鄢秀慶，辜良雨，余國慶，董碧霞，王伸富，王 波

(中國電力工程顧問集團西南電力設(shè)計院有限公司，四川 成都 610021)

0 引 言

現(xiàn)階段山區(qū)輸電線路基礎(chǔ)主要采用的挖孔樁基礎(chǔ)，由于成孔設(shè)備重，基坑開挖機械化程度非常低，而人工開挖速度慢且安全性也較差，在部分省區(qū)已被列入嚴格限制使用的范疇[1-3]。山區(qū)機械化施工較為便利的基礎(chǔ)為巖石錨桿基礎(chǔ)，但其對地形坡度、覆蓋層厚度、巖石風(fēng)化程度和完整性要求較高，在山區(qū)輸電線路中的應(yīng)用受限，適用性相對較差[4-8]。

為了克服挖孔樁基礎(chǔ)及錨桿基礎(chǔ)應(yīng)用的局限性，在輸電線路領(lǐng)域提出了新型錨桿基礎(chǔ)方案。新型錨桿基礎(chǔ)主要有基礎(chǔ)承臺和預(yù)應(yīng)力錨桿組成[9-10]，下壓力主要由承臺傳遞，上拔力由錨桿承擔。錨桿分自由段和錨固段，自由段布置在表層土層及風(fēng)化層，錨固段布置在中風(fēng)化巖層。通過自由段的設(shè)置，一方面可以穿透表層松散層，將力傳遞給錨固段；另一方面，錨桿張拉時，通過自由段的彈性變形對基礎(chǔ)施加預(yù)應(yīng)力。通過預(yù)應(yīng)力的施加，可向承臺下土體施加壓力，可以提高基礎(chǔ)的整體承載力能力及錨桿的抗腐蝕性能力，具有較好的經(jīng)濟效益和社會效益。

1 傳力機理

新型錨桿基礎(chǔ)如圖1所示。

圖1 新型錨桿基礎(chǔ)

新型錨桿基礎(chǔ)的上拔力主要通過錨桿進行傳遞，受力過程較為復(fù)雜，因此下面主要研究上拔力的傳遞。上拔荷載通過錨固段傳遞給地基，錨固段的承載力取決于錨桿與注漿體、注漿體與巖石兩個界面的黏結(jié)能力。

1.1 應(yīng)力分布

錨桿基礎(chǔ)的荷載應(yīng)力狀態(tài)是其力學(xué)性能研究的基礎(chǔ)，這里采用彈性半無限體明德林(Mindlin)解來表示巖體的應(yīng)力及位移分布，文獻[11]基于此彈性解對注漿體與巖石界面的應(yīng)力分布、錨桿與注漿體界面的應(yīng)力分布進行了推導(dǎo)，注漿體-巖石界面上的黏結(jié)應(yīng)力tgr(z)沿軸向的分布方程為

(1)

其中：

Cb=2πRb

(2)

(3)

(4)

式中：A0為張拉端所施加的軸向拉拔荷載，kN；z為錨固長度，mm；n為注漿體巖石界面的綜合剛度系數(shù)；ur為巖體的泊松比；Er為巖體的彈性模量；Rb為錨孔半徑；Cb為錨孔周長；Eag為錨固體的當量彈性模量；Ea為錨筋的彈性模量；Eg為注漿體的彈性模量；Aa為鋼筋橫截面積；Ag注漿體橫截面積。

注漿體-錨桿黏結(jié)應(yīng)力沿軸向的分布方程為

(5)

根據(jù)上述推導(dǎo)公式，對軟質(zhì)巖石、硬質(zhì)巖石在上拔力作用下的應(yīng)力分布進行計算，錨桿、巖石及注漿體力學(xué)指標見表1，得到的界面黏結(jié)應(yīng)力分布見圖2。

表1 巖石及錨桿、注漿體力學(xué)指標

圖2 界面黏結(jié)應(yīng)力分布

由圖2中的界面黏結(jié)應(yīng)力分布曲線可知：兩種黏結(jié)應(yīng)力分布是不均勻的，且在靠近錨固段的張拉端側(cè)黏結(jié)應(yīng)力高度集中，黏結(jié)應(yīng)力的分布范圍只在錨固段靠近張拉端的有限長度上；目前的錨桿基礎(chǔ)設(shè)計計算中黏結(jié)應(yīng)力沿全長分布的假定與實際情況不符。

1.2 破壞機理

在清楚兩個界面的應(yīng)力分布后，即可分析其破壞機理。錨桿基礎(chǔ)一般有兩種破壞機理：1)注漿體-錨桿界面破壞；2)注漿體-巖石界面破壞。圖3是兩種界面的破壞本構(gòu)關(guān)系。

圖3 界面黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線

當發(fā)生注漿體-錨桿界面破壞時，在外荷載超過一定值時，孔口處的注漿體-錨桿界面黏結(jié)應(yīng)力首先超過注漿體的彈性極限而進入塑性流動狀態(tài)，界面發(fā)生脫黏破壞，錨桿與注漿體黏結(jié)應(yīng)力的峰值沿著張拉端向內(nèi)錨固段末端傳遞，并以漸進的方式發(fā)生滑動改變黏結(jié)應(yīng)力的分布，最終導(dǎo)致鋼絞線從注漿體中旋轉(zhuǎn)拔出，遭到破壞。

發(fā)生注漿體-錨桿界面破壞，其本質(zhì)是注漿體和巖石剪切破壞。如圖3所示，界面黏結(jié)強度從彈性階段到達屈服極限，然后注漿體-巖石黏結(jié)界面沿主要糙度起伏齒爬坡，在黏聚力、摩擦力及剪脹效應(yīng)共同作用下，抗剪強度達到最大值。峰值點過后，剪切應(yīng)力隨應(yīng)變呈下凹型曲線下降，黏聚力喪失，當抗剪強度逐漸降低至某一點后，達到殘余強度，注漿體-巖石黏結(jié)界面已經(jīng)發(fā)生剪破斷裂。

2 數(shù)值分析

2.1 破壞機理分析

由第1章可知，錨桿基礎(chǔ)的失效主要可以分為注漿體-錨桿界面的脫落破壞失效和注漿體-巖石粘結(jié)界面的剪切破壞兩類。而兩種破壞發(fā)生的條件并不一致，這里采用ANSYS軟件進行錨固樁失效機理數(shù)值模擬分析。根據(jù)昆柳龍直流工程的工程實踐，首先建立1/4實體模型，錨桿直徑Rc為30 mm，注漿孔直徑為120 mm，自由段長度(未與注漿體接觸)為500 mm，錨固段長度為1500 mm，注漿孔長度為1600 mm，巖體總長度為2500 mm，如圖4所示。鋼筋和巖石采用solid45單元，注漿體采用solid65單元。在對稱面上施加對稱約束，底面施加豎向約束，外弧面所有自由度均予以約束，在自由段頂面施加拉拔荷載。

圖4 結(jié)構(gòu)幾何示意及有限元模型

錨桿采用雙線性隨動強化BINK模型，注漿體采用多線性隨動強化MISO模型，巖體采用Druker-Prager模型作為本構(gòu)關(guān)系。3種材料之間的接觸關(guān)系采用目標單元TARGE170和接觸面單元CONTA173來模擬錨桿與注漿體、注漿體與巖石的接觸面，法向剛度因子取值4，切向剛度取默認值，根據(jù)表1中3種材料的特性和文獻[12]中的試驗數(shù)據(jù)，接觸參數(shù)取值見表2。

表2 接觸單元參數(shù)

在錨桿上施加105 MPa的荷載進行應(yīng)力計算分析。錨桿、注漿體及巖石的應(yīng)力云圖見圖5，兩個界面應(yīng)力分布見圖6。

圖5 數(shù)值分析界面黏結(jié)應(yīng)力分布

由圖5可知，錨桿自由段和錨固段的應(yīng)力分布截然不同，自由段無應(yīng)力傳遞，應(yīng)力分布基本相同；進入注漿體后，隨著埋深的增加，應(yīng)力逐漸擴散，其應(yīng)力分布表現(xiàn)為上大下小的規(guī)律，到錨桿端部逐漸降為0。注漿體的應(yīng)力分布表現(xiàn)為：注漿體的位移影響區(qū)隨著外荷載的增加在逐漸擴散，且從上到下逐漸減小。

由圖6可知，兩個破壞界面的最大應(yīng)力為2.226 MPa，處于錨桿與注漿體的接觸界面的端部，已經(jīng)超過了其界面的黏聚力要求，達到屈服值；而注漿體-巖石界面的最大應(yīng)力為0.172 MPa，未達到屈服值，因此，錨桿基礎(chǔ)的破壞首先發(fā)生在注漿體-錨桿界面。隨著外荷載的增加，注漿體受拉屈服的區(qū)段不斷增加，并逐漸退出工作，應(yīng)力分布發(fā)生了由表及里的轉(zhuǎn)移，影響區(qū)域在逐漸擴散。同樣，兩個界面的相對位移量也說明了錨固樁的破壞形態(tài)，錨固段端點位移為0.38 mm，注漿體的最大位移為0.017 mm，巖石端最大位移僅為0.008 mm。數(shù)值模擬的應(yīng)力分布和破壞機理也和第1章中的描述相印證，說明了數(shù)值模擬的合理性。

圖6 數(shù)值分析界面黏結(jié)應(yīng)力分布

因此，兩種界面的黏結(jié)強度是判斷其破壞形態(tài)的重要指標：當注漿體-巖石界面的黏結(jié)強度較大時，會首先發(fā)生注漿體-錨桿界面屈服失效而導(dǎo)致的第一類破壞，即錨桿與注漿體黏結(jié)面的脫黏破壞，這也是巖石錨桿基礎(chǔ)的主要失效模式；當注漿體-錨桿界面黏結(jié)強度較大時，破壞面會轉(zhuǎn)移到注漿體-巖石界面，使其首先屈服失效。

2.2 參數(shù)分析

由第2.1節(jié)可知，錨固樁的破壞是由于錨桿與注漿體之間發(fā)生了較大的位移錯動，最終導(dǎo)致了界面的黏結(jié)破壞。為了分析不同參數(shù)對錨固性能的影響，根據(jù)錨固樁的受力特性和使用環(huán)境，將考慮黏結(jié)強度、錨桿長度、孔桿直徑比和巖石類型等4種因素對錨固性能的影響。

2.2.1 錨固長度的影響

在工程設(shè)計中，錨固長度小于有效錨固段長度時(工程中一般為35倍直徑)，增加錨桿錨固長度可有效提高抗拔能力[13-14]。這里錨固長度分別取500 mm、1000 mm、1500 mm、2000 mm、3000 mm進行計算，結(jié)果如圖7所示。

圖7 錨固長度參數(shù)分析

由圖7可知，錨桿應(yīng)力在500～1500 mm錨固長度內(nèi)基本呈線性增長，在錨固長度為2000～3000 mm時增長趨勢趨緩，進入平臺階段。由此可知，當錨固長度在某一有效范圍內(nèi)時，增加其長度可有效提高承載力；但當錨固長度大于某一臨界值時，隨著長度的增加，對承載力的提高效果將大大降低。這主要是由于黏結(jié)應(yīng)力沿錨桿軸向呈不均勻分布導(dǎo)致的。此外，當黏結(jié)應(yīng)力達到極限值時出現(xiàn)應(yīng)力分布向錨桿底部轉(zhuǎn)移。因此，在相同的外荷載下，錨固長度越長，其發(fā)生的位移則越小。

2.2.2 黏聚力的影響

為研究黏結(jié)強度對承載力的影響設(shè)計0.4 MPa、0.6 MPa、0.8 MPa 3種黏結(jié)力工況進行分析比較。圖8(a)為不同黏結(jié)強度下的荷載位移曲線，由圖可知，黏結(jié)強度和承載力正相關(guān)，隨著黏聚力的增加，錨桿的上拔承載力明顯提高。當位移為0.24 mm時，0.6 MPa與0.8 MPa兩種工況的承載力分別是0.4 MPa時的1.24倍和1.41倍。同時，黏聚力的增加也會導(dǎo)致破壞面向注漿體-巖石界面轉(zhuǎn)移。此外，橫向比較來看，隨著黏聚力的增加，接觸面抵抗變形的能力明顯加強，相同承載力的情況下，0.8 MPa時變形僅為0.4 MPa時的50%左右。

圖8 黏結(jié)強度及巖石類型參數(shù)分析

2.2.3 巖石類型的影響

一般情況下破壞首先發(fā)生在錨桿-注漿體界面，改變巖石類型對上拔承載力無影響，隨著黏結(jié)強度的增加，破壞面轉(zhuǎn)移到注漿體-巖石界面時，巖石類型對承載力才會發(fā)生明顯影響。為研究軟質(zhì)巖石和硬質(zhì)巖石對上拔承載力的影響，將錨桿與注漿體黏結(jié)強度設(shè)為1.5 MPa，確保黏結(jié)破壞發(fā)生在注漿體-巖石界面。分別建立錨固長度l為500 mm和1000 mm兩種模型，計算結(jié)果見圖8(b)。錨固長度l為500 mm時，硬巖的上拔承載力較軟巖提高11%；錨固長度l為1000 mm時，硬巖的上拔承載力較軟巖提高20%?？梢?，當黏結(jié)破壞發(fā)生在注漿體和巖石界面時，錨入硬質(zhì)巖石的承載力較軟質(zhì)巖石可提高10%～20%，且隨著錨固長度的增加，上拔承載力增加的趨勢更加明顯，這是因為硬巖的黏聚力更強。

2.2.4 孔桿直徑比的影響

同樣，孔桿直徑比也是錨固樁設(shè)計的重要參數(shù)。

為分析最佳錨孔/錨桿直徑比，通過建立不同的錨孔直徑模型，設(shè)置孔桿直徑比S(S=Rb/Rc)分別為2.0、3.0、4.0、4.7、5.0的5種工況進行比較(錨桿直徑為30 mm)。荷載位移曲線及承載力分布結(jié)果見圖9。

圖9 孔桿直徑比參數(shù)分析

圖9(a)表明了不同孔桿直徑比下的荷載位移曲線，該曲線說明在位移較小的彈性階段，孔桿直徑比的影響不大，隨著位移的增大，孔桿直徑比的影響增大。由圖9(b)可知，隨著S的增大，上拔承載力分布曲線先增大后進入平臺階段不再增大，甚至略有降低，存在最佳孔桿直徑比。根據(jù)上面分析，進入平臺階段主要是由于錨孔直徑被削弱導(dǎo)致。因此，根據(jù)分析結(jié)果，推薦錨孔/錨桿直徑的最佳比例為4.7倍。

3 結(jié) 論

上面提出了一種新型錨桿基礎(chǔ)的設(shè)計方法，以滿足山區(qū)輸電線路基礎(chǔ)設(shè)計的需求。通過有限元軟件進行破壞機理數(shù)值模擬，驗證了數(shù)值方法的正確性，并對黏結(jié)強度、錨桿長度、巖石類型以及孔桿直徑比等參數(shù)進行分析，得到以下結(jié)論：

1)理論與模擬結(jié)構(gòu)表明，黏結(jié)應(yīng)力的分布范圍只在錨固段靠張拉端的有限長度上，目前錨桿基礎(chǔ)設(shè)計中假定黏結(jié)應(yīng)力沿全長分布與實際情況不符。

2)黏聚力強度是判斷錨固樁破壞機理的重要指標，通常破壞首先發(fā)生在錨桿與注漿體界面。當該界面黏聚力較大時，破壞界面會轉(zhuǎn)移到注漿體與巖石界面。且黏聚力的大小與錨桿基礎(chǔ)承載力正相關(guān)。

3)在一定范圍內(nèi)，錨固長度的增長能有效提高錨固樁的承載力。在所設(shè)計工況中，錨固長度取2000 mm時到達平臺階段。

4)當破壞面發(fā)生在注漿體與巖石界面時，巖石類型對承載力有明顯影響，硬巖基礎(chǔ)承載力較軟巖基礎(chǔ)可提高10%～20%。

5)隨著孔桿直徑比的增加，上拔承載力分布曲線有明顯峰值，所設(shè)計工況最佳孔桿直徑比為4.7。