岩石嵌固掏挖基础抗拔承载特性及其影响因素研究

郑卫锋, 聂兰磊, 韩杨春,3

(1.中国电力科学研究院,北京 100192; 2.燕山大学,河北 秦皇岛 066044; 3.中国矿业大学(北京),北京 100083)

岩石嵌固掏挖基础抗拔承载特性及其影响因素研究

郑卫锋1, 聂兰磊2, 韩杨春1,3

(1.中国电力科学研究院,北京 100192; 2.燕山大学,河北 秦皇岛 066044; 3.中国矿业大学(北京),北京 100083)

岩石嵌固掏挖基础目前已经广泛应用于电力基础工程中。原状土由于受扰动较小,胶结性强,具有良好的抗剪强度,对掏挖基础抗拔承载力具有重要影响,因此研究原状土参数变化对基础上拔承载性能的影响规律具有重要意义。结合现场试验,建立数值模型,研究土体黏聚力、内摩擦角、弹性模量对基础上拔承载性能的影响规律。研究表明:土体内摩擦角和黏聚力对基础抗拔承载力具有较大影响,而弹性模量影响程度较低;参数的变化对土体塑性区发展规律影响较小。

岩石嵌固; 掏挖基础; 土体抗剪强度; 抗拔承载力; 塑性区

0 引言

岩石嵌固掏挖基础作为一种新型基础,能充分发挥原状土承载力高、变形小的工程特性,具有抗拔性能良好、节省材料、加快工程施工进度、降低工程造价、对周边环境扰动较小等优点,因此广泛应用于杆塔基础。上拔稳定性是输电线路基础设计时需重点考虑的因素,其对基础安全稳定具有重要影响,因此需要对基础抗拔承载特性及其影响因素进行研究。目前对基础抗拔特性影响因素研究主要集中在桩基础方向,即从桩长、桩径和深径比等桩自身尺寸参数因素[1-6]以及土体摩擦角、黏聚力和泊松比等场地地质条件因素[7-10]两个方面进行研究,而很少研究输电线路基础方面的问题。由于输电线路基础自身的专业特性,其抗拔承载特性与桩基础相比有较大的不同,需进行专业研究。

为了满足输电线路掏挖基础设计需要并为分析基础抗拔承载性能提供借鉴,本文基于试验场地地质参数和基础参数,利用差分软件FLAC3D进行土的主要参数(弹性模量、内摩擦角和黏聚力)对基础抗拔承载力的影响研究。

1 场地概况与参数选取

试验场地位于安徽省太湖县某地,宏观地貌属大别山区,微地貌为丘陵。原始地貌为丘坡,后经人为开挖整平,现地形起伏较小。场地土的参数来源于场地原位试验,基础为C30的钢筋混凝土结构,具体参数如表1所列。

表1 太湖某试验场地地质参数

为了研究土体参数敏感性,尽可能减少变量,统一取数值模拟参数。在研究单一土体参数对抗拔承载性能影响时,采用单因素法,以保持变量的唯一性。统一参数如表2所列。

2 数值分析模型

数值模型采用同一个模型,基础为埋深4 m的掏挖基础,其计算域为长×宽×高=14 m×14 m×6 m。由于数值模型所受到的上拔荷载、结构形式和边界条件都是轴对称结构,因此取1/2模型。计算模型简图和基础尺寸示意图如图1和图2所示。

表2 数值模拟参数

图1 计算模型简图Fig.1 Calculation model diagram

图2 基础尺寸示意图 (单位:mm)Fig.2 Foundation size diagram (Unit:mm)

土体采用摩尔-库伦模型,基础采用弹性模型,接触面采用摩尔-库伦剪切模型。模型边界条件根据现场试验,在模型底部设置为固定约束,而四周设为法向约束,顶部设为自由边界,不加约束条件。

3 土体参数敏感性分析

3.1 黏聚力的影响

(1) 荷载-位移曲线

选取7组不同黏聚力参数(黏聚力分别为15、30、45、60、75、90和105 kPa)进行数值模拟,其他参数保持不变,加载方式为位移加载法。7组Q-S曲线如图3。从图3可见,这7组曲线均由“陡变型”逐渐变为“缓变型”曲线。

按照目前国内外经验,采取图解法中的L1-L2双直线交点法[11]得到极限位移和极限荷载。随着黏聚力增加,基础抗拔承载力逐渐增大,极限荷载增量变化趋势为先增大后减小,即极限荷载增长趋势放缓,基础承载力随着黏聚力增大其敏感性降低。基础位移达到25 mm时,随着黏聚力增大,基础所能承受荷载也增大,进一步说明黏聚力的增大加强了基础抗拔承载性能。黏聚力从15 kPa增大了600%到105 kPa时,极限荷载从1 173 kN增大了290%到4 600 kN,表明极限荷载对黏聚力比较敏感。极限荷载变化规律如图4所示。

图3 不同黏聚力的荷载-位移曲线变化规律Fig.3 Variation of Q-S curves with different cohesions

图4 不同黏聚力的极限荷载变化规律Fig.4 Variation of ultimate loads with different cohesions

(2) 土体塑性区发展规律

通过分析基础处于极限荷载状态时,观察模拟中土体塑性区剪切破坏区域,得到地表土体塑性区为圆形的破坏形状,此圆形半径为土塑性破坏面半径,简称破坏面半径。破坏面半径随黏聚力增大其变化趋势为先直线增大后趋于平缓再小幅度增大,总体变化趋于3～4 m之间。破坏面半径随黏聚力变化规律如图5所示。

图5 不同黏聚力的破坏面半径变化规律Fig.5 Variation of failure surface radius with different cohesions

基础抗拔机理分为土体压缩挤密的弹性变形、基础周围土体弹塑性区的形成和发展及土体整体剪切破坏三个阶段[12]。

(1) 土体压密的弹性阶段对应荷载-位移曲线线性阶段。上拔加载初始阶段,随着黏聚力增大线性阶段范围增大,从弹性极限600 kN左右增大到1 100 kN左右,而后稳定于1 100 kN左右。线性阶段时荷载主要由基础自重和基础侧摩阻力承担。

(2) 土体弹塑性变形阶段对应荷载-位移曲线非线性阶段。随着上拔荷载不断增加,基础上拔位移呈非线性变化,位移增长速率明显增大。随着黏聚力增大荷载-位移曲线非线性阶段范围明显增大。弹塑性阶段时,随着黏聚力增大,塑性区由几乎同时出现在基础底部和基础顶部土体中变为基础顶部土体率先出现塑性区;然后顶部塑性区均沿基础侧面向底部发展,基础底部处出现塑性区并沿基础侧面向上发展,从而实现上下贯通;最后塑性区沿基础侧面向基础两侧发展,且基础上部侧面土体塑性区向两侧扩张较快。

(3) 整体破坏的直线阶段对应曲线斜率将近无穷大阶段。当上拔荷载临近极限荷载时,基础周围的塑性区已经完全贯通且破坏范围逐渐稳定不再扩张。随着黏聚力的增大,基础底部附近土的塑性区范围向两侧发展宽度增加,土体塑性区破坏面发展呈由曲线形破坏面转变为近似于倒圆锥台形破坏面的变化规律(图6)。

3.2 内摩擦角的影响

(1) 荷载-位移曲线

选取7组不同内摩擦角参数(分别为10°、15°、20°、25°、30°、35°和40°)进行数值模拟,其他参数保持不变,加载方式为位移加载法。7组Q-S曲线如图7所示。

图6 不同黏聚力极限荷载状态下塑性区变化规律Fig.6 Variation of plastic zones with different cohesions under ultimate load

图7 不同内摩擦角的荷载-位移曲线变化规律Fig.7 Variation of Q-S curves with different friction angles

由图7得,Q-S曲线随内摩擦角增大由“陡变型”逐步向“缓变型”转变。在内摩擦角为40°时,土体发生应力软化造成土体抗剪强度降低,基础抗拔能力减弱,从而造成曲线下降的现象发生。

由图8得,随着内摩擦角的增加,极限荷载增大,其增长趋势是:先显著增长,然后逐步平稳,在内摩擦角40°时略有增长,并表现出应力软化现象。当内摩擦角从10°增长300%到40°时,极限荷载增长了90%,表明极限荷载对内摩擦角的变化较为敏感。当不同内摩擦角对应基础位移25 mm时,内摩擦角越大所对应的荷载值越大,表明基础抗拔性能越好。

(2) 土体塑性区发展规律

破坏面半径随内摩擦角增大的变化趋势是先增大后趋于稳定。破坏面半径变化规律如图9所示。

图8 不同内摩擦角的极限荷载变化规律Fig.8 Variation of ultimate loads with different friction angles

图9 不同内摩擦角的破坏面半径变化规律Fig.9 Variation of failure surface radius with different friction angles

基础抗拔机理的阶段分析:

(1) 土体压密的弹性阶段:弹性段极限荷载随内摩擦角的增大其大小基本不变。

(2) 土体弹塑性变形阶段:随着内摩擦角的增大,塑性区由几乎同时出现在基础底部和基础顶部土体中变为基础顶部土体率先出现塑性区;然后顶部塑性区均沿基础侧面向底部快速发展,基础底部处出现塑性区并开始沿基础侧面向上发展,从而实现上下贯通;最后塑性区沿基础侧面向基础两侧发展,且基础上部侧面土体塑性区向两侧扩张较快。

(3) 整体破坏的直线破坏阶段:随着内摩擦角的增大,土体塑性区破坏面呈由曲线形破坏面逐渐变为倒圆台形破坏面的变化规律(图10)。

3.3 弹性模量的影响

(1) 荷载-位移曲线

选取7组不同弹性模量参数(分别为0.340、5.14、9.94、14.74、19.54、24.34和29.14 GPa)进行数值模拟,其他参数保持不变,加载方式为位移加载法。7组Q-S曲线如图11所示。

图10 不同内摩擦角极限荷载状态下塑性区变化规律Fig.10 Variation of plastic zones with different friction angles under ultimate loade

图11 不同弹性模量的荷载-位移曲线变化规律Fig.11 Variation of Q-S curves with different elastic modulus

由图11得,随着弹性模量的增大,Q-S曲线由“缓变型”变为“陡变型”。

由图12得,随着弹性模量的增大极限荷载先是小幅度增大,然后在2 600 kN左右趋于稳定;而极限位移则随弹性模量的增大逐步减小。因此认为随着弹性模量进一步增大,极限荷载将趋于稳定不再增长,而极限位移将逐渐减小。不同弹性模量的基础上拔位移达到25 mm时,随着弹性模量的增加,基础的上拔承载力先是增长然后趋于稳定。弹性模量从0.34 GPa增大到29.14 GPa时,弹性模量增加了847%,而极限荷载只增加了4%,因此极限荷载对弹性模量的敏感程度较低。

(2) 土体塑性区发展规律

随着弹性模量的增大破坏面半径的变化趋势是先增大后趋于稳定。破坏面半径变化规律如图13所示。

图12 不同弹性模量的极限荷载变化规律Fig.12 Variation of ultimate loads with different elastic modulus

图13 不同弹性模量的破坏面半径变化规律Fig.13 Variation of failure surface radius with different elastic modulus

基础抗拔机理的阶段分析:

(1) 土体压密的弹性阶段:弹性段极限荷载随着弹性模量的增大而增大,随后趋于稳定不再增长。

(2) 土体弹塑性变形阶段:随着弹性模量增大,对应的荷载-位移曲线非线性阶段范围明显缩短。弹塑性阶段时,随着弹性模量的增大,塑性区由几乎同时出现在基础底部和基础顶部土体中变为基础顶部土体率先出现塑性区;然后顶部塑性区均沿基础侧面向底部发展,基础底部处出现塑性区并开始沿基础侧面向上发展,从而实现上下贯通;最后塑性区沿基础侧面向基础两侧发展,且基础上部侧面土体塑性区向两侧扩张较快。

(3) 整体破坏的直线破坏阶段:随着弹性模量的增大,土体塑性区破坏面一直呈曲线形破坏面的变化规律(图14)。

图14 不同弹性模量极限荷载状态下塑性区变化规律Fig.14 Variation of plastic zones with different elastic modulus under ultimate load

4 结论

基于同一数值模型,采用单因素法,运用FLAC3D进行数值模拟分析,通过变化黏聚力、内摩擦角和弹性模量21组参数,总结随着这些参数的变化,模型的极限荷载、塑性区发展和破裂面半径的发展规律,并得出如下结论:

(1) 不同黏聚力、内摩擦角所对应的极限荷载均随着参数的增大而增大,极限荷载对黏聚力的敏感性略高,内摩擦角略低;随着弹性模量的增大,极限荷载增量较小,极限荷载对弹性模量的敏感性最低。

(2) 土体破坏面半径随着土体参数黏聚力、内摩擦角和弹性模量的增大,其总体趋势是小幅度增长,最后趋于稳定值。

(3) 对于掏挖基础承受上拔荷载时,对应变化参数黏聚力、内摩擦角和弹性模量,土体塑性区总体发展规律都是底部土体和顶部地表处土体先出现塑性区,然后沿着基础侧面发展,而后上下贯通,最后向四周扩展。

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Uplift Bearing Characteristics and Associated Influencing Factors in Rock Embedded Excavated Foundations

ZHENG Wei-feng1, NIE Lan-lei2, HAN Yang-chun1

(1.ChinaElectricPowerResearchInstitute,Beijing100192,China; 2.YanshanUniversity,Qinhuangdao066044,Hebei,China; 3.ChinaUniversityofMiningandTechnology(Beijing),Beijing100083,China)

Rock embedded excavated foundations are widely used in power engineering. As undisturbed soil may be characterized by slight disturbance, strong cementation, and good shear strength, undisturbed soil can have an important influence on the uplift bearing capacity of an excavated foundation. Therefore, it is of great significance to study the influence of changes in undisturbed soil parameters on the uplift bearing capacity of excavated foundation. This study carried out an in situ test on a foundation in Anhui Province, China. The numerical model was built using FLAC3Dsoftware, andQ-Scurves were obtained. In addition, the foundation underwent direct shear and consolidation tests. Model parameters were based on the results of the in situ test. The simulation results and experimental results were fitted well, so the model can be considered as a reasonable model. Within the model, the single factor method was used to adjust the internal friction angle, cohesion, and the elastic modulus of the soil. This study demonstrates that the uplift bearing capacity increases as both the internal friction angle and the cohesion of soil increase, but shows only a small increase in uplift bearing capacity with increases in elastic modulus. With increasing soil cohesion, internal friction angle, and elastic modulus, there appears to be no difference in the change of foundation soil plastic zone.

rock embedded; excavated foundation; soil shear strength; uplift bearing capacity; plastic zone

2016-01-30 基金项目:国家电网公司科技项目(GCB17201500216) 作者简介:郑卫锋(1977-),男,博士,主要从事电力工程地基基础方面的研究工作。E-mail:zhengwf@epri.ac.cn。

TU443

A

1000-0844(2016)06-0883-06

10.3969/j.issn.1000-0844.2016.06.0883