水平單調(diào)加載下新型組合式螺旋錨復(fù)合地基基本力學(xué)性能

劉利民,王治偉,高明德,葉永明,閻 石,張曰果

(1. 遼寧電力勘測設(shè)計院有限公司,遼寧 沈陽 110179; 2. 沈陽建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽 110168)

0 引言

關(guān)于普通錨地基在水平荷載作用下的基本力學(xué)性能的研究已經(jīng)取得豐碩的成果,主要集中在錨盤與土體相互作用[5]、軸向承載力[6-7]、受力性能和破壞機(jī)制[8-12]、剛度和變形性能[3,13]、臨近埋深[14-15]等方面,但缺少大型試驗驗證[16]。一些學(xué)者對螺旋錨地基水平振動特性[17-18]和特殊氣候條件下的性能等進(jìn)行了研究[19-20]。研究成果均表明,在水平荷載作用下,錨盤(錨桿)與土體之間的相互作用對其受力性能和破壞機(jī)理有重要影響;在加載過程中, 土體的應(yīng)力狀態(tài)及其分布規(guī)律也在不斷變化; 通過臨界埋深率可以區(qū)分淺埋和深埋2種截然不同的受力狀態(tài)等。其中,其水平承載力和剛度相對較低已經(jīng)成為共識,該問題有待于進(jìn)一步解決。然而,由于土體受力機(jī)理復(fù)雜性與高度非線性等原因,目前還沒有一種有效的解決方法。

本文提出一種新型組合式螺旋錨(簡稱組合錨)基礎(chǔ),并進(jìn)行了組合錨復(fù)合地基水平單調(diào)遞增加載試驗和全過程有限元分析,重點研究破壞模式、水平極限承載力和剛度及主要影響因素等,并與普通錨地基的水平靜力性能進(jìn)行對比分析。

1 組合錨地基原位靜載試驗

1.1 組合錨的組成與施工方法

所提出的組合錨的組成形式如圖1所示。施工時,先旋進(jìn)小螺旋錨到指定埋深,如圖1(a)所示;后旋進(jìn)大螺旋錨,挖出大螺旋錨內(nèi)土體并在高度為L/3和2L/3處焊接兩層連接鋼筋,如圖1(b)所示;再在大螺旋錨鋼筒內(nèi)灌注C25混凝土;最后,形成局部組合螺旋錨,如圖1(c)所示,其特點是具有較大的水平承載力和剛度。

圖1 新型組合錨基礎(chǔ)示意圖Fig. 1 Schematics of an innovative composite helical anchor foundation

1.2 試驗現(xiàn)場地質(zhì)條件

試驗?zāi)康氖球炞C所提出的組合錨地基的強(qiáng)度和變形性能,為此,選取某輸電線路工程中的一組組合錨地基為原位試驗對象,對其進(jìn)行了原位水平循環(huán)加載試驗。試驗場地如圖2所示,主要地層巖土參數(shù)如表1所示。

圖2 螺旋錨基礎(chǔ)原位試驗現(xiàn)場Fig. 2 Test site of helical pile foundation in-situ表1 螺旋錨地基試驗土質(zhì)參數(shù)Table 1 Soil parameters in the helical anchor foundation test土質(zhì)類別密度/(kg/m3)彈性模量/MPa泊松比內(nèi)摩擦角/(°)剪脹角/(°)黏聚力/kPa粉質(zhì)黏土1 920800.328310

1.3 試驗工程概況

試驗用組合錨大小錨外徑分別為600、140 mm,錨長9.8 m,鋼制錨桿等級為Q355B,大小錨桿用等級為C25的混凝土連接,樁端的椎體為實心,錨盤旋轉(zhuǎn)360°,小錨盤螺距為0.35倍直徑,大錨盤螺距為0.25倍直徑,組合錨基礎(chǔ)外形結(jié)構(gòu)設(shè)計圖如圖3所示。其中,大小螺旋錨的筒壁厚度為8 mm,錨盤板厚為10 mm。

圖3 新型組合錨基礎(chǔ)設(shè)計圖Fig. 3 Design drawing of the innovative composite helical anchor foundation

為了驗證所設(shè)計的組合錨是否滿足設(shè)計需求,設(shè)計院根據(jù)工程經(jīng)驗和國外相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)及最新的螺旋錨設(shè)計規(guī)范,制定了試驗計劃,當(dāng)水平最大位移達(dá)到25 mm且最大水平荷載達(dá)到70 kN時,可以停止試驗,可以滿足工程需求。

1.4 試驗檢測設(shè)備及方法

組合錨水平加載試驗采用RS-JYC樁基靜載荷測試分析系統(tǒng),自動加載、判穩(wěn)和卸載,全過程自動實時記錄。采用XZBZ70超高壓油泵、1 000 kN千斤頂提供水平推力。采用單向多循環(huán)加載法,由2根相同組合錨相互對頂進(jìn)行。分級荷載為14 kN,逐級等量加載。每級加載后恒載4 min,測讀水平位移,然后卸載至0,停2 min后測量水平位移。如此循環(huán)5次,完成一級荷載的位移觀測。試驗不得中間停頓,直至達(dá)到終止加載條件,水平加載試驗原理如圖4所示。

文化是指人類在社會歷史發(fā)展過程中制造的物質(zhì)財富和精神財富的總和,是一個復(fù)合體，包括知識、信仰、道德、法律、藝術(shù)、風(fēng)俗以及人作為社會成員而獲得的能力和習(xí)慣。班級文化建設(shè)是指班級成員創(chuàng)設(shè)文化環(huán)境、文化制度、文化關(guān)系等來熏陶和培育集體成員的一系列活動，它是班級成員在多種文化相互吸納相互促進(jìn)的文化過程。它是班級全體師生共同創(chuàng)造的財富，是全體師生共同勞動的結(jié)晶，也是一個動態(tài)的、發(fā)展的系統(tǒng)工程，它的主體是學(xué)生。

圖4 水平加載試驗原理圖Fig. 4 Test schematic under lateral loading表2 水平荷載-位移關(guān)系主要參數(shù)Table 2 Key parameters of lateral load-displacement relationship最大荷載/kN對應(yīng)水平位移量/mm70 kN對應(yīng)水平位移量/mm1548.651.90

1.5 試驗結(jié)果及分析

當(dāng)組合錨地基水平加載試驗加載至154 kN時,考慮到此荷載已完全滿足工程要求,終止試驗。試驗所得的水平荷載-時間-位移曲線與水平荷載-位移曲線如圖5所示,其中,圖5(a)中的δ為組合錨頂部水平位移量,P和t分別為水平荷載和加載時間;圖5(b)中水平位移量為施加每個分級荷載循環(huán)5次的平均值,水平荷載-位移關(guān)系主要參數(shù)表如表2所示。

圖5 水平荷載-時間-位移曲線Fig. 5 Horizontal load-time-displacement curve

試驗結(jié)果表明,組合錨地基抗推剛度較普通螺旋錨有顯著增加。另外,該荷載-位移曲線明顯分為2個階段,第1階段為0～70 kN,該階段表現(xiàn)出明顯的線性特征,可認(rèn)為土體在彈性范圍內(nèi)工作;第2階段為70～154 kN,該階段表現(xiàn)出一定的非線性特征,剛度略有減小,變形增長加快。該水平荷載-位移曲線可用于驗證有限元分析模型的有效性。

2 普通螺旋錨水平承載能力

為了說明螺旋錨基礎(chǔ)的水平受力機(jī)理,繪制出普通螺旋錨基礎(chǔ)在水平荷載作用下處于承載能力極限狀態(tài)時的受力簡圖,如圖6所示。通常,螺旋錨所受到的水平阻力包括錨桿水平阻力、螺旋錨盤上下偏轉(zhuǎn)邊的阻力、錨盤表面的摩擦阻力。利用靜力平衡方程,可以求出螺旋錨的旋轉(zhuǎn)點位置X和極限荷載P[3],假設(shè)X位于第2塊和第3塊錨盤之間,則

P=cud(18X-10.5d-9l)

(1)

X=-e+[(324d2e2+36dM)0.5/18d]

(2)

式中,cu為黏土的抗剪強(qiáng)度;M的值按文獻(xiàn)[3]計算,其他符號的物理意義如圖6所示。

圖6 普通螺旋錨承載能力極限狀態(tài)下受力簡圖[3]Fig. 6 Schematic of ordinary helical anchor under ultimate lateral bearing capacity state

螺旋錨地基水平抗推剪承載力隨埋入深度和土層抗剪強(qiáng)度的增加而增加,亦隨錨盤數(shù)量的增加而增加。另外,由于所提出的新型組合錨地基相當(dāng)于局部增加了錨桿直徑,對提高水平阻力有顯著效果。

3 有限元計算與結(jié)果分析

由于組合錨地基受力較為復(fù)雜及全過程受力分析的需要,通過大型有限元軟件ABAQUS對本次試驗進(jìn)行數(shù)值計算,建立組合錨地基有限元模型并進(jìn)行分析,旨在驗證有限元模型的正確性和有效性,并分析水平荷載作用下強(qiáng)度和變形等基本規(guī)律。

3.1 有限元模型的建立

螺旋錨的形式和具體尺寸如圖3所示,在建立組合錨地基有限元模型時,采用相對復(fù)雜的螺旋錨盤建模方式,利用旋轉(zhuǎn)方式建立錨盤模型,如圖7所示。

圖7 螺旋盤有限元模型Fig. 7 Helical plate finite element model

大小錨桿用C25混凝土連接,錨桿與混凝土采用接觸綁定形式。建立土體模型時,分層建模,用實體切割實體的方法將土體切出錨桿、錨盤的形狀進(jìn)行接觸設(shè)置。錨與土表面相互作用采用通用接觸,接觸屬性切向行為取罰函數(shù),摩擦系數(shù)取0.14[16],法向行為采用“硬”接觸。整體計算模型為一個圓柱形,直徑為5 m,高19.8 m, 整體單元共計34 822個,節(jié)點總數(shù)共計44 745個,單元類型為六面體C3D8R。將土體模型的邊界距離設(shè)置為10倍以上的錨盤直徑,以消除土體邊界條件的影響。在模型底部完全固定,上表面完全自由,側(cè)面只允許沿豎向平移,但不允許轉(zhuǎn)動,設(shè)置約束條件為U1=U2=UR3=0。錨桿頂部設(shè)置耦合點來施加荷載,再進(jìn)行地應(yīng)力平衡設(shè)置。網(wǎng)格劃分時,對螺旋錨周圍一定范圍內(nèi)土體采用網(wǎng)格加密處理。土體網(wǎng)格劃分如圖8所示。

圖8 土體網(wǎng)格單元劃分Fig. 8 Soil mesh element division

3.2 模型參數(shù)的選取

在模型驗證環(huán)節(jié),模型尺寸和材料屬性均與試驗相同。土體亦采用六面體C3D8R實體單元。假設(shè)土體為均質(zhì)、連續(xù)、各向同性彈塑性的材料,其本構(gòu)關(guān)系和強(qiáng)度準(zhǔn)則服從Mohr-Coulomb模型,楊氏模量為80 MPa。錨盤和錨桿均采用彈塑性本構(gòu)模型,混凝土采用規(guī)范建議的模型。鋼材和混凝土的材料參數(shù)如表3所示。

表3 鋼材和混凝土材料參數(shù)表Table 3 Parameters of steel and concrete materials

3.3 有限元模型的正確性驗證

在進(jìn)行有限元建模時,在錨桿頂端耦合點施加水平單調(diào)遞增位移,通過位移控制進(jìn)行受力分析,得到組合錨的水平荷載-位移曲線,并將模擬曲線與現(xiàn)場試驗曲線進(jìn)行對比,如圖9所示。

圖9 組合錨地基水平荷載-位移對比曲線Fig. 9 Comparison curves of lateral load and displacement of composite helical anchor foundation

在模擬過程中,螺旋錨受到的最大水平位移設(shè)置為50 mm。由圖9可見,在位移為8 mm之前,試驗與模擬吻合較好,說明有限元的模擬是正確的。在位移為8 mm之后,兩結(jié)果有一定的誤差,尤其在因滿足工程需要而停止試驗前。對比試驗和全過程有限元分析的結(jié)果,兩曲線的趨勢是一致的,但試驗荷載僅達(dá)到極限荷載約70%,還有足夠大的安全儲備。

3.4 組合錨地基水平承載力與剛度及破壞模式

為了對比組合錨地基與普通錨地基在水平荷載作用下基本力學(xué)性能的差異,分別建立了2個有限元模型,如圖10所示。2個模型除頂部大螺旋錨部分不同外,其他部分均相同。

圖10 普通式與組合錨示意圖Fig. 10 Schematics of ordinary and composite helical anchor foundations

在單調(diào)遞增水平荷載下組合錨地基荷載-位移曲線,如圖11所示。

圖11 單調(diào)遞增水平荷載下組合錨地基荷載-位移曲線Fig. 11 Force-displacement curve of composite helical anchor foundation under monotonic lateral loading

該曲線由3個部分組成:1)從加載位移開始到第1拐點(P1/Pu≈ 30%),范圍在P/Pu≈ 0～30%之間,抗剪剛度較大,外荷載主要由螺旋錨上部的大錨桿承擔(dān)。螺旋錨結(jié)構(gòu)的最大Mises應(yīng)力(約57.3 MPa)出現(xiàn)在錨端頂部。此時,土體屈服區(qū)如圖12(a)所示,通過等效塑性應(yīng)變PEEQ提供屈服標(biāo)識AC Yield,說明周圍土體屈服范圍較小,絕大多出處于彈性狀態(tài);2)從第1拐點P1到第2拐點(P2/Pu≈ 90%)之間,范圍在P/Pu≈ 30%～90%之間,屬于正常使用階段,剛度逐漸降低。螺旋錨結(jié)構(gòu)的最大Mises應(yīng)力(約271.1 MPa)出現(xiàn)在大錨桿錨端下部,螺旋錨結(jié)構(gòu)仍處于彈性狀態(tài);此時,大錨盤上部與下部土體屈服區(qū)域已大部分連通,并且連通到了地表,形成了貫通帶,如圖12(b),可以認(rèn)為土體將進(jìn)入臨近剪切破壞狀態(tài)。3)從第2拐點P2到承載力極限狀態(tài)(Pu)之間,范圍在P/Pu≈ 90%～100%之間,屬于臨近破壞狀態(tài)。螺旋錨結(jié)構(gòu)的最大Mises應(yīng)力(約356 MPa)出現(xiàn)在大錨桿錨端下部,材料仍處于彈性狀態(tài);此時,大錨盤上、下部土體的屈服范圍更大、更廣,如圖12(c),更大范圍土體發(fā)生剪切破壞。在下錨盤處周圍,存在螺旋錨“提拉效應(yīng)”,但在兩錨盤之間土體屈服區(qū)域沒有形成貫通帶,可以認(rèn)為土體產(chǎn)生局部剪切破壞,顯示出深埋破壞的特點。

組合錨地基水平承載力極限狀態(tài)應(yīng)力云圖如圖13所示。為了說明在承載能力極限狀態(tài)下,組合錨各部件對極限承載能力的貢獻(xiàn),分別提取各部件所分擔(dān)的水平內(nèi)力。結(jié)果表明,水平承載力達(dá)到極限值Pu為179.7 kN。其中,大錨桿和小錨桿分別承擔(dān)極限水平荷載約59.2%(106.4 kN)和18.6%(33.5 kN),大錨盤和小錨盤(總和)分別占極限水平荷載約0.4%(0.7 kN)和25.5%(45.9 kN)。為了簡化分析過程,對于錨盤水平摩擦力,首先求出該面上的豎向平均應(yīng)力,在乘上該面投影面積,再乘摩擦系數(shù);對于大、小錨桿,直接提取接觸應(yīng)力導(dǎo)致的合力。計算過程中有一定的誤差,最終計算結(jié)果比實際結(jié)果大約3.8%。由此可見,增設(shè)大錨桿是其水平承載能力提高的主要原因。

圖13 組合錨地基水平承載力極限狀態(tài)應(yīng)力云圖Fig. 13 Stress cloud of lateral ultimate bearing capacity of composite helical anchor foundation

另外,為了比對組合錨地基和普通錨地基在水平加載下基本力學(xué)性能的異同,將相關(guān)的荷載-位移曲線放在同一圖中,如圖14所示。

圖14 普通錨與組合錨地基水平荷載-位移曲線對比圖Fig. 14 Comparison curves of lateral load and displacement of ordinary and composite helical anchor foundations

與普通錨地基相比,組合錨地基的水平承載能力提高了2倍,初始剪切剛度提高了約4倍,剪切剛度為單位水平變形需要力的大小,即P-δ曲線的原點斜率,水平靜力性能有了顯著的改善。其中,大錨桿發(fā)揮了重要作用。另外,影響組合錨地基水平承載力與剛度及破壞模式因素較多,主要包括組合錨形式、組合錨材性和土體特性等。其中,組合錨埋深率(埋置深度l和錨盤直徑d的比值)、錨體和土質(zhì)材性的影響較大。由于篇幅限制,這里不再贅述。

4 結(jié)論

提出一種新型組合錨復(fù)合地基,并分別進(jìn)行了現(xiàn)場原位循環(huán)水平加載試驗和單調(diào)遞增水平加載下的有限元分析,取得如下主要結(jié)論。

1)在水平極限荷載狀態(tài)下,新型組合錨地基的破壞始于大螺旋錨下部土體的剪切破壞。

2)與同樣的普通錨相比,新型組合錨地基的水平靜力性能有了顯著的改善,其水平承載力提高了約2倍,初始水平抗剪剛度提高了約4倍。

3)大錨桿對水平抗剪承載力的貢獻(xiàn)約占總量的60%。大錨桿的設(shè)置是提高組合錨地基水平承載力和剛度的主要原因。