滨海相软土地基沉井承载性能试验研究

祁 昊 张金龙 崔 强 吴 昊 程 澍 曹 巍

(1.国网连云港供电公司,江苏 连云港 222000;2.中国电力科学研究院有限公司,北京 102401)

沉井基础作为深基础的一类,施工方式与桩基础完全不同.它主要依靠自身重力克服井壁阻力后下沉到设计标高,然后经过混凝土封底并填塞井孔,使其成结构物的基础[1],一般情况下适用于易于下沉施工的细粒土中,目前,沉井基础已经广泛应用于桥梁、港口、水利、给排水等工程.

针对沉井基础的承载机理及工程应用,相关领域的学者开展了大量的研究工作,如龚维明、张立奎、童小东等[2-7]通过现场试验、模型试验、数值模拟对桥梁工程中的沉井基础开展了大量的研究工作,分析了沉井基础在下压荷载作用下的承载性能,并提出地基承载力的设计方法,相关研究结论已形成规程规范.

与其他行业不同的是,架空输电线路基础承受竖向与水平向的交变荷载,不同的气象、地形条件和铁塔类型,基础受控的荷载状况也存在差异.如转角塔基础,内侧向基础往往受下压荷载控制,外侧向基础受上拔荷载控制;地形陡峭的山地塔位,由于长短腿高露头的设计方案,基础往往受水平荷载控制.鉴于此,设计过程中,输电线路基础往往需要进行上拔、下压、水平3种荷载工况下的承载力设计.调研表明:沉井基础在架空输电线路工程中尚处于低电压等级线路中的试点应用阶段.如:王高益[8]在长流-海口牵引站220kV 线路中使用钢模制复合式沉井,不仅证明其在软土地区的可行性,还降低了工程造价;何金业等[9]在古尔班通古特沙漠对复合装配沉井基础进行了真型试验,试验结果表明,该基础在沙漠地区110 kV 输电线路工程中可以使用,并且可以降低工程造价,还能缩短建设周期;满银等[10]在天津滨海新区进行了沉井基础的上拔、下压、水平及复合工况试验,验证了沉井基础在110～220kV 输电线路工程设计选型的合理性.

位于鲁中南丘陵与淮北平原结合部的连云港市,紧邻东海,整个市区地势自西北向东南倾斜,平均海拔高度约3～4m.由于第四纪的新构造运动、河流冲刷、海水侵蚀等复杂的地质作用,最终形成以海积作用为主,以冲海积、残坡积为辅的软土层,属于典型的滨海相软土地区.由于该类地基土含水率高、孔隙大、透水性弱、压缩性高、抗剪强度低,因此在工程建设中易受到扰动且灵敏度高,容易出现地基承载力低、沉降量过大等不利因素,给输电线路基础的选型和设计带来一定的难度.

本文针对连云港地区特有的滨海相软土地基,设计出适用于输电线路工程的复合式沉井基础,与其他行业沉井基础不同的是,该复合式沉井基础由上部台阶式扩展基础和下部沉井两部分组成,充分利用上下结构体不同的受力特点承受上部铁塔结构施加的组合作用力.通过开展上拔、下压、水平3种不同荷载工况下的现场承载性能试验,从荷载位移曲线、地基承载力及影响因素、土体破坏模式等3个方面分析了该类基础的变形破坏特征,给出工程设计参数值,同时也验证了施工工艺,为下一阶段的工程推广应用提供设计依据和实践经验.

1 试验描述

1.1 现场地质条件

试验场地位于江苏省连云港市连云区附近一片荒地处,经钻探自上而下的土层依次为素填土、淤泥质黏土、淤泥,地质勘察报告上提供的各土层厚度及相应的密度与力学强度指标见表1.

表1 试验场地物理力学指标

1.2 试验基础设计

本次试验采用的复合式沉井外部结构如图1所示.

图1 试验基础示意图

为了研究不同荷载工况下,复合式沉井基础的承载特性和变形破坏特征,根据220kV 典型铁塔荷载取值标准,参考表1 所示地基土参数取值,设计出1∶1尺寸的原型基础,见表2.

表2 试验基础参数 (单位:mm)

1.3 试验基础制作

试验基础在现场制作完成,可分为沉井预制、基坑开挖、沉槽开挖、沉井下沉、封底回填、扩展式基础制作、基坑回填等7道工序.

第一道工序是沉井的预制,主要施工步骤可分为支模、绑扎钢筋、混凝土浇筑、养护,如图2所示.待沉井制作养护完成后,即可开展后续的施工工序.

图2 沉井制作流程图

首先根据试验基础布置图,定点放线,确定每个试验基础的具体位置,然后根据扩展式基础底板尺寸大小开挖基坑(如图3(a)所示);待挖至扩展式基础埋置深度处,以底板中心为圆心,沉井内外径为直径,开挖以沉井壁厚为宽度的沟槽,采用吊车将事先加工好的沉井吊装就位(如图3(b)所示),在施工人员的引导与协助下,利用其自重进行下沉,直至下沉至预定位置(如图3(c)所示),当下沉困难时,可采用顶部压重或开挖井脚的方式减小下沉难度);完成沉井施工后,进行沉井封底和回填,其中底部70cm 深度范围采用素混凝土封底,以上部分采用开挖出的土体分层回填(图3(d)所示);最后进行扩展式基础的现场制作(如图3(e)所示),待扩展式基础浇筑养护完成后拆模(如图3(f)所示),回填基坑,至此完成复合式沉井基础的全部施工.

1.4 试验加载及测试方案

试验基础采用锚桩法[11-12]进行现场加载,如图4所示.上拔荷载由千斤顶、上拔螺杆、反力钢梁与钢筋混凝土反力墩组成的传力系统提供,如图4(a)所示,下压荷载由千斤顶、垫板、反力钢梁、反力基础组成的传力系统提供,如图4(b)所示;水平荷载由千斤顶、水平箱梁、反力基础组成的传力系统提供.如图4(c)所示.加载方案参考DL/T 5219—2014《架空输电线路基础设计技术规程》[11]中的维持荷载法相关规定具体操作.当出现位移陡增且变形无法停止造成加载困难或基础位移量超过一定限值时(上拔工况为25 mm,下压工况为40mm、水平工况为10mm),认为基础整体失稳,即可停止加载.

图4 试验加载与测试装置

试验过程中采用布设于基础顶部的位移传感器测定基础的竖向位移.本次试验采用RS-JYC型桩基静载荷测试分析系统实现自动记录、加载、补载.试验时位移采用RS-JYC 型桩基静载荷测试分析系统配套的数字式电子位移传感器直接采集并记录,传感器量测方便、高效,可确保测试精度.

2 试验结果分析

2.1 荷载位移曲线

以荷载为纵坐标,相应的位移量为横坐标绘制试验基础的荷载-位移曲线,如图5所示.

图5 试验基础荷载位移实测曲线

从图5中可以看出,相同的试验基础在不同荷载工况下,荷载位移曲线整体变化趋势相似,对曲线各阶段进行数据拟合,结果见表3.从表中可以看出,曲线上的oa、ab、bc段分别服从直线、幂函数、直线方程,整条曲线呈现出“直线-曲线-直线”的缓变型特征.

表3 荷载位移曲线各区段拟合结果

文献[13]中指出,对于呈“缓变型”特征的荷载位移曲线,可采用图6中所示初始直线段oa斜率的倒数m1表征地基弹性变形特征,采用中间曲线过渡段ab段割线斜率的倒数m2表征地基塑性变形特征.基于以上原则,统计出试验基础在3 种荷载工况下的m1和m2值,见表4.

图6 荷载-位移曲线变化的3个阶段

表4 不同荷载工况下试验基础的m1、m2 值

从表中可以看出,3 种荷载工况下,参数m1和m2从大到小依次为水平、下压、上拔.由此说明,对于相同的复合式沉井基础,水平受荷时,地基基础体系表现出的弹塑性变形性状最为明显.究其原因,主要由于不同荷载工况下,基础承载力的构成和特性存在差异所致.水平工况下,试验基础的承载力主要依靠基础的侧向土抗力(包括扩展式基础和沉井两部分)提供;下压工况下,由扩展式基础基底抗力、沉井侧摩阻力与端阻力3部分提供;上拔工况下,由扩展式基础上部土体自重以及沉井侧摩阻力两部分提供.当基础受到水平、下压荷载作用时,其侧向、底板以下的原状土体逐渐被压密,使得孔隙水压力产生消散,有效应力提高,土体抗剪强度增加,因此土体表现出更加良好的弹塑性变形特征.

2.2 极限承载力及影响因素

基础的极限承载力通常利用荷载位移曲线获取.对于图6所示的缓变型曲线,通常可采用数学模型法[14-15]、位移法[16-17]、图解法等[18-20]等3种方法.

本文采用文献[11]中推荐的允许位移法获取基础极限承载力,结果见表5.

表5 试验基础的极限承载力及相应位移

从表中可以看出,试验基础极限承载力由大到小依次为下压、上拔、水平.由上文分析可知,这一差异主要由于不同荷载工况下,复合式沉井极限承载力的组成不同所致.

扩展式基础基底抗力的发挥程度,是影响复合式沉井基础承载力的重要因素之一.同时,柱侧土压力是进行复合式沉井基础水平承载力计算的关键依据.本文分别在扩展式基础底部不同位置处以及柱侧不同深度处布设了一定数量的土压力盒,旨在测试试验基础在不同工况荷载作用下,基底(侧)土抗力的分布规律,具体方案如图7所示,其中土压力盒的测试面均面向土体.

图7 土压力盒布置方案(单位:mm)

图8绘制出基础底部不同测点土压力值随荷载变化的关系曲线.从图中可以看出,随着下压荷载的不断增加,基底土压力呈近乎线性增加的趋势,并且相同荷载作用时,不同测点的土压力值也存在明显差异.为了分析测点位置对基底土压力的影响,分别统计出不同下压荷载作用时,各测点土压力的实测值见表6,其中Qu代表最大下压荷载.

图8 各测点土压力实测值随荷载变化的关系曲线

从表6可以看出,5个测点均位于正方形O251的各边,其中2、5、1三个测点为正方形的角点,土压力值相当,且均大于3、4测点.5个测点中,距离O点最远的5号测点,土压力值最大.这与文献[21]中提出的基底土压力呈“两端大中间小”的马鞍形分布规律一致.

表6 不同下压荷载作用时基底各测点土压力值(单位:kPa)

图9绘制出与水平荷载同向的柱侧土体压力随深度的分布曲线.从图9可以看出,柱侧土压力随深度的变化逐渐减小,当埋深h1接近1.45m 时,土压力值接近0.同时又统计出与水平荷载反向的柱侧土压力值,统计结果表明,图7(b)所示5、6、7号测点土压力值均未呈负值,由此表明该侧土体未被压缩.

图9 柱侧不同深度处土压力分布曲线

图10所示为文献[22]中实测到的扩展式基础柱侧土压力分布曲线.从图10可以看出,水平荷载作用下,柱侧土压力随深度变化呈线性递增关系,较好地符合朗肯土压力理论.

图10 扩展式基础不同深度处土压力分布曲线[22]

对比图9和图10,同样是扩展式基础,由于下部沉井的影响,柱侧土体压力进行了重新分配,不再符合朗肯土压力计算公式,而更加符合水平荷载作用下刚性短桩的受力模式[11].由此表明,在进行复合式沉井水平承载力计算时,其柱侧土抗力的分布应考虑沉井的影响,宜按照整体基础的受力特点来考虑.

图11所示为水平荷载作用时,基底不同位置处土压力的分布曲线.从图中可以看出,以基础中心线为轴,轴左侧底板上部、右侧底板下部土体受压.根据朗肯土压力理论,土压力应呈线性分布,而图11中所示,在临近沉井位置处的9、12、13号测点土压力发生陡变.这主要由于沉井的抗力有效抵消了土体与底板之间接触压力的作用效应,使得该处土压力减小,由此导致土压力产生重新分布.

图11 基底土压力分布曲线

2.3 上拔土体破坏模式

本文中的复合式沉井基础由上下两种结构体组成,由文献[23]可知,该种型式基础最终的整体失效由先发生破坏的结构体承载能力决定.下部沉井主要依靠侧摩阻力抵抗上拔力,上部扩展基础主要依靠上部土体自重抵抗上拔力,由文献[24]知,桩侧摩阻力充分发挥的极限位移约为3～13mm,而此时,扩展基础上部土体尚在压缩挤密状态,由此可判断出复合式沉井基础的破坏是由下部沉井所控制.

上拔荷载作用下,基础与土体之间会发生一系列的相互作用,最终发生地基土体的整体破坏,从而引起基础失效.宏观上则表现为基础周围土体会在地面处形成不同类型的裂纹.图12所示为试验基础发生破坏时,地表处形成的典型裂缝分布图.

图12 试验基础地表裂缝图

从图中可以看出,基础周围不同位置处分布有长短不一的径向裂缝(图12(b)中的红色细线)与环向(图12(b)中的蓝色细线)裂纹.试验过程中观测得知,径向裂纹先于环向裂纹产生,随着径向裂纹的不断扩展、延伸,部分径向裂纹产生贯通,最终形成较大的环向裂纹(图12(b)中的青色细线).由文献[23]可知,径向裂纹一般由土体受拉破坏所致,环向裂纹由土体剪切破坏所致.由此可见,上拔荷载作用下,试验基础的周围土体是经历了土体受拉破坏-局部剪切破坏-整体剪切破坏的过程.以基础中心为圆心,以裂缝出现的最远处为半径绘制圆,如图12(b)中的黑色虚线所示.经量测,试验基础破坏圆的直径为3620mm.

文献[25-26]中提出基础在上拔荷载作用下,上部土体经历了由半主动态向被动态过渡的过程,最终土体自基础底板边缘起出现裂缝,随即以一定的开口角度向上延伸,直至到地面,开口角度的大小与土体物理力学参数有关;文献[11]中计地表最大破坏范围与基础底板上边缘处的连线与竖直方向的夹角α为土体上拔角,并给出不同类型地基土中上拔角的设计取值标准.经计算,本次试验基础的上拔角极限值约为57°,取安全系数为2,则上拔角设计值可取21°,该值可为类似地质条件中复合式沉井基础上拔承载力的计算提供参考依据,如图13所示.

图13 土体上拔角示意图

3 结论

本文以连云港地区滨海相软土地基中的复合式沉井基础为研究对象,分别开展了上拔、下压、水平3种荷载工况下的现场承载性能试验,通过分析试验数据,得出结论如下:

1)3种荷载工况下复合式沉井基础的荷载位移曲线整体呈“直线-曲线-直线”的缓变型特征;对比分析三阶段的曲线斜率,其中水平、下压荷载工况下试验基础表现出的弹塑性变形性状较上拔工况更为明显,究其原因主要与沉井侧面及端部原状土体的固结作用有关.

2)3种荷载工况下复合式沉井基础的极限承载力由大到小依次为下压、上拔、水平;与扩展式基础相比,由于下部沉井的影响,复合式沉井基础柱侧及基底处的土体压力进行了重新分配,不再符合朗肯土压力计算公式,而更加符合水平荷载作用下刚性短桩的受力模式.

3)上拔荷载作用下,地表土体出现径向与环向裂纹,其破坏模式可概括为“土体受拉破坏-局部剪切破坏-整体剪切破坏”;通过反算获得本试验场地地基条件的上拔角设计值宜取21°,主要适用于以连云港为代表的滨海相软土地区.