基坑支护中旋喷搅拌加筋斜桩锚承载破坏机理研究

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基坑支护中旋喷搅拌加筋斜桩锚承载破坏机理研究

曹立梅1， 王志博2， 赵亮平3

(1.郑州升达经贸管理学院， 河南 郑州　451191；　2.河南理工大学 万方科技学院， 河南 郑州　451400；　3.郑州大学 土木工程学院， 河南 郑州　450002)

[摘　要] 在公路工程项目建设过程中，基坑的应用越来越多。作为一种新型基坑支护结构，旋喷搅拌加筋斜桩锚可大副度提高单位长度锚索的承载能力，有效降低锚索的设计长度，避免因锚索承载能力设计过长而对周边环境造成影响，具有良好的推广应用前景。为了深入研究其承载破坏机理，通过建立和推导旋喷搅拌加筋斜桩锚的力学模型和计算公式，并结合工程实例验证该计算理论与公式的合理性。研究成果可以为该支护结构的工程设计研究人员提供有益参考。

[关键词] 基坑支护； 旋喷搅拌加筋斜桩锚； 力学模型； 承载破坏机理

0　前言

随着国家经济发展水平的不断提高，城市化进程的加速带动了地下空间的发展，开发和利用地下空间已经成为当今社会城市建设发展的重点。地下空间的开发为基坑支护技术的发展提供了机遇，也带来了新的挑战。在公路工程项目建设过程中，深基坑的应用越来越多，为了保证基坑开挖的安全性，需要在实际施工中采取有效的支护技术措施。公路工程基坑支护的质量优劣，不但关系着基坑的整体稳定性，而且还与施工安全息息相关。城市基坑工程往往处于城建工程和人口住宅比较密集的地区，采取何种经济有效的支护手段，并能保证工程建设的安全，成为广大工程设计人员研究的重点。目前，技术成熟且被广泛应用的基坑支护结构多是基于柔性支护理论而产生的竖向挡土墙结构或者水平斜向支撑结构。但随着基坑的面积和深度的增加，采用传统的支撑支护结构带来了诸如大跨度削弱支撑整体刚度、基坑产生较大变形、限制土方开挖进度，增加工程投入成本等一系列不利影响。在这种背景下，一种集经济性、安全性于一体的新型支护结构：旋喷搅拌加筋斜桩锚(Reinforced Inclined Pile Anchor with Rotary Jet Mixing，以下简称RIIPA-RJM)支护结构应运而生[1-5]。

RIIPA-RJM支护方案，可大副度地提高单位长度锚索的承载能力，有效降低锚索的设计长度，避免因锚索承载能力设计过长而对周边环境造成影响；现场施工时，在软土地层锚固支护孔内预埋植入钢绞线，然后通过高压注浆法沿锚索成孔方向形成斜向旋喷搅拌桩，等到旋喷斜桩内注浆凝固至设计强度时，工程人员通过外部的张拉锁定装置施加预应力形成RIIPA-RJM支护机构。相比于传统支护方式，这种新型锚索支护结构更适用于软土层，支护效果更好，安全性更高，市场前景更广阔。现阶段，国内外针对RIIPA-RJM支护方案的研究多着重于力学性能测试试验以及相应的应用方法上，而RIIPA-RJM的简化计算模型、失稳破坏模式、承载特性机理以及如何进行相应的设计计算等研究并不多。为了分析探讨这种新型预应力锚索的承载破坏机理，本文通过建立和推导RIIPA-RJM的承载力力学模型和计算公式，并结合工程实例验证该计算理论与公式的合理性，相关研究成果可以为该支护结构的工程设计人员提供参考。

1　RIIPA-RJM与普通锚索的区别

在锚体结构上，RIIPA-RJM与普通预应力锚索基本相同，都是由锚头、旋喷斜桩、钢绞线以及张拉锁定装置构成，示意图见图1，但RIIPA-RJM锚索成孔直径要比普通预应力锚索成孔直径大得多，锚索的直径不同，结构失稳破坏模式、边界设置条件、支护适用范围以及工程施工技术方法均有很大的不同。这些差异有以下特点：

① 单位长度的普通锚索承载能力相对比较低，在锚体结构设计施工时，为了达到工程设计承载力值，普通预应力锚索常需要将锚固段嵌固到软土下方的岩基上。而RIIPA-RJM单位长度锚索的承载能力要高很多，有效地降低了锚索的设计长度，适用于深厚的软土层。

② 普通预应力锚索的施工工序：场地整平→机架就位→钻机造孔→锚索制作安装→孔内注浆→张拉→锁定→封锚→锚索质量评定。而RIIPA-RJM的施工工序为：场地整平→机架就位→钻机造孔→孔内旋喷搅拌成桩—桩内植入锚索—张拉→锁定→封锚→锚索质量评定。

③ 锚索极限承载力的大小虽然与锚索注浆体与土体的抗剪强度、钢绞线的力学性能以及钢绞线与注浆体之间的粘结力息息相关。但RIIPA-RJM存在范围较大的斜向旋喷搅拌桩，并具有特制的扩大锚头，在锚头抗拔力与复合承压前端加固区被动土压力的双重作用下，RIIPA-RJM会在锚头区域产生一个潜在破裂面，并形成一个相对明显的复合承压区，具体破坏形式如图1所示。随着外力的进一步增大，当被动土压力以及旋喷加固体与土体之间的抗剪能力达到极限状态时，将引起RIIPA-RJM的整体破坏。这一点与普通预应力锚索抗拔力主要靠锚索本身除自由段之外的锚固段来承受的作用机理有着本质的不同。

图1　RIIPA-RJM示意图
Figure 1　Schematic diagram of RIIPA-RJM

2　RIIPA-RJM破坏模式

RIIPA-RJM承载能力与钢绞线的力学性能、土体的抗剪强度以及钢绞线与注浆体之间的粘结力息息相关。在外部荷载作用下，RIIPA-RJM发生失稳破坏主要存在以下3种情况：

① 钢绞线配筋量过少或者力学抗拉性能较低，锚索钢绞线极限承载力不足以承受外部拉力时，RIIPA-RJM钢绞线将发生断裂破坏。只要设计施工得当，这种情况一般都能避免。

② 钢绞线与注浆体之间的粘结力过小，外力作用下两者之间产生的剪切力超过前者，RIIPA-RJM锚索将会发生钢绞线与注浆体之间注浆体之间接触面相对错动变形，将引发滑移破坏。

③ 在上述两种情况均能满足要求的基础上，RIIPA-RJM注浆体旋喷斜桩与软土层土体间的粘结力和锚索端部复合承压区极限阻力形成的整体抗力，不足以抵抗RIIPA-RJM锚索受到的拉拔力时，锚索将被拔出失去支护功能发生失稳破坏。此种情况是RIIPA-RJM锚索最主要的破坏形式。

鉴于此，本文将针对情况三RIIPA-RJM锚索发生整体拔出滑移破坏进行重点研究分析。

3　RIIPA-RJM承载力力学模型

如前所述，在拉拔荷载作用下，随着RIIPA-RJM锚索受到的力超过某一临界值Tcr，锚索端部附近区域的注浆体将发生塑性变形，并形成若干个小范围的破坏区；此后如果拉拔力进一步增大，达到甚至超过RIIPA-RJM锚索极限承载值Tu时，锚头端部将发生整体失稳破坏，在锚头端部形成一个连续贯通的破坏区域，临界和极限承载力破坏状态示意图见图2所示。

图2　RIIPA-RJM受力过程
Figure 2　RIIPA-RJM stress process

当达到临界极限破坏状态时，钢绞线施加给锚头的拉拔力将使RIIPA-RJM锚头端部附近的旋喷搅拌注浆体产生塑性变形，形成一个类似锥形体的破坏区。由于该塑性变形破坏区的产生，锚头和旋喷斜桩注浆体将呈现沿拉拔力Tu方向的上移的趋势，这就导致整个RIIPA-RJM锚索将受到外部拉拔力Tu、桩侧摩阻力τf以及桩端被动土压力PE的共同作用。结合上述分析，建立RIIPA-RJM锚索受力过程的简化力学模型进行进一步研究分析，简化模型示意图如图3所示。

图3　RIIPA-RJM力学模型
Figure 3　RIIPA-RJM mechanical model

在考虑RIIPA-RJM斜桩与周围土体发生相对滑移破坏时，RIIPA-RJM极限抗拔力主要由RIIPA-RJM的桩体侧壁与周围土体间的极限摩阻力、土体对锚头端部的被动土反力两个部分组成，其中前者可以用斜桩侧壁总表面积乘以单位极限侧摩阻力τf，后者主要由锚头桩端被动土压力压强和斜桩的断面面积决定。从而，可建立如下计算公式：

Tu=TL+TP

(1)

(2)

(3)

式中：Tu为RIIPA-RJM极限抗拔力，kN；TL为桩体侧壁与周围土体间的极限摩阻力，kN； Tp为土体对锚头端部的被动土反力，kN；τfi为RIIPA-RJM旋喷斜桩侧壁和周围土体间的极限摩阻力标准值，kPa；D为RIIPA-RJM旋喷搅拌斜桩的直径，m；Li为软土层不同分层土体中旋喷搅拌斜桩的长度(考虑土层分层，总力按叠加原理分别计算求和，m)；PE为RIIPA-RJM锚头端部被动土压力强度，kPa。

为了计算极限状态下锚头端面所受被动土力强度PE，以位于被动土压力承受面的中心位置为原点，沿着旋喷搅拌斜桩的轴向建立X轴，垂直于X轴所在的断面向外方向建立Y轴，沿着垂直于X、Y轴相交平面建立Z轴；同样，选取相同的原点建立X′-Y′-Z′坐标系，其中Y′轴和Y轴重合保持不变， Z′轴水平向右，Y′轴垂直向上， XZ和X′Z′坐标轴之间的夹角值为θ，X-Y-Z坐标系与X′-Y′-Z′坐标系处于同一平面，X轴和X′轴的夹角值为θ，即θ为RIIPA-RJM锚索与水平方向之间的夹角。两个坐标系具体位置示意图见图4。对RIIPA-RJM支护结构作如下基本假定：不考虑斜向旋喷搅拌加筋锚锚头前端结构对土体应力状态的影响；RIIPA-RJM锚头在软土层中的埋深相对于本身尺寸而言要大的多；以单个土体单元为研究对象时，其任一方向受到压力作用产生一个增量值时都会触发与之垂直方向上的侧面压力增量。

图4　坐标系示意图
Figure 4　Schematic diagram of coordinate system

结合上述所建立的坐标系，针对土体的具体受力状态，选取RIIPA-RJM锚头端部附近的一个土体单元进一步分析，所得土体单元的受力示意图如图5所示。

图5　土体单元受力状态示意图
Figure 5　Schematic diagram of the stress state of soil body

当RIIPA-RJM没有受到外部拉拔力作用时，单个土体单元只受到静止土压力的作用，土体处于静止状态，土体单元任一截面的正应力和剪应力：

σz′=γh

(4)

σx′=K0γh

(5)

(6)

(7)

令α=θ，经坐标变换可得：

(8)

(9)

(10)

当RIIPA-RJM受到外部拉拔力作用时，RIIPA-RJM锚头端部截面上的土压力将作用于土体单元上。如前所述的基本假定，当土压力在X轴方向上应力增量为σT时，相对应的在Y轴以及Z轴方向的侧压力增量将是ξσT，其中ξ为侧向土压力系数。忽略旋喷搅拌注浆土体剪应力对土体单元受力的影响，在外部拉拔力作用下，土体单元的应力增量：

σx=σT+σαx

(11)

σz=ξσT+σαz

(12)

将式(9)和式(10)代入可得：

(13)

σy=ξσT+K0γh

(14)

(15)

式中：σx、σv、σz为土体单元不同面所承受的正应力，kPa；γ为土体的天然重度，kN·m-3； h为土体单元离土体表面的深度，m。

随着拉拔力的进一步加大至某一极限值，X轴方向上应力增量σT将会导致土体单元应力达到被动极限平衡状态，此时：

(16)

即

(17)

式中：c、φ为旋喷搅拌桩注浆土体的内摩擦角和黏聚力，(°)、kPa；Kp为被动土压力系数。

联立上式(12)～式(17)：

(18)

(19)

根据式(1)-式(3)即可确定锚索极限抗拔力Tu。

4　工程实例验证

某高速公路软土深基坑工程，为满足周边环境要求，采用RIIPA-RJM支护方案，地质条件及土层物理力学参数见表1，支护结构剖面图见图6。

表1 基坑岩土体物理力学参数Table1 Physicalandmechanicalparametersofrockandsoilinfoundationpit土层天然重度/(kN·m-3)c/(°)φ/kPa极限摩阻力标准值/kPa表层填土18.817.75.819.8淤泥质土15.33.93.914.6粉砂质泥岩19.629.539.599.0中风化泥岩20.753.999.5395.0

图6　基坑支护结构设计剖面图
Figure 6　Foundation pit supporting structure design profile

在施工现场选取典型剖面，对图6中MS-1和MS-2两道锚索进行破坏性试验，同时结合上述提出的力学简化模型计算公式进行计算，试验结果和公式计算值对比统计见表2所示。

表2 锚索极限承载力对比Table2 Comparisonofultimatebearingcapacityofanchorcable锚索编号现场试验值/kN公式计算值/kN误差/%MS-1105011004.76MS-28609004.65

从表2可以看出：采用本文的简化力学模型和计算公式得到的RIIPA-RJM极限抗拔力与现场试验值误差只有4.65%和4.75%，进一步验证了计算公式的合理性。

5　结论

本文通过开展基坑支护中旋喷搅拌加筋斜桩锚承载破坏机理研究，得到结论如下：

① RIIPA-RJM可有效提高单孔锚索的承载能力和降低锚索设计长度，承载机理与普通预应力锚索存在较大差异，不能完全按照普通预应力锚索设计方法进行承载力计算。

② 建立了旋喷搅拌加筋斜桩锚的力学分析模型，并推导出RIIPA-RJM破坏时极限抗拔力计算公式。

③ 结合工程实例，将现场试验数据和理论推导值进行对比，误差小于5%，进一步验证了计算公式的正确性，可以为工程设计研究人员提供理论参考。

[参考文献]

[1]　姜立辉，侯哲生，成国文，等.一种确定任意形状坡面与滑面边坡预应力锚索最佳方位的理论方法[J].公路工程，2012，37(1)：23-25.

[2]　宋林毅.倾斜加筋高压旋喷桩锚支护技术在深基坑工程中的应用[J].福建建筑，2011(6)：76-78.

[3]　杨文涛.软土深基坑斜向旋喷搅拌加筋锚承载性状研究[D].广州：广东工业大学，2014.

[4]　杜文杰，鲁高群，李振存，等.基于力学分析的预应力锚索桩板墙施工工法研究[J].公路工程，2011，36(4)：158-160.

[5]　刘全林.旋喷搅拌加劲桩对软土基坑支护的机理及其支护刚度的确定方法[J].岩土工程学报，2011，33(S1)：339-343.

[6]　刘全林，杨有莲.加筋水泥土斜锚桩基坑维护结构的稳定性分析及其应用[J].岩石力学与工程学报，2005，24(S2)：5331-5335.

[7]　叶观宝，何志宇，高彦斌.软土地区压力分散型锚索极限抗拔力的现场试验研究[J].建筑科学，2010，26(11)：62-65.

Study on Bearing Mechanism of Reinforced Inclined Pile Anchor with Jet Mixing in Soft Soil Layer

CAO Limei1， WANG Zhibo2， ZHAO Liangping3

(1.Zhengzhou Rose to the Institute of Economic and Trade Management， Zhengzhou， Henan 451191， China；　2.Wanfang College of Science & Technology HPU， Zhengzhou， Henan 451400， China；　3.School of Civil Engineering， Zhengzhou University， Zhengzhou， Henan 450002， China)

Abstract：Reinforced inclined pile anchor with rotary jet mixing has been widely used during the highway engineering construction project.As a new type of retaining structure，reinforced inclined pile anchor with jet mixing can greatly improve the bearing capacity of anchor cable per unit length，reduce the length of anchor design，avoid the impact on the surrounding environment，and has a good application prospect.In order to study the bearing mechanism of reinforced inclined pile anchor with jet mixing，the mechanical model and the calculation formula of the bearing capacity of the oblique pile anchor are established.The research results can provide useful reference for the engineering design of the supporting structure.

[Key words] reinforced inclined pile anchor with rotary jet mixing； mechanical model； bearing mechanism

[收稿日期] 2016 — 04 — 27

[基金项目] 河南省重点科技攻关计划项目(152102310001)

[作者简介] 曹立梅(1981 — )，女，河北昌黎人，讲师，硕士，主要从事公路基坑支护方面研究。

[中图分类号] TU 473

[文献标识码] A

[文章编号] 1674 — 0610(2016)04 — 0097 — 05