彭 武,黃 天,鄒進(jìn)濤,李大海,方 晴

(1.黃岡強(qiáng)源電力設(shè)計(jì)有限公司，湖北 黃岡 438000；2.華中科技大學(xué) 土木與水利工程學(xué)院，湖北 武漢 430074；3.湖北省電力勘測設(shè)計(jì)院有限公司，湖北 武漢 430040)

輸電線路工程沿山丘地區(qū)走線的趨勢愈發(fā)明顯，由于地形與復(fù)雜地質(zhì)條件的制約，山區(qū)輸電線路若采用常規(guī)的基礎(chǔ)型式設(shè)計(jì)、施工往往受到多因素制約。比如挖孔樁基礎(chǔ)人工挖孔施工效率低，孔下作業(yè)安全風(fēng)險(xiǎn)大；灌注樁基礎(chǔ)機(jī)械鉆孔采用的施工機(jī)具龐大，不方便轉(zhuǎn)場，且施工道路修筑費(fèi)用高。近來，一種新型微孔樁基礎(chǔ)，如圖1(圖中l(wèi)1為樁長)所示，采用微型預(yù)制管樁作為樁體，結(jié)合后注漿工藝，通過先鉆孔(鉆孔直徑比管樁外徑大100 mm)居中放置管樁，再在管樁樁側(cè)注漿，將樁與漿液組合形成的錨固體與圍巖緊密結(jié)合的方法，充分發(fā)揮鉆孔樁和預(yù)制樁的優(yōu)勢，具有樁徑小、所需作業(yè)面小、挖孔扭矩力小以及承載能力高的優(yōu)點(diǎn)，適合在山區(qū)輸電線路推廣使用。而目前對(duì)該新型基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)主要是參照普通樁和嵌巖樁進(jìn)行的。胡岱文等[1]通過對(duì)大量嵌巖樁原位測試樁數(shù)據(jù)的分析與研究，得出結(jié)論：嵌巖樁的承載力主要是由樁巖嵌固力來承擔(dān)的；明可前[2]通過大量試驗(yàn)得出，當(dāng)嵌巖深度為4倍樁徑時(shí)，其承載力發(fā)揮最好；張建新等[3]提出，嵌巖樁單樁容許承載力的計(jì)算公式由嵌巖樁的樁土側(cè)阻力、樁巖側(cè)阻力以及樁端阻力三部分共同組成；劉洋[4]分析了嵌巖樁豎向承載力影響因素，認(rèn)為分項(xiàng)綜合設(shè)計(jì)法更符合嵌巖樁的承載力特點(diǎn)。

圖1 鉆埋式預(yù)制管樁

綜上，嵌巖樁計(jì)算公式以經(jīng)驗(yàn)和半經(jīng)驗(yàn)公式為主，試驗(yàn)的普遍性較低，代表性不強(qiáng)，設(shè)計(jì)方法和參數(shù)取值也不盡相同[5～7]，究其原因是缺乏對(duì)其受力機(jī)理的研究。

本文針對(duì)這種新型鉆埋式預(yù)制管樁基礎(chǔ)，采用荷載傳遞理論，借鑒已有巖石結(jié)構(gòu)面剪切強(qiáng)度的方法，研究其受力機(jī)理，推導(dǎo)彈性和塑性破壞下樁身位移、側(cè)阻力及軸向力隨深度變化的解析式，以期為設(shè)計(jì)計(jì)算提供一些理論參考。

1 錨固變形受力研究

假定預(yù)制管樁與管樁外側(cè)注漿體組成的錨固體與圍巖之間的剪應(yīng)力與剪切位移滿足圖2所示的本構(gòu)關(guān)系[8,9]，據(jù)此建立力學(xué)模型，并根據(jù)局部變形理論[10]，推導(dǎo)錨固體受力平衡條件下的力學(xué)平衡微分方程，求解荷載傳遞的函數(shù)關(guān)系。

圖2 錨固體-圍巖界面剪應(yīng)力本構(gòu)模型

q=uτ(z)=kss(z)

(1)

(2)

式中：q為單元長度上的剪應(yīng)力；u為錨固體周長；τ(z)為錨固體與圍巖間的剪應(yīng)力；s(z)為z處的位移；s0為錨固體彈性極限位移；ks為錨固體的剪切模量；τr為殘余剪切強(qiáng)度。

張喜濤等[11]的研究表明，錨固體的剪切模量ks由圍巖的剪切模量K1、管樁外注漿體的剪切模量K2和管樁的剪切模量K3組成，其表達(dá)式為：

(3)

根據(jù)錨固體-圍巖界面(圖3)的本構(gòu)關(guān)系，錨固體彈性極限位移s1與錨固體-圍巖界面極限黏結(jié)強(qiáng)度τ0相關(guān)，計(jì)算公式可簡化為：

圖3 錨固體-圍巖截面

(4)

根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，錨固體-圍巖界面極限黏結(jié)強(qiáng)度τ0可按表1選取[12]。

表1 水泥漿膠結(jié)注漿體同圍巖間的黏結(jié)強(qiáng)度

表2 水泥漿膠結(jié)注漿體同混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度[9]

通過對(duì)比表 1，2可以發(fā)現(xiàn)，注漿體與圍巖之間的黏結(jié)強(qiáng)度遠(yuǎn)小于注漿體與混凝土之間的黏結(jié)強(qiáng)度，且現(xiàn)場試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)場破壞一般發(fā)生于外側(cè)注漿體與圍巖界面上。

根據(jù)靜力平衡條件：

(5)

聯(lián)立式(1)(5)得到樁身軸力P(z)與樁側(cè)剪應(yīng)力的關(guān)系為：

dP(z)=uτ(z)dz

(6)

距錨固段始端間隔為z處圍巖與錨固體的軸向應(yīng)變?chǔ)舲和s(z)的關(guān)系為：

(7)

根據(jù)荷載傳遞理論，聯(lián)立式(6)(7)，對(duì)錨固體任一截面有：

(8)

Aa=Ab+Ag+Ac

(9)

EaAa=EbAb+EgAg

(10)

式中：Ab，Ag，Ac分別為管樁、管樁外注漿體和管樁內(nèi)填充漿液的橫截面面積；Eb，Eg分別為管樁、管樁外注漿體的彈性模量。

如圖4所示，設(shè)作用于管樁頂部的荷載為Pd，相應(yīng)的位移為sd，樁長為l1。在樁頂位移條件下，求解過程如下：

圖4 樁側(cè)摩阻力計(jì)算簡圖

(1)當(dāng)樁頂作用荷載，圍巖處于彈性狀態(tài)(s(z)≤s0)時(shí)，將式(2)中τ(z)=ks(z)代入式(8)，解得：

s(z)=C1eηz+C2e-ηz

(11)

(12)

式中：C1，C2為系數(shù)。

由軸力連續(xù)條件有：

(13)

解得：

(14)

(15)

(16)

(2)樁頂在荷載作用下，樁周上部塑性破壞，破壞區(qū)的深度為l1，Δs(z)>s0；下部處于彈性狀態(tài)，其深度范圍為l1～l1，此時(shí)Δs(z)≤s0。

根據(jù)錨固體-圍巖界面本構(gòu)關(guān)系，當(dāng)作用在樁體與巖體界面上的剪應(yīng)力超過界面極限黏結(jié)強(qiáng)度時(shí)，界面出現(xiàn)塑性破壞，會(huì)發(fā)生“脫黏”，脫黏段的剪應(yīng)力即為界面殘余強(qiáng)度，作用在脫黏段上的剪應(yīng)力會(huì)重新分配和調(diào)整[14]，如圖5所示。

圖5 樁側(cè)剪應(yīng)力沿樁體分布特征

由邊界條件τ(z)|z=l′0=τ0，代入式(15)有：

(17)

解得名義脫黏長度l′0和實(shí)際脫黏長度l0：

(18)

(19)

根據(jù)何思明等[15]的研究，脫黏段的變形量可按下式計(jì)算：

(20)

所以：

(21)

1)在破壞區(qū)(s(z)>s0)，將式τ(z)=τr代入式(8)，解得：

(22)

式中：C3，C4為系數(shù)。

由邊界條件：

(23)

可得：

(24)

(25)

(26)

Pl0=Pd-uτrl0

(27)

2)在彈性區(qū)(Δs(z)≤s0)，將式τ(z)=ks(z)代入式(8)。

假定樁身軸力破壞區(qū)和彈性區(qū)的分界面上連續(xù)，有：

(28)

解得：

(29)

(30)

(31)

根據(jù)以上分析可知，作用在鉆埋式預(yù)制管樁上荷載大小的不同，有兩種側(cè)阻力分布模式：

(1)當(dāng)作用的荷載較小時(shí)，樁身處于彈性階段，錨固體-圍巖界面上的側(cè)阻力按式(15)呈指數(shù)函數(shù)分布，側(cè)阻力不超過錨固體-圍巖界面極限黏結(jié)強(qiáng)度；

(2)當(dāng)作用的荷載較大時(shí)，錨固體-圍巖界面上的側(cè)阻力分布為兩段：樁身上部出現(xiàn)塑性區(qū)，此范圍內(nèi)錨固體-圍巖界面上的剪應(yīng)力超過界面極限黏結(jié)強(qiáng)度，錨固體-圍巖界面會(huì)發(fā)生脫黏破壞，脫黏段的剪應(yīng)力為界面殘余強(qiáng)度；樁身下部處于彈性階段，此范圍內(nèi)錨固體-圍巖界面上的側(cè)阻力按式(30)呈指數(shù)函數(shù)分布。

2 算 例

為驗(yàn)證本文提出模型的正確性，在此給出一個(gè)算例。

已知鉆埋式預(yù)制管樁采用PHC200，樁徑為0.2 m，管樁內(nèi)外側(cè)均采用高強(qiáng)水泥漿注漿，且外側(cè)注漿層厚度為0.05 m，樁長為5.5 m，周圍巖體為強(qiáng)風(fēng)化片麻巖。計(jì)算所需的相關(guān)參數(shù)見表3。

表3 樁體參數(shù)

根據(jù)文獻(xiàn)[11]的研究，圍巖的剪切模量K1=5 GPa、管樁外注漿體的剪切模量K2=6 GPa、管樁的剪切模量K3=10 GPa。

圖6為本文計(jì)算的樁頂位移和現(xiàn)場試驗(yàn)加載后樁頂位移分布曲線。從圖中可以發(fā)現(xiàn)：本文計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合良好；當(dāng)樁頂上拔力不超過250 kN時(shí)，樁頂位移隨上拔力線性增加，此時(shí)樁身處于彈性變化，當(dāng)樁頂上拔力超過250 kN時(shí)，樁身出現(xiàn)塑性變形。

圖6 理論計(jì)算和試驗(yàn)加載下的樁頂位移

圖7～9分別給出了在不同上拔荷載作用下的樁身變形、樁側(cè)剪應(yīng)力、樁身軸力分布曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，當(dāng)Pd=200 kN時(shí)，樁身處于彈性范圍內(nèi)，樁側(cè)剪應(yīng)力呈指數(shù)規(guī)律遞減。當(dāng)Pd=300 kN或Pd=400 kN時(shí)，樁身出現(xiàn)塑性脫黏區(qū)，且上拔荷載越大，脫黏區(qū)的范圍也越大；塑性脫黏區(qū)的側(cè)阻力為界面的殘余強(qiáng)度，剪應(yīng)力均勻分布，即150 kPa，彈性區(qū)域的剪應(yīng)力呈指數(shù)規(guī)律遞減。

圖7 不同上拔荷載作用下樁身變形分布曲線

圖8 不同上拔荷載作用下樁側(cè)剪應(yīng)力分布曲線

圖9 不同上拔荷載作用下樁身軸力分布曲線

3 結(jié) 論

本文根據(jù)錨固體-圍巖界面摩阻力分布規(guī)律，基于荷載傳遞理論，分析了鉆埋式預(yù)制管樁與樁側(cè)注漿形成的錨固體的受力機(jī)理，研究了錨固體在上拔荷載作用下樁身變形、樁側(cè)阻力及樁身軸力的分布規(guī)律，得到以下結(jié)論：

(1)錨固體在上拔荷載作用下，錨固體-圍巖界面分為彈性區(qū)和塑性脫黏區(qū)。

(2)當(dāng)上拔荷載較小時(shí)，錨固體處于彈性區(qū)；當(dāng)上拔荷載較大時(shí)，錨固體出現(xiàn)塑性脫黏區(qū)，且上拔荷載越大，塑性脫黏區(qū)的范圍也越大。

(3)彈性區(qū)錨固體側(cè)阻力呈指數(shù)規(guī)律遞減，塑性脫黏區(qū)側(cè)阻力均勻分布。