摘 要：与常规重力式锚碇基础不同，地连墙复合式锚碇基础通过地连墙与围岩形成整体协同受力体系。而对于基于泥浆护壁法的地连墙结构，墙体侧壁泥皮的存在直接影响复合锚碇承载性能的发挥。在现场泥皮取样测试基础上，开展室内缩尺模型试验。研究表明，泥皮效应弱化了嵌岩地连墙与持力层围岩的整体协同受力特性，改变了复合锚碇极限破坏模式，导致复合式锚碇基础应有的嵌岩效应优势无法发挥，因此显著降低了复合锚碇极限承载力。
关键词：复合式锚碇基础;泥皮;地连墙;极限破坏;嵌岩;
1 研究背景地连墙参与协同受力的复合式锚碇作为新的基础形式，可以降低锚碇规模，减少施工周期，节省建设资金，有广阔的应用前景。但在地连墙施工过程中，常采用基于泥浆护壁的施工方法，这将导致地连墙侧存在一定厚度的泥皮，给复合式锚碇的安全带来了风险。
众多学者对于泥皮对地连墙复合式锚碇基础的影响进行了广泛的研究，夏才初[1]等对虎门大桥东侧隧道锚碇开展了1∶50相似比的现场结构模型试验，研究了锚碇结构和岩体的变形机制和破坏模式；罗林阁[2]等进行了地连墙—重力式复合锚碇基础底板以下地连墙嵌固作用对其承载性能影响的试验研究，认为地连墙结构嵌入深部强度较好的基岩时，可考虑地连墙作为基坑围护结构对锚碇承载力的贡献；李家平[3]等对宁波庆丰悬索桥重力式锚碇进行了1∶100相似比的室内模型试验研究，研究了软土中锚碇结构、相邻土体变位、土体附加应力分布与缆力及时间变化规律；崖岗[4]等基于虎门二桥悬索桥锚碇基础数值研究指出，当考虑地连墙复合作用后，基础的抗滑移能力将得到较大提升，基础的破坏模式将由滑动破坏转变为倾覆破坏；李永盛[5]对江阴长江公路大桥北锚碇开展1∶100相似比的材料模型试脸，提出了旨在加强锚碇结构与相邻地层稳定状况的地基加固措施、结构选型、埋置深度等措施建议；魏焕卫[6]等基于室内物理模型试验分析内力、变形等规律，分别研究了组合基础和吸力锚承载性能； 苏静波[7]等通过对润扬大桥北锚碇基础的数值计算，对锚碇基础抗滑移、抗倾覆稳定进行了计算分析，研究分析了基础前、后墙土体压力对锚碇基础稳定性的影响，并且分析了基底接触面摩擦强度指标对抗滑移稳定性的敏感程度；王东英[8]等进行了悬索桥隧道式锚碇“夹持效应”的试验研究，通过开展室内模型试验分析了锚碇和岩体联合承载的过程、机理及锚碇自岩体内拔出时的破坏形态，在一定程度上揭示了隧道式锚碇“夹持效应”的本质；杨彦丽[9]通过数值计算对泥皮缺陷桩在竖向荷载下的承载性状和工作机理进行了研究和分析，揭示了泥皮缺陷桩在竖向荷载作用下的承载性状和工作机理。这些研究结果对于本文泥皮研究有借鉴意义。
为了研究是否存在泥皮对于地连墙复合锚碇基础承载力的影响，在前人研究成果的基础上，设计开展了室内模型试验。利用公路长大桥建设国家工程研究中心的大型地基—基础模型试验槽，进行了同等条件下不考虑泥皮作用的地连墙复合锚碇基础与考虑泥皮的地连墙复合基础模型的承载性能对比试验，通过分析荷载～变形关系、基底应力分布及分配规律等，研究泥皮对地连墙复合基础受力性能的影响。
2 工程概况单跨吊悬索桥是莲花山过江通道的桥型方案之一，锚碇基础采用重力式锚碇，其承受巨大缆力，且地质条件存在一定的岩层，如图1所示。依据莲花山锚碇实际地勘KZ1和KZ3钻孔，地连墙基底标高为-43 m, 位于中风化泥质砂岩。为了更好地发挥岩层的效能，降低锚碇的规模，拟通过一定比尺的物理缩尺模型，探究锚碇基础在有无嵌岩工况时，承受竖向及水平向荷载作用下的变位、应力分布特征和规律、破坏形态等。
图1 锚碇样式及岩层
3 试验方案3.1试验工况基于相似理论，模拟锚碇基础与周围岩土体的相互作用关系。通过施加竖向及水平向荷载，研究嵌岩地连墙—重力式锚碇复合基础在嵌岩处地连墙有、无泥皮的条件下，对于承载性能、荷载分担、破坏模式的影响，以此为基础设计开展了两组试验。
A组试验：不考虑泥皮嵌岩地连墙—重力式锚碇复合基础，即在地连墙内外侧直接与模拟岩层及填芯混凝土接触，地连墙穿过中风化岩层，并嵌入微风化岩层，如图2所示。
图2 A组无泥皮嵌岩地连墙—重力式锚碇复合基础
B组试验：考虑泥皮嵌岩地连墙—重力式锚碇复合基础，即在地连墙内外侧粘贴模拟泥皮物再与模拟岩层及填芯混凝土接触，地连墙穿过中风化岩层并嵌入微风化岩层，如图3所示。
图3 B组泥皮嵌岩地连墙—重力式锚碇复合基础
3.2相似比及相似常数任何模型试验都是按一定几何比例关系设计的。设原基础尺寸为B,地基土深度为T,可设：
i=BPBM=TPTM (1)i=BΡBΜ=ΤΡΤΜ (1)
式中：角标P为原体工程几何相似准数；角标M为模型的几何相似准数；i为几何比例系数，即为派定律中的π1,它反映几何相似准数的特征。
根据实验室的空间及加载设备的能力，选择的模型比尺为1∶50,按照初步形成的锚碇基础方案尺寸进行模拟。地连墙的实际外径尺寸为60 m, 模型的外径尺寸为1.2 m, 全部的几何外形尺寸均按照1∶50进行考虑，见表1,以保证荷载分配关系的准确。模型试验的中风化岩层厚度为0.185 m, 其中底板以下中风化层厚度为0.13 m, 嵌入微风化岩0.11 cm。
表1 锚碇模型尺寸
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内容 |
设计原型尺寸/m |
设计模型尺寸/m |
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锚碇高度 |
45 |
0.9 |
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锚碇直径 |
60 |
1.2 |
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中风化岩层厚度 |
9.2 |
0.185 |
|
嵌入中风化岩层深度 |
2.76 |
0.055 |
|
底板以下中风化厚度 |
6.44 |
0.13 |
|
嵌入微风化岩厚度 |
5.5 |
0.11 |
原型方案的覆盖层为粉质黏土和砂质土。根据数值模拟结果，覆盖层能提供的摩阻力和水平土抗力都很小。因此，为降低土体制备难度，不考虑覆盖层的作用，只模拟中风化和微风化泥岩。
由于地连墙底部的中风化泥岩、微风化泥岩的强度较高，因此采用水泥砂浆模拟风化岩层，以轴心抗压强度、弹性模量两个控制指标进行砂浆配合比的调试。依据《公路工程岩石试验规程》(JTG E41-2005)[10]进行材料轴心抗压强度及弹性模量的测试试验，采用边长为7.7 cm的立方体试件，每组配合比试样含6个抗压强度试件和6个弹性模量测试试件，以确定材料最终配合比。试验指标见表2。
表2 试验拟采用砂浆试验指标与地勘参数指标
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岩体名称 |
指标 |
地勘参数 |
砂浆参数 |
|
中风化 |
抗压强度MPa抗压强度ΜΡa |
21.2 |
18.8 |
|
弹性模量GPa弹性模量GΡa |
16.3 |
16.6 | |
|
微风化 |
抗压强度MPa抗压强度ΜΡa |
56 |
44.5 |
|
弹性模量GPa弹性模量GΡa |
66 |
35 |
室内模型试验以地连墙实际施工工艺为基础，采取简化手段实现。地连墙采用预制结构来模拟，即先制作地连墙模型，再埋入预定位置并灌注填芯混凝土。地连墙材料采用与原型弹性模量接近的高性能混凝土模拟，在3 cm厚时，保证混凝土开裂后不发生脆性破坏，且满足抗压和抗弯刚度等效原则。
3.4泥皮模拟方案实际工程中，灌注混凝土过程中侧壁将形成泥浆护壁与水泥的混合物(称之为“泥皮”)。以往研究侧重于混凝土与泥皮间的剪切特性。而地连墙承受缆力作用时，侧面与泥皮间的压缩性能是应关注的重点。基于此，开展现场泥皮采样，获取泥皮参数，发现其参数与软黏土较为接近，如图4所示。
图4 现场泥皮
试验前针对泥皮效应开展小尺度模型的模拟与试验，为后期锚碇正式试验提供支撑。本次试验分为两期。前期主要研究按照实际工程情况，配制掺入一定量水泥的膨润土泥浆来模拟泥皮；后期在前期试验结果的结果上，考虑试验的易操作性和真实反映实际工程等情况，进一步进行泥皮选型试验，确定锚碇试验过程中采用何种方式来模拟泥皮。
(1)膨润土泥皮试验。采用C30混凝土浇筑钢筋混凝土板，用于模拟地连墙。制作钢片围箍，模拟泥皮侧限约束条件。加载时，泥皮上部放置钢板，其尺寸略小于钢围箍净尺寸，来模拟泥皮均匀受力状态。
在膨润土中掺入一定量的水泥来制备泥浆，凝固后形成具有一定强度的泥皮结构。水泥采用P.O42.5普通硅酸盐水泥，泥浆配比为：膨润土∶水∶水泥=1∶0.733∶0.144。通过加载荷载及沉降值获得泥皮弹性模量值，见式(2)。
E=ΔPΔε=p2−p1h2−h1H (2)E=ΔΡΔε=p2-p1h2-h1Η (2)
通过多组泥皮加载对比试验，发现掺入水泥的膨润土泥皮的弹性模量较大，不能较好地反映实际泥皮的存在状态，见表3。因此，本次试验过程不采用掺加水泥的膨润土泥皮。
表3 泥皮试件弹性模量
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编号 |
厚度mm厚度mm |
泥浆成分 |
养护天数d养护天数d |
弹性模量MPa弹性模量ΜΡa |
|
B1-5 |
5 |
膨润土 10%水泥 |
14 |
50.97 |
|
B2-10 |
10 |
膨润土 10%水泥 |
14 |
46.67 |
|
B3-15 |
15 |
膨润土 10%水泥 |
14 |
35.21 |
|
B4-20 |
20 |
膨润土 10%水泥 |
14 |
30.89 |
|
B5-20 |
20 |
膨润土 20%水泥 |
14 |
32.22 |
|
B6-20 |
20 |
膨润土 10%水泥 |
28 |
36.18 |
为更好实现试验目的，选取稍低于软黏土的弹性模量值为参考数值。经综合比选，初步选取4种材料进行试验论证，分别是白色泡沫胶带、黑色PE胶带、橡胶胶皮、3M强力胶带，4种材料的弹性模量的试验结果见表4。
表4 不同类型材料弹性模量结果
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材料类型 |
弹性模量MPa弹性模量ΜΡa |
|
橡胶胶皮 |
4.71 |
|
白色泡沫胶带 |
1.20 |
|
黑色PE胶带 |
1.62 |
|
3M双面胶强力胶带 |
2.00 |
综合比较表4中的结果，认为白色泡沫胶带更加符合试验目的，因此选取其为预选方案。试验过程中，白色泡沫胶带会与混凝土接触，水份可能对于泡沫胶带造成影响，易导致单次试验的数据结果出现偏差。为此，进行预试验来研究水体对白色泡沫胶带的弹性模量数值影响。试验结果表明，经水泡后，白色泡沫胶带弹性模量数值未出现较大变化，水体不会影响本次试验结果。因此，本次试验采用白色泡沫胶带来模拟泥皮。
3.5试验步骤(1)复合式锚碇模型制作步骤。锚碇模型制作及安装分为7步：(1)在试验方案锚碇模型底部位置浇筑制作刚性地基；(2)拼接地连墙片段，并在前、后趾及中部两块地连墙片段下埋设土压力盒；(3)根据试验方案，在前、后趾及中部3块地连墙片段内外对称粘贴应变片，并进行防潮处理与走线布置；(4)浇筑模拟微风化岩与中风化岩，前趾趾外侧安放土压力盒，中风岩上安放锚碇基底土压力盒；(5)按照试验方案位置，焊接接驳钢筋、加载板、吊装螺母；(6)浇筑填芯混凝土，加强振捣保证密实，然后进入养护阶段；(7)安装位移传感器、水平和竖向作动器，调试试验设备等。如图5所示。
图5 锚碇制作过程
(2)地连墙泥皮制作。使用厚度为2 mm的白色泡沫胶带模拟泥皮，对嵌入岩层的地下连续墙内侧、外侧、墙端进行粘贴，模拟泥皮存在于地连墙结构上的状态，如图6所示。
图6 泥皮粘贴
3.6加载方案竖向荷载为500 kN,分10级加载，每级为50 kN,竖向荷载距离圆心15.5 cm。水平荷载分级加载，第一级荷载为50 kN,当位移每级增量偏大时，第一级荷载变为25 kN;水平荷载距离锚碇底板110 cm(底板以上模型高80 cm, 底板以下地连墙高度24 cm)。水平荷载加载方案见表5,水平加载至破坏时停止。为分析基底应力分布规律，将竖向荷载每两级提取一次，共分为V1～V5;将水平荷载至破坏前平均分为H1～H5共5级。
3.7监测方案监测内容包括基底应力监测(采用基底土压力盒)、竖向沉降及水平位移监测(位移计)、地连墙槽段布置土压力盒和应变片。
(1)基底和地连墙底土压力盒监测，用来计算地连墙、底板竖向荷载分担比。
(2)竖向沉降和水平位移可用于分析锚碇基础变位特性。
(3)地连墙槽段应变计、土压力盒，用于监测锚碇轴向应变、嵌岩地连墙水平应力分布。
3.7.1基底土压力盒布置墙底为前趾、后趾、中部两侧4块地连墙片段布置土压力盒；模型基底沿南北向力作用方向，均匀布置5个土压力盒，前后趾距离地连墙超过5 cm。具体如图7所示。
3.7.2应变片布置监测地连墙沿轴向应变数据及分布规律，分别在前趾、后趾、中部西侧地连墙内外侧粘贴应变片，分为5层。具体如图8所示。
表5 水平荷载分级
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水平荷载分级 |
1 |
2 |
3 |
4 |
5 |
6 |
7 |
8 |
9 |
|
荷载kN荷载kΝ |
50 |
100 |
150 |
200 |
250 |
300 |
350 |
400 |
450 |
图7 土压力盒布置
图8 应变片布置
3.7.3位移监测布置监测各组锚碇模型结构在荷载作用下的结构变位特性及区别，分别于锚碇顶板加载前、后方向及正交方向布置4个竖向沉降监测位移计，用于监测锚碇顶板在竖向荷载、水平荷载作用下，顶板竖向变位情况；在锚碇前趾区域上下位置水平方向布置水平位移计，用于监测锚碇顶板、前趾水平变位规律情况。变位监测点布置情况如图9所示。
图9 位移计监测布置
4 试验数据分析4.1竖向荷载锚碇沉降分析为研究泥皮效应对复合锚碇承载能力影响，对A和B两组模型进行对比研究。首先在锚碇顶面施加500 kN竖向荷载，以模拟锚碇结构的自重荷载作用。通过监测锚碇顶板竖向沉降，得到以下结果。
(1)随着竖向荷载增大，锚碇顶板沉降增加，竖向荷载～竖向沉降曲线基本呈线性变化，锚碇及风化层岩体模型处于线弹性阶段，如图10所示。在相同荷载作用下，B组锚碇沉降显著高于A组锚碇。以500 kN为例，A组锚碇沉降值为0.5 mm, 而B组锚碇沉降稳定后数值为1.23 mm, 为前者的2.46倍，沉降值增幅146%。主要原因是，地连墙复合锚碇主要由底板、墙端和墙侧承担荷载，而泥皮的存在削弱了墙端和墙侧荷载承担能力，降低了锚碇竖向荷载承载力。
(2)由于偏心荷载作用，A和B两组锚碇顶板后部沉降高于锚碇前部，如图11所示。其中，A组锚碇顶板前、后位置的沉降相差较小，500 kN时后部沉降0.52 mm, 仅比前部大0.04 mm; 而B组锚碇前、后部沉降差相对显著，500 kN时后部较前部大0.44 mm。主要原因是，无泥皮存在时，复合锚碇通过嵌岩地连墙与深部岩层形成整体受力结构，锚碇结构整体刚性更强，结构沉降差小；而墙端和墙侧泥皮的存在，降低了这种整体协同受力刚性特性，从而导致锚碇前后顶板不同位置出现沉降差。
图10 A组与B组平均沉降数据
图11 A组与B组各位置沉降数据
4.2水平荷载锚碇变位分析4.2.1水平荷载～水平变位分析(1)在水平荷载由325 kN增大到350 kN过程中，B组模型发生破坏。取发生破坏的前一级荷载为极限破坏荷载，A组模型极限破坏荷载为450 kN,B组模型极限破坏荷载为325 kN。两组模型破坏后的形态如图12所示。
基于A和B两组模型数据对比，开展泥皮影响分析。与A组模拟相比，B组考虑泥皮影响后，由于泥皮的存在对地连墙与围岩黏结强度存在弱化效应，在相同水平荷载作用下，锚碇水平变位相对更大，导致复合锚碇极限破坏荷载降低幅度达27.8%。
(2)A组锚碇在450 kN的水平荷载时顶板水平变位为0.96 mm。以该相同变位控制标准承载力值进行对比分析，对B组锚碇150～200 kN差值计算，得到B组数值，可知在泥皮影响下，同一标准下的承载力值仅为无泥皮影响下的36.1%,泥皮的存在严重降低了锚碇承载能力。结果如图13所示。
图12 模型破坏后的形态
图13 水平荷载下模型顶底板水平位移
(3)对水平荷载～水平变位曲线规律对比分析表明，B组锚碇随着荷载增大，水平变位值急剧增加，最终临近破坏时已发生较大变形量而无法继续承担荷载，包裹泥皮的嵌岩地连墙从岩层拔出，总体呈现“缓性破坏”;而A组锚碇直至破坏其变形量仅为0.96 mm, 破坏模式以嵌岩地连墙发生“突然性的脆性破坏”而无法继续承载，地连墙“前端折裂、后端拔断”为特征。
4.2.2水平荷载～竖向变位分析监测水平荷载施加阶段锚碇顶板竖向变位情况，得出如下结果。
(1)水平荷载作用下，锚碇呈现前部下沉、后部上翘的变形特性，且在同等水平荷载作用下，各组锚碇模型后部上翘幅度高于前端下沉量。极限破坏荷载时，A组锚碇后端上翘0.38 mm, 前端沉降0.26 mm; B组锚碇后端上翘11.66 mm, 前端沉降2.86 mm, 如图14所示。
图14 水平荷载下模型竖向变位
(2)在相同水平荷载作用下，受泥皮影响的B组锚碇变位远大于A组锚碇。以300 kN水平荷载为例，A组锚碇前、后端变位分别为0.12 mm和0.02 mm, 变位差为0.14 mm; 而B组锚碇前、后端变位分别为2.24 mm和8.42 mm, 变位差为10.66 mm, 后者为前者的76倍。主要原因在于，A组锚碇地连墙嵌岩效应显著，嵌岩地连墙与周围岩层协同受力，在水平荷载作用下，调动中微风化岩层承载能力；而泥皮的存在削弱了地连墙结构与岩层嵌固黏结效应，降低了锚碇承载能力。
4.3基底墙底应力分布规律在墙底和底板底部布置土压力盒，监测获取底板、墙端不同位置的应力值，分析在竖向荷载、水平荷载的不同荷载施加阶段下，锚碇基底的前趾、中前部、中部、中后部及后趾底板的应力分布规律，以及地连墙前趾、中部和后趾的应力分布规律。将竖向荷载分为5级(V1～V5),水平荷载至破坏前荷载分为5级(H1～H5)。结果如图15所示。
4.3.1锚碇底板应力分析在竖向荷载施加阶段，随着竖向荷载增大，锚碇底板基底应力逐级增大，其中竖向作动器正下方的中后部测点处底部应力最大。随着水平荷载施加，底板底部应力重新分布，在弯矩作用下，前趾区应力增加，后趾区应力显著降低，水平荷载施加到V3级(3倍设计水平缆力)后，后趾区应力趋近于0。
同A组锚碇模型规律类似，由于前趾和后趾临近地连墙，在地连墙与底板接驳钢筋作用下，于内部底板边缘处形成了应力低值区域，在整个竖向和水平加载过程中，底板前、后趾处的应力一直较小。
4.3.2地连墙底板应力分析在竖向荷载施加阶段，墙底应力呈线性分布，其中偏心方向的后端墙底应力高于前端应力。水平荷载施加阶段，随着水平荷载增大，后端墙底应力降低，前端增大。
图15 基底应力分布
4.4底板墙底荷载分担规律复合锚碇竖向应力主要由底板、墙底和墙侧土体承担荷载，为分析荷载分担规律，基于以下假设进行数据处理。
(1)假设1。考虑到底部粘贴双面胶模拟泥皮方案下，嵌岩地连墙侧壁与风化岩层完全断开，地连墙侧壁荷载分担忽略不计，仅分析地连墙复合式锚碇墙端、底板二者荷载分担规律。
(2)假设2。对数据处理时，分别计算底板、墙底土压力盒压应力平均值，与墙底和底板实际面积相乘，计算获得墙底和底板荷载分担值和分担比。尽管该方法会存在一定误差，但对于定性比较底板与墙底荷载分担大小，可以作为参考。计算结果如图16所示。
(3)假设3。考虑到水平荷载作用下，底板受力复杂，且存在零应力区，因此未统计计算水平荷载阶段荷载分担情况。
图16 A和B组模型荷载分担对比
由图16可知，墙底和底板荷载分担数值均随着竖向荷载增大而增加，但荷载分担比变化并不大，底板荷载分担比为95%～97%,而墙底荷载分担比为3%～5%。由于墙侧和墙端泥皮的存在，弱化了地连墙与围岩协同受力作用，与A组模型相比，地连墙嵌岩效应降低，上部竖向荷载主要以底板来承担。
5 结语(1)竖向荷载作用下，地连墙复合锚碇主要由底板、墙端和墙侧承担荷载，而泥皮的存在削弱了墙端和墙侧与围岩黏结强度，最终荷载作用下沉降为前者的2.46倍。水平荷载作用下，由于泥皮效应存在，底部围岩承载能力无法充分发挥，以δ=0.96 mm水平变位作为承载力特征值控制标准，有泥皮时仅为无泥皮影响下的36.1%。因此，泥皮的存在显著降低复合锚碇竖向和水平向承载力。
(2)底板及墙底应力分布随着竖向及水平荷载施加不同阶段而变化。在水平荷载施加阶段，由于弯矩的作用，锚碇前端应力增大，后端降低；而底板前后趾处，在地连墙与底板接驳钢筋作用下，于内部底板边缘处营造了应力低值区域。墙底和底板荷载分担数值均随着竖向荷载增大而增加，但荷载分担比变化并不大，其中，底板荷载分担比为95%～97%,而墙底荷载分担比为3%～5%。
(3)对于无泥皮影响的复合锚碇，由于嵌岩效应的存在，因此可充分发挥下部岩层承载能力，极限破坏模式以嵌岩地连墙发生“突然性的脆性破坏”为主要特征。而存在泥皮效应影响的复合锚碇，极限破坏时已发生较大变形量而无法继续承担荷载，包裹泥皮的嵌岩地连墙从岩层拔出，无法发挥嵌岩效应。
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