直斜組合高壓旋噴樁基礎(chǔ)抗壓承載性能數(shù)值試驗(yàn)研究

摘 要：山地區(qū)域高壓線鐵塔基礎(chǔ)施工具有難度大、周期長(zhǎng)、成本高、機(jī)械化施工程度低等特點(diǎn)。為提高塔基基礎(chǔ)施工效率，本文提出了一種新型的塔基基礎(chǔ)形式——直斜組合高壓旋噴樁。利用有限元軟件PLAXIS 3D對(duì)直斜組合高壓旋噴樁基礎(chǔ)的豎向承載性能及樁身內(nèi)力演化規(guī)律開(kāi)展數(shù)值試驗(yàn)研究。研究結(jié)果表明：1）斜樁傾角相同時(shí)，樁身彎矩變化規(guī)律基本相同，其最大彎矩值位于樁頂附近且隨樁長(zhǎng)徑比的增加而減??；2）豎向荷載作用下，直樁的軸力大于斜樁；3）樁長(zhǎng)徑比相同時(shí)，直斜組合高壓旋噴樁基礎(chǔ)抗壓承載力隨斜樁傾角（0°、10°、20°）的增大而呈非線性遞增關(guān)系；直斜組合高壓旋噴樁基礎(chǔ)豎向承載性能較好，值得推廣與應(yīng)用。

關(guān)鍵詞：高壓旋噴樁；豎向荷載；直斜組合樁；數(shù)值模擬

中圖分類(lèi)號(hào)：TU443

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)的高速發(fā)展和國(guó)家地域發(fā)展戰(zhàn)略的逐步推進(jìn)，輸電塔線系統(tǒng)已成為現(xiàn)代生活的生命線，而確保電力系統(tǒng)正常運(yùn)行的關(guān)鍵是要保證輸電線路塔架的安全［1-4］。傳統(tǒng)的塔基以樁基基礎(chǔ)為主，這在實(shí)際工程應(yīng)用中普遍存在著樁長(zhǎng)過(guò)大、造價(jià)較高、周期較長(zhǎng)等缺點(diǎn)。因此，在相關(guān)工程建設(shè)中，尋找能保障基礎(chǔ)安全的設(shè)計(jì)方法是目前亟需解決的問(wèn)題，縱觀國(guó)內(nèi)外，大量學(xué)者對(duì)直斜組合樁已經(jīng)有了逐漸深入的研究。

張浩瀚等［5］采用有限元建模的方法，分析得出在各級(jí)相同荷載作用下，斜直樁組合結(jié)構(gòu)控制水平位移效果最好，具有更好的抗彎承載力。周德泉［6-7］等通過(guò)開(kāi)展直斜組合樁模型試驗(yàn)，驗(yàn)證了樁傾斜度增大，其樁側(cè)土壓力峰值快速減小，樁頂嵌固梁外側(cè)樁的樁身水平位移及其峰值均隨傾斜度增大而減小，直樁較斜樁更易發(fā)生斷裂。劉偉煌［8］、王際凱［9］等通過(guò)開(kāi)展傾斜長(zhǎng)短組合樁的模型試驗(yàn)及數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)支護(hù)效果與傾角成正比，與排樁的樁長(zhǎng)成反比，且傾角的影響最大，樁長(zhǎng)次之。干飛等［10］通過(guò)開(kāi)展不同傾斜角度的組合鋼管樁大型模型試驗(yàn)，結(jié)果表明：相同的基坑開(kāi)挖深度，直斜交替組合鋼管樁的樁頂位移隨著夾角增大而減小，其樁身最大彎矩值隨著夾角α的增加而減小。曾錦秀［11］采用FLAC 3D數(shù)值模擬軟件對(duì)斜直組合微型樁進(jìn)行模擬，結(jié)果表明：隨著樁身傾角的增大，邊坡潛在滑面由淺變深。當(dāng)樁身傾角為20°時(shí)，發(fā)生剪切破壞的塑性區(qū)單元分布范圍較小。張磊等［12］通過(guò)模型試驗(yàn)與有限元方法分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)樁長(zhǎng)小于25倍樁徑時(shí)，樁長(zhǎng)的增加能較明顯降低樁頂水平位移響應(yīng)，并得出了斜樁-承臺(tái)系統(tǒng)樁頂水平位移的半經(jīng)驗(yàn)預(yù)測(cè)公式。李龍起等［13］通過(guò)模型試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)豎直樁基的荷載-沉降曲線呈緩變型，傾斜樁基呈陡降型。廖立堅(jiān)等［14］從單樁剛度、群樁剛度、受力平衡方程3個(gè)層面進(jìn)行公式推導(dǎo)，建立了變形協(xié)調(diào)的群樁剛度矩陣和空間受力平衡方程，為特殊樁基提供了一種快速且簡(jiǎn)便的計(jì)算方法。

綜上所述，直斜組合樁較傳統(tǒng)的直樁具有較好的力學(xué)性能，能取得較好的支護(hù)效果，但在樁體的傾角及長(zhǎng)徑比的影響下，對(duì)于高壓旋噴樁基礎(chǔ)的受力特性研究較少。本文利用數(shù)值模擬作為研究手段，通過(guò)改變高壓旋噴樁樁身傾斜角度、長(zhǎng)徑比，研究了不同的豎向荷載作用下直斜組合高壓旋噴樁荷載傳遞規(guī)律，對(duì)直斜組合高壓旋噴樁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)、施工及推廣應(yīng)用可提供一定的參考依據(jù)。

1 數(shù)值模擬方案

為避免由于模型樁尺寸較小的缺點(diǎn)對(duì)有限元模擬造成失真，本文采用足尺模型對(duì)多種工況進(jìn)行分析模擬，研究了高壓旋噴樁斜樁傾斜角度及長(zhǎng)徑比對(duì)直斜組合高壓旋噴樁基礎(chǔ)的承載變形規(guī)律及荷載傳遞機(jī)理的影響，模擬方案詳見(jiàn)表1。

2 數(shù)值計(jì)算模型

利用PLAXIS 3D軟件建立有限元計(jì)算模型，如圖1。模型尺寸為12 m×12 m×20 m。加載板長(zhǎng)3 m，寬3 m。邊界條件如下：土體四周均設(shè)置為限制垂直方向的位移，土體底部為完全約束，限制三個(gè)方向的位移。

土體與結(jié)構(gòu)界面設(shè)置界面單元，界面單元的強(qiáng)度折減因子取0.7。小應(yīng)變硬化土（hardening soil model with small strain stiffness，HSS）模型是在硬化土（hardening soil model，HS）模型的基礎(chǔ)上引入了小應(yīng)變屬性，可以考慮小應(yīng)變區(qū)域內(nèi)土體剪切模量隨應(yīng)變?cè)龃蠖p的特點(diǎn)，同時(shí)可以考慮軟黏土的壓硬性與剪脹性，區(qū)分加卸載剛度，使用HSS模型獲得的土體變形結(jié)果與實(shí)際工程是最相符的，故土層采用HSS本構(gòu)模型。有限元計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表2和表3。

3 數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 樁身軸力演化特征分析

由圖2、圖3可知，隨著樁體有效入土深度的增大，不同傾角及長(zhǎng)徑比下，直樁及斜樁的軸力由樁頂至樁端呈現(xiàn)出非線性衰減的變化規(guī)律，且樁身軸力在樁頂處取得最大值，在靠近樁端位置最小。這也與相關(guān)的模型試驗(yàn)［15］及理論研究［16］得出的結(jié)論一致。

由圖2可知，當(dāng)長(zhǎng)徑比相同時(shí)，斜樁傾角越大，軸力變化趨勢(shì)越明顯。如圖2（a）中，斜樁長(zhǎng)徑比為16.5，斜樁傾角為0°、10°、20°，當(dāng)樁頂豎向荷載為1 800 kN時(shí)，靠近樁頂位置處T11、T12、T13的直樁軸力分別為195.7、253.59、278.05 kN，當(dāng)樁頂豎向荷載為3 600 kN時(shí)，T11、T12、T13直樁軸力分別為353.93、499.41、540.14 kN，當(dāng)樁頂豎向荷載為7 200 kN時(shí)，T11、T12、T13直樁軸力分別為705.29、979.99、996.28 kN?？梢?jiàn)，隨著豎向荷載的增加，軸力最大值也逐漸增大。當(dāng)豎向荷載為7 200 kN時(shí)，T13軸力分別是T12、T11的1.02、1.41倍，T13軸力分別為前兩級(jí)豎向荷載的1.94、3.58倍。當(dāng)傾角相同時(shí)，長(zhǎng)徑比越大，樁身軸力變化速率越小。如圖2（b）、（c）中，當(dāng)豎向荷載為7 200 kN時(shí)，T23、T33軸力最大值分別為1 096.15、1 176.29 kN，T33軸力值分別為T(mén)23、T13的1.07、1.18倍。由圖2（a）、圖3（a）可知，相同的試驗(yàn)條件下，直樁與斜樁軸力變化趨勢(shì)基本相同，如圖3（a）中，T13斜樁最大軸力為995.35 kN，與圖2（a）中直樁僅相差2.07 kN。在較大的豎向荷載作用下，直樁與斜樁的軸力相近。

3.2 樁側(cè)摩阻力演化特征分析

由圖4、圖5可知，不同傾斜角度下，直樁與斜樁樁側(cè)摩阻力變化趨勢(shì)具有良好的一致性，呈逐漸增大趨勢(shì)。在不同的試驗(yàn)條件下，樁側(cè)摩阻力在靠近樁端位置處最大。

由圖4可知，直樁樁側(cè)摩阻力由樁頂至樁端呈先增大后減小趨勢(shì)，樁側(cè)摩阻力最大值相近，如圖4（a），當(dāng)豎向荷載為7 200 kN時(shí)，T11、T12、T13樁側(cè)摩阻力在樁深為6 m處取得最大值，最大樁側(cè)摩阻力分別為133.25、133.39、136.96 kPa，T13較T12、T11樁側(cè)摩阻力增大了 2.71%、2.61%；T31、T32、T33樁側(cè)摩阻力在樁深為10 m時(shí)取得最大值，最大樁側(cè)摩阻力分別為115.37、133.51、131.57 kPa，T33較T32減小了12.3%，較T31增大了1.47%。因此，當(dāng)長(zhǎng)徑比相同時(shí)，在一定埋深位置處，樁身側(cè)摩阻力最大值相近。

由圖5可知，斜樁樁側(cè)摩阻力變化規(guī)律與直樁基本相同，在靠近樁端位置取得最大值。如T11斜樁樁側(cè)摩阻力最大值在樁深6 m處，為112.37 kPa；T12斜樁樁側(cè)摩阻力最大值在樁深5.5 m處，為125.48 kPa；T13斜樁樁側(cè)摩阻力最大值在樁深5 m處，為130.08 kPa；由此可知，隨著斜樁角度的增大，在較大豎向荷載作用下，斜樁樁側(cè)出現(xiàn)最大摩阻力的位置逐漸上移。對(duì)比相同試驗(yàn)條件下直樁與斜樁樁側(cè)摩阻力變化曲線可以看出，直樁樁側(cè)摩阻力最大值分別為斜樁的1.19、1.06、1.05倍。

3.3 樁身彎矩演化特征分析

由圖6可知，斜樁傾斜角度為10°時(shí)，樁身彎矩隨樁深的增加呈線性減??；斜樁傾斜角度為20°時(shí)，樁身彎矩隨樁深的增加呈先減小后增大的趨勢(shì)。不同長(zhǎng)徑比、相同傾角下，斜樁樁身彎矩變化曲線規(guī)律相同，具有良好的一致性。

由圖6可知，靠近樁頂位置處，樁身彎矩取得最大值，在不同試驗(yàn)條件下，斜樁會(huì)出現(xiàn)負(fù)彎矩。T13、T23、T33樁身最大彎矩分別為51.86、30.08、18.13 kN·m；T12、T22、T32樁身最大彎矩分別為18.45、15.37、4.08 kN·m。傾角為10°的斜樁與20°的斜樁樁身最大彎矩隨長(zhǎng)徑比的增加而減小，如T13斜樁樁身最大彎矩分別為T(mén)23、T33的1.72、2.86倍；T12樁身最大彎矩分別為T(mén)22、T32的1.20、4.52倍。當(dāng)長(zhǎng)徑比相同時(shí)，斜樁樁身彎矩隨角度的增加而增大，如T13、T23、T33樁身彎矩分別為T(mén)12、T22、T32的2.81、1.96、4.44倍，這是由于靠近樁頂位置處受斜向水平力作用最明顯，因此彎矩值最大。土面以下部分，樁身會(huì)產(chǎn)生負(fù)彎矩，這是因?yàn)樵谪Q向荷載作用下，樁身會(huì)產(chǎn)生反向傾斜。

3.4 基礎(chǔ)承載演化特征分析

參考單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)［17-18］對(duì)承臺(tái)中心逐級(jí)加載，豎向力學(xué)荷載按900 kN/級(jí)進(jìn)行逐級(jí)加載，共分8級(jí)加載，最終加載至7 200 kN，得到不同荷載下樁基礎(chǔ)的沉降規(guī)律。

由圖7可知，在相同試驗(yàn)條件下，斜樁傾斜角度為0°時(shí)，基礎(chǔ)的沉降量顯著增加。20°傾角的斜樁與10°傾角的斜樁的基礎(chǔ)沉降量相近。如對(duì)承臺(tái)中心施加7 200 kN的豎向荷載時(shí)，T1組中，T11、T12、T13的沉降值最終穩(wěn)定在125.96、108.73、105.1 mm，T11沉降分別為T(mén)12、T13的1.16、1.20倍；T2組中，T21、T22、T23的沉降值最終穩(wěn)定在90.73、69.29、65.33 mm，T21沉降值分別為T(mén)22、T23的1.31、1.39倍；T3組中，T31、T32、T33的沉降值最終穩(wěn)定在65.36、42.49、39.78 mm，T31沉降值分別為T(mén)32、T33的1.54、1.64倍。由不同組別承臺(tái)沉降曲線可知，隨著長(zhǎng)徑比的增加，樁身沉降量減小，這是由于在相同試驗(yàn)條件下，長(zhǎng)徑比的增加使樁側(cè)與土體接觸面積增大，導(dǎo)致樁側(cè)摩阻力增大，樁體豎向承載力越高。

4 結(jié)論

1）直斜組合高壓旋噴樁受豎向荷載作用時(shí)，中心直樁軸力大于斜樁；隨著豎向荷載的增大，樁身軸力衰減速率逐漸增大，軸力從樁頂向樁底非線性傳遞，而靠近樁端位置軸力變化速率較小。當(dāng)樁頂荷載施加至7 200 kN時(shí)，直樁與斜樁軸力接近。

2）直斜組合高壓旋噴樁直樁與斜樁平均摩阻力變化趨勢(shì)基本相同，直樁、斜樁摩阻力在靠近樁端位置取得最大值。相同傾角下斜樁彎矩變化規(guī)律基本相同，最大彎矩值位于樁頂位置且隨長(zhǎng)徑比的增加而減小。

3）直斜組合樁沉降隨荷載增加呈現(xiàn)出緩慢增長(zhǎng)的趨勢(shì)；其承載力隨著斜樁傾角（0°、10°、20°）及長(zhǎng)徑比的增大而增加。

參考文獻(xiàn)：

[1]ALBERMANI F， KITIPORNCHAI S， CHAN R W K. Failure analysis of transmission towers［J］. Engineering Failure Analysis， 2009， 16（6）： 1922-1928.

［2］ ZHOU Q， MA B， ZHU Q， et al. Investigation on wind loads on angle-steel cross-arms of lattice transmission towers via direct force measurement［J］. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics， 2019， 191： 117-126.

［3］ TIAN L， PAN H， MA R， et al. Full-scale test and numerical failure analysis of a latticed steel tubular transmission tower［J］. Engineering Structures， 2020， 208： 109919.1-109919.13.

［4］ SHUKLA V K， SELVARAJ M， RAMESH B R. An approach to develop a compact transmission line tower with special 8-legged configuration［J］. International Journal of Steel Structures， 2018，19（1）：213-223.

［5］ 張浩瀚， 張楊龍. 單側(cè)加載不同組合形式樁結(jié)構(gòu)受力變形分析［J］. 重慶建筑， 2021， 20（2）： 36-39.

［6］ 周德泉， 馮晨曦， 肖燦， 等. 傾斜軟基上斜直樁組合結(jié)構(gòu)單側(cè)受力破壞模式試驗(yàn)［J］. 中國(guó)公路學(xué)報(bào)， 2021， 34（7）： 201-214.

［7］ 周德泉， 曹之燁， 馮晨曦， 等. 傾斜度影響斜-直組合樁單側(cè)受力響應(yīng)試驗(yàn)研究［J］. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版）， 2021， 52（7）： 2426-2437.

［8］ 劉偉煌. 基坑開(kāi)挖下單排懸臂傾斜長(zhǎng)短組合樁模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬［D］. 南昌： 華東交通大學(xué)，2023.

［9］ 王際凱， 石鈺鋒， 劉偉煌， 等. 基坑開(kāi)挖下傾斜長(zhǎng)短組合樁的受力變形特性［J］. 土木與環(huán)境工程學(xué)報(bào)（中英文）， 2022， 44（4）： 35-44.

［10］干飛， 鄭剛， 曹騰， 等. 直斜交替組合鋼管樁支擋結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究［J］. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)， 2023， 42（5）：1175-1187.

［11］曾錦秀. 板連式斜直組合微型樁加固邊坡工作性狀數(shù)值分析［J］. 華北科技學(xué)院學(xué)報(bào)， 2023， 20（2）：84-90.

［12］張磊， 沈健豪， 陳成， 等. 砂土中斜樁-承臺(tái)基礎(chǔ)的水平承載特性研究［J］. 巖土工程學(xué)報(bào)， 2024， 46（1）： 120-130.

［13］李龍起， 鄧小雪， 張帥， 等. 非均勻地基中傾斜群樁豎向承載特性及群樁效應(yīng)研究［J］. 工程科學(xué)與技術(shù)， 2020， 52（4）：11.

［14］廖立堅(jiān)， 蘇偉， 楊新安， 等. 分配特殊群樁空間作用效應(yīng)的雙向m法［J］. 巖土工程學(xué)報(bào)， 2020， 52（4）： 97-107.

［15］張乾青. 豎向抗壓樁承載機(jī)理與受力特性分析方法［J］. 山東科技大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版）， 2020， 39（4）： 93-105.

［16］張乾青， 張忠苗. 樁基工程［M］. 北京： 中國(guó)建筑工業(yè)出版社， 2018.

［17］中交公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司. 公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范： JGJ 063—2007［S］. 北京： 人民交通出版社， 2007.

［18］中華人民共和國(guó)建設(shè)部. 建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范： JGJ 106—2003［S］. 北京： 中國(guó)建筑工業(yè)出版社， 2002.

Numerical Experimental Study on Compressive Bearing Capacity

of Vertical and Inclined Combined High-Pressure

Jet Grouting Pile Foundation

Abstract：

The construction of high-voltage tower foundations in mountainous areas is characterized by high difficulty， long cycle， high cost， and low degree of mechanized construction. To improve the construction efficiency of tower foundation， this article proposes a new type of tower foundation form：straight inclined combination high-pressure rotary jet grouting pile. Using the finite element software PLAXIS 3D， numerical experiments were conducted to study the vertical bearing performance and internal force evolution of the vertically inclined combination high-pressure rotary jet grouting pile foundation. The research results indicate that： 1）When the inclination angle of the inclined pile is the same， the variation law of the bending moment of the pile body is basically the same， and the maximum bending moment value is located near the pile top and decreases with the increase of the pile aspect ratio; 2） Under vertical load， the axial force of straight piles is greater than that of inclined piles; 3） When the length to diameter ratio of the pile is the same， the compressive bearing capacity of the high-pressure rotary jet grouting pile foundation of the straight inclined combination shows a nonlinear increasing relationship with the increase of the inclined pile inclination angle （0 °， 10 °， 20 °）. The vertical bearing performance of the vertically inclined combination high-pressure rotary jet grouting pile foundation is good， and it is worth promoting and applying.

Key words：

high pressure rotary jet grouting pile; vertical load; straight inclined composite pile; numerical simulation