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土岩组合地基中抗拔桩破坏模式数值模拟研究

作者：来源：日期：2020/1/8 9:34:24人气：3764

0概述

贵州地区位于云贵高原东部，为长江与珠江分水岭,横跨扬子陆块和南华活动带两个大地构造单元，底层发育齐全，岩溶分布广泛，地基较为复杂。其地基类型包括红黏土地基、岩石地基以及岩土地基，其中以岩土地基即土岩组合地基为主要分布类型04。

随着高层、超高层建筑的不断发展，结构的抗浮设计问题要求越来越高。因此,抗拔桩在地基中的承载力及其破坏模式是我们关注的热点问题。近年来，国内外学者对抗拔桩做了许多研究: ShinEC等0对抗拔桩进行大量的模型试验;熊昊等闲通过数值模拟分析了抗拔桩的群桩效应;廖俊展等对深基坑的抗拔桩进行了三维数值模拟印;YanWenjie国通过一个二维轴对称的有限元模型模拟抗拔桩，与试验结果对比分析;黄茂松等0在有限元计算方法的基础上建立了一种适用于不同桩长扩底抗拔桩极限承载力的计算模式等。

从已有的研究成果看，对土岩组合地基中抗拔桩的破坏模式研究较少。鉴于此,本文通过现场试验资料,利用数值模拟软件FIAC3D建立合理的抗拔桩数值模型,在此基础上讨论抗拔桩在完全嵌土、完全嵌岩以及土岩组合三种地基条件中的破坏模式及随嵌岩深度变化抗拔桩破坏模式的发展规律，可为类似工程的施工、设计应用提供参考依据。

1工程实例

1.1 工程概况

工程为某地区商务区T1#,T2#楼，建筑物由2栋塔楼及地下室裙楼组成，场地平面规则;南北向宽约121.0m，东西向长165. 0m。场区钻孔完成后孔口均有突水，场区现为负地形。结合场区周边已有的勘察资料，场区地下水静水位高程为1257.0m。根据场地水文地质情况调查及雨季经常出现极端天气的情况，场区地下水洪、枯水位的变幅较为明显，需抗浮设防处理。工程区的岩土条件上部为素填土,下部为中风化泥质白云岩。.

1.2抗拔载荷试验

根据《建筑基桩检测技术规范》(GJ 106-2014)0中第3.3的规定，为设计提供依据的试验桩检测应依据设计要求确定基桩的受力状态，采用相应的载荷试验确定单桩极限承载力。检测数量满足设计要求，且同一条件下试验桩不少于3根,工程桩少于50根时，检测数量不少于2根。该工程最终选取3根桩K23#,K37#,K149#) 作抗拔试验，采用“自平衡”试验对3根桩进行检测，试验原理如图1所示。其中设计抗拔承载力1200kN的1根和2700kN的2根，试验桩参数见表1.通过试验，确定建筑场区基桩竖向抗拔承载力特征值，判定该建筑场区基桩竖向抗拔承载力特征值是否满足设计要求。

试验按照《桩承载力自平街测试技术规程》OBJ52/1079- 2016)0 和《建筑桩基技术规范》IGJ94- 2008)咖规范中方法进行。加载过程中,每級加.载量为预估加载量的1/10。第一次按两倍分级荷载加载,每级卸载为2至3倍加载值,本工程取为2倍加载值。荷载最后的加载值为设计值的2倍，试验时采用电脑全自动采集数据。.2抗拔试验的数值模拟2.1 数值模型的建立

本文采用FLAC3D软件进行建模分析,岩土体材料本构模型采用Mohr -Coulomb准则，建模参数由现场试验和理论经验确定。土体为现场试验值，岩体需考虑岩石的凤化程度、存在大量的节理、裂隙，故其力学参数与试验测定的单块岩样存在误差，考虑实际情况,需进行折减,折减后得到的岩土体参数见表2.根据该工程的岩土地质情况及岩石风化程度可知，单轴抗压强度为31. 35mPa,根据Hoek -Brown强度准则得岩体抗拉强度为0.0154MPa.

由孙书伟等叫的研究及FLAC3D手册可知，FLAC3D建模时接触面的内摩擦角和黏聚力一般为接触面周围岩土材料的0.6~0.7倍，桩身与桩周岩土接触面的切向刚度和法向刚度取为接触面相邻材料的“最硬”处材料等效刚度的10倍，得到接触面的参数见表3。

根据弹塑性力学及有限元建模基本理论，为增强计算效率,模型假定为半无限体,具体假设如下叫:

1)桩、岩(土)体为均质、连续的各向同性体;2)孔壁粗糙，桩岩(土)接触面为非理想界面咬合接触;3)桩身为弹性体，岩土)体为理想弹塑性体,其本构关系遵循Mohr-Coulomb准则;4)不考虑时间效应对桩承载特性的影响。同时,抗拔桩在冬季施工,场区干燥，未见地下水，建模时不考虑地下水作用的影响。

根据以上参数得到抗拔试验模型如图2所示。图中上部为土体,下部为岩体。模型长16m、宽8m、桩下岩石3m厚,模型单元共3168个，节点3813个数。模型尺寸边界与现场条件相一致,桩设置于模型的中央。

2.2模型的可靠性验证.

为验证所建模型的合理性,结合现场试验数据，对试验桩K23# , K37#,K149#进行数值模拟分析,得到K23#, K37#,K149#桩数值模拟与原位试验的荷载-位移64/)曲线对比结果见图3)。

由图3可知，数值模拟得到的8-U曲线与试验数据δ-U变化趋势相一致，所得数值的大小相近且数值模拟结果略小于现场原位试验结果，说明本文建立的数值模型是安全、可靠和合理的，可反映该工程的实.际试验情况。

3数值模拟结果分析

基于上述抗拔桩数值模型的合理性，为研究抗拔桩在不同土岩组合情况下的破坏模式，对桩长为4m.5m.6m.7m,8m以及工程实例中的抗拔桩分别在完全嵌岩、完全嵌土、土岩组合不同地基中进行数值模拟分析，得到各桩在不同地基中情况下的极限承载力、破坏模式及桩顶位移变化规律，具体情况见表4。

由表4可知，桩长分别为4,5,6,7,8m的抗拔桩而言，桩体达到极限平衡状态时，桩体在完全嵌岩地基中发生的位移最小10.51 ~ 14. 80mm)且桩顶位移变化相对稳定;在完全嵌土地基中发生的位移最大23. 26 ~ 36.49mm)且变化幅度较为明显。抗拔桩极限承载力在完全嵌土地基中变化不明显，在土岩组合.地基中和完全嵌岩地基中变化较为明显，随嵌岩深度的增加而增大。

3.1完全嵌土时的破坏模式

图4为各抗拔桩在完全嵌土地基中的破坏模式。分析表4中的数据和图4中的破坏模式可知，抗拔桩发生圆柱型破坏。但在完全嵌土地基中，抗拔桩极限承载力随嵌土深度增加而增大的变化幅度不明显。当完全嵌土深度为4m时，抗拔桩极限承载力为1146. 68kN;当完全嵌土深度为8m，抗拔桩极限承载力为1717. 67kN。其主要原因为在完全嵌土地基中，抗拔桩的抗拔力主要由桩周土体破坏面上的摩擦力提供，在嵌土深度增大时其摩擦力的增加幅度变化不大。

3.2 土岩组合时的破坏模式

图5为各桩长抗拔桩在土岩组合地基中的破坏模式。分析表4中的数据和图5中的破坏模式可知，抗拔桩在土岩组合地基中发生的破坏模式为圆柱型破坏与倒圓锥型的组合型破坏，在土层中表现为圆柱形破坏模式，在岩层中则为倒圆锥破坏。当桩长为4.29m时，抗拔桩极限承载力为5258. 80kN;当桩长为6.6m时，抗拔桩极限承载力为17122. 50kN。

3.3完全嵌岩时的破坏模式

图6为各桩长抗拔桩在完全嵌岩地基中的破坏模式。分析表4中的数据和图6中的破坏模式可知，抗拔桩的破坏模式均为倒圓锥破坏，其极限承载力随嵌岩深度增加而依次增大。当嵌岩深度为4m时，抗.拔桩极限承载力仅为6880. 09kN;当嵌岩深度为8m时,抗拔桩极限承载力可达到26573. 47kN;其主要原因为在完全嵌岩地基中，抗拔桩的抗拔力主要由抗拔桩破坏体重量及岩石的抗拉强度提供，嵌岩深度增加，这一原因很大程度提高了抗拔桩的极限承载力。可以看出嵌岩深度的增加可以大大增大抗拔桩极限承载力。

定义嵌岩深度/桩长比值为破坏模式系数P P=嵌岩深度/桩长，范围0~1),完全嵌土时取0,完全嵌岩时取1。当嵌岩深度与桩长比值较大时以K37#桩为例，嵌岩深度为3.3m、桩长4.29m)即嵌岩深度/桩长=0.77时,岩层中发生倒圓锥破坏，土层中则发生以岩层中破坏体的上截面直径为破坏直径的圆柱型破坏;当嵌岩深度与桩长比值较小时以K23#, K149#桩为例，嵌岩深度为3.3m、桩长分别为6. 54,6. 6m)即嵌岩深度/桩长=0.5时,岩层中发生倒圆锥破坏，土层中发生以桩长为直径的圆柱型破坏。

随着破坏模式系数嵌岩深度/桩长比值，变化范围:0-1)逐渐增大，抗拔桩的破坏模式变化规律为:在完全嵌土地基中先发生圆柱型破坏，其后在土岩组合地基中发生复合型破坏,最后在完全嵌岩地基中发生倒圓锥破坏。

4结论

通过对不同地基情况中的抗拔桩进行数值模拟抗拔试验分析研究,可以得到以下几点结论:

1)本文在实际工程的基础上，对实际工程抗拔桩在满足设计要求的前提下，本文所建立的数值模型较为合理,可靠。可以对类似工程抗拔试验进行数值模拟分析。

2)研究结果表明:当地基为完全嵌土时，抗拔桩破坏模式沿桩土接触面发生圆柱破坏;当地基为完全嵌岩时，抗拔桩破坏模式为倒圓锥破坏;当地基土岩组合时，抗拨桩破坏模式为圆柱破坏与倒圆锥破坏组合的复合型破坏。随破坏模式系数P的增大，抗拔桩破坏模式由圆柱型破坏P=0)转向复合型破坏0<P<1),最后发生倒圆锥破坏P=1)。

3)在不同地基中抗拔桩极限承载力均随嵌岩土深度的增加而增大，且在相同条件下其承载力表现为完全嵌岩地基>土岩组合地基>完全嵌土地基。

上一个：光伏支架微型锚固式抗拔桩承载特性试验研究

下一个：扩底抗拔桩在软黏土地区承载特性的试验研究

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