成都膨胀土地层机械扩孔锚索抗拔承载力试验研究

2019-11-06徐继忠

四川建筑 2019年4期

徐继忠

(中冶成都勘察研究总院有限公司，四川成都 610094)

目前，预应力锚索在一些边坡支挡、隧道支护、基坑支护工程中得到了广泛的应用，它主要以给定的方向和荷载将力从岩土体表面传递到稳定的地层中，从而使岩土体维持稳定，同时对岩土体也有一定程度的加固[1]。据在成都地区Ⅱ级、Ⅲ级阶地上采用锚索-支护桩支护体系进行深基坑支护施工中所出现的诸多问题可知，常规拉力型预应力锚索应用时的锚拉力受膨胀土地层固有特性及施工工艺、雨水及地层滞水的影响较大，尤其在膨胀土地段、地层的抗拔力相对更小，直接影响到锚拉桩支护体系在深基坑支护应用的护壁质量和效果。

常规普通拉力型锚索锚固力主要取决于有效锚固段的长度及锚固体与土层的摩阻力大小，而膨胀土在不吸水的自然状态下的力学指标还比较好，一旦遇水，土的力学指标急剧下降，原因是蒙脱石和伊利石矿物颗粒吸水性特强，吸水后土体膨胀，逐渐变软，甚至成为流塑状，土体开始坍落，土压力增大，致使锚杆丧失锚固力[2]。鉴于此，研究新型的锚固技术在膨胀土地层的应用显的尤为紧迫，本文针对成都地区膨胀土地层中已研制的相关预应力锚固技术，对机械扩孔锚索、旋喷扩孔锚索以及普通拉力型锚索进行了现场对比试验，分析了膨胀土中拉力型锚索与扩孔锚索的受力变形特征，确定其各类型预应力锚索的破坏模式以及极限抗拔力，为今后基坑支护工程中应用扩大头锚索设计和施工提供参考。

1 试验条件

1.1 地质条件

试验区地段的地层主要为素填土、黏土、含卵石黏土，下伏为白垩系灌口组泥岩。根据钻孔高程判断，锚杆试验区段地层主要为黏土层，孔底局部为强风化泥岩层。黏土层的物理力学指标为含水量约为25.7 %，饱和度约96 %，塑性指数约为19.1，饱和抗剪强度试验测定粘聚力c残值约为6.0 kPa，内摩擦角残值约为11.4°，此黏土层含有蒙脱石和伊利石矿物颗粒，为成都东郊典型的膨胀土。

场地内地下水类型为上层滞水和基岩裂隙水，上层滞水受大气降水和生活用水补给控制，无稳定地下水位，基岩中的裂隙水微具承压性，无统一水位。

1.2 试验工艺

1.2.1 拉力型锚索

钻机定位和调整角度后，进行钻进成孔，成孔孔径为150 mm，成孔深度为15 m，锚索成孔采用MG-90型钻机，采用全麻花螺旋钻杆成孔，钻孔过程中排渣主要通过麻花钻杆反钻返渣，取土过程中可加入压缩空气进行排渣，排渣完成后置入普通拉力型锚索，并进行孔底注浆作业，若注浆不饱满，应进行二次补浆作业直至孔口返浆。

1.2.2 旋喷扩孔锚索

钻机定位和调整角度后，便进行钻进成孔，成孔孔径为150 mm，成孔深度为15 m，锚索成孔取土通过MG-90型钻机采用全麻花螺旋钻杆取土作业，取土排渣完成后。再次采用G-2A型旋喷钻机将喷管喷嘴置入孔底后，先采用30～35 MPa的高压清水由里向外对锚固段进行喷射扩孔，喷射扩孔喷杆提升速度控制在10～15 cm/min，扩孔段长度为3 m，扩孔一遍完成后，置入喷管喷嘴至孔底，采用同等压力及提升速度进行清水旋喷扩孔一遍，然后再采用水泥浆旋喷一次，旋喷压力及提升速度同上述一致，其中水泥浆水灰比控制在1∶1左右。旋喷扩孔完成后，应保证其有效直径达到600 mm。水泥浆液旋喷完成后，置入普通拉力型锚杆并进行孔底注浆作业，若注浆不饱满，应进行二次补浆作业直至孔口返浆。

1.2.3 机械扩孔锚索

钻机定位和调整角度后，便进行钻进成孔，成孔孔径为150 mm，成孔深度为15 m，锚索成孔取土通过MG-90型钻机采用螺旋钻杆取土作业，取土至扩孔起点后，将其端头麻花钻头换成扩孔钻头(图1)，同时加入清水进行水钻扩孔作业，扩孔钻头向前扩孔作业速度不宜过快，扩孔直径约为600 mm，扩孔至设计深度后，孔内通过钻杆注入一定水量后，采用空气压缩机进行加气排渣，反复洗孔2～3次后直至扩孔处泥浆大部分排出。洗孔完成后，置入带有伞状的对中支架拉力型锚索至孔底，并通过钢绞线张拉使其锚索居中，再进行孔底注浆作业，若注浆不饱满，应进行二次补浆作业直至孔口返浆。图2为伞状对中支架。

1.3 试验分组

本次试验共进行了三种类型的预应力锚索抗拔试验：第一类为普通拉力型锚索，第二类为旋喷扩孔锚索，第三类为机械扩孔锚索。所有锚索的倾角为25 °，注浆材料为纯水泥浆，水泥采用P.O42.5级，水灰比为1∶1，锚索采用4φs15.2钢绞线，各锚索设计参数如表1所示。

图1 机械扩孔钻头

图2 伞状对中支架

类型锚索类型数量总长度/m(锚索束)孔径/mm自由段长度/m锚固段长度/m扩孔直径/mm扩孔长度/m第一类拉力型锚索315(4束)15096//第二类旋喷扩孔锚索315(4束)150966003第三类机械扩孔锚索315(4束)150966003

1.4 加载卸载方法

本次试验按CECS22-2005《岩土锚杆(索)技术规程》[3]第9.2节基本试验方法进行分级加荷，其中锚杆杆体极限承载力为1 064 kN，锚杆杆体极限最大试验荷载约为锚索杆体极限承载力的0.8倍，即锚索最大试验荷载按N=900 kN进行考虑，当试验过程中出现下列情况之一时，可判定锚索破坏，可终止试验(检测示意如图3所示)。

图3 双拼32a槽钢检测示意

(1)后一级荷载产生的锚头位移增量达到或超过前一级荷载产生的位移增量的2倍。

(2)锚头位移持续增长。

(3)锚索材料破坏。

2 试验结果及分析

通过对上述各类锚索抗拔力及位移的现场实测试验，可分析其扩孔锚索及拉力型锚索受力机理，研究膨胀土地层影响拉力型锚索及扩孔锚索抗拔力的相关因素。

2.1 试验结果

2.1.1 普通拉力型锚索

图4为拉力型锚索荷载—位移曲线，经过现场观测记录，三根锚索均在250 kN的荷载下，锚索位移均呈线性均匀变化，位移均较小，位移量为25～41 mm，锚索受力也较正常；但在下一级288 kN的荷载下，锚索位移显著增大，后一级荷载产生的锚头位移增量达到或超过前一级荷载产生的位移增量的2倍，且位移无法稳定，达到93～139 mm，现场试验表现为整个锚索开始发生滑移，据此显示锚索已破坏，此锚索极限荷载约为250 kN。

图4 拉力型锚索荷载—位移曲线

2.1.2 旋喷扩孔锚索

图5为拉力型锚索荷载—位移曲线，经过现场观测记录，4#锚索在320 kN的荷载下，锚索位移均呈线性均匀变化，位移达到51 mm左右，锚索受力也较正常；但在下一级350 kN的荷载下，锚索位移显著增大，后一级荷载产生的锚头位移增量达到或超过前一级荷载产生的位移增量的2倍，且位移无法稳定，达到176 mm，现场试验表现为整个锚索开始发生滑移，据此显示锚索已破坏，此锚索极限荷载约为320 kN。5#、6#锚索在350 kN的荷载下，锚索受力较正常，但在下一级390 kN的荷载下，锚索位置显著增加，达到了165～170 mm，现场试验表现为整个锚索开始发生滑移，据此显示锚索已破坏，此两根锚索极限荷载约为350 kN。

2.1.3 机械扩孔锚索

图6为拉力型锚索荷载—位移曲线，经过现场观测记录，7#、8#、9#锚索在800 kN的荷载下，锚索位移均呈线性均匀变化，锚头位移达到84～100 mm左右，锚索受力也较正常；但在荷载增加至下一级900 kN的荷载下，现场表现三根锚索中局部一根钢绞线均呈现瞬间断裂状态，压力表读数完全不能稳定，百分表指针回弹到位移25 mm左右，据此显示锚索材料已破坏，无法继续加载，此锚索极限荷载约为800 kN。

图6 机械扩孔锚索荷载-位移曲线

2.2 锚索变形破坏模式及受力机理分析

根据现场荷载—位移曲线，普通拉力型锚索均表现锚头位移持续增长直至锚固体被拉出破坏，说明拉力型锚索受力主要通过锚固体与岩土体之间的摩阻力提供，且膨胀土地层为普通拉力型锚索提供的摩阻力相对较小，达到一定荷载后，整束钢绞线从锚固体内向外滑移，从试验数据来看，普通拉力型锚索极限承载力约为250 KN。

旋喷扩孔锚索也表现为锚头位移持续增长直至锚固体被拉出破坏，旋喷扩孔(两道清水扩孔，一道水泥浆扩孔)后再置入锚索，孔内由于未进行清渣作业而导致锚索置入难度较大，此外锚固体主要由锚索和水泥土组成，而水泥土强度相对较低，孔内的积水较多，土层软化、泥化严重，在送锚时钢绞线上粘泥多，致使钢绞线与水泥土之间的粘结力大大降低，其锚索张拉试验过程中也表现为整束钢绞线由内向外拉出而破坏，但旋喷扩孔锚索相对普通拉力型锚索，其抗拔力相对较大，说明通过旋喷扩孔可一定程度上增加锚索的抗拔力；另外从试验数据来看，旋喷扩孔锚索极限承载力为320～350 KN。

机械扩孔锚索主要表现为锚索杆体破坏，说明锚杆杆体与纯水泥浆粘结效果较好，扩孔锚索主要通过清渣关键工艺后锚固体相对高压旋喷形成的水泥土锚固体强度高，普通3 m锚固段及扩孔3 m锚固段均为提高锚索的抗拔力发挥了一定的作用，特别是扩孔起点处的台阶(150 mm变600 mm)为锚索提供了较大的抗拔力起了关键作用；从试验数据来看，机械扩孔锚索极限承载力为800 kN，相比普通拉力型锚索及旋喷扩孔锚索的极限抗拔力有显著的提高，说明扩孔对抗拔力的提高起到了决定性的作用。