高原山地微型樁基礎抗壓及抗拔性能分析

摘 要：光伏發電項目多用微型樁作為光伏支架的支承基礎，由于在光伏電站運營期間，微型樁主要受到上部光伏支架及組件的壓力以及風荷載產生的上拔力分量。因此，為探究微型樁在粉質黏土層中的抗壓及抗拔極限承載力，分別確定沉降量、上拔量與樁頂荷載的關系，本文采用原位靜載試驗和有限元模擬向結合的方式分析了樁徑對微型樁極限抗壓及抗拔承載力的影響程度，確定了光伏支架微型樁的承載性能。結果表明，樁徑對微型樁的抗拔及抗壓承載性能均存在較大影響，增加樁徑可有效提升微型樁承載性能。

關鍵詞：微型樁；抗壓承載；抗拔承載；靜載試驗；數值模擬

中圖分類號：TU 47" 文獻標志碼：A

微型樁的豎向承載性能主要體現為抗壓、抗拔兩個方面。其豎向承載性能的優劣取決于微型樁樁端承載力及樁側摩阻力的大小[]。這與微型樁樁徑尺寸、地質類型均存在關系。為探究粉質黏土層中不同樁徑微型樁的承載性能變化，本文依托實際光伏電站建設項目中微型樁基礎施工工程，采用原位靜載試驗和有限元模擬相配合的方式分析了樁徑對粉質黏土層中微型樁豎向承載性能的影響變化規律，確定了施工參數及微型樁的豎向極限承載力，為微型樁施工及光伏電站運營維護提供了數據支持。

1 工程概況

涼山州會理光伏項目場地覆蓋范圍廣，區域相對分散，地形以山脊緩坡為主，坡度主要在5°～20°，局部地方較陡可達35°～40°。光伏陣列支架荷載小，基礎埋深不大。部分場址分布的碎塊石土較松散，易變形，不宜作為光伏組件樁基礎持力層，因此將可塑～硬塑狀的含礫粉質黏土作為樁基持力層一般豎向承載力。在固定支架每個單元設4個基礎，為單立柱形式，樁距為4.3m，基礎擬采用直徑250mm的微孔灌注樁，樁總長為2.0m，入土深度為1.5m，頂端露出地面0.5m。

2 微型樁基礎抗壓承載及抗拔試驗

當微型樁的頂部受到下壓荷載的作用時，在樁頂產生樁身壓應力，樁體與土體之間產生相對位移。因此，微型樁受到的下壓荷載會通過樁身與土體之間的剪應力傳遞到土體中，從而以樁側摩阻力的形式表現出來，其傳遞方向為從上到下[]。由于微型樁長細比較大，屬于摩擦型樁，因此可以忽略樁底土體對樁身的作用力。隨著下壓荷載的逐漸增加，上部樁身與土層之間的接觸面的摩阻力先達到極限，上部的摩阻力會保持在極限值不再增加，下部樁身與土層接觸面的摩阻力逐漸增加并達到極限。最終樁側各處摩阻力都達到極限，使微型樁處于受壓極限狀態。

2.1 試驗方案

2.1.1 試驗參數選取

為探究在粉質黏土層中光伏支架微型樁基礎的施工樁徑，在現場設置150mm、250mm、350mm樁徑的微型樁，并對其進行對比試驗，參數選取見表1。

2.1.2 微型樁下壓及上拔試驗

采用原位靜載試驗檢測微型樁抗壓及抗拔承載力，加載裝置可以根據現場情況選擇反力墩+反力梁，當采用錨樁橫梁裝置作為加載反力時，應對反力裝置的全部構件進行強度和變形驗算，并對輔助樁上拔力進行驗算。當專門設置反力結構時，其承載力和剛度應大于試驗樁的1.2倍以上。試驗現場布置如圖1所示。本項目試驗樁的抗壓及拉拔承載力試驗采用慢速維持荷載法。試驗樁加載采用逐級等量加載，分級荷載宜為最大加載量或預估極限承載力的1/10，其中第一級可取分級荷載的2倍。每級荷載施加后按第5min、15min、30min、45min、60min測讀樁頂位移量，每隔30min測讀一次[]。對抗壓試驗來說，在某級荷載作用下，樁頂沉降量大于前一級荷載作用下沉降量的5倍，且樁頂總沉降量超過40mm，或樁頂沉降量大于前一級荷載作用下沉降量的2倍，且經24h尚未達到相對穩定標準，或者當樁頂累計沉降量超過100mm時試驗終止。對抗拔試驗來說，在某級荷載作用下，將樁頂上拔量大于前一級荷載作用下上拔量的5倍，或樁頂累計上拔量超過100mm、或按照鋼筋抗拉強度控制作為試驗的終止標準[]。

表1 微型樁下壓及上拔試驗參數

序號 樁號 混凝土類型 樁長/m 樁徑/mm 試驗方法

1 X1 C30 2 150 靜載反力；抗壓試驗

2 X2 C30 2 250

3 X3 C30 2 350

4 S1 C30 2 150 靜載反力；拉拔試驗

5 S2 C30 2 250

6 S3 C30 2 350

2.2 微型樁抗壓性能分析

由圖2微型樁抗壓試驗的Q-s曲線分析可知：當3種不同樁徑的試驗樁承受豎向壓力荷載作用時，沉降位移趨勢基本相同。當豎向荷載超過達到極限時，沉降位移陡增。從圖2中可以看出，當微型樁樁徑由150mm增至250mm時，微型樁極限抗壓承載能力由68.7kN增至85.4kN，增幅約24.3%。極限荷載對應沉降位移由9.8mm增至10.2mm，增幅為4%。當微型樁樁徑由250mm增至350mm時，微型樁極限抗壓承載能力由85.4kN增至103.4kN，增幅約21%。極限荷載對應沉降位移由10.2mm增至11.8mm，增幅為15.6%。

2.3 微型樁抗拔性能分析

由圖3微型樁抗拔試驗的Q-s曲線分析可知：當3種不同樁徑的試驗樁承受上拔力作用時，微型樁向上的位移趨勢基本相同。由于微型樁抗拔主要依靠樁土間的摩阻力發揮作用，因此隨著上拔力增加，微型樁與樁周土間的相對位移逐漸增加，導致樁土接觸界面發生剪切破壞，當上拔力超越摩阻力時，向上位移量陡增，此時的作用荷載即為微型樁的極限抗拔承載力。從圖3可以看出，當微型樁樁徑由150mm增至250mm時，微型樁極限抗拔承載能力由49.5kN增至68kN，增幅約37.4%。極限荷載對應位移由7.2mm增至9.6mm，增幅為33.3%。當微型樁樁徑由250mm增至350mm時，微型樁極限抗壓承載能力由68kN增至96.2kN，增幅約41.7%。極限荷載對應沉降位移由9.6mm增至10.9mm，增幅為13.5%[]。

由上述分析可知，微型樁豎向承載性能發揮主要依靠樁側摩阻力及樁端承載力。當微型樁樁徑增加時，微型樁樁端承壓面積增加，樁側與土體接觸面積增加，更有利于樁端承載力及樁側摩阻力發揮。增加微型樁樁徑可有效提高微型樁抗壓及抗拉拔性能，因此基于本項目施工工況，選取?250mm的微型樁作為光伏支架樁基礎，即可滿足光伏電站的運營需求。

3 微型樁極限壓拔承載力數值模擬

3.1 建立分析模型

通過原位靜載試驗分析，選定?250mm微型樁作為光伏支架基礎。為進一步驗證靜載試驗的準確性，采用有限元模擬的方式對微型樁的抗拔及抗壓承載力進行分析驗證。當建立樁土模型時，為消除邊界效應對模擬結果的影響，模型尺寸選取最大模擬樁徑的20倍，模型深度選取3倍樁長，即需要建立5m×5m×6m的樁土模型[]，模型具體參數見表2。

由于施工及環境因素復雜，因此基于以下假定進行模型分析。1）微型樁、土體模型均由連續、均質材料構成，各向力學性質相同。微型樁周土正常固結。2）采用Mohr-Coulomb模型模擬硬塑粉質黏土的彈塑性行為，且樁周土的力學性質不受微型樁的影響。3）由于微型樁底部嵌固于土體中，因此樁頂露出地面50cm?？蓪锻琳w模型邊界條件視為理想的土體底部Z向豎直固定約束，土體側面水平X、Y向水平約束，為樁頂自由端邊界條件。

采用實體單元模擬樁土模型，共建立實體單元38820個。為保證模擬精度，將圓形樁基截面劃分為36個扇形截面網格，同步細化樁土接觸界面網格，將樁頂中心耦合為一個節點，并將其作為側向荷載作用點。樁土模型如圖4所示。

3.2 模擬分析驗證

由靜載試驗分析可知，當?250mm微型樁在豎向壓力荷載作用下產生約10.2mm沉降量時，達到抗壓承載極限。為模擬抗壓承載過程，采用逐步增加樁頂節點豎向荷載的方式進行模擬加載，當節點壓力荷載增至89.2kN時，樁頂位移達到-10.37mm，此時樁土模型沉降變形情況如圖5（a）所示。與靜載試驗相比，當樁頂沉降量達到幾乎一致時，微型樁模型的極限抗壓承載力上升約4.4%。當拉拔力荷載增至72.5kN時，模擬的微型樁樁頂上拔量約為9.72mm，與靜載試驗中極限抗拔狀態時的上拔量9.6mm幾乎一致，此時樁土模型變形情況如圖5（b）所示。與靜載試驗相比，微型樁模型的極限抗拔承載力提高約6.1%。通過模擬分析可知，當樁頂位移沉降量或者上拔量與原位靜載試驗測量位移值幾乎一致時，與原位靜載試驗測試值相比，樁土模型的極限抗壓及抗拔承載力均有所提升。由于樁土模型為理想化的彈塑性模型，因此在模擬微型樁受荷載作用的過程中，并未考慮施工水平因素、環境因素等對模擬結果的影響，模擬結果較為理想化。但通過數據對比發現，微型樁豎向承載力的原位試驗測試值與模擬分析值差距并不大，且圖5變形云圖所呈現樁土變形趨勢與實際相吻合，表明微型樁豎向承載特性及極限承載力分析得到了有效驗證，可以指導實際施工。

4 結論

通過靜載試驗與有限元模擬對微型樁的抗壓及抗拔性能進行分析研究可知，樁徑對微型樁的抗拔及抗壓性能均存在較大影響，在實際施工中，若地質情況較差，則可通過增加微型樁樁徑的方式保證豎向承載性能?；诒卷椖康膶嶋H地質情況，通過原位靜載試驗和模擬分析的微型樁豎向極限承載力基本一致。為保障施工安全，將?250mm微型樁原位試驗測試的極限抗壓承載力85.4kN以及68kN的抗拔承載力作為施工依據，可以滿足光伏電站運營需求。

參考文獻

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