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土巖組合地基中抗拔樁破壞模式數值模擬研究

作者:來源:日期:2020-1-8 9:34:24人氣:1175
      0概述

      貴州地區位于云貴高原東部,為長江與珠江分水嶺,橫跨揚子陸塊和南華活動帶兩個大地構造單元,底層發育齊全,巖溶分布廣泛,地基較為復雜。其地基類型包括紅黏土地基、巖石地基以及巖土地基,其中以巖土地基即土巖組合地基為主要分布類型04。


      隨著高層、超高層建筑的不斷發展,結構的抗浮設計問題要求越來越高。因此,抗拔樁在地基中的承載力及其破壞模式是我們關注的熱點問題。近年來,國內外學者對抗拔樁做了許多研究: ShinEC等0對抗拔樁進行大量的模型試驗;熊昊等閑通過數值模擬分析了抗拔樁的群樁效應;廖俊展等對深基坑的抗拔樁進行了三維數值模擬印;YanWenjie國通過一個二維軸對稱的有限元模型模擬抗拔樁,與試驗結果對比分析;黃茂松等0在有限元計算方法的基礎上建立了一種適用于不同樁長擴底抗拔樁極限承載力的計算模式等。

      從已有的研究成果看,對土巖組合地基中抗拔樁的破壞模式研究較少。鑒于此,本文通過現場試驗資料,利用數值模擬軟件FIAC3D建立合理的抗拔樁數值模型,在此基礎上討論抗拔樁在完全嵌土、完全嵌巖以及土巖組合三種地基條件中的破壞模式及隨嵌巖深度變化抗拔樁破壞模式的發展規律,可為類似工程的施工、設計應用提供參考依據。

      1工程實例

      1.1 工程概況

      工程為某地區商務區T1#,T2#樓,建筑物由2棟塔樓及地下室裙樓組成,場地平面規則;南北向寬約121.0m,東西向長165. 0m。場區鉆孔完成后孔口均有突水,場區現為負地形。結合場區周邊已有的勘察資料,場區地下水靜水位高程為1257.0m。根據場地水文地質情況調查及雨季經常出現極端天氣的情況,場區地下水洪、枯水位的變幅較為明顯,需抗浮設防處理。工程區的巖土條件上部為素填土,下部為中風化泥質白云巖。.

      1.2抗拔載荷試驗

      根據《建筑基樁檢測技術規范》(GJ 106-2014)0中第3.3的規定,為設計提供依據的試驗樁檢測應依據設計要求確定基樁的受力狀態,采用相應的載荷試驗確定單樁極限承載力。檢測數量滿足設計要求,且同一條件下試驗樁不少于3根,工程樁少于50根時,檢測數量不少于2根。該工程最終選取3根樁K23#,K37#,K149#) 作抗拔試驗,采用“自平衡”試驗對3根樁進行檢測,試驗原理如圖1所示。其中設計抗拔承載力1200kN的1根和2700kN的2根,試驗樁參數見表1.通過試驗,確定建筑場區基樁豎向抗拔承載力特征值,判定該建筑場區基樁豎向抗拔承載力特征值是否滿足設計要求。





      試驗按照《樁承載力自平街測試技術規程》OBJ52/1079- 2016)0 和《建筑樁基技術規范》IGJ94- 2008)咖 規范中方法進行。加載過程中,每級加.載量為預估加載量的1/10。第一次按兩倍分級荷載加載,每級卸載為2至3倍加載值,本工程取為2倍加載值。荷載最后的加載值為設計值的2倍,試驗時采用電腦全自動采集數據。.2抗拔試驗的數值模擬2.1 數值模型的建立

      本文采用FLAC3D軟件進行建模分析,巖土體材料本構模型采用Mohr -Coulomb準則,建模參數由現場試驗和理論經驗確定。土體為現場試驗值,巖體需考慮巖石的鳳化程度、存在大量的節理、裂隙,故其力學參數與試驗測定的單塊巖樣存在誤差,考慮實際情況,需進行折減,折減后得到的巖土體參數見表2.根據該工程的巖土地質情況及巖石風化程度可知,單軸抗壓強度為31. 35mPa,根據Hoek -Brown強度準則得巖體抗拉強度為0.0154MPa.

      由孫書偉等叫的研究及FLAC3D手冊可知,FLAC3D建模時接觸面的內摩擦角和黏聚力一般為接觸面周圍巖土材料的0.6~0.7倍,樁身與樁周巖土接觸面的切向剛度和法向剛度取為接觸面相鄰材料的“最硬”處材料等效剛度的10倍,得到接觸面的參數見表3。





      根據彈塑性力學及有限元建?;纠碚?,為增強計算效率,模型假定為半無限體,具體假設如下叫:

      1)樁、巖(土)體為均質、連續的各向同性體;2)孔壁粗糙,樁巖(土)接觸面為非理想界面咬合接觸;3)樁身為彈性體,巖土)體為理想彈塑性體,其本構關系遵循Mohr-Coulomb準則;4)不考慮時間效應對樁承載特性的影響。同時,抗拔樁在冬季施工,場區干燥,未見地下水,建模時不考慮地下水作用的影響。

      根據以上參數得到抗拔試驗模型如圖2所示。圖中上部為土體,下部為巖體。模型長16m、寬8m、樁下巖石3m厚,模型單元共3168個,節點3813個數。模型尺寸邊界與現場條件相一致,樁設置于模型的中央。


      2.2模型的可靠性驗證.

      為驗證所建模型的合理性,結合現場試驗數據,對試驗樁K23# , K37#,K149#進行數值模擬分析,得到K23#, K37#,K149#樁數值模擬與原位試驗的荷載-位移64/)曲線對比結果見圖3)。


      由圖3可知,數值模擬得到的8-U曲線與試驗數據δ-U變化趨勢相一致,所得數值的大小相近且數值模擬結果略小于現場原位試驗結果,說明本文建立的數值模型是安全、可靠和合理的,可反映該工程的實.際試驗情況。

      3數值模擬結果分析

      基于上述抗拔樁數值模型的合理性,為研究抗拔樁在不同土巖組合情況下的破壞模式,對樁長為4m.5m.6m.7m,8m以及工程實例中的抗拔樁分別在完全嵌巖、完全嵌土、土巖組合不同地基中進行數值模擬分析,得到各樁在不同地基中情況下的極限承載力、破壞模式及樁頂位移變化規律,具體情況見表4。


      由表4可知,樁長分別為4,5,6,7,8m的抗拔樁而言,樁體達到極限平衡狀態時,樁體在完全嵌巖地基中發生的位移最小10.51 ~ 14. 80mm)且樁頂位移變化相對穩定;在完全嵌土地基中發生的位移最大23. 26 ~ 36.49mm)且變化幅度較為明顯??拱螛稑O限承載力在完全嵌土地基中變化不明顯,在土巖組合.地基中和完全嵌巖地基中變化較為明顯,隨嵌巖深度的增加而增大。

      3.1完全嵌土時的破壞模式

      圖4為各抗拔樁在完全嵌土地基中的破壞模式。分析表4中的數據和圖4中的破壞模式可知,抗拔樁發生圓柱型破壞。但在完全嵌土地基中,抗拔樁極限承載力隨嵌土深度增加而增大的變化幅度不明顯。當完全嵌土深度為4m時,抗拔樁極限承載力為1146. 68kN;當完全嵌土深度為8m,抗拔樁極限承載力為1717. 67kN。其主要原因為在完全嵌土地基中,抗拔樁的抗拔力主要由樁周土體破壞面上的摩擦力提供,在嵌土深度增大時其摩擦力的增加幅度變化不大。

      3.2 土巖組合時的破壞模式

      圖5為各樁長抗拔樁在土巖組合地基中的破壞模式。分析表4中的數據和圖5中的破壞模式可知,抗拔樁在土巖組合地基中發生的破壞模式為圓柱型破壞與倒圓錐型的組合型破壞,在土層中表現為圓柱形破壞模式,在巖層中則為倒圓錐破壞。當樁長為4.29m時,抗拔樁極限承載力為5258. 80kN;當樁長為6.6m時,抗拔樁極限承載力為17122. 50kN。


      3.3完全嵌巖時的破壞模式

      圖6為各樁長抗拔樁在完全嵌巖地基中的破壞模式。分析表4中的數據和圖6中的破壞模式可知,抗拔樁的破壞模式均為倒圓錐破壞,其極限承載力隨嵌巖深度增加而依次增大。當嵌巖深度為4m時,抗.拔樁極限承載力僅為6880. 09kN;當嵌巖深度為8m時,抗拔樁極限承載力可達到26573. 47kN;其主要原因為在完全嵌巖地基中,抗拔樁的抗拔力主要由抗拔樁破壞體重量及巖石的抗拉強度提供,嵌巖深度增加,這一原因很大程度提高了抗拔樁的極限承載力??梢钥闯銮稁r深度的增加可以大大增大抗拔樁極限承載力。

      定義嵌巖深度/樁長比值為破壞模式系數P P=嵌巖深度/樁長,范圍0~1),完全嵌土時取0,完全嵌巖時取1。當嵌巖深度與樁長比值較大時以K37#樁為例,嵌巖深度為3.3m、樁長4.29m)即嵌巖深度/樁長=0.77時,巖層中發生倒圓錐破壞,土層中則發生以巖層中破壞體的上截面直徑為破壞直徑的圓柱型破壞;當嵌巖深度與樁長比值較小時以K23#, K149#樁為例,嵌巖深度為3.3m、樁長分別為6. 54,6. 6m)即嵌巖深度/樁長=0.5時,巖層中發生倒圓錐破壞,土層中發生以樁長為直徑的圓柱型破壞。

      隨著破壞模式系數嵌巖深度/樁長比值,變化范圍:0-1)逐漸增大,抗拔樁的破壞模式變化規律為:在完全嵌土地基中先發生圓柱型破壞,其后在土巖組合地基中發生復合型破壞,最后在完全嵌巖地基中發生倒圓錐破壞。


      4結論

      通過對不同地基情況中的抗拔樁進行數值模擬抗拔試驗分析研究,可以得到以下幾點結論:

      1)本文在實際工程的基礎上,對實際工程抗拔樁在滿足設計要求的前提下,本文所建立的數值模型較為合理,可靠??梢詫︻愃乒こ炭拱卧囼炦M行數值模擬分析。


      2)研究結果表明:當地基為完全嵌土時,抗拔樁破壞模式沿樁土接觸面發生圓柱破壞;當地基為完全嵌巖時,抗拔樁破壞模式為倒圓錐破壞;當地基土巖組合時,抗撥樁破壞模式為圓柱破壞與倒圓錐破壞組合的復合型破壞。隨破壞模式系數P的增大,抗拔樁破壞模式由圓柱型破壞P=0)轉向復合型破壞0<P<1),最后發生倒圓錐破壞P=1)。

      3)在不同地基中抗拔樁極限承載力均隨嵌巖土深度的增加而增大,且在相同條件下其承載力表現為完全嵌巖地基>土巖組合地基>完全嵌土地基。

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