屈訟昭 郭詠華 王儀 張斌 張建明 孫清

摘 要：為研究大錨片螺旋錨在粉質(zhì)黏土中豎向受壓荷載下的受力性能，基于螺旋錨現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)，討論了確定其極限承載力方法的差異;考慮螺旋錨對(duì)周邊土的擠壓效應(yīng)，建立精細(xì)化有限元模型，并將數(shù)值分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了有限元模型的合理性;基于驗(yàn)證的有限元模型，分析不同荷載等級(jí)下沿基礎(chǔ)深度范圍內(nèi)的錨桿內(nèi)力和側(cè)摩阻力的變化規(guī)律，以及側(cè)阻和錨片端阻承擔(dān)荷載的比例關(guān)系。結(jié)果表明：用lg P-s方法確定大錨片螺旋錨基礎(chǔ)極限受壓承載力較合適;螺旋錨與土之間的摩阻力隨下壓位移的增加而增大，錨片附近區(qū)域的摩阻力由于錨片變形而發(fā)生較大的波動(dòng);螺旋錨錨片分擔(dān)荷載的比例占據(jù)螺旋錨基礎(chǔ)受荷的75%以上，各錨片間分擔(dān)荷載比例最大差異約為6%，錨桿端阻可忽略不計(jì)。

關(guān)鍵詞：螺旋錨;粉質(zhì)黏土;現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn);數(shù)值分析;極限承載力;受力性能

Abstract： In this paper， in order to study the mechanical performance of the screw anchor with large anchor pieces under vertical compressive load in silty clay， the differences of the methods to determine its ultimate bearing capacity based on the on-site static load test of the screw anchor have been discussed; Secondly， a refined finite element model considering the squeezing effect of the screw anchor on the surrounding soil has been established. And the numerical analysis results have been compared with the experimental findings to verify the rationality of the finite element model; Finally， based on the verified finite element model， the change pattern of the internal force and side friction resistance of the anchor within the depth range of the foundation under different load levels has been analyzed. The proportional relationship between the side resistance and the end resistance of the anchor plate to bear the load has been analyzed. The results show that the lg P-s method is suitable to determine the ultimate bearing capacity of the screw anchor foundation with large anchor pieces; The frictional resistance between the screw anchor and the soil increases with the increase of the downforce displacement. The frictional resistance of the area near the anchor plate fluctuates greatly due to the deformation of the anchor plate; The proportion of load shared by anchor pieces accounts for more than 75% of the load on the screw anchor foundation. The maximum difference in the load sharing ratio between the anchor pieces is about 6%， and the end resistance of the anchor foundation is negligible.

Keywords： screw anchor; silty clay; field tests; numerical analysis; ultimate bearing capacity; mechanical performance

螺旋錨基礎(chǔ)是一種由螺旋錨和上部承臺(tái)等構(gòu)件組成，主要利用深層土體抵抗上部結(jié)構(gòu)作用的錨固結(jié)構(gòu)體。該基礎(chǔ)以鋼構(gòu)件為主，施工工序少、施工簡(jiǎn)單，可顯著減少或避免使用混凝土材料，從而極大程度上縮短施工周期。同時(shí)，螺旋錨施工時(shí)不必大范圍開(kāi)挖，地表破壞范圍相對(duì)較小，環(huán)保效益明顯，尤其對(duì)生態(tài)脆弱地區(qū)。此外，螺旋錨對(duì)土體的擾動(dòng)小，能充分發(fā)揮原狀土體固有強(qiáng)度，實(shí)現(xiàn)基礎(chǔ)材料節(jié)省。鑒于螺旋錨基礎(chǔ)的上述優(yōu)點(diǎn)，工程中對(duì)其進(jìn)行了一定的探索性應(yīng)用[1-2]。2016年，巴西某500 kV雙回線路工程中，針對(duì)軟土地基采用單腿7根螺旋錨傾斜布置基礎(chǔ)。在該項(xiàng)工程中，螺旋錨基礎(chǔ)應(yīng)用300余基，應(yīng)用率超過(guò)50%。2017年，淄博齊林電力設(shè)計(jì)院有限公司在濟(jì)青高鐵朱臺(tái)牽引站供電工程（吳磨—朱臺(tái)牽引站220 kV線路部分）對(duì)3基雙回路直線塔采用螺旋錨基礎(chǔ)，土質(zhì)以粉質(zhì)黏土和粉土為主。為了加速推進(jìn)該基礎(chǔ)在輸電線路工程中的應(yīng)用，國(guó)家電網(wǎng)公司于2018年設(shè)定了關(guān)于螺旋錨基礎(chǔ)的多個(gè)試點(diǎn)工程，包括：平原黏性土地區(qū)，山東濰坊官亭（高密）500 kV變電站220 kV送出工程和淄博千乘至蘆湖（至高清）220 kV線路工程;祁連山地草原環(huán)境地區(qū)，青海海北默勒至祁連110 kV線路工程。

為了對(duì)該基礎(chǔ)類型提供理論支撐，較多學(xué)者對(duì)其受力性能等方面進(jìn)行了一定的研究。目前，關(guān)于螺旋錨基礎(chǔ)承載力的研究主要集中在抗拔性能方面，Demir等[3]對(duì)在黏土中的單錨進(jìn)行室內(nèi)拉拔試驗(yàn)，并且基于數(shù)值模擬對(duì)比分析不同埋深比對(duì)多錨片螺旋錨抗拔性能的影響規(guī)律。胡偉等[4]通過(guò)對(duì)處于中砂內(nèi)的單葉片螺旋錨上拔試驗(yàn)研究，初步揭示了錨片表面土壓力的分布規(guī)律。Wang等[5-7]對(duì)處于凍土中的螺旋錨基礎(chǔ)上拔承載力進(jìn)行了試驗(yàn)研究和數(shù)值分析，闡明螺旋錨幾何尺寸對(duì)其抗拔性能的影響規(guī)律。張昕[8]詳細(xì)歸納螺旋錨基礎(chǔ)在上拔性能方面的研究成果，發(fā)現(xiàn)巖土的性質(zhì)對(duì)螺旋錨上拔性能及破壞模式影響很大，并基于對(duì)螺旋錨上拔受力過(guò)程中周邊土體（砂土）變形場(chǎng)的研究，闡明了螺旋錨上拔破壞的力學(xué)機(jī)理，建立了螺旋錨抗拔承載力計(jì)算模型，提出砂土中螺旋單錨上拔承載力的計(jì)算方法。而在實(shí)際工程中，螺旋錨除了承受上拔荷載之外，還要承受較大的豎向荷載。王希云[9]、邵康等[10]對(duì)砂質(zhì)土地區(qū)中的三盤(pán)螺旋錨進(jìn)行了豎向抗壓承載力試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬分析，論證了確定螺旋錨承載力取值方法的適用性，揭示了在豎向荷載作用下螺旋錨錨桿側(cè)阻、錨片端阻以及錨桿端阻所占的比重，闡明了螺旋錨承載力隨錨盤(pán)間距改變的變化趨勢(shì)。對(duì)于其他土質(zhì)中螺旋錨的抗壓性能研究報(bào)道較少。

上述螺旋錨錨片的最大直徑為300 mm。美國(guó)喬斯林公司曾生產(chǎn)螺旋錨葉片最大直徑為395 mm，前蘇聯(lián)使用的最大錨片直徑為460 mm，日本九州電力公司在TACSR工程中使用的螺旋錨基礎(chǔ)錨片最大直徑為420 mm。中國(guó)目前使用的螺旋錨錨片直徑一般都在360 mm以下[11]。大錨片可以更大程度地提高該類型基礎(chǔ)的承載力，但基于常規(guī)錨片提出的承載力判別條件，以及螺旋錨基礎(chǔ)的破壞模式和相關(guān)參數(shù)對(duì)極限承載力的影響規(guī)律是否適用，需要進(jìn)一步研究確定。筆者基于黏性土地區(qū)的多葉片大直徑螺旋錨基礎(chǔ)靜載試驗(yàn)，對(duì)比討論現(xiàn)有極限承載力判別條件的適用性;建立螺旋錨基礎(chǔ)精細(xì)化有限元模型，通過(guò)與現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證有限元模型的合理性，在此基礎(chǔ)上分析大葉片螺旋錨基礎(chǔ)在豎向壓力作用下錨桿側(cè)阻、葉片端阻的荷載分擔(dān)規(guī)律。

1 試驗(yàn)場(chǎng)地土層評(píng)價(jià)

試驗(yàn)場(chǎng)地在河南省駐馬店市上蔡縣蔡溝鄉(xiāng)，該地區(qū)處于淮河沖洪積平原地帶，地貌單一，地形平坦，地勢(shì)開(kāi)闊?，F(xiàn)場(chǎng)靜力觸探發(fā)現(xiàn)，地層土質(zhì)較均勻，從地表至31.5 m深度處以粉質(zhì)黏土為主，黏土狀態(tài)為可塑～硬塑，具中壓縮性。土質(zhì)呈褐黃、褐灰、灰黃等色，含鐵錳氧化物，零星見(jiàn)小鈣質(zhì)結(jié)核與蝸牛殼碎片，夾粉土，其中，地表1.0～2.0 m為耕土，深度14.5～16.5 m范圍內(nèi)局部為粉土。試驗(yàn)中錨桿的埋深位于9～12 m，在錨桿的埋深范圍內(nèi)可以把周圍的土質(zhì)視為均勻分布的粉質(zhì)黏土，土層物理性質(zhì)指標(biāo)以及力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)見(jiàn)表1。

2 螺旋錨抗壓靜載試驗(yàn)與結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)概況

螺旋錨現(xiàn)場(chǎng)原位試驗(yàn)布置如圖1所示，現(xiàn)場(chǎng)采用塔位處的灌注樁基礎(chǔ)作為反力樁，螺旋錨1、3、5和7分為位于反力樁間約三等分點(diǎn)處?，F(xiàn)場(chǎng)將反力梁與灌注樁上的預(yù)埋地腳螺栓相連，通過(guò)千斤頂向螺旋錨頂部施加壓力，如圖2所示。螺旋錨抗壓靜載試驗(yàn)采用快速荷載維持法，加載按照每級(jí)60 kN依次遞增，每級(jí)加載保持10 min，加載至錨桿頂部豎向位移超過(guò)40 mm停止，卸載采用相同的方式。試驗(yàn)中采用壓力表測(cè)定千斤頂油壓來(lái)?yè)Q算得到施加的荷載，千斤頂量程為5 000 kN，螺旋錨豎向位移通過(guò)安裝在千斤頂下部的位移傳感器測(cè)量。

對(duì)4個(gè)螺旋錨進(jìn)行受壓試驗(yàn)研究，其中1號(hào)為埋深9 m的兩盤(pán)螺旋錨，具體尺寸如圖3（a）所示。3號(hào)為埋深9 m的三盤(pán)螺旋錨，具體尺寸如圖3（b）所示。5號(hào)為埋深12 m的兩盤(pán)螺旋錨，加工尺寸同1號(hào)螺旋錨。7號(hào)初始設(shè)計(jì)為埋深12 m的3盤(pán)螺旋錨，但在鉆入施工時(shí)由于土質(zhì)較硬，當(dāng)鉆入約9 m時(shí)發(fā)現(xiàn)施工困難，現(xiàn)場(chǎng)臨時(shí)改為埋深為9 m的三盤(pán)螺旋錨。螺旋錨錨盤(pán)和錨桿均采用Q345B級(jí)鋼材。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)于單錨受壓，其錨頂荷載位移曲線如圖4所示，整個(gè)受力過(guò)程主要可以分為3個(gè)區(qū)間：開(kāi)始加載階段曲線近似為線性變化，中間階段曲線為非線性變化，最后階段曲線再轉(zhuǎn)變?yōu)榻凭€性變化。在卸載過(guò)程中，荷載位移曲線呈現(xiàn)非線性變化，且在相同荷載下對(duì)應(yīng)卸載曲線的切線斜率大于加載曲線的切線斜率，說(shuō)明卸載時(shí)螺旋錨周圍土的回彈模量大于其初始彈性模量。

7號(hào)與3號(hào)均為3錨盤(pán)螺旋錨基礎(chǔ)，埋深均為9 m。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，7號(hào)承載力為3號(hào)承載力的1.15倍，而5號(hào)承載力位于兩者之間，三者均大于1號(hào)螺旋錨。可見(jiàn)，單錨抗壓承載力隨錨盤(pán)數(shù)量的增加而增大，隨埋深的增加而增大，3盤(pán)9 m的單螺旋錨基礎(chǔ)抗壓承載力與2盤(pán)12 m的單螺旋錨基礎(chǔ)承載力相當(dāng)。

2.3 極限承載力確定方法對(duì)比

螺旋錨在確定極限承載力時(shí)，均以錨桿端阻發(fā)揮程度作為判斷的標(biāo)準(zhǔn)[12-13]。目前關(guān)于螺旋錨基礎(chǔ)承載力常用的確定方法如表2所示，并根據(jù)對(duì)應(yīng)的方法計(jì)算得出錨桿相應(yīng)的極限承載力。由于研究對(duì)象均為大錨片螺旋錨基礎(chǔ)，由前兩種方法計(jì)算出在極限狀態(tài)下對(duì)應(yīng)的位移均比較大，基本都在60 mm以上，通過(guò)試驗(yàn)曲線無(wú)法得到對(duì)應(yīng)的極限荷載。第3種方法首先將螺旋錨頂部荷載位移曲線處理為理想的lg P-s曲線，如圖5所示，通過(guò)對(duì)曲線做切線，找出相應(yīng)陡降變化線性段。將陡降變化的起始點(diǎn)作為螺旋錨的極限承載力，該方法確定的位移和極限承載力見(jiàn)表2。

2.4 極限承載力確定方法討論與建議

通過(guò)上述針對(duì)極限承載力確定方法的對(duì)比發(fā)現(xiàn)，軸向壓力作用下，由于錨片直徑較大，基礎(chǔ)錨桿側(cè)摩阻力完全發(fā)揮時(shí)對(duì)應(yīng)的位移與錨片直徑的比值較小。如果仍然按照常規(guī)螺旋錨基礎(chǔ)極限承載力判別條件，通過(guò)錨盤(pán)直徑一定比例的位移對(duì)應(yīng)的荷載作為承載力，則此時(shí)承載力會(huì)偏大甚至無(wú)法得到。可見(jiàn)，前兩種方法不適用于大葉片螺旋錨基礎(chǔ)。

第3種方法通過(guò)對(duì)處理后的曲線做切線，找到陡降段的起始點(diǎn)，如圖5所示。該方法能夠較合理地找到螺旋錨基礎(chǔ)對(duì)應(yīng)的極限狀態(tài)，說(shuō)明該方法適用于黏土地層中的大錨片螺旋錨基礎(chǔ)。

3 靜載試驗(yàn)數(shù)值模擬與結(jié)果分析

3.1 計(jì)算模型

利用有限元軟件ABAQUS對(duì)螺旋錨進(jìn)行豎向加載數(shù)值模擬，為了消除邊界條件對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，計(jì)算模型中，土體水平范圍取為錨盤(pán)直徑的10倍，土體豎向范圍取為螺旋錨埋入深度的2倍，如圖6所示。根據(jù)實(shí)際試驗(yàn)條件，對(duì)土體底部約束3個(gè)方向的平移自由度，土體側(cè)面約束水平兩個(gè)方向的平移自由度。螺旋錨基礎(chǔ)與土體建立接觸，接觸面的本構(gòu)關(guān)系即為相互作用的力學(xué)模型，其中包括兩個(gè)部分，分別是：接觸面的切向作用和法向作用[16]。在模擬接觸作用中法向使用硬接觸模塊“Hard Contact”，這種接觸對(duì)于兩個(gè)物體來(lái)說(shuō)只有在壓緊的狀態(tài)下才會(huì)傳遞法向壓力，并且保證限制住了穿透現(xiàn)象的發(fā)生;切向作用使用的是“Penalty”罰函數(shù)，允許發(fā)生彈性滑移變形，并且設(shè)定摩擦系數(shù)為0.14。

在對(duì)螺旋錨基礎(chǔ)數(shù)值分析中，通常為了提高計(jì)算收斂效果，將螺旋盤(pán)簡(jiǎn)化成平盤(pán)進(jìn)行計(jì)算[17-20]。為了充分驗(yàn)證錨盤(pán)形式對(duì)基礎(chǔ)承載力的影響，在同樣的邊界條件和荷載作用下，分別對(duì)錨盤(pán)為螺旋狀和平盤(pán)狀的基礎(chǔ)進(jìn)行數(shù)值分析，對(duì)比壓力荷載下計(jì)算結(jié)果的差異性，如圖7所示。其中，在對(duì)螺旋錨盤(pán)與錨桿連接部分劃分網(wǎng)格時(shí)，先對(duì)錨桿壁沿螺旋線進(jìn)行切割，以繪制出高質(zhì)量的網(wǎng)格。

通過(guò)對(duì)比平盤(pán)和螺旋盤(pán)兩種不同形式螺旋錨基礎(chǔ)下壓分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)，兩者從變形到應(yīng)力分布基本一致，唯有錨盤(pán)的應(yīng)力分布形式存在差異，如圖7所示。將兩種螺旋錨的壓力位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖8所示，兩個(gè)數(shù)值模型的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，并且兩種模型之間的最大差異在3%以內(nèi)?？梢?jiàn)，錨盤(pán)的形式對(duì)螺旋錨下壓承載力的影響不大。綜合分析效率和整體吻合性，建議選擇平盤(pán)錨代替螺旋錨作為數(shù)值分析模型。

3.2 參數(shù)選取

對(duì)于土體，摩爾庫(kù)倫模型應(yīng)用最為廣泛，它不僅是在理論上更是在試驗(yàn)上反映出了土體的變形特性。而且，它的模型參數(shù)相對(duì)更容易確定，即依靠設(shè)定土的內(nèi)摩擦角和黏聚力來(lái)確定土體的抗剪強(qiáng)度，可以較好地反映土體的受力特征。土體采用線彈性聯(lián)合摩爾庫(kù)倫彈塑性模型，具體土體參數(shù)詳見(jiàn)表1。

對(duì)于錨桿，ABAQUS用連接給定數(shù)據(jù)點(diǎn)的一系列直線來(lái)逼近材料光滑的應(yīng)力應(yīng)變曲線，*PLASTIC選項(xiàng)中的數(shù)據(jù)將材料的真實(shí)屈服應(yīng)力定義為真實(shí)塑性應(yīng)變的函數(shù)，選項(xiàng)的第一個(gè)數(shù)據(jù)定義材料的初始屈服應(yīng)力，塑性應(yīng)變值應(yīng)該為0。將鋼材的本構(gòu)關(guān)系選取為理想的彈塑性模型，相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表3。

3.3 有限元模型驗(yàn)證

為了能夠較準(zhǔn)確地模擬螺旋錨基礎(chǔ)在土中的受力情況，數(shù)值分析的第一步是進(jìn)行地應(yīng)力平衡。由于初始狀態(tài)的土單元在重力作用下會(huì)發(fā)生較大的豎向壓縮變形，在土與錨桿接觸面上，由于相對(duì)滑動(dòng)過(guò)大而造成計(jì)算難以收斂。為了提高計(jì)算效率，在地應(yīng)力平衡計(jì)算中不激活接觸面，以便較快且準(zhǔn)確地得到初始地應(yīng)力場(chǎng)。

為了能夠較真實(shí)地模擬錨桿周邊土體對(duì)其摩阻力，需要考慮螺旋錨鉆入土的過(guò)程中對(duì)周邊土體的擠壓效應(yīng)。地應(yīng)力平衡分析完成之后，激活螺旋錨與土之間的接觸面，但在此狀態(tài)下錨桿與周圍土的相互擠壓力很小，此時(shí)，螺旋錨在豎向荷載作用下，其錨頂壓力主要由錨盤(pán)承擔(dān)，而錨桿上的側(cè)摩阻力近似為0，顯然不符合基礎(chǔ)的實(shí)際受力狀態(tài)。為了更加真實(shí)地模擬壓力作用下的螺旋錨在土中受力情況，需要在接觸面上設(shè)置初始擠壓力。初始擠壓力的施加通過(guò)螺旋錨與土接觸面之間的過(guò)盈分析來(lái)實(shí)現(xiàn)，過(guò)盈量取錨軸的半徑。

在完成上述兩步分析之后，初始地應(yīng)力場(chǎng)如圖9所示。在此基礎(chǔ)上，對(duì)螺旋錨頂部中心點(diǎn)施加位移荷載以模擬現(xiàn)場(chǎng)的加載過(guò)程，同時(shí)記錄錨頂?shù)姆戳Γ玫藉^頂荷載位移曲線。將數(shù)值分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖8和圖10、圖11所示，兩者荷載位移曲線擬合較好，數(shù)值模型可靠。

4 豎向荷載下螺旋錨受力性能

數(shù)值分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比驗(yàn)證了有限元模型的可靠性。采用數(shù)值分析方法分析不同等級(jí)荷載下螺旋錨軸力、側(cè)摩阻力分布和荷載分擔(dān)規(guī)律。

4.1 內(nèi)力變化規(guī)律

基于有限元計(jì)算結(jié)果，提取錨桿沿縱向的軸力、剪力和彎矩，如圖12～圖14所示。通過(guò)對(duì)比分析可知，螺旋錨在軸向壓力作用下，錨桿上的剪力和彎矩非常小，可忽略不計(jì)。

對(duì)于錨桿軸力，隨著錨頂位移的增加，軸力圖中的①區(qū)段斜率逐漸增大，說(shuō)明隨著施加荷載增加，錨桿側(cè)摩阻力逐漸增大。同時(shí)，在不同錨頂位移對(duì)應(yīng)下的螺旋錨基礎(chǔ)的錨桿軸力在錨片附近均發(fā)生突變，說(shuō)明錨片在螺旋錨基礎(chǔ)的整個(gè)受力過(guò)程中均參與分擔(dān)，即使初始加載時(shí)荷載和位移都很小。

如圖12（a）中的區(qū)段②、13（a）中的區(qū)段②和③以及14（a）中的區(qū)段②所示，隨著錨頂位移的增加該區(qū)段內(nèi)的軸力圖斜率也逐漸增加，說(shuō)明錨片之間的錨桿側(cè)阻對(duì)抵抗外部壓力是有貢獻(xiàn)的，并且與區(qū)段①保持著同樣的規(guī)律，但是該區(qū)段軸力圖的斜率要小于區(qū)段①。

如圖12（a）中的區(qū)段③、13（a）中的區(qū)段④以及14（a）中的區(qū)段③所示，該部分的軸力在0附近，說(shuō)明該區(qū)段以上的錨盤(pán)端阻力和錨桿側(cè)摩阻基本上已經(jīng)全都抵消掉了外部壓力的作用，同時(shí)也說(shuō)明了錨桿底部端阻在整個(gè)受力過(guò)程中幾乎不發(fā)揮作用。

4.2 側(cè)向摩阻力變化規(guī)律

通過(guò)對(duì)錨桿內(nèi)力的分析可知，錨桿側(cè)摩阻在螺旋錨基礎(chǔ)的整個(gè)受力過(guò)程中發(fā)揮著重要作用，如圖15～圖17所示，隨著錨頂位移的增加，錨桿側(cè)摩阻逐漸增大。這是由于螺旋錨在軸向壓力作用下會(huì)發(fā)生向下的整體位移，土體與螺旋錨的接觸面存在摩擦力，螺旋錨周邊的土體會(huì)隨著基礎(chǔ)一同發(fā)生向下的壓縮變形。隨著壓力的增大，土體的豎向壓縮也隨之增大，土體越來(lái)越密實(shí)并且對(duì)螺旋錨基礎(chǔ)的擠壓力也越來(lái)越大，錨桿的側(cè)摩阻也隨之增大。

如圖15～圖17所示，螺旋錨基礎(chǔ)葉片附近的錨桿側(cè)阻會(huì)突變減小。對(duì)葉片附件的土體變形分析可知，螺旋錨葉片在壓力作用下會(huì)發(fā)生下凸變形，變形后的葉片會(huì)對(duì)周圍土體產(chǎn)生側(cè)向外推，從而使葉片附近的土體與錨桿脫離，如圖15～圖17中的（b）所示，脫離部分的摩阻力為0，未脫離部分仍然保持著原有的摩阻力，但葉片之間的錨桿側(cè)摩阻整體來(lái)說(shuō)還是削弱了。

4.3 荷載分擔(dān)規(guī)律

通過(guò)分析可知，螺旋錨基礎(chǔ)在軸向壓力的作用下，其抵抗力主要由錨桿側(cè)摩阻和錨片端阻來(lái)提供，錨桿端阻基本上不發(fā)揮作用，螺旋錨基礎(chǔ)的荷載分擔(dān)如圖18所示。對(duì)于小葉片砂土中的螺旋錨基礎(chǔ)，在豎向受荷過(guò)程中，首先是錨桿側(cè)摩阻發(fā)揮作用，其次各個(gè)葉片由上至下相繼發(fā)揮端承作用，最后下部葉片和錨桿底部發(fā)揮端承作用繼續(xù)承擔(dān)上部荷載[10]。但是，對(duì)于大錨片黏土中的螺旋錨卻顯示出不一樣的分擔(dān)規(guī)律，見(jiàn)表4～表6，在荷載施加過(guò)程中，不同錨片之間分擔(dān)的荷載基本相等，且錨片端阻分擔(dān)的荷載占螺旋錨基礎(chǔ)上總荷載的75%～90%，可見(jiàn)大葉片螺旋錨基礎(chǔ)可以視為端承摩擦型樁。

對(duì)比表4和表6可知，對(duì)于大葉片螺旋錨基礎(chǔ)，當(dāng)葉片數(shù)量不變時(shí)，隨著埋深的增加錨桿側(cè)摩阻所占的比重增加。對(duì)比表4和表5可知，螺旋錨基礎(chǔ)埋深不變時(shí)，隨著錨片數(shù)量的增加，錨桿側(cè)摩阻所占的比重降低。

隨著施加荷載的增大（表4），螺旋錨基礎(chǔ)最上部錨片和最下部錨片承擔(dān)荷載的比例都有所降低。其主要原因是，錨片彎曲變形降低了與土體的有效接觸面，從而減少了錨片的承擔(dān)荷載比例，且上部錨片承擔(dān)的荷載比例基本上均略大于下部錨片。

隨著施加荷載的增大（表5），螺旋錨基礎(chǔ)最上部錨片承擔(dān)荷載的比例隨之降低，中部錨片承擔(dān)的比例同步增加，下部錨片承擔(dān)荷載比例基本不變。說(shuō)明隨著荷載的增大，上部錨片的變形要大于中部錨片，隨著變形的不斷加大，上部錨片承擔(dān)的部分荷載傳遞到中部錨片。在螺旋錨受力過(guò)程中，上部錨片承受荷載的比例最大，中部錨片隨著施加荷載的增加，承擔(dān)荷載的比例逐漸增大，并且在錨頂位移大于25 mm時(shí)，其承擔(dān)比例大于下部錨片。

隨著施加荷載的增大（表6），螺旋錨基礎(chǔ)最上部錨片承擔(dān)荷載的比例基本不變，而下部錨片承擔(dān)的荷載比例逐漸減小。

綜上所述，大葉片螺旋錨基礎(chǔ)隨著施加荷載的增加，在不同錨片個(gè)數(shù)以及不同埋深的條件下，各個(gè)錨片端阻和錨桿側(cè)摩阻分擔(dān)荷載的比例發(fā)生不同規(guī)律的變化，最大變化幅值約為8%。錨片分擔(dān)荷載的比例占據(jù)螺旋錨基礎(chǔ)受荷過(guò)程的總荷載75%以上，各個(gè)錨片分擔(dān)荷載比例最大差異約為6%。

5 結(jié)論

基于粉質(zhì)黏土場(chǎng)地的大錨片螺旋錨基礎(chǔ)的現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)和數(shù)值模擬，分析基礎(chǔ)在豎向壓力作用下極限承載力的確定方法和荷載傳遞特性，得到以下結(jié)論：

1）對(duì)于大錨片螺旋錨基礎(chǔ)，采用lg P-s方法確定極限承載力較Livneh & EL.Naggar法與修正的Davisson法更合理。

2）螺旋錨在軸向壓力作用下，錨桿上的剪力和彎矩與軸力相比非常小，可忽略不計(jì)。隨著施加荷載增加，錨桿側(cè)摩阻力逐漸增大。在不同錨頂位移對(duì)應(yīng)下的螺旋錨基礎(chǔ)的錨桿軸力在錨片處均發(fā)生突變，錨片在螺旋錨基礎(chǔ)的整個(gè)受力過(guò)程中均參與承擔(dān)外部壓力。

3）大錨片螺旋錨基礎(chǔ)隨著施加荷載的增大，在不同錨片個(gè)數(shù)以及不同埋深的條件下，各個(gè)錨片端阻和錨桿側(cè)摩阻分擔(dān)荷載的比例發(fā)生不同規(guī)律的變化，最大變化幅值約為8%。錨片分擔(dān)的荷載占據(jù)螺旋錨基礎(chǔ)受荷過(guò)程的主要部分（75%以上），各個(gè)錨片分擔(dān)荷載比例最大差異約為6%。建議在實(shí)際工程中盡可能將葉片布置在承載力較高的土層中，并且各個(gè)錨片可近似認(rèn)為對(duì)基礎(chǔ)的承載力貢獻(xiàn)相同。

未來(lái)的研究工作中需進(jìn)一步對(duì)大錨片螺旋錨基礎(chǔ)在不同的錨片數(shù)量和間距下進(jìn)行參數(shù)分析，以揭示大錨片螺旋錨基礎(chǔ)在壓力荷載作用下的內(nèi)力傳遞機(jī)理和不同錨片之間的分配機(jī)制，為該類型基礎(chǔ)承載力計(jì)算理論研究提供支撐。

參考文獻(xiàn)：

[1] 王釗， 劉祖德， 程葆田. 螺旋錨的試制和在基坑支護(hù)中的應(yīng)用[J]. 土木工程學(xué)報(bào)， 1993， 26（4）： 47-53.

WANG Z， LIU Z D， CHENG B T. Trial-produce of screw anchor and its application in fencing foundation pit [J]. China Civil Engineering Journal， 1993， 26（4）： 47-53. （in Chinese）

[2] CLEMENCE S P， LUTENEGGER A J. Industry survey of state of practice for helical piles and tiebacks [J]. DFI Journal - the Journal of the Deep Foundations Institute， 2015， 9（1）： 21-41.

[3] DEMIR A， OK B. Uplift response of multi-plate helical anchors in cohesive soil [J]. Geomechanics and Engineering， 2015， 8（4）： 615-630.

[4] 胡偉， 劉順凱， 張亞惠， 等. 單葉片全尺寸螺旋錨樁豎向拉拔試驗(yàn)研究[J]. 土木建筑與環(huán)境工程， 2017， 39（5）： 31-39.

HU W， LIU S K， ZHANG Y H， et al. Uplift loading test on full-scale single blade screw anchor pile [J]. Journal of Civil ， Architectural & Environmental Engineering， 2017， 39（5）： 31-39.（in Chinese）

[5] WANG T F， LIU J K， ZHAO H G， et al. Experimental study on the anti-jacking-up performance of a screw pile for photovoltaic stents in a seasonal frozen region [J]. Journal of Zhejiang University-Science A， 2016， 17（7）： 512-524.

[6] WANG T F， LIU J K， TIAN Y D， et al. Frost jacking characteristics of screw piles by model testing [J]. Cold Regions Science and Technology， 2017， 138： 98-107.

[7] 王騰飛， 劉建坤， 邰博文， 等. 螺旋樁凍拔特性的模型試驗(yàn)研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào)， 2018， 40（6）： 1084-1092.

WANG T F， LIU J K， TAI B W， et al. Model tests on frost jacking behaviors of helical steel piles [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2018， 40（6）： 1084-1092.（in Chinese）

[8] 張昕. 螺旋錨錨周土體變形試驗(yàn)與抗拔承載力計(jì)算模型研究[D]. 鄭州： 鄭州大學(xué)， 2014： 3-6.

ZHANG X. Experimental analysis of soil deformation around uplifting screw anchors and theoretical research of uplifting capacity models [D]. Zhengzhou： Zhengzhou University， 2014： 3-6. （in Chinese）

[9] 王希云. 螺旋鋼樁設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)抗壓承載性能的影響研究[J]. 路基工程， 2019（3）： 57-61.

WANG X Y. Study on influence of design parameters of steel spiral pile on compressive bearing capacity [J]. Subgrade Engineering， 2019（3）： 57-61. （in Chinese）

[10] 邵康， 蘇謙， 劉凱文， 等. 豎向受壓下考慮安裝擾動(dòng)螺旋鋼樁數(shù)值模擬分析與現(xiàn)場(chǎng)載荷試驗(yàn)[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)， 2019， 38（12）： 2570-2581.

SHAO K， SU Q， LIU K W， et al. Field test and numerical analysis of a helical steel pile under vertical compression loads considering installation effects [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2019， 38（12）： 2570-2581. （in Chinese）

[11] 黃連壯， 陶文秋， 劉利民， 等. 大錨盤(pán)螺旋錨基礎(chǔ)試驗(yàn)與應(yīng)用[J]. 電力勘測(cè)設(shè)計(jì)， 2007（5）： 10-13.

HUANG L Z， TAO W Q， LIU L M， et al. Testing of foundation of the screw anchor [J]. Electric Power Survey & Design， 2007（5）： 10-13. （in Chinese）

[12] LIVNEH B， EL NAGGAR M H. Axial testing and numerical modeling of square shaft helical piles under compressive and tensile loading [J]. Canadian Geotechnical Journal， 2008， 45（8）： 1142-1155.

[13] ELKASABGY M， EL NAGGAR M H. Axial compressive response of large-capacity helical and driven steel piles in cohesive soil [J]. Canadian Geotechnical Journal， 2015， 52（2）： 224-243.

[14] PERKO H A. Helical piles： A practical guide to design and installation [M]. Hoboken： John Wiley & Sons， 2009： 205-207.

[15] 沈保漢. 評(píng)價(jià)樁工作特性的新方法──P/PU-S/Su曲線法[J]. 建筑技術(shù)開(kāi)發(fā)， 1994， 21（2）： 11-21.

SHEN B H. A new method for evaluating the working characteristics of pile-P/PU-S/Su curve method [J]. Building Technology Development， 1994， 21（2）： 11-21. （in Chinese）.

[16] 張偉建. ABAQUS 6.12 有限元分析從入門到精通[M]. 北京：機(jī)械工業(yè)出版社， 2014： 57-68.

ZHANG W J. ABAQUS 6.12 finite element analysis from introduction to mastery [M]. Beijing： China Machine Press， 2014： 57-68. （in Chinese）

[17] 金成云. 螺旋錨基礎(chǔ)的上拔理論研究[D]. 沈陽(yáng)： 沈陽(yáng)建筑大學(xué)， 2006.

JIN C Y. Research on the uplift theory of screw anchor foundation [D]. Shenyang： Shenyang Jianzhu University， 2006. （in Chinese）

[18] 郝冬雪， 宋陽(yáng)， 陳榕， 等. 黏土中螺旋錨幾何尺寸對(duì)上拔承載力影響的數(shù)值分析[J]. 東北電力大學(xué)學(xué)報(bào)， 2018， 38（4）： 70-75.

HAO D X， SONG Y， CHEN R， et al. Numerical analysis of influences of helical anchor geometry on uplift capacity in clay [J]. Journal of Northeast Electric Power University， 2018， 38（4）： 70-75. （in Chinese）

[19] 符勝男. 砂土中螺旋錨上拔承載特性研究[D]. 吉林吉林市： 東北電力大學(xué)， 2016： 22-24.

FU S N. The uplift capacity of helical anchors in sand [D]. Jilin， Jilin： Northeast Dianli University， 2016： 22-24.（in Chinese）

[20] 袁馳， 張新， 郝冬雪， 等. 松砂中螺旋錨上拔承載力及破壞模式數(shù)值分析[J]. 東北電力大學(xué)學(xué)報(bào)， 2019， 39（6）： 50-57.

YUAN C， ZHANG X， HAO D X， et al. Numerical analysis of the uplift capacity and the failure mode of helical anchors in loose sand [J]. Journal of Northeast Electric Power University， 2019， 39（6）： 50-57. （in Chinese）

（編輯 章潤(rùn)紅）