范文一:预应力锚杆(索)自由段长度在验收试验中的影响
预应力锚杆(索)自由段长度在验收试验中的影响
摘要:预应力锚杆(索)目前已经被广泛应用处理于开挖深度大、上部存在软土的基坑中,因其占用空间少,工作面大,节省了工程工期、解决了施工的技术难题、保证了基坑支护系统的可靠性、安全性。文章结合工程实例,通过预应力锚杆(索)验收中发现的问题来分析其自由段长度在验收试验中产生的影响。
关键词:预应力锚杆(索);位移;锚固段
预应力锚杆柔性支护技术,自上世纪90年代以来在国内工程建设中得到了应用推广,特别是在2000年以来广州地区基坑设计中预应力锚杆柔性支护型式已占相当大的比例。预应力锚杆柔性支护得到迅速发展,因其工程造价低,施工方便,工期短,基坑变形小,占地空间小,支护基坑的深度大,是广州市超深基坑支护结构的首选型式。
预应力锚杆柔性支护体系由支护面层、锚下承载结构、排水系统及预应力锚杆组成,其中预应力锚杆由众多的小吨位预应力系统组成,属于柔性支护体系。其原理是通过预应力锚杆被加固区锚固于潜在滑移面以外的稳定岩土体中,锚杆的预应力通过锚下承载结构和支护面层传递给加固岩土体。
一、预应力锚杆(索)验收要求
中国工程建设标准化协会标准编写的岩土锚杆(索)技术规程(CECS 22:2005),提到锚杆基本试验出现下列情况之一时,可判断锚杆破坏:(1)后一级荷载产生的锚头位移增量达到或超过前一级荷载产生的位移增量的2倍;(2)锚头位移持续增长;(3)锚杆杆体破坏。这三点都可以单独作为验收试验中终止加载的原因。而验收合格的锚杆应同时满足:(1)拉力型锚杆在最大试验荷载下所测得的总位移量,应超过该荷载下杆体自由段长度理论弹性伸长值的80%,且小于杆体自由段与1/2锚固段长度之和的理论弹性伸长值;(2)在最后一级荷载作用下1~10min锚杆蠕变量不大于1.0mm,如超过,则6~60min内锚杆蠕变量不大于2.0mm。
二、工程实例
广州市天河区某基坑三层地下室基坑支护工程工程地质勘察报告资料,施工期间测得各钻孔静止水位埋深为1.7米,抽水试验测得地层渗透系数为
1.50×10-4L/S,基坑支护为人工挖孔灌注桩+预应力锚索,基坑深度-14m,在基坑深度及影响范围内,场区地层情况及各土岩层力学性质参数见表1。
表1各土岩层力学指标
范文二:预应力锚杆(索)自由段长度在验收试验中影响
预应力锚杆(索)自由段长度在验收试验中影
响
摘要,预应力锚杆,索,目前已经被广泛应用处理于开挖深度大、上部存在软土的基坑中,因其占用空间少,工作面大,节省了工程工期、解决了施工的技术难题、保证了基坑支护系统的可靠性、安全性。文章结合工程实例,通过预应力锚杆,索,验收中发现的问题来分析其自由段长度在验收试验中产生的影响。
关键词,预应力锚杆,索,,位移,锚固段
预应力锚杆柔性支护技术,自上世纪90年代以来在国内工程建设中得到了应用推广,特别是在2000年以来广州地区基坑设计中预应力锚杆柔性支护型式已占相当大的比例。预应力锚杆柔性支护得到迅速发展,因其工程造价低,施工方便,工期短,基坑变形小,占地空间小,支护基坑的深度大,是广州市超深基坑支护结构的首选型式。
预应力锚杆柔性支护体系由支护面层、锚下承载结构、排水系统及预应力锚杆组成,其中预应力锚杆由众多的小吨位预应力系统组成,属于柔性支护体系。其原理是通过预应力锚杆被加固区锚固于潜在滑移面以外的稳定岩土体中,锚
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杆的预应力通过锚下承载结构和支护面层传递给加固岩土体。
一、预应力锚杆,索,验收要求
中国工程建设标准化协会标准编写的岩土锚杆,索,技术规程,CECS 22:2005,,提到锚杆基本试验出现下列情况之一时,可判断锚杆破坏,,1,后一级荷载产生的锚头位移增量达到或超过前一级荷载产生的位移增量的2倍,,2,锚头位移持续增长,,3,锚杆杆体破坏。这三点都可以单独作为验收试验中终止加载的原因。而验收合格的锚杆应同时满足,,1,拉力型锚杆在最大试验荷载下所测得的总位移量,应超过该荷载下杆体自由段长度理论弹性伸长值的80%,且小于杆体自由段与1/2锚固段长度之和的理论弹性伸长值,,2,在最后一级荷载作用下1,10min锚杆蠕变量不大于1.0mm,如超过,则6,60min内锚杆蠕变量不大于2.0mm。
二、工程实例
广州市天河区某基坑三层地下室基坑支护工程工程地质勘察报告资料,施工期间测得各钻孔静止水位埋深为1.7米,抽水试验测得地层渗透系数为1.50×10-4L/S,基坑支护为人工挖孔灌注桩+预应力锚索,基坑深度-14m,在基坑深度及影响范围内,场区地层情况及各土岩层力学性质参数见表1。
表1各土岩层力学指标
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锚杆验收数量为锚杆总数的5%,且不得少于3根,临时性锚杆的最大试验荷载取锚杆轴向拉力设计值的1.2倍。因篇幅限制不取全部试验锚索结果进行对比,仅取其中的三根锚索试验结果进行对比。锚索轴向拉力设计值Nu为400kN,最大试验荷载取480kN,分六级加载,加载等级分别为Nu的0.10、0.30、0.50、0.65、0.80、1.00、1.20倍。试验锚索均为该基坑的第二排锚杆,距离填土层约8米。
三、预应力锚索试验结果
预应力锚索张拉使用液压型600kN千斤顶及油压表,编号,04-8-15226,,检验后的插值公式Y=0.078X+0.48,,电动油压泵加压系统。
预应力锚索采用1860级四索高强低松弛钢绞线,规格为7×Φj15,,公称直径Φ15.24mm,锚索角度30?,锚索钻孔
Φ150,一桩一锚,锚固段进入强,中,风化岩不小于7m,试验前锚索均未锁定,设计锚索长度32m,自由段10m,锁定荷载为300kN。预应力锚索试验结果见表2,其中为Nu预应力锚索轴向拉力设计值,。
表2预应力锚索累计位移量试验结果,单位,mm,
钢绞线截面积取140mm2,钢绞线弹性模量取195GPa,预应力锚索理论计算总位移量的下限为35.16mm,上限为92.31mm。如果完全从规范的要求判断该三根锚索中预锚1
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和预锚2为不合格,预锚3为合格。三根预锚的最大极限荷载分别为260kN、0kN、480kN。在试验的过程中本人观察到有部分锚杆在小荷载下,荷载小于设计轴向拉力0.65的荷载,的位移量偏大,而在大荷载的情况下相对位移量较小,如果不从位移量判断,尽管预锚1在小荷载下的位移量比较大,该三根锚索的最大试验荷载均可以达到,而且稳定。
四、预应力锚索试验结果分析及基坑监测
从表2看,预锚1的位移量变化偏大,后期趋向发散,在最大试验荷载下稳定,预锚2的位移量在小于0.65Nu的荷载下比较大,在0.10Nu到0.30Nu的荷载下位移量就有79.94mm,后期趋于稳定,预锚3的位移量比较正常,位移量在理论计算范围内。
对同一地质条件,相同长度的锚杆,索,在相同荷载条件下,自由段的长短对总位移的影响是自由段越短,总位移的越小,自由段越长,总位移的越大。正常的锚杆,索,的总位移位于理论计算的下限和上限之间。
根据地质条件,可以把锚杆,索,看成三段,自由段、土层锚固段,包括全风化层锚固段,而淤泥及淤泥质层的锚固段可当自由段,和岩层锚固段。锚杆,索,的位移是自由段伸长量和锚固段相对于土体的位移总和。从三根预锚的位移分析,预锚1总位移偏大,而且大荷载下的位移也较大,该锚索可以达到最大荷载,锚索杆体未破坏,只是岩层锚固
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段锚固力比较小或无岩层锚固力,而土层锚固段提供的摩擦力比较小,导致该锚索总位移偏大。预锚2和预锚3尽管小荷载下的位移偏大,但在大荷载下,岩层锚固段提供的摩擦力比较大,后期位移偏小。
对于可能造成位移量偏大的原因在试验上可能是试验锚具夹片滑动,通过试验后夹具的痕迹排除这种可能性,而且这种因素对锚杆的判断不会造成很大的影响,在施工上可能为注浆上的因素,而注浆差的锚索等效于增加了自由段的长度,在设计上可能为锚索长度控制有关,特别是自由段长度的控制。规范规定,“锚杆自由段长度不宜小于5m,对于倾斜锚杆,其自由段长度应超过破裂面1m”,该工程锚索自由段按近似1/3锚杆长度的施工经验设计。
预应力锚索理论计算总位移量的下限为35.16mm,上限为92.31mm。如果完全按规范判断,三根锚索中预锚1和预锚2为不合格,预锚3为合格。三根预锚的最大极限荷载分别为260kN、120kN、480kN。而从锁定力300kN看,预锚1后期位移较大,预锚2和预锚3后期位移较小。考虑到锁定后对基坑的影响,对预锚1进行了处理,即加钻了两根锚索。
基坑在分段开挖土方进行锚索施工,待锚索锁定后进行基坑中部大面积的开挖,监测结果知该基坑侧向位移较小,锚索锁定后基坑侧向位移最大值仅19.00mm,未超过设计水
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平位移控制值35.00mm,0.0025H,,基坑稳定。
五、结语
柔性支护体系受力主要依靠锚下承载结构承担锚固力,自由段在设计较长的情况下会导致小荷载下的伸长量明显,在大荷载时会出现本案例的伸长量相对较小的情况,在验收时锚杆,索,均未锁定状态,这样会增加基坑的安全隐患,特别是对侧向位移要求较高的基坑。
锚杆,索,验收中规定在最大试验荷载下所测得的总位移量,应超过该荷载下杆体自由段长度理论弹性伸长值的80%,是考虑到自由段过短不能充分发挥锚下承载结构下端受力而要求的,但对于自由段长度上限未做定性规定。
对大荷载下锚杆位移相对小的锚杆进行验收时,如果对按设计要求锁定的锚杆,索,,初始张力为残余锁定力,进行张拉可能会发现锚杆,索,能够满足设计要求的极限荷载,而不能发现该锚杆的实际位移量,如本案例中的锚索在小荷载下因为未锁定时张拉产生较大的位移量,,而自由段过长的锚杆,索,仅依靠锚下承载结构特别是岩层锚固段提供的锚固力,尽管可以满足锚杆,索,极限设计荷载需要,但未利用土层段所能提供的的摩擦力,在施工上显然不够经济,对无岩层锚固段的锚杆,索,,土层锚固段的摩擦力有限,在荷载作用下的位移较大,对基坑的施工安全存在很大的隐患。
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注,文章内的图表及公式请以PDF格式查看
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范文三:压力型锚杆锚固段长度确定方法研究
压力型锚杆锚固段长度确定方法研究
多吉美 http://www.djmyddg.com/
摘 要:通过对压力型锚杆锚固段的受力分析,推导出了压力型锚杆锚固段的轴力分布和剪应力分布,以及锚固段长度的计算公式。并在此基础上进一步分析了压力型锚杆锚固段长度与岩土体弹性模量、泊松比、粘聚力以及内摩擦角等参数的关系。结果表明:锚固段长度随岩土体弹性模量、粘聚力和内摩擦角的增大而减小;随岩土体泊松比的增大几乎呈线性增加,但增幅极为有限;随拉拔荷载的增加而增加。
关键词:压力型锚杆;锚固段长度;理想弹塑性
随着经济建设的发展和科学技术的进步,岩土锚固技术已在边坡、基坑、矿井、隧洞、地下工程、水坝等工程建设中得到了广泛的应用[15]。而在岩土锚固技术中,锚固段长度的计算是至关重要的一个环节。规范[6]规定:对于土层锚杆,锚固段长度不应小于4 m,且不宜大于10 m;对于岩石锚杆,锚固段长度不应小于3,且不宜大于6.5 m或8 m(对预应力锚索)。文献[712]的研究都表明,锚杆的承载力并不随锚固段长度的增加而一直增长,超过一定的长度后,超出的锚固段长度几乎不起作用。张洁等[13]通过理论分析和研究得出了锚杆临界锚固段长度的求解公式,但需要通过现场拉拔试验的PS关系反演获得锚杆的侧摩阻刚度系数,或者需要监测出锚杆锚固段后1/3点处的轴力,这给锚杆的前期设计工作带来一定的困难,使用起来不是很方便。且该公式仅限用于拉力型锚杆。
而目前,由于压力型锚杆具有较好的受力性能和防腐特性,在实际工程中尤其是永久性工程中被广泛使用[13,9,11],但有关压力型锚杆锚固段长度计算方法的研究成果相对较少。曹兴松等[14]采用Winkler假设,基于锚索粘结应力分布的特点,通过锚索锚固段受力状态分析和应力分布规律,利用理论与试验结果相对比,提出了一种新的设计方法,但引入了综合切向刚度系数,且确定该系数存在一定的困难,使用不便。规范[6]假定锚固段上的侧摩阻力均匀分布,据此设计锚固段长度,虽计算简便,但又与锚固段侧摩阻力非线性分布的客观事实不符。因此,故本文在文献[15]和[16]研究成果的基础上,考虑锚固体与岩土体间的粘结力,引入岩土体粘聚力工作条件系数,对压力型锚杆锚固段长度的计算方法进行了一定的研究和分析。
廖 军,等:压力型锚杆锚固段长度确定方法研究
1 理论推导
1.1 基本假设
以压力型锚杆底部的承载体为坐标原点建立一维直角坐标系,如图1所示。
为方便计算分析,假定锚固层的荷载传递模型为理想的弹塑性模型[17],承载体截面处的剪应力达到极限侧摩阻力时,锚杆达到极限承载力,锚杆在达到极限承载力之前,锚固层处于弹性工作状态[13];锚固体与岩土体交界面上满足库仑准则;锚固体截面上的轴向应力均匀分布。
1.2 公式推导
沿锚固体轴线方向取一微段进行受力分析,如图2所示。由微元体的水平方向平衡可得:
锚固体受压,会对周围岩土体产生径向的挤压效应(不同于拉力型锚杆),锚固体和岩土体界面上的外摩擦角可能大于岩土体内摩擦角。考虑到实际锚固体与岩土体间粘结力和岩土体粘聚力的差异,1.3 锚固段长度计算
承载体截面处剪应力达到极限侧摩阻力之前,实际发挥作用的锚固段长度随外荷载的增加而增加,锚固体与岩土体界面上相应的剪力也不断增加,并逐渐向更深处传递。从式(11)可以看出,压力型预应力锚杆中锚固体内任一点x处的轴压力随锚固体长度的增加呈指数衰减,直至为0,轴力零点与承载体间的锚固段长度为实际发挥作用的锚固段长度,也就是锚固段上荷载的传递长度。令式(11)等于零,得:
对于即定的锚杆体系,其极限承载力是诸多结构极限承载力的综合反映,锚杆体系的极限承载力取决于这些极限承载力中的最小值。如果需要提高锚杆体系的极限承载力,就需要保证体系中极限承载力最小的结构满足设计要求即可。
锚杆体系的极限承载力由以下极限承载力综合决定:锚下承载结构极限承载力Pu1、锚下岩土体极限承载力Pu2、锚杆杆体的极限承载力Pu3、锚固体的极限抗压承载力Pu4和锚固体极限侧阻力Pu5。其值取决于五者当中的最小值,即
则锚杆体系对应的锚固段长度为:
根据侧摩阻力非线性分布的假设,当按规范[4]计算得到锚固段长度大于式(14)计算得到的锚固段长度时,宜将压力型锚杆(集中型)设计成压力分散型锚杆,以降低锚固段侧摩阻力峰值,并使其充分发挥。
2 锚固段长度因素影响分析
为研究岩土体的弹性模量、泊松比、粘聚力、内摩擦角和外荷载对压力型锚杆中的锚固段长度的影响,选取典型的岩土体和锚固体参数对其进行分析,其中锚固体与岩土体界面外摩擦角取岩土体内摩擦角,具体参数见表1。在对其中一个参数进行分析时,其它参数保持不变。
名称弹性模量/MPa泊松比粘聚力/kPa内摩擦角/(?)预应力/kN直径/mm
2.1 岩土体弹性模量的影响
图4是在不同的岩土体弹性模量下得到的锚固体的锚固段长度分布图。从图中可以清楚地看出,岩土体弹性模量越大,
即岩土体越坚硬,则需要的锚固段长度越小。对一般土体而言,其弹性模量介于10,1 000 MPa之间时,对应的锚固段长度介于105,7.5 m之间;对一般岩体而言,其弹性模量介于1 000,6 000 MPa之间时,对应的锚固段长度介于7.5,3.7 m之间。
2.2 岩土体泊松比的影响
图5是在不同的岩土体泊松比下得到的锚固体的锚固段长度分布图。从图中可以清楚地看出,锚固体的锚固段长度随泊松比的增加而增加,且有明显的线性关系。但是泊松比从0.1增加到0.4时,锚固段长度仅从5.6 m增加到6.1 m,增幅仅约9%,可见岩土体泊松比对锚固段长度的影响很小,几乎可以忽略不计。因此,在用式(12)和(14)对压力型锚杆的锚固段长度进行估算和设计时,基本可以忽略岩土体泊松比变化对锚杆锚固段长度求解结果的影响。 2.3 岩土体粘聚力的影响
图6是在不同的岩土体粘聚力下得到的锚固体的锚固段长度分布图。从图中可以看出,岩土体粘聚力越大,锚固段长度越小。对于一般土体而言,其粘聚力介于10,40 kPa之间时,对应的锚固段长度介于12.4,6.1 m,且锚固段长度随粘聚力的增加急剧减小;对于一般岩体而言,其粘聚力大于40 kPa时,锚固段长度小于6.1 m,当粘聚力大于150 kPa时,锚固段长度小于2.3 m,且变化缓慢。
2.4 岩土体内摩擦角的影响
图7是在不同的岩土体内摩擦角下得到的锚固体的锚固段长度分布图。从图中可以看出,锚固段长度整体上随内摩擦角的增加而减小。对于一般土体而言,内摩擦角小于30?,锚固段长度介于5.0,10.2 m之间;对于一般岩体而言,内摩擦角大于30?,锚固段长度小于5.0 m。
2.5 外荷载的影响
图8是压力型锚杆在不同外荷载作用下得到的锚固体的锚固段长度分布图。从图中可以看出,当外荷载较小时,锚固体
上荷载的传递范围较小,即实际发挥作用的锚固体长度较小;当外荷载增大时,锚固体上的荷载向更深处传递,即实际发挥作用的锚固体长度随荷载的增大而增加。从图中可以看出预应力从20 kN增加到500 kN时,锚固段长度从1.0 m增加到10.0 m。
3 实验验证
采用文献[18]在压力型锚杆试验中监测的试验数据与本文计算结果进行对比验证。该试验中M1锚杆的有关参数为模型尺寸:5 m×0.8 m×0.8 m;锚索:2根1 860 K级15.24高强度低松弛无粘结钢绞线(极限承载力518 kN),锚具OVM154型,95钢质承载体,20钢绞线孔,架线环每隔2 m设置1个,预应力设计值200 kN,预应力锁定值为220 kN。锚固体和模拟软岩的有关参数如下表2所示。
名称弹性模量/GPa泊松比粘聚力/kPa内摩擦角/(?)直径/mm
试验在张拉力为200、440 kN作用下监测得到的荷载在锚固段中的传递长度分别为0.25、0.55 m(都为监测点布置位置),考虑到实际监测的荷载传递长度(承载体至轴力零点的距离)只能是承载体至监测点的长度。
根据式(11)求得在不同张拉荷载下,锚固段上的轴力分布如图9所示。从图中可以看出,不同张拉荷载下,锚固段上的轴力分布很不均匀,荷载较大时,轴力衰减较快。采用本文推导公式计算得到试验锚杆在外荷载200、440 kN时,对应的锚固段长度分别为0.31、0.51 m。理论计算值和实测值比较吻合。
另外,假定锚杆体系的极限承载力最终由锚索的极限承载力(518 kN)控制,可求得该实验锚杆体系达到极限荷载时,对应所需的锚固段长度约为056 m。
4 讨 论
考虑锚固体与岩土界面侧摩阻力的非线性分布,得到了计算锚固段长度的解析式,计算结果与试验结果吻合较好,说明
本文计算方法正确可行。通过研究了不同岩土体参数下锚固段长度的变化范围,从图4,8可以看出,本文求解结果与规范建议的锚固段长度取值范围比较吻合,说明规范对锚固段长度的建议值是比较合理的。但是由于规范简单地假定锚固段侧摩阻力均匀分布,因此,当实际锚固段长度取值小于规范值时,对应的最大外荷载在锚固体与岩土界面产生的剪应力实际上要小于侧阻力极限值,结果偏安全;而当实际锚固段长度大于规范值时,在对应最大外荷载情况下,承载体处的侧阻力达极限时,由于在超出本文锚固段长度计算值或规范建议值以外的锚固段的实际侧阻力发挥作用很小,此时仍按规范的侧阻力均匀分布计算锚固段长度,有可能导致承载体在锚固段附件率先发生破坏并引发破坏长度进一步延伸,即渐进性破坏,使得锚固体总锚固力达不到设计要求,计算结果偏不安全,在实际工程中需引起注意。因此,当锚固段长度过长时,建议采取压力分散型锚索[15,18],通过承载体作用来分担荷载,降低侧摩阻力峰值,充分发挥侧摩阻力强度,从而保证总锚固力满足设计要求。
5 结 语
1)推导出了压力型锚杆锚固段的剪应力和轴力计算公式,以及求解锚固段长度的解析式。式中的参数简便易得,计算方便,对压力型锚杆和压力分散型锚杆锚固段长度设计有很好的指导意义。
2)分析结果表明压力型锚杆的锚固段长度随岩土体弹性模量的增大而减小;随岩土体泊松比的增加成线性增长,但影响极为有限,几乎可以忽略不计;随岩土体粘聚力的增加而减小,且粘聚力小于40 kPa时,减小较快,大于40 kPa时,减小较慢;随内摩擦角的增大而减小;随外荷载(不超过锚杆体系的极限承载力时)的增大而增大。
3)不同岩土体弹性模量、泊松比、粘聚力、内摩擦角以及外荷载下得到的锚固段长度范围与规范的要求比较吻合。因此,考虑侧摩阻力的非线性分布规律,单个承载体对应的锚固
段长度取值不宜大于规范建议值,取值过大会使侧摩阻力不能充分发挥,造成总锚固力偏不安全,实际工程中应引起注意。
4)本文提出的压力型锚杆的锚固段长度计算公式求解的结果与室内试验实测的荷载传递长度比较吻合。对压力型锚杆锚固长度的解答可为实际工程中锚固段长度的设计提供一定的参考。
多吉美
范文四:预应力锚杆锚固段长度的研究
预应力锚杆锚固段长度的研究
122 张友葩 ,高永涛 ,吴顺川 (1. 泛华建设集团 市场部,北京 100055;2. 北京科技大学 土木与环境工程学院,北京 100083)
摘要:通过对锚杆承载机理的分析,根据预应力锚杆在同一拉拔力作用下锚固段的切向位移越小锚杆的承载性能
越好这一特性,给出了杆体切向位移的计算方法。根据工程实际,利用预应力锚杆在拉拔过程中所测试到的切
向位移,对杆体的锚固段长度进行了比较系统的分析,并由此得出了在 180 kN 预应力值下锚杆的最佳锚固段长
度。
关键词:岩石力学;预应力锚杆;锚固段长度;切向位移;拉拔力
中图分类号:TD 353 文献标识码:A 文章编号:1000–6915(2005)06–0980–07
STUDY ON BONDING LENGTH OF PRESTRESS ANCHOR BAR
122ZHANG You-pa,GAO Yong-tao,WU Shun-chuan
(1. Marketing Department,Pan-China Construction Group,Beijing 100055,China; 2. School of Civil and Environmental Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China) Abstract:Through the analysis of loading characteristics and with the consideration of loading mechanism of smaller shear displacement with better loading properties of prestressed anchor bar,the analytical method of shear displacement was discussed. By using a practical engineering case of unstable retaining wall,which is located in Tai an city,Shandong province,the practice bonding length of prestressed anchor bar was analyzed systemically with some in-situ pull-loading displacement data. Finally,the optimum bonding length of prestressed anchor bar under the 180 kN prestressed load was achieved.
Key words:rock mechanics;prestressed anchor bar;bonding length;shear displacement;pull-loading
状况进行了比较系统的分析研究,同时 Fujita 和
Jean-Loius Briaud 以及我国的程良奎等人,通过对 引言1
前人研究成果的总结分析,提出了临界锚固段长度
的概念,并认为在一定条件下,锚固体超过一定的 锚杆作为一种支承结构广泛应用于隧道支护、长度,极限抗拔力会增加得很少。文[14,15]通过 边坡加固、路基加固及堤坝加固等岩土工程中。根 系统的室内试验,提出了锚杆长度、直径以及锚固 据锚杆的结构,锚杆是通过杆体(钢束)和注浆形成 段长度和拉拔力之间的关系式,但是这一关系式只 的锚固体与锚固层之间的摩擦作用来进行载荷传递 能局限于一定范围内的锚杆长度及锚固段长度,不 ,[16]的,传递机理非常复杂。自 20 世纪 70 年代以 可能由此去计算出临界状态下锚杆杆体以及锚固段 来,文[7,13]分别对粘性土和粒状土中的锚杆应力 的长度。同时,由于没有具体的应用实例,因而缺 传递和锚固体表面摩擦阻力沿锚固体长度上的分布
收稿日期:2003–01–26;修回日期:2003–04–24
作者简介:张友葩(1965–),男,博士,现任高级工程师,主要从事岩土工程失稳机理及加固技术方面的研究工作。E-mail:patarnn@vip.sina.com。
第 24 卷 第 6 期 张友葩等. 预应力锚杆锚固段长度的研究 ?981 ?
移是由自由段钢筋的弹性变形、锚固体的弹性变形、 乏一定的说服力。锚固段长度是预应力锚杆加固结
构中的一个非常重要的参数。根据工程加固设计中 锚固体与锚固层之间的切向变形、杆体与固结体之 不同的锚固段长度,以及拉拔过程中杆体的位移变 间的切向变形、自由段和锚固体的塑性变形及锚具
化情况,本文将对预应力锚杆锚固段长度进行研 和垫板之间的接触间隙等组成。锚杆的塑性变形一
般很小,可以忽略,同时,在对锚杆施加预应力的 究。
过程中,通过对锚杆的多次张拉,可以消除接触间
隙的影响,由此锚杆的总位移可以表示为
工程概况2
(1) s s s s s fe ae as bs
式中: s,s,s,s分别为杆体自由段的弹性位 位于山东省泰安市境内的某高速公路挡土墙,feaeasbs
在外部车辆载荷的长期作用下墙体局部出现了破裂 移、锚固体的弹性位移、杆体的切向位移以及杆体和整体外倾。为保证公路交通的安全,受山东省公 与固结体之间的切向位移。如果将锚固段作为一个 路局的委托,北京科技大学针对工程的实际情况开 整体,则杆体与固结体之间的切向位移可以忽略, 展了一系列的研究,在确保公路正常通行的情况 由此式(1)可以表示为
下,最终确定采用预应力锚杆支护,其加固方案示
意图如图 1 所示。锚杆载荷传递方式如图 2 所示。 (2) s s s s fe ae as
其中,
pL f 杆体位移3 s (3) fe E A s s
式中: E,A分别为杆体的弹性模量和截面积;其3.1 切向位移的计算方法 ss
根据锚杆的受力状态及结构特性,杆体的总位余符号见图 2。在锚杆自由段长度一定的情况下,
图 1 加固方案示意图
Fig.1 Reinforcement of instability retaining wall-soil slope system
图 2 锚杆载荷传递方式
Fig.2 Pull-loading transferring mechanism of prestress anchor bar
?982? 岩石力学与工程学报2005
这一位移可以进行简单的定量计算。同样,根据作根据式(10),在极限状态下,锚杆锚固段的切向位 用于锚固段上端部的轴向力,也可以对锚固体的弹 移与自由段的长度、土层与锚固体的粘结应力以及 性位移进行分析,即 锚固段长度的平方呈负相关关系。在正常载荷状态 下,锚固段切向位移与各因素之间的相关关系会发 pL a生变化。因此,根据式(10)和锚杆的其他设计参数, s (4) ae E A a a 就可以得出在不同的拉拔力作用下锚杆的切向位移
表达式。 应力集度 q 可以表示为
3.2 弹性位移的计算
dp(x) 根据工程的实际情况,可以计算出锚杆在不同张 q p D dx 拉载荷作用下 s 的表达式。各参数取值见表 1。 as 轴向力 p( x) 可以表示为
ds 1 ae2 p( x) p D E(5) 表 1 各参数取值a 4 dx Parameter values Table 1
式中:E为锚固段的等效弹性模量和锚固体与周围 a D E E A s c s ,2 岩土的粘结刚度,是由注浆体和杆体组成的一个有,,,222/N?mm /N?mm /N?mm / mm /mm 机整体,可以表示为 540.21 2 205 0.16 115 2.1×10 2.23×10
注:表中数据为现场所测实际数据,杆体的有效直径为 53 mm 。 1 E E E (6) a c s 1 1
根据表 1 中的数据, s 可以简单表示为 as 式中:E为注浆体的弹性模量, 为杆体在锚固段 c p = 180 kN 时,有 横截面上的面积比。
因此,根据以上各式可以得出在极限载荷下s 180 4 4 as(11a) s s 3.887 10 L 3.153 10 L(mm) asf 180 a 为
p = 135 kN 时,有
p L 4 u f 2 135 4 4 (7) s s L as a (11b) s s 2.915 10 L 2.365 10 L(mm) as135 f a EA 1 s s E E D c s 1 1 p = 90 kN 时,有
4 4 90 (11c) ss 1.944 10 L 1.576 10 L(mm) as 90f a 式中: p为锚杆的设计极限拉拔力。 u
p = 45 kN 时,有 在正常的拉拔过程中,由于锚杆并没有处于极
限平衡状态,所以,此时 s 应表示为 45 5 5 as (11d) s s 9.718 10 L 7.883 10 L(mm) asf 45 a
p L i 4f a2 L(8) s s as a EA 1 4 锚杆的实际张拉结果及分析 s s E E D c s 1 1
4.1 张拉试验 i为应力系数,可以表示为式中: a 根据工程的实际施工情况,当第一批次锚杆施
p p 工完成 28 d 后,选择其中的 3 根锚杆进行试验性张 i (9) a pp DL 拉,其最大张拉载荷设置为 270 kN,整个张拉过程 u a
分 5 级完成,每级张拉载荷分别为 50,100,150, 根据式(8)和(9)可以得出在正常拉拔条件下 s as
210,270 kN,每级载荷的驻留观测时间分别为 5, 为
5,5,10,15 min。 L= 6 m 时锚杆张拉试验结果 a p L 4 p f Ls (10) s 如图 3 所示。 as a EA 1 s s 2 E E p D 从试验结果可以看出,随着张拉载荷的增加,c s 1 1 杆体位移趋于相对稳定的增大趋势,在 1.5 倍的设
根据锚杆的受力特性,在外部载荷一定的情况计张拉载荷下,杆体的位移没有出现急速增加的现 下,锚固段的切向位移越小,锚杆稳定性就越好。
第 24 卷 第 6 期 张友葩等. 预应力锚杆锚固段长度的研究 ?983 ?
象,所以锚杆的整体是稳定的,达到了设计要求,
可以进行张拉试验。
张拉仪器为 ZB2×2/50 拉伸仪、百分仪;最大 张拉载荷 N= 180 kN;杆体长度 L = 12 m;锚固段 t kN 长度 L = 5,6,7 m;自由段长度 L= 7,6,5 m; a f
驻留时间为 5,5,5,10 min。
张拉载荷/ 4.2 张拉结果
锚固段长度一定时不同张拉载荷下杆体位移
比较如图 4,6 所示。
从图中可以看出:个别锚杆位移记数出现“坏
值”,因而在分析过程中应该将这部分数据剔除;在 杆体位移/mm # # 锚固段长度为 7 m 的情况下,29 和 31 锚杆在拉 图 3 L= 6 m 时锚杆张拉试验结果 a
拔过程中出现较大位移。 In-situ test results of pull-loading under L= 6 m a Fig.3
/mm
杆体位移
锚杆编号
图 4 L= 5 m 时不同张拉载荷下杆体位移比较 a
Fig.4 Displacement comparison of prestress anchor bar in different pull-loading under L= 5 m a /mm
杆体位移
锚杆编号
图 5 L= 6 m 时不同张拉载荷下杆体位移比较 a
Fig.5 Displacement comparison of prestress anchor bar in different pull-loading under L= 6 m a
?984? 岩石力学与工程学报2005
/mm
杆体位移
锚杆编号
图 6 L= 7 m 时不同张拉载荷下杆体的位移比较 a
Fig.6 Displacement comparison of prestress anchor bar in different pull-loading under L= 7 m a
究其原因,可能是由于这 2 根锚杆位于挡土墙
表 2 杆体的弹性位移最下一排,施工比较困难,因而锚头垫板与锚台的
Table 2 Elastic displacement of prestress anchor bar 接触面相对不平整,由此导致垫板与锚台之间的间
p / kN L/ ms/ mm a e 隙过大。 4.3 结果分析 5 1.074
6 1.056 为便于分析,按式(11)可以计算出不同锚固段 45 7 1.038 长度在不同的拉拔力作用下杆体的弹性位移,具体
5 2.149 计算结果见表 2。而杆体实际的位移数据处理结果 90 6 2.112 见表 3。 下面做进一步的数据处理,杆体的切向位 7 2.075 移(见 表 4)可根据公式以及现场的测试结果得出,其公式为 5 3.223 n 135 6 3.168 s i 7 3.113 i 1 s (12) n 5 4.297 n 1 180 6 4.224 2 (13) ( s s ) i 7 4.151 i 1 n 1 (14) ? s (16) s rs n s 1.704 4.678 ? (15) r 1 s 2 式中: s 为杆体的标准位移,n 为试验的个体数。 n n n
表 3 数据处理结果
Table 3 Data proceeding results
p/kN ? ? ? rrrssss s s 5 6 7 s5 s6 s7 s5 s6 s7 5 6 7 567
45 1.479 0.236 0.028 0.059 0.157 0.020 0.040 1.046 1.005 1.012 1.572 1.425 1.497 1.503 1.418
90 2.199 2.247 0.100 0.066 0.113 0.048 0.027 0.051 1.014 1.006 1.015 2.218 2.212 2.281 2.187 135 4.405 4.310 4.381 0.144 0.106 0.186 0.033 0.028 0.042 1.010 1.007 1.012 4.449 4.340 4.434 180 6.139 5.546 5.849 0.170 0.139 0.206 0.028 0.025 0.035 1.008 1.006 1.010 6.188 5.579 5.908
?2? 岩石力学与工程学报 2005 第 24 卷 第 6 期 张友葩等. 预应力锚杆锚固段长度的研究 ?985 ?
2 4 2 s 1.4ep 0.019 p 0.95 as 表 4 杆体的切向位移 6 3 2 3 s 3.8ep 0.001 4 p 0.15 p 4.6 as Table 4 Shear-displacement of anchor bar 4 8 4 5 3 2 s 4.7ep 1.7ep 0.001 9 p 0.065 p as p/kN L/ms/mma as 5 10 5 7 4 5 3 6.7e p 2.5e p 3.0e p 0.001 1p2 s as 5 0.498 45 6 0.369 (17)
7 0.459 L= 6 m 时: a
5 0.069 2 5 2 s 5.6ep 0.003 6 p 0.31 as 90 6 0.100 6 3 2 3 s 4.1ep 0.001 4 p 0.14 p 4.2 as 7 0.206 4 8 4 5 3 2 s 4.3ep 1.5ep 0.001 6 p 0.053 p as 5 1.226 5 10 5 7 4 5 3 4 s 5.4e p 2e p 2.3e p 8.7e p2 as 6 1.172 135 (18) 7 1.321
L= 7 m 时: a 5 1.891 5 2 2 180 6 1.355 s 8.5ep 0.008 p 0.54 as 3 7 1.757 6 3 2 s 3.7ep 0.001 3 p 0.13 p 4.1 as 4 8 4 5 3 2 s 4.2ep 1.5ep 0.001 6 p 0.056 p as 5 根据表 2 和 3,可以得出在不同拉应力下杆体 10 5 7 4 5 3 5.7e p 2.2e p 2.6e p 9.9e 4 p 2 s as 的切向位移。根据表 4 的结果,初始拉拔时的切向
(19) 位移明显大于二次拉拔时的切向位移,这主要是由
于锚杆端部的垫板与锚头之间存在着一定的间隙的 根据其中的最佳拟合方程(二次),可以得出杆 缘故。为了能够比较准确地反映出拉拔力与杆体切 体的切向位移与拉拔力关系的拟合曲线(见图 7),根 向位移,需要对结果作进一步的处理。 据这一结果,锚固段长度为 6 m 时,杆体的切向位
不同因次的拟合方程可以表示为 移相对最小。因此,在锚杆长度为 12 m 时,杆体 L= 5 m 时: a 的锚固段长度取 6 m,此时锚杆的稳定性最佳。
/mm
杆体的切向位移
拉拔力 p / kN
图 7 杆体的切向位移与拉拔力关系的拟合曲线 Fig.7 The final fit curves of pull-loading vs. shear displacement under different bonding length
?2? 岩石力学与工程学报 2005 ?986? 岩石力学与工程学报2005
effects of choice in comparison to reinforcement rate[J]. Research in
Developmental Disabilities,1998,19(2):181–187. 张季如,唐保 结论5 付. 锚杆载荷传递机理分析的双曲函数模型[J]. 岩 土工程学[5] 2002,24(3):188–192.(Zhang Jiru,Tang Baofu. 报,
分析结果表明:当锚杆长度一定时,在一定的Hyperbolic function model to analyze load transfer mechanism on 拉拔力作用下锚杆锚固段长度会有一个临界值,超 bolts[J]. China Journal of Geotechnical Engineering,2002,24(3): 过这一长度杆体的切向位移就会增加。因为根据注 188–192.(in Chinese))
浆体与周围岩土结合应力的分布关系,杆体的固定 张友葩,高永涛,吴顺川等. 基于改进神经网络的预应力锚杆布
[6] 置间距的研究[J]. 长安大学学报(自然科学版),2003,23(3):5– 长度愈短,愈能发挥杆体与浆体以及浆体与周围岩
10.(Zhang Youpa,Gao Yongtao,Wu Shunchuan,et al. Study on the 土体的结合力,而随着锚固段长度的增加,锚固体
range interval distance of perforce grouting anchors using update 单位长度上的表面摩擦阻力就会逐渐减少。在达到 neural network[J]. Journal of Chang an University(Natural Science), 一定的长度后,摩擦阻力就会消失,当然锚固段的 2003,23(3):5–10.(in Chinese)) 长度也不能太短,其长度在能够充分发挥注浆体与 Evangelista A,Sapio G. Behaviour of ground anchors in stiff clays[A]. 周围岩土体的结合应力的同时,必须保证杆体有足 In : Proceedings of the 9th International Conference on Soil [7] 够的应力储备,以保证杆体和被加固结构的整体稳 Mechanics and Foundation Engineering[C]. [s. l.]:[s. n.],1977. 定性。因此,在一定工程背景下,寻求合理锚固段 39–47.
长度是加固工程能否成功的一个关键因素。 Jean L B,William F P,David E W. Grouted anchors have short
根据上述分析结果,随着杆体锚固段长度的增 tendon bond length[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental
Engineering,ASCE,1998,124(2):110–120. 加,杆体所承受的拉应力与粘结应力比值的增加趋 [8]
势不明显,这说明在一定的拉拔载荷下,一味地追 Chungsik Y. Behavior of braced and anchored wall in soils overlying
rock[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 求锚固段长度对提高锚杆拉拔力意义不大。综合各
2001,127(3):225–232. 方面的因素,根据对实际拉拔结果的分析,杆体的 [9] 程良奎,范景伦,韩 军等. 岩土锚固[M]. 北京:中国建筑工业 锚固段长度以 6 m 最为合适。当然,应该指出的是, 出版社,2003.(Cheng Liangkui,Fan Jinglun,Han Jun,et al. 锚固段摩擦阻力的发挥应该是锚固体与锚固层面剪 Rock-soil Anchorage Engineering[M]. Beijing:China Architecture 切位移的函数,其大小除与锚固层的物理及力学性 [10] and Building Press,2003.(in Chinese)) 质有关外,还取决于锚固体及杆体表面的粗糙度、 雷晓燕. 岩土工程数值计算[M]. 1999. 北京:铁道工业出版社,浆液的种类、注浆压力、注浆次数以及外部载荷环 (Lei Xiaoyan. Numerical Model Computing of Geomechanics 境等多种因素。本次分析虽然只是针对某项工程在 Engineering[M]. Beijing:China Railway Publishing House,1999.(in 一定工程背景下的具体分析,但是其分析的方法可 Chinese)) [11]
李 珠,王显耀,梁为民等. 土对锚杆的摩擦阻力试验研究与分 以运用于不同的工程实际情况。
析[J]. 工程力学,2000,17(2):120–124.(Li Zhu,Wang Xianyao,
Liang Weimin,et al. The experimental research of the friction force
of earth acting on the anchor bar[J]. Engineering Mechanics,2000,
[12] 17(2):120–124.(in Chinese))
高永涛,吴顺川,孙继海. 预应力锚杆锚固段效应应力分布规律
及应用[J]. 北京科技大学学报,2002 ,24(4):387 –391.(Gao 参考文献(References): Yongtao,Wu Shunchuan,Sun Jihai. Distribution and apply of active
stress on bonding section of perforce-anchor[J]. Journal of University Widmann R. International society for rock mechanics commission on [1] of Science and Technology Beijing,2002,24(4):387–391.(in [13] rock grouting[J]. International Journal of Rock Mechanics and Chinese))
Mining Sciences,1996,33(8):803–847. Benmorkane B,Chennouf A,Mitri H S. Laboratory evaluation of 孔宪宾,佘跃心,李 炜等. 土–锚杆相互作用机理的研究[J]. 工 [2] cement-based grouts and grouted rock anchors[J]. Journal of Rock 2000,17(6):80–86.(Kong Xianbin,She Yuexin,Li Wei, 程力学,Mech. Min. Sci. & Geomech.,1995,32(7):633–642. et al. The mechanism study of soil-anchor interaction[J]. Engineering Collin J G. Controlling sacrificial problems on reinforced steepened Mechanics,2000,17(6):80–86.(in Chinese)) slopes[J]. Geotextiles and Geomembranes,1996,14:125–140. 程良奎. 岩土锚固的现状与发展[J]. 土木工程学报,2001,34(1): [14] [3] 7–12.(Cheng Liangkui. Development and situation of anchorage
engineering[J]. China Civil Engineering Journal200134(1)7 ,,:–
12.(in Chinese)) [15] Rachel H T,Wayne W F,Stephanie A C. Evaluation the reinforcing
[4]
范文五:压力型锚杆锚固段长度确定方法研究
摘 要:通过对压力型锚杆锚固段的受力分析,推导出了压力型锚杆锚固段的轴力分布和剪应力分布,以及锚固段长度的计算公式。并在此基础上进一步分析了压力型锚杆锚固段长度与岩土体弹性模量、泊松比、粘聚力以及内摩擦角等参数的关系。结果表明:锚固段长度随岩土体弹性模量、粘聚力和内摩擦角的增大而减小;随岩土体泊松比的增大几乎呈线性增加,但增幅极为有限;随拉拔荷载的增加而增加。 关键词:压力型锚杆;锚固段长度;理想弹塑性 中图分类号:TU457 文献标志码:A 文章编号:16744764(2013)02000906 随着经济建设的发展和科学技术的进步,岩土锚固技术已在边坡、基坑、矿井、隧洞、地下工程、水坝等工程建设中得到了广泛的应用[15]。而在岩土锚固技术中,锚固段长度的计算是至关重要的一个环节。规范[6]规定:对于土层锚杆,锚固段长度不应小于4 m,且不宜大于10 m;对于岩石锚杆,锚固段长度不应小于3,且不宜大于6.5 m或8 m(对预应力锚索)。文献[712]的研究都表明,锚杆的承载力并不随锚固段长度的增加而一直增长,超过一定的长度后,超出的锚固段长度几乎不起作用。张洁等[13]通过理论分析和研究得出了锚杆临界锚固段长度的求解公式,但需要通过现场拉拔试验的PS关系反演获得锚杆的侧摩阻刚度系数,或者需要监测出锚杆锚固段后1/3点处的轴力,这给锚杆的前期设计工作带来一定的困难,使用起来不是很方便。且该公式仅限用于拉力型锚杆。 而目前,由于压力型锚杆具有较好的受力性能和防腐特性,在实际工程中尤其是永久性工程中被广泛使用[13,9,11],但有关压力型锚杆锚固段长度计算方法的研究成果相对较少。曹兴松等[14]采用Winkler假设,基于锚索粘结应力分布的特点,通过锚索锚固段受力状态分析和应力分布规律,利用理论与试验结果相对比,提出了一种新的设计方法,但引入了综合切向刚度系数,且确定该系数存在一定的困难,使用不便。规范[6]假定锚固段上的侧摩阻力均匀分布,据此设计锚固段长度,虽计算简便,但又与锚固段侧摩阻力非线性分布的客观事实不符。因此,故本文在文献[15]和[16]研究成果的基础上,考虑锚固体与岩土体间的粘结力,引入岩土体粘聚力工作条件系数,对压力型锚杆锚固段长度的计算方法进行了一定的研究和分析。 廖 军,等:压力型锚杆锚固段长度确定方法研究 1 理论推导 1.1 基本假设 以压力型锚杆底部的承载体为坐标原点建立一维直角坐标系,如图1所示。 为方便计算分析,假定锚固层的荷载传递模型为理想的弹塑性模型[17],承载体截面处的剪应力达到极限侧摩阻力时,锚杆达到极限承载力,锚杆在达到极限承载力之前,锚固层处于弹性工作状态[13];锚固体与岩土体交界面上满足库仑准则;锚固体截面上的轴向应力均匀分布。 1.2 公式推导 沿锚固体轴线方向取一微段进行受力分析,如图2所示。由微元体的水平方向平衡可得: 锚固体受压,会对周围岩土体产生径向的挤压效应(不同于拉力型锚杆),锚固体和岩土体界面上的外摩擦角可能大于岩土体内摩擦角。考虑到实际锚固体与岩土体间粘结力和岩土体粘聚力的差异,1.3 锚固段长度计算 承载体截面处剪应力达到极限侧摩阻力之前,实际发挥作用的锚固段长度随外荷载的增加而增加,锚固体与岩土体界面上相应的剪力也不断增加,并逐渐向更深处传递。从式(11)可以看出,压力型预应力锚杆中锚固体内任一点x处的轴压力随锚固体长度的增加呈指数衰减,直至为0,轴力零点与承载体间的锚固段长度为实际发挥作用的锚固段长度,也就是锚固段上荷载的传递长度。令式(11)等于零,得: 对于即定的锚杆体系,其极限承载力是诸多结构极限承载力的综合反映,锚杆体系的极限承载力取决于这些极限承载力中的最小值。如果需要提高锚杆体系的极限承载力,就需要保证体系中极限承载力最小的结构满足设计要求即可。 锚杆体系的极限承载力由以下极限承载力综合决定:锚下承载结构极限承载力Pu1、锚下岩土体极限承载力Pu2、锚杆杆体的极限承载力Pu3、锚固体的极限抗压承载力Pu4和锚固体极限侧阻力Pu5。其值取决于五者当中的最小值,即 则锚杆体系对应的锚固段长度为: 根据侧摩阻力非线性分布的假设,当按规范[4]计算得到锚固段长度大于式(14)计算得到的锚固段长度时,宜将压力型锚杆(集中型)设计成压力分散型锚杆,以降低锚固段侧摩阻力峰值,并使其充分发挥。 2 锚固段长度因素影响分析 为研究岩土体的弹性模量、泊松比、粘聚力、内摩擦角和外荷载对压力型锚杆中的锚固段长度的影响,选取典型的岩土体和锚固体参数对其进行分析,其中锚固体与岩土体界面外摩擦角取岩土体内摩擦角,具体参数见表1。在对其中一个参数进行分析时,其它参数保持不变。 名称弹性模量/MPa泊松比粘聚力/kPa内摩擦角/(°)预应力/kN直径/mm 2.1 岩土体弹性模量的影响 图4是在不同的岩土体弹性模量下得到的锚固体的锚固段长度分布图。从图中可以清楚地看出,岩土体弹性模量越大,即岩土体越坚硬,则需要的锚固段长度越小。对一般土体而言,其弹性模量介于10~1 000 MPa之间时,对应的锚固段长度介于105~7.5 m之间;对一般岩体而言,其弹性模量介于1 000~6 000 MPa之间时,对应的锚固段长度介于7.5~3.7 m之间。 2.2 岩土体泊松比的影响 图5是在不同的岩土体泊松比下得到的锚固体的锚固段长度分布图。从图中可以清楚地看出,锚固体的锚固段长度随泊松比的增加而增加,且有明显的线性关系。但是泊松比从0.1增加到0.4时,锚固段长度仅从5.6 m增加到6.1 m,增幅仅约9%,可见岩土体泊松比对锚固段长度的影响很小,几乎可以忽略不计。因此,在用式(12)和(14)对压力型锚杆的锚固段长度进行估算和设计时,基本可以忽略岩土体泊松比变化对锚杆锚固段长度求解结果的影响。 2.3 岩土体粘聚力的影响 图6是在不同的岩土体粘聚力下得到的锚固体的锚固段长度分布图。从图中可以看出,岩土体粘聚力越大,锚固段长度越小。对于一般土体而言,其粘聚力介于10~40 kPa之间时,对应的锚固段长度介于12.4~6.1 m,且锚固段长度随粘聚力的增加急剧减小;对于一般岩体而言,其粘聚力大于40 kPa时,锚固段长度小于6.1 m,当粘聚力大于150 kPa时,锚固段长度小于2.3 m,且变化缓慢。 2.4 岩土体内摩擦角的影响 图7是在不同的岩土体内摩擦角下得到的锚固体的锚固段长度分布图。从图中可以看出,锚固段长度整体上随内摩擦角的增加而减小。对于一般土体而言,内摩擦角小于30°,锚固段长度介于5.0~10.2 m之间;对于一般岩体而言,内摩擦角大于30°,锚固段长度小于5.0 m。 2.5 外荷载的影响 图8是压力型锚杆在不同外荷载作用下得到的锚固体的锚固段长度分布图。从图中可以看出,当外荷载较小时,锚固体上荷载的传递范围较小,即实际发挥作用的锚固体长度较小;当外荷载增大时,锚固体上的荷载向更深处传递,即实际发挥作用的锚固体长度随荷载的增大而增加。从图中可以看出预应力从20 kN增加到500 kN时,锚固段长度从1.0 m增加到10.0 m。 3 实验验证 采用文献[18]在压力型锚杆试验中监测的试验数据与本文计算结果进行对比验证。该试验中M1锚杆的有关参数为模型尺寸:5 m×0.8 m×0.8 m;锚索:2根1 860 K级15.24高强度低松弛无粘结钢绞线(极限承载力518 kN),锚具OVM154型,95钢质承载体,20钢绞线孔,架线环每隔2 m设置1个,预应力设计值200 kN,预应力锁定值为220 kN。锚固体和模拟软岩的有关参数如下表2所示。 名称弹性模量/GPa泊松比粘聚力/kPa内摩擦角/(°)直径/mm 试验在张拉力为200、440 kN作用下监测得到的荷载在锚固段中的传递长度分别为0.25、0.55 m(都为监测点布置位置),考虑到实际监测的荷载传递长度(承载体至轴力零点的距离)只能是承载体至监测点的长度。 根据式(11)求得在不同张拉荷载下,锚固段上的轴力分布如图9所示。从图中可以看出,不同张拉荷载下,锚固段上的轴力分布很不均匀,荷载较大时,轴力衰减较快。采用本文推导公式计算得到试验锚杆在外荷载200、440 kN时,对应的锚固段长度分别为0.31、0.51 m。理论计算值和实测值比较吻合。 另外,假定锚杆体系的极限承载力最终由锚索的极限承载力(518 kN)控制,可求得该实验锚杆体系达到极限荷载时,对应所需的锚固段长度约为056 m。 4 讨 论 考虑锚固体与岩土界面侧摩阻力的非线性分布,得到了计算锚固段长度的解析式,计算结果与试验结果吻合较好,说明本文计算方法正确可行。通过研究了不同岩土体参数下锚固段长度的变化范围,从图4~8可以看出,本文求解结果与规范建议的锚固段长度取值范围比较吻合,说明规范对锚固段长度的建议值是比较合理的。但是由于规范简单地假定锚固段侧摩阻力均匀分布,因此,当实际锚固段长度取值小于规范值时,对应的最大外荷载在锚固体与岩土界面产生的剪应力实际上要小于侧阻力极限值,结果偏安全;而当实际锚固段长度大于规范值时,在对应最大外荷载情况下,承载体处的侧阻力达极限时,由于在超出本文锚固段长度计算值或规范建议值以外的锚固段的实际侧阻力发挥作用很小,此时仍按规范的侧阻力均匀分布计算锚固段长度,有可能导致承载体在锚固段附件率先发生破坏并引发破坏长度进一步延伸,即渐进性破坏,使得锚固体总锚固力达不到设计要求,计算结果偏不安全,在实际工程中需引起注意。因此,当锚固段长度过长时,建议采取压力分散型锚索[15,18],通过承载体作用来分担荷载,降低侧摩阻力峰值,充分发挥侧摩阻力强度,从而保证总锚固力满足设计要求。 5 结 语 1)推导出了压力型锚杆锚固段的剪应力和轴力计算公式,以及求解锚固段长度的解析式。式中的参数简便易得,计算方便,对压力型锚杆和压力分散型锚杆锚固段长度设计有很好的指导意义。 2)分析结果表明压力型锚杆的锚固段长度随岩土体弹性模量的增大而减小;随岩土体泊松比的增加成线性增长,但影响极为有限,几乎可以忽略不计;随岩土体粘聚力的增加而减小,且粘聚力小于40 kPa时,减小较快,大于40 kPa时,减小较慢;随内摩擦角的增大而减小;随外荷载(不超过锚杆体系的极限承载力时)的增大而增大。 3)不同岩土体弹性模量、泊松比、粘聚力、内摩擦角以及外荷载下得到的锚固段长度范围与规范的要求比较吻合。因此,考虑侧摩阻力的非线性分布规律,单个承载体对应的锚固段长度取值不宜大于规范建议值,取值过大会使侧摩阻力不能充分发挥,造成总锚固力偏不安全,实际工程中应引起注意。 4)本文提出的压力型锚杆的锚固段长度计算公式求解的结果与室内试验实测的荷载传递长度比较吻合。对压力型锚杆锚固长度的解答可为实际工程中锚固段长度的设计提供一定的参考。 参考文献: [1]卢黎,张永兴,张四平,等.软质岩中压力型锚索锚固段应力分布特征[J].土木建筑与环境工程,2011,33(5):6974. Lu L,Zhang Y X,Zhang S P.et al.Stress distribution in fixed anchor length of compression type anchor in soft rock mass [J].Journal of Civil,Architectural & Environmental Engineering,2011,33(5):6974. [2]魏作安,朱彬,万玲,等.边坡锚固工程分析中的水平条分法[J].土木建筑与环境工程,2010,32(3):5356. Wei Z A,Zhu B,Wan L,et al.Horizontal slice method for the stability analysis of reinforced slopes [J].Journal of Civil,Architectural & Environmental Engineering,2010,32(3):5356. [3]卢黎,张永兴,吴曙光.压力型锚杆锚固段的应力分布规律研究[J].岩土力学,2008,29(6):15171520. Lu L,Zhang Y X,Wu S G.Distribution of stresses on bonded length of compression type rock bolt [J].Rock and Soil Mechanics,2008,29(6):15171520. [4]贾金青,郑卫锋.预应力锚杆柔性支护法的研究与应用[J].岩土工程学报,2005,11(27):12571261. Jia J Q,Zheng W F.Study and application of flexible retaining method with prestressed anchor [J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2005,11(27):12571261. [5]程良奎.岩土锚固的现状与发展[J].土木工程学报,2001,34(3):712. Cheng L K.Present status and development of ground anchorages [J].China Civil Engineering Journal,2001,34(3):712. [6]中华人民共和国建设部.GB 50330-2002 建筑边坡工程技术规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2002. [7] 张乐文.岩土锚固理论研究之现状[J].岩土力学,2002,23(5):627631. Zhang L W.Research on status of anchorage theory of rock and soil [J].Rock and Soil Mechanics,2002,23(5):627631. [8]Briaud J L,William F.David E.Weatherby,should grouted anchors have short tendon bond length [J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,1998,124(2):110119. [9]Kim N K.Performance of tension and compression anchors in weathered soil [J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,2003,129(12):11381150. [10]Barley A D.Discussion of “Performance of tension and compression anchors in weathered soil” [J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,2005:671672. [11]陈广峰,米海珠.黄土地层中锚杆受力性能试验分析[J].甘肃工业大学学报,2003,29(1):116119. Chen G F,Mi H Z.Experimental analysis of anchors stress performance in collapsible loess layer [J].Journal of Gansu University of Technology,2003,29(1):116119. [12]程良奎,胡建林.土层锚杆的几个力学问题[C]//岩土工程中的锚固技术.北京:人民交通出版社,1996. [13]张洁,尚岳全,叶彬.锚杆临界锚固长度解析计算[J].岩石力学与工程学报,2005,24(7):11341138. Zhang J,Shang Yu Q,Ye B.Analytical calculations of critical anchorage length of bolts [J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005,24(7):11341138. [14]曹兴松,周德培.压力分散型锚索锚固段的设计方法 [J].岩土工程学报,2005,27(9):10331040. Cao X S,Zhou D P.Design method of fixed anchor unit for compression dispersiontype anchor [J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2005,27(9):10331040. [15]贾金青,涂兵雄,王海涛,等.压力分散型预应力锚杆的力学机理研究[J].岩土工程学报,2011,33(9):13201325. Jia J Q,Tu B X,Wang H T.et al.Mechanical behaviors of pressuredispersive prestressed anchor [J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2011,33(9):13201325. [16]尤春安.压力型锚索锚固段的受力分析[J].岩土工程学报,2004,26(6):828831. You C A.Mechanical analysis on anchorage segment of pressuretype cable [J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2004,26(6):828831. [17]徐芝纶.弹性力学[M].北京:高等教育出版社,2006. [18]夏元友,陈泽松,顾金才,等.压力分散型锚索受力特点的室内足尺模型试验[J].武汉理工大学学报,2010,32(3):3338. Xia Y Y,Chen Z S,Gu J C,et al.Indoor fullsize model test on stress features of pressuredispersive prestressed anchorage cable [J].Journal of Wuhan University of Technology,2010,32(3):3338. (编辑 王秀玲)
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