預(yù)應(yīng)力錨桿基礎(chǔ)非線性抗拔承載力研究

楊 龍，石 炎炎，苑晨陽

（1.中國(guó)聯(lián)合工程公司，浙江杭州310052；2.大連理工大學(xué)建設(shè)工程學(xué)部，遼寧大連116024）

預(yù)應(yīng)力錨桿基礎(chǔ)非線性抗拔承載力研究

楊 龍1，石 炎炎2，苑晨陽2

（1.中國(guó)聯(lián)合工程公司，浙江杭州310052；2.大連理工大學(xué)建設(shè)工程學(xué)部，遼寧大連116024）

預(yù)應(yīng)力錨桿基礎(chǔ)的抗拔承載力是結(jié)構(gòu)安全的重要保證。以風(fēng)力發(fā)電機(jī)預(yù)應(yīng)力錨桿基礎(chǔ)為研究對(duì)象，通過ABAQUS進(jìn)行抗拔承載力非線性有限元分析。根據(jù)錨桿受力特點(diǎn)，建立包含巖體、砂漿、錨桿和混凝土的單根錨桿有限元模型。研究了三種不同黏聚力和內(nèi)摩擦角工況下預(yù)應(yīng)力錨桿基礎(chǔ)的抗拔承載力；并通過與相同工況下不包含混凝土的模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比，得出預(yù)應(yīng)力錨桿基礎(chǔ)具有更高的抗拔承載力。

預(yù)應(yīng)力錨桿基礎(chǔ)；非線性；ABAQUS有限元分析；抗拔承載力

在能源危機(jī)、環(huán)境嚴(yán)重惡化的今天，風(fēng)能作為一種新型能源備受世人重視。風(fēng)力發(fā)電清潔安全，沒有環(huán)境污染問題，且價(jià)格低廉［1-2］。風(fēng)電機(jī)常坐落于采風(fēng)良好的山坡上，由于地表巖體受風(fēng)吹日曬、雨水侵蝕等因素的影響，表層巖體材料參數(shù)較低。

預(yù)應(yīng)力巖體-錨桿技術(shù)作為加固巖體最有效的方法之一，充分利用巖體的抗壓強(qiáng)度和錨桿的抗拉性能，與下層材料參數(shù)較高的巖體緊密粘結(jié)，在相同粘結(jié)長(zhǎng)度時(shí)可提高巖體錨桿基礎(chǔ)的極限抗拔承載能力［3-8］。饒梟宇等［9］對(duì)預(yù)應(yīng)力巖體錨桿模型內(nèi)錨段抗拔試驗(yàn)分析，鄒志暉等［10］對(duì)改變巖體參數(shù)和周邊約束條件進(jìn)行模擬試驗(yàn)，趙宇飛等［11］對(duì)加預(yù)應(yīng)力錨的節(jié)理巖體對(duì)比模型試驗(yàn)，馬海英等［12］對(duì)高聳結(jié)構(gòu)巖體錨桿基礎(chǔ)有限元分析，許紹帥等［13］對(duì)預(yù)應(yīng)力錨索有限元分析，賈新等［14］采用混凝土模擬巖體材料，對(duì)砂漿巖體之間的粘結(jié)性能進(jìn)行研究。

在前人研究基礎(chǔ)上［15-19］，本文采用數(shù)值模擬方法，對(duì)新型風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)建立有限元模型，對(duì)預(yù)應(yīng)力錨桿模型和全粘結(jié)錨桿模型進(jìn)行三維有限元結(jié)構(gòu)分析，研究改變地質(zhì)條件與荷載工況對(duì)結(jié)構(gòu)承載能力的影響。

1 工程概況

擬建風(fēng)電場(chǎng)位于某山山脊部位，自然山坡穩(wěn)定，整體上場(chǎng)地?zé)o制約工程的滑坡、崩塌等不良物理地質(zhì)現(xiàn)象，有布置風(fēng)電場(chǎng)風(fēng)機(jī)的地形條件?；炷粱A(chǔ)直徑為11 m，厚1 800 mm，混凝土周邊均勻分布28根高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力錨桿，錨桿圍成的圓直徑為10 m，如圖1所示；高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力錨桿長(zhǎng)度為9 500 mm，錨桿頂部套有不易損壞的PE管材，高度為4 150 mm。用混凝土將錨桿和巖體粘結(jié)，形成統(tǒng)一整體，在風(fēng)荷載作用下，錨桿與巖體相互作用承擔(dān)彎矩荷載。

圖1 錨桿基礎(chǔ)三維視圖

2 有限元建模

以錨桿為中心，在整個(gè)基礎(chǔ)模型上取一半徑為1 000 mm圓柱體，建立有限元模型，如圖2所示；上部為C40混凝土、Q345錨桿，錨桿外分別為M10砂漿（上）和M50砂漿（下），外部為巖體；混凝土和M10砂漿與錨桿未直接接觸（如圖3），建模過程中采用不共節(jié)點(diǎn)的方法，M10砂漿高2 250 mm；M50砂漿在巖體與錨桿之間起粘結(jié)作用，采用共節(jié)點(diǎn)的建模方法，M50砂漿高5 200 mm。為分析施加預(yù)應(yīng)力對(duì)巖體錨桿基礎(chǔ)抗拔承載力的影響，建立如圖4所示全粘結(jié)錨桿模型，粘結(jié)高度為5 200 mm，其他材料參數(shù)相同。

圖2 預(yù)應(yīng)力錨桿模型

圖3 砂漿錨桿粘結(jié)詳圖

圖4 全粘結(jié)錨桿模型

3 研究目的

巖體錨桿基礎(chǔ)中，采用非線性計(jì)算方法得到的結(jié)果更接近實(shí)際破壞狀態(tài)。錨桿是在巖體自沉降結(jié)束后植入巖體內(nèi)部，然而巖體自重對(duì)錨桿的作用可忽略不計(jì)［20-23］。

黏聚力和內(nèi)摩擦角是影響彈塑性材料性質(zhì)的主要因素，菊存全等［24］通過對(duì)巖體特征值的研究發(fā)現(xiàn)，由巖體的單向受壓原理和摩爾定律可以推導(dǎo)出巖體黏聚力、內(nèi)摩擦角和巖體極限抗壓強(qiáng)度的關(guān)系

式中：σc、σt為巖體單向抗壓強(qiáng)度；C、φ為巖體黏聚力、內(nèi)摩擦角。根據(jù)式（1）可知σt、σc與內(nèi)摩擦角和黏聚力有關(guān)，根據(jù)風(fēng)化程度不同，巖體參數(shù)在一定的范圍內(nèi)變化。本文中，巖體采用無質(zhì)量單元模擬，砂漿、巖體采用D-P模型，錨桿與混凝土采用線彈性模型，討論改變改變巖體黏聚力、內(nèi)摩擦角對(duì)巖體錨桿基礎(chǔ)極限抗拔承載力的影響［25-28］。

4 非線性基礎(chǔ)模型抗拔承載力計(jì)算

選用預(yù)應(yīng)力錨桿模型（圖2）和全粘結(jié)錨桿模型（圖4），針對(duì)3種不同的地質(zhì)參數(shù)，討論改變地基參數(shù)對(duì)錨桿極限抗拔承載力的影響和改變基礎(chǔ)型式對(duì)錨桿抗拔承載力的影響。

在不同工況下，巖體的取值和模型的選擇見表1。其中密度設(shè)為0是為了不考慮地基重力的影響，在實(shí)際情況下，地基已經(jīng)在重力作用下完成固結(jié)，如果密度不為0，在重力計(jì)算時(shí)地基會(huì)因?yàn)樽陨碇亓肯鲁?，這是與實(shí)際不相符的。對(duì)于模型中其他材料參數(shù)見表2。采用有限元方法對(duì)模型整體計(jì)算，邊界條件是：底部三向約束，周圍兩向水平約束。觀察錨桿頂端位移和模型的屈服區(qū)域［29-34］。

表1 不同工況下地基材料參數(shù)取值表

表2 基礎(chǔ)材料參數(shù)取值表

表3 不同工況下基礎(chǔ)承載力

工況1：通過對(duì)錨桿加載拉拔力計(jì)算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)錨桿在0～1 671 kN時(shí)，模型沒有出現(xiàn)屈服現(xiàn)象，整體處于線彈性階段；當(dāng)錨桿拉力達(dá)到1 671 kN時(shí)，M10和M50砂漿接觸部位附近的砂漿和巖體開始屈服（圖5）；當(dāng)錨桿拉力達(dá)到4 920 kN，與M50粘結(jié)的巖體全部屈服（圖6），當(dāng)錨桿拉力達(dá)到6 097 kN時(shí)，M10砂漿與巖體粘結(jié)面屈服，基礎(chǔ)模型拉拔破壞（圖7）。

圖5 1 671 kN 錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

圖6 4 920 kN 錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

圖7 6 097 kN錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

工況2：當(dāng)對(duì)錨桿的拉拔力在0～1 671 kN之間時(shí)，模型沒有出現(xiàn)屈服現(xiàn)象，整體處于線彈性階段，當(dāng)錨桿拉力達(dá)到1 671 kN時(shí)，M10和M50砂漿接觸部位附近的砂漿和巖體開始屈服（圖8）；當(dāng)錨桿拉力達(dá)到3 742 kN時(shí)，M10和M50砂漿接觸部位附近的砂漿和巖體破壞，M10砂漿與巖體粘結(jié)面開始屈服（圖9）；當(dāng)錨桿拉力達(dá)到6 097 kN時(shí)，M10砂漿與巖體粘結(jié)面屈服，基礎(chǔ)模型拉拔破壞（圖10）。

圖8 1 671 kN 錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

圖9 3 742 kN 錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

工況3：當(dāng)對(duì)錨桿的拉拔力在0～1 671 kN之間時(shí)，模型沒有出現(xiàn)屈服現(xiàn)象，整體處于線彈性階段，當(dāng)錨桿拉力達(dá)到1 671 kN時(shí)，M10和M50砂漿接觸部位附近的砂漿和巖體開始屈服（圖11）當(dāng)錨桿拉力達(dá)到4 920 kN（圖12），與M50粘結(jié)的巖體全部屈服，當(dāng)錨桿拉力達(dá)到6 097 kN時(shí)，M10砂漿與巖體粘結(jié)面屈服，基礎(chǔ)模型拉拔破壞（圖13）。

圖11 1 671 kN 錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

圖12 4 920 kN 錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

圖13 6 097 kN錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

工況4：當(dāng)對(duì)錨桿的拉拔力為1 074 kN時(shí)，巖體與M50砂漿接觸面略微出現(xiàn)屈服現(xiàn)象（圖14），當(dāng)錨桿拉力達(dá)到1 671 kN時(shí)，M50砂漿和巖體屈服現(xiàn)象比較明顯（圖15）；當(dāng)錨桿拉力達(dá)到4 920 kN，與M50粘結(jié)的巖體全部屈服，基礎(chǔ)模型拉拔破壞（圖16）。

圖14 1 074 kN 錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

圖15 1 671 kN 錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

圖16 4 920 kN錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

工況5：當(dāng)對(duì)錨桿的拉拔力為1 074 kN時(shí)，巖體與M50砂漿接觸面略微出現(xiàn)屈服現(xiàn)象，當(dāng)錨桿拉力達(dá)到1 671 kN時(shí)，M50砂漿和巖體屈服現(xiàn)象比較明顯（圖17）；隨著加載值得增加，屈服區(qū)域逐漸增大，當(dāng)加載力達(dá)到3 742 kN時(shí)，與M50粘結(jié)的巖體全部屈服（圖18）。

工況6：當(dāng)對(duì)錨桿的拉拔力為1 074 kN時(shí)，巖體與M50砂漿接觸面略微出現(xiàn)屈服現(xiàn)象，當(dāng)錨桿拉力達(dá)到1 671 kN時(shí)，M50砂漿和巖體屈服現(xiàn)象比較明顯（圖19）。當(dāng)錨桿拉力達(dá)到4 920 kN，與M50粘結(jié)的巖體全部屈服，基礎(chǔ)模型拉拔破壞（圖20）。

圖17 1 671 kN 錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

圖18 3 742 kN 錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

圖19 1 671 kN錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

5 結(jié) 論

通過對(duì)以上六個(gè)工況的有限元分析，得出以下結(jié)論：

（1）通過對(duì)工況1和工況2的對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，當(dāng)其他條件相同時(shí)，巖體的摩擦角增大，巖體更容易屈服。

圖20 4 920 kN錨桿拉力下塑性應(yīng)變圖

（2）通過對(duì)工況2和工況3的對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，當(dāng)其他條件相同時(shí)，巖體的黏聚力增大，巖體強(qiáng)度更高，更不容易屈服。

（3）通過對(duì)工況1與工況4的對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，采用預(yù)應(yīng)力巖體錨桿基礎(chǔ)形式比全粘結(jié)巖體錨桿基礎(chǔ)形式有更強(qiáng)的極限抗拔能力，更能充分的應(yīng)用砂漿和地基自身的強(qiáng)度。

（4）通過對(duì)表3的數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，預(yù)應(yīng)力錨桿模型在巖體開始屈服力和錨桿極限拉拔力上比全粘結(jié)錨桿模型大很多，充分證明了預(yù)應(yīng)力錨桿模型具有更高的抗拔承載力。

［1］ 羅承先.世界風(fēng)力發(fā)電現(xiàn)狀與前景預(yù)測(cè)［J］.中外能源，2012，17（3）：24－31.

［2］ 李泓澤，郭 森，王 寶.我國(guó)風(fēng)力發(fā)電的環(huán)境價(jià)值分析［J］.能源技術(shù)經(jīng)濟(jì)，2011，23（7）：35－39.

［3］ 陳祖煜，楊 健.巖土預(yù)應(yīng)力錨固技術(shù)的進(jìn)展［J］.貴州水力發(fā)電，2004，18（5）：5－10.

［4］ 趙明階，何光春，王多垠.邊坡工程處治技術(shù)［M］.北京：人民交通出版社，2003：123－125.

［5］ 唐樹名.碎裂結(jié)構(gòu)巖體路塹邊坡錨固機(jī)理分析及其應(yīng)用研究［D］.重慶：重慶大學(xué)，2003：1－9.

［6］ 耿衛(wèi)紅，羅春華.巖土錨固工程技術(shù)及其應(yīng)用［J］.探礦工程，1997（4）：8－10.

［7］ 王 沖.預(yù)應(yīng)力錨固的施工［M］.北京：水利電力出版社，1987.

［8］ 費(fèi)香澤，程永鋒，蘇秀成，等.華北地區(qū)輸電線路巖石錨桿基礎(chǔ)試驗(yàn)研究［J］.電力建設(shè)，2007，28（1）：26－28.

［9］ 饒梟宇.預(yù)應(yīng)力巖錨內(nèi)錨固段錨固性能及荷載傳遞機(jī)理研究［D］.重慶：重慶大學(xué)，2007.

［10］ 鄒志暉，汪志林.錨桿在不同巖體中的工作機(jī)理［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，1993，15（6）：71－79.

［11］ 趙宇飛.加錨結(jié)構(gòu)面剪切特性及錨固巖體綜合力學(xué)模型研究［D］.北京：中國(guó)水利水電科學(xué)研究院，2013.

［12］ 馬海英，謝永健，梁 斌.高聳結(jié)構(gòu)巖石錨桿基礎(chǔ)設(shè)計(jì)及有限元分析馬海［J］.河南科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2003，24（4）：90－93.

［13］ 許紹帥.有限元數(shù)值模擬法研究預(yù)應(yīng)力錨索錨固段應(yīng)力分布規(guī)律［D］.青島：中國(guó)海洋大學(xué)，2012.

［14］ 賈新勇，袁 勇，李焯芳.新型玻璃纖維增強(qiáng)塑料砂漿錨桿的黏結(jié)性能試驗(yàn)研究［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2006，25（10）：2109－2114.

［15］ 楊海巍，盧繼強(qiáng)，朱少榮.巖錨基礎(chǔ)破壞形態(tài)與承載力計(jì)算的探究［J］.地下空間與工程學(xué)報(bào)，2009，5（S1）：1306－1311.

［16］ 胡田飛，杜升濤，梁龍龍.微型樁-錨組合抗滑新結(jié)構(gòu)支擋效果的數(shù)值分析［J］.防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報(bào)，2015，35（2）：212－218.

［17］ 董建華，朱彥鵬，巍 馬.框架預(yù)應(yīng)力錨桿邊坡支護(hù)結(jié)構(gòu)動(dòng)力計(jì)算方法研究［J］.工程力學(xué)，2013，30（5）：250－259.

［18］ 王安明，張淋柄.基坑樁錨支護(hù)變形監(jiān)測(cè)與數(shù)值模擬研究［J］.水利與建筑工程學(xué)報(bào)，2015，13（6）：25－30.

［19］ 董建華，朱彥鵬，巍 馬.地震作用下框架預(yù)應(yīng)力錨桿邊坡錨固結(jié)構(gòu)的動(dòng)力計(jì)算方法［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2014，33（S1）：3135－3144.

［20］ Graf O，Brenner E.Experiments for investigating the resistance of concrete under often repeated compression loads［C］//Bulletin，Deutscher Aussehuss fur Stahlbeton，Beriin，1934：17－25.

［21］ Raithby K D，Galloway J W.Effects of moisture condition，age，and rate of loading on fatigue of plain concrete［C］// Fatigue of Concrete，SP-4l，American Concrete Institute，Detroit，1974：15－34.

［22］ Petkovic G，Lensehow R，StemlandH，et al.Fatigue of high－strength concrete［C］//American Concrete Institute，Special Publications，SP121－25，1991：505－525.

［23］ Wagaard K.Fatigue of offshore concrete structures－design and experimental nvestigations［C］//OTC Paper 3009.9 Annual Offshore Technology Conference in Huston，1977：341－350.

［24］ 菊存全.巖基承載力特征值的確定研究［J］.科技傳播，2014（5）：84－86.

［25］ 余 旭，蔡?hào)|陽，陳 東.預(yù)應(yīng)力抗浮錨桿錨固段的參數(shù)變化對(duì)筏板基礎(chǔ)內(nèi)力影響的研究［J］.安徽建筑工業(yè)學(xué)院學(xué)報(bào)，2013，21（1）：9－13.

［26］ 程良奎，張培文，帆 王.巖土錨固工程的若干力學(xué)概念問題［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2015，34（4）：668－682.

［27］ 孫曉云，張 濤，王明明，等.基于改進(jìn)指-冪混合函數(shù)模型的錨桿承載力預(yù)測(cè)方法研究［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2015，34（8）：1641－1649.

［28］ 楊校輝，朱彥鵬，黃雪峰.靜壓樁荷載傳遞與承載性狀試驗(yàn)研究［J］.水利與建筑工程學(xué)報(bào)，2016，14（1）：139－143.

［29］ 王祥秋，周志國(guó)，唐夢(mèng)雄，等.復(fù)雜地層擴(kuò)體錨抗拔性能研究［J］.公路工程，2013，38（1）：94－98.

［30］ 李振作，張 坤.風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)用預(yù)應(yīng)力錨桿籠［J］.建設(shè)施工，2015（6）：131－135.

［31］ 張 蓓，黃雪峰，宋 楠.深基坑樁錨支護(hù)結(jié)構(gòu)錨桿（索）問題分析［J］.四川建筑科學(xué)研究，2015，41（1）：168－171.

［32］ 劉泉聲，雷廣峰，彭星新.深部裂隙巖體錨固機(jī)制研究進(jìn)展與思考［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2016，35（2）：312－332.

［33］ 周 輝，徐榮超，張傳慶，等.預(yù)應(yīng)力錨桿對(duì)巖體板裂化的控制機(jī)制研究［J］.巖土力學(xué)，2015，36（8）：2030－2037.

［34］ 周 勇，朱彥鵬，任永忠.預(yù)應(yīng)力錨桿柔性支護(hù)體系中錨桿的變形［J］.中國(guó)鐵道科學(xué)，2015，36（3）：58－65.

Nonlinear Uplift Capacity of Prestressed Anchor Foundation

YANG long1，SHI Yi2，YUAN Chenyang2
（1.China United Engineering Company，Hangzhou，Zhejiang 310052，China；2.Dalian University of Technology，F(xiàn)aculty of Infrastructure Engineering，Dalian，Liaoning 116024，China）

The uplift capacity of the prestressed anchor foundation is an important guarantee for the safety of structure. The prestressed anchor foundation of wind turbine was selected as the research object and the nonlinear finite element analysis was carried out based on the software of ABAQUS to study the uplift capacity.According to the mechanical characteristics of anchors，a single anchor finite element model including rock，mortar，anchor and concrete was established. The uplift capacity of the prestressed anchor foundation was obtained under three scenarios with different values of cohesion and internal friction angle.It is concluded that the prestressed anchor foundation has stronger uplift capacity by comparing other models without considering concrete with the same load scenarios.

prestressed anchor foundation；nonlinear；ABAQUS finite element analysis；uplift capacity

TU472

A

1672—1144（2016）05—0089—06

10.3969/j.issn.1672-1144.2016.05.017

2016－05－30

2016－06－21

楊 龍（1991—），男，河南新鄉(xiāng)人，碩士，助理工程師，主要從事項(xiàng)目管理工作。E－mail：1096319943@qq.com