高原山區(qū)微型樁群樁基礎(chǔ)抗拔性能研究

李基順,代 磊,伍禹安,蘭 天,王 語(yǔ),孫 杰

(1.四川蜀能電力有限公司,四川 成都 610059;2.地質(zhì)災(zāi)害防治與地質(zhì)環(huán)境保護(hù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(xì)石混凝土組成,其概念是20世紀(jì)50年代由意大利Fondile公司的Lizzi提出,可應(yīng)用于基礎(chǔ)托換,修復(fù)歷史建筑物[1-3]。近年來(lái),微型樁基礎(chǔ)因其具有施工安全方便、工期短、占地面積小、造價(jià)合理等優(yōu)點(diǎn),逐漸被引入高原山區(qū)的輸電線(xiàn)路工程中[4-9],由于微型樁基礎(chǔ)在輸電線(xiàn)路工程應(yīng)用時(shí)的抗拔性能是其重要性能之一,因此許多國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)、室內(nèi)試驗(yàn)以及數(shù)值模擬等對(duì)其抗拔性能及影響因素進(jìn)行了研究。呂凡任等[10]在軟土地基中對(duì)微型樁進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)抗拔試驗(yàn),結(jié)果表明:將其布置為斜樁的形式能有效提高微型樁基礎(chǔ)的抗拔性能。Misra等[11-12]通過(guò)建立理想的彈塑性模型,提出了一個(gè)適合微型樁極限抗拔承載力的理論公式。鄭衛(wèi)峰等[13]對(duì)桿塔基礎(chǔ)微型樁單樁、群樁進(jìn)行了抗拔、水平、抗壓現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)以研究其載荷-位移特性、施工工藝等,結(jié)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(qiáng)其抗傾覆能力。黃俊等[14]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)并利用Plaxis 3D有限元軟件,分析樁長(zhǎng)、樁徑及二次注漿等對(duì)微型樁的抗拔性能的影響。

目前,國(guó)內(nèi)外雖然對(duì)微型樁抗拔性能已有初步研究,但對(duì)于高原山區(qū)微型樁基礎(chǔ)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(chǔ)的抗拔性能,在施工場(chǎng)地開(kāi)展了微型樁群樁基礎(chǔ)原位足尺抗拔試驗(yàn)研究。針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)原位試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)抗拔性能不足的情況,本文采用將基樁改為斜樁的方式來(lái)提高微型樁基礎(chǔ)抗拔性能,通過(guò)ABAQUS有限元軟件對(duì)不同傾角下的微型樁基礎(chǔ)進(jìn)行模擬,將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合來(lái)驗(yàn)證所建模型的可靠性,對(duì)微型樁斜樁基礎(chǔ)不同傾角下的抗拔承載力、樁身軸力及樁側(cè)摩阻力等進(jìn)行進(jìn)一步分析,為今后高原山區(qū)桿塔微型樁群樁基礎(chǔ)的應(yīng)用提供一定依據(jù)。

1 試驗(yàn)

1.1 場(chǎng)地地層條件

試驗(yàn)場(chǎng)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(tái)地,場(chǎng)地地層結(jié)構(gòu)較為簡(jiǎn)單,地層巖性變化較小,構(gòu)成地基土主要為第四系的含碎石粉質(zhì)黏土和含粉質(zhì)黏土碎石,對(duì)現(xiàn)場(chǎng)采集的原狀樣進(jìn)行強(qiáng)度試驗(yàn),部分結(jié)果如表1所示。

表1 地基土原狀樣的抗剪強(qiáng)度特征

根據(jù)《巖土工程勘察規(guī)范》[15]和《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》[16],并結(jié)合該地區(qū)工程經(jīng)驗(yàn),該場(chǎng)地地基土物理力學(xué)性質(zhì)見(jiàn)表2。

表2 土層物理力學(xué)性質(zhì)參數(shù)

1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)及方法

本試驗(yàn)群樁基礎(chǔ)采用實(shí)際工程設(shè)計(jì)尺寸進(jìn)行研究,群樁基礎(chǔ)尺寸為樁長(zhǎng)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(tái),樁數(shù)為4根,基樁均采用C35混凝土,預(yù)估群樁基礎(chǔ)試驗(yàn)最大荷載加載值為2 000 kN。

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

微型樁2×2型群樁基礎(chǔ)現(xiàn)場(chǎng)原位試驗(yàn)加載裝置見(jiàn)圖1。

圖1 加載裝置

樁頂上拔值采用位移檢測(cè)裝置進(jìn)行測(cè)量,本試驗(yàn)采用采集范圍為0～50 mm的電子數(shù)顯百分表,檢測(cè)精度為0.01 mm,布置方式為在立柱頂部四周均勻布置4個(gè)位移計(jì)。樁基礎(chǔ)抗拔試驗(yàn)位移計(jì)現(xiàn)場(chǎng)布置如圖2所示。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

隨著上拔荷載不斷加大,布置在基礎(chǔ)頂部的千斤頂逐漸頂出,當(dāng)施加到1 600 kN,即荷載級(jí)數(shù)為8時(shí),微型樁基礎(chǔ)承臺(tái)土層表面裂隙迅速發(fā)展;當(dāng)荷載施加到1 800 kN時(shí),承臺(tái)四周出現(xiàn)明顯被拔起的痕跡,基礎(chǔ)四周土體出現(xiàn)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(yàn)樁周土裂紋局部發(fā)育

群樁基礎(chǔ)的抗拔試驗(yàn)荷載-位移曲線(xiàn)如圖4所示。由圖4可以看出:當(dāng)荷載大于1 600 kN時(shí),荷載-位移曲線(xiàn)的變化速度顯著增快,曲線(xiàn)存在明顯拐點(diǎn)。因此,群樁基礎(chǔ)的抗拔承載力確定為1 600 kN,對(duì)應(yīng)的承載力特征值為800 kN。

圖4 抗拔試驗(yàn)荷載-位移曲線(xiàn)

本次試驗(yàn)在還沒(méi)施加到預(yù)估極限荷載值(2 000 kN)時(shí),在第8級(jí)荷載就產(chǎn)生陡降,其極限承載力為1 600 kN,實(shí)測(cè)結(jié)果并未滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。由于進(jìn)行重復(fù)大量的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)成本較高,因此采用ABAQUS有限元軟件對(duì)微型樁群樁基礎(chǔ)抗拔試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬,并與現(xiàn)場(chǎng)原位試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較驗(yàn)證后,再進(jìn)一步研究微型樁群樁基礎(chǔ)抗拔性能。

3 微型樁群樁基礎(chǔ)抗拔承載力的數(shù)值模擬

3.1 模型建立及參數(shù)選取

采用ABAQUS有限元軟件對(duì)微型樁群樁基礎(chǔ)進(jìn)行建模分析,地基采用Mohr-Coulomb彈塑性材料,將微型樁群樁基礎(chǔ)定義為彈性模型,模型的水平計(jì)算寬度可取為承臺(tái)寬度的5～8倍,計(jì)算深度為樁長(zhǎng)的2倍[18],具體計(jì)算尺寸為15 m×15 m,計(jì)算深度為16 m,微型樁群樁基礎(chǔ)尺寸與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)完全相同。根據(jù)地質(zhì)條件分析,邊界條件為兩側(cè)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(duì)面接觸,接觸面的摩擦方式采用罰摩擦計(jì)算方法,樁-土摩擦系數(shù)(φ)一般選取為0.75～1.00[19-22],由于本次試驗(yàn)為人工挖孔,側(cè)壁粗糙,因此φ取與地基土相同值。結(jié)合選取的上述模型參數(shù)范圍、介質(zhì)條件,采用六面體八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元(C3D8)網(wǎng)格對(duì)群樁基礎(chǔ)模型進(jìn)行劃分,模型的網(wǎng)格劃分如圖5所示,樁周土體網(wǎng)格10 252個(gè),群樁網(wǎng)格4 860個(gè)。對(duì)現(xiàn)場(chǎng)鉆孔取樣后進(jìn)行土工試驗(yàn),具體土體參數(shù)如表3所示。

圖5 整體模型及微型樁群樁基礎(chǔ)網(wǎng)格示意

表3 土工試驗(yàn)相關(guān)參數(shù)選取

土體壓縮模量則由現(xiàn)場(chǎng)標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)根據(jù)式(1)和(2)進(jìn)行計(jì)算[23-24]。

Es=(1.0～1.2)N

(1)

Es=0.712z+0.25N+ηs

(2)

式中:N為標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗(yàn)實(shí)測(cè)擊數(shù);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(shù),按表4取值。

表4 壓縮模量換算系數(shù)(ηs)

結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)勘察資料進(jìn)行綜合取值,得到現(xiàn)場(chǎng)粉土質(zhì)礫和粉土質(zhì)礫土層壓縮模量分別為15.2和20.0 MPa。

3.2 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果

圖6為通過(guò)以上建模過(guò)程后計(jì)算所得結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的荷載-位移對(duì)比曲線(xiàn)。

圖6 數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)荷載-位移對(duì)比曲線(xiàn)

由圖6可以看出:由ABAQUS模擬所得總體沉降量略大于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果,但整體上基本吻合,當(dāng)樁頂上拔荷載達(dá)到1 600 kN以后,現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的荷載-位移曲線(xiàn)的變化速度顯著增快,與數(shù)值模擬基樁承受抗拔力作用下的荷載-位移曲線(xiàn)基本相同,在上拔力達(dá)到極限荷載后都會(huì)有一個(gè)明顯的拐點(diǎn)。因此,運(yùn)用本文建模方法對(duì)微型樁群樁基礎(chǔ)進(jìn)行抗拔性能模擬分析所得結(jié)果是可靠的。

4 不同傾角下斜樁基礎(chǔ)計(jì)算結(jié)果分析

由于微型樁2×2群樁基礎(chǔ)抗拔承載力不能達(dá)到設(shè)計(jì)要求,因此以上文計(jì)算參數(shù)為基礎(chǔ),通過(guò)將布置方式改為斜樁,傾斜方式為沿對(duì)角線(xiàn)傾斜來(lái)進(jìn)一步研究?jī)A角為5°、10°、15°、20°、25°時(shí),微型樁群樁基礎(chǔ)抗拔性能的變化,基礎(chǔ)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(jì)算結(jié)果分別如圖8和9所示。

圖7 微型樁斜樁基礎(chǔ)布置

圖8 不同傾角下的荷載-位移曲線(xiàn)

4.1 傾角對(duì)抗拔承載力的影響

由圖8和9可以看出:當(dāng)微型樁群樁基礎(chǔ)基樁布置形式為直樁時(shí),在樁頂荷載作用下的荷載-位移為接近垂直的陡降曲線(xiàn);將布置形式改為斜樁后,隨著傾角的增大,荷載-位移曲線(xiàn)則越來(lái)越平緩。在傾角逐漸變大的過(guò)程中,微型樁群樁基礎(chǔ)的極限抗拔承載力呈現(xiàn)先明顯提高而后減小的趨勢(shì);當(dāng)傾角≥20°時(shí),再繼續(xù)增大傾角,其極限抗拔承載力會(huì)出現(xiàn)不增反減的情況。因此,對(duì)于承受上拔荷載作用下的微型樁群樁基礎(chǔ),在布置斜樁時(shí)并不是傾角越大越好,而是存在一個(gè)最優(yōu)角度,這是由于當(dāng)樁身傾斜過(guò)大后,基樁在上拔荷載作用下產(chǎn)生的彎矩會(huì)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(guò)大會(huì)導(dǎo)致樁身上部土體減少,使得微型樁群樁基礎(chǔ)抗拔承載性能變?nèi)?并且傾角較大會(huì)限制樁體沿軸向發(fā)生位移,進(jìn)而使側(cè)摩阻力不能得到充分發(fā)揮。而當(dāng)傾角<20°時(shí),斜樁彎曲變形和樁-土相對(duì)位移都較為明顯,抗拔承載性能由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)變?yōu)闃秱?cè)摩阻力與基礎(chǔ)上部土體自重同時(shí)分擔(dān),因此,在由直樁改為斜樁后,抗拔承載力會(huì)發(fā)生明顯提高。由圖9可以更直觀(guān)看到:極限抗拔承載力隨著傾角增大而增大,但當(dāng)傾角≥20°后,極限抗拔承載力呈現(xiàn)出下降的趨勢(shì)。

圖9 不同傾角下的極限抗拔承載力

4.2 傾角對(duì)樁身軸力的影響

沿微型樁群樁基礎(chǔ)基樁的樁身軸力可按式(3)進(jìn)行換算[25]。

(3)

圖10為微型樁群樁基礎(chǔ)基樁不同傾角和極限荷載作用下的樁身軸力分布曲線(xiàn)。由圖10可以看出:當(dāng)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(xiàn)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(dāng)把布置形式改為斜樁后,其最大軸力位置由直樁接近樁頂?shù)奈恢米優(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(xiàn)明顯驟減再增大,繼而緩慢減小的現(xiàn)象,并且這種現(xiàn)象會(huì)隨著傾角的增大而變得越來(lái)越顯著。分析最大軸力位置改變的原因是,由于當(dāng)直樁變?yōu)樾睒逗?在上拔荷載作用下,基樁上半部分會(huì)發(fā)生明顯的彎曲變形,致使其一側(cè)土體受壓并隆起,導(dǎo)致該部分土體相對(duì)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(dòng)土壓力,因此導(dǎo)致其最大樁身軸力并未出現(xiàn)在樁頂;而對(duì)于沿樁身深度為2.3～4.8 m處樁身軸力驟減的現(xiàn)象,這是由于上半部分彎曲變形對(duì)土體的擠壓作用使得樁側(cè)土的側(cè)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(xiàn)基本一致后,再隨著側(cè)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(duì)樁側(cè)摩阻力的影響

在上拔荷載作用下,斜樁上部分區(qū)域會(huì)擠壓一側(cè)土體產(chǎn)生隆起,這也導(dǎo)致一側(cè)土體由靜止土壓力轉(zhuǎn)變?yōu)楸粍?dòng)土壓力,而另一側(cè)則必然由靜止土壓力變?yōu)榱酥鲃?dòng)土壓力,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(lái)計(jì)算微型樁群樁基礎(chǔ)的平均側(cè)摩阻力。

(4)

式中:τ為微型樁群樁基礎(chǔ)的側(cè)摩阻力;h為樁身受力分析段長(zhǎng)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(cè)摩阻力分布。由圖11可知:微型樁群樁基礎(chǔ)基樁側(cè)摩阻力分布情況大不相同,當(dāng)其布置形式為直樁時(shí),平均側(cè)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(xiàn)破壞導(dǎo)致其側(cè)摩阻力下降,下部分土體側(cè)摩阻力在樁-土發(fā)生相對(duì)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(cè)摩阻力會(huì)出現(xiàn)增大的現(xiàn)象。

圖11 不同傾角下的平均側(cè)摩阻力分布

當(dāng)布置形式變?yōu)樾睒逗?樁身平均側(cè)摩阻力分布情況出現(xiàn)明顯變化,在接近樁頂部位,由于樁身軸力增大,從而產(chǎn)生負(fù)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(chǎn)生了較大的彎曲變形,使得土壓力由靜止土壓力變?yōu)楸粍?dòng)土壓力,該部分樁-土側(cè)摩阻力得到顯著加強(qiáng),但這種增強(qiáng)現(xiàn)象僅限于傾角<20°,而后再增大傾角則會(huì)限制側(cè)摩阻力的發(fā)揮,這是因?yàn)閮A角過(guò)大會(huì)使得樁-土相對(duì)位移變小,導(dǎo)致側(cè)摩阻力不能充分發(fā)揮;樁體上部分土層由于傾角過(guò)大而明顯減少,雖然增大傾角能增強(qiáng)樁側(cè)土體擠壓效果,但由于以上兩個(gè)原因,總體上側(cè)摩阻力呈現(xiàn)出減小的現(xiàn)象;另外,由于微型樁斜樁上部分區(qū)域產(chǎn)生較大彎曲變形,對(duì)樁周土進(jìn)行擠壓,增強(qiáng)側(cè)摩阻力的效果會(huì)沿著樁身深度逐漸下降,因此,樁身上半部分的側(cè)摩阻力整體會(huì)大于下半部分的側(cè)摩阻力,而樁身下半部分的側(cè)摩阻力由于基本不受彎曲變形的影響,平均側(cè)摩阻力會(huì)隨著深度的增大重新遞增。在樁身中下部,負(fù)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(yīng)的削弱,土壓力由被動(dòng)土壓力逐漸向靜止土壓力轉(zhuǎn)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(fù)摩阻力隨傾角的增大而增大。

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

圖12 不同傾角下的樁側(cè)摩阻力承擔(dān)曲線(xiàn)

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

表5 不同傾角下的斜樁荷載分擔(dān)比

5 結(jié)論

1)通過(guò)群樁抗拔靜載試驗(yàn),得出了微型樁2×2型群樁基礎(chǔ)的極限抗拔承載力以及側(cè)摩阻力隨深度變化規(guī)律。在本試驗(yàn)條件下,群樁的荷載-沉降曲線(xiàn)屬于陡降型,取曲線(xiàn)拐點(diǎn)對(duì)應(yīng)荷載作為樁基的極限承載力,即1 600 kN。

2)運(yùn)用ABAQUS有限元分析軟件實(shí)現(xiàn)了對(duì)現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)過(guò)程的數(shù)值模擬,其沉降-位移曲線(xiàn)與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)曲線(xiàn)基本吻合,表明選用ABAQUS模擬結(jié)果是可靠的。

3)針對(duì)微型樁群樁基礎(chǔ)抗拔承載性能不足的情況,將布置形式改為斜樁(運(yùn)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(gè)最優(yōu)值,結(jié)合高原山區(qū)地質(zhì)條件建議傾角取值范圍為15°～20°。

4)當(dāng)把布置形式改為斜樁后,樁身軸力、側(cè)摩阻力曲線(xiàn)均出現(xiàn)明顯變化,其抗拔承載力貢獻(xiàn)因素也發(fā)生變化,由主要為側(cè)摩阻力提供變?yōu)閭?cè)摩阻力與樁周土體共同作用。