高壓旋噴擴大頭預應力抗浮錨桿在下沉廣場設計中的應用

郭越洋 楊永哲

以某文化中心下沉廣場抗浮設計為例，通過對該位置的抗浮設計比選，提出了采用高壓旋噴擴大頭預應力抗浮錨桿的解決方案，進而分析了高壓旋噴擴大頭預應力抗浮錨桿的設計與布置，錨桿初始預應力的施加以及錨桿的施工與檢測。通過對以上內容的探討，旨在為同類項目提供參考。

高壓旋噴擴大頭預應力抗浮錨桿； 抗浮方案比選； 錨桿布置； 預應力施加； 施工與檢測

TU323 B

［定稿日期］2023-02-15

［作者簡介］郭越洋（1990—），男，碩士，工程師，一級注冊結構工程師，從事混凝土結構的設計與研究工作。

隨著國家經濟的發展，地下空間的利用越來越廣泛，對地下室抗浮設計的安全性和經濟性也提出了更高的要求。如何在較大水浮力的情況下合理地節約造價是值得研究的。常用的抗浮設計方案有壓重法、排水限壓法、錨桿法、錨樁法［1］等措施。以上措施適用條件不同。本文以某文化中心的多層地下室為例，探討分析高壓旋噴擴大頭預應力抗浮錨桿的抗浮設計，旨在為類似工程提供參考。

1 工程概況

某文化中心位于廊坊市安次區，主要功能為圖書館、博物館等，總建筑面積4.8萬m2。地下為2層地下室，地下室中心位置設置單側下沉廣場，下沉廣場頂標高與地下2層頂標高相同，效果圖及下沉廣場位置剖面如圖1所示。

下沉廣場位置柱網尺寸為8.4 m×8.4 m，上部無結構，筏板持力層為3層粉土層，修正前地基承載力特征值fa=110 kPa。本工程基礎采用筏板基礎。筏板基底相對標高為-10.3 m。根據地勘報告顯示，抗浮水位為室外地坪下0.5 m，相對標高-0.65 m，抗浮水頭為9.65 m，水浮力為96.5 kN/m2。在同類型建筑中屬于水浮力較大的項目。

2 地質情況

根據地勘報告顯示，筏板下部土層由淺至深依次是：4層粉質黏土、5層粉土、6層粉質黏土、7層粉砂。各土層情況及標高如圖2、表1所示。

其中各類土層描述：4層粉質黏土：黃色，可塑，中壓縮性，切面稍有光澤，干強度和韌性中等；5層粉土：黃色，濕，中密，搖震反應中等，干強度和韌性低；6層粉質黏土：黃褐色，可塑，中壓縮性，切面稍有光澤，干強度和韌性中等，夾粉土薄層；7層粉砂：黃色，飽和，中密～密實，成份以石英、長石為主，次含云母，夾粉土。

3 抗浮方案比選

板頂采用300 mm無梁樓蓋，無覆土，自重為0.3×25=7.5 kN/m2，板面裝修附加荷載為2.0 kN/m2。

筏板厚度500 mm，自重為0.5×25=12.5 kN/m2。

整體抗浮計算：

G/Nw，k=（7.5+2+12.5）/（9.65x9.8）=0.23＜1.05。抗浮不滿足要求，且相差較多。

根據常用抗浮設計方案，擬采用壓重法、抗拔樁法以及抗拔錨桿法分別進行比選。

3.1 壓重法抗浮

擬采用40 kN/m2鋼渣混凝土進行壓重，經計算，所需厚度為2.2 m。此厚度嚴重影響使用凈高，且不夠經濟，不能滿足設計要求。

3.2 抗拔樁抗浮

擬采用600 mm鉆孔灌注樁，樁長20 m，通過計算單樁承載力特征值為760 kN，采用柱下布樁，單根柱下抗拔樁樁數為8根，柱下承臺尺寸為4.2 m×8.4 m。布樁如圖3所示。

由于布樁樁數較多、承臺較大，基本占據大部分筏板，且樁間距較大。在枯水期，豎向荷載作用下采用筏板基礎，采用樁基礎不經濟。

3.3 全長粘結拉力型抗拔錨桿抗浮

根據現有文獻，錨桿宜均布且布置間距不小于2 m，綜合考慮柱網等要求，初步預估錨桿布置間距為2.8 m，即每根柱跨內布置3根。根據抗浮要求初步估算單根錨桿抗拔特征值為：

［（1.05×9.65×9.8）-（12.5+2）］×（2.8×2.8）=665 kN

根據建筑工程抗浮技術標準，非預應力錨桿最大拉力設計值為350 kN，與本項目需求相差較多，且不能滿足乙類抗浮設計等級錨桿不出現裂縫的要求［2］

3.4 高壓噴射擴大頭預應力錨桿

根據規程［3］錨桿受力模型如圖4所示。

抗拔力極限值計算如式（1）所示。

Tuk=πD1Ldfmg1+D2LDfmg2+（D22-D21）pD4

pD=（K0-ξ）Kpγh+2cKp1-ξKp（1）

采用高壓旋噴擴大頭預應力抗浮錨桿，總長15 m，其中擴體段長度為5 m；其等直徑段直徑為200 mm，擴底直徑為850 mm，擴大頭位置置于7層粉砂層。桿體結構如圖5所示。經過計算，單根桿抗拔承載力特征值為640 kN。每根錨桿中設置一根40 mm PSB1080級預應力精軋螺紋鋼，滿足設計要求。通過上述對比，本項目采用高壓噴射擴大頭錨桿。

4 錨桿布置方法

錨桿采用分散布置方法，計算采用手算初步布置，然后將初步布置結果導入YJK軟件進行計算并復核調整。下沉廣場位置手算初步布置過程：①計算單個柱網內凈水浮力;②估算單根錨桿可以負擔水浮力的面積;③均勻布置錨桿于圖中;④根據柱下反力刪除柱下局部位置錨桿;⑤導入整體模型中，考慮水浮力的非線性作用調整錨桿布置。

最終結果為間距2.8 m×2.8 m的等間距矩形布置，最終錨桿布置方法如圖6所示。

5 初始預應力施加與沉降差調整

預應力抗浮錨桿初始預應力施加與3方面原因有關：

（1）保證抗浮錨桿在使用過程中不出現拉應力，滿足規范要求。

（2）控制水浮力工況下的底板變形。

（3）控制下沉廣場位置與周邊樓座內的沉降差。考慮實際情況，沉降控制采用常水位進行計算。

本項目根據地勘報告，常水位為室外地坪下4 m，相對標高為-4.150，常水位工況下抗浮水頭為6.15。在保證使用過程中不出現拉應力且常水位工況下錨桿不發生上拔變形，初始預應力施加值計算：

［（6.15×9.8）-（12.5+2）］×（2.8×2.8）=358 kN

初始預應力施加值為360 kN。

6 高壓噴射擴大頭預應力錨桿的施工與檢測

施工步驟為：場地放線與平整、平直段成孔、高壓擴孔、錨桿下錨、擴大頭內部注漿、擴大頭外部注漿、錨桿張拉鎖定。其中預應力張拉應在混凝土底板澆筑及養護完成后，錨具錨固于混凝土底板之上。錨頭做法如圖7所示。

施工完成后取其中5根錨桿作為基本試驗錨桿進行拉拔試驗，拉拔極限值為1 300 kN，加載值為162.5～1 300 kN，每級荷載增加值為1300÷8=162.5 kN。5根錨桿均未發生土體破壞或鋼筋斷裂。

其中某根抗拔試驗錨桿荷載-位移曲線（Q-S曲線）、錨桿荷載-彈性位移（Q-Se曲線）與錨桿荷載-塑性位移（Q-Sp曲線），如圖8所示。

通過圖8可以看出，在同一級的荷載作用下，下一循環比上一循環的曲線斜率大，由于上一循環擴大頭的被動土壓力作用對其上部端頭土體產生壓密效應［4］，使得下一循環達到該級荷載時該部分土體位移減小。從圖8中擴大頭錨桿的彈塑性位移曲線可以看出，錨桿后一級的加載循環的位移增加量均大于前一級的加載循環，在接近加載極限值的時候增大較為迅速。

根據鋼筋彈性模量和截面積，計算出桿體鋼筋在 162.5 kN 下的彈性變形為9.7 mm。在第一循環荷載從162.5 kN增加到487.5 kN時，鋼筋軸向變形量計算值為19.4 mm，錨桿增加試驗值為6.21 mm，遠小于該級荷載下桿體鋼筋變形量，說明此時錨桿主要靠擴大頭位置的側摩阻力提供抗拔力。在第二循環荷載從487.5 kN 增加到 650 kN 時，錨桿位移增量為7.88 mm，也小于該級荷載下鋼筋軸向變形值9.7 mm，在第三循環荷載從650 kN 增加到812.5 kN 時，錨桿位移增量為10.65 mm，基本等于鋼筋軸向變形值9.7 mm，說明此時擴大頭的被動土壓力已經開始發揮作用。隨著荷載的增加，在最后一循環從 1 137.5 kN 增加到 1 300 kN 時，錨桿位移增量也為 11.21 mm，依然鋼筋軸向變形值9.7 mm近似接近，說明此時荷載的增加主要靠擴大頭的被動土壓力發揮作用。

通過5根錨桿的基本試驗，滿足設計要求，錨桿工作狀況與設計要求一致。在施加360 kN的初始應力后，水浮力作用下的錨桿變形將進一步減小。

7 結論

本文為筆者2022年初完成的設計項目，該項目局部下沉廣場位置具有水浮力較大的特點，前期通過方案比選選取了擴大頭抗浮錨桿的抗浮方案。后面又介紹了手算的初步布置與電算調整，初始預應力施加的計算方法，使錨桿受力相對平衡，底板受力與變形合理。后面又介紹了本項目抗浮錨桿的施工過程與錨桿試驗結果和分析，旨在為類似項目提供參考。

參考文獻

［1］ 張震， 張東剛， 李帥， 等. 《地下結構抗浮方案的選擇及優化》［C］. //中國建筑學會地基基礎分會2014年學術會議， 中國建筑學會地基基礎分會， 2014.

［2］ 建筑工程抗浮技術標準： JGJ 476-2019［S］.2019.

［3］ 高壓噴射擴大頭錨術規程桿技： JGJ/T 282-2012［S］.2012.

［4］ 張世軒.《囊式擴體錨桿現場試驗分析及承載力計算模式研究》［D］. 鄭州： 鄭州大學，2017.