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摘 要：为研究大锚片螺旋锚在粉质黏土中竖向受压荷载下的受力性能，基于螺旋锚现场静载试验，讨论了确定其极限承载力方法的差异;考虑螺旋锚对周边土的挤压效应，建立精细化有限元模型，并将数值分析结果与试验结果进行对比，验证了有限元模型的合理性;基于验证的有限元模型，分析不同荷载等级下沿基础深度范围内的锚杆内力和侧摩阻力的变化规律，以及侧阻和锚片端阻承担荷载的比例关系。结果表明：用lg P-s方法确定大锚片螺旋锚基础极限受压承载力较合适;螺旋锚与土之间的摩阻力随下压位移的增加而增大，锚片附近区域的摩阻力由于锚片变形而发生较大的波动;螺旋锚锚片分担荷载的比例占据螺旋锚基础受荷的75%以上，各锚片间分担荷载比例最大差异约为6%，锚杆端阻可忽略不计。
关键词：螺旋锚;粉质黏土;现场试验;数值分析;极限承载力;受力性能
Abstract： In this paper， in order to study the mechanical performance of the screw anchor with large anchor pieces under vertical compressive load in silty clay， the differences of the methods to determine its ultimate bearing capacity based on the on-site static load test of the screw anchor have been discussed; Secondly， a refined finite element model considering the squeezing effect of the screw anchor on the surrounding soil has been established. And the numerical analysis results have been compared with the experimental findings to verify the rationality of the finite element model; Finally， based on the verified finite element model， the change pattern of the internal force and side friction resistance of the anchor within the depth range of the foundation under different load levels has been analyzed. The proportional relationship between the side resistance and the end resistance of the anchor plate to bear the load has been analyzed. The results show that the lg P-s method is suitable to determine the ultimate bearing capacity of the screw anchor foundation with large anchor pieces; The frictional resistance between the screw anchor and the soil increases with the increase of the downforce displacement. The frictional resistance of the area near the anchor plate fluctuates greatly due to the deformation of the anchor plate; The proportion of load shared by anchor pieces accounts for more than 75% of the load on the screw anchor foundation. The maximum difference in the load sharing ratio between the anchor pieces is about 6%， and the end resistance of the anchor foundation is negligible.
Keywords： screw anchor; silty clay; field tests; numerical analysis; ultimate bearing capacity; mechanical performance
螺旋锚基础是一种由螺旋锚和上部承台等构件组成，主要利用深层土体抵抗上部结构作用的锚固结构体。该基础以钢构件为主，施工工序少、施工简单，可显著减少或避免使用混凝土材料，从而极大程度上缩短施工周期。同时，螺旋锚施工时不必大范围开挖，地表破坏范围相对较小，环保效益明显，尤其对生态脆弱地区。此外，螺旋锚对土体的扰动小，能充分发挥原状土体固有强度，实现基础材料节省。鉴于螺旋锚基础的上述优点，工程中对其进行了一定的探索性应用[1-2]。2016年，巴西某500 kV双回线路工程中，针对软土地基采用单腿7根螺旋锚倾斜布置基础。在该项工程中，螺旋锚基础应用300余基，应用率超过50%。2017年，淄博齐林电力设计院有限公司在濟青高铁朱台牵引站供电工程（吴磨—朱台牵引站220 kV线路部分）对3基双回路直线塔采用螺旋锚基础，土质以粉质黏土和粉土为主。为了加速推进该基础在输电线路工程中的应用，国家电网公司于2018年设定了关于螺旋锚基础的多个试点工程，包括：平原黏性土地区，山东潍坊官亭（高密）500 kV变电站220 kV送出工程和淄博千乘至芦湖（至高清）220 kV线路工程;祁连山地草原环境地区，青海海北默勒至祁连110 kV线路工程。 为了对该基础类型提供理论支撑，较多学者对其受力性能等方面进行了一定的研究。目前，关于螺旋锚基础承载力的研究主要集中在抗拔性能方面，Demir等[3]对在黏土中的单锚进行室内拉拔试验，并且基于数值模拟对比分析不同埋深比对多锚片螺旋锚抗拔性能的影响规律。胡伟等[4]通过对处于中砂内的单叶片螺旋锚上拔试验研究，初步揭示了锚片表面土压力的分布规律。Wang等[5-7]对处于冻土中的螺旋锚基础上拔承载力进行了试验研究和数值分析，阐明螺旋锚几何尺寸对其抗拔性能的影响规律。张昕[8]详细归纳螺旋锚基础在上拔性能方面的研究成果，发现岩土的性质对螺旋锚上拔性能及破坏模式影响很大，并基于对螺旋锚上拔受力过程中周边土体（砂土）变形场的研究，阐明了螺旋锚上拔破坏的力学机理，建立了螺旋锚抗拔承载力计算模型，提出砂土中螺旋单锚上拔承载力的计算方法。而在实际工程中，螺旋锚除了承受上拔荷载之外，还要承受较大的竖向荷载。王希云[9]、邵康等[10]对砂质土地区中的三盘螺旋锚进行了竖向抗压承载力试验研究和数值模拟分析，论证了确定螺旋锚承载力取值方法的适用性，揭示了在竖向荷载作用下螺旋锚锚杆侧阻、锚片端阻以及锚杆端阻所占的比重，阐明了螺旋锚承载力随锚盘间距改变的变化趋势。对于其他土质中螺旋锚的抗压性能研究报道较少。
上述螺旋锚锚片的最大直径为300 mm。美国乔斯林公司曾生产螺旋锚叶片最大直径为395 mm，前苏联使用的最大锚片直径为460 mm，日本九州电力公司在TACSR工程中使用的螺旋锚基础锚片最大直径为420 mm。中国目前使用的螺旋锚锚片直径一般都在360 mm以下[11]。大錨片可以更大程度地提高该类型基础的承载力，但基于常规锚片提出的承载力判别条件，以及螺旋锚基础的破坏模式和相关参数对极限承载力的影响规律是否适用，需要进一步研究确定。笔者基于黏性土地区的多叶片大直径螺旋锚基础静载试验，对比讨论现有极限承载力判别条件的适用性;建立螺旋锚基础精细化有限元模型，通过与现场静载试验结果对比，验证有限元模型的合理性，在此基础上分析大叶片螺旋锚基础在竖向压力作用下锚杆侧阻、叶片端阻的荷载分担规律。
1 试验场地土层评价
试验场地在河南省驻马店市上蔡县蔡沟乡，该地区处于淮河冲洪积平原地带，地貌单一，地形平坦，地势开阔。现场静力触探发现，地层土质较均匀，从地表至31.5 m深度处以粉质黏土为主，黏土状态为可塑～硬塑，具中压缩性。土质呈褐黄、褐灰、灰黄等色，含铁锰氧化物，零星见小钙质结核与蜗牛壳碎片，夹粉土，其中，地表1.0～2.0 m为耕土，深度14.5～16.5 m范围内局部为粉土。试验中锚杆的埋深位于9～12 m，在锚杆的埋深范围内可以把周围的土质视为均匀分布的粉质黏土，土层物理性质指标以及力学性质指标见表1。
2 螺旋锚抗压静载试验与结果分析
2.1 试验概况
螺旋锚现场原位试验布置如图1所示，现场采用塔位处的灌注桩基础作为反力桩，螺旋锚1、3、5和7分为位于反力桩间约三等分点处。现场将反力梁与灌注桩上的预埋地脚螺栓相连，通过千斤顶向螺旋锚顶部施加压力，如图2所示。螺旋锚抗压静载试验采用快速荷载维持法，加载按照每级60 kN依次递增，每级加载保持10 min，加载至锚杆顶部竖向位移超过40 mm停止，卸载采用相同的方式。试验中采用压力表测定千斤顶油压来换算得到施加的荷载，千斤顶量程为5 000 kN，螺旋锚竖向位移通过安装在千斤顶下部的位移传感器测量。
对4个螺旋锚进行受压试验研究，其中1号为埋深9 m的两盘螺旋锚，具体尺寸如图3（a）所示。3号为埋深9 m的三盘螺旋锚，具体尺寸如图3（b）所示。5号为埋深12 m的两盘螺旋锚，加工尺寸同1号螺旋锚。7号初始设计为埋深12 m的3盘螺旋锚，但在钻入施工时由于土质较硬，当钻入约9 m时发现施工困难，现场临时改为埋深为9 m的三盘螺旋锚。螺旋锚锚盘和锚杆均采用Q345B级钢材。
2.2 试验结果
对于单锚受压，其锚顶荷载位移曲线如图4所示，整个受力过程主要可以分为3个区间：开始加载阶段曲线近似为线性变化，中间阶段曲线为非线性变化，最后阶段曲线再转变为近似线性变化。在卸载过程中，荷载位移曲线呈现非线性变化，且在相同荷载下对应卸载曲线的切线斜率大于加载曲线的切线斜率，说明卸载时螺旋锚周围土的回弹模量大于其初始弹性模量。
7号与3号均为3锚盘螺旋锚基础，埋深均为9 m。根据试验结果，7号承载力为3号承载力的1.15倍，而5号承载力位于两者之间，三者均大于1号螺旋锚。可见，单锚抗压承载力随锚盘数量的增加而增大，随埋深的增加而增大，3盘9 m的单螺旋锚基础抗压承载力与2盘12 m的单螺旋锚基础承载力相当。
2.3 极限承载力确定方法对比
螺旋锚在确定极限承载力时，均以锚杆端阻发挥程度作为判断的标准[12-13]。目前关于螺旋锚基础承载力常用的确定方法如表2所示，并根据对应的方法计算得出锚杆相应的极限承载力。由于研究对象均为大锚片螺旋锚基础，由前两种方法计算出在极限状态下对应的位移均比较大，基本都在60 mm以上，通过试验曲线无法得到对应的极限荷载。第3种方法首先将螺旋锚顶部荷载位移曲线处理为理想的lg P-s曲线，如图5所示，通过对曲线做切线，找出相应陡降变化线性段。将陡降变化的起始点作为螺旋锚的极限承载力，该方法确定的位移和极限承载力见表2。
2.4 极限承载力确定方法讨论与建议
通过上述针对极限承载力确定方法的对比发现，轴向压力作用下，由于锚片直径较大，基础锚杆侧摩阻力完全发挥时对应的位移与锚片直径的比值较小。如果仍然按照常规螺旋锚基础极限承载力判别条件，通过锚盘直径一定比例的位移对应的荷载作为承载力，则此时承载力会偏大甚至无法得到。可见，前两种方法不适用于大叶片螺旋锚基础。 第3种方法通过对处理后的曲线做切线，找到陡降段的起始点，如图5所示。该方法能够较合理地找到螺旋锚基础对应的极限状态，说明该方法适用于黏土地层中的大锚片螺旋锚基础。
3 静载试验数值模拟与结果分析
3.1 计算模型
利用有限元软件ABAQUS对螺旋锚进行竖向加载数值模拟，为了消除边界条件对计算结果的影响，计算模型中，土体水平范围取为锚盘直径的10倍，土体竖向范围取为螺旋锚埋入深度的2倍，如图6所示。根据实际试验条件，对土体底部约束3个方向的平移自由度，土体侧面约束水平两个方向的平移自由度。螺旋锚基础与土体建立接触，接触面的本构关系即为相互作用的力学模型，其中包括两个部分，分别是：接触面的切向作用和法向作用[16]。在模拟接触作用中法向使用硬接触模块“Hard Contact”，这种接触对于两个物体来说只有在压紧的状态下才会传递法向压力，并且保证限制住了穿透现象的发生;切向作用使用的是“Penalty”罚函数，允许发生弹性滑移变形，并且设定摩擦系数为0.14。
在对螺旋锚基础数值分析中，通常为了提高计算收敛效果，将螺旋盘简化成平盘进行计算[17-20]。为了充分验证锚盘形式对基础承载力的影响，在同样的边界条件和荷载作用下，分别对锚盘为螺旋状和平盘状的基础进行数值分析，对比压力荷载下计算结果的差异性，如图7所示。其中，在对螺旋锚盘与锚杆连接部分划分网格时，先对锚杆壁沿螺旋线进行切割，以绘制出高质量的网格。
通过对比平盘和螺旋盘两种不同形式螺旋锚基础下压分析结果发现，两者从变形到应力分布基本一致，唯有錨盘的应力分布形式存在差异，如图7所示。将两种螺旋锚的压力位移曲线与试验结果进行对比，如图8所示，两个数值模型的计算结果与试验结果吻合较好，并且两种模型之间的最大差异在3%以内。可见，锚盘的形式对螺旋锚下压承载力的影响不大。综合分析效率和整体吻合性，建议选择平盘锚代替螺旋锚作为数值分析模型。
3.2 参数选取
对于土体，摩尔库伦模型应用最为广泛，它不仅是在理论上更是在试验上反映出了土体的变形特性。而且，它的模型参数相对更容易确定，即依靠设定土的内摩擦角和黏聚力来确定土体的抗剪强度，可以较好地反映土体的受力特征。土体采用线弹性联合摩尔库伦弹塑性模型，具体土体参数详见表1。
对于锚杆，ABAQUS用连接给定数据点的一系列直线来逼近材料光滑的应力应变曲线，*PLASTIC选项中的数据将材料的真实屈服应力定义为真实塑性应变的函数，选项的第一个数据定义材料的初始屈服应力，塑性应变值应该为0。将钢材的本构关系选取为理想的弹塑性模型，相关参数见表3。
3.3 有限元模型验证
为了能够较准确地模拟螺旋锚基础在土中的受力情况，数值分析的第一步是进行地应力平衡。由于初始状态的土单元在重力作用下会发生较大的竖向压缩变形，在土与锚杆接触面上，由于相对滑动过大而造成计算难以收敛。为了提高计算效率，在地应力平衡计算中不激活接触面，以便较快且准确地得到初始地应力场。
为了能够较真实地模拟锚杆周边土体对其摩阻力，需要考虑螺旋锚钻入土的过程中对周边土体的挤压效应。地应力平衡分析完成之后，激活螺旋锚与土之间的接触面，但在此状态下锚杆与周围土的相互挤压力很小，此时，螺旋锚在竖向荷载作用下，其锚顶压力主要由锚盘承担，而锚杆上的侧摩阻力近似为0，显然不符合基础的实际受力状态。为了更加真实地模拟压力作用下的螺旋锚在土中受力情况，需要在接触面上设置初始挤压力。初始挤压力的施加通过螺旋锚与土接触面之间的过盈分析来实现，过盈量取锚轴的半径。
在完成上述两步分析之后，初始地应力场如图9所示。在此基础上，对螺旋锚顶部中心点施加位移荷载以模拟现场的加载过程，同时记录锚顶的反力，得到锚顶荷载位移曲线。将数值分析结果与试验结果进行对比，如图8和图10、图11所示，两者荷载位移曲线拟合较好，数值模型可靠。
4 竖向荷载下螺旋锚受力性能
数值分析结果与试验结果的对比验证了有限元模型的可靠性。采用数值分析方法分析不同等级荷载下螺旋锚轴力、侧摩阻力分布和荷载分担规律。
4.1 内力变化规律
基于有限元计算结果，提取锚杆沿纵向的轴力、剪力和弯矩，如图12～图14所示。通过对比分析可知，螺旋锚在轴向压力作用下，锚杆上的剪力和弯矩非常小，可忽略不计。
对于锚杆轴力，随着锚顶位移的增加，轴力图中的①区段斜率逐渐增大，说明随着施加荷载增加，锚杆侧摩阻力逐渐增大。同时，在不同锚顶位移对应下的螺旋锚基础的锚杆轴力在锚片附近均发生突变，说明锚片在螺旋锚基础的整个受力过程中均参与分担，即使初始加载时荷载和位移都很小。
如图12（a）中的区段②、13（a）中的区段②和③以及14（a）中的区段②所示，随着锚顶位移的增加该区段内的轴力图斜率也逐渐增加，说明锚片之间的锚杆侧阻对抵抗外部压力是有贡献的，并且与区段①保持着同样的规律，但是该区段轴力图的斜率要小于区段①。
如图12（a）中的区段③、13（a）中的区段④以及14（a）中的区段③所示，该部分的轴力在0附近，说明该区段以上的锚盘端阻力和锚杆侧摩阻基本上已经全都抵消掉了外部压力的作用，同时也说明了锚杆底部端阻在整个受力过程中几乎不发挥作用。
4.2 侧向摩阻力变化规律
通过对锚杆内力的分析可知，锚杆侧摩阻在螺旋锚基础的整个受力过程中发挥着重要作用，如图15～图17所示，随着锚顶位移的增加，锚杆侧摩阻逐渐增大。这是由于螺旋锚在轴向压力作用下会发生向下的整体位移，土体与螺旋锚的接触面存在摩擦力，螺旋锚周边的土体会随着基础一同发生向下的压缩变形。随着压力的增大，土体的竖向压缩也随之增大，土体越来越密实并且对螺旋锚基础的挤压力也越来越大，锚杆的侧摩阻也随之增大。
关键词：螺旋锚;粉质黏土;现场试验;数值分析;极限承载力;受力性能
Abstract： In this paper， in order to study the mechanical performance of the screw anchor with large anchor pieces under vertical compressive load in silty clay， the differences of the methods to determine its ultimate bearing capacity based on the on-site static load test of the screw anchor have been discussed; Secondly， a refined finite element model considering the squeezing effect of the screw anchor on the surrounding soil has been established. And the numerical analysis results have been compared with the experimental findings to verify the rationality of the finite element model; Finally， based on the verified finite element model， the change pattern of the internal force and side friction resistance of the anchor within the depth range of the foundation under different load levels has been analyzed. The proportional relationship between the side resistance and the end resistance of the anchor plate to bear the load has been analyzed. The results show that the lg P-s method is suitable to determine the ultimate bearing capacity of the screw anchor foundation with large anchor pieces; The frictional resistance between the screw anchor and the soil increases with the increase of the downforce displacement. The frictional resistance of the area near the anchor plate fluctuates greatly due to the deformation of the anchor plate; The proportion of load shared by anchor pieces accounts for more than 75% of the load on the screw anchor foundation. The maximum difference in the load sharing ratio between the anchor pieces is about 6%， and the end resistance of the anchor foundation is negligible.
Keywords： screw anchor; silty clay; field tests; numerical analysis; ultimate bearing capacity; mechanical performance
螺旋锚基础是一种由螺旋锚和上部承台等构件组成，主要利用深层土体抵抗上部结构作用的锚固结构体。该基础以钢构件为主，施工工序少、施工简单，可显著减少或避免使用混凝土材料，从而极大程度上缩短施工周期。同时，螺旋锚施工时不必大范围开挖，地表破坏范围相对较小，环保效益明显，尤其对生态脆弱地区。此外，螺旋锚对土体的扰动小，能充分发挥原状土体固有强度，实现基础材料节省。鉴于螺旋锚基础的上述优点，工程中对其进行了一定的探索性应用[1-2]。2016年，巴西某500 kV双回线路工程中，针对软土地基采用单腿7根螺旋锚倾斜布置基础。在该项工程中，螺旋锚基础应用300余基，应用率超过50%。2017年，淄博齐林电力设计院有限公司在濟青高铁朱台牵引站供电工程（吴磨—朱台牵引站220 kV线路部分）对3基双回路直线塔采用螺旋锚基础，土质以粉质黏土和粉土为主。为了加速推进该基础在输电线路工程中的应用，国家电网公司于2018年设定了关于螺旋锚基础的多个试点工程，包括：平原黏性土地区，山东潍坊官亭（高密）500 kV变电站220 kV送出工程和淄博千乘至芦湖（至高清）220 kV线路工程;祁连山地草原环境地区，青海海北默勒至祁连110 kV线路工程。 为了对该基础类型提供理论支撑，较多学者对其受力性能等方面进行了一定的研究。目前，关于螺旋锚基础承载力的研究主要集中在抗拔性能方面，Demir等[3]对在黏土中的单锚进行室内拉拔试验，并且基于数值模拟对比分析不同埋深比对多锚片螺旋锚抗拔性能的影响规律。胡伟等[4]通过对处于中砂内的单叶片螺旋锚上拔试验研究，初步揭示了锚片表面土压力的分布规律。Wang等[5-7]对处于冻土中的螺旋锚基础上拔承载力进行了试验研究和数值分析，阐明螺旋锚几何尺寸对其抗拔性能的影响规律。张昕[8]详细归纳螺旋锚基础在上拔性能方面的研究成果，发现岩土的性质对螺旋锚上拔性能及破坏模式影响很大，并基于对螺旋锚上拔受力过程中周边土体（砂土）变形场的研究，阐明了螺旋锚上拔破坏的力学机理，建立了螺旋锚抗拔承载力计算模型，提出砂土中螺旋单锚上拔承载力的计算方法。而在实际工程中，螺旋锚除了承受上拔荷载之外，还要承受较大的竖向荷载。王希云[9]、邵康等[10]对砂质土地区中的三盘螺旋锚进行了竖向抗压承载力试验研究和数值模拟分析，论证了确定螺旋锚承载力取值方法的适用性，揭示了在竖向荷载作用下螺旋锚锚杆侧阻、锚片端阻以及锚杆端阻所占的比重，阐明了螺旋锚承载力随锚盘间距改变的变化趋势。对于其他土质中螺旋锚的抗压性能研究报道较少。
上述螺旋锚锚片的最大直径为300 mm。美国乔斯林公司曾生产螺旋锚叶片最大直径为395 mm，前苏联使用的最大锚片直径为460 mm，日本九州电力公司在TACSR工程中使用的螺旋锚基础锚片最大直径为420 mm。中国目前使用的螺旋锚锚片直径一般都在360 mm以下[11]。大錨片可以更大程度地提高该类型基础的承载力，但基于常规锚片提出的承载力判别条件，以及螺旋锚基础的破坏模式和相关参数对极限承载力的影响规律是否适用，需要进一步研究确定。笔者基于黏性土地区的多叶片大直径螺旋锚基础静载试验，对比讨论现有极限承载力判别条件的适用性;建立螺旋锚基础精细化有限元模型，通过与现场静载试验结果对比，验证有限元模型的合理性，在此基础上分析大叶片螺旋锚基础在竖向压力作用下锚杆侧阻、叶片端阻的荷载分担规律。
1 试验场地土层评价
试验场地在河南省驻马店市上蔡县蔡沟乡，该地区处于淮河冲洪积平原地带，地貌单一，地形平坦，地势开阔。现场静力触探发现，地层土质较均匀，从地表至31.5 m深度处以粉质黏土为主，黏土状态为可塑～硬塑，具中压缩性。土质呈褐黄、褐灰、灰黄等色，含铁锰氧化物，零星见小钙质结核与蜗牛壳碎片，夹粉土，其中，地表1.0～2.0 m为耕土，深度14.5～16.5 m范围内局部为粉土。试验中锚杆的埋深位于9～12 m，在锚杆的埋深范围内可以把周围的土质视为均匀分布的粉质黏土，土层物理性质指标以及力学性质指标见表1。
2 螺旋锚抗压静载试验与结果分析
2.1 试验概况
螺旋锚现场原位试验布置如图1所示，现场采用塔位处的灌注桩基础作为反力桩，螺旋锚1、3、5和7分为位于反力桩间约三等分点处。现场将反力梁与灌注桩上的预埋地脚螺栓相连，通过千斤顶向螺旋锚顶部施加压力，如图2所示。螺旋锚抗压静载试验采用快速荷载维持法，加载按照每级60 kN依次递增，每级加载保持10 min，加载至锚杆顶部竖向位移超过40 mm停止，卸载采用相同的方式。试验中采用压力表测定千斤顶油压来换算得到施加的荷载，千斤顶量程为5 000 kN，螺旋锚竖向位移通过安装在千斤顶下部的位移传感器测量。
对4个螺旋锚进行受压试验研究，其中1号为埋深9 m的两盘螺旋锚，具体尺寸如图3（a）所示。3号为埋深9 m的三盘螺旋锚，具体尺寸如图3（b）所示。5号为埋深12 m的两盘螺旋锚，加工尺寸同1号螺旋锚。7号初始设计为埋深12 m的3盘螺旋锚，但在钻入施工时由于土质较硬，当钻入约9 m时发现施工困难，现场临时改为埋深为9 m的三盘螺旋锚。螺旋锚锚盘和锚杆均采用Q345B级钢材。
2.2 试验结果
对于单锚受压，其锚顶荷载位移曲线如图4所示，整个受力过程主要可以分为3个区间：开始加载阶段曲线近似为线性变化，中间阶段曲线为非线性变化，最后阶段曲线再转变为近似线性变化。在卸载过程中，荷载位移曲线呈现非线性变化，且在相同荷载下对应卸载曲线的切线斜率大于加载曲线的切线斜率，说明卸载时螺旋锚周围土的回弹模量大于其初始弹性模量。
7号与3号均为3锚盘螺旋锚基础，埋深均为9 m。根据试验结果，7号承载力为3号承载力的1.15倍，而5号承载力位于两者之间，三者均大于1号螺旋锚。可见，单锚抗压承载力随锚盘数量的增加而增大，随埋深的增加而增大，3盘9 m的单螺旋锚基础抗压承载力与2盘12 m的单螺旋锚基础承载力相当。
2.3 极限承载力确定方法对比
螺旋锚在确定极限承载力时，均以锚杆端阻发挥程度作为判断的标准[12-13]。目前关于螺旋锚基础承载力常用的确定方法如表2所示，并根据对应的方法计算得出锚杆相应的极限承载力。由于研究对象均为大锚片螺旋锚基础，由前两种方法计算出在极限状态下对应的位移均比较大，基本都在60 mm以上，通过试验曲线无法得到对应的极限荷载。第3种方法首先将螺旋锚顶部荷载位移曲线处理为理想的lg P-s曲线，如图5所示，通过对曲线做切线，找出相应陡降变化线性段。将陡降变化的起始点作为螺旋锚的极限承载力，该方法确定的位移和极限承载力见表2。
2.4 极限承载力确定方法讨论与建议
通过上述针对极限承载力确定方法的对比发现，轴向压力作用下，由于锚片直径较大，基础锚杆侧摩阻力完全发挥时对应的位移与锚片直径的比值较小。如果仍然按照常规螺旋锚基础极限承载力判别条件，通过锚盘直径一定比例的位移对应的荷载作为承载力，则此时承载力会偏大甚至无法得到。可见，前两种方法不适用于大叶片螺旋锚基础。 第3种方法通过对处理后的曲线做切线，找到陡降段的起始点，如图5所示。该方法能够较合理地找到螺旋锚基础对应的极限状态，说明该方法适用于黏土地层中的大锚片螺旋锚基础。
3 静载试验数值模拟与结果分析
3.1 计算模型
利用有限元软件ABAQUS对螺旋锚进行竖向加载数值模拟，为了消除边界条件对计算结果的影响，计算模型中，土体水平范围取为锚盘直径的10倍，土体竖向范围取为螺旋锚埋入深度的2倍，如图6所示。根据实际试验条件，对土体底部约束3个方向的平移自由度，土体侧面约束水平两个方向的平移自由度。螺旋锚基础与土体建立接触，接触面的本构关系即为相互作用的力学模型，其中包括两个部分，分别是：接触面的切向作用和法向作用[16]。在模拟接触作用中法向使用硬接触模块“Hard Contact”，这种接触对于两个物体来说只有在压紧的状态下才会传递法向压力，并且保证限制住了穿透现象的发生;切向作用使用的是“Penalty”罚函数，允许发生弹性滑移变形，并且设定摩擦系数为0.14。
在对螺旋锚基础数值分析中，通常为了提高计算收敛效果，将螺旋盘简化成平盘进行计算[17-20]。为了充分验证锚盘形式对基础承载力的影响，在同样的边界条件和荷载作用下，分别对锚盘为螺旋状和平盘状的基础进行数值分析，对比压力荷载下计算结果的差异性，如图7所示。其中，在对螺旋锚盘与锚杆连接部分划分网格时，先对锚杆壁沿螺旋线进行切割，以绘制出高质量的网格。
通过对比平盘和螺旋盘两种不同形式螺旋锚基础下压分析结果发现，两者从变形到应力分布基本一致，唯有錨盘的应力分布形式存在差异，如图7所示。将两种螺旋锚的压力位移曲线与试验结果进行对比，如图8所示，两个数值模型的计算结果与试验结果吻合较好，并且两种模型之间的最大差异在3%以内。可见，锚盘的形式对螺旋锚下压承载力的影响不大。综合分析效率和整体吻合性，建议选择平盘锚代替螺旋锚作为数值分析模型。
3.2 参数选取
对于土体，摩尔库伦模型应用最为广泛，它不仅是在理论上更是在试验上反映出了土体的变形特性。而且，它的模型参数相对更容易确定，即依靠设定土的内摩擦角和黏聚力来确定土体的抗剪强度，可以较好地反映土体的受力特征。土体采用线弹性联合摩尔库伦弹塑性模型，具体土体参数详见表1。
对于锚杆，ABAQUS用连接给定数据点的一系列直线来逼近材料光滑的应力应变曲线，*PLASTIC选项中的数据将材料的真实屈服应力定义为真实塑性应变的函数，选项的第一个数据定义材料的初始屈服应力，塑性应变值应该为0。将钢材的本构关系选取为理想的弹塑性模型，相关参数见表3。
3.3 有限元模型验证
为了能够较准确地模拟螺旋锚基础在土中的受力情况，数值分析的第一步是进行地应力平衡。由于初始状态的土单元在重力作用下会发生较大的竖向压缩变形，在土与锚杆接触面上，由于相对滑动过大而造成计算难以收敛。为了提高计算效率，在地应力平衡计算中不激活接触面，以便较快且准确地得到初始地应力场。
为了能够较真实地模拟锚杆周边土体对其摩阻力，需要考虑螺旋锚钻入土的过程中对周边土体的挤压效应。地应力平衡分析完成之后，激活螺旋锚与土之间的接触面，但在此状态下锚杆与周围土的相互挤压力很小，此时，螺旋锚在竖向荷载作用下，其锚顶压力主要由锚盘承担，而锚杆上的侧摩阻力近似为0，显然不符合基础的实际受力状态。为了更加真实地模拟压力作用下的螺旋锚在土中受力情况，需要在接触面上设置初始挤压力。初始挤压力的施加通过螺旋锚与土接触面之间的过盈分析来实现，过盈量取锚轴的半径。
在完成上述两步分析之后，初始地应力场如图9所示。在此基础上，对螺旋锚顶部中心点施加位移荷载以模拟现场的加载过程，同时记录锚顶的反力，得到锚顶荷载位移曲线。将数值分析结果与试验结果进行对比，如图8和图10、图11所示，两者荷载位移曲线拟合较好，数值模型可靠。
4 竖向荷载下螺旋锚受力性能
数值分析结果与试验结果的对比验证了有限元模型的可靠性。采用数值分析方法分析不同等级荷载下螺旋锚轴力、侧摩阻力分布和荷载分担规律。
4.1 内力变化规律
基于有限元计算结果，提取锚杆沿纵向的轴力、剪力和弯矩，如图12～图14所示。通过对比分析可知，螺旋锚在轴向压力作用下，锚杆上的剪力和弯矩非常小，可忽略不计。
对于锚杆轴力，随着锚顶位移的增加，轴力图中的①区段斜率逐渐增大，说明随着施加荷载增加，锚杆侧摩阻力逐渐增大。同时，在不同锚顶位移对应下的螺旋锚基础的锚杆轴力在锚片附近均发生突变，说明锚片在螺旋锚基础的整个受力过程中均参与分担，即使初始加载时荷载和位移都很小。
如图12（a）中的区段②、13（a）中的区段②和③以及14（a）中的区段②所示，随着锚顶位移的增加该区段内的轴力图斜率也逐渐增加，说明锚片之间的锚杆侧阻对抵抗外部压力是有贡献的，并且与区段①保持着同样的规律，但是该区段轴力图的斜率要小于区段①。
如图12（a）中的区段③、13（a）中的区段④以及14（a）中的区段③所示，该部分的轴力在0附近，说明该区段以上的锚盘端阻力和锚杆侧摩阻基本上已经全都抵消掉了外部压力的作用，同时也说明了锚杆底部端阻在整个受力过程中几乎不发挥作用。
4.2 侧向摩阻力变化规律
通过对锚杆内力的分析可知，锚杆侧摩阻在螺旋锚基础的整个受力过程中发挥着重要作用，如图15～图17所示，随着锚顶位移的增加，锚杆侧摩阻逐渐增大。这是由于螺旋锚在轴向压力作用下会发生向下的整体位移，土体与螺旋锚的接触面存在摩擦力，螺旋锚周边的土体会随着基础一同发生向下的压缩变形。随着压力的增大，土体的竖向压缩也随之增大，土体越来越密实并且对螺旋锚基础的挤压力也越来越大，锚杆的侧摩阻也随之增大。