上軟下硬地層中地鐵車站抗浮抗拔樁模擬研究

李平安, 鄧永忠, 劉云亮, 張瑞琳, 黃 鋒

(1.深圳市地鐵集團(tuán)有限公司, 深圳 518026; 2.中國(guó)鐵路設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司, 天津 300142; 3.重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院, 重慶 400047)

隨著我國(guó)主要城市建設(shè)地鐵熱潮的掀起,城市人口規(guī)模不斷增長(zhǎng),軌道交通越來越成為民眾出行的主要方式。然而地鐵車站的原容納能力有限,無法滿足持續(xù)增長(zhǎng)的實(shí)際客流量,為了更好更安全地服務(wù)市民出行,勢(shì)必需要修建更多的地鐵線以滿足市民出行要求,但由于前期地鐵線規(guī)劃原因,未考慮換乘的功能,因此需要對(duì)地鐵車站的既有建筑物進(jìn)行拆除,以達(dá)到市民換乘地鐵線的目的。然而拆除既有建筑物無疑是一個(gè)減重的過程,因此,需要采用抗浮抗拔樁作為在地鐵車站改造過程中的抗浮措施,保證車站結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性[1-8]。張西文等[9]通過數(shù)值分析的方法對(duì)比分析了抗拔樁和隔離墻兩種抗浮措施的作用機(jī)理及作用效果,研究了車站的上浮位移、地表變形和周圍土體超孔隙水壓比等動(dòng)力響應(yīng)。馬輝和周澤林[10]認(rèn)為抗拔樁是利用樁身與土體之間的摩擦力抵抗地下結(jié)構(gòu)上浮的一種有效的抗浮措施,在地鐵車站、地下停車場(chǎng)、地下商場(chǎng)等工程中得到了廣泛的運(yùn)用;鄭震東[11]結(jié)合工程實(shí)例指出全長(zhǎng)黏結(jié)型錨桿可按剛性拉桿考慮,且其彈性變形應(yīng)由試驗(yàn)確定,當(dāng)?shù)叵率以诘叵滤惠^高的地區(qū)或?qū)Ψ浪休^高要求時(shí),應(yīng)驗(yàn)算結(jié)構(gòu)底板的內(nèi)力和產(chǎn)生的裂縫是否滿足要求;沈德飛[12]對(duì)地下結(jié)構(gòu)抗浮進(jìn)行綜合系統(tǒng)的闡述,指出各抗浮措施的適用性,并提出施工階段做好抗浮措施的重要性,確保建(構(gòu))筑物在全生命周期內(nèi)達(dá)到安全、合理、經(jīng)濟(jì)、實(shí)用的建設(shè)目標(biāo);張劉平和石哲然[13]認(rèn)為抗浮措施是初雨調(diào)蓄池結(jié)構(gòu)方案中的重要措施。本文結(jié)合某濕地公園工程中的初雨調(diào)蓄池展開研究,介紹了四種調(diào)蓄池抗浮措施,即自重抗浮、覆土抗浮、抗浮錨桿、抗拔樁,并分析了每種抗浮措施的優(yōu)缺點(diǎn)及適用條件,通過設(shè)計(jì)方案的比選,保證了工程安全實(shí)施、縮短了工期、節(jié)約了成本,為后續(xù)相關(guān)工程抗浮設(shè)計(jì)提供了一定的參考價(jià)值。董培鑫等[14]依據(jù)巖土工程勘察報(bào)告資料,考慮現(xiàn)場(chǎng)工程實(shí)際情況,按照抗拔承載力等值代換原則,優(yōu)化方案采用全黏結(jié)抗浮錨桿代替抗拔樁,對(duì)抗浮錨桿進(jìn)行計(jì)算驗(yàn)證和優(yōu)化效果分析,得出在滿足技術(shù)要求的前提下,采用抗浮錨桿不僅能有效解決抗拔樁現(xiàn)場(chǎng)施工困難問題,而且作業(yè)效率高、經(jīng)濟(jì)效益好。Buse Emirler和Mustafa Tolun[15]給出了在隆起荷載作用下單樁及嵌砂樁群的一些發(fā)現(xiàn)。研究的變量包括樁面、樁身嵌入率和樁間距比。對(duì)上述參數(shù)進(jìn)行了試驗(yàn)研究,并采用有限元方法進(jìn)行了三維分析,以說明不同樁間距比的樁群破壞機(jī)理和樁間相互作用。結(jié)果表明,有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,所有變量均顯著影響樁的抗拔承載。雖然眾多學(xué)者對(duì)地下抗浮措施的應(yīng)用方面研究頗多,但將抗拔樁作為抗浮措施并應(yīng)用于大型運(yùn)營(yíng)地鐵車站的研究偏少。

基于此,本文以深圳市黃木崗地鐵七號(hào)線換乘站為研究背景,以抗拔樁作為抗浮措施,采用ABAQUS軟件分析不同持力層厚度下,分析抗浮抗拔樁的抗拔能力及側(cè)摩阻力分布規(guī)律。對(duì)比有無地下水作用下,抗浮抗拔樁物理性質(zhì)的差異性,并將研究結(jié)果應(yīng)用于工程實(shí)際之中,以驗(yàn)證抗拔樁抗浮效果的真實(shí)性、有效性、合理性。

1 工程背景

深圳地鐵黃木崗交通樞紐工程位于福田區(qū)筍崗西路與華富路交叉處,黃木崗樞紐建成后,將實(shí)現(xiàn)7號(hào)線、14號(hào)線及24號(hào)線三線換乘。既有7號(hào)線黃木崗站,自身建設(shè)時(shí)受黃木崗立交橋影響兩端寬、中間窄,其使用功能和舒適程度有一定影響;同時(shí)7號(hào)線車站前期規(guī)劃時(shí)未預(yù)留與14號(hào)線全面換乘條件,為實(shí)現(xiàn)三線高效換乘,需對(duì)既有7號(hào)線進(jìn)行改造。在改造過程,對(duì)整體車站結(jié)構(gòu)來說是一個(gè)減重過程,打破了原有的車站結(jié)構(gòu)與地下土層的力學(xué)平衡,加上地下水作用勢(shì)必會(huì)引起整體車站結(jié)構(gòu)向上浮動(dòng)?？傮w車站的地質(zhì)情況,上層屬于較軟的黏土、沙土,持力層主要為花崗巖,如圖1所示。

圖1 深圳地鐵七號(hào)線黃木崗站地質(zhì)縱刨面

基于此背景,以抗拔樁為研究對(duì)象,對(duì)其物理力學(xué)特性進(jìn)行模擬分析,并將研究結(jié)果運(yùn)用于實(shí)際工程中,對(duì)未來的國(guó)內(nèi)外上軟下硬地層地鐵車站中抗拔樁的運(yùn)用具有借鑒意義。

2 數(shù)值模擬

2.1 模型建立

采用ABAQUS有限元軟件建立3D模型,模型樁尺寸與實(shí)際抗拔樁一致,長(zhǎng)×寬×高為1.2 m×1.2 m×10 m,周圍巖土尺寸為10 m×10 m×12 m。模擬加載方法采用點(diǎn)-面耦合施加上拔荷載的加載方式,在樁上表面的Y方向施加向上0.015 m的強(qiáng)制位移。單元類型模型樁與周圍巖土均采用8節(jié)點(diǎn)等參減縮積分單元(C3D8R),模型樁采用近似全局尺寸0.3 m,周圍巖土采用近似全局尺寸0.5 m,模型樁與土體采用摩擦屬性,摩擦系數(shù)為0.3,邊界條件定義中,對(duì)土體底面設(shè)置Z方向的位移、左右兩側(cè)面設(shè)置X方向上的位移以及前后兩側(cè)面設(shè)置Y方向上的位移加以限制。ABAQUS數(shù)值模型如圖2所示。表1為模擬材料參數(shù)。

圖2 數(shù)值模型

表1 數(shù)值模擬參數(shù)

2.2 工況分析

本次工況分析從兩個(gè)研究方向進(jìn)行分組,一個(gè)方向是無地下水作用模型樁模擬研究,另一個(gè)方向是有地下水作用模型樁模擬研究。通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)及查閱資料,將改變持力層的厚度作為變量,對(duì)比有無地下水條件下的抗拔樁力學(xué)規(guī)律。其中模型樁外露2 m,距底部1 m,中間7 m均處于土層之中。工況按表2進(jìn)行分析研究。

表2 試驗(yàn)工況分析

3 數(shù)據(jù)分析

本文主要分析模型樁的荷載位移曲線、摩擦力沿樁側(cè)變化曲線,縱向?qū)Ρ炔煌至雍穸鹊目拱螛读W(xué)變化規(guī)律,橫向?qū)Ρ扔袩o地下水條件下的抗拔樁差異性。圖3～圖4為模型樁最大主應(yīng)力云圖。

單位:Pa圖3 無水作用下模型樁最大主應(yīng)力云

單位:Pa圖4 無水作用下模型樁最大主應(yīng)力云

由圖3和圖4可知,隨著持力層的增加,不管有無地下水作用的模型樁的最大拉應(yīng)力也在不斷增大,最大應(yīng)力出現(xiàn)在樁頂及樁下側(cè)。分析原因:本次模擬施加荷載的方式為點(diǎn)-面耦合強(qiáng)制加載,導(dǎo)致了樁頂出現(xiàn)拉應(yīng)力明顯的現(xiàn)象,但樁下側(cè)出現(xiàn)拉應(yīng)力集中的現(xiàn)象是因?yàn)榇颂帪槌至幼饔梦恢?由于持力層強(qiáng)度屬性高于上覆土層,導(dǎo)致了模型樁與持力層作用位置出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。橫向?qū)Ρ扔袩o地下水作用下模型樁的最大拉應(yīng)力值可知,在相同持力層厚度條件下,有地下水作用下的模型樁的最大拉應(yīng)力略小一些,這是因?yàn)榈叵滤饔檬沟脤?duì)持力層起到軟化作用,導(dǎo)致了模型樁與持力層的接觸作用力減小。因此,相同條件下,有地下水作用的模型樁呈現(xiàn)的最大拉應(yīng)力略小。

3.1 上拔荷載-上拔位移分析

為了更加清楚直觀地描述不同持力層厚度對(duì)抗拔樁的影響,通過將不同持力層厚度的模擬結(jié)果進(jìn)行比較,得到的荷載-位移曲線如圖5和圖6所示。

圖5 上拔荷載-抗拔樁豎向位移曲線(無水)

圖6 上拔荷載-抗拔樁豎向位移曲線(有水)

由圖5可知,當(dāng)持力層厚度為2 m時(shí),抗拔樁的極限抗拔力為820 N,當(dāng)持力層厚度為500 mm時(shí),模型樁的極限抗拔力為2 700 N,相比于持力層厚度為2 m的抗拔樁極限抗拔力,增加了3倍有余。由此可知,隨著持力層厚度的不斷增加,模型樁的抗拔能力不斷增強(qiáng)的。由圖6可知,當(dāng)持力層厚度為2 m時(shí),模型樁的極限抗拔力為680 N,當(dāng)持力層厚度為5 m時(shí),模型樁的極限抗拔力為2 400 N,相比于持力層厚度為2 m的模型樁極限抗拔力,增加了3倍有余。分析原因:模型樁與持力層都是材料強(qiáng)度相近,持力層厚度越大,兩者之間的咬合作用也就越大,從而增大了模型樁的抗拔能力。

為了橫向?qū)Ρ扔袩o地下水作用對(duì)模型樁的極限抗拔力的影響,將對(duì)各不同持力層厚度的荷載-位移曲線進(jìn)行分析,分析結(jié)果如圖7所示。

圖7 上拔荷載-抗拔樁豎向位移曲線

由圖7可知,不管有無地下水作用,隨著持力層厚度的不斷增大,模型樁的極限抗拔力都是不斷增大的。當(dāng)持力層為2 m時(shí),無地下水作用下模型樁的極限抗拔力為820 N,而有地下水作用下模型樁的極限抗拔力為680 N,相對(duì)減小了140 N;當(dāng)持力層為4 m和5 m時(shí),無地下水作用下模型樁的極限抗拔力分別為1 770 N和2 700 N,而有地下水作用下模型樁的極限抗拔力分別為1 500 N和2 400 N。總的來說,在相同持力層厚度條件下,有地下水作用的模型樁的極限抗拔力要小一些,分析原因:由于地下水的作用,對(duì)模型樁周圍地層起到了軟化效果。因此,有地下水作用的情況下,模型樁的抗拔能力也更低一些。

3.2 摩擦力沿樁長(zhǎng)變化規(guī)律分析

為了更加清楚直觀地描述樁側(cè)阻力沿樁長(zhǎng)的變化規(guī)律,將不同持力層厚度條件下的模擬結(jié)果進(jìn)行比較,得到的樁側(cè)摩阻力-抗拔樁深度曲線如圖8和圖9所示。

圖8 樁側(cè)摩阻力-抗拔樁深度曲線(無水)

圖9 樁側(cè)摩阻力-抗拔樁深度曲線(有水)

由圖8可知,沿模型樁深度方向,樁側(cè)摩阻力都是不斷增大的。分析原因:持力層材料強(qiáng)度更大一些,其提供的摩擦力相比于上覆黏土提供的摩擦力會(huì)更大一些,從而使得模型樁下部摩阻力更大一些,而上覆土體區(qū)域內(nèi),由于土壓力沿著樁深度方向呈三角分布是不斷增大的,所以整體來看樁側(cè)摩阻力都是不斷增大的。橫向?qū)Ρ炔煌至雍穸葪l件下的樁側(cè)摩阻力變化規(guī)律,隨著持力層厚度的不斷增大,樁側(cè)摩阻力也越來越大。當(dāng)持力層厚度為2 m時(shí),其最大樁側(cè)摩阻力為12.2 kPa;當(dāng)持力層厚度為5 m時(shí),其最大樁側(cè)摩阻力為20.5 kPa,相比于持力層厚度為2 m時(shí)提高了8.3 kPa。分析原因:持力層材料為水泥砂漿材料,與模型樁之間的咬合作用提供了摩擦力,隨著持力層厚度的增大,其與模型樁接觸深度也越來越深,從而增大了持力層與抗拔樁之間的接觸面積,所以隨著持力層厚度的不斷增大,樁側(cè)摩阻力也越來越大。

由圖9可知,在有地下水作用條件下,樁側(cè)摩阻力-抗拔樁深度曲線變化不太規(guī)則。分析原因:由于地下水的作用稀釋了土體,對(duì)土體起到了軟化作用,對(duì)下面持力層也降低了其與模型樁之間的咬合作用。橫向?qū)Ρ炔煌至雍穸葪l件下的樁側(cè)摩阻力變化規(guī)律,隨著持力層厚度的不斷增大,樁側(cè)摩阻力也越來越大。當(dāng)持力層厚度為2 m時(shí),其最大樁側(cè)摩阻力為10.5 kPa;當(dāng)持力層厚度為5 m時(shí),其最大樁側(cè)摩阻力為19.8 kPa,相比于持力層厚度為2 m時(shí)提高了9.4 kPa。樁側(cè)摩阻力增大原因與無地下作用所分析原因一致。

為了橫向?qū)Ρ扔袩o地下水作用對(duì)模型樁的樁側(cè)摩阻力的影響,將對(duì)各不同持力層厚度的樁側(cè)摩阻力-抗拔樁深度曲線進(jìn)行分析,分析結(jié)果如圖10所示。

圖10 樁側(cè)摩阻力-抗拔樁深度曲線

由圖10可知,當(dāng)持力層為2 m時(shí),無地下水作用下模型樁的最大側(cè)摩阻力為12.2 kPa,而有地下水作用下模型樁的最大側(cè)摩阻力為10.5 kPa,相對(duì)減小了1.7 kPa;當(dāng)持力層為400 mm和500 mm時(shí),無地下水作用下模型樁的最大側(cè)摩阻力分別為18.9 kPa和22.5 kPa,而有地下水作用下模型樁的最大側(cè)摩阻力分別為17.9 kPa和19.8 kPa。總的來說,在相同持力層厚度條件下,有地下水作用比沒有地下水作用的樁側(cè)摩阻力要略微小一些。分析原因:由于地下水的作用,對(duì)模型樁周圍地層起到了軟化效果。因此,有地下水作用的情況下,模型樁的摩擦力會(huì)更小一些。

4 工程應(yīng)用分析

根據(jù)模型樁模擬結(jié)果的適用性,將其運(yùn)用于實(shí)際工程中,對(duì)比實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果,并根據(jù)《既有建筑維護(hù)與改造通用規(guī)范》[16]所規(guī)定的豎向位移為依據(jù),得到車站結(jié)構(gòu)拆除施工工序過程的豎向位移曲線,如圖11所示。

圖11 車站結(jié)構(gòu)拆除工序車站結(jié)構(gòu)豎向位移變化曲線

由圖11可知,隨著車站結(jié)構(gòu)拆除施工的進(jìn)行其豎向位移是不斷增大的,但均未達(dá)到規(guī)范豎向位移控制線。當(dāng)?shù)谝恍虿鸪瓿蓵r(shí),模擬結(jié)果顯示豎向位移為0.62 mm,現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)豎向位移為1.21 mm,相對(duì)增大了0.59 mm;當(dāng)?shù)诙虿鸪瓿蓵r(shí),模擬結(jié)果顯示豎向位移為1.12 mm,現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)豎向位移為2.22 mm,相對(duì)增大了1.1 mm;直到第四序拆除完成時(shí),模擬結(jié)果顯示豎向位移為3.6 mm,現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)豎向位移為5.8 mm,相對(duì)增大了2.2 mm。分析原因:車站結(jié)構(gòu)拆除是一個(gè)不斷減重過程,而且由于地下水浮力作用,導(dǎo)致了整體車站結(jié)構(gòu)均是不斷增大的;橫向?qū)Ρ饶M結(jié)果與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù),是因?yàn)樵趯?shí)際車站結(jié)構(gòu)拆除過程中,地面移動(dòng)荷載及地下水位增大均是提高豎向位移的原因,而模擬過程一直處于穩(wěn)定分析過程,并未受人為或其他不確定因素的影響,因此,實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)值會(huì)略大一些。通過監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)結(jié)果顯示,車站結(jié)構(gòu)在拆除過程中并未達(dá)到或超過規(guī)范豎向位移控制線,說明抗浮抗拔樁的作用效果明顯,是適用的、可行的。

5 結(jié)論

本文基于ABAQUS有限元軟件對(duì)抗浮抗拔樁不同持力層厚度的最大主應(yīng)力云圖、上拔荷載-上拔位移曲線、樁側(cè)阻力變化規(guī)律進(jìn)行研究,并將研究結(jié)果運(yùn)用于實(shí)際工程中,得到以下結(jié)論。

1)隨著持力層的增加,不管有無地下水作用的模型樁的最大拉應(yīng)力都在不斷增大,最大應(yīng)力出現(xiàn)在樁頂及樁下側(cè)。在相同持力層厚度條件下,有地下水作用下的模型樁的最大拉應(yīng)力略小一些。

2)隨著持力層厚度的不斷增大,模型樁的抗拔能力也在不在增大,在相同持力層厚度條件下,有水作用會(huì)降低模型樁的抗拔能力。

3)沿模型樁深度方向,樁側(cè)摩阻力是不斷增大的,橫向?qū)Ρ炔煌至雍穸葪l件下的樁側(cè)摩阻力變化規(guī)律,隨著持力層厚度的不斷增大,樁側(cè)摩阻力也越來越大,有水作用下樁側(cè)摩阻力-抗拔樁深度曲線變化不太規(guī)則。

4)將模型樁研究結(jié)論運(yùn)用于實(shí)際工程中,通過觀察車站結(jié)構(gòu)的豎向位移變化曲線可知,未達(dá)到規(guī)范控制的最大值,說明本次研究模型樁能有效控制車站結(jié)構(gòu)豎向位移。