鄭衛(wèi)鋒, 聶蘭磊, 韓楊春,3

(1.中國電力科學研究院,北京 100192; 2.燕山大學,河北 秦皇島 066044; 3.中國礦業(yè)大學(北京),北京 100083)

巖石嵌固掏挖基礎抗拔承載特性及其影響因素研究

鄭衛(wèi)鋒1, 聶蘭磊2, 韓楊春1,3

(1.中國電力科學研究院,北京 100192; 2.燕山大學,河北 秦皇島 066044; 3.中國礦業(yè)大學(北京),北京 100083)

巖石嵌固掏挖基礎目前已經(jīng)廣泛應用于電力基礎工程中。原狀土由于受擾動較小,膠結(jié)性強,具有良好的抗剪強度,對掏挖基礎抗拔承載力具有重要影響,因此研究原狀土參數(shù)變化對基礎上拔承載性能的影響規(guī)律具有重要意義。結(jié)合現(xiàn)場試驗,建立數(shù)值模型,研究土體黏聚力、內(nèi)摩擦角、彈性模量對基礎上拔承載性能的影響規(guī)律。研究表明:土體內(nèi)摩擦角和黏聚力對基礎抗拔承載力具有較大影響,而彈性模量影響程度較低;參數(shù)的變化對土體塑性區(qū)發(fā)展規(guī)律影響較小。

巖石嵌固; 掏挖基礎; 土體抗剪強度; 抗拔承載力; 塑性區(qū)

0 引言

巖石嵌固掏挖基礎作為一種新型基礎,能充分發(fā)揮原狀土承載力高、變形小的工程特性,具有抗拔性能良好、節(jié)省材料、加快工程施工進度、降低工程造價、對周邊環(huán)境擾動較小等優(yōu)點,因此廣泛應用于桿塔基礎。上拔穩(wěn)定性是輸電線路基礎設計時需重點考慮的因素,其對基礎安全穩(wěn)定具有重要影響,因此需要對基礎抗拔承載特性及其影響因素進行研究。目前對基礎抗拔特性影響因素研究主要集中在樁基礎方向,即從樁長、樁徑和深徑比等樁自身尺寸參數(shù)因素[1-6]以及土體摩擦角、黏聚力和泊松比等場地地質(zhì)條件因素[7-10]兩個方面進行研究,而很少研究輸電線路基礎方面的問題。由于輸電線路基礎自身的專業(yè)特性,其抗拔承載特性與樁基礎相比有較大的不同,需進行專業(yè)研究。

為了滿足輸電線路掏挖基礎設計需要并為分析基礎抗拔承載性能提供借鑒,本文基于試驗場地地質(zhì)參數(shù)和基礎參數(shù),利用差分軟件FLAC3D進行土的主要參數(shù)(彈性模量、內(nèi)摩擦角和黏聚力)對基礎抗拔承載力的影響研究。

1 場地概況與參數(shù)選取

試驗場地位于安徽省太湖縣某地,宏觀地貌屬大別山區(qū),微地貌為丘陵。原始地貌為丘坡,后經(jīng)人為開挖整平,現(xiàn)地形起伏較小。場地土的參數(shù)來源于場地原位試驗,基礎為C30的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),具體參數(shù)如表1所列。

表1 太湖某試驗場地地質(zhì)參數(shù)

為了研究土體參數(shù)敏感性,盡可能減少變量,統(tǒng)一取數(shù)值模擬參數(shù)。在研究單一土體參數(shù)對抗拔承載性能影響時,采用單因素法,以保持變量的唯一性。統(tǒng)一參數(shù)如表2所列。

2 數(shù)值分析模型

數(shù)值模型采用同一個模型,基礎為埋深4 m的掏挖基礎,其計算域為長×寬×高=14 m×14 m×6 m。由于數(shù)值模型所受到的上拔荷載、結(jié)構(gòu)形式和邊界條件都是軸對稱結(jié)構(gòu),因此取1/2模型。計算模型簡圖和基礎尺寸示意圖如圖1和圖2所示。

表2 數(shù)值模擬參數(shù)

圖1 計算模型簡圖Fig.1 Calculation model diagram

圖2 基礎尺寸示意圖 (單位:mm)Fig.2 Foundation size diagram (Unit:mm)

土體采用摩爾-庫倫模型,基礎采用彈性模型,接觸面采用摩爾-庫倫剪切模型。模型邊界條件根據(jù)現(xiàn)場試驗,在模型底部設置為固定約束,而四周設為法向約束,頂部設為自由邊界,不加約束條件。

3 土體參數(shù)敏感性分析

3.1 黏聚力的影響

(1) 荷載-位移曲線

選取7組不同黏聚力參數(shù)(黏聚力分別為15、30、45、60、75、90和105 kPa)進行數(shù)值模擬,其他參數(shù)保持不變,加載方式為位移加載法。7組Q-S曲線如圖3。從圖3可見,這7組曲線均由“陡變型”逐漸變?yōu)椤熬徸冃汀鼻€。

按照目前國內(nèi)外經(jīng)驗,采取圖解法中的L1-L2雙直線交點法[11]得到極限位移和極限荷載。隨著黏聚力增加,基礎抗拔承載力逐漸增大,極限荷載增量變化趨勢為先增大后減小,即極限荷載增長趨勢放緩,基礎承載力隨著黏聚力增大其敏感性降低。基礎位移達到25 mm時,隨著黏聚力增大,基礎所能承受荷載也增大,進一步說明黏聚力的增大加強了基礎抗拔承載性能。黏聚力從15 kPa增大了600%到105 kPa時,極限荷載從1 173 kN增大了290%到4 600 kN,表明極限荷載對黏聚力比較敏感。極限荷載變化規(guī)律如圖4所示。

圖3 不同黏聚力的荷載-位移曲線變化規(guī)律Fig.3 Variation of Q-S curves with different cohesions

圖4 不同黏聚力的極限荷載變化規(guī)律Fig.4 Variation of ultimate loads with different cohesions

(2) 土體塑性區(qū)發(fā)展規(guī)律

通過分析基礎處于極限荷載狀態(tài)時,觀察模擬中土體塑性區(qū)剪切破壞區(qū)域,得到地表土體塑性區(qū)為圓形的破壞形狀,此圓形半徑為土塑性破壞面半徑,簡稱破壞面半徑。破壞面半徑隨黏聚力增大其變化趨勢為先直線增大后趨于平緩再小幅度增大,總體變化趨于3～4 m之間。破壞面半徑隨黏聚力變化規(guī)律如圖5所示。

圖5 不同黏聚力的破壞面半徑變化規(guī)律Fig.5 Variation of failure surface radius with different cohesions

基礎抗拔機理分為土體壓縮擠密的彈性變形、基礎周圍土體彈塑性區(qū)的形成和發(fā)展及土體整體剪切破壞三個階段[12]。

(1) 土體壓密的彈性階段對應荷載-位移曲線線性階段。上拔加載初始階段,隨著黏聚力增大線性階段范圍增大,從彈性極限600 kN左右增大到1 100 kN左右,而后穩(wěn)定于1 100 kN左右。線性階段時荷載主要由基礎自重和基礎側(cè)摩阻力承擔。

(2) 土體彈塑性變形階段對應荷載-位移曲線非線性階段。隨著上拔荷載不斷增加,基礎上拔位移呈非線性變化,位移增長速率明顯增大。隨著黏聚力增大荷載-位移曲線非線性階段范圍明顯增大。彈塑性階段時,隨著黏聚力增大,塑性區(qū)由幾乎同時出現(xiàn)在基礎底部和基礎頂部土體中變?yōu)榛A頂部土體率先出現(xiàn)塑性區(qū);然后頂部塑性區(qū)均沿基礎側(cè)面向底部發(fā)展,基礎底部處出現(xiàn)塑性區(qū)并沿基礎側(cè)面向上發(fā)展,從而實現(xiàn)上下貫通;最后塑性區(qū)沿基礎側(cè)面向基礎兩側(cè)發(fā)展,且基礎上部側(cè)面土體塑性區(qū)向兩側(cè)擴張較快。

(3) 整體破壞的直線階段對應曲線斜率將近無窮大階段。當上拔荷載臨近極限荷載時,基礎周圍的塑性區(qū)已經(jīng)完全貫通且破壞范圍逐漸穩(wěn)定不再擴張。隨著黏聚力的增大,基礎底部附近土的塑性區(qū)范圍向兩側(cè)發(fā)展寬度增加,土體塑性區(qū)破壞面發(fā)展呈由曲線形破壞面轉(zhuǎn)變?yōu)榻朴诘箞A錐臺形破壞面的變化規(guī)律(圖6)。

3.2 內(nèi)摩擦角的影響

(1) 荷載-位移曲線

選取7組不同內(nèi)摩擦角參數(shù)(分別為10°、15°、20°、25°、30°、35°和40°)進行數(shù)值模擬,其他參數(shù)保持不變,加載方式為位移加載法。7組Q-S曲線如圖7所示。

圖6 不同黏聚力極限荷載狀態(tài)下塑性區(qū)變化規(guī)律Fig.6 Variation of plastic zones with different cohesions under ultimate load

圖7 不同內(nèi)摩擦角的荷載-位移曲線變化規(guī)律Fig.7 Variation of Q-S curves with different friction angles

由圖7得,Q-S曲線隨內(nèi)摩擦角增大由“陡變型”逐步向“緩變型”轉(zhuǎn)變。在內(nèi)摩擦角為40°時,土體發(fā)生應力軟化造成土體抗剪強度降低,基礎抗拔能力減弱,從而造成曲線下降的現(xiàn)象發(fā)生。

由圖8得,隨著內(nèi)摩擦角的增加,極限荷載增大,其增長趨勢是:先顯著增長,然后逐步平穩(wěn),在內(nèi)摩擦角40°時略有增長,并表現(xiàn)出應力軟化現(xiàn)象。當內(nèi)摩擦角從10°增長300%到40°時,極限荷載增長了90%,表明極限荷載對內(nèi)摩擦角的變化較為敏感。當不同內(nèi)摩擦角對應基礎位移25 mm時,內(nèi)摩擦角越大所對應的荷載值越大,表明基礎抗拔性能越好。

(2) 土體塑性區(qū)發(fā)展規(guī)律

破壞面半徑隨內(nèi)摩擦角增大的變化趨勢是先增大后趨于穩(wěn)定。破壞面半徑變化規(guī)律如圖9所示。

圖8 不同內(nèi)摩擦角的極限荷載變化規(guī)律Fig.8 Variation of ultimate loads with different friction angles

圖9 不同內(nèi)摩擦角的破壞面半徑變化規(guī)律Fig.9 Variation of failure surface radius with different friction angles

基礎抗拔機理的階段分析:

(1) 土體壓密的彈性階段:彈性段極限荷載隨內(nèi)摩擦角的增大其大小基本不變。

(2) 土體彈塑性變形階段:隨著內(nèi)摩擦角的增大,塑性區(qū)由幾乎同時出現(xiàn)在基礎底部和基礎頂部土體中變?yōu)榛A頂部土體率先出現(xiàn)塑性區(qū);然后頂部塑性區(qū)均沿基礎側(cè)面向底部快速發(fā)展,基礎底部處出現(xiàn)塑性區(qū)并開始沿基礎側(cè)面向上發(fā)展,從而實現(xiàn)上下貫通;最后塑性區(qū)沿基礎側(cè)面向基礎兩側(cè)發(fā)展,且基礎上部側(cè)面土體塑性區(qū)向兩側(cè)擴張較快。

(3) 整體破壞的直線破壞階段:隨著內(nèi)摩擦角的增大,土體塑性區(qū)破壞面呈由曲線形破壞面逐漸變?yōu)榈箞A臺形破壞面的變化規(guī)律(圖10)。

3.3 彈性模量的影響

(1) 荷載-位移曲線

選取7組不同彈性模量參數(shù)(分別為0.340、5.14、9.94、14.74、19.54、24.34和29.14 GPa)進行數(shù)值模擬,其他參數(shù)保持不變,加載方式為位移加載法。7組Q-S曲線如圖11所示。

圖10 不同內(nèi)摩擦角極限荷載狀態(tài)下塑性區(qū)變化規(guī)律Fig.10 Variation of plastic zones with different friction angles under ultimate loade

圖11 不同彈性模量的荷載-位移曲線變化規(guī)律Fig.11 Variation of Q-S curves with different elastic modulus

由圖11得,隨著彈性模量的增大,Q-S曲線由“緩變型”變?yōu)椤岸缸冃汀薄?/p>

由圖12得,隨著彈性模量的增大極限荷載先是小幅度增大,然后在2 600 kN左右趨于穩(wěn)定;而極限位移則隨彈性模量的增大逐步減小。因此認為隨著彈性模量進一步增大,極限荷載將趨于穩(wěn)定不再增長,而極限位移將逐漸減小。不同彈性模量的基礎上拔位移達到25 mm時,隨著彈性模量的增加,基礎的上拔承載力先是增長然后趨于穩(wěn)定。彈性模量從0.34 GPa增大到29.14 GPa時,彈性模量增加了847%,而極限荷載只增加了4%,因此極限荷載對彈性模量的敏感程度較低。

(2) 土體塑性區(qū)發(fā)展規(guī)律

隨著彈性模量的增大破壞面半徑的變化趨勢是先增大后趨于穩(wěn)定。破壞面半徑變化規(guī)律如圖13所示。

圖12 不同彈性模量的極限荷載變化規(guī)律Fig.12 Variation of ultimate loads with different elastic modulus

圖13 不同彈性模量的破壞面半徑變化規(guī)律Fig.13 Variation of failure surface radius with different elastic modulus

基礎抗拔機理的階段分析:

(1) 土體壓密的彈性階段:彈性段極限荷載隨著彈性模量的增大而增大,隨后趨于穩(wěn)定不再增長。

(2) 土體彈塑性變形階段:隨著彈性模量增大,對應的荷載-位移曲線非線性階段范圍明顯縮短。彈塑性階段時,隨著彈性模量的增大,塑性區(qū)由幾乎同時出現(xiàn)在基礎底部和基礎頂部土體中變?yōu)榛A頂部土體率先出現(xiàn)塑性區(qū);然后頂部塑性區(qū)均沿基礎側(cè)面向底部發(fā)展,基礎底部處出現(xiàn)塑性區(qū)并開始沿基礎側(cè)面向上發(fā)展,從而實現(xiàn)上下貫通;最后塑性區(qū)沿基礎側(cè)面向基礎兩側(cè)發(fā)展,且基礎上部側(cè)面土體塑性區(qū)向兩側(cè)擴張較快。

(3) 整體破壞的直線破壞階段:隨著彈性模量的增大,土體塑性區(qū)破壞面一直呈曲線形破壞面的變化規(guī)律(圖14)。

圖14 不同彈性模量極限荷載狀態(tài)下塑性區(qū)變化規(guī)律Fig.14 Variation of plastic zones with different elastic modulus under ultimate load

4 結(jié)論

基于同一數(shù)值模型,采用單因素法,運用FLAC3D進行數(shù)值模擬分析,通過變化黏聚力、內(nèi)摩擦角和彈性模量21組參數(shù),總結(jié)隨著這些參數(shù)的變化,模型的極限荷載、塑性區(qū)發(fā)展和破裂面半徑的發(fā)展規(guī)律,并得出如下結(jié)論:

(1) 不同黏聚力、內(nèi)摩擦角所對應的極限荷載均隨著參數(shù)的增大而增大,極限荷載對黏聚力的敏感性略高,內(nèi)摩擦角略低;隨著彈性模量的增大,極限荷載增量較小,極限荷載對彈性模量的敏感性最低。

(2) 土體破壞面半徑隨著土體參數(shù)黏聚力、內(nèi)摩擦角和彈性模量的增大,其總體趨勢是小幅度增長,最后趨于穩(wěn)定值。

(3) 對于掏挖基礎承受上拔荷載時,對應變化參數(shù)黏聚力、內(nèi)摩擦角和彈性模量,土體塑性區(qū)總體發(fā)展規(guī)律都是底部土體和頂部地表處土體先出現(xiàn)塑性區(qū),然后沿著基礎側(cè)面發(fā)展,而后上下貫通,最后向四周擴展。

References)

[1] 常林越,王衛(wèi)東,吳江斌.基于極限承載力試驗的擴底抗拔樁承載特性數(shù)值模擬分析[J].巖土力學,2015,36(增刊):657-663. CHANG Lin-yue,WANG Wei-dong,WU Jiang-bin.Numerical Simulation Analysis of Uplift Behaviour of Enlarged Base Piles Based on Uplift Ultimate Bearing Capacity Tests[J].Rock and Soil Mechanics,2015,36(Supp):657-663.(in Chinese)

[2] 吳江斌,王衛(wèi)東,黃邵銘.擴底抗拔樁擴大頭作用機制的數(shù)值模擬研究[J].巖土力學,2008,29(8):2115-2120. WU Jiang-bin,WANG Wei-dong,HUANG Shao-ming.Uplift Mechanism of Enlarged Base of Pedestal Piles by Numerical Analysis[J].Rock and Soil Mechanics,2008,29(8):2115-2120.(in Chinese)[3] 黃俊,周峰,王旭東.微型樁抗拔承載特性的數(shù)值模擬分析[J].南京工業(yè)大學學報,2011,33(5):75-78. HUANG Jun,ZHOU Feng,WANG Xu-dong.Numerical Simulation Analysis of Uplift Bearing Characteristics of Micropiles[J].Journal of Nanjing University of Technology,2011,33(5):75-78.(in Chinese)

[4] 熊昊,劉潤,徐余.抗拔樁承載特性研究與三維數(shù)值仿真分析[J].工程地質(zhì)學報,2013,21(3):400-407. XIONG Hao,LIU Run,XU Yu.Characteristics and 3D Numerical Simulation Analysis of Uplift Pile Bearing Capacity in Urbans[J].Journal of Engineering Geology,2013,21(3):400-407.(in Chinese)

[5] 黃茂松,任青,王衛(wèi)東,等.深層開挖條件下抗拔樁極限承載力分析[J].巖石力學與工程學報,2007,29(11):1689-1695. HUANG Mao-song,REN Qing,WANG Wei-dong,et al.Analysis for Ultimate Uplift Capacity of Tension Piles under Deep Excavation[J].Chinese Journal of Geotechniacal Engineering,2007,29(11):1689-1695.(in Chinese)

[6] 董天文,梁力,黃連壯,等.深螺旋樁基礎抗拔試驗研究[J].巖土力學,2009,30(1):186-190. DONG Tian-wen,LIANG Li,HUANG Lian-zhuang,et al.Pullout Test of Screw Pile Foundation[J].Rock and Soil Mechanics,2009,30(1):186-190.(in Chinese)

[7] 張金利,阮孝政,蔡桂林.擴底樁抗拔承載特性數(shù)值分析[J].防震減災工程學報,2009,29(6):624-631. ZHANG Jin-li,RUAN Xiao-zheng,CAI Gui-lin.Numerical Analysis of Behavior of Uplift Resisitance of Piles with Enlarged Base[J].Journal Disaster Prevention and Mitigation Engineering,2009,29(6):624-631.(in Chinese)

[8] Ilamparuthi K,Dickin E A.The Influence of Soil Reinforcement on the Uplift Behavior of Belled Piles Embedded in Sand[J].Geotextiles and Geomenbranes,2001,19:1-22.(in Chinese)[9] 鄭鑫軻,朱賽男,樊廣輝,等.擴底抗拔樁荷載傳遞規(guī)律及其影響因素分析[J].土工基礎,2015,29(1):24-27. ZHENG Xin-ke,ZHU Sai-nan,FAN Guang-hui,et al.Law of Load Transmission of Pedestal Tension Pile and Analysis of Influencing Factors[J].Soil Engineering and Foundation,2015,29(1):24-27.(in Chinese)

[10] 郝冬雪,樊廣森,姜春寶,等.輸電線路掏挖基礎的抗拔承載特性數(shù)值分析[J].水電能源科學,2012,30(8):151-154. HAO Dong-xue,FAN Guang-sen,JIANG Chun-bao,et al.Numerical Analysis of Uplift Bearing Capacity of Excavated Foundation for Transmission Towers[J].Water Resources and Power,2012,30(8):151-154.(in Chinese)

[11] 魯先龍,乾增珍,崔強.黃土地基掏挖擴底基礎抗拔試驗研究[J].巖土力學,2014,35(3):647-652. LU Xian-long,QIAN Zeng-zhen,CUI Qiang.Experimental Investigation on Uplift Behavior of Belled Piers in Loess[J].Rock and Soil Mechanics,2014,35(3):647-652.(in Chinese)

[12] 魯先龍,程永鋒.戈壁抗拔基礎承載性能試驗與計算[M].北京:中國電力出版社,2015. LU Xian-long,CHENG Yoong-feng.Test and Calculation of Bearing Performance of Uplift Foundations in Gobi[M].Beijing:China Eleotric Power Press,2015.(in Chinese)

Uplift Bearing Characteristics and Associated Influencing Factors in Rock Embedded Excavated Foundations

ZHENG Wei-feng1, NIE Lan-lei2, HAN Yang-chun1

(1.ChinaElectricPowerResearchInstitute,Beijing100192,China; 2.YanshanUniversity,Qinhuangdao066044,Hebei,China; 3.ChinaUniversityofMiningandTechnology(Beijing),Beijing100083,China)

Rock embedded excavated foundations are widely used in power engineering. As undisturbed soil may be characterized by slight disturbance, strong cementation, and good shear strength, undisturbed soil can have an important influence on the uplift bearing capacity of an excavated foundation. Therefore, it is of great significance to study the influence of changes in undisturbed soil parameters on the uplift bearing capacity of excavated foundation. This study carried out an in situ test on a foundation in Anhui Province, China. The numerical model was built using FLAC3Dsoftware, andQ-Scurves were obtained. In addition, the foundation underwent direct shear and consolidation tests. Model parameters were based on the results of the in situ test. The simulation results and experimental results were fitted well, so the model can be considered as a reasonable model. Within the model, the single factor method was used to adjust the internal friction angle, cohesion, and the elastic modulus of the soil. This study demonstrates that the uplift bearing capacity increases as both the internal friction angle and the cohesion of soil increase, but shows only a small increase in uplift bearing capacity with increases in elastic modulus. With increasing soil cohesion, internal friction angle, and elastic modulus, there appears to be no difference in the change of foundation soil plastic zone.

rock embedded; excavated foundation; soil shear strength; uplift bearing capacity; plastic zone

2016-01-30 基金項目:國家電網(wǎng)公司科技項目(GCB17201500216) 作者簡介:鄭衛(wèi)鋒(1977-),男,博士,主要從事電力工程地基基礎方面的研究工作。E-mail:zhengwf@epri.ac.cn。

TU443

A

1000-0844(2016)06-0883-06

10.3969/j.issn.1000-0844.2016.06.0883