广州南沙地区深厚软土地层灌注桩承载变形性状现场试验和数值模拟研究

曾 翔

（广东厚普建设工程有限公司 广州511493）

关键字：桩底沉渣；真空联合堆载预压；数值模拟；灌注桩

0 引言

钻孔桩的单桩承载力受施工工艺与技术的影响较大，尤其是成孔工艺的影响，由于成孔过程中清孔工艺的不到位，极易造成孔底存在一定厚度的桩底沉渣［1-3］。以往大量的工程实例证明，桩底沉渣对钻孔灌注桩的承载力有显著的影响，且有部分工程因桩底沉渣过厚而直接导致工程试桩承载力远远达不到设计要求［4］。随着工程实践的不断发展，对灌注桩的工作性能和优化设计等问题已展开了不同程度的研究，且取得了很多有价值的研究成果，如彭园等人［5］探究的巨厚风积沙地层中桩基施工成孔技术，取得了较好的效果；徐艺飞等人［6］依托实际工程，并结合数据模拟结果分析压浆灌注桩的长期工作性能；刘红艳等人［7］研究后压浆超长钻孔灌注桩的抗压和抗拔承载特性，发现后压浆技术对提高桩基成桩质量的稳定性具有很好的效果；刘立宏等人［8］通过室内缩尺试验探究旋挖挤扩灌注桩的承力盘最佳埋深位置；徐永祥等人［9］利用数值模拟分析钻孔灌注排桩施工对邻近高铁桥梁桩基影响。然而广州南沙地区地层相对复杂，通常是覆盖20～30 m厚的淤泥而其下直接下卧岩层，土层性质具有显著的地域特点［10-13］。本文以广州市某热力电厂工程为项目依托，通过单桩静载荷试验和有限元数值模拟，定量分析桩底沉渣厚度对灌注桩竖向承载性能的影响规律。文中采用专业岩土工程有限元软件Midas/GTS，对位于工程实际地层的灌注桩进行单桩静载荷试验数值模拟，进而确定有限元模型的计算参数，在此基础上将现场单桩静载荷试验的结果进行推广，给出桩底沉渣厚度对灌注桩承载力的影响。有限元数值模拟计算中灌注桩采用线弹性本构模型，岩土体采用弹塑性Mohr-Coulomb本构模型，桩土界面单元采用Midas/GTS有限元软件提供的接触单元模拟。

1 工程概况

广州某热力电厂项目位于广州市南沙区大岗镇新联二村范围内，北临东新高速，东靠上横沥河道，西邻十一顷涌，南靠中船中路。工程主厂区采用灌注桩基础，桩长约45 m，桩径0.8 m。项目的地质条件相对复杂，自上而下的地层划分为0.5～4.3 m人工填土层、0.5～1.3 m耕植土层、20.2～30.1 m淤泥层、1.2～1.3 m中粗砂层、0.7～6.6 m砂质黏性土层，基岩为花岗岩，地层分布不均。场地地下水按含水介质类型（含水层的空隙性质）不同可分为上层滞水、松散岩类孔隙水和深部块状岩类裂隙水。场地内淤泥、淤泥质粉质粘土和砂质粘性土为相对隔水层。

2 现场试验

2.1 单桩静载荷试验

本工程2根试桩均为灌注桩，SZ1桩长42 m，SZ2桩长44 m，持力层均为强风化花岗岩层，最大加载量均为6 000 kN，为设计荷载的2倍。单桩静载试验按《建筑地基基础设计规范：广东省标准DBJ 15-31—2016》有关规定，采用慢速维持荷载法进行，以载重平台作为反力提供装置，利用电动油泵带动3台5 000 kN油压千斤顶进行荷载施加，用0.4级精密油压表显示荷载，采用电测位移计和机械百分表2种手段同时测量沉降值，试验装置如图1所示。

图1 现场单桩静载荷试验载重反力平台Fig.1 The Load Reaction Platform for the Static Load Test of a Single Pile on Site

2.2 试验结果和分析

2根试桩的单桩静载荷试验的P-s曲线如图2所示。由图2可知，2根试桩的荷载-沉降曲线（P-s曲线）呈缓变型。试桩SZ1加载到设计荷载3 000 kN时，桩顶沉降9.6 mm，加载到最大加载量6 000 kN时，桩顶沉降20.5 mm，卸载后残余沉降5.9 mm，回弹率71.3%；试桩SZ2加载到设计荷载3 000 kN时，桩顶沉降5.5 mm，加载到最大加载量6 000 kN时，桩顶沉降17.0 mm，卸载后残余沉降3.2 mm，回弹率81.2%；这说明在2倍设计荷载的加载量条件下，灌注桩主要发生弹性变形，桩身压缩量占桩顶沉降的比例较大。

图2 试桩的单桩静载荷试验的P-s曲线Fig.2 P-s Curve of Single Pile Static Load Test

3 数值模拟

运用专业岩土工程有限元软件Midas/GTS对现场单桩静载荷试验进行建模分析，当数值模拟结果与现场试验数据基本吻合后，在此有限元模型基础上分析桩底沉渣厚度对灌注桩单桩竖向承载力的影响规律。

3.1 三维有限元模型的建立

灌注桩桩径为0.8 m，桩长42 m，采用C30混凝土。有限元数值模拟分别分析：①无桩底沉渣；②桩底沉渣厚度100 mm；③桩底沉渣厚度200 mm和④桩底沉渣厚度400 mm四种情况下灌注桩的单桩竖向承载变形性状。三维有限元模型取10.0 m×10.0 m×60.0 m的区域，上部为自由边界，底部全约束，各侧边限制向对应方向的水平位移，三维有限元模型如图3所示。

图3 Midas/GTS有限元模型Fig.3 Midas/GTS Finite Element Model

3.2 基本假定

该模型建立的基本假定主要如下：

⑴土体本构模型采用莫尔-库仑本构模型，支护结构体系本构模型采用线性弹性模型，各材料的物理力学参数如表1所示；

表1 有限元模型各材料物理力学参数Tab.1 Physical and Mechanical Parameters of Each Material of the Finite Element Model

⑵假定各土层都为成层均质水平分布；

⑶不考虑地下水在基坑开挖过程中的影响；

⑷不考虑开挖过程中的时间因素；

⑸考虑土体初始应力场的影响；

⑹桩-土界面采用Midas/GTS有限元软件提供的接触单元，摩擦类型为库仑摩擦。桩土一旦接触，就不再分开，此时只有相对切向滑动。接触单元的有限元模型参数通过试算确定，即通过不断调整不同土层的接触单元参数，当单桩静载荷试验的有限元模拟结果与现场试验结果一致时，此时的接触单元参数为本文的有限元模型接触单元参数。

3.3 模拟结果

3.3.1 单桩静载荷试验数值模拟结果

由于桩土界面接触单元的刚度模量较难确定，但对合理地模拟灌注桩的单桩竖向承载力却产生重要影响，这里根据试算法确定接触单元的刚度模量，试算组别设置如表2所示。单桩静载荷试验的数值模拟结果如图4所示。

表2 桩土界面接触单元刚度模量试算方案Tab.2 Trial Calculation Scheme of Stiffness Modulus of Contact Element of Pile-soil Interface（k N/m3）

图4 不同试算组别单桩静载荷试验数值模拟结果Fig.4 Numerical Simulation Results of Single Pile Static Load Test

由图4可以看出，对于Kt4，Kn4试算组别，有限元数值模拟结果与试验结果较为一致，因此，本文确定的桩土接触单元刚度模量为：桩与淤泥的切向刚度系数为Kt=3 kN/m3、法向刚度系数为Kn=30 000 kN/m3；桩与强风化岩的切向刚度系数为Kt=140 kN/m3、法向刚度系数为Kn=1 400 000 kN/m3。

3.3.2 桩底沉渣和桩周泥皮对灌注桩竖向承载性状影响数值模拟结果

桩底沉渣厚度对灌注桩竖向承载性状影响的数值模拟结果如图5所示。

图5 不同桩底沉渣厚度下灌注桩的荷载-沉降曲线Fig.5 Load-settlement Curves of Cast-in-place Piles with Different Thicknesses of Bottom Sediment

由图5可以看出，随着桩底沉渣厚度的增大，灌注桩的承载性状发生明显改变，当不存在桩底沉渣时，即使加载至最大加载量，桩土之间仍然近似处于弹性变形阶段；当桩底沉渣厚度达到100 mm时，桩的破坏模式近似于整体剪切破坏，桩土之间出现塑性变形；当桩底沉渣大于200 mm时，桩的破坏模式近似于刺入破坏，桩底位移随桩底荷载的增加而迅速增加。因此，桩底沉渣对灌注桩的竖向承载性状产生关键影响，在施工过程中应采取有效措施，避免桩底沉渣的出现。

4 结论

⑴南沙地区典型的深厚软弱土层下卧岩层的地层条件的灌注桩的荷载-沉降曲线呈缓变型。

⑵选取合适的桩土界面接触单元参数，运用Mi⁃das/GTS可以有效模拟灌注桩的竖向承载性状。有限元数值模拟计算表明，随着桩底沉渣厚度的增大，灌注桩的承载性状发生明显改变，在施工过程中应采取有效措施，避免过厚的桩底沉渣出现，导致灌注桩的承载力大幅降低。