索連板球基礎(chǔ)豎向抗拔承載特性及其影響因素

王雪姣, 言志信, 龍哲

(1.三峽大學 土木與建筑學院，湖北 宜昌 443002；2.河南城建學院 土木與交通工程學院，河南 平頂山 467036)

隨著國民經(jīng)濟的飛速發(fā)展，電力需求快速增長，輸電線路工程建設(shè)遍布全國各地。輸電塔基礎(chǔ)是輸電線路工程建設(shè)的重要組成部分，常見的輸電塔基礎(chǔ)主要有“掏挖擴底樁”基礎(chǔ)、“大開挖”基礎(chǔ)、爆擴樁基礎(chǔ)等幾種基礎(chǔ)型式。鑒于上述基礎(chǔ)型式的不足和存在的問題，殷永高等[1]針對厚覆蓋層的特性研發(fā)了根式基礎(chǔ)；樊文偉等[2]針對濕陷性黃土研發(fā)了中空基礎(chǔ)；雒億平等[3-6]借鑒錨索拉盤、掏挖樁等技術(shù)研發(fā)了聯(lián)合板索基礎(chǔ)，并對基礎(chǔ)極限抗拔力及基礎(chǔ)周圍土體變形演化過程進行了系統(tǒng)深入的研究；劉明亮等[7]應(yīng)用PIV技術(shù)進行了錨板上拔試驗，得出了錨板周圍土體的位移場及應(yīng)變場演化規(guī)律；Sivaraman等[8-9]通過室內(nèi)模型試驗及數(shù)值模擬計算，研究了不同因素下單錨與多錨基礎(chǔ)在不同上拔力作用下的位移響應(yīng)規(guī)律；Ilamparuthi等[10]進行了圓形錨板在不同密實度砂土中的抗拔性能試驗，提出了淺埋及深埋錨板在上拔力作用下的土體破壞模式；Hanna等[11]對螺旋錨與平板錨在砂土中的抗拔性能進行研究，提出了確定臨界埋深及破裂面半徑的經(jīng)驗表達式；夏元友等[12]通過透明土物理模型試驗對連續(xù)球體錨桿極限承載力及土體擾動規(guī)律進行了研究，并提出了連續(xù)球體錨桿極限承載力公式。在砂土地基條件下，無論是傳統(tǒng)抗拔基礎(chǔ)，還是新型根式基礎(chǔ)或是中空基礎(chǔ)，均存在施工難度大、工期長且抗拔承載力有限等問題，錨板雖能提供較大抗拔力，但其施工難度仍然較大。綜上所述，迄今為止，除筆者研發(fā)的索連板球基礎(chǔ)外，仍沒有能夠應(yīng)用于沙漠地區(qū)砂土地基的基礎(chǔ)型式。

1 索連板球基礎(chǔ)

索連板球基礎(chǔ)如圖1所示。索連板球基礎(chǔ)施工技術(shù)簡便成熟，開挖少，對地基土擾動小，減少了棄土量，有利于保護生態(tài)環(huán)境，尤其是填補了沙漠地區(qū)砂土地基基礎(chǔ)型式的空白[13]。該基礎(chǔ)主要由水泥土柱、上板、下部球體和錨索4部分構(gòu)成，亦即該新型基礎(chǔ)主要包括：澆筑于砂土地基中的水泥土柱、嵌入地基中的上板、埋于地基深部的下部球體和聯(lián)系上板與下部球體的錨索4部分[14]。索連板球基礎(chǔ)的建成方法：平基并澆筑所述基礎(chǔ)上板；利用高壓旋噴技術(shù)在地基中鉆孔，繼而高壓噴射灌漿澆筑水泥土柱；沿水泥土柱的軸線鉆孔至其底，并在底部進行多次爆破擴孔，形成底部球形空腔；將下端綁扎有抗水炸藥的錨索沿水泥土柱的鉆孔置于底部空腔；用注漿體澆注球形空腔后引爆炸藥，使錨索散開于球形空腔中，注漿體固結(jié)后，錨索底部被錨固；將其頂端與所述上板連接到一起，施加預(yù)應(yīng)力于錨索后，再次用注漿體澆注底部空腔和水泥土柱中的鉆孔，構(gòu)建起所述索連板球基礎(chǔ)。

圖1 基礎(chǔ)示意圖Fig.1 Schematic diagram of

索連板球基礎(chǔ)是一種新型基礎(chǔ)，其抗拔特性、承載力計算、變形破壞機制及模式均缺乏理論分析研究與試驗驗證。為此，本文進行了不同埋深比、球徑及柱徑3個系列的相似模型上拔試驗，并運用FLAC3D有限差分軟件進行了數(shù)值模擬分析，為該新型基礎(chǔ)的設(shè)計施工提供理論支撐。

2 相似模型試驗

由于沙漠環(huán)境惡劣，開展現(xiàn)場試驗困難較大，因而在室內(nèi)開展模型試驗研究。

2.1 相似材料準備

2.1.1 地基土相似材料 結(jié)合沙漠地區(qū)砂土地基的工程特性及工程要求開展研究，地基砂土取自于具有較好代表性的騰格里沙漠民勤縣蔡旗鄉(xiāng)，通過實地勘查，進行砂土取樣和現(xiàn)場原位試驗及室內(nèi)試驗，測得原狀砂土的基本物理力學參數(shù)，如表1所示，試驗中砂土及水泥土相似材料采用的相似常數(shù)見表2。基于長度相似比為10的參數(shù)換算結(jié)果，并結(jié)合原狀砂土物理力學性質(zhì)，最終選用原狀砂土作為地基土相似材料的原材料，通過控制砂土含水率及擊實次數(shù)來配制地基土相似材料，最終確定地基土相似材料為含水率14%、擊實次數(shù)為10擊的重塑砂土，其基本物理力學性質(zhì)見表3。

表1 原狀砂土物理力學性質(zhì)Table1 Physical and mechanical properties of undisturbed sand soil

表2 模型試驗砂土及水泥土采用的相似常數(shù)Table 2 Similarity constants for sand and cement-soil used in model tests

表3 地基土相似材料物理力學性質(zhì)Table 3 Physical and mechanical properties of similar materials of foundation soil

2.1.2 水泥土相似材料 由于索連板球基礎(chǔ)需要應(yīng)用于沙漠地區(qū)砂土地基中，基礎(chǔ)中水泥土柱構(gòu)筑的地基條件為沙漠砂土，查閱水泥土相關(guān)文獻，獲得沙漠砂土地基條件下水泥土的物理力學參數(shù)，見表4?？梢罁?jù)物理力學參數(shù)和相似比，確定水泥土相似材料的物理力學參數(shù)，繼而采用標準砂、重晶石、滑石粉等按照重量比配制水泥土相似材料，通過大量的相似材料配比試驗及試驗結(jié)果的分析，最終獲得了符合試驗要求的水泥土相似材料配比，如表5所示，配置的水泥土相似材料物理力學參數(shù)見表6。

表4 水泥土物理力學性質(zhì)Table 4 Physical and mechanical properties of cement-soil

表5 水泥土相似材料配比
Table 5 Mix ratio of cement-soil similar materials %

編號標準砂重晶石滑石粉石膏硅藻土水泥水129.015.03.99.08.77.327.1

表6 水泥土相似材料物理力學性質(zhì)Table 6 Physical and mechanical properties of cement-soil similar materials

2.2 模型制作

根據(jù)沙漠地區(qū)砂土地基勘察分析以及工程經(jīng)驗可知，原型基礎(chǔ)不會超出面積10 m×10 m、深度為5 m的影響范圍，因而，確定模型試驗的相似比為10，由此確定模型箱的尺寸為1 m×1 m×0.8 m(長×寬×高)。模型箱由角鋼和4 mm厚的鋼板焊接制成，并采用槽鋼焊于箱體四周，以抑制模型箱因側(cè)向土壓力而產(chǎn)生的變形，模型箱示意圖如圖2所示，實景圖如圖3所示。

圖2 模型箱示意圖Fig.2 Schematic diagram of model

圖3 模型箱實景圖Fig.3 Real scene picture of model

為確保試驗中砂土相似材料的含水率滿足試驗要求，需先稱取一定量過篩后的干砂，將其倒入攪拌機內(nèi)攪拌，且邊攪拌邊花灑加水，使干砂在拌和過程中得到均勻濕潤，然后，測定拌和濕潤后砂土的含水率，測得含水率約為14%時，可將其鋪設(shè)到模型箱內(nèi)，作為相似模型試驗的地基。同時，由于鋼球和圓鋼桿的變形很小，可將它們連在一起，分別作為相似模型試驗中索連板球基礎(chǔ)的下部球體和豎向錨索，并在圓鋼桿外套圓管，且所套圓管的軸線與圓鋼桿重合，那么圓管的內(nèi)空可用來構(gòu)筑水泥土柱相似模型。由于相似模型試驗針對基礎(chǔ)抗拔承載性能及其影響因素進行研究，因而豎向抗拔相似模型試驗中，基礎(chǔ)模型制作可不考慮基礎(chǔ)上板。在模型箱的中心位置安置好基礎(chǔ)模型及所述圓管后，即可采用分層夯實的方法鋪設(shè)拌和濕潤后的砂土，從而構(gòu)筑起相似模型試驗的地基及基礎(chǔ)。

圖4 模型制作

2.3 試驗方案

基于索連板球基礎(chǔ)抗拔性能的主要影響因素為埋深比、球徑及水泥土柱直徑，相應(yīng)制定了3個系列的試驗方案，方案編號及基礎(chǔ)模型尺寸見表7，其中，第1系列包含1、2、3號方案，第2系列包含1、4、5號方案，第3系列包含1、6、7號方案。

表7 試驗方案Table 7 The scheme of test

2.4 試驗加載與監(jiān)測

試驗加載裝置主要由砝碼盤、鋼絞線、定滑輪、槽鋼支架及花蘭組成。加載裝置安裝過程如下：首先，將特制的圓形薄鋼板固定于螺紋圓鋼桿上；然后，將鋼絞線一端通過花蘭連接螺紋圓鋼桿，另一端繞過固定于槽鋼支架上的定滑輪并連接砝碼盤懸掛于箱體外；最后，通過改變砝碼量來改變上拔荷載進行試驗加載。由于球體埋置于土體內(nèi)，其位移無法直接測取，因而試驗中將千分表一端放置于連接螺紋圓鋼桿(其變形可忽略不計)的特制圓鋼板上，另一端與固定于模型箱邊框上的磁性表座連接，通過測取螺紋圓鋼桿位移間接測取球體位移，如圖5所示。

圖5 設(shè)備架設(shè)

試驗采用分級加載的方式，通過圓鋼桿對下部球體施加上拔力，為使試驗加載合理，先通過數(shù)值模擬對基礎(chǔ)極限上拔力進行預(yù)估，而后取每級分荷載值為預(yù)估極限上拔力的1/8，每級荷載作用下，基礎(chǔ)位移1 h以內(nèi)不超過0.01 mm，且連續(xù)出現(xiàn)兩次，即視為穩(wěn)定，記錄此時千分表讀數(shù)及所施加荷載量，之后，方可施加下一級荷載。若地表出現(xiàn)裂縫或本級荷載產(chǎn)生的位移是上級荷載產(chǎn)生位移的5倍，可認為基礎(chǔ)失效，此時，荷載為極限上拔荷載；若8級加載完成，仍未破壞，可按照分級加載量繼續(xù)施加，直至基礎(chǔ)失效。

2.5 試驗結(jié)果

2.5.1 荷載-位移曲線特性 在對7組不同尺寸的基礎(chǔ)模型進行室內(nèi)相似模型上拔試驗后，分析其不同上拔力作用下基礎(chǔ)位移的變化，并將試驗中記錄的荷載及其對應(yīng)位移繪制成荷載-位移曲線，如圖6所示。

圖6 荷載-位移曲線

由圖6可見，不同系列荷載-位移曲線發(fā)展趨勢一致，均呈線性增長→平緩→趨于水平的三段式變化，可概化為圖6(d)所示的荷載-位移曲線，對應(yīng)土體上拔過程中的3個變化階段：

初始階段(Ⅰ)，即彈性階段，上拔力較小，上拔力主要用于克服水泥土柱柱側(cè)摩阻力與基礎(chǔ)自重，此階段，位移增速緩慢，隨著上拔力的增大，土體在球體的擠壓作用下產(chǎn)生壓縮變形，荷載-位移曲線呈線性增長。

發(fā)展階段(Ⅱ)，即彈塑性過渡階段，隨著上拔力的進一步增大，球體與土體發(fā)生剪切作用，球體之上的土體發(fā)生剪切破壞，繼而破壞區(qū)域向斜向上擴展，土體在球體的作用下變形壓縮，位移增速明顯增大，曲線趨于平緩。

破壞階段(Ⅲ)，上拔力繼續(xù)增大，破壞區(qū)逐漸發(fā)展至土體上表面，即地面，少量荷載增加引起位移顯著增大并伴隨土體表面隆起，曲線趨于水平，可認為達到極限上拔荷載。

此外，由圖6還可看出，極限上拔荷載與埋深比、球徑、柱徑均呈正相關(guān)關(guān)系，并且極限上拔荷載隨埋深比的變化幅度大于其在球徑影響下的變化幅度，但隨著柱徑的改變，極限上拔荷載沒有產(chǎn)生明顯變化，由此可見，3個影響因素對極限上拔荷載的影響由大到小依次為：埋深比、球徑、柱徑。

2.5.2 極限抗拔承載力系數(shù) 極限抗拔承載力系數(shù)可以很好地反映錨板的抗拔承載特性，在進行砂土地基中球體抗拔研究時，極限抗拔承載力系數(shù)也是一項重要的評價指標[15]。砂土中極限抗拔承載力系數(shù)NC計算公式為

(1)

式中：TU為極限抗拔承載力；A為球體與土體接觸的上表面面積；γ為土體重度；h為基礎(chǔ)埋深。

利用式(1)分別計算7組試驗?zāi)Ｐ偷臉O限抗拔承載力系數(shù)，計算結(jié)果與埋深比、球徑、柱徑的關(guān)系曲線如圖7所示。由圖7(a)可看出，球體與土體接觸面積不變時，極限抗拔承載力系數(shù)隨埋深比先增大后減小，并且在埋深比為2時達到峰值，此時，基礎(chǔ)承載效率最高。由圖7(b)、(c)可看出，極限抗拔承載力系數(shù)與球體直徑呈負相關(guān)關(guān)系，與水泥土柱直徑呈正相關(guān)關(guān)系。

圖7 極限抗拔承載力系數(shù)變化曲線Fig.7 Variation curves of ultimate uplift bearing

2.5.3 土體表面破壞 隨著上拔力的增大，基礎(chǔ)位移不斷增大，土體表面會出現(xiàn)環(huán)向和徑向裂縫，且裂縫隨著上拔力逐漸接近極限承載力而逐漸增多，當上拔力達到極限抗拔承載力時，基礎(chǔ)位移突增并伴隨水泥土柱周圍土體隆起，土體表面出現(xiàn)以水泥土柱為中心的環(huán)向裂縫，形成圓形破裂面，同時，在破裂面內(nèi)外出現(xiàn)不連續(xù)的次級裂縫，如圖8所示。對主破裂面半徑進行測量并記錄，其與埋深比、球徑及柱徑的關(guān)系曲線如圖9所示。圖9中曲線變化趨勢一致，土體表面主破裂面半徑與埋深比、球徑、柱徑均呈負相關(guān)關(guān)系。

3 數(shù)值模擬計算

由于索連板球基礎(chǔ)是一種新的基礎(chǔ)型式，筆者不僅利用相似模型試驗對其抗拔承載力、位移及地基主破裂面半徑進行了研究，同時，對相似模型試驗的上拔過程進行了模擬計算，并將數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果進行對比分析。

3.1 基礎(chǔ)模型的建立

利用FLAC3D建立數(shù)值計算模型，并對柱體與球體交接處進行優(yōu)化，使其更接近試驗?zāi)Ｐ停捎脙?nèi)置的六面體隧道外圍漸變放射網(wǎng)格建立土體模型，并且隨著與基礎(chǔ)距離的增大，網(wǎng)格尺寸以1.1比率逐漸增大，典型的模型網(wǎng)格劃分如圖10所示。將地基土體作為彈塑性材料，遵從Mohr-Coulomb屈服準則，數(shù)值計算所采用的地基土物理力學參數(shù)均通過現(xiàn)場取樣測試，然后按相似比換算而來。理論上，砂土的黏聚力為0，但水的表面張力致使其存在假黏聚力，測得原狀砂土假黏聚力為1.25～12.5 kPa，故數(shù)值計算中土體黏聚力取值為1.25 kPa，數(shù)值模擬計算參數(shù)見表8。

圖10 地基土及基礎(chǔ)模型網(wǎng)格劃分圖Fig.10 Grid division diagram of foundation soil

名稱重度/(kN·m-3)內(nèi)摩擦角/(°)黏聚力/kPa泊松比彈性模量/MPa重塑砂土17.53501.250.3802.0水泥土18.03067.800.2269.2混凝土25.00.203×103

3.2 計算結(jié)果分析

基于相似模型試驗方案，對基礎(chǔ)上拔過程進行數(shù)值模擬計算，試驗與數(shù)值模擬所得荷載-位移曲線的對比如圖11所示。

圖11 試驗與數(shù)值模擬荷載-位移曲線對比圖Fig.11 Comparisons of load-displacement curves between

由圖11可以看出，試驗與數(shù)值模擬結(jié)果具有較好的一致性，但加載后期上拔力較大時，數(shù)值模擬位移值明顯大于試驗位移值。原因可能是：1)數(shù)值模擬中，地基土視為均質(zhì)，而模型試驗采用分層夯實地基土，土體的物理力學性能存在分層現(xiàn)象；2)儀表讀數(shù)誤差、人工操作誤差等都可能使試驗結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果產(chǎn)生偏差；3)試驗中，當?shù)乇沓霈F(xiàn)裂縫或此級荷載產(chǎn)生位移是上級荷載產(chǎn)生位移的5倍時，即認為已達基礎(chǔ)承載極限，而數(shù)值模擬計算中，在地表出現(xiàn)剪切塑性區(qū)后仍可繼續(xù)加載，直至剪切塑性區(qū)發(fā)展至土體表面形成貫通破壞，此過程中，荷載基本不變而位移持續(xù)增大，因而，數(shù)值模擬計算所得位移明顯大于試驗位移值。

如圖11(b)所示，埋深比為2的情況下，數(shù)值模擬位移值大于試驗位移值，分析原因為，試驗采用分層夯實的方法鋪筑地基，在進行上層土夯實時，下層已經(jīng)夯實的土體在已達到相似地基土參數(shù)的情況下，又受到夯實作用及上層土的下壓作用，導致下層土體較上層土體更密實。不同深度土體物理力學性質(zhì)存在差異，即使同層土體也無法做到絕對均勻夯實，而數(shù)值模擬計算采用的是上層土體參數(shù)且假定土體均勻，計算理想化。

4 結(jié)論

基于索連板球基礎(chǔ)這一新的抗拔基礎(chǔ)型式，采用試驗和數(shù)值模擬計算相結(jié)合的方法，對其在沙漠砂土地基條件下的承載特性及其影響因素以及地基的變形演化規(guī)律進行研究，并探討了土體表面主破裂面半徑與其影響因素的關(guān)系，將數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果進行對比分析，所得結(jié)論如下：

1)室內(nèi)相似模型試驗得到的荷載-位移曲線呈線性增長→平緩→趨于水平的變化趨勢，與上拔過程中土體變形演化3階段相對應(yīng)。

2)基礎(chǔ)極限上拔荷載與埋深比、球徑及水泥土柱直徑的變化均呈正相關(guān)關(guān)系，且三者對極限上拔荷載的影響從大到小依次為：埋深比、球徑、柱徑。

3)極限抗拔承載力系數(shù)隨埋深比增大呈先增大后減小的變化趨勢，埋深比為2時，基礎(chǔ)承載效率最高；極限抗拔承載力系數(shù)與球體直徑呈負相關(guān)關(guān)系，與水泥土柱直徑呈正相關(guān)關(guān)系；土體表面主破裂面半徑與埋深比、球徑及水泥土柱徑均呈負相關(guān)關(guān)系。