戈壁碎石土地基原狀土掏挖基礎抗拔試驗研究

摘 要：在甘肅和新疆的7個試驗場地完成了40個戈壁碎石土地基原狀土擴底掏挖基礎抗拔試驗，得到了基礎抗拔荷載位移特性。結果表明，上拔荷載作用下，戈壁碎石土地基掏挖基礎具有良好的抗拔承載性能，荷載位移曲線呈大致相同變化規律，可分為擴大端土體被壓密的彈性階段、土體剪切變形至塑性區貫通的彈塑性階段、滑動面形成至破壞的3個特征階段。根據基礎荷載位移曲線，采用雙切線交法確定了試驗基礎極限上拔承載力。基于土體滑移線場理論和Mohr-Coulomb強度準則，引入抗拔土體圓弧滑動面假設，推導了戈壁掏挖擴底基礎的抗拔承載力理論計算公式，并將試驗結果與理論計算結果進行了對比分析。

關鍵詞：戈壁；碎石土；掏挖擴底基礎；抗拔；輸電線路

中圖分類號：TU411

文獻標志碼：A

文章編號：1674-4764（2012）04-0024-07

Field Test Analysis on Belled Pier Foundations under Tensile Load in Gravel Gobi

LU Xianlong1，2， QIAN Zengzhen2， TONG Ruiming1， ZHENG Weifeng1

( 1. Transmission and Transformation Engineering Research Department， China Electric Power Research Institute，

Beijing 100192， P.R.China; 2. School of Engineering and Technology， China University of Geosciences， Beijing 100083， P.R.China)

Abstract:Forty full-scale field tests were conducted on belled pier foundations at seven gravel Gobi sites in Gansu province and Xinjiang Uygur Autonomous Region in China. The uplift load-displacement response of belled pier foundations in gravel Gobi almost followed the same pattern and presented three-phase behaviors. Under tensile load， the onset of the curve usually started from the elastic linear part resulting from the compression and compaction of gravel Gobi above the enlarged base. And consequently， with the occurrence and further development of a plastic zone around the foundation， the uplift load-displacement curve turned into an elasto-plastic stage. Finally， the formation of whole rupture surface brought to the entire shearing damage of Gobi soil. The ultimate uplift bearing capacities were obtained by using the slope-tangent method for all test foundations. Based on the theory of limiting equilibrium， the Mohr-Coulomb yielding criterion and slip-line field method， the circle arc rupture surface boundary condition was introduced. And the theoretical calculation equation to determine the ultimate uplift bearing capacity of the belled pier foundation in gravel Gobi was obtained. The theoretical results were compared with those of the tests and they turned out in good agreement.

Key words:Gobi; gravel soil; belled pier foundation; uplift; transmission line



戈壁是粗砂、礫石覆蓋在硬土層上的荒漠地形，在中國西北地區廣泛分布。隨著電網建設的發展，越來越多的輸電線路需經過戈壁灘地區。桿塔基礎作為輸電線路的重要組成部分，其造價、工期和勞動消耗量在整個工程中占很大比重。桿塔基礎具有明顯的行業特點［1］，通常情況下，抗上拔能力是其設計控制條件，選擇合適的基礎方案可有效降低工程造價，提高環境保護水平。

戈壁碎石土地基一般以圓礫、角礫、卵石等碎石為主，并常有砂類及黃土類堆積填充，或呈交互層狀及透鏡體產出，土質鹽份含量大、粒間膠結效應明顯、咬合作用強烈，天然狀態下具有較好的力學性質［2］。但中國過去戈壁地區的輸電線路桿塔基礎多采用鋼筋混凝土柔性板式基礎，這類基礎因通過開挖回填方法施工，未能充分利用原狀戈壁碎石土地基良好的承載性能，既增加了材料消耗量，也不利于環境保護。隨著輸電電壓等級的提高，桿塔基礎所承受的荷載越來越大，采用這類基礎則需要更大的基礎截面尺寸和埋深，經濟性和環境保護都難以滿足建設需求。鑒于此，原狀土戈壁地基掏挖擴底基礎已在該地區輸電線路工程中日益得到推廣應用［3-4］。掏挖基礎是以混凝土和鋼筋骨架灌注于以機械或人工掏挖形成的土胎內的基礎，它以天然原狀戈壁地基作為抗拔土體以保持基礎上拔穩定，其充分發揮了地基承載性能，具有良好的抗拔承載性能。國內外通過模型試驗、現場真型試驗［5-17］等方法研究了掏挖基礎的承載性能，并給出了其極限抗拔承載力的計算方法，但對戈壁地基掏挖擴底基礎抗拔承載特性和計算理論都還缺乏系統研究。筆者通過甘肅、新疆2地區7個場地共40個戈壁掏挖擴底基礎的抗拔承載力試驗，得到了其抗拔荷載位移特性，提出了戈壁掏挖擴底基礎抗拔極限承載力計算方法，并與試驗結果進行對比。

1 試驗場地概況

試驗分別在甘肅和新疆7個場地完成，其中甘肅地區4個、新疆地區3個。試驗場地為單一卵石地層，稍-中密，粒徑主要為2～20 cm，典型土體顆粒級配曲線見圖1，級配一般。試驗前，進行了場地探坑開挖，通過灌水法測定地基土體天然容重，通過分層現場直剪試驗測定場地土體抗剪性能。各試驗場地分布及其土體的天然容重（γs）、黏聚強度(c) 和內摩擦角(φ)的試驗結果如表1［18］。

圖1 試驗場地戈壁土地基顆粒級配曲線

2 試驗方案

在7個試驗場地共設計了40個掏挖基礎，其結構型式如圖2，各試驗場地試驗基礎抗拔埋深ht、擴底直徑D和立柱直徑d分別如表2所示。根據基礎ht/D不同，上拔荷載作用下基礎的破壞模式分為淺基礎和深基礎2種情況［14-15］。圖1中基礎極限抗拔承載力隨深度變化曲線在埋深ht=hc時出現不連續點，hc通常稱為基礎臨界埋深，是劃分淺基礎和深基礎的臨界埋置深度。當ht≤hc時為淺基礎，上拔荷載作用下，淺基礎抗拔土體的直線型或曲線型滑動面將一直延伸到地表，基礎抗拔極限承載力Tu隨埋深ht的增加而增加。而當ht>hc時為深基礎，上拔荷載作用下，臨界埋深hc以上抗拔土體呈直線型或曲線型滑動面，并一直延伸到地面，而在臨界埋深hc以下的(ht-hc)段，抗拔土體呈柱狀滑動面。當基礎埋深ht>hc時，基礎抗拔承載力隨深度增加的速率明顯小于ht

圖2 掏挖擴底基礎結構和破壞模式

試驗采用慢速維持荷載法［20］。試驗前，以基礎預估極限荷載值的1/10為增量進行荷載分級，確定每一級的荷載增量，試驗第1次加載量為分級荷載增量的2倍，以后按分級荷載增量逐級等量加載，并自動加載、補載與恒載。試驗過程中，通過測試基礎柱頂位移，得到基礎試驗過程中的荷載位移曲線，以研究其抗拔承載性能。

3 試驗結果與分析

3.1 基礎荷載位移曲線特征及抗拔承載機理

試驗過程中，戈壁掏挖擴底基礎的上拔荷載位移曲線呈現出大致相同的變化規律，圖3給出了4個典型基礎荷載位移變化曲線。

圖3 基礎上拔荷載位移代表性曲線

圖3所示的試驗基礎荷載位移曲線的起始段為直線，變形速率慢，土體力學性質呈彈性變形體性狀；中間段為曲線，是過渡段，表明土中局部出現塑性區，土體處于彈塑性狀態；終段為陡降段，變形急劇增加，戈壁地基土體發生整體剪切破壞。據此將上拔荷載作用下的戈壁碎石土掏挖擴底基礎的荷載位移曲線分為如圖4所示的3個特征階段，其承載機理和破壞過程如圖5所示。

圖4 戈壁地基掏挖基礎抗拔荷載位移曲線特征階段

1）土體壓密的彈性階段（曲線OA段）

如圖5（a）所示，在初始加載階段（約為極限荷載20%(30%），上拔荷載由主要由基礎自重和立柱段側摩阻力承擔，擴大端承擔的荷載很小。隨著上拔荷載繼續增大，基礎立柱段摩阻力逐漸下移，擴大端開始承載，基礎底板上部土體被壓密，基礎上拔位移主要以土體壓縮變形為主，荷載位移曲線呈線性變化。

圖5 上拔荷載作用下戈壁碎石土掏挖擴底

基礎承載破壞過程

2）土體剪切變形的彈塑性階段（曲線AB段）

隨著荷載的不斷增加，基礎上拔位移隨荷載呈非線性變化，位移速率明顯增大，基礎周圍土體應力由彈性狀態轉為塑性狀態，并發生剪切變形，土體塑性區開始出現并逐漸擴展，基礎上拔位移由土體壓縮變形和剪切變形組成，如圖5（b）所示。

3）塑性區貫通、滑動面形成的破壞階段（曲線BC段）

隨上拔荷載的持續增加，土體剪切變形不斷加大，荷載位移曲線出現陡降，地表出現微裂縫。當荷載接近或達到極限荷載時，地基裂縫迅速開展并貫通，形成較為完成的滑動面并延伸至地面，地表產生環狀和放射狀裂縫，地基整體剪切破壞，如圖5（c）所示。

根據荷載位移曲線變化的3個特征階段及圖4所示的承載破壞過程，可將戈壁碎石土掏挖擴底基礎抗拔承載機理概括為：“擴大端土體壓縮擠密基礎周圍土體塑性區出現和發展土體整體剪切破壞”的漸進破壞過程。

3.2 基礎抗拔承載力確定

根據CEI/IEC1773［20］，由荷載位移曲線確定基礎極限承載力方法有：雙切線法、對數法、拋物線法、雙曲線法等。根據戈壁碎石土地基掏挖基礎荷載位移曲線特征，本文選用雙切線交法確定的基礎上拔極限承載力，即定義過圖4中OA段O點的切線、BC段C點的切線之交點所對應的荷載和位移分別為基礎上拔極限承載力Tu和上拔極限位移Su。根據每一個試驗基礎的荷載位移曲線確定基礎的極限上拔承載力如表2所示。

4 基礎上拔極限承載力計算

4.1 抗拔土體滑動面假設和抗拔極限承載力計算

如圖1所示，對抗拔土體滑動破裂面假設主要有直線型和曲線型2類［7，9-11］。直線型滑動破裂面又分為直柱面、倒拔錐體破裂面等，曲線型滑動面主要有圓弧型、對數螺旋線型、拋物線型等。

根據基礎抗拔機理和現場土體破壞范圍的量測結果，筆者應用如圖6所示的戈壁地基掏挖擴底基礎抗拔承載力計算模型［14-17］。

圖6 戈壁地基掏挖擴底基礎抗拔計算模型

圖6（a）中圓弧形狀為一向外彎曲且半徑r隨ht/D增大而減小的圓弧曲面，由下列參數確定：

r=htcos(π4－φ2)－sinα

α=(π4+φ2)(D2ht)n

α1=π4－φ2

α2=π2－α（1）

式中：r為圓弧曲面半徑，α表示半徑r隨ht/D而變化的特征，n為隨土體的物理特性而異的參數，為建立計算公式時簡化起見，取n=2；α1為圓弧曲面在水平地面處與水平面夾角；α2為圓弧曲面在底板處與水平面夾角。

如圖6（b）所示，在極限承載力狀態下，戈壁碎石土地基掏挖擴底基礎上拔極限承載力由3部分組成，如式（2）所示：

Tu=Gf+Gs+Tv=γfVf+γs(V－Vf)+Tv(2)

式中:Gf為基礎混凝土自重，由混凝土容重γf和混凝土體積Vf確定；Gs為土體滑動面ABCD所包含的抗拔土體重量，由土體天然容重γs和體積(V－Vf)確定；Tv為滑動面上剪切阻力的垂直投影分量。

根據圖6（b）所示的戈壁碎石土地基掏挖擴底基礎抗拔計算滑動面模型，可得到滑動面ABCD所包含的體積V為：

V=πr(D24+Drcosα+r2cos2α)［cos(π4－φ2)－sinα］

－14πr2(D+2rcosα)(π2－2α+φ－sin2α+cosφ)

－13πr3{sinα(2+cos2α)－cos(π4－φ2)［2+sin2(π4－φ2)］}（3）

式中各參數含義如圖6所示。

滑動面上抗拔土體應力狀態滿足Ktter方程［21］：

τnθ+2τntanφ－rγssin(θ+φ)=0(4)

式中:θ為圓弧滑動面上任意一點與垂直方向的夾角；τn為滑動面上的剪應力。

根據土體滑移線場理論和Mohr-Coulomb強度準則，圖6中圓弧滑動面上意點的微單元體應力狀態圖如7(a)所示，其中 σx、σy和σxy為微單元體相應面上的法向應力和剪應力，θ為圓弧滑動面（β滑移線）與x軸夾角，則θ-μ和θ-2μ分別為第一主應力σ1和α滑移線、x軸的夾角，且μ=π4-φ2。根據圖7(b)所示的極限應力Mohr圓，土體處于極限平衡時滿足Mohr-Coulomb屈服準則，設12(σx+σy)，則滑動面上的有效剪應力τn可表示為：

τn=(σm+c?cotφ)?cosφ?sinφ(5)

圖7 滑動面微單元體應力狀態和極限應力Mohr圓

令：Q=e2θtanφτn=e2θtanφ(σm+c?cotφ)?cosφ?sinφ有：

Ql=γsinφsin(θ+φ)e2θtanφ（6）

式中l為弧長，由圓弧滑動面假設有l=rθ成立，因此有:

Qθ=γrsinφsin(θ+φ)e2θtanφ（7）

求解式（7）得到：

τn=C0e－2θtanφ+γrsinφ1+4tan2φ［2tanφsin(θ+φ)－cos(θ+φ)］（8）

式中:C0為待定參數，根據地表處土體應力邊界條件：

τnθ = π4-φ2 = c(1 + sinφ)（9）

求解得到：

C0={c(1+sinφ)－γsrsinφ1+4tan2φ×

［2tanφsin(π4+φ2)－cos(π4+φ2)］}e2(π4－φ2)tanφ（10）

圓弧旋轉曲面上剪切阻力垂直分量Tv為：

Tv=∫α2α1τnsinθ?2π(D2+rcosα－rsinθ)?rdθ（11）

通過變量分離將積分計算結果化簡為：

Tv=A1ch2t+A2γsh3t（12）

式中:A1和A2為與內摩擦角φ和ht/D相關的無因次計算常數，由式（13）、（14）確定：

A1=2πK1(1+sinφ)e2(π4－φ2)tanφ?

1cos(π4－φ2)－sinα2（13）

A2=2πsinφ1+4tan2φ{K2－K1cos(π4+

φ2)e2(π4－φ2)tanφ×

2tanφtan(π4+φ2)－1}?

1cos(π4－φ2)－sinα3（14）

其中：

K1=－11+4tan2φ×{ht2Dcos(π4－φ2)－sinα+

cos α×{e－2(π2－α)tanφ(sinα+2tanφcosα)－

e－2(π4－φ2)tanφcos(π4－φ2)+2tanφsin(π4－φ2)}}+

14tanφe－2(π2－α)tanφ－e－2(π4－φ2)tanφ+

14(1+tan2φ)［e－2(π2－α)tanφ(tanφcos2α+sin2α)+

e－2(π4－φ2)tanφ(tanφsinφ－cosφ)］

K2=ht2Dcos(π4－φ2)－sinα+cosα×

(3π8－3α2+3φ4)sinφ－12sin(2α－φ)tanφ+

12tanφ－14cos(2α－φ)+2tanφ［112sin(3α－φ)+

12sin(α－φ)+14sin(α+φ)+112cos(3π4－φ2)－

12cos(π4+φ2)－14cos(π4－3φ2)］+12cos(α－φ)－

14cos(α+φ)+112cos(3α－φ)－12sin(π4+φ2)+

14sin(π4－3φ2)+112sin(3π4－φ2)

根據表1中試驗場地戈壁地基土體參數和表2中基礎尺寸，將式（3）、（12）等代入式（2）中，得到各試驗基礎抗拔極限承載力計算值，列于表2中。

4.2 試驗值和計算值對比分析

試驗值和理論計算值的對比如圖8所示，總體趨勢是試驗值大于理論計算值，表明戈壁灘碎石土地基掏挖基礎具有良好的抗拔性能，在工程中應用具有較好的經濟和環境效益。

圖8 試驗值和理論值對比圖

5 結語

1)戈壁灘碎石土地基掏挖基礎具有良好的抗拔性能，上拔荷載作用下，基礎荷載位移曲線表現為大致相同的變化規律，呈現為擴大端土體被壓密的彈性階段、土體剪切變形至塑性區貫通的彈塑性階、滑動面形成至破壞的3個特征階段。可采用雙切線交法，根據基礎荷載位移曲線確定基礎極限上拔承載力。

2)根據土體滑移線場理論和Mohr-Coulomb強度準則以及抗拔土體圓弧滑動面假設，推導得到的戈壁掏挖擴底基礎抗拔承載力計算公式，可以作為基礎抗拔承載力計算理論值，但基礎抗拔承載力理論值均小于試驗值，這既表明戈壁灘碎石土地基掏挖基礎具有良好的抗拔性能，也表明戈壁碎石土地基抗剪強度特性和承載力計算模式較為復雜，需要開展更加深入的研究。

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（編輯 呂建斌）