毛麗榮, 鄭眾安，吳建勇，吳群雄，李曉軍，林 和，蘇軍峰，邱小平，曹夕祥，孫義舟

(1.國網(wǎng)浙江省電力有限公司麗水供電公司，浙江 麗水 323000；2.麗水市正陽電力設(shè)計院有限公司， 浙江 麗水 323000；3.浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院，杭州 310058)

1 研究背景

近年來隨著我國特高壓電網(wǎng)工程的大力建設(shè)和快速發(fā)展，許多工程需要在具有上覆土、下層巖基的山區(qū)開展。山區(qū)輸電線路工程往往采用巖石錨桿基礎(chǔ)和挖孔類的掏挖基礎(chǔ)，前者適用于薄覆蓋或裸露巖基，后者適用于土層較厚的地區(qū)。但在我國山區(qū)和丘陵地區(qū)，比較廣泛地存在地表2～3 m上覆黏土層、土層下為巖石地基的工況[1-2]，對于輸電電壓等級和基礎(chǔ)荷載條件較高的工程，在此類地質(zhì)采用單一的挖孔基礎(chǔ)或巖石錨桿基礎(chǔ)不能滿足工程要求。對此，如將挖孔基礎(chǔ)與巖石錨桿基礎(chǔ)組合使用，形成如圖1所示的掏挖與巖石錨桿復(fù)合型基礎(chǔ)，即在覆土層中采用掏挖基礎(chǔ)、下部巖基中采用巖石錨桿基礎(chǔ)，則可充分發(fā)揮兩種地層的天然承載能力[3-4]。但這種復(fù)合型基礎(chǔ)目前沒有既定規(guī)范與成熟的設(shè)計方案參考[5-6]。

圖1 復(fù)合型基礎(chǔ)平面圖和三維模型Fig.1 Plan and 3D model of the composite foundation

作為復(fù)合型基礎(chǔ)上部的掏挖基礎(chǔ)，是一種在原狀土中挖孔形成的基礎(chǔ)，基礎(chǔ)底面位于巖基，可提供較高下壓承載力[7-8]。與直柱型人工挖孔樁相比，掏挖基礎(chǔ)在底部設(shè)置擴底段，既充分利用原狀土自有的抗剪切能力強、變形小的特性，提高了抗拔承載力，又避免了大開挖，滿足環(huán)保要求[9-10]。下部的巖石錨桿基礎(chǔ)往往采用群錨布置，能充分利用巖基自身較高的承載能力，還可以發(fā)揮出巖石抗壓、抗拔、抗傾覆的能力[11-13]。針對復(fù)合型基礎(chǔ)的研究，鄭衛(wèi)鋒等[14-15]通過現(xiàn)場試驗和理論分析提出了復(fù)合型巖石錨桿基礎(chǔ)的承載機理，從工程設(shè)計和應(yīng)用角度進行了深入研究；丁士君等[4]和魏峰先等[16]結(jié)合多組現(xiàn)場試驗進行了復(fù)合型基礎(chǔ)各部分承載力發(fā)揮的研究，提出了極限承載力發(fā)揮系數(shù)的取值范圍。

綜上所述，目前對于掏挖與巖石錨桿復(fù)合型基礎(chǔ)的承載機理研究普遍僅限于探討現(xiàn)場試驗結(jié)果，對于其承載機理缺乏深入分析。本文利用大型有限元計算軟件Plaxis3D對復(fù)合型基礎(chǔ)進行抗拔承載數(shù)值模擬，通過5組計算模型分析了巖土體彈性模量、土體黏聚力等因素對其極限上拔承載力、各部分承載P-S(上拔力-上拔位移)曲線、極限強度發(fā)揮系數(shù)的影響，分析其承載機理，在此基礎(chǔ)上提出合理的復(fù)合型基礎(chǔ)改進方案，為其在實際工程中的設(shè)計應(yīng)用提供技術(shù)支持。

2 模型工況與假設(shè)

對程永峰等[3]進行的掏挖與巖石錨桿復(fù)合型桿塔基礎(chǔ)的現(xiàn)場試驗A進行數(shù)值模擬，以驗證模擬結(jié)果正確性，基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)如圖2所示。在Plaxis3D有限元軟件中建立復(fù)合型基礎(chǔ)，為方便建模、簡化計算，取實體模型的1/2進行建模，模型尺寸為10 m×5 m×8 m，邊界距離滿足計算要求。如圖3所示，共生成4 119個單元，7 058個節(jié)點。模型的邊界條件采用Plaxis3D中默認的邊界約束，即模型巖土體側(cè)面采用水平方向位移約束，巖土體底部采用固定約束，上表面自由[17]?；A(chǔ)和錨桿的側(cè)壁與巖土體為摩擦接觸。

圖2 基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)Fig.2 Sketch of test foundations

圖3 復(fù)合型基礎(chǔ)數(shù)值計算模型Fig.3 Numerical model of the composite foundation

現(xiàn)場試驗所采用的復(fù)合型基礎(chǔ)的巖石錨桿形式為2×2群錨基礎(chǔ)，錨孔直徑110 mm。由于模型采用1/2建模，因此巖石錨桿數(shù)為2個，其他尺寸與現(xiàn)場試驗基礎(chǔ)一致。模型參數(shù)見表1。

表1 模型參數(shù)Table 1 Parameters of model

數(shù)值模擬基于下列基本假設(shè)：①模型巖土體均質(zhì)各向同性，不考慮孔隙水的影響；②基礎(chǔ)整體具有變形協(xié)調(diào)特性；③不考慮錨筋斷裂、混凝土破碎破壞等基礎(chǔ)內(nèi)部破壞情況。

基礎(chǔ)采用理想線彈性模型，巖土體采用Mohr-Coulomb彈塑性模型(即M-C模型)。巖土體參數(shù)采用程永峰等[3]的取值，通過調(diào)整巖土體彈性模量等參數(shù)以獲得與試驗結(jié)果擬合度較好的模型。其中上層為粉土層，厚度2.3 m，深層為強風(fēng)化硬質(zhì)砂巖，具體參數(shù)如表2所示。

表2 巖土體參數(shù)Table 2 Parameters of soil and rock

數(shù)值分析分為5組進行，分別是現(xiàn)場試驗驗證、土體彈性模量影響探究、巖體彈性模量影響探究、土體黏聚力影響探究、改進方案探究。各組研究均控制泊松比υ、重度和內(nèi)摩擦角φ不變，改變其余變量，各研究組具體參數(shù)如表3所示。

模型加載依據(jù)現(xiàn)場試驗采用的慢速維持荷載法[5]，以基礎(chǔ)的預(yù)估極限荷載值的10%為增量逐級加載，直至極限狀態(tài)。

3 模擬結(jié)果及分析

圖4給出了在土體彈性模量60 MPa、巖體彈性模量650 MPa情況下的復(fù)合型基礎(chǔ)模型、群錨基礎(chǔ)

表3 各研究組模型參數(shù)Table 3 Parameters of models for different groups

圖4 復(fù)合型基礎(chǔ)承載模擬結(jié)果與試驗結(jié)果P-S曲線對比Fig.4 Comparison of P-S curve between simulation results and test results of the composite foundation

模型和掏挖基礎(chǔ)模型的數(shù)值模擬結(jié)果，與程永峰等[3]通過現(xiàn)場試驗得到的3種基礎(chǔ)的抗拔P-S曲線擬合良好，驗證了本模型的有效性，可以基于此模型進行彈性模量、黏聚力等影響因素的探究。

由圖4可知，在相同工況下，復(fù)合型基礎(chǔ)抗拔承載力約為掏挖基礎(chǔ)和巖石群錨基礎(chǔ)的抗拔承載力之和，隨著上拔荷載增加，上拔位移增大。圖5為數(shù)值計算得到的最大主應(yīng)力，由圖5可知巖土體在基礎(chǔ)上拔作用下均產(chǎn)生向上變形趨勢，均出現(xiàn)剪切破裂面，且在基礎(chǔ)底面與錨桿連接處應(yīng)力較大。圖6為彈塑性單元，白點為拉伸截斷點、紅點為破壞點，可知掏挖基礎(chǔ)擴底段上部土體出現(xiàn)塑性破壞。從圖6可看出，下部巖體的“拉伸截斷點”區(qū)域較大，說明巖體產(chǎn)生了較好的抗拔作用，當(dāng)基礎(chǔ)受到上拔荷載時，有可觀部分巖體提供抗力。對照圖5最大主應(yīng)力分布可知巖土體均出現(xiàn)向上拔出的傾斜破裂面，證明巖土體對基礎(chǔ)抗拔承載均發(fā)揮作用，且塑性變形未延伸至模型邊界，模型有效。

圖5 最大主應(yīng)力云圖Fig.5 Nephogram of maximum principal stress

圖6 彈塑性單元Fig.6 Diagram of elastoplastic elements

4 影響因素探究

首先探究土體彈性模量對復(fù)合型基礎(chǔ)抗拔承載力的影響。改變土體彈性模量，控制其余參數(shù)不變，提取4組模型結(jié)果，得到復(fù)合型基礎(chǔ)各部分承載P-S曲線(圖7)及其橫向?qū)Ρ?圖8)。

圖7 不同土體彈性模量下的復(fù)合型基礎(chǔ)抗拔P-S曲線Fig.7 P-S curves of uplift bearing of the composite foundation under varied elastic modulus of soil

圖8 不同土體彈性模量下的基礎(chǔ)P-S曲線橫向?qū)Ρ菷ig.8 Lateral comparison of P-S curves of foundations under varied soil elastic modulus

如圖7和圖8所示，復(fù)合型基礎(chǔ)、掏挖基礎(chǔ)和巖石錨桿基礎(chǔ)的抗拔承載P-S曲線均為“陡變形”，取拐點為極限承載力。巖石錨桿基礎(chǔ)由于變形剛度較大，較小的上拔變形便達到極限狀態(tài)，即巖體先于土體出現(xiàn)破壞，因此復(fù)合型基礎(chǔ)極限抗拔承載狀態(tài)由巖石錨桿基礎(chǔ)起決定作用，驗證了現(xiàn)場試驗結(jié)論[3]。隨著土體彈性模量增大，掏挖基礎(chǔ)部分在相同上拔荷載下的位移減小，即當(dāng)土體彈性模量由50 MPa增大至80 MPa時，極限狀態(tài)對應(yīng)的位移由5.4 mm減小至3.9 mm，掏挖基礎(chǔ)更早發(fā)揮承載作用，抗拔承載力保持在730 kN不變。因此在復(fù)合型基礎(chǔ)出現(xiàn)極限狀態(tài)前，土體彈性模量越大，掏挖基礎(chǔ)與巖錨基礎(chǔ)變形協(xié)調(diào)性越好，復(fù)合型基礎(chǔ)抗拔承載力越大。

圖9 不同巖體彈性模量下的復(fù)合型基礎(chǔ)抗拔P-S曲線Fig.9 P-S curves of uplift bearing of the composite foundation under varied elastic modulus of rock

相似的，改變巖體彈性模量，控制其余參數(shù)不變，提取4組模型結(jié)果，得到復(fù)合型基礎(chǔ)各部分承載P-S曲線(圖9)及其橫向?qū)Ρ?圖10)。

圖10 不同巖體彈性模量下的基礎(chǔ)P-S曲線橫向?qū)Ρ菷ig.10 Lateral comparison of P-S curves of foundations under varied elastic modulus of rock

圖9和圖10給出了不同巖體彈性模量下的承載P-S曲線，隨著巖體彈性模量由200 MPa增大至800 MPa，巖石錨桿基礎(chǔ)極限狀態(tài)對應(yīng)的位移由1.9 mm減小至1.1 mm，更早發(fā)揮承載作用，抗拔承載力均為620 kN左右，并且隨著巖體彈性模量增大，巖錨基礎(chǔ)在極限狀態(tài)后的殘余變形模量更大，相應(yīng)的，相同變形提供的抗拔力更大。對于抗拔承載峰值，巖石錨桿基礎(chǔ)仍先于掏挖基礎(chǔ)出現(xiàn)，當(dāng)巖石錨桿基礎(chǔ)承載峰值與掏挖基礎(chǔ)承載峰值越接近時，變形協(xié)調(diào)性越好，復(fù)合型基礎(chǔ)整體抗拔承載力越高，與土體彈性模量探究組所得結(jié)論相同。

以上探究表明，巖土體彈性模量的改變對掏挖或巖石錨桿基礎(chǔ)的抗拔變形和復(fù)合型基礎(chǔ)變形協(xié)調(diào)性影響較大，對單一部分基礎(chǔ)的抗拔承載力影響較小。因此，可令土體黏聚力作為變量，控制其余參數(shù)不變，探究其對復(fù)合型基礎(chǔ)承載作用的影響，結(jié)果如圖11、圖12所示。

圖11 不同土體黏聚力下的復(fù)合基礎(chǔ)抗拔P-S曲線Fig.11 P-S curves of uplift bearing of the composite foundation under varied cohesion of soil

圖12 不同土體黏聚力下的基礎(chǔ)P-S曲線橫向?qū)Ρ菷ig.12 Lateral comparison of P-S curves of foundations under varied cohesion of soil

圖11和圖12為不同土體黏聚力下的復(fù)合基礎(chǔ)各部分承載P-S曲線?？芍?，隨土體黏聚力由10 kPa增大至40 kPa，掏挖基礎(chǔ)抗拔承載力由358 kN增大至729 kN，對應(yīng)的極限狀態(tài)上拔位移也由1.2 mm增大至4.5 mm。對于復(fù)合型基礎(chǔ)，據(jù)前文所述，其極限抗拔承載力取決于巖石錨桿基礎(chǔ)承載峰值，對應(yīng)的極限狀態(tài)位移均為1.2 mm左右，隨土體黏聚力增大，復(fù)合型基礎(chǔ)抗拔承載力保持在1 000 kN左右不變，因此可知，由于復(fù)合型基礎(chǔ)抗拔極限狀態(tài)受控于變形剛度較大的巖石錨桿基礎(chǔ)，在其他工況一致時，土體黏聚力的變化對掏挖基礎(chǔ)抗拔承載力影響較顯著。

5 復(fù)合型基礎(chǔ)設(shè)計方案改進

綜合上述分析可知，復(fù)合型基礎(chǔ)各部分的上拔變形協(xié)調(diào)性是決定其承載力的關(guān)鍵，而巖土體彈性模量是影響各部分上拔變形的關(guān)鍵。從實際工程角度而言，復(fù)合型基礎(chǔ)的應(yīng)用是由于在施工中，挖孔基礎(chǔ)挖至巖層難以繼續(xù)掘進，通過設(shè)置巖石群錨基礎(chǔ)的方式確?；A(chǔ)抗拔承載力的一種方案。基于這一點，在巖土體參數(shù)不變的條件下，依據(jù)本研究所得成果，宜提高掏挖基礎(chǔ)部分變形剛度，在土體彈性模量不變的前提下，將基礎(chǔ)底部部分嵌入巖體，提高掏挖基礎(chǔ)部分抗拔變形剛度，從而使復(fù)合型基礎(chǔ)上、下部分具有更好的變形協(xié)調(diào)性，更好地發(fā)揮出巖土體的抗拔承載作用。

因此，基于前文的試驗驗證模型，控制基礎(chǔ)尺寸和巖土體參數(shù)不變，提升巖面位置0.2 m，從而模擬掏挖基礎(chǔ)底部嵌入巖層0.2 m的改進方案，與原試驗基礎(chǔ)結(jié)果進行對比，如圖13所示。

圖13 改進的復(fù)合型基礎(chǔ)最大主應(yīng)力云圖Fig.13 Nephogram of maximum principal stress of the improved composite foundation

由圖14可知，嵌入巖體0.2 m掏挖基礎(chǔ)承載力和初期上拔變形剛度均有較大提升，而巖石錨桿基礎(chǔ)極限狀態(tài)對應(yīng)的位移變化不大。因此巖石錨桿達到極限承載狀態(tài)時，即復(fù)合型基礎(chǔ)極限狀態(tài)，具有變形剛度更大的掏挖基礎(chǔ)所發(fā)揮出的承載力更大。復(fù)合型基礎(chǔ)的抗拔承載力由原未嵌巖的1 256 kN提高至嵌巖0.2 m的1 513 kN，提升20.5%；掏挖基礎(chǔ)承載力從未嵌巖的730 kN提升至嵌巖0.2 m的790 kN；復(fù)合型基礎(chǔ)極限狀態(tài)時，未嵌巖掏挖基礎(chǔ)承載力發(fā)揮67.7%，嵌巖掏挖基礎(chǔ)承載力發(fā)揮87.4%。據(jù)此，掏挖基礎(chǔ)底部嵌巖不僅可提升其極限承載力，還可使承載力較早發(fā)揮作用，進而提升復(fù)合型基礎(chǔ)抗拔承載力，故改進方案效果顯著。

圖14 復(fù)合型基礎(chǔ)原方案與改進方案承載P-S曲線對比Fig.14 Comparison of P-S curves between improved design and original design of the composite foundation

6 結(jié) 論

(1)采用Plaxis3D有限元軟件對掏挖與巖石錨桿復(fù)合型基礎(chǔ)的現(xiàn)場試驗結(jié)果進行模擬，驗證了模型的有效性和現(xiàn)場試驗所得結(jié)論，說明復(fù)合型基礎(chǔ)可以較好地利用上覆土、下部巖基的地基抗拔承載性能。

(2)復(fù)合型基礎(chǔ)在上拔荷載作用下，由于土體彈性模量小于巖體彈性模量，巖石錨桿基礎(chǔ)上拔變形剛度較掏挖基礎(chǔ)上拔變形剛度更大，率先達到極限狀態(tài)，對復(fù)合基礎(chǔ)最大抗拔力起控制作用。

(3)在復(fù)合基礎(chǔ)極限狀態(tài)時，掏挖基礎(chǔ)擴底段上部土體和巖錨周圍巖體出現(xiàn)塑性破壞。

(4)土體彈性模量對掏挖基礎(chǔ)上拔變形影響較大，對其極限承載力影響較?。粠r體彈性模量對巖錨基礎(chǔ)上拔變形影響較大，對其極限承載力影響較小；土體黏聚力對掏挖基礎(chǔ)極限承載力影響較大，對彈性階段上拔變形影響較小。

(5)掏挖基礎(chǔ)和巖錨基礎(chǔ)的上拔變形協(xié)調(diào)性是影響各自承載力發(fā)揮和復(fù)合基礎(chǔ)整體承載力的重要因素，提高掏挖基礎(chǔ)上拔變形剛度，如增大嵌巖段等措施，可有效提升掏挖基礎(chǔ)承載力發(fā)揮性能，進而提高復(fù)合基礎(chǔ)抗拔承載力。