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压力 型锚杆浆体局部受压承载力 验算公式探讨

第五届深圳市勘察设计行业优秀论文一等奖

付文光  周凯  卓志飞深圳市工勘岩土集团有限公司

 要:现有技术标准中的压力 型锚杆浆体局部压承载力 验算公式很难用于指导工程实践,文中以素混凝土局部抗压强度为基础的算公式可行性更好一些 。基于拉力 型锚杆极限抗拔力 N1普遍小于压力 型锚杆这一工程实践经验,将N1视为压力 型锚杆极限局部压承载力 ,再假定出合理的锚杆设计参数,可利用算公式反算出锚杆侧限条件下素浆体局部抗压强度影响系数η,而N1可根据相关技术标准提供的锚杆浆体-地层粘结强度及假定设计参数估算出合理区间值 。据此估算出不同岩土体中的η分别为:粘性土2.6~5.2,粉土3.7~6.3,砂性土3.1~10.5,碎石土5.2~12.2,岩体4.8~18.2 。

关键词:压力 型锚杆  局部受压承载力   强度影响系数  粘结强度


1  概述

压力 型锚杆内端头注浆体承受承载体(包括承压板、内锚头等)的压力 ,可能会因 局部抗压强度不足而破坏,故应对注浆体进行局部受压承载力 验算,不少技术标准都有明确要求,且有两本标准分别提供了相关计算公式 。

《深圳市基坑支护技术规范》SJG05-2011[1](以下简称深圳规范)规定,压力 型锚杆锚固段注浆体的承压面积按下式验算:

               1

式中,Ap锚杆承载体与注浆体的净接触面积;Ac为注浆体的截面积;η为注浆体的强度增大系数fc注浆体的轴心抗压强度设计值;Nd为锚杆轴向拉力 设计值 。

《岩土锚杆(索)技术规程》CECS22:2005[2](以下简称锚杆规范)规定注浆体承压面积按下式验算:          

          2

式中,Kp为局部抗压安全系数,取2.0NtAm符号意义分别与式1中的NdAc相同;但fc注浆体的轴心抗压强度标准值 。

公式有了,但实际应用起来非常困难,最主要原因 是业界目前普遍缺少经验,对η几乎不知怎么取值 。深圳规范解释说:注浆体是在有侧限条件下工作的,与无侧限条件下的抗压强度相比,根据相关资料,在密实至很密的砂或软弱岩体中可提高5~11倍;因 η与注浆体周围岩土体的弹性模量等力 学指标相关,较为复杂,应根据试验确定,目前国内缺少相关试验资料,为安全起见无试验资料时η1.0~1.5 。锚杆规范的要求及解释类似:英国A.D.Barley等人进行的模拟试验表明,在密实至很密的砂或软弱岩体中,注浆体无侧限时抗压强度仅40~70MPa,有侧限条件下达到了200~800MPa 。锚杆规范没有具体建议η如何取值,要求通过试验确定 。

鉴于η的复杂程度,笔者判断,今后相当长的一段时间内η都不会有理论解,只能根据试验确定,即根据试验结果反算η 。深圳规范所依据的资料中η可为5~11但建议只取1.0~1.5,锚杆规范甚至没建议,可见试验法也相当棘手及业界经验极为匮乏之窘状 。本文即以η如何取值为中心,讨论一下压力 型锚杆注浆体的受压承载力 验算公式及强度增大系数η的取值问题 。

2  验算公式

1与式2大同小异,差异有两点:①式1采用了混凝土材料的轴心抗压强度设计值,而式2采用了强度标准值;②式2中增加了局部抗压安全系数2.0 。由于设计值是标准值除以材料分项系数1.4,故式1中的η为式2η0.7倍,两者并不相同 。式2中的1.35本身即安全系数,又多了个安全系数2.0,不如式1简练;且式1采用了强度设计值的概念,相对式2的强度标准值概念更符合《混凝土结构设计规范》GB50010-2010[3](简称混凝土规范)等绝大多数规范的通用原则,故以下讨论以式1为主 。

2.1 配置间接钢筋时的验算公式

混凝土规范第6.6节规定,配置间接钢筋的混凝土结构构件,局部受压区的截面尺寸应符合下列要求:

 Fl ≤ 1.35βc βl fc Aln              3

 βl =Ab / Al0.5              4

式中,Fl为局部受压面上作用的局部荷载或压力 设计值;fc注浆体的混凝土轴心抗压强度设计值;βc为混凝土强度影响系数βl为混凝土局部受压时的强度影响系数;Al为混凝土局部受压面积;Aln为混凝土局部受压净面积,对后张法构件,应在受压面积中扣除孔道、凹槽部分的面积;Ab为局部受压的计算底面积 。

深圳规范、锚杆规范解释说,式1、式2参考了混凝土规范中混凝土局部受压承载力 计算公式 。从形式上看,参考了式3并做了一些改动,其中Ab在式1中的表现符号为AcAln的表现符号为Ap 。为便于阅读比较,将式1还原为与式3类似格式:

Nd ≤ 1.35Ac/Ap0.5ηfcAp                    5

可见式1做了如下改动:

1)式1取消了混凝土强度影响系数βc 。按混凝土规范,当混凝土强度等级不超过C50时,βc1.0;锚杆浆体强度等级不太可能超过50MPa,故式1将其取消,简化了公式 。

2)式1中用净受压面积Ap替代了局部受压面积AlAl即承载体与浆体的接触面积,可取承载体的底面积) 。但这种做法不一定很稳妥,因 为Ap小于Al,替代的结果导致了式1中的Ac/Ap0.5项、亦即强度影响系数偏高,从而可能增大锚杆的不安全性 。混凝土规范解释βl时说,经试验校核,计算时采用受压面积、不扣除孔道面积的作法比较适合 。既然式1源自混凝土规范,最好尊重该规范的处理意见 。

3)混凝土规范要求计算底面积“可由局部受压面积与计算底面积按同心、对称的原则确定”,承压面为圆形时可沿周边扩大1倍直径,如图1a所示 。式1计算底面积Ab直接采用了浆体截面积Ac,如图1c所示 。

 

a)           (b)

 

c)            d)             (e)

1  锚杆局部受压的计算底面积

Fig.1 Calculated floor area for anchor under local compression

1这种作法也许适用于某些工况,但大多数工况下不一定适用 。比如扩大头锚杆,扩孔面积Ac可能大于计算底面积Ab,如图1b所示,按式1作法Ab取成Ac可能会增大锚杆的不安全性 。更为普遍的情况是,受压面与注浆体截面通常并不同心、对称,如图1d所示 。这是因 为,承载体的重量较重,实际工程中通常并不会在承载体上设置对中架,对于基坑、边坡等工程中的角度倾斜锚杆,在重力 作用下承载体会贴在锚杆钻孔底面上,造成受压面局部与注浆体同边,即与注浆体并不同心、对称 。这种情况下,最好遵守混凝土规范,计算底面积取受压面、即强度影响系数取1.0 。混凝土规范对此解释道:试验表明,当构件处于边角局压时,βl值在1.0上下波动且离散性较大,考虑使用简便、形式统一和保证安全,取1.0是恰当的 。

即使在承载体上设置了对中架,为了保证锚杆能够顺利安装,计入对中架后形成的表观外径仍小于钻孔直径,仍不能保证受压面与注浆体面完全同心、对称,如图1e所示 。那些垂直布置的锚杆,如抗浮锚杆,有时可认为属于这种情况,按同心、对称原则,计算底面积Ab可取计入对中架后形成的表观面积,仍不宜取浆体截面积Ac 。

4)锚杆浆体是在有侧限条件下工作的,与无侧限条件相比强度提高很多,故式1增加了强度增大系数η 。下文将会说明,η是非常必要的 。

5)对式1、式2的疑虑还不仅如此 。混凝土规范规定配置螺旋筋等间接钢筋的局部受压承载力 应符合下式:

     6

式中符号略 。公式右边前一项为混凝土提供的承载力 ,后一项为间接钢筋提供的承载力 ,局部受压承载力 为两者之和 。混凝土规范解释说,试验表明,当局压区配筋过多时,局压板底面下的混凝土会产生过大的下沉变形;当符合式3时,可限制下沉变形不致过大 。也就是说,式3是式6的适用条件,目的是控制受压面的截面尺寸,并非为了控制荷载 。

对于锚杆来说,最大荷载通常发生在张拉阶段(规范通常规定张拉荷载为设计值的1.2~1.5倍,而设计值则不小于锚杆服役期间可能遇到的最大荷载),这个阶段锚杆的变形是次要的,且承载体下浆体产生的压缩变形相对于锚筋的总变形来说更是微乎其微完全可以忽略不计,式1、式2的主要意图显然是想估算浆体的受压承载力 从而判断锚杆设计荷载的安全程度,而不是想计算浆体的压缩变形量,因 此参考式6比参考式3更为准确一些,才能达到规范的本来目的 。但这么做显然更为复杂、困难:式6计入了无侧限条件下间接钢筋的受压承载力 ,在锚杆浆体这种有侧限条件下间接钢筋的作用又该如何计取,业界目前更是知之甚少,所以深圳规范及锚杆规范参考式3而不是式6恐怕也是不得已而为之 。

2.2 素混凝土时的验算公式

锚杆中的间接钢筋大多采用螺旋筋,少量采用镂花套筒,分别如图2a、图2b所示 。在承载体下设置间接钢筋可以有效地提高局部受压承载力 ,但实际工程使用不多,更多采用素浆体,如图2c所示,主要因 为如果素浆体的受压承载力 满足使用要求则不需要设置间接钢筋 。对于锚杆来说,讨论素浆体这种更为普遍的情况更容易一些、也更实用一些,同时也可作为讨论配置间接钢筋时的基础 。

 

 

a)螺旋筋      b)镂花套筒      c)无间接钢筋      

2  承载体下的间接钢筋

Fig.2  Indirect reinforcement under the bearer

混凝土规范附录D规定,受压面上仅有局部荷载作用时的素混凝土构件的局部受压承载力 应符合下式:

Fl ≤ ω βl fcc Al         7

式中,ω为荷载分布影响系数,局部受压面上荷载均匀分布时取1.0fcc为素混凝土轴心抗压强度设计值,取混凝土轴心抗压强度设计值fc0.85倍 。

本文认为利用式7所示理论来验算锚杆局部受压承载力 及反算η更为合理可行 。取ω=1.0,仿照式1加入强度增大系数η,上式则转变为:

Fl ≤ 0.85βl η fc Al       8

对于锚杆来说,式8采用Aln看起来更符合混凝土规范对后张法构件,应在受压面积中扣除孔道、凹槽部分的面积”这一原则要求 。但工程中Aln很难计量,不如Al应用方便,且Aln通常不小于0.85Al(规范有相关要求)两者之间的误差较小,替代后可满足工程实际需要 。还有,受安装精度、各锚筋之间的应力 差异等因 素影响,承载体传递给受压面的力 实际上不太可能处于理想的均匀状态,但只能假定均匀分布,取ω=1.0 。

混凝土无侧限时,局部抗压强度比轴心抗压强度有所提高,即βl >1这是因 为局部受压面积Al以外的混凝土截面Ab-AlAl内部混凝土形成了一定的约束作用,如图3a所示;而在周围形不成约束作用时,局部受压强度则得不到提高,边角局压取βl =1,如图1d所示 。这就是局部受压面应与计算底面同心、对称的原因  。对于锚杆,浆体受到钻孔壁的侧限作用,使βl 得到进一步加强,而且加强的幅度通常可能大很多,如图3b所示,这种共同加强作用仅凭βl 是不够的,故应引入侧限强度增大系数η 。为了获得最大的受压承载力 ,承载体面积应该尽量大;但为了安装方便,承载体直径又要小于钻孔孔径,通常小10~50mm,这样,βl在理想工况下(承载体位于钻孔正中)通常为1.05~1.5(扩大头锚杆除外),而按深圳规范η可能高达5~11,远大于βl,故βl不应直接用于锚杆 。

 

a)无侧限                 b)有侧限 

3  混凝土径向约束应力 

Fig.3  Radial constraint stress of concrete

实际上,如前所述,由于承载体在浆体中的位置通常如图1d所示,取βl=1最为合适 。那么,可将式8变化为下式:

Fk ≤ 0.85 η fc Al       9

9左侧Fk为锚杆素浆体局部受压状况下的极限受压承载力  。采用锚杆抗拔承载力 极限值而不是设计值,是因 为η要根据试验结果等方法反算而来,而试验结果得到的都是极限值;而且设计值为极限值除以安全系数,而各规范对锚杆抗拔承载力 安全系数的取值不同,大致为1.1~2.5,导致设计值不唯一且离散性太大,无法直接应用 。

式中取消βl,或说将之合并到η,概念上也解释得通:锚杆浆体受到侧限后,Ab-AlAl内部浆体的约束作用大幅度提高,βl已经不再是无侧限条件下的βlη显然无法截然分开,只能一并考虑 。而且,因 为要利用公式反算η,多了个不确定因 素βl,会使反算工作更加困难、η的准确性更差 。与式7相比,式9η代替了βl,其余不变,理论上可认为:素混凝土在无侧限条件下局部受压强度影响系数为βl,有侧限条件下局部受压强度影响系数为η,概念清晰有别 。式中保留了分项系数0.85,主要为了强调素混凝土概念 。

9将作为反算 η的理论公式,也是用来估算锚杆素浆体局部受压承载力 的理论公式 。公式有了,下一步工作就是如何取得Fk 。这是本文方法的关键,也是试验等方法获取η的关键 。

3  系数η

η与多种因 素相关 。压力 型锚杆受力 后锚固段注浆体产生径向膨胀,在周边地层的约束作用下处于三向应力 状态,浆体抗压强度及浆体-地层粘结强度同时提高,二者休戚相关,可以认为,影响粘结强度的因 素几乎都会影响到η,如:岩土体的弹性模量、剪切模量、泊松比[4]、抗剪强度等力 学性状,锚固段长度,成孔工艺、孔壁粗糙及不规则程度、孔径、孔内残留物等钻孔质量与性状,浆体强度、配比、注浆压力 及注浆间歇时间等注浆体参数,地下水,锚杆荷载水平等;此外,承载体与注浆体的偏心程度,浆体与周边岩土体的模量比等,也有重要影响 。这些因 素决定了η不仅难以测定而且变异性很大,不管采用什么方法、如何精细,就算得到了η较为可信的结果,也只可能是大致上的区间值而非定值,就像粘结强度一样 。这些影响因 素中,岩土体的力 学性状最为重要,如果能够像浆体-地层粘结强度一样,估算出不同种类岩土体中的η,对工程就能够起到有益的指导作用 。

3.1 试验法

理论上,试验法是取得Fk的直接方法,也是最佳方法 。想要根据试验结果获得Fk从而反分析求取η,首先需要取得大量的试验结果 。

试验按目的大致可分为探究性试验及验证性试验两类:探究性试验不知道或不预定目标,根据试验结果确定,是“求取”,例如测定天然岩土层承载力 的静载试验;验证性试验事先预定目标,然后通过试验去验证,例如锚杆验收试验 。验证性试验只注重结果,而探究性试验更注重过程 。确定Fk的试验也不例外,可分为探究性试验及锚杆工程验收试验两类,前者包括锚杆的基本试验、缩尺试验、模型试验等 。由于验收试验不能测得极限值,理论上Fk应通过探究性试验获得,其中最直接、最可靠的方法就是锚杆的原位足尺拉拔试验 。但由于经济性及认识程度等原因 ,很少看到国内外为了这个目的而进行的现场试验 。不仅如此,缩尺试验、模型试验等其它探究性试验也少见 。

工程验收试验数量众多,很多工程参数都是以验收试验获得的数据为基础再逐步修正得到的,如锚杆、土钉的粘结强度,桩的侧阻力 及端阻力 等,那么能不能采用这种方法获取Fk呢?业界普遍认为,压力 型锚杆有三种破坏形式,即锚筋抗拉强度破坏、浆体-地层粘结强度破坏、浆体抗压强度破坏,前两种是主要形式,在工程中较为普遍,第三种则不易发生 。本身就因 安全程度较高不易发生,就算发生了,因 与粘结强度破坏形式很难辨别,如果不开挖检查,也很可能混同于粘结强度破坏而不被现场察觉,更加缺少可靠数据,所以这种通过验证性试验获取Fk的方法目前阶段也很难实现 。

因 此,试验法,正如深圳规范所言,国内外普遍缺少这方面的相关资料,几乎没什么可靠的试验结果可依据,通过统计Fk的试验结果来反算η的方法固然理论上可行,但因 为业界目前普遍缺乏试验数据、缺少相关经验,目前阶段尚不能实现 。

3.2 间接法

故本文拟采用一种基于经验的间接方法来估算Fkη,即利用浆体-地层粘结强度 。

这个方法基于业界的一个普遍经验,即同等条件下,压力 型锚杆的极限抗拔承载力 大于拉力 型的 。同等条件,指锚杆各部分长度、钻孔参数、注浆体参数、锚筋参数等各项参数及成孔、注浆、下锚等工艺相同,区别仅一个采用拉力 型、一个采用压力 型 。拉力 型锚杆的主要破坏形式有两种,即浆体与周边地层间的粘结破坏及锚筋抗拉强度破坏,除去锚筋因 素,拉力 型锚杆的极限抗拔力 通常取决于浆体-地层间的粘结力  。压力 型锚杆极限抗拔力 大于拉力 型的,则意味着压力 型锚杆除了浆体-地层间的粘结力 外,浆体局部受压极限承载力 也大于拉力 型锚杆浆体-地层间的粘结力  。

据此来估算η的下限 。估算方法及步骤为:①假定出某拉力 型锚杆的设计参数,这些设计参数以根据计算得到的拉力 型锚杆抗拔力 能够尽量从下接近极限抗拔力 为宜;②按锚杆规范等各规范中提供的不同岩土体的浆体-地层粘结强度标准值、锚杆抗拔力 计算公式以及假定设计参数,估算出锚杆在不同地层中的抗拔力 并将之视为极限抗拔力 Nl检查Nl 。因 锚杆有效长度难以准确确定等原因 ,按公式计算出来的Nl某些情况下可能有较大偏差,如果偏高,则按工程经验将其向下修正以利于工程安全假定某压力 型锚杆采用同样的设计参数,因 其局部受压承载力 Fk基于前面所述经验大于N1,即Fk的下限为N1Fk即式9所需的Fk,按式9反算η 。

估算具体过程如下:

(1)假定锚杆的设计参数为:钻孔直径D(即注浆体直径)在土层中150mm、岩层中130mm;浆体强度等级35MPa;二次高压劈裂注浆;承载体直径110mm;锚固段长度La按锚杆规范建议的有效长度计取,在黏性土及粉土中取10m,砂性土、碎石土及极软岩中取8m,软岩中取6m,较软岩~较硬岩中取3m,坚硬岩中取2m 。

2)按下式计算拉力 型锚杆极限抗拔力 N1

N1 = πD Laqsk          10

式中qsk为浆体-地层粘结强度标准值,按锚杆规范表7.5.1-1及表7.5.2-2取值 。原表7.5.2-2中的浆体-土层粘结强度qsk数值适用于一次注浆,按该表注,采用二次高压注浆工艺可提高50% 。

(3)检查N1 。按笔者经验,稍密~密实的砂土及碎石土中,二次高压注浆后粘结强度qsk提高率很难达到50%,为安全起见取25% 。据此修正N1 。

(4)FkN1值,浆体局部受压面积Al取承载体底面积9500mm2,查混凝土规范,C35混凝土轴心抗压强度设计值fc16.7MPa 。按式9计算η,计算结果如下表所示:

1 η计算表

Tab.1  The calculation results of η

岩土体

  别

土的状态

/石强度

qsk

/kPa

q’sk

/kPa

N1(Fk)

/kN

η

粘性土

可塑

硬塑

坚硬

50~65

65~80

80~100

75~98

09~120

120~150

353~495

495~565

565~707

2.6~3.4

3.4~4.2

4.2~5.2

粉  土

中密

70~125

105~180

495~848

3.7~6.3

砂性土

松散

稍密

中密

密实

75~150

125~200

150~250

250~300

113~225

156~250

188~313

313~375

530~1060

736~1178

883~1472

1472~1766

3.1~6.3

4.4~7.0

5.2~8.7

8.7~10.5

碎石土

稍密

中密

密实

150~250

250~300

300~350

188~313

313~375

375~438

883~1472

1472~1766

1766~2061

5.2~8.7

8.7~10.5

10.5~12.2

极软岩

软  岩

较软岩

较硬岩

坚硬岩

<5MPa

5~15MPa

15~30MPa

30~60MPa

>60MPa

200~300

300~800

800~1200

1200~1600

1600~3000

/

/

/

/

/

565~848

848~1130

1130~1696

1696~2261

2261~2826

4.8~5.4

5.4~7.3

7.3~10.9

10.9~14.5

14.5~18.2

注:表中岩石强度指岩石饱和单轴抗压强度标准值 。

计算结果表明:η在中密~密实的砂层中为5.2~10.5,在极软岩~较软岩中为4.8~10.9,与深圳规范引用的国外资料“在密实至很密的砂或软弱岩体中可提高5~11倍”的一致性相当好,从而证实了本方法大致可行,表中数据可供工程实践参考 。

4  案例

1)某岩石锚杆探究性试验[5],锚固段位于砂岩中,砂岩饱和单轴抗压强度22.5MPa,属于较软岩,试验中第2组压力 型锚杆有3条,钻孔直径110mm,承压板直径105mm,锚固段长度1.0~1.5m,锚筋为1860MPa6ϕj15.2钢绞线,实测砂浆强度等级M50 。最大试验荷载由锚筋强度控制,达到1300kN,锚杆并未破坏 。查混凝土规范,M50混凝土轴心抗压强度设计值为23.1MPa,按式9,反算η=7.7,与表中数据基本相符且位于低值区,说明表中数据可信度较高 。

2)某工程土层压力 分散型抗浮锚杆[6],每条锚杆由4个单元锚杆组成,每个单元锚杆由1860MPa2ϕj12.7钢绞线及1个承载体组成,第1~4层承载体分别位于卵石及圆砾层、可塑~硬塑粉质黏土及重粉质黏土层、卵石及圆砾层、可塑~硬塑粉质黏土及黏质粉土层,每个单元锚固段长度4.5m,孔径150mm,承载体直径约80mm,设计砂浆强度等级M40 。基本试验6组,采用各单元锚杆等荷载张拉法,最大试验荷载考虑到地层状况由锚筋强度控制,第12层单元锚杆平均最大张拉荷载270kN,第34层单元锚杆平均320kN,总荷载1125~1259kN,平均1278kN,均未破坏 。查混凝土规范,M40混凝土轴心抗压强度设计值为19.1MPa,按式9,反算第1~4层单元锚杆η=3.3~3.9,平均3.6,粘性土中试验结果与表中数据基本相符,砂土中略偏低,说明表中数据可信度较高 。

3)某压力 型锚杆探究性试验[7],锚固段位于中风化泥质砂岩,饱和单轴抗压强度20~23MPa,属于较软岩,孔径130mm,承压板直径120mm,锚筋为1860MPa6ϕj15.2钢绞线,设计砂浆强度等级M30,通过特制止浆塞严格区分锚固段与自由段,最大试验荷载由锚筋强度控制 。7号锚杆锚固段长度1m,张拉到300kN时即发生破坏 。开挖检查,判断为浆体抗压强度不足破坏,如下图所示 。

 

4  锚杆局部抗压强度破坏实例

Fig.4  Local compressive strength destruction of anchor

取极限承载力 300kN按式9反算η,仅2.2,而按按表1及案例1,这种地层中η可达7.0以上 。仔细观察照片,从浆体碎屑形状及颜色判断,浆体强度很可能没有达到30MPa 。该试验中,锚固段长度0.8m、其余条件相同的锚杆,极限抗拔力 可达350kN7号锚杆锚固段长度更长一些,理应获得更高的抗拔力 而不应相反,从而也可佐证其浆体实际强度应该没达到设计要求 。

4)由于浆体实际强度达不到设计要求而导致压力 型锚杆破坏的案例并不少见 。某土层锚杆工程进行了压力 型锚杆与拉力 型锚杆的对比试验,设计参数为:土层为硬塑~坚硬残积砾质粘性土,锚杆孔径150mm,承压板直径120mm,锚固段长度15m,锚筋为1860MPa4ϕj15.2钢绞线,设计浆体强度等级拉力 型锚杆25MPa,压力 型30MPa 。锚杆设计抗拔承载力 500kN,试验均在工程锚杆上进行,为避免损伤,试验最大荷载为设计值的1.5倍,即750kN 。拉力 型锚杆试验全部合格 。压力 型锚杆3条,试验最大荷载为500~600kN即呈破坏征兆,遂停止试验 。

理论上,拉力 型锚杆受力 后径向体积收缩,可能会造成浆体-地层粘结强度下降从而降低极限抗拔力 ,而压力 型锚杆径向体积膨胀,将提高浆体-地层粘结强度从而提高极限抗拔力 ,故同等条件下压力 型锚杆的极限抗拔力 应高于压力 型的 。但案例4的表现正好相反,推测是注浆体实际强度没有达到设计要求导致局部受压承载力 不足所致 。钻孔孔底经常残留有碎屑、泥浆难以清洗干净,第一次注浆通常采用孔底反向重力 式注浆法,碎屑、泥浆在水泥浆液冲击下可能会上翻夹裹在浆液中,导致孔底一定区段内浆体强度下降,而承载体恰好就位于该区段,受压面下浆体强度达不到设计要求的机率很高,导致锚杆局部受压承载力 下降的概率很大,这种施工质量不佳情况在锚杆较长、砂卵石层中不易清孔、倾角太大(如抗浮锚杆)等条件下较为常见 。于是重新施打了3条压力 型锚杆,采取了加长钻孔、用水泥浆洗孔、在承压板下二次高压注浆等措施 。试验荷载达到750kN时均无破坏,将其中一条继续加载,将近900kN时钢绞线断裂,试验停止 。以极限承载力 750kN按式9反算η=5.5,以900kN反算η=6.6,均高于表中数据,说明表中数据偏于安全 。

5  几点讨论

(1)考虑到η的复杂性及广泛性,上述几个案例很难说明表中数据的准确性 。实际上,表中数据的来源就决定了其不可能很准确,主因 之一为:数据是基于拉力 型锚杆经验得到的,所依据的拉力 型锚杆的极限抗拔力 对于压力 型锚杆来说是下限值,因 而所获得的η是偏于安全的低限值;压力 型锚杆极限局部受压承载力 应高于这个低限值,但高出多少,准确的区间值究竟是多少,只能根据压力 型锚杆自身试验来确定,而这类试验目前又很匮乏,这就造成了η值大致偏低、不太可能很准确 。所以,应该通过不断地长期地积累经验来逐步修正表中的η,使其准确性更高,而式9,就为如何积累经验提供了一条途径 。

(2)表中η不准确的另一个重要原因 ,即式9fc的不确定性 。表中fc应取实际浆体强度,但实际强度几乎无法知道,所以只能取理论强度、即设计值 。实际强度受不能振捣密实、温度及养护条件不同等多种因 素影响,很可能低于理论强度且存在着较大偏差,但偏差有多大几乎无从知道,而且浆体强度的离散程度也无从知道,因 此即使能够准确地取得极限局部受压承载力 ,也未必能够准确地计算出η 。

(3)表中假定了浆体强度等级为35MPa,如果强度等级假定为30MPa40MPa,则η也会相应变化,假定值的合理与否对η的准确与否有一定影响 。锚杆规范规定压力 型锚杆浆体强度等级不应低于35MPa,土层锚杆大多采用水泥净浆,笔者工程经验中,水泥净浆能达到这个强度等级已经很不容易,不太可能更高;岩层锚杆采用水泥砂浆或细石混凝土较多,浆体强度等级比较容易达到35MPa,但由于相对水泥净浆而言其稠度更小、流动性更差、更不易密实,实际强度与理论强度通常相差更多,故也不宜取得更高 。综合各种因 素,表中假定为35MPa较为合理 。

(4)按表中η及式9尽管不一定能够准确地计算出锚杆局部受压承载力 ,但其还是有积极意义的,至少可以在初步设计阶段帮助设计者有个大致上的判断,再通过试验去验证及最终确定,就像浆体-地层粘结强度一样 。另外,其对判断压力 型锚杆失败原因 也许能够提供有益帮助,如案例4所示 。

5)锚杆局部受压承载力 不足时,可能需要设置间接钢筋 。式9及表中η是基于素混凝土局部抗压强度的,不能直接用于有间接钢筋情况,但这种反算思路可供其参考 。

6)式9及表中η是基于等直径锚杆的,对扩大头锚杆不一定适用 。按混凝土规范,局压时的计算底面积不应大于受压面积Al9倍,即βl 3Ab以外的混凝土对局部抗压强度的提高几乎就不再起作用了 。扩大头锚杆浆体直径往往会超过承载体直径3倍,如图1b所示,此时Ab外围区域(Ac-Ab)的约束作用已经微弱,地层对浆体的侧限作用要通过该外围区域传递到受压面,很难起到太大作用 。另外,因 为泥浆碎屑很难清洗干净,扩大头区域的浆体质量很难保证,形成的可能不是水泥浆而是水泥土,这也是一些压力 型锚杆难以获得较大承载力 的原因  。

7表中η是基于相关标准提供的粘结强度推算出来的,因 粘结强度偏于安全,故η通常偏于安全 。

8)利用表中η及式9计算锚杆局部受压承载力 时,得到的是极限值,设计值应除以安全系数,建议安全系数取2 。

6  结论

(1)压力 型锚杆应进行浆体局部受压承载力 验算 。现有标准提供的验算公式,均基于有间接钢筋的混凝土强度及没能提供有效的注浆体强度影响系数η,故很难用于指导工程实践 。同时因 业界缺乏数据积累,目前阶段通过试验获取η的方法很难实施 。

(2)文中提出的以素混凝土局部抗压强度为基础的验算公式更为合理可行,该式亦可用于取得锚杆极限抗拔力 后反算η 。

(3)压力 型锚杆浆体是在侧限条件下工作的,与无侧限条件下的素混凝土相比,局部抗压强度提高幅度通常要大很多,后者不宜直接用于锚杆工程 。

(4)基于压力 型锚杆抗拔承载力 普遍大于拉力 型锚杆这一工程实践经验,将拉力 型锚杆极限抗拔力 N1视为压力 型锚杆极限局部受压承载力 ,再假定出合理的锚杆设计参数,则可利用验算公式反算出η,而N1可根据相关标准提供的锚杆浆体-地层粘结强度及假定设计参数估算出合理区间值 。

(5)按上述方法,可估算出不同岩土体中的η,分别为:粘性土2.6~5.2,粉土3.7~6.3,砂性土3.1~10.5,碎石土5.2~12.2,岩体4.8~18.2 。数值水平总体偏于安全,可供锚杆初步设计时参考 。

 

参考文献:

 

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