黃河下游沖積地層高壓旋噴錨索拉拔特性研究*

邵廣彪, 孟 超, 邢又家, 韓健勇

(1 山東建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，濟南 250100；2 山東建筑大學(xué) 建筑結(jié)構(gòu)加固改造與地下空間工程教育部重點實驗室，濟南 250101；3 濟南金曰公路工程有限公司，濟南 250014)

0 引言

濟南新舊動能轉(zhuǎn)換起步區(qū)(簡稱濟南起步區(qū))總面積約798km2,是繼雄安新區(qū)起步區(qū)后的全國第二個起步區(qū)。濟南起步區(qū)位于黃河下游沖積平原地貌單元[1],具有典型的沖積地層工程地質(zhì)條件,地層結(jié)構(gòu)一般為軟可塑的粉質(zhì)黏土、粉土、粉砂,承載力偏低,深基坑開挖范圍內(nèi)土體結(jié)構(gòu)性差,屬于高靈敏性土,普通錨桿施工時易出現(xiàn)難成孔、坍孔、水土流失等情況,地層不能達到錨固承載力設(shè)計值。高壓旋噴錨索由普通錨索與旋噴技術(shù)相結(jié)合發(fā)展而來,施工時摒棄先成孔、下放錨索后再注漿的傳統(tǒng)工藝,利用鉆桿成孔時同時帶入錨索,后退鉆桿時進行高壓旋噴來加固錨固段土層,既避免錨桿孔坍縮又有效增大錨固體直徑,較好地解決了富水敏感性地層錨桿施工問題。

作為一種較新型的巖土錨固技術(shù),高壓旋噴錨索可以應(yīng)用于多種土層,如蔣忠銀等[2]與張興[3]分別通過成孔直徑試驗與蠕變試驗研究了高壓旋噴錨索在軟土深基坑中的應(yīng)用,指出噴射壓力、鉆進速度、噴嘴孔徑是確保錨索錨固段直徑的關(guān)鍵參數(shù);王國輝等[4]研究了高壓旋噴錨索在淤泥質(zhì)地層基坑中的應(yīng)用,大直徑旋噴錨索能夠有效降低錨固體與土體之間的應(yīng)力水平,顯著降低錨索蠕變量,較好地控制基坑位移。在拉拔特性及受力機理方面:于得水[5]研究了黃土基坑中旋噴錨索的工作性狀,對旋噴錨索荷載傳遞機理及力學(xué)性狀影響因素進行了分析;李美梅[6]通過有限元模擬與現(xiàn)場張拉試驗,驗證了高壓旋噴錨索在控制位移及預(yù)應(yīng)力損失方面效果較好;賈曉風(fēng)[7]通過現(xiàn)場拉拔試驗,認為高壓旋噴錨桿直徑大小對其自由段承載力具有一定影響;郭剛等[8]通過引入承載比概念,認為應(yīng)以增加錨固段直徑方式尋求更高承載比與極限承載力;何江飛等[9]通過試驗得出黃土地層旋噴錨索承載力可達普通錨索的2～3倍;路威等[10]分析了旋噴錨索錨固體直徑、土的物理狀態(tài)和旋噴施工參數(shù)之間的關(guān)系,提出了錨固體直徑理論計算公式。

綜上所述,高壓旋噴錨索已有較多的工程應(yīng)用,關(guān)于其在不同地層的性能研究也取得一定進展,但針對其在黃河下游沖積平原這一典型地層中的性能研究較少,該地層條件下高壓旋噴錨索的側(cè)摩阻力分布及荷載傳力機制尚不明確,對其實際承載性能認識仍有不足;現(xiàn)行規(guī)范《高壓噴射擴大頭錨桿技術(shù)規(guī)程》(JGJ/T 282—2012)[11]中對高壓旋噴錨索施工過程要求較高,實際工程大多采用一次成錨工藝,難以達到此規(guī)范中的擴體要求,因此規(guī)范中高壓旋噴錨索的極限承載力計算方法尚需完善?；谏鲜鲆蛩?本文在黃河下游沖積地層,展開現(xiàn)場高壓旋噴錨索拉拔試驗,并對該錨索進行拉拔試驗的精細有限元分析,研究其荷載-變形規(guī)律、側(cè)摩阻力分布特點及承載力發(fā)揮機理,提出更合理的極限承載力計算方法。

1 現(xiàn)場試驗

1.1 工程概況

試驗場地位于濟南起步區(qū)黃河大道城市快速路地下隧道,地下隧道寬度30～62.5m,長約4km,全部采用明挖法施工,基坑采用支護樁-高壓旋噴錨索支護形式。

快速路隧道基坑7-7、8-8支護剖面見圖1,基坑開挖深度分別為11.3、12.6m,,錨索由自由段和錨固段組成,錨固段全長采用高壓旋噴技術(shù)進行擴體。

圖1 基坑支護剖面圖

選擇第二排錨索進行拉拔試驗,試驗錨索錨固段均位于粉質(zhì)黏土,局部含粉土夾層,屬于黃河沖積平原典型地層。試驗錨索設(shè)計參數(shù)見表1,施工采用P.O42.5級普通硅酸鹽水泥,錨固體水泥摻量40%,設(shè)計強度為20MPa。錨索筋體采用2根1×7-1860級鋼絞線,其抗拉強度標準值為1 860MPa。錨固段進行高壓旋噴施工時送漿泵壓力不低于20MPa,旋噴段施工速度不大于0.45m/min,錨固體直徑不小于400mm。

表1 試驗錨索參數(shù)

1.2 地層特性

該工程場地位于黃河北岸約2.0km,屬于典型黃河沖積平原(黃泛區(qū)),黃河下游沖積平原地層具有沉積時間短、結(jié)構(gòu)疏松、易液化、高靈敏性等特點。地層20m深度范圍主要為第四系全新統(tǒng)沖洪積成因的粉質(zhì)黏土、粉土、粉細砂,地層表層為填土。其中主要地層情況如下:③黏土(Q4al)黃褐色,可塑,無搖振反應(yīng),光澤反應(yīng)強,干強度及韌性高,多夾薄層粉土;③-1粉土(Q4al)褐黃色,稍密,很濕,搖振反應(yīng)迅速,無光澤反應(yīng),干強度及韌性低;⑤粉質(zhì)黏土(Q4al)灰黃色,可塑,有光澤反應(yīng),干強度及韌性中等,局部夾薄層粉土;⑤-1粉土(Q4al)褐黃色,中密,很濕,搖振反應(yīng)迅速,無光澤反應(yīng),干強度及韌性低;⑤-2粉砂(Q4al)褐黃色,中密,飽和;⑥粉質(zhì)黏土(Q4al+pl)黃褐色,可塑,有光澤反應(yīng),干強度及韌性中等,多夾薄層粉土。場區(qū)地層參數(shù)見表2。

表2 場區(qū)地層參數(shù)

場地地下水屬第四系孔隙潛水,主要補給來源為大氣降水入滲及地下徑流側(cè)向補給,地下水穩(wěn)定水位埋深為3.9～7.0m,相應(yīng)標高為18.25～19.05m。

1.3 試驗方案

試驗共選取兩組高壓旋噴錨索,第一組1#～5#錨索,位于7-7支護剖面,其中1#、2#和3#～5#錨索分別位于隧道基坑北側(cè)和南側(cè);第二組6#～8#錨索位于8-8支護剖面,位于基坑南側(cè)并鄰近3#～5#錨索位置;其中1#、2#先行施工和進行拉拔試驗,3#～8#錨索后期同時施工和開展拉拔試驗。

試驗依據(jù)《高壓噴射擴大頭錨桿技術(shù)規(guī)程》(JGJ/T 282—2012)有關(guān)規(guī)定,采用油壓千斤頂分級加荷,位移由百分表量測。試驗初始荷載取錨索承載力特征值的10%,分級加荷值取錨索承載力特征值的50%、75%、100%、120%、135%、150%。每級荷載的穩(wěn)定時間不小于5min,最后一級荷載的穩(wěn)定時間為10min。

設(shè)計方案中第一、二組錨索錨固段長度分別為6.5m和11m,荷載標準值分別為193kN與397kN,最大拉拔荷載分別為290kN與600kN,現(xiàn)場加載試驗見圖2。

圖2 現(xiàn)場加載試驗

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 荷載-位移曲線分析

對試驗數(shù)據(jù)進行整理與分析,繪制1#～8#高壓旋噴錨索的荷載-位移曲線,如圖3所示。

圖3 試驗錨索荷載-位移曲線

由圖3(a)第一組錨索試驗結(jié)果可以看出:1)加載至145kN時,4#錨索發(fā)生破壞,其余錨索加載直至最大荷載時均未破壞,說明該地層旋噴錨索現(xiàn)場施工質(zhì)量存在一定缺陷,需要嚴格按照施工參數(shù)進行操作。2)在荷載標準值與最大荷載作用下的平均位移:1#、2#錨索分別為10.87、24.83mm,3#、5#錨索分別為21.37、43.89mm,兩者荷載-位移曲線有明顯差異。這是因為北側(cè)錨索施工時未到雨季,而南側(cè)錨索施工時正值雨季,地下水位上升3～4m,錨索旋噴過程中返漿比重過大,土體損失較重,導(dǎo)致錨固段側(cè)摩阻力下降所致。相同荷載作用下位移增加約50%,由此可見高壓旋噴錨索擴體施工質(zhì)量對承載力影響較大。

由圖3(b)可以看出:第二組錨索在荷載標準值與最大荷載作用下平均位移分別為25.89、52.93mm,相較于第一組錨索,第二組錨索錨固段長度增加了70%,荷載標準值卻增加一倍,最大荷載作用下位移已超過50mm,接近拔出破壞狀態(tài)。因此增加錨固段長度只能在一定范圍內(nèi)有效提高錨索抗拔承載力,且荷載標準值過大可能導(dǎo)致錨索拔出量及基坑側(cè)移較大。

2.2 荷載-增量位移曲線分析

為進一步認識高壓旋噴錨索拉拔受力特性,基于試驗數(shù)據(jù)繪制荷載-增量位移曲線,如圖4(a)、(b)所示。由圖4(a)、(b)可以看出,高壓旋噴錨索拉拔荷載與增量位移為非線性關(guān)系,隨著荷載的增大,增量位移呈現(xiàn)出“增大-緩降-平穩(wěn)-緩增-陡降”的變化規(guī)律。

圖4 試驗錨索荷載-增量位移曲線

圖4(c)為文獻[12]預(yù)應(yīng)力錨索拉拔試驗的荷載-增量位移曲線,該錨索錨固體位于碎石及強-中風(fēng)化地層。由圖4(c)可見,在拉拔試驗中后期錨索荷載-增量位移曲線呈現(xiàn)由緩增到陡增的變化規(guī)律,即隨荷載增大位移增加速率不斷加大直至破壞。

由圖4可以看出,高壓旋噴錨索增量位移變化規(guī)律與文獻[12]預(yù)應(yīng)力錨索有顯著區(qū)別,在拉拔試驗中后期,增量位移依然平穩(wěn),緩慢增加達到峰值后又迅速下降。分析此現(xiàn)象原因為錨索承載力除錨固段側(cè)阻外,大直徑錨固體端阻也可發(fā)揮作用,并隨位移加大,錨固體端頭土體受壓而端阻不斷提高,故試驗中后期增量位移依然保持較穩(wěn)定的變化,具有較強的抗拉安全冗余度。

3 數(shù)值模擬分析

3.1 模型參數(shù)及建立

基于ABAQUS軟件,選用第一組試驗錨索中的單根參數(shù)進行高壓旋噴錨索拉拔特性數(shù)值計算,其錨固段基本位于⑤粉質(zhì)黏土層。本次進行單根旋噴錨索拉拔試驗過程模擬,考慮錨索左右對稱性建立二分之一模型,為消除邊界影響[13],模型長、寬高、分別為30、10、25m。鋼絞線、錨固體、土體均采用實體單元模擬,并對鋼絞線、錨固體及鄰近土體單元進行精細劃分,共計58 140個單元。錨固體與土體和鋼絞線分別設(shè)置接觸面單元,接觸單元設(shè)置主從界面,切向行為設(shè)置為Penalty(罰),法向行為設(shè)置為Hard Contact(硬接觸)。模型底面為固定邊界,頂面為自由邊界,側(cè)面為固定單向垂直邊界。

土體本構(gòu)模型選擇Mohr-Coulomb模型,錨固體和鋼絞線采用理性彈性本構(gòu)模型,荷載施加于鋼絞線端頭,方向平行于錨索軸線向外,通過降溫法施加預(yù)應(yīng)力。表3為材料力學(xué)參數(shù),圖5為有限單元劃分及錨桿自由段與錨固段相交處局部放大圖。

表3 材料力學(xué)參數(shù)

圖5 有限元網(wǎng)格

3.2 荷載-位移曲線分析

對數(shù)值計算結(jié)果進行整理和對比分析,見圖6。由圖6(a)可見,數(shù)值計算與試驗兩種方法的荷載-位移曲線大致相同,最大加載時計算位移與試驗平均位移僅相差2.61mm,約占試驗平均位移最大值的7.5%,驗證了計算模型的正確性。

圖6 數(shù)值計算和試驗的荷載-位移曲線對比

在錨索處選取8個位置點,分別得到各點荷載-位移曲線,如圖6(b)所示,其中10m位置為錨索自由段底部,即與錨固段交接處。由圖6(b)可知:自由段位移約占總位移的58%,錨固段整體位移約13mm,錨固段前段2～3m范圍位置位移約2.1mm,錨固體中后段位置位移基本一致,表明錨固段側(cè)摩阻力與端阻力同時發(fā)揮作用。

3.3 側(cè)摩阻力傳遞機制分析

加荷至錨索極限承載力,對各級荷載側(cè)摩阻力計算結(jié)果進行整理,得到8級荷載作用下側(cè)摩阻力沿錨固段長度的分布狀態(tài),如圖7所示。分別計算荷載為145、193、290、372kN時錨固段每米平均側(cè)摩阻力占比,結(jié)果見表4。

表4 不同荷載下錨索錨固段每米平均側(cè)摩阻力占比

圖7 側(cè)摩阻力沿錨固段長度分布狀態(tài)

由圖7可以看出:1)加荷至145kN時,錨索處于彈性階段,側(cè)摩阻力峰值位于錨固段端口,但未達到彈性階段的最大值,說明彈性極限承載力高于145kN,側(cè)摩阻力沿錨固段長度方向逐漸減小為0,主要集中在錨固段前2m內(nèi);2)隨著荷載加大,錨索進入彈塑性階段,側(cè)摩阻力分布不均勻,先增后減,峰值大小相似,最大變化范圍不到10%,峰值位置逐漸向錨固段底部移動,錨固段塑性區(qū)變長;3)隨荷載加大,錨固段端頭側(cè)摩阻力逐漸降低,加荷至372kN時,降低為0,說明錨索產(chǎn)生局部破壞,進入殘余變形階段,此時達到極限承載力。

隨荷載增大,旋噴錨索錨固段從全長彈性到局部塑性再到局部破壞,與張雄等[14]關(guān)于錨索錨固段力學(xué)傳遞解析模型階段劃分基本一致。在施加荷載至極限荷載的40%前,側(cè)摩阻力均處于彈性階段;由表4見,加荷至荷載標準值時,側(cè)摩阻力僅分布于錨固段前段4m范圍內(nèi);之后,側(cè)摩阻力峰值由錨固段端口向后傳遞至錨固段2.1m處,并達到極限承載狀態(tài),側(cè)摩阻力沿錨固段全長分布,但錨固段前段4m范圍的側(cè)摩阻力約占86.9%,后段2.5m范圍的側(cè)摩阻力僅占13.1%,因此高壓旋噴錨索錨固段長度可進一步優(yōu)化。

3.4 端阻力承載機制分析

錨索截面面積差越大在受荷時可提供端阻力越大,高壓旋噴錨索擴大了錨固體直徑超出自由段直徑一倍以上。計算得到不同拉拔荷載作用下的錨固段端承面的端阻力值,如圖8所示。

圖8 荷載-端阻力曲線

由圖8可見:加載不大于145kN時,隨荷載的增大端阻力呈近似線性增大,此時錨索處于彈性階段;在錨索進入彈塑性階段時,錨固段前端進入塑性區(qū),將端承面前端土體擠壓密實,并產(chǎn)生局部塑性區(qū),端阻力變化速率加大;隨錨固段塑性區(qū)不斷向后擴展,端承面前端土體塑性區(qū)范圍得到調(diào)整,端阻力變化速率明顯降低;在加載期間,隨荷載增大,端阻力總體保持穩(wěn)定增長,直至錨索破壞,端阻力仍可繼續(xù)發(fā)揮作用,說明隨著拉拔荷載增大,端承面前端土體受壓密實,錨索端部承載力也隨之增大,這與本文圖4相符,即試驗中后段錨索依然保持較穩(wěn)定的位移變化。

文獻[15]分析了擴體錨桿端面受力特點,指出土體為擴大頭端面正壓力提供的抗拔力是錨索承載力重要組成部分,但未分析該端阻力與總承載力的比例關(guān)系。根據(jù)計算結(jié)果,本工程加載期間,在錨索進入彈塑性階段前,側(cè)摩阻力承擔(dān)荷載占比平均約為70%,端阻力承擔(dān)荷載占比平均約為30%;在錨索進入彈塑性階段后,側(cè)摩阻力與端阻力承擔(dān)荷載比例產(chǎn)生一定波動,端阻力承擔(dān)荷載占比最大增至35%。除上述局部波動外,隨著荷載增大,端阻力承擔(dān)荷載占比總體上呈線性增長趨勢,并與側(cè)摩阻力共同承擔(dān)荷載。

4 高壓旋噴錨索極限承載力計算方法

根據(jù)擴體錨索受力特點,其承載力可由3部分組成[15],分別為非擴體錨固段側(cè)摩阻力、擴體錨固段側(cè)摩阻力和擴體錨固段端阻力,本工程未設(shè)計非擴體錨固段,則承載力僅有后兩項組成。

4.1 旋噴錨固段摩阻力計算

旋噴錨索側(cè)摩阻力一般是根據(jù)《高壓噴射擴大頭錨桿技術(shù)規(guī)程》(JGJ/T 282—2012)查表確定單位側(cè)摩阻力值,然后將其與側(cè)表面積相乘得到,該方法難以準確反映錨固段受力機理,也未考慮錨固段端阻力對側(cè)摩阻力的影響。英國標準BS 8081∶2015[16]采用錨固段所在土層不排水抗剪強度作為設(shè)計粘結(jié)強度,該值與相應(yīng)部位土體應(yīng)力狀態(tài)相關(guān),用于計算擴體錨固段承載力較為合理[17]。

文獻[18]基于模型試驗及理論計算得出,擴體錨固段的端阻力可以減緩側(cè)摩阻力的衰減,使側(cè)摩阻力出現(xiàn)峰值更晚,驗證了端阻力的存在對側(cè)摩阻力具有增強效果,提出在進行錨固段側(cè)摩阻力計算時乘以增強系數(shù)λ=(1.10～1.25)。高壓旋噴一次成錨施工時未能充分清孔與擴孔,擴體直徑受土體參數(shù)和施工工藝影響較大,擴體截面不規(guī)則,故本文計算時增強系數(shù)取為1.1。

文獻[10]基于旋噴擴孔的物理過程,在分析錨固體直徑與土的物理狀態(tài)和旋噴施工參數(shù)之間的關(guān)系的基礎(chǔ)上,提出了一種便于實際應(yīng)用的旋噴錨桿擴體直徑計算公式[10]:

(1)

4.2 端阻力計算方法

文獻[19]對比了五種不同錨桿極限承載力計算模式,認為彈性理論計算方法適于承載力要求不高的情況,尤其是粉質(zhì)黏土地層其計算結(jié)果偏于安全。彈性理論方法基于擴體段端部土體屈服破壞模式,假定土體為彈塑性體、灌漿體為彈性體,通過微單元及平衡方程,給出了端阻力理論公式[20],該計算方法與本文數(shù)值計算方法基本一致,端阻力計算公式如下:

(2)

式中:A為錨桿擴體段端頭有效截面面積,A=π(D2-d2)/4;γ為土體重度;σP為錨桿擴體段前端土體的作用力;Kp為錨桿擴體段前端被動土壓力系數(shù);h0為錨桿擴體段埋置深度。

4.3 高壓旋噴錨索承載力計算

基于4.1和4.2節(jié)的研究,對于一次成錨高壓旋噴錨索極限承載力,本文計算公式如下:

(3)

式中:cu為有效黏聚力;L為錨索錨固段長度。

將本文計算法與另外兩種計算方法進行對比分析,另外兩種方法分別為:《高壓噴射擴大頭錨桿技術(shù)規(guī)程》(JGJ/T 282—2012)法(簡稱規(guī)范法),基于Boussinesq位移解推導(dǎo)的計算法[21](簡稱Boussinesq法)。

規(guī)范法計算公式如下:

(4)

式中:Tuk為錨桿承載力極限值;D1為錨桿鉆孔直徑;D2為擴體錨固段直徑;Ld為普通錨固段計算長度;LD為擴體錨固段長度;fmg1為普通錨固段注漿體與土層間摩阻強度標準值;fmg2為擴體錨固段注漿體與土層間摩阻強度標準值;PD為錨固段前端面抗壓強度值。

Boussinesq法計算公式如下:

(5)

式中:Pu為錨桿承載力極限值;D為錨桿錨固段直徑;τu為土體抗剪強度極限值;μ為土體的泊松比;E為土體彈性模量;Ea為錨固段換算彈性模量。

對7-7支護剖面試驗錨索,選取土體參數(shù)、施工參數(shù)及相關(guān)規(guī)程經(jīng)驗值,采用不同計算方法進行承載力的計算,結(jié)果見表5和圖9。

表5 不同方法高壓旋噴錨極限承載力計算對比

圖9 極限承載力組成對比

由表5和圖9可見:1)Boussinesq法、數(shù)值計算法及本文計算法所得高壓旋噴錨極限承載力基本一致,而規(guī)范法相比此三種方法所得的極限承載力偏大約26.9%,過高估計的極限承載力為基坑安全帶來隱患;2)規(guī)范法所得的側(cè)摩阻力約為本文計算法的88%,主要是忽略錨固段端阻力增強效應(yīng)以及擴體直徑計算與單位側(cè)摩阻力選取不同導(dǎo)致的;3)規(guī)范法所得的端阻力占比達51.6%,這與錨固段前端面抗壓強度取值有關(guān),本文計算法及數(shù)值計算法中端阻力占比分別為29.7%和32.3%,因此在黃河下游沖積平原高靈敏度地層,應(yīng)注意旋噴錨索端阻力在承載中發(fā)揮作用較低的實際特點。

5 結(jié)論

基于深基坑工程高壓旋噴錨索現(xiàn)場拉拔試驗和單根旋噴錨索ABAQUS有限元計算分析,研究了典型黃河下游沖積地層中高壓旋噴錨索的拉拔特性和承載力計算方法,得到以下結(jié)論:

(1)高壓旋噴錨索后段在拉拔試驗中位移增量依然平穩(wěn),其承載力除錨固段側(cè)摩阻力有貢獻外,錨固體端阻力也發(fā)揮作用,并隨端承面前端土體不斷受壓而提高,故錨索荷載-位移曲線相對平滑,具有較強的抗拉安全冗余度。

(2)高壓旋噴錨索進入彈塑性狀態(tài)后,其側(cè)摩阻力峰值由端部向后逐漸傳遞,達到極限承載狀態(tài)時錨固體前段4m范圍的側(cè)摩阻力約占86.9%,故高壓旋噴錨索錨固段長度可進一步優(yōu)化。

(3)高壓旋噴錨索承載力由側(cè)摩阻力與端阻力組成,端阻力隨錨固段前方土體受壓密實、塑性區(qū)擴大而不斷增大,為更好研究側(cè)摩阻力與端阻力在承載中發(fā)揮的作用,本文提出一種旋噴錨索極限承載力計算方法,并通過對比分析驗證了其合理性。