摘 要：光伏發(fā)電項(xiàng)目多用微型樁作為光伏支架的支承基礎(chǔ)，由于在光伏電站運(yùn)營(yíng)期間，微型樁主要受到上部光伏支架及組件的壓力以及風(fēng)荷載產(chǎn)生的上拔力分量。因此，為探究微型樁在粉質(zhì)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(guān)系，本文采用原位靜載試驗(yàn)和有限元模擬向結(jié)合的方式分析了樁徑對(duì)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(jié)果表明，樁徑對(duì)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(guān)鍵詞：微型樁；抗壓承載；抗拔承載；靜載試驗(yàn)；數(shù)值模擬

中圖分類號(hào)：TU 47" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

微型樁的豎向承載性能主要體現(xiàn)為抗壓、抗拔兩個(gè)方面。其豎向承載性能的優(yōu)劣取決于微型樁樁端承載力及樁側(cè)摩阻力的大小[]。這與微型樁樁徑尺寸、地質(zhì)類型均存在關(guān)系。為探究粉質(zhì)黏土層中不同樁徑微型樁的承載性能變化，本文依托實(shí)際光伏電站建設(shè)項(xiàng)目中微型樁基礎(chǔ)施工工程，采用原位靜載試驗(yàn)和有限元模擬相配合的方式分析了樁徑對(duì)粉質(zhì)黏土層中微型樁豎向承載性能的影響變化規(guī)律，確定了施工參數(shù)及微型樁的豎向極限承載力，為微型樁施工及光伏電站運(yùn)營(yíng)維護(hù)提供了數(shù)據(jù)支持。

1 工程概況

涼山州會(huì)理光伏項(xiàng)目場(chǎng)地覆蓋范圍廣，區(qū)域相對(duì)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(dá)35°～40°。光伏陣列支架荷載小，基礎(chǔ)埋深不大。部分場(chǎng)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(chǔ)持力層，因此將可塑～硬塑狀的含礫粉質(zhì)黏土作為樁基持力層一般豎向承載力。在固定支架每個(gè)單元設(shè)4個(gè)基礎(chǔ)，為單立柱形式，樁距為4.3m，基礎(chǔ)擬采用直徑250mm的微孔灌注樁，樁總長(zhǎng)為2.0m，入土深度為1.5m，頂端露出地面0.5m。

2 微型樁基礎(chǔ)抗壓承載及抗拔試驗(yàn)

當(dāng)微型樁的頂部受到下壓荷載的作用時(shí)，在樁頂產(chǎn)生樁身壓應(yīng)力，樁體與土體之間產(chǎn)生相對(duì)位移。因此，微型樁受到的下壓荷載會(huì)通過(guò)樁身與土體之間的剪應(yīng)力傳遞到土體中，從而以樁側(cè)摩阻力的形式表現(xiàn)出來(lái)，其傳遞方向?yàn)閺纳系较耓]。由于微型樁長(zhǎng)細(xì)比較大，屬于摩擦型樁，因此可以忽略樁底土體對(duì)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(dá)到極限，上部的摩阻力會(huì)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(dá)到極限。最終樁側(cè)各處摩阻力都達(dá)到極限，使微型樁處于受壓極限狀態(tài)。

2.1 試驗(yàn)方案

2.1.1 試驗(yàn)參數(shù)選取

為探究在粉質(zhì)黏土層中光伏支架微型樁基礎(chǔ)的施工樁徑，在現(xiàn)場(chǎng)設(shè)置150mm、250mm、350mm樁徑的微型樁，并對(duì)其進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)，參數(shù)選取見(jiàn)表1。

2.1.2 微型樁下壓及上拔試驗(yàn)

采用原位靜載試驗(yàn)檢測(cè)微型樁抗壓及抗拔承載力，加載裝置可以根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)情況選擇反力墩+反力梁，當(dāng)采用錨樁橫梁裝置作為加載反力時(shí)，應(yīng)對(duì)反力裝置的全部構(gòu)件進(jìn)行強(qiáng)度和變形驗(yàn)算，并對(duì)輔助樁上拔力進(jìn)行驗(yàn)算。當(dāng)專門設(shè)置反力結(jié)構(gòu)時(shí)，其承載力和剛度應(yīng)大于試驗(yàn)樁的1.2倍以上。試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置如圖1所示。本項(xiàng)目試驗(yàn)樁的抗壓及拉拔承載力試驗(yàn)采用慢速維持荷載法。試驗(yàn)樁加載采用逐級(jí)等量加載，分級(jí)荷載宜為最大加載量或預(yù)估極限承載力的1/10，其中第一級(jí)可取分級(jí)荷載的2倍。每級(jí)荷載施加后按第5min、15min、30min、45min、60min測(cè)讀樁頂位移量，每隔30min測(cè)讀一次[]。對(duì)抗壓試驗(yàn)來(lái)說(shuō)，在某級(jí)荷載作用下，樁頂沉降量大于前一級(jí)荷載作用下沉降量的5倍，且樁頂總沉降量超過(guò)40mm，或樁頂沉降量大于前一級(jí)荷載作用下沉降量的2倍，且經(jīng)24h尚未達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)，或者當(dāng)樁頂累計(jì)沉降量超過(guò)100mm時(shí)試驗(yàn)終止。對(duì)抗拔試驗(yàn)來(lái)說(shuō)，在某級(jí)荷載作用下，將樁頂上拔量大于前一級(jí)荷載作用下上拔量的5倍，或樁頂累計(jì)上拔量超過(guò)100mm、或按照鋼筋抗拉強(qiáng)度控制作為試驗(yàn)的終止標(biāo)準(zhǔn)[]。

表1 微型樁下壓及上拔試驗(yàn)參數(shù)

序號(hào) 樁號(hào) 混凝土類型 樁長(zhǎng)/m 樁徑/mm 試驗(yàn)方法

1 X1 C30 2 150 靜載反力；抗壓試驗(yàn)

2 X2 C30 2 250

3 X3 C30 2 350

4 S1 C30 2 150 靜載反力；拉拔試驗(yàn)

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(yàn)的Q-s曲線分析可知：當(dāng)3種不同樁徑的試驗(yàn)樁承受豎向壓力荷載作用時(shí)，沉降位移趨勢(shì)基本相同。當(dāng)豎向荷載超過(guò)達(dá)到極限時(shí)，沉降位移陡增。從圖2中可以看出，當(dāng)微型樁樁徑由150mm增至250mm時(shí)，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(duì)應(yīng)沉降位移由9.8mm增至10.2mm，增幅為4%。當(dāng)微型樁樁徑由250mm增至350mm時(shí)，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(duì)應(yīng)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(yàn)的Q-s曲線分析可知：當(dāng)3種不同樁徑的試驗(yàn)樁承受上拔力作用時(shí)，微型樁向上的位移趨勢(shì)基本相同。由于微型樁抗拔主要依靠樁土間的摩阻力發(fā)揮作用，因此隨著上拔力增加，微型樁與樁周土間的相對(duì)位移逐漸增加，導(dǎo)致樁土接觸界面發(fā)生剪切破壞，當(dāng)上拔力超越摩阻力時(shí)，向上位移量陡增，此時(shí)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(dāng)微型樁樁徑由150mm增至250mm時(shí)，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(duì)應(yīng)位移由7.2mm增至9.6mm，增幅為33.3%。當(dāng)微型樁樁徑由250mm增至350mm時(shí)，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(duì)應(yīng)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(fā)揮主要依靠樁側(cè)摩阻力及樁端承載力。當(dāng)微型樁樁徑增加時(shí)，微型樁樁端承壓面積增加，樁側(cè)與土體接觸面積增加，更有利于樁端承載力及樁側(cè)摩阻力發(fā)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(xiàng)目施工工況，選取?250mm的微型樁作為光伏支架樁基礎(chǔ)，即可滿足光伏電站的運(yùn)營(yíng)需求。

3 微型樁極限壓拔承載力數(shù)值模擬

3.1 建立分析模型

通過(guò)原位靜載試驗(yàn)分析，選定?250mm微型樁作為光伏支架基礎(chǔ)。為進(jìn)一步驗(yàn)證靜載試驗(yàn)的準(zhǔn)確性，采用有限元模擬的方式對(duì)微型樁的抗拔及抗壓承載力進(jìn)行分析驗(yàn)證。當(dāng)建立樁土模型時(shí)，為消除邊界效應(yīng)對(duì)模擬結(jié)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(zhǎng)，即需要建立5m×5m×6m的樁土模型[]，模型具體參數(shù)見(jiàn)表2。

由于施工及環(huán)境因素復(fù)雜，因此基于以下假定進(jìn)行模型分析。1）微型樁、土體模型均由連續(xù)、均質(zhì)材料構(gòu)成，各向力學(xué)性質(zhì)相同。微型樁周土正常固結(jié)。2）采用Mohr-Coulomb模型模擬硬塑粉質(zhì)黏土的彈塑性行為，且樁周土的力學(xué)性質(zhì)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(cè)面水平X、Y向水平約束，為樁頂自由端邊界條件。

采用實(shí)體單元模擬樁土模型，共建立實(shí)體單元38820個(gè)。為保證模擬精度，將圓形樁基截面劃分為36個(gè)扇形截面網(wǎng)格，同步細(xì)化樁土接觸界面網(wǎng)格，將樁頂中心耦合為一個(gè)節(jié)點(diǎn)，并將其作為側(cè)向荷載作用點(diǎn)。樁土模型如圖4所示。

3.2 模擬分析驗(yàn)證

由靜載試驗(yàn)分析可知，當(dāng)?250mm微型樁在豎向壓力荷載作用下產(chǎn)生約10.2mm沉降量時(shí)，達(dá)到抗壓承載極限。為模擬抗壓承載過(guò)程，采用逐步增加樁頂節(jié)點(diǎn)豎向荷載的方式進(jìn)行模擬加載，當(dāng)節(jié)點(diǎn)壓力荷載增至89.2kN時(shí)，樁頂位移達(dá)到-10.37mm，此時(shí)樁土模型沉降變形情況如圖5（a）所示。與靜載試驗(yàn)相比，當(dāng)樁頂沉降量達(dá)到幾乎一致時(shí)，微型樁模型的極限抗壓承載力上升約4.4%。當(dāng)拉拔力荷載增至72.5kN時(shí)，模擬的微型樁樁頂上拔量約為9.72mm，與靜載試驗(yàn)中極限抗拔狀態(tài)時(shí)的上拔量9.6mm幾乎一致，此時(shí)樁土模型變形情況如圖5（b）所示。與靜載試驗(yàn)相比，微型樁模型的極限抗拔承載力提高約6.1%。通過(guò)模擬分析可知，當(dāng)樁頂位移沉降量或者上拔量與原位靜載試驗(yàn)測(cè)量位移值幾乎一致時(shí)，與原位靜載試驗(yàn)測(cè)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(guò)程中，并未考慮施工水平因素、環(huán)境因素等對(duì)模擬結(jié)果的影響，模擬結(jié)果較為理想化。但通過(guò)數(shù)據(jù)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，微型樁豎向承載力的原位試驗(yàn)測(cè)試值與模擬分析值差距并不大，且圖5變形云圖所呈現(xiàn)樁土變形趨勢(shì)與實(shí)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(yàn)證，可以指導(dǎo)實(shí)際施工。

4 結(jié)論

通過(guò)靜載試驗(yàn)與有限元模擬對(duì)微型樁的抗壓及抗拔性能進(jìn)行分析研究可知，樁徑對(duì)微型樁的抗拔及抗壓性能均存在較大影響，在實(shí)際施工中，若地質(zhì)情況較差，則可通過(guò)增加微型樁樁徑的方式保證豎向承載性能?；诒卷?xiàng)目的實(shí)際地質(zhì)情況，通過(guò)原位靜載試驗(yàn)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(yàn)測(cè)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(jù)，可以滿足光伏電站運(yùn)營(yíng)需求。

參考文獻(xiàn)

[1] 呂凡任，陳仁朋，陳云敏，等.軟土地基上微型樁抗壓和抗拔特性試驗(yàn)研究[J].土木工程學(xué)報(bào)，2005，38（3）：99-105.

[2] 程永鋒.微型樁基礎(chǔ)在輸電線路工程中的應(yīng)用[M].北京：中國(guó)電力出版社，2012.

[3] 劉兵民，孫慧峰.微型樁基礎(chǔ)的實(shí)踐與技術(shù)探討[J].建筑結(jié)構(gòu)，2017，47（15）：102-105.

[4] 夏峻，白汗章，王佳佳，等.黃土地基微型樁基礎(chǔ)上拔及下壓承載性能研究[J].應(yīng)用力學(xué)學(xué)報(bào)，2023，40（2）：340-349.

[5] 張愛(ài)軍，付紅安，王佳佳，等.黃土地基微型群樁抗拔承載力及群樁效應(yīng)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)，2022，52（24）：120-125.

[6] 溫永亮，黃大志，陳朔，等.山地微型樁單樁抗壓承載機(jī)理及數(shù)值模擬[J].工程與建設(shè)，2023，37（5）：1518-1521.