朱泳，朱鴻鵠, 2，李飛，施斌，朱少華

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砂土中水平錨板抗拔特性試驗(yàn)研究

朱泳1，朱鴻鵠1, 2，李飛1，施斌1，朱少華3

(1. 南京大學(xué) 地球科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇 南京，210023；2. 南京大學(xué)(蘇州)高新技術(shù)研究院，江蘇 蘇州，215123；3. 江蘇蘇州地質(zhì)工程勘察院，江蘇 蘇州，215129)

運(yùn)用改裝的試驗(yàn)裝置和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，對錨板在砂土中的抗拔特性進(jìn)行系統(tǒng)的試驗(yàn)研究。分析不同砂土密實(shí)度條件下錨板抗拔力和位移的關(guān)系曲線特征，研究不同埋深比下抗拔力、破壞系數(shù)和破壞位移的變化規(guī)律，并根據(jù)破壞力與破壞位移隨埋深比的變化趨勢得到不同密實(shí)狀態(tài)下的臨界埋深比。研究結(jié)果表明：砂土密實(shí)度對錨板的抗拔性能有非常大的影響，增加砂土的密實(shí)度可以大幅度提高錨板的抗拔承載力，并顯著減小錨板的位移變形；增加錨板的埋置深度同樣可以大幅度提高錨板的抗拔承載力，但抗拔承載力的增加幅度受臨界埋深比的限制，臨界埋深比隨密度增加有增大的趨勢。以上試驗(yàn)結(jié)果可為建立錨板上拔預(yù)測模型提供參考依據(jù)。

錨板；抗拔特性；破壞模式；室內(nèi)試驗(yàn)

錨板基礎(chǔ)具有優(yōu)良的抗拔承載性能，因而廣泛地應(yīng)用于輸電線路、隧道、邊坡防護(hù)等各類巖土工程 中[1]。尤其是隨著近年來中國大舉進(jìn)行海洋開發(fā)建設(shè)，錨板基礎(chǔ)因其具有定位準(zhǔn)確、施工時(shí)間短、對環(huán)境破壞小及經(jīng)濟(jì)性好等優(yōu)點(diǎn)，在作為大型懸浮式結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)方面優(yōu)越性明顯[2]。錨板按板型可以分為條形、矩形、圓形和螺旋錨板；按錨板埋深可以劃分為深埋與淺埋2種。按錨板在土體中的埋設(shè)方向及受力方向，可以分為水平錨板(水平埋設(shè)垂直受力)、豎向錨板(垂直埋設(shè)水平受力)和傾斜錨板(傾斜埋設(shè)傾斜受力)[3]。在過去的幾十年中，國內(nèi)外學(xué)者通過大量的試驗(yàn)和理論研究，深入分析了土體中錨板的拉拔特征[4?15]。例如，HUECKEL[4]發(fā)現(xiàn)埋深較淺的錨板呈近線性破壞方式；NEELY等[5]認(rèn)為錨板的極限承載力受其幾何形態(tài)和埋深影響顯著；HOSHIYA等[6]發(fā)現(xiàn)錨板抗拔力隨著埋深的增加而增加，直到達(dá)到臨界埋深為止，隨后保持穩(wěn)定；郝冬雪等[7]的試驗(yàn)研究也有類似發(fā)現(xiàn)。而MURRAY等[8]在埋深比達(dá)到10之前都沒有發(fā)現(xiàn)這一現(xiàn)象。也有其他學(xué)者發(fā)現(xiàn)在埋深比達(dá)到10之前也沒有這一現(xiàn)象[7, 9]。趙煉恒等[10]依據(jù)上限定理和相關(guān)聯(lián)流動法，并結(jié)合非線性準(zhǔn)則，計(jì)算出上拔條形錨板極限抗拔力的上限解。朱鴻鵠等[11]提出了一個(gè)能準(zhǔn)確反映GFRP錨桿拉拔機(jī)理的彈性模型，根據(jù)GFRP錨桿拉拔控制方程，得到了軸力、剪應(yīng)力以及位移的理論解。此外，人們對錨桿?土體界面剪切應(yīng)力的分布和演 變[12?14]、錨桿在拉拔條件下的時(shí)間效應(yīng)等[15?16]也進(jìn)行了研究。其中，關(guān)于錨板的抗拔承載特性研究是錨板研究的重點(diǎn)。目前的研究方法主要包括現(xiàn)場試驗(yàn)、模型試驗(yàn)、數(shù)值模擬及理論分析等。大尺度的現(xiàn)場試驗(yàn)由于較昂貴開展得較少，大多數(shù)研究是基于室內(nèi)的模型試驗(yàn)。尤其是隨著計(jì)算機(jī)的發(fā)展，最近幾年用數(shù)值分析方法來研究錨板基礎(chǔ)的極限承載力發(fā)展迅速。由于錨板?土體結(jié)構(gòu)相互作用的復(fù)雜性，之前的研究結(jié)果差異性較大，越來越難以滿足錨板設(shè)計(jì)需求，目前多依賴于工程經(jīng)驗(yàn)和現(xiàn)場試驗(yàn)。本文作者基于大量的室內(nèi)模型試驗(yàn)對錨板在砂土中的抗拔特性進(jìn)行分析。

1 試驗(yàn)設(shè)備和試驗(yàn)步驟

1.1 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)

本試驗(yàn)的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)如圖1所示，包括加載設(shè)備、拉力計(jì)、位移計(jì)和計(jì)算機(jī)等。加載設(shè)備提供錨板勻速的垂向拉力；拉力計(jì)記錄錨板的上拔；位移計(jì)記錄錨板的位移；計(jì)算機(jī)可以實(shí)時(shí)監(jiān)控并記錄上拔過程中錨板的拉拔力和位移。該數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)可以實(shí)現(xiàn)位移和拉力的同步采集。

1.2 試驗(yàn)設(shè)備及加載方式

試驗(yàn)設(shè)備主要是連接桿、錨板、模型箱和夾具等。錨板為圓形鋼板，直徑為70 mm，厚度為6 mm；錨板連接桿可互相串聯(lián)或拆卸，直徑為6 mm；試驗(yàn)所用模型箱的底部為鋁板，四周為機(jī)玻璃板，其長×寬×高為500 mm×300 mm×500 mm。在本錨板拉拔試驗(yàn)中，上拔過程采用位移控制式，由加載設(shè)備提供錨板的上拔力。

圖1　試驗(yàn)裝置及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)

1.3 土樣參數(shù)及制備

試驗(yàn)所用砂土取自南京某建筑工地，為級配不良砂，粒徑分布曲線如圖2所示，具體物理性質(zhì)指標(biāo)見表1。為了研究不同密度砂土中錨板的拉拔特性，試驗(yàn)設(shè)計(jì)了3種不同密度的砂樣：1.4 g/cm3(疏松)，1.5 g/cm3(中密)和1.6 g/cm3(密實(shí))。試驗(yàn)中錨板的埋深比為1~4。在試樣制備時(shí)，首先按所設(shè)計(jì)砂土密度稱取所需要的砂土質(zhì)量，再稱一定質(zhì)量的砂土，在模型箱底鋪設(shè)20 mm厚砂作為墊層。將連接好的錨板的板頂調(diào)至與墊層齊平，再分層填砂并壓實(shí)至預(yù)定高度。

圖2 顆粒分析實(shí)驗(yàn)曲線

表1　土的物理性質(zhì)指標(biāo)

1.4 試驗(yàn)步驟

錨板拉拔試驗(yàn)的具體步驟為：首先，分層填土和埋置錨板，再將錨板連接桿和與加載裝置固定的拉力計(jì)連接，并連接調(diào)試數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)的各個(gè)組成部分，確保數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)正常工作。調(diào)試完成后，將位移計(jì)及連接錨板的拉力計(jì)調(diào)零后開始試驗(yàn)。依據(jù)前人經(jīng)驗(yàn)，為了避免造成錨板上部產(chǎn)生嚴(yán)重的應(yīng)力集中，拉拔速率多控制在0.1~10 mm/min，本文錨板拉拔速率控制為5 mm/min，當(dāng)錨板拉拔力穩(wěn)定后終止試驗(yàn)。在實(shí)驗(yàn)過程中，計(jì)算機(jī)自動記錄錨板拉拔時(shí)的拉力及位移。

2 結(jié)果分析

2.1 上拔力與位移的關(guān)系

以埋深比/=1.5為例，錨板拉拔試驗(yàn)中不同密實(shí)度的砂土的拉拔力?位移曲線如圖3所示。在一般情況下，錨板的拉拔力?位移曲線可劃分為3個(gè)階段，即拉拔力的增長、平緩及減小。

具體到本實(shí)驗(yàn)中，對于松砂，拉拔過程可以分為4個(gè)階段：峰值前的增長階段，包括快速增長階段(①)及緩慢增長階段(②)；峰值后的平緩階段(③)；平緩階段后的波狀減小階段(④)。

在第④階段，拉拔力在位移很小(0.5 mm)前，以線性快速增加，隨后出現(xiàn)拐點(diǎn)進(jìn)入第②階段，并以逐漸減緩的速率達(dá)到峰值。在階段③，拉拔力隨位移平穩(wěn)緩慢減小，直到位移達(dá)到7 mm之后；而在第④階段，拉拔力隨位移增加顯著減小，且存在相當(dāng)明顯的波動性。

在相對密實(shí)度較大的砂土(中密砂，密實(shí)砂)中，也存在與松砂中錨板拉拔過程相對應(yīng)的4個(gè)階段。不同的是，在相對密實(shí)度較大的砂土中，在第①階段拉拔力相對于位移增加的速率更快，且在第②階段的位移更小。同時(shí)，在相對密實(shí)度較大的砂土中，在過了第③階段之后，會出現(xiàn)1個(gè)拉拔力迅速減小的階段。因此，在密實(shí)度較大的砂中，錨板拉拔力?位移曲線可以劃分為5個(gè)階段。

Dr/%：1—14.8；2—47.5；3—76.2。

在圖3中，密度為1.6 g/cm3時(shí)拉拔力為23.42 N，密度為1.4 g/cm3時(shí)，拉拔力僅為11.33 N，而峰值點(diǎn)對應(yīng)的錨板位移分別為1.03 mm和3.34 mm，松砂中峰值點(diǎn)位移遠(yuǎn)比密砂的大。

埋深比不同時(shí)，以上結(jié)論同樣適用，如圖4所示。當(dāng)埋深比不同時(shí)，疏松砂的拉拔過程都符合上文所劃分的4個(gè)階段，密實(shí)砂也符合上述劃分的5個(gè)階段。

無論是松砂還是中密砂和密實(shí)砂，當(dāng)埋深比越大時(shí)，第①階段的拉拔力增速都越快。另外，對于密實(shí)砂和中密砂，當(dāng)錨板的埋深越大時(shí)，拉拔力在達(dá)到峰值之后的第④階段，下降的速率也較快。

砂土密實(shí)程度與峰值拉拔力關(guān)系如圖5所示。從圖5可見：砂土相對密實(shí)度對錨板拉拔特性影響較大，相對密實(shí)度較大的砂土峰值點(diǎn)的拉拔力max隨著相對密實(shí)度增大成倍地增大；錨板的峰值拉拔力隨砂土相對密度增大而增大，且埋深比越大增幅也越大。砂土相對密實(shí)度越大，土體抗剪強(qiáng)度越大，土體提供的抗拔力也越大。

(a) 松砂；(b)中密砂；(c)密實(shí)砂

2.2 錨板抗拔承載力系數(shù)及破壞位移

錨板抗拔承載能力可以用破壞系數(shù)表示，定義為

進(jìn)一步地，張昕等[17]將其簡化為摩擦角與剪脹角的函數(shù)：

H/D：1—1.0；2—1.5；3—2.0；4—2.5；5—3.0；6—3.5；7—4.0。

剪脹角和摩擦角可以通過應(yīng)力水平和相對密實(shí)度進(jìn)行確定。砂土埋深比與承載力系數(shù)關(guān)系如圖6所示。

(a) 松砂；(b)密實(shí)砂

在松砂中，錨板抗拔承載力系數(shù)隨埋深比近似線性增加，而在密砂中兩者傾向于呈非線性相關(guān)。這與其他研究者研究結(jié)果類似[9, 18]。因?yàn)槭杷缮澳Σ两呛图裘浗歉。^板抗拔力主要由錨板上部的土體重力提供；而密實(shí)砂由于摩擦角和剪脹角更大，由土體錨板上部土體重力提供的抗拔力比例較小，主要由破壞面上部土體和破壞面內(nèi)的剪應(yīng)力提供。

錨板達(dá)到峰值抗拔力時(shí)的位移()與錨板埋深比關(guān)系如圖7所示。通常隨埋深比的增大而增大。在疏松砂中，當(dāng)埋深比超過一定值時(shí)(/3)，增速減小，破壞位移維持在8 mm左右，變化幅度很小。可將這種破壞位移增長速率變化明顯的點(diǎn)作為淺埋深錨板破壞模式的分界點(diǎn)，即臨界埋深[19]。因此，在本試驗(yàn)中，松砂的埋深比為3。但是，在密實(shí)砂中，在埋深比小于4之前都未發(fā)現(xiàn)破壞位移有明顯變化，因此可推測：本試驗(yàn)條件下密砂和中密砂的臨界埋深比大于4。另外，密實(shí)砂和中密砂中錨板的比松砂中的小，其他研究中也有類似的發(fā)現(xiàn)。

2.3 錨板周圍砂土破壞模式及破壞力分析

根據(jù)相關(guān)研究，錨板周圍砂土破壞模式可以歸納為3種[20]，如圖8所示。在本文試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)：對于埋深淺的錨板(/＜3)，土體破裂面可以達(dá)到土體表面。在試驗(yàn)過程中，以埋深比為1的松砂和密實(shí)砂為例，根據(jù)達(dá)到表面的破壞土體直徑，發(fā)現(xiàn)土體破壞模式類似于圓弧破裂面型破壞模式，見表2。隨著錨板上拔，達(dá)到表面的破壞土體直徑從出現(xiàn)后不斷減小，直到錨板被拔出，在錨板上形成一圓錐形土塊，可以認(rèn)為此時(shí)的土體破壞類似圓弧形破壞模式。

而對于埋深較大的錨板(/＞3)，開始并沒有產(chǎn)生達(dá)到土體表面的破裂面，直到埋深比小于3后才出現(xiàn)。而且當(dāng)埋深比大于3時(shí)，錨板拉拔力?位移曲線最后階段的波動性也較大。通過研究發(fā)現(xiàn)，深埋的錨板只在板上形成氣球狀的局部剪切破壞帶[19]，因此，這并不是錨板周圍土體沒有產(chǎn)生破壞。實(shí)際上，此時(shí)錨板周圍土體產(chǎn)生了對稱分布的剪切帶，并有明顯的剪脹現(xiàn)象[17]。之所以破壞面沒有達(dá)到土體表面，可能是因?yàn)閳A弧型的剪切面內(nèi)剪切強(qiáng)度支撐不起上部深度仍較大的土體重力。在錨板繼續(xù)上拔過程中，錨板上部土體被壓密，強(qiáng)度增大不易滑脫，而錨板下部空間則被錨板周圍剪切面以下較松散的土體滑塌充填。這一過程直至埋深減小到埋深比小于3，土體表面出現(xiàn)破壞面痕跡為止，如圖9(a)所示。這就是錨板拉拔力?位移曲線最后一階段會出現(xiàn)有規(guī)律的波動性的原因。不同的是，當(dāng)埋深比小于3，土體表面出現(xiàn)破壞后，隨著破壞面上部土體逐漸減少，拉拔力?位移曲線的波動性是破壞面上部土體突然滑脫引起的，如圖9(b)所示。

圖7　峰值拉拔力時(shí)錨板位移與埋深比關(guān)系

圖8　錨板周圍土體3種不同破壞模式[9]

表2　破壞土體直徑統(tǒng)計(jì)(H/D=1)

(a) 下部土體塌落；(b)上部土體塌落

破壞系數(shù)表征錨板的抗拔承載能力，但很難反映土體的破壞模式。目前已知砂土中上拔的水平圓形錨板的破壞模式類似于圓弧，因此，可以用土體提供給錨板的抗拔力減去上部圓柱形土體重力，其更能說明土體的破壞模式。因此，定義土體破壞力為

圖10所示為Q與埋深比之間的關(guān)系。在松砂中，破壞力與埋深比呈線性增加；而在密砂和中密砂中，兩者呈明顯的非線性關(guān)系。

3 結(jié)論

1) 砂土密實(shí)程度對錨板拉拔力?位移曲線影響顯著。疏松砂中水平錨板上拔過程可以分為4個(gè)階段：①峰值前的快速增長階段；②緩慢增長階段；③峰值后的平緩階段；④平緩階段后的波狀減小階段。而在密實(shí)程度較大的砂土中，拉拔力在過了短暫的平緩階段后，先是快速地減小再出現(xiàn)緩慢波狀減小階段。在同樣的埋深條件下，松砂的峰值拉拔強(qiáng)度比密砂的小很多，而達(dá)到峰值拉拔強(qiáng)度需要的拉拔位移比密砂大300%左右。

2) 錨板抗拔承載能力由破壞系數(shù)表征，在松砂中錨板破壞系數(shù)隨埋深比近似線性增加；而在密砂中，破壞系數(shù)和埋深比呈非線性相關(guān)。

3) 錨板達(dá)到峰值抗拔力時(shí)的位移通常隨錨板埋深比的增大而增大。在松砂中，當(dāng)超過臨界埋深比3時(shí)，增大幅度減小，并趨于穩(wěn)定。在相對密實(shí)度較大的砂中，在本實(shí)驗(yàn)中一直增加，但比松砂中的小。

4) 土體破壞模式類似于圓弧破裂面型。對于淺埋深的錨板(/＜3)，土體破裂面可以到達(dá)地表。對于埋深較大的錨板(/＞3)，破裂面發(fā)展達(dá)不到土體表面。拉拔力最后階段出現(xiàn)有規(guī)律的波動性可能是剪切面內(nèi)剪切強(qiáng)度支撐不起上部深度仍較大的土體重力，破壞面上土體滑脫到錨板下所致。

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Experimental study on uplift behavior of anchor plate in sand

ZHU Yong1, ZHU Honghu1, 2, LI Fei1, SHI Bin1, ZHU Shaohua3

(1. School of Earth Sciences and Engineering, Nanjing University, Nanjing 210023, China;2. Nanjing University High-Tech Institute at Suzhou, Suzhou 215123, China;3. Suzhou Institute of Geological Engineering Investigation, Suzhou 215129, China)

An experimental investigation on uplift behavior of anchor plate in sand was presented. A series of model tests were performed to investigate the influence of soil particle size, soil density, and anchor embedment depth on uplift behavior. Using the modified test device and data acquisition system, the uplift behavior of the anchor plate in sand was systematically studied. The relationship between the pull-out force and the displacement of the anchor plate at different sand-soil densities was analyzed. The variation law of the pull-out force, the failure coefficient and the damage displacement at different depth-of-depth ratios were studied. According to the destructive force and the damage displacement, the variation trend of the embedment depth ratio was obtained by the critical embedment depth ratio at different soil densities. The results show that the soil density has a great influence on the uplift resistance of the anchor plate. Increasing the density of the soil can greatly improve the bearing capacity of the anchor plate and significantly reduce the displacement of the anchor plate. The embedment depth of the anchor plate can also greatly improve the bearing capacity of the anchor plate, but the increase of the bearing capacity is limited by the critical embedment depth ratio. This critical value increases with the increase of soil density. The above test results can provide reference for the establishment of an uplift prediction model of the anchor plate.

anchor plate; uplift resistance; failure mode; laboratory test

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.07.025

TU470

A

1672?7207(2018)07?1768?07

2017?07?18；

2017?09?02

國家自然科學(xué)基金重點(diǎn)資助項(xiàng)目(41230636)；國家自然科學(xué)基金面上資助項(xiàng)目(41672277) (Project(41230636) supported by the Key Project of National Natural Science Foundation of China; Project(41672277) supported by the General Project of National Natural Science Foundation of China)

朱鴻鵠，博士，教授，博士生導(dǎo)師，從事地質(zhì)工程、巖土力學(xué)研究；E-mail: zhh@nju.edu.cn

(編輯 楊幼平)