基于FLAC 3D的單樁豎向抗壓靜載試驗?zāi)M研究

劉駿龍

(福州市建筑設(shè)計院有限責(zé)任公司 福建福州 350011)

0 引言

樁基的靜載試驗，因試驗的分級加載過程，接近于工程樁的實際工作條件，因此，是驗證樁基承載力最可靠的方法。單樁的豎向抗壓靜載試驗，通過在樁頂分級施加豎向荷載，記錄樁頂荷載和沉降的關(guān)系，得到單樁的極限承載力，從而研究單樁的豎向承載特性。張忠苗[1]等設(shè)計了樁梁式堆載支墩-反力架的壓重反力平臺，在軟土地區(qū)進(jìn)行超長大直徑灌注樁的大噸位豎向抗壓靜載試驗(最大試驗荷載28 000 kN)，研究了軟土地區(qū)灌注樁的豎向抗壓承載特性。李翔宇[2]等通過灌注樁的超大噸位堆載法抗壓靜載試驗(最大試驗荷載42 000 kN)，研究了大直徑嵌巖樁的荷載-沉降關(guān)系、樁身軸力分布、樁身壓縮等承載特性。

現(xiàn)場地的靜載試驗一般采用慢速維持荷載法，其缺點是，靜載試驗受到場地環(huán)境條件的制約，反力裝置平臺安裝和靜載試驗過程耗費時間長，大噸位靜載試驗的壓重堆載平臺需要的運輸和堆載安裝費用高，且堆載存在安全風(fēng)險。錨樁橫梁反力平臺和自平衡法靜載試驗裝置的安裝難度大、費用高。鑒于此，許多學(xué)者運用模型試驗法對單樁的承載特性進(jìn)行研究。李?？琜3]等通過室內(nèi)模型試驗，研究了粉砂地層中超長樁的荷載-沉降關(guān)系、樁身壓縮、樁身軸力、樁土相對位移等。金明[4]等在中砂地層中對長細(xì)比分別為40、50、60的 3根單樁進(jìn)行室內(nèi)模型試驗，研究超長樁的荷載-沉降關(guān)系、樁身軸力以及樁側(cè)摩阻力的荷載傳遞機(jī)理等。有些學(xué)者在模型樁靜載試驗的基礎(chǔ)上進(jìn)一步開展數(shù)值模擬研究，與模型樁的靜載試驗結(jié)果對比分析。周健[5]等通過模型樁的靜載試驗，研究了單樁的沉降模式、樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的發(fā)揮性狀，并采用顆粒流數(shù)值模擬單樁靜載試驗過程中樁端阻力和樁周土體孔隙率的變化規(guī)律。

數(shù)值模擬技術(shù)廣泛應(yīng)用于研究單樁和群樁基礎(chǔ)的承載特性，常用的數(shù)值模擬軟件有FLAC 3D、ABAQUS、ANSYS和PLAXIS等。FLAC 3D因其良好的三維運算能力和后處理技術(shù)，被廣泛應(yīng)用于樁基承載特性分析[6]。本文采用FLAC 3D軟件建立計算模型，對某工程試驗樁的豎向抗壓靜載試驗進(jìn)行數(shù)值模擬，與現(xiàn)場地實測的靜載數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析，為FLAC 3D軟件在樁基工程的應(yīng)用提供參考。

1 工程概況及地質(zhì)條件

依據(jù)該工程的巖土工程詳細(xì)勘察資料，場地沉積環(huán)境復(fù)雜，各巖土層分布變化較大。場地內(nèi)各巖土層的物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示。

表1 各土層的物理力學(xué)指標(biāo)

2 現(xiàn)場靜載試驗

2.1 試驗樁的施工參數(shù)

本次共完成6根試驗樁的單樁豎向抗壓靜載試驗。試驗樁是超長大直徑鉆孔灌注樁，屬摩擦樁，施工過程中均未采用樁端后注漿工藝。試樁分兩種樁徑： S1#、S2#及S3#試樁，設(shè)計樁徑800 mm； S4#、S5#及S6#試樁，設(shè)計樁徑1000 mm。試驗樁的施工參數(shù)如表2所示。

表2 試樁的施工參數(shù)簡表

2.2 靜載試驗技術(shù)方案

靜載試驗根據(jù)現(xiàn)場地環(huán)境條件、樁基設(shè)計圖紙，對試樁靜載試驗的要求按《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》進(jìn)行。試驗前制定完整的靜載試驗綱要，靜載試驗均采用壓重反力平臺裝置(堆載法)。試驗前先校核反力平臺中主梁及次梁的承載力和剛度，對表層土進(jìn)行換填壓實后，次梁支座下地基土的承載力滿足規(guī)范要求。

靜載試驗采用慢速維持荷載法，采用JCQ靜力載荷測試儀分級加載，試驗采用6臺型號為QF320T的液壓千斤頂。根據(jù)千斤頂率定曲線，換算各分級荷載對應(yīng)的油壓，采用高壓油泵加壓。

靜載試驗設(shè)置穩(wěn)定的基準(zhǔn)梁系統(tǒng)，采用安裝在基準(zhǔn)梁上的4個大量程位移傳感器，記錄樁頂沉降變形，并設(shè)置內(nèi)外管的樁端沉降管，觀測各級豎向荷載作用下樁端的沉降變形。樁基施工時，對S1試樁預(yù)埋振弦式鋼筋應(yīng)力計，測試S1試樁不同深度的樁身軸力分布，并進(jìn)一步計算出各土層的樁側(cè)摩阻力和樁端阻力。

2.3 豎向靜載試驗結(jié)果分析

試樁的豎向抗壓靜載試驗均按慢速維持荷載法分級加載，整理現(xiàn)場實測的靜載試驗數(shù)據(jù)，分別繪制S1試樁的荷載-沉降(Q-s)曲線、樁身軸力以及樁側(cè)摩阻力，如圖1～圖3所示。

圖1 試樁S1的荷載-沉降曲線

圖2 試樁S1各級荷載下樁身軸力

圖3 最大試驗荷載下試樁S1樁側(cè)摩阻力分布圖

3 樁靜載試驗數(shù)值模擬

3.1 模型建立

由于FLAC 3D軟件遵循有限差分計算原理，為加快運算速度，減少收斂步驟，本文研究是構(gòu)建二分之一模型。模型如圖4所示，水平向計算范圍100m，豎向計算范圍120.2m。因樁側(cè)土層厚度不同，樁側(cè)土體網(wǎng)格大小設(shè)置有所差別。共設(shè)置11個樁土接觸面(10個側(cè)面，1個底面)，如圖4～圖5所示。

圖4 單樁靜載試驗?zāi)Ｐ?/p>

圖5 接觸面設(shè)置情況

3.2 參數(shù)選取

(1)土體及樁體材料

該工程土體材料采用摩爾-庫倫模型，依據(jù)詳勘報告確定土體參數(shù)，如表1所示。根據(jù)詳勘報告及摩阻力測試結(jié)果，采用的樁體材料參數(shù)如表3所示。

表3 樁體材料參數(shù)

(2)樁土接觸面設(shè)置

樁土接觸面參數(shù)選取原則：法向剛度kn和切向剛度ks參數(shù)值可按下式取值：

kn=ks=10max[(K+4G/3)/ΔZmin]

(1)

式中：K-體積模量；G-剪切模量；ΔZmin-接觸面法向方向上連續(xù)區(qū)域上最小尺寸[7]。

4 模擬分析

4.1 樁身位移和單樁承載力分析

對該工程中的 S1、S2兩根試樁,建立模型進(jìn)行分析，模擬的分級荷載與試樁現(xiàn)場靜載試驗一致，得到如下結(jié)果：

從圖6～圖8可看出，在模擬的試樁分級加載條件下，當(dāng)豎向荷載為 1560 kN 時，其對應(yīng)的沉降量為 1.38 mm，沉降量與S1、S2試樁同級荷載下沉降量接近；荷載為7800 kN 時，樁頂沉降量30.61 mm，與實測的試樁靜載試驗數(shù)據(jù)接近；當(dāng)樁頂荷載繼續(xù)增大時，樁頂?shù)某两底冃瓮蝗辉龃?，荷載-沉降曲線上表現(xiàn)為明顯陡降，根據(jù)規(guī)范，模擬得到的單樁極限承載力取值為7800 kN，這與實測的現(xiàn)場靜載試驗結(jié)果一致。

圖6 樁開始加載時位移云圖

圖7 樁達(dá)到極限承載力時位移云圖

圖8 樁破壞后位移云圖

從圖6 和圖7可看出，試樁施加分級荷載時，樁頂沉降和樁周土體的沉降均逐級增大，不同的荷載水平下，樁身和樁周土體的沉降量也不同。

圖9給出了模型模擬的S1試樁荷載-沉降(Q-s)曲線與實測結(jié)果。當(dāng)樁頂豎向荷載逐級增大時，荷載-沉降關(guān)系曲線呈現(xiàn)出由線性發(fā)展到非線性的變化規(guī)律。當(dāng)豎向荷載較小時，模擬結(jié)果與現(xiàn)場靜載實測數(shù)據(jù)很相近，隨著分級荷載的施加，樁頂沉降的模擬數(shù)值偏大。誤差產(chǎn)生的原因主要有：①場地中超長大直徑鉆孔灌注樁的成樁直徑隨著深度是變化的，不是樁側(cè)平整的圓柱體，實際工程樁土接觸面參數(shù)和模型模擬中，接觸面參數(shù)的選取是有差別的； ②現(xiàn)場巖土層是離散性較大的非均質(zhì)材料，各巖土層厚度、土層的物理力學(xué)指標(biāo)都有變化，土層實際參數(shù)和模型模擬使用參數(shù)有偏差。在巖土層條件和樁基設(shè)計參數(shù)一樣的情況下，工程樁的承載特性還受實際成孔直徑、灌注樁樁側(cè)泥皮、樁底沉渣厚度等因素的影響?？傮w分析，模型模擬的結(jié)果和現(xiàn)場靜載試驗的實測數(shù)據(jù)誤差率小于 20%，二者曲線的趨勢大致相同，得到的極限承載力較為接近。

圖9 模型模擬的S1試樁Q-s曲線與實測結(jié)果對比

4.2 樁身軸力和樁側(cè)摩阻力分布規(guī)律

圖10和圖11，分別給出了S1試樁在不同豎向荷載水平(1560 kN和7800 kN)下的樁土應(yīng)力分布圖。從應(yīng)力云圖中可以得到如下結(jié)論：①在樁頂豎向分級荷載作用下，樁身軸力自上而下減小；②樁頂豎向荷載增大時，不同深度的樁身軸力均不斷增大，這與樁土體系的荷載傳遞機(jī)理一致。

根據(jù)模型模擬得到的試樁S1的樁身軸力，如圖12所示；由樁身軸力數(shù)據(jù)進(jìn)一步計算得到樁側(cè)摩阻力分布，通過計算最大荷載作用下樁側(cè)摩阻力，得到樁側(cè)摩阻力分布，如圖13所示。

圖13 模擬最大荷載下試樁S1樁側(cè)摩阻力圖

對比分析圖2和圖12可以看出，模型模擬的樁身軸力，隨深度變化曲線和現(xiàn)場靜載試驗的實測曲線，都是從上至下逐步變小。本工程試樁在深度43 m～46 m左右大幅減小，樁身軸力變化趨勢基本一致，說明模型模擬得到的結(jié)果與實測結(jié)果相符合。

分析圖3和圖13可以看出，模型模擬最大荷載作用時，樁側(cè)摩阻力隨深度的分布，與現(xiàn)場工程試樁靜載試驗的實測數(shù)據(jù)基本一致。樁側(cè)摩阻力自上而下逐步發(fā)揮，摩擦樁在達(dá)到最大試驗荷載時，樁下部的側(cè)摩阻力得以發(fā)揮。模型模擬結(jié)果與靜載試驗實測值的誤差在可以接受的范圍內(nèi)，誤差產(chǎn)生的原因，主要有樁體實際受荷方式和模擬方式之間有差異、樁側(cè)土體接觸面參數(shù)選擇與實際樁土體系接觸存在誤差、樁身預(yù)埋鋼筋應(yīng)力計測得的樁身軸力也存在一定的誤差等。本次模型模擬的樁側(cè)摩阻力分布與單樁實際的承載性狀相符合。

在該工程試樁靜載試驗實測數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，建立模型模擬靜載試驗的分級加載過程，分析各試樁在模擬豎向荷載作用下的承載特性，得到了各試樁的極限承載力值。依據(jù)樁基規(guī)范計算各試樁的極限承載力，將規(guī)范計算結(jié)果、模型模擬結(jié)果以及現(xiàn)場靜載試驗實測數(shù)據(jù)列表分析，如表4所示。

表4 試樁承載力實測值、模型模擬值、計算值 kN

從表4可以看出，試樁樁徑相同時(S1、S3樁徑相同， S4、S6樁徑相同)，增加樁長則單樁豎向抗壓承載力顯著提高；試樁樁長相同時(S1、S4樁長相同， S3、S6樁長相同)，增大樁徑能大幅度提高單樁豎向抗壓承載力。根據(jù)本文建立的單樁承受豎向荷載模型計算結(jié)果，單樁極限承載力模擬值與靜載試驗實測值和計算值之間的誤差率均小于 10%。模型模擬得到的樁身軸力和樁側(cè)摩阻力分布與靜載試驗實測值誤差，均在可以接受的范圍內(nèi)?？蓪⒃撃Ｐ陀脕矸治鲱愃乒こ虠l件下豎向受荷樁的承載特性。

5 結(jié)論

本文基于FLAC 3D軟件，建立了試樁豎向抗壓靜載試驗的有限差分模型，運用該軟件計算，得到單樁在豎向荷載下的荷載-沉降(Q-s)關(guān)系，通過該模型模擬各級豎向荷載作用下的樁身軸力分布和樁側(cè)摩阻力分布圖，將模擬結(jié)果與現(xiàn)場靜載試驗的實測數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析。主要結(jié)論如下：

(1)對比工程試樁的單樁豎向抗壓靜載試驗數(shù)據(jù)，以及本文使用的模型模擬計算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)單樁的荷載-沉降曲線可分為三段，分別為斜率較小的直線、平滑的曲線及斜率較大的直線，且模型結(jié)果曲線和靜載試驗實測曲線趨勢相同，誤差在可以接受的范圍內(nèi)，得到的極限承載力大小接近。因此，本文的數(shù)值模型是比較準(zhǔn)確的。

(2)樁身軸力由樁頂?shù)綐兜字饾u減小，通過計算得到樁側(cè)摩阻力的分布，在極限承載力情況下，樁側(cè)上半部摩阻力發(fā)揮完畢，下半部摩阻力也接近全部發(fā)揮。對比模型模擬和實測數(shù)據(jù)得到的樁身軸力分布曲線和樁側(cè)摩阻力分布圖，發(fā)現(xiàn)其結(jié)果基本一致，再次驗證了模型的正確性。

(3)試樁樁徑增大和樁長增加，會大幅度提高其豎向抗壓承載力。模型模擬得到的單樁極限承載力、樁身軸力和樁側(cè)摩阻力分布，與現(xiàn)場地試樁靜載試驗實測值的誤差較小，可以采用該模型模擬分析類似工程條件下豎向受荷樁的承載特性。