压力分散型锚杆（精选6篇）
压力分散型锚杆 篇1
1研究思路
本次结合南水北调东线工程淮安四站基坑工程, 从建筑物的整体稳定、工程投资、工程施工质量、工期要求等多方面, 综合研究直立式挡土结构对保护原状土性状的设计及工艺性参数。国内外直立式支护结构方案的型式较多, 结合大型、重点水利工程特点分析研究和方案比选, 采用土层锚固技术和地下连续墙技术组合, 共同形成挡土结构体系更为可行、经济、合理, 由此承担侧向土压力的作用, 减少土方开挖量, 保护基底原状土层。
为确保该支护结构的先进性、创新性和安全性, 在支护结构的两项主要工艺上, 采用液压抓斗式地下成墙技术和压力分散型预应力锚杆技术两种工艺。
1.1依托工程概况
南水北调东线第一期工程设计引水流量为100 m3/s。泵站采用立式轴流泵机组共4台套 (其中1台为备用机组) , 肘形流道进水, 平直管出水, 快速闸门断流。根据泵房结构布置, 泵站站身底板底面高程为-4.6m~-6.4m.
1.2工程地质条件。如表1所示。
2组合式支护结构方案
2.1支护结构型式如图1所示。
2.2支护结构设计
2.2.1地连墙设计:
砼强度等级C25, 渗透系数K≤i*10-6cm/s;2) 墙体厚度为60cm;3) 嵌固深度:采用“弹性线”法进行计算, 最大弯矩为90.76k N.m, 墙底高程为-9.50m。墙顶高程为2.90m。
2.2.2锚杆设计:
1) 锚固中心点高程:-1.0m, 倾角15°;2) 锚杆型式:压力分散型预应力钢绞线锚杆结构。3) 每米锚杆拉力为108k N, 间距2.5m/根, 单根锚杆的轴向拉力设计值Nt为280k N。4) 锚杆杆体截面积为As=241.43mm2, 钢绞线规格1×7标准型12.7-1860, 无粘结型, 锚束数量为4束。5) 锚固段长度为12.0m, 分为两个锚固段, 每段长6.0m;自由段长度为6.0m, 锚杆总长为18m。6) 安全系数2.3, 满足规范要求。7) 锚固结构设计:锚具采用OVM13-4型张拉锁定。锚固段直径为20cm, 充填材料为水泥砂浆。8) 锁定荷载的确定:锚索张拉锁定荷载为设计张拉力的75%, 即为210k N。如图2所示。
3应用效果与数据分析
3.1检测方案:支护结构应力监测仪器采用钢 (振) 弦式测试仪, 检测土压力、钢筋应力、孔隙水压力及锚索张拉应力等相关数据;支护结构顶面变形、位移观测采用经纬仪检测。如图3所示。
3.2数据分析与结论.如图4所示。
3.2.1土压力数据分析:如图5、6所示。
分析与结论:经计算与实测土压力值对比两者比较接近, 说明在土质性状较好地粘性土地层中, 设计采用的凝聚力 (c值) 指标取0.55左右作为折减系数是基本合理的, 是安全、经济的。由实测土压力和计算土压力对比, 基坑面以下地连墙墙前土压力远小于被动土压力计算值, 约为被动土压力的0.3~0.5倍, 但大于主动土压力计算值, 说明地连墙位移较小, 处于安全状态。
3.2.2钢筋应力。如图7、8所示。
分析与结论:对支护结构两侧钢筋应力监测结果分析, 其受力一般较小, 主要原因是土层土质较好, 主动土压力较小。若按实际主筋受力大小进行配筋设计, 虽满足理论上的受力要求, 但不能满足结构、构造要求及规范相关要求。故本工程配筋是按规范及结构构造要求配置的。
3.2.3锚杆应力
分析与结论:从图9、图10分析, 锚杆设计张拉锁定荷载210k N, 锚杆在预张拉锁定后, 监测应力变化不大, 没有蠕变或松驰现象发生。因此, 压力分散型锚杆, 具有受力结构合理, 抗拉力稳定、可靠等特点。
结语
本文结合南水北调东线淮安四站基坑工程, 对组合式挡土结构的型式、施工工艺、设计参数、应力应变规律及理论计算应力的对比分析等进行研究, 组合式挡土结构工程性应用, 达到预期研究目的。采用组合式挡土结构型式, 具有较好地技术和经济效益, 在类似工程中可以推广运用。
参考文献
[1]高大钊, 陈忠汉, 程丽萍.深基坑工程[M].北京:机械工业出版社, 1999.
[2]李辉, 李兴兵, 裴生虎.无粘结钢绞线土层锚杆技术的应用[J].江苏水利ISSN1007-7839, 2007.
[3]沈朝晖.预应力锚杆技术在深基坑支护中的应用[J].江苏水利ISSN1007-7839, 2006.
[4]叶爱民.影响及提高压力分散型土层锚索锚固力的因素[J].西部探矿工程ISSN10077839, 2008.
压力分散型锚杆 篇2
采用压力分散型锚杆, 由于能将集中力分散为若干个较小的力分别作用于长度较小的固定段上, 导致固定段上的黏结应力值大大减小且分布也较均匀, 能最大限度地调用锚杆整个固定范围内的地层强度。
挡土墙上的土压力分布对于挡土墙的设计至关重要。由于压力分散性挡土墙构造特殊, 土压力的影响因素更为复杂, 锚垫板的浇筑、锚索的张拉都会使挡墙土压力重新分布, 从而使得这种结构的土压力分布有很大的不确定性。在悬锚式挡土墙土压力计算中, 王保群[3]等得出墙背填土土压力的大小大于主动土压力, 并且锚定板对于墙背位移起到限制作用;高大锚定板挡墙的土压力计算仍采用库伦主动土压力公式乘以一个增大系数的方法[4,5]。但是目前国内外尚未对压力分散型挡土墙的土压力分布进行深入研究。鉴于此, 采用室内模型试验结合数值模拟分析, 系统地研究了压力分散型挡土墙的土压力分布规律。
1为锚索, 2为锚定板, 3为悬臂挡墙
1 模型试验
1.1 模型设计
压力分散式挡土墙模型主要由锚杆、锚定板、悬臂挡墙和加载设备组成, 根据几何相似原则, 将青临高速第二标段K8+639处压力分散型挡土墙按照1∶3进行相似缩小为模型尺寸。其中, 使用千斤顶对锚杆施加预应力荷载。模型采用15 cm×15 cm×240 cm型钢来模拟现场锚杆。采用30 cm×30 cm×3 cm型钢模拟现场锚定板。为了简化模型, 模型试验仅使用了一个锚定板。砂土用于模拟现场风化碎石。锚定板和锚杆用螺栓锚固。模型示意图如图2所示。
为了防止施加预应力时, 上层土体变形过大, 在挡土墙顶部布设钢板和工字钢作为承压板反压, 如图3所示。
模型试验基于以下假设: (1) 假设模型墙绝对刚性, 不发生任何弯曲变形; (2) 模型墙的自由侧只承受土压力和锚杆拉力; (3) 进行试验的砂土是各向同性[6—8]。
模型安装关键步骤:
(1) 填土压实。
(1) 为了保证压实度, 填土每层厚度控制在30cm左右。
(2) 采用电动冲击夯和人工夯实结合的方法, 因为砂土黏聚力几乎为零, 所以电动冲击夯对每层填土表层夯实效果不佳, 层间填土先用电动冲击夯夯实, 为了避免电动冲击对埋设仪器的扰动, 在距仪器埋设处五十公分内用人工夯实到达指定高度后, 返开挖土层, 安装土压力盒, 土压力盒埋设如图4所示。并读取土压力盒初始频率读数, 将土压力置零。
(2) 返开挖土到模型1.3 m高处, 回填土并安装130 cm处锚杆并用螺栓固定到墙外侧, 锚杆内侧用螺栓固定在锚定板上。
模型安装完成后, 重新读取土压力盒频率读数, 并转换为土压力。
对锚杆水平施加不同等级的预应力荷载 (32.8 k N、55 k N、63 k N) , 测定挡土墙不同高度处的侧向土压力。
1.2 室内试验土压力分布
不同预应力下的挡土墙侧向土压力分布如图5所示。
如图5所示, 压力分散型挡土墙侧向土压力呈非线性分布。挡土墙在锚杆以下某一位置存在一个转点, 在转点以上挡土墙向外倾斜, 在转点以下挡土墙向外倾斜。在锚杆以上位置, 侧向土压力随着深度的增加而增大, 在锚杆位置处达到最大值。在锚杆和转点之间, 侧向土压力随着深度的增加而减少。在转点以下, 侧向土压力又随着深度的增加而增大。
2 数值模型验证
2.1 试验参数
为了进一步验证室内模型试验结果, 并确定转点位置。选用FLAC 3D岩土工程软件对模型试验进行数值模拟。FLAC 3D采用混合离散方法来模拟材料的屈服或塑性流动特性, 这种方法比有限元方法中通常采用的降阶积分更为合理。模型尺寸按照室内模型试验尺寸建立。模型划分为土体和挡土墙两个组。土体采用无黏性土, 本构模型为MohrCoulomb弹塑性模型, 土体长2.4 m, 宽2 m, 高2 m。挡土墙采用Q235钢板, 本构模型为各向同性弹性模型, 墙体后2 cm, 宽2 m, 高2 m[9]。挡土墙和土体之间设置接触面, 允许滑移和分离。数值模型如图6所示。
锚杆及锚定板的作用实质上是对挡土墙提供一个水平向压力, 对锚杆施加预应力也就是增大了水平力。因此可以对数值模型进行简化, 将锚杆及锚定板简化为一个作用于挡土墙上的水平压力。荷载条件设为在挡土墙1.3 m处施加一个水平点力, 力的大小与室内试验锚杆施加的预应力相对应, 分别为32.8 k N、55 k N、63 k N。
约束条件为模型Y方向全约束, 挡土墙底部全约束 (即设定挡墙底部不产生位移) , 砂土底部Z方向约束。砂土远离挡土墙侧的X方向约束。模型力学参数如表1所示。
2.2 数值模拟土压力分布
数值模拟侧向土压力如图7所示。
由图7可知, 数值模拟土压力变化规律与室内模型试验结果相似。数值模拟的转点以上土压力较模型试验小, 转点以下土压力较模型试验大。原因是由于室内试验锚杆即使不加预应力也会对挡土墙产生拉力。而数值模拟由于采用点力施加, 未能模拟无预应力锚杆的工况。
挡土墙位移曲线如图8所示。
由图8可知, 锚杆施加预应力, 墙体会向内倾斜, 且在锚杆位置以上墙体倾斜较其他位置大, 在转点以下位置墙体倾斜量较小, 在预应力较小时, 转点以下位置有向外倾斜的趋势。
根据朗肯土压力理论, 计算土体的静止土压力、被动土压力和主动土压力计算如式 (1) ~式 (7) 所示。
2.2.1 静止土压力计算公式
式 (1) 中, K0为静止土压力系数,
γ为砂土容重取18.64 k N/m3。z为深度。
则静止土压力
2.2.2 主动土压力计算公式
式 (4) 中, φ为内摩擦角, 取38°;γ为砂土容重, 取18.64 k N/m3。
则主动土压力
2.2.3 被动土压力计算公式
式 (6) 中, φ为内摩擦角取38°;γ为砂土容重取18.64 k N/m3。
则被动土压力
将挡土墙X方向进行约束, 即可模拟挡土墙无位移状态下的静止土压力分布。静止土压力如图9所示。
由图9可知, 数值模拟的静止土压力与朗肯静止土压力基本吻合, 说明模型的建立是可靠的。将静止土压力、主动土压力和被动土压力加入图9, 得到图10。
由图10可知, 在锚杆以上位置, 侧向土压力与被动土压力接近, 在转点以下位置, 侧向土压力与主动土压力接近。转点处土压力与静止土压力相近。因此, 确定合适的锚杆设置高度和转点位置是压力分散型挡土墙设计的关键要素。
3 转点与锚杆高度
当锚杆位于1.3 m高度时, 转点约在0.6 m高度处。为了进一步确定转点的位置, 将锚杆高度分别调整至0.8 m高度处、1.0 m高度处、1.4 m高度处、1.5 m高度处进行计算, 转点高度如表2所示。
锚杆设置高度是影响转点位置的重要因素。转点的高度约在锚杆高度的1/2处。选取预应力为63 k N时, 不同锚杆高度下的土压力曲线如图11所示。
由图11可知, 当锚杆高度上移超过墙高的65%高度时, 锚杆以上的土压力明显大于大于静止土压力。建议将锚杆高度设置于墙高的60%左右高度处, 不宜超过墙高的65%。所以压力分散型挡土墙设计的时候可以分为三部分进行设计。在锚杆以上按被动土压力进行设计, 在转点以下为安全起见按静止土压力计算。
4 结语
结合室内试验及数值模拟, 可以得出关于压力分散型挡土墙的如下规律:
(1) 压力分散型挡土墙侧向土压力呈非线性分布。存在两个主要变化点, 锚杆设置高度处和转点高度处 (即锚杆高度的1/2处) 。
(2) 土压力在锚杆位置以上随着深度的增加而增大, 在锚杆和转点之间随着深度的增加而减少。
(3) 压力分散型挡土墙在锚杆施加预应力后墙体向内倾斜, 在预应力较小的情况下, 转点以下存在向外倾斜的趋势, 预应力较大时, 墙体整体内倾。
(4) 锚杆的设置高度不宜大于挡墙高度的65%。
(5) 压力分散型挡土墙土压力在转点以上大于静止土压力, 小于被动土压力。在锚杆处达到最大。在转点以下小于静止土压力, 大于主动土压力。为了设计安全锚杆以上可按被动土压力计算, 在转点以下按静止土压力计算。在锚杆和转点之间土压力按线性递减。
摘要：为了研究压力分散型挡土墙的受力特性, 结合实体工程, 设计了室内模型试验。在不同挡墙高度处埋设了土压力盒监测仪器检测挡土墙受力特性。采用FLAC 3D软件对室内模型进行模拟验证。模型试验及数值模拟结果表明, 侧向土压力增量曲线呈非线性曲线分布。挡土墙在锚杆1/2高度处存在位移和土压力的转点。墙体在转点以上土压力介于静止土压力和被动土压力之间, 在转点以下介于主动土压力和静止土压力之间。锚杆的设置高度是影响土压力分布的重要因素。
关键词：压力分散,室内模型,土压力,数值模拟
参考文献
[1] 薛志超, 宋修广, 陈宝强, 等.压力分散型挡土墙支护高填土路基施工过程的受力特征.公路交通科技, 2013;30 (4) :11—16Xue Z C, Song X G, Chen B Q, et al.Stress characteristics of pressure dispersive retaining wall for supporting high-filling embankment during construction.Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2013;30 (4) :11—16
[2] 刘文生.对拉互锚式薄壁挡土墙变形观测方案研究.中国水运 (学术版) , 2007;7 (1) :108—111Liu W S.Study on deformation observation plan for thin-retaining wall pulling and droping each other.China Water Transport, 2007;7 (1) :108 —111
[3] 王保群, 王志谦, 张文联.悬锚式挡土墙的结构设计与计算.济南交通高等专科学校学报, 2001;9 (1) :7—13Wang B Q, Wang Z Q, Zhang W L.Structural design and calculation of suspended-anchor earth retaining wall.Journal of Jinan Communications College, 2001;9 (1) :7—13
[4] 朱杰兵, 韩军, 程良奎, 等.三峡永久船闸预应力锚索加固对周边岩体力学性状影响的研究.岩石力学与工程学报, 2002;21 (6) :853—857Zhu JJ, Han J, Cheng L K, et al.Research on rockmass properties near anchor with prestressing for tgp’s permanent shiplock.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2002;21 (6) :853—857
[5] 陈文胜, 赵勤彦, 凌同华.经典朗肯土压力墙后土体滑裂面机制研究.岩土力学, 2011;32 (12) :3571—3576Chen W S, Zhao Q Y, Ling T H.Sliding surface mechanism of limit soil mass under classical Rankine earth pressure.Rock and Soil Mechanics, 2011;32 (12) :3571—3576
[6] 杨泰华, 贺怀建.考虑位移效应的土压力计算理论.岩土力学, 2010;31 (11) :3635—3639, 3650Yang T H, He H J.Earth pressure calculation theory considering displacement effects.Rock and Soil Mechanics, 2010;31 (11) :3635—3639, 3650
[7] 叶观宝, 张振, 徐超.加筋土挡墙模型试验研究.勘察科学技术, 2010; (02) :3—5, 35Ye G B, Zhang Z, Xu C.Model experimental research of reinforced earth retaining Wall.Site Investigation Science and Technology, 2010; (02) :3—5, 35
[8] 陈秋南, 张永兴, 周小平.三向应力作用下的Rankine被动土压力公式.岩石力学与工程学报, 2005;24 (5) :880—882Chen Q N, Zhang Y X, Zhou X P.Formula of rankine passive earth pressure in triaxial state of stress.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005;24 (5) :880—882
压力分散型锚杆 篇3
基于上述研究, 本文依托青临高速公路压力分散型悬锚式挡土墙的实体工程, 建立了FLAC3D有限差分数值计算模型, 对该新型挡土墙的受力机理进行了模拟分析。
1 数值计算模型
1.1 模型基本假定
(1) 模型沿道路纵向不发生变形;
(2) 道路面层和基层为弹性材料, 且各层填料之间变形连续, 不发生滑移或分离;
(3) 挡土墙为弹性材料, 挡墙与墙后填土、地基土之间可能发生滑移或分离;
(4) 路基填土施工一次性填筑完成, 并对各束锚索施加等荷载预应力。
1.2 模型建立
实体工程中挡土墙沿道路纵向每间隔3m布设一组压力分散型锚索, 因此模型沿道路纵向的尺寸为4m;由于路基填土成层且各向同性, 模型是以道路中心线为对称轴的典型轴对称问题, 所以建模时取实体工程的一半进行分析, 模型上部为自由面, 其余均施加固定约束。模型分组包括路基、地基、悬臂挡墙和碎石换填垫层, 尺寸为30m×4m×19m (长×宽×高) , 网格尺寸为0.3~0.5m, 单元总数为24224个, 计算时不考虑地下水影响, 计算模型网格划分如图1所示。
FLAC3D内置丰富的结构单元, 可以模拟梁、锚索、桩、壳、土工格栅以及衬砌等, 其中shell为3节点组成的均厚度有限单元, 可视为各向同性且无破坏极限的线弹性材料, cable单元为2节点组成的等截面的线单元, 在拉、压中屈服, 不能抵抗弯矩。根据本文的基本假定及相关研究[7], 采用shell单元模拟路基面层、基层以及锚定板, 采用cable单元模拟压力分散型锚索。模型结构单元如图2所示。
模型中锚定板的尺寸为1m×0.6m×0.3m (宽×高×厚) , 锚索的长度分别为8m、11m、14m和17m, 锚索一端连接到锚定板, 另一端连接到悬臂挡墙。
数值计算时, 锚索预应力的施加方式主要有两种, 即命令“Sel node apply force”和命令“Sel cable pretension”。命令一是将预应力直接加载到单元节点node上, 相当于施加了集中荷载, 通常用来模拟预应力的施加对锚固体工作状态及加固机理的影响;命令二是在数值计算前对各束锚索施加预应力, 且索体各微段应力相等, 适用于锚索施加预应力后外锚头锁死的情况[8]。根据本文的基本假定, 本文采用命令二的方式对锚索施加预应力, 每束锚索施加的应力值为80k N。
由于悬臂挡墙、碎石换填垫层和土体之间刚度差异较大, 其接触面上实际可能产生滑动和分离, 为此本文建立FLAC3D接触面, 以更好模拟接触面的滑动和分离情形。
为对比分析预应力对压力分散型悬锚式挡土墙作用效果的影响, 本文另外建立了锚索无预应力计算模型。两者唯一区别为锚索无预应力计算模型计算之前各束锚索的预应力值为零, 其余参数、边界条件及计算方法等均相同。
1.3 模型参数
计算时土体和碎石换填垫层本构模型选用Mohr-Colomb模型, 悬臂挡墙本构模型选用弹性模型。模型参数根据现场勘测及室内试验得到, 计算力学参数汇总如表1所示。
2 计算结果及分析
计算流程按照实体工程的施工进行, 即在已自重平衡的地基上建立悬臂挡墙模型, 对每束锚索施加80k N预应力并一次性填筑路基土, 然后进行挡墙运营期的数值计算。
2.1 墙体水平位移及水平应力
通过建立锚索无预应力计算模型, 本文得到了预应力对悬臂挡墙应力及水平位移的影响, 如图3和图4所示。
由图3可知悬臂挡墙墙顶的水平位移最小, 底板水平位移最大, 且位移量沿墙高呈线性增长, 在底板达到最大;相比于锚索无预应力挡墙, 锚索施加预应力后挡墙墙体的整体水平位移减小, 最大水平位移由17.78mm减小至17.1mm, 可见预应力的施加一定程度上能够限制墙体的侧向滑动。
由图4可以看出, 墙体上部受到的水平应力较小, 底板受到的水平应力最大, 这解释了墙体水平位移上部小底板大的原因;两组曲线在墙体2.4m高度处均出现应力增大现象, 该位置正是压力分散锚索的布置位置, 压力分散锚索使该位置的墙体出现应力集中, 并且施加应力后应力集中现象更为明显, 峰值由35.02k Pa增加至383.8k Pa, 过大的应力集中对墙体受力不利, 设计及施工时应对该区域墙体进行加固处理。
2.2 锚索轴力分析
施加预应力后的锚索在运营期会受到悬臂挡墙的张拉作用, 相当于各束锚索等荷载张拉后的整体张拉, 其轴力势必会变大, 为分析锚索轴力变化规律, 提取了运营期各锚索轴力的计算结果, 如表2所示。
由表2可知, 锚索长度越短, 运营期的轴力越小, 这有别于以往先单元等荷张拉后整体张拉时锚索轴力的分布规律[9]。为此本文提取各锚定板单元和锚索单元的位移矢量图, 如图5所示。通过图5不难发现, 较短的锚索体位移矢量斜向下方向, 有较大的水平位移分量, 而较长的锚索位移矢量近乎向下, 水平位移分量较小。因此运营期悬臂挡墙整体张拉各锚索时, 较长锚索单位长度伸长量较大, 较短锚索单位长度伸长量较小, 表现为锚索越长运营期锚索的轴力增量越大, 因此轴力越大。
2.3 墙后土压力分布规律
通过提取模拟试验中挡墙与土体接触面的法向压应力, 可以了解墙后土体对墙体的压应力分布规律, 图6为施加锚索预应力后挡墙与土体接触面的法向压应力云图, 提取不同高度压应力绘制不同高度土压力分布规律。为对比预应力对土压力分布的影响, 本文另提取了锚索无预应力模拟试验的压应力数据, 绘制两种工况不同高度土压力分布规律如图7所示。
从图6和图7可以看出, 两种工况土压力与文献[6]的计算结果类似, 有预应力和无预应力分别在4.4m和4m高度以上土压力为零, 该高度可命名为土压力零点高度, 其产生主要原因为挡墙移动使该高度以上土体滑动与挡墙之间出现分离产生分离面, 分离面的产生导致土压力为零;土压力零点高度以下土压力近似线性增长, 挡墙高度约在0.4m附近达到极值, 该高度可命名为土压力极值高度, 土压力极值分别为193.4k Pa和198.7k Pa;0.4m高度以下土压力急剧减小, 在挡墙底部分别减小至59.16k Pa和61.86k Pa。
由图7可知, 压力分散型悬锚式挡土墙土压力大致可分为无压力区 (墙顶至土压力零点高度) 、线性增长区 (土压力零点高度至土压力极值高度) 和土压力减小区 (土压力极值高度至墙底板) 。施加应力后, 土压力零点高度变大, 相同高度的土压力变大, 土压力极值高度不变但极值增大。
该新型挡土墙的土压力分布规律不同于经典土力学中朗肯土压力及库伦土压力分布规律, 因此其设计及施工的计算也应有别于传统挡土墙, 本文数值模拟试验的结果, 对该型挡土墙土压力的理论提供了参考。
3 结论
(1) 运营期墙顶水平位移最小, 底板水平位移最大, 位移量沿墙高线性增长, 施加预应力后墙体整体水平位移减小。
(2) 墙体上部水平应力较小, 底板水平应力最大, 锚索位置出现应力集中, 施加预应力后应力集中更为明显, 对墙体的受力不利, 设计及施工时应对该区域墙体进行加固处理。
(3) 锚索长度越长其运营期水平位移分量越小, 单位长度伸长量越大, 锚索轴力越大。
(4) 压力分散型悬锚式挡土墙土压力大致可分为无压力区、线性增长区和土压力减小区。施加应力后, 土压力零点高度变大, 相同高度的土压力变大, 土压力极值高度不变, 但极值增大。
参考文献
[1]薛志超, 宋修广, 陈宝强, 等.压力分散型挡土墙支护高填土路基施工过程的受力特征[J].公路交通科技, 2013 (04) :11-16.
[2]吴建清, 张崇高, 宋修广, 等.压力分散型挡土墙受力特性模型试验研究[J].工业建筑, 2014 (09) :83-87.
[3]宋修广, 吴建清, 张宏博, 等.压力分散型挡土墙土压力分布规律分析[J].科学技术与工程, 2014 (20) :106-110.
[4]吴建清, 宋修广, 厉超, 等.压力分散型挡土墙在施工期和运营期的受力特性分析[J].公路, 2014 (06) :36-40.
[5]吴建清, 张崇高, 张宏博, 等.压力分散型悬锚式挡土墙承载力分析[J].混凝土与水泥制品, 2014 (10) :82-86.
[6]王红红.压力分散型悬锚式挡土墙支护理论及应用研究[D].济南:山东大学, 2011.
[7]夏元友, 范卫琴, 芮瑞, 等.压力分散型锚索作用效果的数值模拟分析[J].岩土力学, 2008 (11) :3144-3148.
[8]陈少炎.压力分散型锚索锚固机理与地震动响应的数值模拟[D].武汉:武汉理工大学, 2012.
压力分散型锚杆 篇4
压力分散型锚索,作为一种新型的岩土工程加固技术,已被广泛运用于实际工程中[1,2]。国内许多专家学者对这类锚索进行了试验与理论分析,并结合各种数值模拟方法,对压力分散型锚索的锚固机理做了大量的研究[3~7]。其重点都侧重于模拟某些影响因素变化下,锚索的应力分布规律。本文将研究对象集中在承载板的布置方案上,力求摸索出承载板这个压力分散型锚索中至关重要的设计要素对锚索受力性能的影响。比较了各种模拟方法的优劣后,在FLAC3 D建模中以Cable单元模拟无粘结钢绞线,以Shell单元模拟承载板,且承载板与钢绞线结构单元共用节点以实现预应力的有效传递;并根据各块承载板之间的锚固段具一定独立性的特点,分段建立锚固体及其与围岩粘连的分界面;最后对钢绞线单元全长施加预应力来保证应力沿钢绞线分布均匀。在确保模拟方法的准确后,通过建立不同的承载板布置方案模型,对比分析其受力变化规律,以期对工程设计中选用合适的承载板布置方案提供参考。更针对现有的压力均布型锚索存在的一些缺陷,提出一种优化的梯级承载板布置方案。经模拟论证,可以解决钢绞线张拉过程中应力不均的问题,有望在工程实践中推广应用。
1 压力分散型锚索结构形式及建模
1.1 压力分散型锚索结构形式
压力分散型锚索改变了传统的拉力型锚索的受力形式,将锚固力通过数块间隔一定距离的承载板转化为压力作用于多节锚固体上。此类锚索由于粘结应力更加均匀,并可充分利用锚固段在围岩压力作用下抗压强度较高的优势,极大地提高了锚固力。从其结构特点来看,显而易见,承载板的布置方案对其受力性能影响显著。
压力分散型锚索承载板布置方案如图1所示。此图以4块承载板等间距1.5m布置为例,其他布置方案与其相似,仅承载板间距或数量不同。钢绞线总数均为12根,图中仅为示意,并非实际根数。
1.2 压力分散性锚索建模
模型中岩体和砂浆体以实体单元建立,均采用摩尔库伦(Mohr-Coulomb)本构模型。钢绞线采用Cable结构单元,考虑到无粘结,参数取值应与拉力型锚索的自由段参数相同。承载板与外部垫墩采用Shell结构单元。锚固体与岩体之间的相互作用以Interface分界面来模拟。锚固体以承载板为界,分段建立,分界面依附在锚固体的各个分段上。承载板的Shell单元附着于每段砂浆体端头上,与外部的垫墩相应位置的节点之间建立钢绞线。Shell单元与Cable单元共用端头处的节点。对Cable单元加载预应力的时候,力直接传递到各级Shell单元上,通过Shell单元分散为均布荷载作用于各级锚固体上,锚固体受压发生变形和位移,再经分界面传递到围岩中。此建模方式较为准确地模拟了压力分散性锚索的传力方式。
模型为一长方体,以岩体自由面的钻孔中心为坐标原点,自由面的水平方向为X轴,竖直方向为Z轴,钻孔轴向为Y轴。孔径取用130 mm。网格划分由锚索中心向外呈辐射状划分,内密外疏。经过试算,锚索的影响半径大致在1m左右,深度上锚固段之后的岩体只受拉且影响范围较小。因而模型的径向范围取边界2.5m×2.5m,轴向长度取锚索长度加上其后的1m岩土体。正面自由面不施加约束。对径向边界四面施加法向约束及Y向约束,岩土体背面施加Y向约束。
以4块承载板等间距1.5m布置为基本模型,对比1m间距和2m间距布置的模型,再把其与2块承载板、3m间距布置和6块承载板、1m间距布置的模型进行对比,分析研究承载板间距变化及数量变化对压力分散型锚索受力性能的影响。自由段长度均取为5m。按承载板数量来平均分配每块承载板所连接的钢绞线,在每根钢绞线上施加相同的预应力200k N,使每块承载板承受均等的压力,然后进行模拟计算。
1.3 模型参数
模型的计算参数详见表1。FLAC3 D中实体单元必须采用体积模量和切变模量来计算,需将岩体和砂浆体的弹性模量和泊松比进行转换。Interface的刚度通常取为十倍于周围介质的等效刚度,此处,取其法向刚度kn与切向刚度ks同为8500 GPa/m;而其粘聚力和内摩擦角,可对岩体和砂浆的数值进行折减,取粘聚力2.4MPa,内摩擦角30°。Cable单元的弹性模量取200GPa,抗拉强度为250k N。
2 承载板间距及数量对压力分散型锚索受力性能的影响分析
2.1 承载板间距对受力性能的影响
1 m、1.5 m、2 m间距的计算结果应力曲线如图2所示。轴向应力负号为受压,正号为受拉。
对比曲线可以看到,锚固体轴向应力都在承载板处达到峰值,之后随承载板距离增加而呈指数减小,至前一级承载板后出现较小的拉应力。这是因为各块承载板之后的岩体受拉,进而牵扯锚固体也受拉。正如图3的承载板1.5m间距情况下岩体轴向应力云图所示,各块承载板前侧岩体受压,后侧岩体受拉,(深色区域为拉力,浅色区域为压力)。从此云图还可以反映出模型范围选取是合理的。
锚固体中峰值轴向应力大小均为38~40MPa,与钢绞线传递来的应力基本平衡。剪应力曲线则是在承载板后一段微小距离内迅速增至峰值,而后急剧衰减,在前一级承载板后也出现了相反方向的应力。这与压力集中型锚索的剪应力分布规律[8]及按弹性理论分析法得到的压力分散性锚索剪应力分布规律[9]都是一致的。当压应力和剪应力减小至零时,可以认为锚索向岩体的传力过程已完成,我们称这个长度为有效传力长度。有效传力长度可以作为分散性锚索承载板间距设置的重要依据。在此类模型下,可以看到,有效传力长度大致在1.5m左右。2m间距下,在各节锚固段的近端(离自由段较近处),压应力和剪应力已经很小;而1m间距下,各节锚固段的近端,压应力才开始接近零,剪应力曲线有很大部分更是处在0.8~1.0MPa的范围内,说明该处以剪力增大的方式来消耗压应力,完成力的传递。综合考虑,可以认为在本模型的条件下,1.5m的承载板间距是较理想的方案。
轴向位移曲线如图4所示。各节锚固体如同多个压力集中型锚索串联在一起共同作用。三个模型中,承载板处的位移值基本是相同的,到了近端处,1m间距的位移接近于1.5m间距的1.5倍,而1.5 m间距的位移与2 m间距的差距不大。特别注意到,1m间距的布置方式在最近一节锚固体上位移值显著比其他节大,说明此节的锚固体已发生极大的滑移,粘结应力不足以抵抗该节锚固体所承受的压力。由此也可以看出,在题设条件下,1.5m以上的间距较为合适。
2.2 承载板数量对受力性能的影响
在设计压力分散型锚索时,如何确定合适的承载板数量来分散锚固力十分值得研究。定性分析看来,承载板数量少,则每节锚固体所承受的力就大,锚索更容易破坏,但施工便捷,成本相对较低;承载板数量多,则力被分散得更均匀,各节锚固体承受的力也越小,但增加了施工难度和成本,不够经济。故本节模型固定锚固段长度为6m,分别采用2块、4块、6块承载板来组成锚固体系,对比其应力变化结果如图5所示。
从轴向应力图上可以清楚看到,承载板数量和应力峰值正好成反比,模型的传力方式是可靠的。随着承载板数量增加,锚固体内的压应力分布越均匀,峰值应力也越低,锚索也就越不容易失效。特别注意的是,当承载板数量减少时,每节锚固体所受压应力增大,传力长度也会增长。2块、4块、6块承载板的传力长度分别为2m、1.2m、1.0m,可见传力长度并没有随着承压板所受的压力的增大而同比例增长。也就是说,当承载板数量较少时,反而可以减小承载板间距;当承载板数量较多时,却需要增加承载板间距,以使锚固体有效地发挥作用。
而从剪应力曲线上,也可以看到,2块板、4块板、6块板平均的峰值剪应力分别为4.3MPa、2.5 MPa、2.2 MPa。可见,随着承载板数量增加,峰值剪应力减小的幅度变小了。这是因为每节锚固体的长度减小了,需要更多的剪应力来抵抗承载板的压力,所以6块承载板的剪应力曲线下降段都呈现出了外凸的趋势,表示剪应力发挥程度很高,这更容易导致锚索达到极限的粘结应力而滑移失效。综合看来,采用4块承载板,1.5m间距的设置是较优的方案。
图6为不同承载板数量下锚固体的位移曲线。由图可见,随着承载板数量增加,最大位移在减小,但并不成比例。2块、4块、6块承载板的最大位移值分别为3.50mm、1.16mm、0.67mm,比例为5.22:1.73:1,与三种情况下承载板所承受的压应力比值3:1.5:1相比,显然位移减小的速率更大,但速率是渐渐趋于平缓的。说明增加承载板数量可以有效控制锚索的位移,但增加到一定程度以后,效果就不再显著。
3 承载板布置方案的优化———梯级布置法
当各级承载板等间距布置且所连接的钢绞线数目相同时,虽然锚固体中的轴向应力和剪应力都较为均匀,但在实际的工程中,由于各级承载板所连接的钢绞线长度有差异,当岩土体发生变形时,每根钢绞线的伸长值是相等的,应变值却是不等的,越短的应变越大,应力值也越大[10],因此短的钢绞线很有可能先行破坏。一旦破坏,应力重分布,次短的再发生破坏,从而导致连锁破坏。
因此,本文考虑通过改变各级承载板所连接的钢绞线数量以及各级承载板的间距,来调整出一个最合适的布置方案,使得钢绞线中的应力较均匀的同时,各级锚固体的长度又正好适合于应力扩散的有效长度。我们把这种布置方法称为梯级布置法。
为此,建立了四种模型进行对比研究:(1)4块承载板2.5m等间距,每块承载板连接3根钢绞线;(2)3块承载板3.3m等间距,每块承载板连接4根钢绞线;(3)由远端至近端,3块承载板间距分别为1.6m、3.4m、5m,各级承载板连接的钢绞线数目分别为2根、4根、6根;(4)由远端至近端3块承载板间距依次为1m、2.5m、6.5m,各级承载板连接的钢绞线数目分别为1根、3根、8根(我们把距离外部自由段较近的锚固段称为近端,反之为远端)。自由段长度均取为10m。每根钢绞线上仍施加200k N的预应力。
计算结果的应力曲线如图7所示。可以看到与平均分配的布置方案相比,梯级布置法的应力都呈现出梯级增长的趋势。“1.6m+3.4m+5m”布置方案,其最大轴向应力比为1∶2.33∶3.55,大于钢绞线的数目比1∶2∶3;剪应力峰值比例则为1∶1.42∶1.95,小于1∶2∶3。“1 m+2.5 m+6.5 m”方案的最大轴向应力比为1∶3.7∶10.75,大于钢绞线的数目比1∶3∶8;剪应力峰值比为1∶2.55∶5.37,小于1∶3∶8。这说明采用梯级布置方案时,压应力会偏向于由近端的锚固体来承受,而剪应力则由远端的锚固体来承受。这是因为远端锚固体会受到近端承载板对板后的拉应力,抵消了部分压应力;而近端的锚固体离自由段更近也就更容易产生位移。这样的应力分配使得锚固体更不易在孔底发生压碎破坏,也更不易产生整体滑移破坏,是合理的形式。但也要注意,梯级布置使得应力不如压力均分方案那样均匀,所以要控制最大压应力不超过砂浆体的抗压强度极限,且剪应力不超过砂浆体和岩体之间的粘结强度极限,这样才能发挥这种布置方案的优势。
图8所示曲线为四种布置方案下,各级钢绞线应力—收缩应变曲线。显然,梯级布置方案的曲线斜率比平均分配的斜率小,这说明在相同的钢绞线收缩应变差值下,梯级布置的分散型锚索,其钢绞线应力的差别比较小,各级钢绞线应力更均匀了。从而证明了梯级布置方案对于减小各级钢绞线受力不均是有显著效果的。
4 结论
(1)当承载板间距大于有效传力长度时,在各节锚固体的近端,轴向压应力和剪应力均已很小;而当承载板间距小于有效传力长度时,各节锚固体的长度尚不足以使压应力消耗完,使得剪应力全长处在较大数值范围内,并且最近一节锚固体容易出现滑移破坏。实际工程中的有效传力长度应根据各级承载板所受锚固力以及围岩等情况来确定,如本文所设模型的条件下,有效传力长度大致在1.5m左右。工程中往往无法对各类情况都进行锚索抗拔试验来得到这一有效传力长度,数值模拟则可解决这一需求,建议对工程所处的岩体条件先进行数值模拟,通过应力传递的模拟结果确定有效传力长度,进而由有效传力长度设计出合理的承载板间距,以充分发挥压力分散型锚索的锚固优势。
(2)当锚固段长度固定,承载板数量较少时,各节锚固体过长得不到充分利用;而承载板数量较多时,承载板间距又过密,剪应力沿全长的发挥程度很高,容易发生滑移破坏。且增加承载板数量可以减小锚固体的轴向位移,但增至一定数量以后,效果不再显著。由此可见,工程中常见的3~4块承载板是较为合理的数量。具体所需的数量可根据锚固段总长与各节锚固段的有效传力长度的比值来确定。
(3)本文提出的梯级布置方案经数值模拟论证,可以使锚固体更不易在孔底发生压碎破坏,也更不易产生整体滑移破坏,充分地发挥锚固的优势。且锚索中的钢绞线应力分配更加均匀,减小了压力均布方案发生钢绞线连锁破坏的危险性。可见此方案改善了结构的受力,提高了安全性,有望在工程中推广使用,以解决现有的压力均布型锚索存在的不足。
参考文献
[1]王晚华.分散承压型预应力锚索在滑坡处治中的应用[J].公路工程,2009,(2):176～178.
[2]姚卓英.2000 kN压力分散型锚索在高边坡加固工程中的应用[J].铁道标准设计,2009,(3):19～24.
[3]罗渝,何江达,许有飞,简祥.围岩变形模量对压力分散型锚索力学性能的影响研究[J].红水河,2006,(1):66～69.
[4]赵付朝.压力分散型抗浮锚杆特性及数值分析[J].山西电力,2009,(S1):16～19.
[5]王树仁,何满潮,金永军.拉力集中型与压力分散型预应力锚索锚固机理[J].北京科技大学学报,2005,(3):278～282.
[6]靖洪文,曲天智,吴学兵,张忠宇.压力分散型锚杆力学特征影响因素的数值分析[J].西安理工大学学报,2008,(1):32～36.
[7]夏元友,范卫琴,芮瑞,王艳丽.压力分散型锚索作用效果的数值模拟分析[J].岩土力学,2008,(11):3144～3148.
[8]张爱民,胡毅夫.压力型锚杆锚固段锚固效应特性分析[J].岩土工程学报,2009,(2):271～275.
[9]吴学兵,靖洪文.压力分散型锚索剪应力分布规律的研究[J].山西建筑,2006,(6):82～83.
压力分散型锚杆 篇5
关键词：锚固工程,压力分散型锚索,粘结强度,安全系数,荷载级数
1工程概况
某高速公路合同段路基施工主要以深挖高路堑为主, 边坡最高为46.4 m, 地质多为松散的弱风化岩层, 节理裂隙发育, 地下水发育, 边坡稳定性差, 不同程度存在软弱夹层, 边坡防护主要采用压力分散型锚索, 在国内尚属一种新型的边坡加固工程。
2基本理论
抗拔试验取各试验孔的破坏荷载的95%为极限荷载, 按照以下公式计算锚固体与岩土之间的粘结强度值Γ:
3实例分析
3.1 工程介绍
该合同段有三处边坡为不同地质, 其地质情况如下:
边坡一:锚固段为强风化花岗岩。
边坡二:锚固段为破碎强风化花岗岩, 并且富含水体。
边坡三:锚固段为粘性土。
压力分散型锚索由三个单元组成, 每个单元由两根无粘结钢绞线内锚于钢质承载体组成, 工程孔锚固段为12 m, 孔径为130 mm, 设计拉力为700 kN, 注浆体为纯水泥浆, 实验孔锚固段分别为8 m, 6 m, 4 m组成。
3.2 试验方法
(1) 首先把所有的锚筋一起拉至A×fptk的0.1～0.2倍 (A为锚筋的截面积, fptk为锚筋承载力标准值) , 使锚筋拉直, 然后松开;随后再采用循环加荷, 每级加荷增量宜取A×fptk的1/10倍。初始荷载为0.1×A×fptk+差异荷载。
(2) 锚索加荷等级与观测时间见表1。
(3) 在每级加荷等级观测时间内, 测读锚头位移3次。
(4) 在每级加荷等级观测时间内, 锚头位移量不大于0.1时, 可施加下一级荷载;否则需延长观测时间, 直至锚头位移增量2.0 h小于2.0时, 方可施加下一级荷载。
锚索试验中出现下列情况之一时可视为破坏, 应终止加载。
(1) 锚头位移不收敛, 锚固体从岩土层中拔出或锚索从锚固体中拔出。
(2) 锚头总位移量超过设计允许位移值。
(3) 后一级荷载产生的锚头位移增量超过前一级荷载产生位移增量的两倍。
(4) 锚索材料拉断。
3.3 试验结果分析
根据现场循环加载试验, 得出不同地质情况下的粘结强度和安全系数, 表2列出其中三个孔在不同地质情况下试验结果。
从表2试验结果表明, 锚固段富含水体时或为粘性土不能满足设计要求, 在工程中通过对基本试验数据分析, 及时通过设计单位对其参数进行调整, 在边坡二采取二次劈裂注浆, 并增设排水平孔。边坡三采取降低锚固力措施, 增加锚索个数, 提高整体锚固力。
4结束语
预应力锚索施工中, 由于设计阶段不能完全掌握地质情况, 因此强调动态设计。特别锚孔中富含水体或锚固段为粘性土大大降低了粘结强度和安全系数。通过基本试验了解地质情况, 及时调整设计参数, 改变设计方案, 确保在锚索施工中发生不必要的损失。因此说预应力锚索施工中, 基本试验极为重要, 它是保证高边坡稳定进行动态设计的基础。 [ID:7346]
参考文献
[1]陈新松, 赵乐刚.边坡锚固工程施工工艺简介[J].西部探矿工程, 2004, (12) .
[2]GB50086-2001, 锚杆喷射混凝土支护技术规范[S].
[3]GB50330-2002, 建筑边坡工程技术规程[S].
[4]苏自约, 陈谦, 徐祯祥, 刘璇.锚固技术在岩土工程中的应用[M].北京:人民交通出版社, 2006.
[5]蔡美峰.岩土力学与工程[M].北京:科学出版社, 2003.
压力分散型锚杆 篇6
松建高速公路A8标段ZK75+190~ZK75+590段左侧路堑, 该边坡最高约39.2m, 分五阶开挖, 第一阶至第四阶边坡高度均为8m, 第五阶开挖到顶, 级间设2m平台, ZK75+190~ZK75+350段左侧自下而上坡率为1∶0.5、1∶0.75、1∶1.25、1∶1.25。ZK75+350~ZK75+590段左侧自下而上坡率为1∶1、1∶1.25、1∶1.25、1∶1.25、1∶1.25。路堑高边坡为类土质边坡:上部为坡积粉质粘土, 厚度3~8m;其下为残积砂质粘性土, 厚度0~4m;全风化云母石英片岩, 厚度0~2m;砂土状强风化云母石英片岩, 厚度4~22m;下伏碎块状强风化~弱风化云母石英片岩。该边坡小里程方向自然坡较陡, 地质较差, 大里程方向自然坡较平缓, 层面反倾:185°∠75°, 不利结构面发育285°∠45°, 坡体稳定性较差, 综合考虑对小里程方向陡坡强加固, 大里程适当放缓并预留第二阶加固。第一阶至第二阶边坡设计采用了压力分散型预应力锚索防护, 设计拉力为500kN, 锚索长度分20、22和24m三种, 向上倾角为20°。
2 设计方案及材料要求
2.1 设计方案
(1) 框架梁体:每片框架梁由3根横梁、2根竖肋和1根顶梁、1根底梁连接组成, 在横梁和竖肋接点处设置6孔压力分散型预应力锚索。框架梁和竖肋的截面尺寸均为0.5m×0.5m, 竖肋中心间距4.0m, 框架采用C25混凝土现浇, 内配钢筋骨架。梁体采用C25混凝土, 框架梁肋嵌入坡体45cm。
(2) 锚索:每孔锚索由两个单元锚索组成, 每个单元锚索分别由二根直径15.24mm、强度1860MPa的高强度低松弛无粘结钢绞线锚于钢制承载体组成。锚索俯角20°, 锚索孔的深度大于锚固深度20cm, 并用40MPa水泥浆体固结;每孔锚索的设计拉力为500kN, 锚固段长度分别为10m和12m, 自由段长度分别为10m和12m两种, 压力分散型预应力锚索结构参见图1。
2.2 材料要求
(1) 水泥:优先选用P.O42.5R级普通硅酸盐水泥, 也可选用矿渣硅酸盐水泥或火山灰质硅酸盐水泥。
(2) 砂:采用坚硬耐久的中粗砂, 其细度模数宜大于2.5, 含水率宜控制在5%~7%之间, 砂的含泥量按重量计不大于3%;砂中所含云母、有机质、硫化物及硫酸盐等有害物质的含量, 按重量计不得大于1%。
(3) 骨料:应采用坚硬耐久的碎石, 粒径不宜大于15mm。
(4) 外加剂:水泥浆中可加入控制泌水或延缓凝结等外加剂, 但必须符合产品标准;水泥浆中氯化物的总含量不得超过水泥重量的1%。
(5) 水:水中不应含有影响水泥正常凝结与硬化的有害物质, 不得使用污水以及pH值小于4的酸性水。
3 压力分散型预应力锚索作用原理
压力分散型预应力锚索加固边坡实际上就是通过对锚索进行张拉, 主动对边坡施加作用力P使之在可能的滑动面上产生主动压应力P×sinaα和切向拉应力P×cosα, 二者组成抗滑力P抗, 借此平衡下滑力Tm (见图2) 。
式中:Φ为土内摩擦角。
压力分散型预应力锚索是伴随锚固材料及施工技术的不断进步而逐步发展起来的一项新技术, 它是在同一钻孔中安装几个单元锚索, 而每个单元锚索都有自己的杆索、自由长度和固定长度, 而且承受的荷载也是通过各自的张拉千斤顶施加的.并通过预先的补偿张拉 (补偿各单元锚杆在同等荷载下因自由段长度不等而引起的位移差) 而使所有的单元锚索始终承受相同的荷载。
这种新型锚固体系可将集中荷载分散为几个较小的荷载作用于固定段的不同部位, 使粘结力峰值大大降低。因单元锚索固定长度很小, 不会发生粘结效应逐渐弱化的现象, 能使粘结力均匀地分布在整长度上, 最大限度地调用整个锚索固定长度范围内的地层强度, 锚索承载力可随固定长度的增加而成比例增加。
4 工艺流程
搭设脚手架→整修边坡→测放孔样→钻孔→清孔→锚孔检验→锚索制安→注浆→钢筋砼框架施工→预应力张拉锁定→抗拔力试验→封锚。
4.1 搭设脚手架
必须先对现有边坡的稳定情况进行观察, 在确定其安全后再搭设脚手架。钢管支架立柱应置于稳定的坡上, 不得置于浮渣上。立柱间距1.5m, 架子宽度1.2~1.5m, 横杆高度1.8m, 以满足施工操作需要。
4.2 坡面整修
将松散的浮石和岩渣清除干净, 确保坡面曲面平顺;对边坡局部不稳定处进行清刷或支补加固;对较大的裂缝进行灌浆或勾缝处理。
4.3 测放孔样
锚索框架放线时, 按竖肋对应中心线里程桩号放线, 并使竖肋投影垂直于线路, 横梁与竖肋垂直;每片框架上的锚索孔以第一根竖肋最上部的孔为基准, 然后再确定其余孔位, 第二根竖肋的上、下自由端长度根据线路纵坡进行确定。
4.4 钻孔
(1) 用红油漆在现场施工部位标明锚索开孔位置, 锚索孔位测放要准确, 偏差不得超过±10cm, 钻孔倾角按设计取定, 为确保锚索深度, 实际钻孔深度要大于设计深度30cm;搭建钻机平台要求稳固牢靠, 钻机倾角及方位角要进行严格校验。
(2) 钻进过程中设专人对每孔地层变化、进尺速度、地下水情况等作现场记录;若遇坍孔立即停钻, 进行固壁灌浆处理, 注浆36h后重新钻进。
(3) 在钻孔施工过程中要加强钻机的导向作用, 及时检测孔斜误差, 合理采用纠偏措施, 并做好施工班报记录。施工人员按照设计及规范要求, 对造孔的孔位、孔深、孔径等参数进行检查验收。
4.5 清孔
钻进达到设计深度之后, 不应立即停钻, 要稳钻3~5min, 在钻孔完成后, 使用高压空气将孔内岩粉及水体全部清除出孔外, 以免降低水泥浆与孔壁岩体的粘结强度。若遇锚孔中有承压水流出, 待水压、水量变小后方可下安锚筋与注浆;对锚孔内部积聚的水体, 采用灌浆封堵二次钻进等方法处理, 必要时在周围适当部位设置排水孔进行处理。
4.6 锚孔检验
锚孔造孔结束后, 经现场监理检验合格方可进行下道工序施工。孔径、孔深检查采用设计孔径钻头和标准钻杆, 并在现场监理旁站的条件下进行。验孔过程中钻头平顺推进, 应尽量减小钻机所产生的冲击或抖动, 钻具验送长度满足设计锚孔深度, 退钻顺畅, 用高压风吹验不存在明显飞溅尘碴及水体现象。同时复查锚孔孔位、倾角和方位, 全部锚孔各分项工作合格后, 即可认为锚孔检验合格。
4.7 锚索制安
本设计采用的压力分散型锚索由3个单元锚索组成, 每个单元锚索由2根直径15.24mm无粘结低松弛钢绞线内锚于钢质承载体组成。各单元锚索的固定长度分别为L1=L2=L3=4m, 共同组成复合型锚索的锚同段自由段长度分别为14、16m两种。锚固段钢质承载体与挤压套之间采用对拉栓结固定, 所有钢质材料外露部分要求涂刷防锈漆保护。各单元锚索制作时应有明确、可靠的标记.以便采用差异分步张拉。钢绞线下料长度为锚固段长度+自由段长度+1.5m, 用砂轮锯切断, 安装时不能损坏元粘结钢绞线表皮。
4.8 注浆
锚索钢绞线与孔壁是以水泥浆胶结体为介质粘结在一起的, 水泥浆是控制胶结体质量的关键。为提高锚固段的锚固力, 加快施工进度, 采用江西“万年青”牌早强高标号水泥 (P.O.42.5R) 和合理的水泥浆配合比:水灰比为0.38;流动度为15~17cm;外加剂为福州兴大缓凝型混凝土高效减水剂, 外掺料为筑威建材聚丙烯腈纤维。锚孔注浆采用孔底反浆方式注浆, 注浆压力控制在不小于2.5MPa。孔口溢浆时间不低于2 min时可停止注浆。如发现孔口浆面回落, 应在1h内进行孔底压注补浆1~2次。
4.9 钢筋砼框架施工
框架采用C25砼浇筑, 竖肋基础先铺垫5cm厚砼垫层, 再进行钢筋制作安装。框架嵌入坡面45cm, 外露15cm。框架刻槽后采用厚2~5cm的水泥砂浆进行基地调平, 遇局部架空采用C25砼嵌补。浇筑砼时注意保护无粘结钢绞线管道密封。一个单元格由六个锚索加横梁、竖肋、顶梁、低梁组成。
4.1 0 预应力张拉锁定
当浆体及砼框架梁强度达到设计强度后方可进行张拉, 应按一定次序分单元采用差异分步张拉, 锚索的预应力在补足差异荷载后分5级进行张拉。3单元锚索张拉具体步骤:
(1) 锚索正式张拉前, 应取15%的设计张拉荷载, 对6根钢绞线预张拉1~2次, 使其各部件接触紧密, 钢绞线完全平直, 测量出钢绞线伸缩量, 持荷5min并量测不小于3次的锚头位移。
(2) 预张拉退荷后, 对于长束及中束钢绞线进行补张, 补足差异荷载;该过程分两步进行, 其中先对长束进行补张△P1, 并测出长束钢绞线伸缩量, 持荷10min并量测不小于3次的锚头位移, 然后退荷, 对长束及中束进行补张△P2, 并测出长束钢绞线伸缩量, 持荷10min并量测不小于3次的锚头位移。
(3) 补张完成后退荷, 对6根钢绞线同时进行张拉工作, 张拉过程中做好记录。在设计张拉力500kN的25%、50%、75%、100%荷载时分别进行持荷10min, 对于张拉最后一级荷载 (设计张拉力500kN的110%) 时, 应持荷稳定10~15min后退荷锁定, 其中在最后5级加载过程中, 量测出钢绞线伸缩量及持荷期间锚头的位移。
各单元锚索在给定最终张拉 (锁定) 荷载作用下, 3单元6束压力分散型锚索差异伸长量按下式计算:
差异伸长量:
差异荷载增量:
其中:L1、L2、L3———分别为第一、二、三单元锚索的长度, 且L1>L2>L3;ΔL1、ΔL2、ΔL3———各单元锚索在给定最终张拉 (设计锁定) 荷载作用下的伸长量;ΔL1-2、ΔL2-3———各单元锚索在给定最终张拉 (设计锁定) 荷载作用下的差异伸长量;σ———给定最终张拉 (设计锁定) 荷载作用下钢绞线束应力;P———给定最终张拉 (设计锁定) 荷载作用下单根钢绞线束荷载;A———单根钢绞线束的截面面积;E———钢绞线的弹性模量;ΔP1、ΔP2———分步差异张拉之第一、二步级张拉荷载增量。E———钢绞线的弹性模量, 具体应根据钢绞线检测报告数据为准;△P1、△P2———分步差异张拉之第一、第二步级张拉荷载增量。
4.1 1 抗拔力试验验收标准
(1) 根据要求, 最大试验荷载为锚索 (杆) 设计荷载的1.5倍。验收试验中, 从50%设计荷载到最大试验荷载之间所测得的总位移量, 应当超过该荷载范围内锚筋自由段长度预应力筋理论弹性伸长量的80%, 且小于自由段与1/2锚固段长度之和的预应力筋的理论弹性伸长值。且锚筋实测伸长量与理论计算伸长量的误差不大于理论计算伸长量的8%。
(2) 在最后一级荷载作用下的位移观测期内, 锚头位移稳定即在10min内位移不超过1mm, 或者2h内蠕变量不大于2mm。
4.1 2 封锚
锚具外的钢绞线除留存15cm外, 其余部分切除。对外锚具或钢绞线端头用标号为C15混凝土封闭保护, 混凝土保护层厚度2.5cm。
5 压力分散型锚索的优越性
(1) 普通预应力锚索在自由段与锚固段连接处会出现拉应力集中, 锚固段钢绞线受到摩擦力共同作用来承担自由段张拉力;压力分散型锚索比普通预应力锚索受力更加分散、合理, 减缓了应力集中。
(2) 由于压力分散型锚索分三个单元, 因此在钻孔长度相同的情况下采用压力分散型锚索较普通预应力型锚索钢绞线长度缩短, 缩短长度为L=2L2+4L3, 材料更节省;费用相对减少。
6 结束语
松建高速公路A8标段ZK75+190~ZK75+590段左侧高边坡锚索共计216孔5160m, 经福建省高速公路边坡及锚固工程中心试验室现场抽检, 施工质量优良。预应力锚索加固是综合治理高边坡病害的重要方法之一, 具有技术先进、投资省等优点, 适用于高边坡防护加固。
压力分散型预应力锚索高边坡防护属于隐蔽性强的施工作业, 其施工工艺复杂技术难度大, 因此, 只有精心组织, 规范施工, 才能确保工程质量, 改善边坡失稳状态, 促使边坡稳定, 实现高速公路行车安全。
摘要：通过松建高速公路A8标段K75+190～K75+590左侧高边坡压力分散型预应力锚索防护工程施工, 介绍了压力分散型预应力锚索施工技术, 并与普通预应力锚索进行对比, 体现了压力分散型预应力锚索在高边坡防护中的优越性。