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软岩地基中大直径布袋桩抗拔试验研究

2015-12-14 278 0

核心提示：郭楠1，陈正汉1, 2，黄雪峰1, 2，杨校辉1（1. 兰州理工大学土木工程学院，甘肃兰州 730050；2. 后勤工程学院建筑工程系，重庆

郭楠¹，陈正汉^{1, 2}，黄雪峰^{1, 2}，杨校辉¹

（1. 兰州理工大学土木工程学院，甘肃兰州 730050；2. 后勤工程学院建筑工程系，重庆 400041）

　　摘要：西北地区深大基础工程日益增多，兼顾基础抗浮和耐久性问题的研究空白，借助西宁火车站综合改造工程，引入大直径布袋桩技术，有效解决了基础抗浮和耐久性问题；选择6根试桩进行了现场单桩抗拔载荷试验，最大加载量为9 060 kN；运用MATLAB软件分别拟合出3种抗拔极限承载力预测函数模型的曲线，同时运用PLAXIS软件对不同等级荷载桩-土位移进行模拟，并与实测的荷载-位移曲线对比分析。研究发现：双曲线和幂函数模型较适合此类抗拔桩极限承载力预测；本地区类似地基预测大直径缓变形抗拔桩极限荷载所需的极限位移标准应由0.030D减小为0.025D；仅根据土层的物理力学特征确定抗拔桩桩周土的极限摩阻力不够完善，至少还要考虑埋深不同对具有相似物理力学特征土层性质的影响。
　　关键词：布袋抗拔桩；极限承载力；预测模型；静载试验
　　1 引言
　　西北地区的深基础工程日益增多，相应的基础抗浮问题变得日益突出。相对于软土地基而言，本地区的地基条件相对较好，但是以往未被重视的强风化岩层，泥岩层与石膏岩层相互夹杂，节理裂隙发育，遇水极易软化，长时间暴露在空气中易崩解，强度大量丧失，导致地基土强度骤降^[1]；同时盐渍土在西北地区广为分布（特别是在甘宁青新等4个省区），其盐胀性、溶陷性、腐蚀性较强^[2]，对桩身混凝土和钢筋危害严重，特别是浸水溶陷后对桩产生负摩阻力而造成桩承载力降低^[3]。为了解决类似地基抗浮问题^[4]，亟待引入深厚层或夹硬层软土地区常用的布袋抗浮桩或抗浮锚杆技术^[5－8]，同时试图通过适当增大桩身直径解决抗浮问题。布袋起到隔离浆液体、形成较规则的注浆体的作用，而且形成排水通道，可加速土体的固结；但是布袋对抗拔桩侧摩阻力影响如何，这在西北地区尚无经验可寻。
　　另外，工程实践中，由于荷载装置、试桩费用、工程施工进度以及试验终止条件等限制，未能将试桩压至破坏，所得的荷载-变形曲线（即U-δ曲线）是不完整的，不能直接得到单桩极限承载力^[9]，这对了解和确定单桩的承载性能带来不便。如何利用已获得的桩基荷载-沉降实测数据，探索一种实用的桩基荷载性能的理论计算方法，合理预测单桩极限承载力，具有重要的现实意义。对此，国内外学者进行了大量理论和试验研究^[10－14]，提出了双曲线函数、指数函数、幂函数等多种数学模型预测方法。但是西北地区类似地基土中抗浮桩承载特性、设计施工要点可查文献匮乏，亟待解决根据实测数据选择合适模型、预测抗浮桩极限承载力等一系列重要问题。因此，本文借助西宁火车站综合改造工程项目，在不同位置进行了2组共6根布袋桩抗拔试验，采用3种常用函数模型预测了其极限承载力并利用PLAXIS软件分别对其进行数值模拟对比分析。
　　2 试验概况
　　西宁火车站综合改造的基坑工程是西北地区建设规模最大、深度最深、施工难度最大、历时最长的基坑群工程^[1]。本文试验在地下空间基坑和地铁西宁站基坑中进行，前者开挖深度为设计地面标高下-11～-16 m，后者开挖深度为设计地面标高下-27 m，均需考虑基础抗浮问题。
　　2.1 地层岩性
　　场区地层自上而下为：①杂填土（Q₄^me）、②卵石（Q₄^al）、②-1细砂、③强风化层（E）、④中风化层（E）、⑤微风化层（E），见表1。其中杂填土层下部以粉土为主，内含石膏颗粒，干强度低，韧性低；强风化层节理裂隙发育，遇水极易软化，长时间暴露在空气中易崩解。结合工程经验，土体基本参数见表1。另外，第三系泥岩石膏岩中

含量为314.6～177 470.8 mg/kg，

含量为53.2～24 815.0 mg/kg，pH值为7.05～8.94，含盐量为0.64%～28.04%，为强—超硫酸盐、亚硫酸盐、亚氯盐、氯盐盐渍土。对混凝土结构具强腐蚀性，对钢筋混凝土结构中的钢筋具强腐蚀性，场地土电阻率值为20～40 Ω·m，对钢结构具强腐蚀性。第三系石膏岩中K、Na离子含量为588.6～89 324.4 mg/kg，

离子含量为0.18%～25.70%，属强盐胀性。

表1 各土层物理力学参数

土层	层厚 /m	重度 /(kN/m³)	内摩擦角j/(°)	黏聚力c/kPa	桩土侧摩阻力 t/kPa
①杂填土	3.2	16	19	8	35
②卵石	3.0	21	40	5	150
②-1细砂	1.0	18	30	5	40
③强风化层	7.0	19	22	25	100
④中风化层	12.0	22	30	28	120
⑤微风化层	18.0	24	32	35	140

　　2.2 水质条件
　　场地含水层主要为卵石层，稳定水位埋深为2.8～4.5 m，属于第四系松散岩类孔隙潜水。强风化泥岩层中富含裂隙水。地下水由西南流向东北，季节性变化明显，年水位变幅为0.5～1.0 m左右，水量比较丰富。同时，第三系碎屑岩类裂隙孔隙水（石膏岩）中

含量为34 437.5～35 542.2 mg/L，

含量为148 712.75～167 075.85 mg/L，pH值为7.05，矿化度为29.5.0～32.5 g/L，地下水对混凝土结构具强腐蚀性，对钢筋混凝土结构中的钢筋在干湿交替作用下具强腐蚀性。因此，基础部分应采用特重防护措施。
　　2.3 试桩施工
　　在地下空间基坑中施工1^#～3^#试验桩，桩直径为800 mm，桩长为7 m，桩身混凝土设计强度等级C50，纵筋为22根HRB400级f40 mm螺纹钢筋；±0.00高程为2 213.636 m，桩顶高程为2 201.936 m，桩身周围为强风化、中风化岩层。在祁连路-互助路下穿隧道基坑中施工4^#～6^#试验桩，桩直径为1 000 mm，桩长为10 m，桩身混凝土设计强度等级C60，纵筋为22根HRB400级f40 mm螺纹钢筋；桩顶高程为2 202.70 m，桩身周围也为强风化、中风化岩层。
　　袋装混凝土桩施工工艺流程为：平整场地→施工放点→埋设护筒→复核桩位→钻机就位→钻进→清孔→制作及安装防腐布袋→制作及安装钢筋笼→安装导管→水下灌注混凝土→拆除护筒→处理桩头→桩头养护。设计对抗拔工程桩有防腐要求，试验桩桩周等桩体表面用防水防腐性能良好的二布一膜复合土工布袋材料包裹，隔离防蚀性物质浸入桩体，土工布袋依据设计桩长与桩径确定，袋长大于设计有效桩长为3 m以上、袋径大于设计桩径为100 mm，土工布成袋时缝边、缝口、缝接搭接宽度不小于200 mm。
　　2.4 抗拔试验
　　地下空间工程1^#～3^#桩设计最大加载为8 000 kN，祁连路－互助路下穿隧道工程4^#～6^#桩设计最大加载为8 500 kN。上拔力由锚桩及两个反力桩共同提供，采用两个500 t千斤顶并联将荷载分级施加至桩顶，上拔位移由4只分布对称、量程为50 mm的位移计测量，荷重及上拔变形直接通过JYC静力载荷测试仪显示和存储。单桩抗拔静载试验装置如图1所示。

图1 单桩抗拔静载试验装置示意图

　　根据规范^[15]，加、卸载采用慢速维持荷载法。分15～17级加载，第1次加两级荷载；卸载分3～5级。要求加、卸载时，荷载传递均匀、连续、无冲击，每级荷载在维持过程中的变化幅度不超过分级荷载的±10%。
　　3 试验结果分析
　　静荷载试验荷载-位移曲线的线型是桩身材料、桩周土破坏机制和破坏模式的宏观反映。图2给出了1^#～3^#桩的荷载-位移（U-δ）关系曲线图。由图可知，1^#、2^#试验桩U-δ曲线上出现了明显的拐点，属于陡降型。当荷载较小时，荷载-位移曲线基本表现为线性关系，随着荷载的进一步增大，位移急剧增大，进入破坏状态。1#试验桩最大加载量为6 800 kN，最大上拔量为65.68 mm，陡升起点对应荷载6 400 kN为其抗拔极限承载力，对应上拔量为14.35 mm，图3(a)中其上拔量随时间变化的δ-lgt曲线亦可说明极限抗拔力取值。同理，可确定2^#桩抗拔极限承载力为5 200 kN，对应上拔量为15.88 mm。3^#桩U-δ曲线加载至8 000 kN时，荷载-位移曲线仍未出现明显拐点，基本呈线性发展，δ-lgt曲线斜率未出现明显变化，考虑反力系统安全，停止加载，对应上拔量仅为6.69 mm，见表2。根据规范，当试验桩数≤3时，取承载力低值，取1^#～3^#桩抗拔试验低值5 200 kN为极限承载力。

图2 1^#～3^#桩荷载-沉降曲线

(a) 1^#桩δ-lgt曲线

(b) 2^#桩δ-lgt曲线

　　各试桩的最大上拔量及荷载值见表2。从表中可以看出，1^#、2^#试桩最大上拔量为65.68 mm，最大回弹率为21.45%，最大回弹量也较小，说明桩-土体系已超出弹性工作范围，进入破坏状态，3^#桩回弹率较大，说明其尚未达到破坏状态，桩顶位移是桩身混凝土变形产生的。

表2 各试桩实测沉降值

桩号	最大加载/kN	最大上拔量/mm	回弹率/%
1^#桩	6 800	65.68	21.45
2^#桩	5 600	55.80	19.61
3^#桩	8 000	6.69	32.77
4^#桩	8 500	7.50	42.10
5^#桩	8 500	6.25	38.40
6^#桩	9 060	10.24	41.89

　　4#～6#试验桩U-δ曲线如图4所示，均表现为缓变型，无明显陡降段，说明其均未达到极限破坏状态。由图5三根桩δ-lgt曲线易知，4#、5#试验桩在最大加载值8 500 kN作用下，桩身上拔量为7.50 mm和6.25 mm；6#试验桩在最大加载值9 060 kN作用下，也未达到极限破坏[15]，桩身上拔量仅为10.24 mm。根据规范，试桩试验结果极差不超过平均值的30%时，取4#～6#桩的平均值8 686 kN作为此桩型的单桩竖向抗拔极限承载力^[15－16]。从表2中可以看出，4#～6#试桩中最大上拔量为10.24 mm，最大回弹率为42.10%，回弹率较1#～3#桩大，说明其承载潜力较大，桩-土体系仍处于弹性工作状态。

图4 4^#～6^#桩荷载-沉降曲线

　　对比6根桩试验结果易知，4^#～6^#桩抗拔效果明显优于1^#～3^#桩。4^#～6^#桩停止加载时，位移较小，均未达到抗拔极限状态，U-δ曲线相似度较高，均有继续发展的趋势，故单桩竖向极限抗拔承载力应大于8 500 kN；但是1^#、2^#桩尚未达到设计承载力，即达到了破坏标准，破坏时上拔量不到0.02D（D为试桩直径），小于极限承载力对应极限位移

(a) 4^#桩δ-lgt曲线

(b) 5^#桩δ-lgt曲线

　　为0.03D^[16]，与文献^[12]的研究结论一致，3^#桩实际极限承载力有待进一步确定。虽然在同一场地内，但是其极限承载能力离散性较大，特别是1^#～3^#桩。究其原因，地下空间基坑位于地下水补给上游，基岩裂隙水比轨道交通基坑丰富，基坑大面积开挖至风化岩层后导致试验桩所在区域泥岩强度流失，桩-土界面摩阻力减小；另外，试验时正值西宁冬季，昼夜温差较大，或有不均匀冻胀和盐胀影响。实际工程中1^#～3^#桩泥岩风化严重区域，采用高压后注浆（桩身预埋注浆导管）有效解决了承载力问题，未施工区域布袋桩长均增加2 m。
　　4 极限承载力的预测
　　除1^#、2^#桩外，其余4根桩均未达到极限破坏状态，因此用常规方法无法确定其极限承载力。在前人数学模型预测方法研究的基础上^[9－10]，选择较适合预测抗拔桩极限承载力的双曲线模型、指数模型和幂函数模型，3种函数模型的函数关系如下：
　　双曲线模型函数关系为

　　指数函数模型关系为

　　幂函数模型关系为

　　式中：a、b、c、d为需要根据试验实测数据拟合的参数。根据试验结果，采用MATLAB软件编制相应程序，回归确定各函数模型中的参数，预测的抗拔桩极限承载力见表3。

表3 3种预测模型计算结果

桩号	函数模型型	模型参数	拟合精度	实测极限荷载 /kN	预测极限荷载/kN
桩号	函数模型型	模型参数	拟合精度	实测极限荷载 /kN
1^#	双曲线函数	a = 4 676, b = -0.672 3	0.990 9	6 400	6 363.6	6 473.8	6 549.3
	指数函数	a = 4.672e^-⁰⁰⁸, b = 0.003 096	0.948 2		6 096.6	6 168.6	6 227.5
	幂函数	a = -179.5, b = 20.82	0.945 3		6 340.0	6 408.0	6 465.0
2^#	双曲线函数	a = 2947, b = -0.5082	0.995 0	5 200	5 163.8	5 279.5	5 359.5
	指数函数	a = 4.011e^-⁰⁰⁵, b = 0.002 523	0.957 9		4 803.7	4 892.1	4 964.4
	幂函数	a = -115.3, b = 13.82	0.952 7		5 133.8	5 217.4	5 286.7
3^#	双曲线函数	a = 1608, b = -0.058 18	0.993 3		13 324.5	14 864.1	16 104.7
	指数函数	a = 0.9193, b = 0.000 262 8	0.946 7		11 719.5	12 568.6	13 262.3
	幂函数	a = -9.34, b = 1.255	0.996 3		15 544.6	18 569.4	19 427.9
4^#	双曲线函数	a = 2182, b = -0.127 8	0.972 4		12 272.2	13 003.6	13 541.6
	指数函数	a = 0.670 4, b = 0.000 294 2	0.936 5		11 541.9	12 300.3	12 920.0
	幂函数	a = -12.53, b = 1.61	0.988 1		15 418.3	17 710.5	19 834.0
5^#	双曲线函数	a = 2811, b = -0.175 7	0.991 9		12 454.6	13 032.0	13 447.6
	指数函数	a = 0.661 5, b = 0.000 267 6	0.959 9		12 739.1	13 527.9	14 254.3
	幂函数	a = -13.03, b = 1.644	0.999 3		17 120.2	18 609.0	19 908.2
6^#	双曲线函数	a = 277 2, b = -0.211 7	0.992 2		10 592.3	11 013.1	11 312.7
	指数函数	a = 0.996 5, b = 0.000 164 1	0.998 1		10 375.6	11 988.3	12 284.1
	幂函数	a = -17.69, b = 2.196	0.997 9		12 329.3	13 647.9	14 829.5

　　由表2可以看出，3种函数的拟合精度都比较高，说明所选3种模型均能较好地反映布袋抗拔桩的荷载-位移关系，其中通过1^#、2^#桩可知，双曲线函数和幂函数较接近实测极限荷载。随着假定极限位移的增大，预测极限荷载增大，但是当极限位移为0.025D时，预测极限荷载与实测极限荷载更为接近，特别是幂函数模型，若以0.03D控制则偏于危险，建议本地区类似地基预测缓变形抗拔桩极限荷载所需的极限位移标准应当由0.03D减小为0.025D。因此，可预测4#桩极限荷载为17 710 kN，5^#桩极限荷载为18 609 kN，6^#桩极限荷载为13 648 kN，同理，根据规范，当试验桩数≤3时，取承载力低值，故可预测4^#～6^#桩极限承载力为13 647 kN。
　　5 数值模拟
　　采用PLAXIS软件分别对2^#、6^#桩进行数值模拟分析，模型尺寸取10 m×20 m。桩的本构模型为线弹性，土体的本构模型为摩尔-库仑模型。计算得出不同荷载条件下布袋桩的抗拔承载力。限于篇幅，仅给出2^#桩加载至3 000 kN时及6^#桩加载至11 000 kN时相应的竖向位移云图，如图6所示，其荷载-位移关系分别见图2和图4。
　　由图2和图4荷载-位移曲线可以看出，模拟结果和实测结果较为一致，通过对比其他不同荷载等级下，桩-土位移分布云图可以发现，与图6(a)类似，随着上拔力增大，桩周土体位移由上至下、由内至外呈“U”型外扩。分析认为，加载初期抗拔桩轴向弹性压缩使桩-土产生相对位移，进而产生桩侧阻力，而竖向荷载克服侧阻力沿桩身向下传递，桩顶荷载在传递过程中，上部和下部土层侧摩阻力的发挥是一个异步的过程，上部土层侧阻力先于下部发挥，随荷载增加，下部土层的侧阻力逐步被激发。究其原因，一方面是由于下部土层较上部更为坚硬密实（见表1），具有较大的界面黏结强度，上部局部岩层风化后侧摩阻力降低；另一方面，深层土对桩侧面产生较大正压力，故桩-土侧阻力较大，位移较小。因此，仅根据土层的物理力学特征确定抗拔桩桩周土的极限摩阻力仍然不够，至少要考虑埋深不同对具有相似物理力学特征土层性质的影响。

(a) 2^#桩加载3 000 kN时桩-土位移分布

(b) 6^#桩加载11 000 kN时桩-土位移分布
图6 不同荷载下桩-土位移

　　6 结论
　　（1）首次在西北地区引入布袋抗拔桩，有效解决了深大基础抗浮和耐腐蚀问题。相对西北地区少量小吨位抗拔实测数据，本文的大吨位抗拔试验积累了宝贵的现场资料，为从深层次研究深大基础布袋抗浮桩承载性状，提供了重要的参考依据。
　　（2）1^#～3^#桩中2根试桩加载至破坏，确定极限抗拔承载力为5 200 kN；4^#～6^#桩单桩竖向极限抗拔承载力大于8 500 kN。建议西北地区类似地基预测大直径缓变形抗拔桩极限荷载所需的极限位移标准由0.03D减小为0.025D。
　　（3）选择双曲线函数、指数函数、幂函数3种非线性预测函数模型，采用MATLAB软件预测试桩的极限承载力，3种函数拟合精度均大于0.90，为西北地区无法加载至破坏的静载试验提供了预测思路和模型。
　　（4）运用PLAXIS软件对不同等级荷载下桩-土位移进行模拟分析，发现仅根据土层的物理力学特征确定抗拔桩桩周土的极限摩阻力不够完善，至少要考虑埋深不同对具有相似物理力学特征土层性质的影响。
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（本文摘自第十二届全国桩基工程学术会议论文集）

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