孫達明 張曉磊，2，* 李紅星 馮世進，2

（1.同濟大學地下建筑與工程系，上海200092；2.同濟大學巖土及地下工程教育部重點實驗室，上海200092；3.中國電力工程顧問集團西北電力設計院有限公司，西安710075）

0 引 言

近年來，世界各國面臨著能源資源的緊張和資源使用和再生過程中帶來的環(huán)境污染問題。與其他可再生能源相比，太陽能具有儲量無限、普遍存在、利用清潔和開發(fā)經(jīng)濟低廉等巨大優(yōu)勢［1］。太陽能電站中的發(fā)電元件依靠支撐結構來增加高度，從而提高太陽能接收效率。然而在場地風荷載和其他荷載作用下，支撐結構發(fā)生過大變形會導致太陽光接收效率和發(fā)電元件穩(wěn)定性受影響。因此為了達到足夠的機械強度和剛度，必須消耗大量鋼材和水泥材料建造支架和基座，其建造費用較大［2］。目前最常用的支撐結構形式為獨臂支架式，具有體積小、結構簡單等優(yōu)點。獨臂立柱結構在電力工程和交通工程領域應用均較廣，如高壓輸電線路桿、交通燈桿、風電單樁基礎等［3-5］。近年有學者提出了一種立柱與基礎一體化的新型支撐結構——短樁基礎，它以PHC預制管樁作為立柱，并將一端伸入鉆孔內(nèi)灌注混凝土作為基礎的一部分。

《太陽能發(fā)電站支架基礎技術規(guī)范》［6］《塔式太陽能光熱發(fā)電站設計標準》［7］都對支撐結構的側向承載能力提出了要求，然而未規(guī)定明確的設計計算方法。Lin等［8］利用先進的觸壓傳感器在室內(nèi)砂土模型槽試驗中量測水平受荷剛性短樁的樁周土壓力與位移，與現(xiàn)有文獻結果進行了對比。Tehrani等［9］通過分析硬黏土場地上的側向荷載試驗比較了實測p-y曲線與API方法，并提出了新的曲線確定方法。Li等［10］利用硅質(zhì)砂場地上實測的水平受荷剛性短樁荷載響應評價了近年來學者提出的一些基于CPT測試的p-y曲線模型。Thiyyakkandi等［11］報道了一個全尺度現(xiàn)場試驗方案，研究了扭轉(zhuǎn)、側向聯(lián)合荷載作用下支撐交通桿基礎的承載性能。Byrne等［12］指出p-y曲線法作為風電單樁基礎目前主要的設計方法存在假設條件上的缺陷，首先通過中等尺度的現(xiàn)場試驗驗證數(shù)值模型，而后對p-y曲線法進行改進?？偟膩碚f，水平受荷樁基礎的理論研究結果尚未統(tǒng)一，更多的現(xiàn)場試驗研究亟待開展。

本文將通過黃土場地上的現(xiàn)場試驗研究太陽能電站短樁基礎在側向荷載作用下的承載性能，并評價樁帽加固對其的影響。最后對比相關規(guī)范推薦計算方法的計算結果，初步確定短樁基礎的設計方法。

1 現(xiàn)場試驗概述與方案

1.1 工程地質(zhì)條件

試驗場地位于陜西省咸陽市禮泉縣，所在區(qū)域整體為黃土臺塬地貌，地勢平坦。試驗場地內(nèi)的地層主要是第四系中更新統(tǒng)風積老黃土，褐黃色，可塑，黏粒含量較大，質(zhì)地均勻，富大孔隙，地層結構簡單。試驗點所在區(qū)域的土體曾用碎石覆蓋并進行過夯實處理，試驗前進行了碎石層的挖除作業(yè)及整平。經(jīng)原位輕型動力觸探測試，場地3.3 m深度范圍內(nèi)土質(zhì)較為均勻，平均擊數(shù)22.5，平均動貫入阻力1.54 MPa。地基土的主要物理力學性質(zhì)指標如表1所示。

表1 黃土場地土樣土質(zhì)條件參數(shù)Table 1 Parameters of soil samples in loess

1.2 試件設計與施工

本文報告了兩組側向荷載現(xiàn)場試驗，試驗A的基礎無樁帽，試驗B的基礎有樁帽。短樁基礎在黃土中的成樁過程為：①在黃土場地上利用機械洛陽鏟開挖一個直徑700 mm、深2.665 m的淺井；②將預制好的直徑700 mm、厚0.165m的素混凝土底座吊入淺井；③將PHC管樁（預應力高強度混凝土預制管樁，外徑400 mm，AB型，C80混凝土澆筑，長5.5 m）吊入淺井，居中調(diào)直并澆筑混凝土。樁帽無須采用模板，在步驟①之前預先通過人工開挖樁帽區(qū)域，尺寸為1.4 m×1.4 m×0.35 m。預制底座的主要目的是避免管樁與地基土直接接觸，其實際直徑略小于淺井直徑，上表面留有的圓形凹槽可以幫助預制管樁的底端在伸入淺井時的進行定位居中。

圖1 短樁基礎施工示意圖Fig.1 Schematic diagram of short pile foundation construction

表2 試驗短樁基礎的實測尺寸一覽表Table 2 List of the measured dimensions of test short pile foundation

試驗短樁基礎的實際尺寸受施工影響存在一定誤差，表2展示了各試驗短樁基礎的實測尺寸。試件所用混凝土采用同一批次C40強度等級的商品混凝土澆筑，試件澆筑時預留標準立方體試塊與試件同條件養(yǎng)護，試驗期間對預留試塊進行強度實測，預留試塊實測立方體抗壓強度值fcu=40.4 MPa，軸心抗壓強度值fc=30.3 MPa，彈性模量Ec=32.3 GPa。

1.3 加載裝置及布置

試驗采用液壓油缸進行水平拉力的加載，液壓油缸與加載鋼絲繩相連，采用0.01 kN精度的拉力傳感器進行加載監(jiān)測，最大量程是40 kN。液壓油缸放置于腳手架上。反力裝置采用反力柱，施工結束后立柱高3.5 m，基礎深5.5 m。立柱頂水平作用點位置在預制樁頂?shù)匿撈ぐ糠?，約樁頂向下10 cm位置，并通過管樁的樁身軸線。圖2展示了本試驗加載裝置的布置示意圖。在加載之前預先使用手拉葫蘆為鋼絲繩沿線施加拉力，使鋼絲繩繃緊。在施加側向扭轉(zhuǎn)聯(lián)合荷載時，需要在立柱即管樁的頂部安裝一加載梁，讓水平力施加于加載梁外端，加載力臂為1 m。

圖2 加載原理示意圖Fig.2 Schematic diagram of the loading principle

圖3 展示了兩個基礎的平面布置情況，布置原則為：試驗樁與反力樁之間距離6～7 m，不影響基礎性能又便于加載系統(tǒng)布置；試驗樁之間距離不小于基礎長度，避免相互影響。其中反力柱采用同樣的施工方法進行澆筑，其預制管樁直徑為600 mm，基礎深4.5 m，因此強度剛度遠高于試驗基礎，可用于提供試驗反力。

圖3 短樁基礎布置示意圖Fig.3 Layout diagram of short pile foundations

1.4 試驗監(jiān)測元件布置

現(xiàn)場試驗的主要目的是研究側向荷載作用下太陽能電站短樁基礎的受力變形響應。因此在側向荷載試驗過程中需要對基礎泥面位移及傾角、柱頂傾角和基礎彎矩進行測量。

如圖4所示，側向荷載試驗中監(jiān)測元件的選擇及布設情況如下。

圖4 監(jiān)測元件布設圖Fig.4 Layout diagram of monitoring elements

1.4.1 基礎泥面位移

在立柱底部前后兩個高度處共安裝了4只百分表。其中泥面位移由離地高度為0.1 m的一對百分表直接測得。另外基礎頂傾角可由離地高度為0.1 m和0.5 m處測得的位移差與高度差的比值來近似代表。

1.4.2 柱頂傾角

試驗通過在預制管樁的頂部粘貼固定一只傾角傳感器來直接量測立柱頂部的傾角變化。另外，在布置水平位移測量元件時對離地高度為1.2 m處也布設了2只百分表，在管樁不發(fā)生非線性響應的前提下可用于補充估算柱頂傾角。

1.4.3 樁身彎矩

現(xiàn)場試驗在管樁的樁身兩側粘貼應變片來量測加載過程中的截面應力。應變片長度為5 cm，在泥面以上約0.2 m處粘貼，泥面以下按凈間距為0.4 m布設。最后通過下式換算得到樁身彎矩值：

式中：EI為基礎截面抗彎剛度；y為應變測點與中性軸的距離；z為截面深度；Δε為軸向應變差。

由于應變片布置在管樁與混凝土的界面之間，測得的結果可能受到界面滑動影響。因此在管樁與井壁之間還布置了兩個深度處共四只鋼筋應力計，以對應變片的測試結果進行對比和檢驗。此時式（1）可表示為

式中，Δσ為軸向應力差。

1.5 試驗加載方法

試驗荷載采用單調(diào)循環(huán)加載法施加。最大荷載不超過40 kN。單向循環(huán)加載法是將荷載分為若干級，每一級荷載加載等級為預估最大荷載的1∕10～1∕15，每加載完一級荷載后需卸載，卸載狀態(tài)穩(wěn)定后再進行下一級荷載的施加。

荷載施加的規(guī)則為：加載和卸載速率控制在3～4 kN∕min。加載到預定荷載后每10 min讀數(shù)一次，直到最后一次與前一次的位移值變化不超過0.01 mm。卸載后也是每10 min讀數(shù)一次，直到最后一次與前一次的位移值變化不超過0.01 mm。加載與卸載交替進行，直到出現(xiàn)明顯的裂縫或變形突然增大時可停止試驗。

2 試驗結果與分析

對短樁基礎而言，與發(fā)電元件正常使用直接相關的是立柱頂部的變形。本試驗中通過立柱頂部的傾角傳感器，測取柱頂傾角反映該變形指標。泥面位移可用于分析基礎部分變形特征，本試驗通過千分表測取離地0.1 m高度處的水平位移來反映該變形指標。

2.1 無樁帽短樁基礎側向荷載試驗結果

圖5展示了無樁帽短樁基礎實測柱頂傾角和泥面位移隨加載步的變化關系，曲線下方的數(shù)字代表讀數(shù)時刻對應的實測荷載值。每級荷載的卸載階段荷載值不歸零，原因是鋼絲繩及加載裝置相連形成的懸鏈效應。

圖5 無樁帽試驗基礎的變形結果Fig.5 Deformation results of test foundation without pile cap

泥面位移反映的是基礎部分的荷載響應。在前3級荷載作用下沒有產(chǎn)生明顯的殘余變形。第4級荷載作用后，殘余變形發(fā)生且隨荷載增大逐漸增大，說明土體進入屈服階段。因此，以第4級荷載為界可將荷載響應劃分為彈性階段和土體屈服階段。柱頂傾角本質(zhì)上是基礎頂部傾角與立柱撓曲角度的總和，反映短樁基礎總體的荷載響應。從第10級荷載作用后，柱頂傾角曲線出現(xiàn)明顯拐點，并在第13級荷載作用時觀察到受荷方向背側的立柱底部出現(xiàn)了水平向開展的裂縫。因此，第10級荷載可視為柱體進入屈服階段的臨界荷載，從土體屈服階段中又劃分出了樁體屈服階段。上述結論反映出了短樁基礎側向荷載響應的分階段特性。根據(jù)該特性，最佳設計荷載范圍為彈性階段；或按照殘余變形要求，取土體屈服階段內(nèi)荷載確定設計荷載最大值；設計荷載范圍不可取到樁體屈服階段，樁體開裂荷載與抗彎承載力相近，即支撐結構承載力主要由樁體決定。

以塔式太陽能電站為例，國外有學者［13］提出第二代定日鏡基礎的要求是：27 mph風速（平均風速）條件下，基礎傾角和扭轉(zhuǎn)角不得大于1.5 mrad；極限風荷載過后，殘余基礎傾角和扭轉(zhuǎn)角不可超過0.45 mrad。根據(jù)圖5，短樁基礎的殘余變形達到0.45 mrad時的荷載級為第6級荷載。

2.2 有樁帽短樁基礎側向荷載試驗結果

圖6展示了有樁帽短樁基礎實測柱頂傾角和泥面位移隨加載步驟的變化關系。

根據(jù)泥面位移結果，以第5級荷載為界可將該試驗荷載響應劃分為彈性階段和土體屈服階段。根據(jù)柱頂傾角結果，第10級荷載可視為柱體進入屈服階段的臨界荷載。同時，在第13級荷載作用時觀察到受荷方向背側的立柱底部出現(xiàn)了水平向開展的裂縫。總體上，有樁帽試驗基礎的變形結果相比無樁帽試驗基礎較小。

圖6 有樁帽試驗基礎的變形結果Fig.6 Deformation results of test foundation with pile cap

根據(jù)圖6，有樁帽試驗基礎殘余變形達到0.45 mrad時的荷載級為第11級荷載，與無樁帽試驗基礎相比增大了5個荷載級，接近于無樁帽時的兩倍。這說明樁帽對于控制極限荷載作用后的基礎殘余變形有顯著效果。這主要是由于樁帽對基礎頂起到了“嵌固”作用［3］，帶動更大的土體區(qū)域參與受荷并提供反力彎矩，導致樁帽部分傾斜轉(zhuǎn)動較小。

2.3 現(xiàn)場試驗變形結果分析

表3展示了兩組試驗的變形實測值。對比無樁帽和有樁帽試驗基礎在第4級和第10級荷載時的柱頂傾角，有樁帽基礎相比無樁帽基礎減小了17%左右的總變形，泥面位移平均減少了45.4%。

對比無樁帽和有樁帽試驗基礎在第一條分界線處的泥面位移值的變形值，分別是0.549 mm和0.362 mm，范圍較為接近。因此基本可以確定在該試驗中，彈性階段與土體屈服階段的分界線處泥面位移在這一范圍附近，可用于確定分界線對應荷載。土體屈服階段與樁體屈服階段的分界線只與荷載有關，可通過預制管樁承載性能確定。

在試驗中還通過離地0.1 m和0.5 m高度處的位移換算得到了基礎頂傾角的近似值。圖7展示了兩組試驗柱頂傾角與基礎頂傾角隨荷載的變化。

定義基礎變形比η為基礎頂傾角占總傾角（柱頂傾角）的百分比，η1、η2分別表示無樁帽和有樁帽的基礎變形比。結果顯示，基礎變形占總變形的比例均超過30%。因此短樁基礎基礎部分的變形不可忽略，對于基礎變形的研究具有重要意義。

表3 兩組試驗變形實測值Table 3 Measured deformation of the two groups

圖7 兩組試驗柱頂傾角與基礎頂傾角Fig.7 Inclination on the top of the pile and the top of foundation in the two groups

2.4 基礎彎矩沿深度分布分析

利用預埋在后澆混凝土中的鋼筋應力計和管樁表面的應變片測得了基礎各深度處的彎矩值。為方便對比有無樁帽對基礎彎矩的影響，圖8展示了荷載值為12 kN時的不同深度彎矩值。

無樁帽試驗基礎的彎矩分布具剛性短樁特征，最大彎矩值出現(xiàn)在約地面以下0.75 m范圍內(nèi)，隨后沿深度逐漸減至零。有樁帽試驗基礎的彎矩在樁帽位置處出現(xiàn)最大值，在樁帽底部有明顯拐點，隨后沿深度逐漸減至零。樁帽底部以下深度處彎矩均小于無樁帽試驗基礎，減小幅度約為24%。有樁帽試驗基礎的彎矩分布說明樁帽代替基礎承擔了部分來自立柱結構的彎矩荷載，支撐了樁帽對基礎頂起到“嵌固”作用的觀點。

3 太陽能電站短樁基礎初步設計

3.1 計算方法簡介

圖8 各組試驗彎矩內(nèi)力分布的對比Fig.8 Comparison of bending moment distribution among tests

彈性地基反力法與p-y曲線法是目前在水平樁基設計中應用最廣的方法。彈性地基反力法假定土為彈性體，用梁的彎曲理論來求樁水平抗力。王伯惠等［14］結合數(shù)學方法求出了樁在水平荷載下的變形與內(nèi)力的冪級數(shù)解，并提出無量綱系數(shù)表方便設計人員進行計算。由于假定地基為彈性，其主要適用于荷載較小的工況。彈性地基反力法（m法）以其便捷、簡單、準確在中國與前蘇聯(lián)被廣泛應用并編入《建筑樁基技術規(guī)范》［15］和《港口工程樁基規(guī)范》［16］等規(guī)范標準。

p-y曲線法的基本思想是沿樁深度方向?qū)吨芡翍冴P系用一組曲線來表示，即p-y曲線，可以反映土體的非線性特性。p-y曲線配合數(shù)值解法可以準確、有效地計算樁內(nèi)力及位移。因此p-y曲線法也被《港口工程樁基規(guī)范》［16］、API規(guī)范［17］、DIV規(guī)范［18］等水平樁基設計相關標準規(guī)范采用。

3.2 變形計算結果分析

本文利用三種方法分別計算了兩組試驗基礎的泥面位移，并與實測值進行比較。三種方法分別為彈性地基反力法中的k0法和m法，以及p-y曲線法。基礎為預制管樁和灌注混凝土的組合結構，其截面抗彎剛度換算為等效值。由于黃土場地曾經(jīng)歷過夯實，土質(zhì)較堅硬，參考水平抗力系數(shù)常用取值，在k0法中取沿深度不變的水平抗力系數(shù)kh為70 MPa∕m；在m法中取沿深度線性增加的水平抗力系數(shù)的比例系數(shù)m為100 MN∕m4。p-y曲線法中的基本模型采用silt粉土雙曲線模型，按室內(nèi)土力學測試結果取容重15.3 kN∕m3、不排水剪強度20 kPa、內(nèi)摩擦角30°、初始水平抗力系數(shù)100 MPa∕m，利用LPILE程序進行電算，計算試驗B有樁帽的工況時按變截面計算。計算結果如圖9所示。

圖9 泥面位移計算值與實測值的對比Fig.9 Comparison between the measured and the calculated displacement

根據(jù)圖9（a），p-y曲線法考慮了土體變形的非線性，因此算得的泥面位移在加載中后期與實測值較為吻合。k0法與m法假定地基為線彈性，因此算得的泥面位移為直線，不能反映土體變形的非線性，而在加載前期兩種方法的計算值與實測值較為吻合。在太陽能電站中，發(fā)電元件不允許發(fā)生過大變形。因此兩種彈性地基反力法對于短樁基礎是較為適用的。然而由于兩種方法均為單參數(shù)方法，計算準確性與給出的地基反力系數(shù)分布假定的正確性直接相關，單從位移計算結果尚無法判定優(yōu)劣。

圖9（b）中有樁帽的短樁基礎利用p-y曲線方法計算的結果與實測點差異較大，實測位移小于計算結果?？赡苁怯捎谠摲椒ǖ凸懒顺跏嫉乇砜沽?，且不能有效考慮樁帽在基礎頂部所提供的反力矩作用導致的。k0法和m法未考慮樁帽作用（計算圓柱形單樁）時計算結果在加載前期與實測值較為接近但仍有差異。

3.3 內(nèi)力計算結果分析

利用三種方法分別計算了兩組試驗基礎的彎矩內(nèi)力，并與實測值進行比較。如圖10所示，取側向荷載為12 kN時的彎矩值進行了比較。

圖10 彎矩內(nèi)力計算值與實測值的對比Fig.10 Comparison between the measured and the calculated moment along the foundations

根據(jù)圖10（a），k0法算得的彎矩分布與實測值非常吻合；而p-y曲線法與m法得到的兩條彎矩分布曲線差異不大，但均不能與實測值吻合，這兩種方法均低估了地表的抗力作用。因此，綜合變形計算結果的結論，建議采用k0法進行黃土場地上太陽能電站短樁基礎的設計。

在圖10（b）中，三種方法算得的彎矩分布均大于實測值。在實測彎矩分布的分析中，已經(jīng)得出有樁帽條件下，樁帽以下彎矩值約比無樁帽時小24%左右。假定減少的部分全部由樁帽提供，則在計算時可對彎矩荷載進行折減，從而考慮樁帽的影響。利用該修正思路，在k0法計算過程中，將彎矩荷載折減24%進行計算后得到的彎矩分布明顯與實測值較為吻合。應指出，修正后彎矩計算值僅適用于樁帽以下部分的基礎。利用該修正方法，響應的泥面位移計算結果繪制在圖9（b）中。修正方法計算結果與實測值較為吻合，驗證了針對樁帽作用修正思路的正確性，但折減幅度與樁帽長度、基礎尺寸等參數(shù)有關，更具普適性的修正方法還有待進一步研究。

4 結 論

本文通過黃土場地上的側向荷載現(xiàn)場試驗揭示了太陽能電站短樁基礎的受力變形特點，研究了樁帽的影響，并采用相關規(guī)范建議的計算方法針對試驗工況條件展開了研究分析，得出的主要結論如下：

（1）根據(jù)試驗結果，黃土場地中短樁基礎部分變形占立柱頂部總變形的30%以上，其側向荷載響應可以分為三個階段：彈性階段、土體屈服階段和樁體屈服階段。

（2）PHC管樁的開裂荷載與抗彎承載力相近，因此設計荷載不可超過樁體屈服階段，即本試驗中短樁基礎側向承載力主要由管樁決定。

（3）樁帽對于減小極限荷載作用后的基礎殘余變形有顯著效果。在本試驗中，樁帽還使得樁帽以下基礎部分的彎矩值減小了約24%。

（4）k0法計算得到的內(nèi)力變形響應與實測值較為吻合，其可用于黃土場地短樁基礎的設計。通過折減彎矩荷載的方法還可以考慮樁帽的影響，但更具普適性的修正方法還有待進一步研究。