李基順,代 磊,伍禹安,蘭 天,王 語,孫 杰

(1.四川蜀能電力有限公司,四川 成都 610059;2.地質災害防治與地質環(huán)境保護國家重點實驗室,四川 成都 610059)

微型樁是一種直徑介于70～400 mm的小口徑鉆孔灌注樁或插入樁,樁體主要由加筋材料和壓力灌注的水泥(砂)漿或細石混凝土組成,其概念是20世紀50年代由意大利Fondile公司的Lizzi提出,可應用于基礎托換,修復歷史建筑物[1-3]。近年來,微型樁基礎因其具有施工安全方便、工期短、占地面積小、造價合理等優(yōu)點,逐漸被引入高原山區(qū)的輸電線路工程中[4-9],由于微型樁基礎在輸電線路工程應用時的抗拔性能是其重要性能之一,因此許多國內外學者通過現場試驗、室內試驗以及數值模擬等對其抗拔性能及影響因素進行了研究。呂凡任等[10]在軟土地基中對微型樁進行了現場抗拔試驗,結果表明:將其布置為斜樁的形式能有效提高微型樁基礎的抗拔性能。Misra等[11-12]通過建立理想的彈塑性模型,提出了一個適合微型樁極限抗拔承載力的理論公式。鄭衛(wèi)峰等[13]對桿塔基礎微型樁單樁、群樁進行了抗拔、水平、抗壓現場試驗以研究其載荷-位移特性、施工工藝等,結果表明:二次注漿工藝能明顯提高微型樁單樁的極限承載力,帶鋼管的微型樁能顯著增強其抗傾覆能力。黃俊等[14]通過現場試驗并利用Plaxis 3D有限元軟件,分析樁長、樁徑及二次注漿等對微型樁的抗拔性能的影響。

目前,國內外雖然對微型樁抗拔性能已有初步研究,但對于高原山區(qū)微型樁基礎抗拔性能不足情況下的處理措施尚未深入研究。為了了解高原山區(qū)典型地基土微型樁群樁基礎的抗拔性能,在施工場地開展了微型樁群樁基礎原位足尺抗拔試驗研究。針對現場原位試驗發(fā)現抗拔性能不足的情況,本文采用將基樁改為斜樁的方式來提高微型樁基礎抗拔性能,通過ABAQUS有限元軟件對不同傾角下的微型樁基礎進行模擬,將模擬結果與試驗結果進行擬合來驗證所建模型的可靠性,對微型樁斜樁基礎不同傾角下的抗拔承載力、樁身軸力及樁側摩阻力等進行進一步分析,為今后高原山區(qū)桿塔微型樁群樁基礎的應用提供一定依據。

1 試驗

1.1 場地地層條件

試驗場地位于四川省阿壩藏族羌族自治州松潘縣附近的山體斜坡臺地,場地地層結構較為簡單,地層巖性變化較小,構成地基土主要為第四系的含碎石粉質黏土和含粉質黏土碎石,對現場采集的原狀樣進行強度試驗,部分結果如表1所示。

表1 地基土原狀樣的抗剪強度特征

根據《巖土工程勘察規(guī)范》[15]和《建筑樁基技術規(guī)范》[16],并結合該地區(qū)工程經驗,該場地地基土物理力學性質見表2。

表2 土層物理力學性質參數

1.2 試驗設計及方法

本試驗群樁基礎采用實際工程設計尺寸進行研究,群樁基礎尺寸為樁長7.8 m、樁徑0.35 m、樁間距1.4 m,樁頂為1.8 m×1.8 m×0.6 m的方形承臺,樁數為4根,基樁均采用C35混凝土,預估群樁基礎試驗最大荷載加載值為2 000 kN。

微型樁群樁基礎抗拔試驗采用《建筑樁基檢測技術規(guī)范》[17]中的慢速維持荷載法,采用千斤頂分級加載,荷載共分為10級,每級加載增量為200 kN。

微型樁2×2型群樁基礎現場原位試驗加載裝置見圖1。

圖1 加載裝置

樁頂上拔值采用位移檢測裝置進行測量,本試驗采用采集范圍為0～50 mm的電子數顯百分表,檢測精度為0.01 mm,布置方式為在立柱頂部四周均勻布置4個位移計。樁基礎抗拔試驗位移計現場布置如圖2所示。

2 試驗結果及分析

隨著上拔荷載不斷加大,布置在基礎頂部的千斤頂逐漸頂出,當施加到1 600 kN,即荷載級數為8時,微型樁基礎承臺土層表面裂隙迅速發(fā)展;當荷載施加到1 800 kN時,承臺四周出現明顯被拔起的痕跡,基礎四周土體出現明顯裂紋,樁周土裂紋局部發(fā)育如圖3所示。

圖3 抗拔試驗樁周土裂紋局部發(fā)育

群樁基礎的抗拔試驗荷載-位移曲線如圖4所示。由圖4可以看出:當荷載大于1 600 kN時,荷載-位移曲線的變化速度顯著增快,曲線存在明顯拐點。因此,群樁基礎的抗拔承載力確定為1 600 kN,對應的承載力特征值為800 kN。

圖4 抗拔試驗荷載-位移曲線

本次試驗在還沒施加到預估極限荷載值(2 000 kN)時,在第8級荷載就產生陡降,其極限承載力為1 600 kN,實測結果并未滿足設計要求。由于進行重復大量的現場試驗成本較高,因此采用ABAQUS有限元軟件對微型樁群樁基礎抗拔試驗進行數值模擬,并與現場原位試驗結果進行比較驗證后,再進一步研究微型樁群樁基礎抗拔性能。

3 微型樁群樁基礎抗拔承載力的數值模擬

3.1 模型建立及參數選取

采用ABAQUS有限元軟件對微型樁群樁基礎進行建模分析,地基采用Mohr-Coulomb彈塑性材料,將微型樁群樁基礎定義為彈性模型,模型的水平計算寬度可取為承臺寬度的5～8倍,計算深度為樁長的2倍[18],具體計算尺寸為15 m×15 m,計算深度為16 m,微型樁群樁基礎尺寸與現場試驗完全相同。根據地質條件分析,邊界條件為兩側約束水平位移,底部全約束,頂部為自由邊界,樁-土接觸面則采用面對面接觸,接觸面的摩擦方式采用罰摩擦計算方法,樁-土摩擦系數(φ)一般選取為0.75～1.00[19-22],由于本次試驗為人工挖孔,側壁粗糙,因此φ取與地基土相同值。結合選取的上述模型參數范圍、介質條件,采用六面體八節(jié)點實體單元(C3D8)網格對群樁基礎模型進行劃分,模型的網格劃分如圖5所示,樁周土體網格10 252個,群樁網格4 860個。對現場鉆孔取樣后進行土工試驗,具體土體參數如表3所示。

圖5 整體模型及微型樁群樁基礎網格示意

表3 土工試驗相關參數選取

土體壓縮模量則由現場標準貫入試驗所得數據根據式(1)和(2)進行計算[23-24]。

Es=(1.0～1.2)N

(1)

Es=0.712z+0.25N+ηs

(2)

式中:N為標準貫入試驗實測擊數;Es為土體壓縮模量,MPa;E0為土體變形模量,MPa;z為土層深度,m;ηs為土體壓縮模量換算系數,按表4取值。

表4 壓縮模量換算系數(ηs)

結合現場地質勘察資料進行綜合取值,得到現場粉土質礫和粉土質礫土層壓縮模量分別為15.2和20.0 MPa。

3.2 數值模擬計算結果

圖6為通過以上建模過程后計算所得結果與現場試驗的荷載-位移對比曲線。

圖6 數值模擬與現場試驗荷載-位移對比曲線

由圖6可以看出:由ABAQUS模擬所得總體沉降量略大于現場試驗結果,但整體上基本吻合,當樁頂上拔荷載達到1 600 kN以后,現場試驗的荷載-位移曲線的變化速度顯著增快,與數值模擬基樁承受抗拔力作用下的荷載-位移曲線基本相同,在上拔力達到極限荷載后都會有一個明顯的拐點。因此,運用本文建模方法對微型樁群樁基礎進行抗拔性能模擬分析所得結果是可靠的。

4 不同傾角下斜樁基礎計算結果分析

由于微型樁2×2群樁基礎抗拔承載力不能達到設計要求,因此以上文計算參數為基礎,通過將布置方式改為斜樁,傾斜方式為沿對角線傾斜來進一步研究傾角為5°、10°、15°、20°、25°時,微型樁群樁基礎抗拔性能的變化,基礎布置如圖7所示,不同傾角下的荷載-位移和極限抗拔承載力計算結果分別如圖8和9所示。

圖7 微型樁斜樁基礎布置

圖8 不同傾角下的荷載-位移曲線

4.1 傾角對抗拔承載力的影響

由圖8和9可以看出:當微型樁群樁基礎基樁布置形式為直樁時,在樁頂荷載作用下的荷載-位移為接近垂直的陡降曲線;將布置形式改為斜樁后,隨著傾角的增大,荷載-位移曲線則越來越平緩。在傾角逐漸變大的過程中,微型樁群樁基礎的極限抗拔承載力呈現先明顯提高而后減小的趨勢;當傾角≥20°時,再繼續(xù)增大傾角,其極限抗拔承載力會出現不增反減的情況。因此,對于承受上拔荷載作用下的微型樁群樁基礎,在布置斜樁時并不是傾角越大越好,而是存在一個最優(yōu)角度,這是由于當樁身傾斜過大后,基樁在上拔荷載作用下產生的彎矩會變大,而微型樁的樁身截面很小,抵抗彎矩的能力較弱,并且傾角過大會導致樁身上部土體減少,使得微型樁群樁基礎抗拔承載性能變弱,并且傾角較大會限制樁體沿軸向發(fā)生位移,進而使側摩阻力不能得到充分發(fā)揮。而當傾角<20°時,斜樁彎曲變形和樁-土相對位移都較為明顯,抗拔承載性能由樁側摩阻力承擔變?yōu)闃秱饶ψ枇εc基礎上部土體自重同時分擔,因此,在由直樁改為斜樁后,抗拔承載力會發(fā)生明顯提高。由圖9可以更直觀看到:極限抗拔承載力隨著傾角增大而增大,但當傾角≥20°后,極限抗拔承載力呈現出下降的趨勢。

圖9 不同傾角下的極限抗拔承載力

4.2 傾角對樁身軸力的影響

沿微型樁群樁基礎基樁的樁身軸力可按式(3)進行換算[25]。

(3)

圖10為微型樁群樁基礎基樁不同傾角和極限荷載作用下的樁身軸力分布曲線。由圖10可以看出:當基樁布置形式改變后,樁身軸力分布發(fā)生了明顯的變化。雖然直樁與斜樁都表現為上半部分樁身軸力大于下半部分樁身軸力的規(guī)律,但當把布置形式改為斜樁后,其最大軸力位置由直樁接近樁頂的位置變?yōu)檠貥渡砩疃葹?.35 m左右處,并隨著傾角的增大有輕微下移;另外,在沿樁身深度為2.30～4.80 m處,斜樁樁身軸力出現明顯驟減再增大,繼而緩慢減小的現象,并且這種現象會隨著傾角的增大而變得越來越顯著。分析最大軸力位置改變的原因是,由于當直樁變?yōu)樾睒逗?在上拔荷載作用下,基樁上半部分會發(fā)生明顯的彎曲變形,致使其一側土體受壓并隆起,導致該部分土體相對于樁身發(fā)生向上位移,即由直樁樁周土體的靜止土壓力變?yōu)殡S著樁身深度的增大而增大并斜向上作用于樁身的被動土壓力,因此導致其最大樁身軸力并未出現在樁頂;而對于沿樁身深度為2.3～4.8 m處樁身軸力驟減的現象,這是由于上半部分彎曲變形對土體的擠壓作用使得樁側土的側摩阻力顯著提高,造成樁身軸力較直樁下降更加明顯,而樁身下部分區(qū)域卻基本不受彎曲變形的影響,該區(qū)域的變形仍然與直樁相似,因此,樁身軸力在驟減后又緩慢增大,直至與直樁樁身軸力曲線基本一致后,再隨著側摩阻力的發(fā)揮而減小。

圖10 不同傾角下的樁身軸力分布

4.3 傾角對樁側摩阻力的影響

在上拔荷載作用下,斜樁上部分區(qū)域會擠壓一側土體產生隆起,這也導致一側土體由靜止土壓力轉變?yōu)楸粍油翂毫?而另一側則必然由靜止土壓力變?yōu)榱酥鲃油翂毫?使得基樁在同一截面處不同位置的受力情況不同,因此,可按式(4)來計算微型樁群樁基礎的平均側摩阻力。

(4)

式中:τ為微型樁群樁基礎的側摩阻力;h為樁身受力分析段長度;D′為微型樁外徑;Q上、Q下分別為受力分析段上、下兩段的軸力。

圖11為直樁布置與不同傾角下斜樁布置的平均側摩阻力分布。由圖11可知:微型樁群樁基礎基樁側摩阻力分布情況大不相同,當其布置形式為直樁時,平均側摩阻力沿著深度的增大而遞增,這是由于在極限上拔荷載作用下,上部分土體出現破壞導致其側摩阻力下降,下部分土體側摩阻力在樁-土發(fā)生相對位移情況下發(fā)揮完全;另一原因則是由于土體隨著深度的增大,其側摩阻力會出現增大的現象。

圖11 不同傾角下的平均側摩阻力分布

當布置形式變?yōu)樾睒逗?樁身平均側摩阻力分布情況出現明顯變化,在接近樁頂部位,由于樁身軸力增大,從而產生負摩阻力,并且該值隨著傾角的增大而增大。在上拔荷載作用下,由于微型樁斜樁上半部分區(qū)域產生了較大的彎曲變形,使得土壓力由靜止土壓力變?yōu)楸粍油翂毫?該部分樁-土側摩阻力得到顯著加強,但這種增強現象僅限于傾角<20°,而后再增大傾角則會限制側摩阻力的發(fā)揮,這是因為傾角過大會使得樁-土相對位移變小,導致側摩阻力不能充分發(fā)揮;樁體上部分土層由于傾角過大而明顯減少,雖然增大傾角能增強樁側土體擠壓效果,但由于以上兩個原因,總體上側摩阻力呈現出減小的現象;另外,由于微型樁斜樁上部分區(qū)域產生較大彎曲變形,對樁周土進行擠壓,增強側摩阻力的效果會沿著樁身深度逐漸下降,因此,樁身上半部分的側摩阻力整體會大于下半部分的側摩阻力,而樁身下半部分的側摩阻力由于基本不受彎曲變形的影響,平均側摩阻力會隨著深度的增大重新遞增。在樁身中下部,負摩阻力隨著傾角的增大而增大,這是由于該區(qū)域擠壓效應的削弱,土壓力由被動土壓力逐漸向靜止土壓力轉變,加上傾角增大后,在上拔荷載作用下,樁身沿軸向的拔出位移受到限制,小于土體隆起位移,因此負摩阻力隨傾角的增大而增大。

圖12為不同傾角下的樁側摩阻力承擔曲線。由圖12可知:隨著傾角的增大,微型樁群樁基礎的極限抗拔承載力逐漸提高,當傾角≥20°后逐漸減小。

圖12 不同傾角下的樁側摩阻力承擔曲線

表5為在極限荷載作用下不同傾角樁側摩阻力以及樁周土荷載分擔比。由表5可知:當傾角為0°～20°時,隨著傾角的增大,不但樁側摩阻力逐漸增大,樁周土阻力作用也得到明顯增強;但當傾角增大到25°后,雖然樁周土阻力作用仍繼續(xù)增強,但由于傾角過大導致樁-土相對位移變小,側摩阻力不能充分發(fā)揮,因此側摩阻力在極限荷載作用下的荷載分擔比驟降,驗證了當傾角>25°時極限承載力降低的原因。因此,建議微型樁基礎在布置形式為斜樁時傾角應取為15°～20°。

表5 不同傾角下的斜樁荷載分擔比

5 結論

1)通過群樁抗拔靜載試驗,得出了微型樁2×2型群樁基礎的極限抗拔承載力以及側摩阻力隨深度變化規(guī)律。在本試驗條件下,群樁的荷載-沉降曲線屬于陡降型,取曲線拐點對應荷載作為樁基的極限承載力,即1 600 kN。

2)運用ABAQUS有限元分析軟件實現了對現場靜載試驗過程的數值模擬,其沉降-位移曲線與現場實測曲線基本吻合,表明選用ABAQUS模擬結果是可靠的。

3)針對微型樁群樁基礎抗拔承載性能不足的情況,將布置形式改為斜樁(運用ABAQUS有限元分析軟件分別建立傾角為5°、10°、15°、20°、25° 5種模型)后,其抗拔承載力得到顯著提高,但傾角存在一個最優(yōu)值,結合高原山區(qū)地質條件建議傾角取值范圍為15°～20°。

4)當把布置形式改為斜樁后,樁身軸力、側摩阻力曲線均出現明顯變化,其抗拔承載力貢獻因素也發(fā)生變化,由主要為側摩阻力提供變?yōu)閭饶ψ枇εc樁周土體共同作用。