(見圖3、圖4)，并對曲線進行擬合。

圖3 試驗錨索P--s累計曲線

圖4 試驗錨索P--se--sp關系曲線

從圖3的曲線變化規律來看，隨著張拉荷載的增大，黃土地層中預應力錨索荷載-位移累計曲線基本服從二次函數曲線，本次試驗擬合式為：

圖3和式(1)反映出，錨索隨著荷載的增加，錨索工作狀態逐漸向彈塑性階段改變，導致錨頭位移增長速度越來越快，這與前人研究成果[10]是一致的。式(1)也可為黃土地區該類型錨索的荷載位移計算及現場試驗提供一定的理論支持。

相比較圖3，圖4更加直觀地反映了每級張拉荷載下錨索的工作狀態。隨著荷載的增加，錨索彈性位移基本服從線性增長，本試驗得到線性擬合式(2)，從數據的分布和式(2)可反映出，錨索的自由段及錨固段的彈性工作狀態是穩定可靠的，這與規范[14]目前給出的錨拉式支擋結構宜采用彈性支點法進行分析是協調一致的。隨著荷載的增加，錨索塑性位移增長較快，通過塑性位移試驗數據擬合可得到二次函數式(3)，錨索塑性位移隨荷載的快速增長，充分驗證了黃土地層中錨索錨固段工作狀態也是由彈性階段向彈塑性階段的轉移及錨固段發生的漸近性破壞[5]。式(2)、式(3)也可為黃土地區該類型錨索的彈塑性位移分析及現場試驗提供一定的理論支持。

2.4 錨索剛度的分析

規范[14]提出錨拉式支擋結構的彈性支點剛度系數kR可按式(4)計算：

式中：s1、s2為P--s曲線上對應于荷載Ns、Nk的錨頭位移值;ba為擋土構件計算寬度;s為錨索水平間距。本試驗錨索為一樁一錨，ba=s。

由于一般在錨索初步設計時，并不能準確獲知錨索在擬設計地層中的P--s曲線，故很難通過式(4)得到支點剛度系數。規范[14]亦給出在缺少試驗時，可通過式(5)計算錨索剛度系數kR：

式中：Es為錨桿桿體彈性模量，kPa;Ec為錨桿的復合彈性模量，kPa;Em為固結體彈性模量，kPa;Ap為桿體截面面積，m2;A為固結體截面面積，m2;l為錨索長度，m;lf為錨索自由段長度，m。

將試驗數據按照式(4)、式(5)計算得到剛度結果見表4。在錨索設計的初期階段，一般設計人員無法獲得錨索的P--s曲線，只能按照式(5)進行錨索剛度計算，規范推薦公式(式5)其實是假定剪應力沿錨固段服從線性分布，且末端剪應力為0，這本身就是不盡完善合理的[16]。

表4 錨索剛度計算表 kN/m

從表4可知，在黃土地區，錨索實際剛度與規范推薦的公式的計算結果并不一致。總體表現為通過P--s曲線實測得到剛度大于按照規范推薦公式計算得到的剛度值。BC--*和DE--*錨索實測剛度均值是規范推薦公式計算剛度的1.25～1.40倍。雖然CD--*錨索實測剛度均值是規范推薦公式計算剛度的1.05倍，比較接近，但是由于本身CD--*錨索錨固段設計的不合理性，筆者認為這個數據參考性并不強。從上述理論分析及實測看，在錨索的設計中，應慎重采用式(5)進行剛度計算使用，在黃土地區類似地層中，當采用式(5)進行剛度計算時，可參考本試驗結果進行一定的剛度修正。

3 結論

通過黃土地區深基坑現場錨索設計、制作和試驗，從實測數據出發，分析比較了錨索的設計參數取值和荷載變化規律，得到以下結論：

(1)在黃土地層中，錨索的破壞是土層和注漿固結體的脫黏，這與一般黏性土規律一致。當錨索錨固段超過一定長度后，增加錨固段長度對錨索的承載力貢獻較小。本文試驗得到錨索錨固段超過15 m后，承載力幾乎不變，初步分析本場地黃土地層條件下，錨索臨界錨固段長度約為15 m。

(2)目前現行規范對于錨索的設計均采用平均黏結強度理論，極限黏結強度標準值qsk的取用十分重要。根據試驗結果，在特定黃土地區進行錨索設計時，其極限黏結強度標準值qsk可以在規范[14]的基礎上進行適當提高，本文得到在黃土IL=0.5～0.6時，當錨固段設置合理時，qsk提高系數可達1.35。

(3)通過試驗錨索的多循環荷載下的P--s關系曲線、P--s累計曲線和P--se--sp關系曲線，反映出預應力錨索在黃土地層與一般黏性土層中的荷載位移關系基本一致，說明錨索在黃土地區中是適用的。通過對試驗數據的擬合，直觀清晰地反映了每級張拉荷載下錨索的工作狀態，錨索彈性位移的線性增長也協調了現行規范的設計理論。試驗成果為本地區同類型錨索的設計及現場試驗提供了一定的理論支持。

(4)現行規范對于錨索剛度系數的推薦計算公式是采用了一定的假設條件，本文分析了其公式是不盡完善合理的。通過實測數據反算，得到試驗錨索實際剛度是大于推薦計算公式結果，增大系數為1.25～1.40。在黃土地區預應力錨索的設計時，應慎重采用推薦公式進行剛度計算，或者在黃土地區類似地層中，計算后可參考本試驗結果進行一定的剛度修正，以使其更符合工程實際。