高原山区微型桩群桩基础抗拔性能研究

李基顺,代 磊,伍禹安,兰 天,王 语,孙 杰

(1.四川蜀能电力有限公司,四川 成都 610059;2.地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室,四川 成都 610059)

微型桩是一种直径介于70～400 mm的小口径钻孔灌注桩或插入桩,桩体主要由加筋材料和压力灌注的水泥(砂)浆或细石混凝土组成,其概念是20世纪50年代由意大利Fondile公司的Lizzi提出,可应用于基础托换,修复历史建筑物[1-3]。近年来,微型桩基础因其具有施工安全方便、工期短、占地面积小、造价合理等优点,逐渐被引入高原山区的输电线路工程中[4-9],由于微型桩基础在输电线路工程应用时的抗拔性能是其重要性能之一,因此许多国内外学者通过现场试验、室内试验以及数值模拟等对其抗拔性能及影响因素进行了研究。吕凡任等[10]在软土地基中对微型桩进行了现场抗拔试验,结果表明:将其布置为斜桩的形式能有效提高微型桩基础的抗拔性能。Misra等[11-12]通过建立理想的弹塑性模型,提出了一个适合微型桩极限抗拔承载力的理论公式。郑卫峰等[13]对杆塔基础微型桩单桩、群桩进行了抗拔、水平、抗压现场试验以研究其载荷-位移特性、施工工艺等,结果表明:二次注浆工艺能明显提高微型桩单桩的极限承载力,带钢管的微型桩能显著增强其抗倾覆能力。黄俊等[14]通过现场试验并利用Plaxis 3D有限元软件,分析桩长、桩径及二次注浆等对微型桩的抗拔性能的影响。

目前,国内外虽然对微型桩抗拔性能已有初步研究,但对于高原山区微型桩基础抗拔性能不足情况下的处理措施尚未深入研究。为了了解高原山区典型地基土微型桩群桩基础的抗拔性能,在施工场地开展了微型桩群桩基础原位足尺抗拔试验研究。针对现场原位试验发现抗拔性能不足的情况,本文采用将基桩改为斜桩的方式来提高微型桩基础抗拔性能,通过ABAQUS有限元软件对不同倾角下的微型桩基础进行模拟,将模拟结果与试验结果进行拟合来验证所建模型的可靠性,对微型桩斜桩基础不同倾角下的抗拔承载力、桩身轴力及桩侧摩阻力等进行进一步分析,为今后高原山区杆塔微型桩群桩基础的应用提供一定依据。

1 试验

1.1 场地地层条件

试验场地位于四川省阿坝藏族羌族自治州松潘县附近的山体斜坡台地,场地地层结构较为简单,地层岩性变化较小,构成地基土主要为第四系的含碎石粉质黏土和含粉质黏土碎石,对现场采集的原状样进行强度试验,部分结果如表1所示。

表1 地基土原状样的抗剪强度特征

根据《岩土工程勘察规范》[15]和《建筑桩基技术规范》[16],并结合该地区工程经验,该场地地基土物理力学性质见表2。

表2 土层物理力学性质参数

1.2 试验设计及方法

本试验群桩基础采用实际工程设计尺寸进行研究,群桩基础尺寸为桩长7.8 m、桩径0.35 m、桩间距1.4 m,桩顶为1.8 m×1.8 m×0.6 m的方形承台,桩数为4根,基桩均采用C35混凝土,预估群桩基础试验最大荷载加载值为2 000 kN。

微型桩群桩基础抗拔试验采用《建筑桩基检测技术规范》[17]中的慢速维持荷载法,采用千斤顶分级加载,荷载共分为10级,每级加载增量为200 kN。

微型桩2×2型群桩基础现场原位试验加载装置见图1。

图1 加载装置

桩顶上拔值采用位移检测装置进行测量,本试验采用采集范围为0～50 mm的电子数显百分表,检测精度为0.01 mm,布置方式为在立柱顶部四周均匀布置4个位移计。桩基础抗拔试验位移计现场布置如图2所示。

2 试验结果及分析

随着上拔荷载不断加大,布置在基础顶部的千斤顶逐渐顶出,当施加到1 600 kN,即荷载级数为8时,微型桩基础承台土层表面裂隙迅速发展;当荷载施加到1 800 kN时,承台四周出现明显被拔起的痕迹,基础四周土体出现明显裂纹,桩周土裂纹局部发育如图3所示。

图3 抗拔试验桩周土裂纹局部发育

群桩基础的抗拔试验荷载-位移曲线如图4所示。由图4可以看出:当荷载大于1 600 kN时,荷载-位移曲线的变化速度显著增快,曲线存在明显拐点。因此,群桩基础的抗拔承载力确定为1 600 kN,对应的承载力特征值为800 kN。

图4 抗拔试验荷载-位移曲线

本次试验在还没施加到预估极限荷载值(2 000 kN)时,在第8级荷载就产生陡降,其极限承载力为1 600 kN,实测结果并未满足设计要求。由于进行重复大量的现场试验成本较高,因此采用ABAQUS有限元软件对微型桩群桩基础抗拔试验进行数值模拟,并与现场原位试验结果进行比较验证后,再进一步研究微型桩群桩基础抗拔性能。

3 微型桩群桩基础抗拔承载力的数值模拟

3.1 模型建立及参数选取

采用ABAQUS有限元软件对微型桩群桩基础进行建模分析,地基采用Mohr-Coulomb弹塑性材料,将微型桩群桩基础定义为弹性模型,模型的水平计算宽度可取为承台宽度的5～8倍,计算深度为桩长的2倍[18],具体计算尺寸为15 m×15 m,计算深度为16 m,微型桩群桩基础尺寸与现场试验完全相同。根据地质条件分析,边界条件为两侧约束水平位移,底部全约束,顶部为自由边界,桩-土接触面则采用面对面接触,接触面的摩擦方式采用罚摩擦计算方法,桩-土摩擦系数(φ)一般选取为0.75～1.00[19-22],由于本次试验为人工挖孔,侧壁粗糙,因此φ取与地基土相同值。结合选取的上述模型参数范围、介质条件,采用六面体八节点实体单元(C3D8)网格对群桩基础模型进行划分,模型的网格划分如图5所示,桩周土体网格10 252个,群桩网格4 860个。对现场钻孔取样后进行土工试验,具体土体参数如表3所示。

图5 整体模型及微型桩群桩基础网格示意

表3 土工试验相关参数选取

土体压缩模量则由现场标准贯入试验所得数据根据式(1)和(2)进行计算[23-24]。

Es=(1.0～1.2)N

(1)

Es=0.712z+0.25N+ηs

(2)

式中:N为标准贯入试验实测击数;Es为土体压缩模量,MPa;E0为土体变形模量,MPa;z为土层深度,m;ηs为土体压缩模量换算系数,按表4取值。

表4 压缩模量换算系数(ηs)

结合现场地质勘察资料进行综合取值,得到现场粉土质砾和粉土质砾土层压缩模量分别为15.2和20.0 MPa。

3.2 数值模拟计算结果

图6为通过以上建模过程后计算所得结果与现场试验的荷载-位移对比曲线。

图6 数值模拟与现场试验荷载-位移对比曲线

由图6可以看出:由ABAQUS模拟所得总体沉降量略大于现场试验结果,但整体上基本吻合,当桩顶上拔荷载达到1 600 kN以后,现场试验的荷载-位移曲线的变化速度显著增快,与数值模拟基桩承受抗拔力作用下的荷载-位移曲线基本相同,在上拔力达到极限荷载后都会有一个明显的拐点。因此,运用本文建模方法对微型桩群桩基础进行抗拔性能模拟分析所得结果是可靠的。

4 不同倾角下斜桩基础计算结果分析

由于微型桩2×2群桩基础抗拔承载力不能达到设计要求,因此以上文计算参数为基础,通过将布置方式改为斜桩,倾斜方式为沿对角线倾斜来进一步研究倾角为5°、10°、15°、20°、25°时,微型桩群桩基础抗拔性能的变化,基础布置如图7所示,不同倾角下的荷载-位移和极限抗拔承载力计算结果分别如图8和9所示。

图7 微型桩斜桩基础布置

图8 不同倾角下的荷载-位移曲线

4.1 倾角对抗拔承载力的影响

由图8和9可以看出:当微型桩群桩基础基桩布置形式为直桩时,在桩顶荷载作用下的荷载-位移为接近垂直的陡降曲线;将布置形式改为斜桩后,随着倾角的增大,荷载-位移曲线则越来越平缓。在倾角逐渐变大的过程中,微型桩群桩基础的极限抗拔承载力呈现先明显提高而后减小的趋势;当倾角≥20°时,再继续增大倾角,其极限抗拔承载力会出现不增反减的情况。因此,对于承受上拔荷载作用下的微型桩群桩基础,在布置斜桩时并不是倾角越大越好,而是存在一个最优角度,这是由于当桩身倾斜过大后,基桩在上拔荷载作用下产生的弯矩会变大,而微型桩的桩身截面很小,抵抗弯矩的能力较弱,并且倾角过大会导致桩身上部土体减少,使得微型桩群桩基础抗拔承载性能变弱,并且倾角较大会限制桩体沿轴向发生位移,进而使侧摩阻力不能得到充分发挥。而当倾角<20°时,斜桩弯曲变形和桩-土相对位移都较为明显,抗拔承载性能由桩侧摩阻力承担变为桩侧摩阻力与基础上部土体自重同时分担,因此,在由直桩改为斜桩后,抗拔承载力会发生明显提高。由图9可以更直观看到:极限抗拔承载力随着倾角增大而增大,但当倾角≥20°后,极限抗拔承载力呈现出下降的趋势。

图9 不同倾角下的极限抗拔承载力

4.2 倾角对桩身轴力的影响

沿微型桩群桩基础基桩的桩身轴力可按式(3)进行换算[25]。

(3)

图10为微型桩群桩基础基桩不同倾角和极限荷载作用下的桩身轴力分布曲线。由图10可以看出:当基桩布置形式改变后,桩身轴力分布发生了明显的变化。虽然直桩与斜桩都表现为上半部分桩身轴力大于下半部分桩身轴力的规律,但当把布置形式改为斜桩后,其最大轴力位置由直桩接近桩顶的位置变为沿桩身深度为0.35 m左右处,并随着倾角的增大有轻微下移;另外,在沿桩身深度为2.30～4.80 m处,斜桩桩身轴力出现明显骤减再增大,继而缓慢减小的现象,并且这种现象会随着倾角的增大而变得越来越显著。分析最大轴力位置改变的原因是,由于当直桩变为斜桩后,在上拔荷载作用下,基桩上半部分会发生明显的弯曲变形,致使其一侧土体受压并隆起,导致该部分土体相对于桩身发生向上位移,即由直桩桩周土体的静止土压力变为随着桩身深度的增大而增大并斜向上作用于桩身的被动土压力,因此导致其最大桩身轴力并未出现在桩顶;而对于沿桩身深度为2.3～4.8 m处桩身轴力骤减的现象,这是由于上半部分弯曲变形对土体的挤压作用使得桩侧土的侧摩阻力显著提高,造成桩身轴力较直桩下降更加明显,而桩身下部分区域却基本不受弯曲变形的影响,该区域的变形仍然与直桩相似,因此,桩身轴力在骤减后又缓慢增大,直至与直桩桩身轴力曲线基本一致后,再随着侧摩阻力的发挥而减小。

图10 不同倾角下的桩身轴力分布

4.3 倾角对桩侧摩阻力的影响

在上拔荷载作用下,斜桩上部分区域会挤压一侧土体产生隆起,这也导致一侧土体由静止土压力转变为被动土压力,而另一侧则必然由静止土压力变为了主动土压力,使得基桩在同一截面处不同位置的受力情况不同,因此,可按式(4)来计算微型桩群桩基础的平均侧摩阻力。

(4)

式中:τ为微型桩群桩基础的侧摩阻力;h为桩身受力分析段长度;D′为微型桩外径;Q上、Q下分别为受力分析段上、下两段的轴力。

图11为直桩布置与不同倾角下斜桩布置的平均侧摩阻力分布。由图11可知:微型桩群桩基础基桩侧摩阻力分布情况大不相同,当其布置形式为直桩时,平均侧摩阻力沿着深度的增大而递增,这是由于在极限上拔荷载作用下,上部分土体出现破坏导致其侧摩阻力下降,下部分土体侧摩阻力在桩-土发生相对位移情况下发挥完全;另一原因则是由于土体随着深度的增大,其侧摩阻力会出现增大的现象。

图11 不同倾角下的平均侧摩阻力分布

当布置形式变为斜桩后,桩身平均侧摩阻力分布情况出现明显变化,在接近桩顶部位,由于桩身轴力增大,从而产生负摩阻力,并且该值随着倾角的增大而增大。在上拔荷载作用下,由于微型桩斜桩上半部分区域产生了较大的弯曲变形,使得土压力由静止土压力变为被动土压力,该部分桩-土侧摩阻力得到显著加强,但这种增强现象仅限于倾角<20°,而后再增大倾角则会限制侧摩阻力的发挥,这是因为倾角过大会使得桩-土相对位移变小,导致侧摩阻力不能充分发挥;桩体上部分土层由于倾角过大而明显减少,虽然增大倾角能增强桩侧土体挤压效果,但由于以上两个原因,总体上侧摩阻力呈现出减小的现象;另外,由于微型桩斜桩上部分区域产生较大弯曲变形,对桩周土进行挤压,增强侧摩阻力的效果会沿着桩身深度逐渐下降,因此,桩身上半部分的侧摩阻力整体会大于下半部分的侧摩阻力,而桩身下半部分的侧摩阻力由于基本不受弯曲变形的影响,平均侧摩阻力会随着深度的增大重新递增。在桩身中下部,负摩阻力随着倾角的增大而增大,这是由于该区域挤压效应的削弱,土压力由被动土压力逐渐向静止土压力转变,加上倾角增大后,在上拔荷载作用下,桩身沿轴向的拔出位移受到限制,小于土体隆起位移,因此负摩阻力随倾角的增大而增大。

图12为不同倾角下的桩侧摩阻力承担曲线。由图12可知:随着倾角的增大,微型桩群桩基础的极限抗拔承载力逐渐提高,当倾角≥20°后逐渐减小。

图12 不同倾角下的桩侧摩阻力承担曲线

表5为在极限荷载作用下不同倾角桩侧摩阻力以及桩周土荷载分担比。由表5可知:当倾角为0°～20°时,随着倾角的增大,不但桩侧摩阻力逐渐增大,桩周土阻力作用也得到明显增强;但当倾角增大到25°后,虽然桩周土阻力作用仍继续增强,但由于倾角过大导致桩-土相对位移变小,侧摩阻力不能充分发挥,因此侧摩阻力在极限荷载作用下的荷载分担比骤降,验证了当倾角>25°时极限承载力降低的原因。因此,建议微型桩基础在布置形式为斜桩时倾角应取为15°～20°。

表5 不同倾角下的斜桩荷载分担比

5 结论

1)通过群桩抗拔静载试验,得出了微型桩2×2型群桩基础的极限抗拔承载力以及侧摩阻力随深度变化规律。在本试验条件下,群桩的荷载-沉降曲线属于陡降型,取曲线拐点对应荷载作为桩基的极限承载力,即1 600 kN。

2)运用ABAQUS有限元分析软件实现了对现场静载试验过程的数值模拟,其沉降-位移曲线与现场实测曲线基本吻合,表明选用ABAQUS模拟结果是可靠的。

3)针对微型桩群桩基础抗拔承载性能不足的情况,将布置形式改为斜桩(运用ABAQUS有限元分析软件分别建立倾角为5°、10°、15°、20°、25° 5种模型)后,其抗拔承载力得到显著提高,但倾角存在一个最优值,结合高原山区地质条件建议倾角取值范围为15°～20°。

4)当把布置形式改为斜桩后,桩身轴力、侧摩阻力曲线均出现明显变化,其抗拔承载力贡献因素也发生变化,由主要为侧摩阻力提供变为侧摩阻力与桩周土体共同作用。