黏土中螺旋錨幾何尺寸對上拔承載力影響的數值分析

郝冬雪，宋 陽，陳 榕，趙鵬舉

(1.東北電力大學 建筑工程學院，吉林 吉林 132012；2.南方電網茂名供電局，廣東 茂名 525000；3.國網錦州市供電公司，遼寧 錦州 121200)

近年來，螺旋錨因其能夠快速安裝和立即承受荷載的特性而被廣泛的應用于輸電線路工程中[1～2].然而螺旋錨不同幾何尺寸對上拔承載特性影響較大，如錨的埋置深度、錨盤間距、錨盤直徑等.郝冬雪等[3～4]通過室內模型試驗對砂土中平板錨及螺旋錨承載特性進行研究，探討了錨盤型式、錨盤埋深比和錨盤間距比對上拔力承載力的影響，提出了不同密實度砂土中單錨上拔承載力的計算方法，建議了發生“獨立破壞模式”和“圓柱破壞模式”的錨盤臨界間距.董天文等[5～6]使用極限平衡理論和Meyerhof深基礎承載力理論，提出抗拔螺旋樁首層葉片界限埋深和葉片控制間距，提出了多片螺旋樁豎向上拔破壞模式，并基于深基礎承載力理論對螺旋樁基礎的抗拔承載性狀進行分析，提出了葉片距寬比的修正參數.Ilamparuthi等[7]在松砂、中密及密砂中進行了不同埋深比、不同板徑的圓形錨的上拔試驗，給出荷載位移關系曲線，觀察不同埋深比土體的破壞模式，提出一系列不同內摩擦角砂土中圓形錨板上拔力因數的經驗公式，并與14次現場試驗結果對比，驗證極限承載力計算方法的有效性.Merifield[8～10]采取有限元分析方法探討了在飽和黏土(φu=0)中首層錨盤淺埋和深埋兩種情況時錨盤間距比及數目對螺旋錨上拔力的影響，給出不同情況的上拔承載力公式.對于淺埋錨，每個錨片承載力系數(無重量土中)與錨片埋深比無關，僅與錨片間距有關；對于深埋錨，隨著錨片間距的變化，會發生整體破壞和局部化破壞兩種模式，兩者發生轉化的臨界間距約為1.58D.整體深埋破壞時，整個螺旋錨上拔力是錨片間距比和錨片數目的函數，局部化深破壞模式時，上拔力為各錨盤上拔力之和.Wang等[11]對非均質飽和黏土中多錨片螺旋錨進行大變形分析，認為錨盤間距比S/D≤3.2時圓柱剪切破壞模式發生，S/D≥5時，承載量破壞模式發生.

上述螺旋錨上拔承載力的研究基本分別針對砂土和飽和黏土(φu=0)的情況，而實際上螺旋錨基礎不僅適用于砂土、淤泥質軟土地基，對于可塑及硬塑的黏土地基仍適用，尤其當作為輸電桿塔或拉線基礎時，線路跨越范圍內會出現不同的土質條件.但針對可塑黏性土地基中螺旋錨的上拔承載力特性及數值模型分析很少.因此，本文基于有限單元法研究可塑黏性土地基中螺旋錨基礎的上拔承載特性，重點探討其幾何尺寸對破壞模式和抗拔能力的影響.

1 螺旋錨有限元模型建立

1.1 計算模型

由于荷載和結構是完全對稱的，所以取整個模型的1/4作為計算模型，根據《架空輸電線路螺旋錨基礎設計技術規范》[12]中基本規定，錨盤直徑宜取20 cm～70 cm，螺旋錨桿徑宜為8 cm～13 cm.故本文中等直徑錨盤直徑D取40 cm，錨桿直徑d取10 cm，螺旋錨尺寸圖，如圖1所示.為了消除邊界條件的影響，計算域以錨片底部向下取1倍錨桿長度，徑向邊界取20倍的錨片直徑.約束土體下表面x、y、z方向上位移，即U1=U2=U3=0；側面約束x、z方向的位移和繞y軸上的旋轉，即U1=U3=UR2=0；錨頂面與剛性表面tie連接，荷載施加在剛性面的參考點上，采用位移加載方式.由于上拔過程中螺旋錨周圍土體會產生較大變形，對螺旋錨周圍一定范圍內土體進行網格加密處理，錨體和土體均采用C3D8R實體單元進行劃分，螺旋錨網格詳圖，如圖2所示.

1.2 本構模型及模型參數

假定土為均質、連續、各向同性彈塑性材料，服從Mohr-Coulomb屈服準則.螺旋錨達到極限荷載時，錨身一般不發生破壞，故螺旋錨采用線彈性本構模型.模型參數如表1所示，其中土性參數根據《架空輸電線路螺旋錨基礎設計技術規范》[12]中可塑黏土參數范圍選取.錨-土之間的接觸型式為摩擦接觸，分析過程中螺旋錨和土之間的摩擦系數保持不變(摩擦系數μ=tanφ=0.12，φ為摩擦角).

表1 螺旋錨模型的物理參數

圖1 螺旋錨幾何圖形圖2 錨和土體網格劃分

2 螺旋錨幾何尺寸對抗拔承載特性影響

2.1 埋置深度的影響

為研究螺旋錨埋置深度對上拔承載力的影響，建立不同埋深單盤螺旋錨模型，錨盤埋深H與直徑D之比H/D=4，6，8，9，10，11，12.

不同埋深比時的上拔荷載-位移關系曲線，如圖3所示.可知，在施加位移荷載早期，荷載增長量較大，隨著位移的增大，荷載增量逐漸減小，對于埋深比H/D=4和6情況，Q-u曲線為陡降型，即當位移增大到一定程度時，荷載不再增加或增量很??；當H/D>6后，荷載位移曲線向緩變型發展，即隨著位移增加，荷載增速放緩，但仍在逐漸增加.隨著埋深比加大，荷載位移曲線拐點出現時對應的位移值加大.若以0.45 m對應的上拔力進行比較，H/D=4、6、9和12時上拔力分別為46.9 kN、85.9 kN、146.5 kN和189.9 kN，上拔力較上一級埋深比時荷載值提高量分別是82.9%、69.7%和28.7%.對上拔力進行無量綱化處理，上拔力系數，Kr=Q/γAH，γ為土體重量，A為錨盤面積，繪制不同埋深比與上拔力系數關系曲線，如圖4所示，H/D≤9時，上拔力系數呈直線趨勢增長；當埋深比H/D>9時，基本保持不變.由此可見，隨著埋深比的增大，上拔力逐漸增大，當埋深比H/D>9時，上拔力增大幅度放緩，上拔力系數略有減小.因此，在實際施工設計時，滿足埋深比H/D>9，可使螺旋錨發揮最大效率.

圖3 不同埋深比的Q-u曲線圖4 埋深比與上拔力系數曲線

2.2 錨盤間距的影響

為研究錨盤間距比的影響，對具有不同錨盤間距的等直徑雙盤螺旋錨進行數值模擬.保持錨盤直徑、埋深比、桿徑大小不變，改變錨盤間距大小.根據上面單錨計算結果，當單錨埋深比H/D>9時，螺旋錨發揮效果最好.因此研究雙錨盤螺旋錨和多錨盤螺旋錨幾何尺寸時，設置埋深比大于9即可，故在下面分析計算中埋深比H/D固定為12.錨盤間距S與錨盤直徑D之比分別是1，2，2.5，3，4.5，6.

螺旋錨上拔力發揮效率定義為多錨盤螺旋錨上拔力與每個單錨上拔力之和的比值：

(1)

式中：η為效率；QMU為多錨盤螺旋錨上拔力；QIU為單錨上拔力.

圖5 不同間距比的Q-u曲線

不同錨盤間距比時螺旋錨上拔位移-荷載曲線，如圖5所示.圖5中各錨上拔荷載-位移曲線特征相似，當上拔位移u<0.25 m時，隨著位移增加，上拔力增長迅速，此后上拔力增長緩慢，當上拔位移超過0.4 m后，荷載-位移曲線接近水平，故將上拔位移為0.4 m對應的上拔力作為各錨極限上拔力，并由式(1)計算雙盤錨發揮效率η，如表2所示.隨著錨盤間距比的變大，螺旋錨發揮效率變大.S=1D時，兩錨盤互相影響較大，螺旋錨發揮效率小于70%；S=4.5D時，螺旋錨發揮效率達到91.3%，S=6D時，螺旋錨發揮效率達到92.6%，接近單獨破壞形式.然而考慮實際工程應用時，錨盤間距S=4.5D相比于S=6D螺旋錨，更容易將錨盤設置在持力性較好的同一種土層中，而且S=4.5D和S=6D螺旋錨發揮效率非常相近，故建議錨盤間距取4.5D.

表2 單盤及雙盤螺旋錨上拔承載力及效率

圖6 不同間距比時土體的位移云圖(u=0.4 m)

不同間距比時土體的位移云圖，如圖6所示.可知，紅色區域表示位移比較大部分，當錨盤間距S=1D、2D時，錨盤之間土體呈現紅色，也就是說對于錨盤間距S≤2D時，隨著螺旋錨向上位移的增大，錨盤間土體整體上移，呈現出一個圓柱滑裂面，破壞模式屬于圓柱剪切破壞模式.而對于錨盤間距S≥4.5D時，隨著錨盤上拔位移的增加，錨盤間土體位移也有所增加，但是隨著錨盤間距的增大，錨盤間土體位移增加幅度減小，接近單獨破壞模式，土體破壞形式屬于承載量破壞模式.

2.3 錨盤直徑的影響

多錨盤螺旋錨有等直徑和非等直徑兩種，為分析直徑變化對抗拔力的影響，建立不同錨徑的三盤螺旋錨模型，如圖7所示.其中，錨盤平均直徑D=40 cm，間距為效率發揮較好的間距S=4.5D，錨桿直徑d=10 cm.螺旋錨a為等直徑錨；螺旋錨b自上而下錨盤直徑依次減小，為50 cm，40 cm，30 cm.

圖7 等直徑和非等直徑螺旋錨模型圖8 不同直徑螺旋錨Q-u曲線

兩種直徑時Q-u曲線，如圖8所示.當上拔位移超過0.3 m后，荷載-位移曲線接近水平，故將上拔位移為0.3 m對應的上拔力作為各錨極限上拔力，當錨盤上拔位移達到0.3 m時，螺旋錨a和b的上拔力分別為236 kN和223 kN，錨b較錨a承載力降低了5.5%.但在實際工程施工時，錨b錨盤上大下小的型式更利于安裝，相比于等直徑錨a的上拔力降低量又較少，所以在實際工程中優選非等直徑螺旋錨.

3 結 論

本文通過建立三維有限元模型，對可塑黏性土地基中不同幾何尺寸的螺旋錨上拔力進行分析，主要得出以下結論：

(1)隨著螺旋錨埋置深度的變大，螺旋錨上拔力變大，埋深比H/D>9時，上拔力增加幅度緩慢，上拔力系數趨于穩定.在實際施工設計時，滿足埋深比H/D>9，可使螺旋錨發揮較大效率.

(2)經過對可塑黏土中不同間距比雙盤螺旋錨上拔力效率進行研究，S=4.5D時，螺旋錨發揮效率超過90%，各錨盤破壞模式影響較小的臨界間距約為4.5D.

(3)通過對平均直徑及間距相同的等直徑和非等直徑三盤螺旋錨上拔力進行分析，非等直徑螺旋錨的上拔力略低于等直徑螺旋錨，但是考慮在實際工程施工時，非等直徑螺旋錨更容易鉆進，故建議實際工程問題中采用非等直徑螺旋錨.