黄土场地太阳能电站短桩基础侧向承载特性现场试验研究

孙达明 张晓磊，2，* 李红星 冯世进，2

（1.同济大学地下建筑与工程系，上海200092；2.同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室，上海200092；3.中国电力工程顾问集团西北电力设计院有限公司，西安710075）

0 引 言

近年来，世界各国面临着能源资源的紧张和资源使用和再生过程中带来的环境污染问题。与其他可再生能源相比，太阳能具有储量无限、普遍存在、利用清洁和开发经济低廉等巨大优势［1］。太阳能电站中的发电元件依靠支撑结构来增加高度，从而提高太阳能接收效率。然而在场地风荷载和其他荷载作用下，支撑结构发生过大变形会导致太阳光接收效率和发电元件稳定性受影响。因此为了达到足够的机械强度和刚度，必须消耗大量钢材和水泥材料建造支架和基座，其建造费用较大［2］。目前最常用的支撑结构形式为独臂支架式，具有体积小、结构简单等优点。独臂立柱结构在电力工程和交通工程领域应用均较广，如高压输电线路杆、交通灯杆、风电单桩基础等［3-5］。近年有学者提出了一种立柱与基础一体化的新型支撑结构——短桩基础，它以PHC预制管桩作为立柱，并将一端伸入钻孔内灌注混凝土作为基础的一部分。

《太阳能发电站支架基础技术规范》［6］《塔式太阳能光热发电站设计标准》［7］都对支撑结构的侧向承载能力提出了要求，然而未规定明确的设计计算方法。Lin等［8］利用先进的触压传感器在室内砂土模型槽试验中量测水平受荷刚性短桩的桩周土压力与位移，与现有文献结果进行了对比。Tehrani等［9］通过分析硬黏土场地上的侧向荷载试验比较了实测p-y曲线与API方法，并提出了新的曲线确定方法。Li等［10］利用硅质砂场地上实测的水平受荷刚性短桩荷载响应评价了近年来学者提出的一些基于CPT测试的p-y曲线模型。Thiyyakkandi等［11］报道了一个全尺度现场试验方案，研究了扭转、侧向联合荷载作用下支撑交通杆基础的承载性能。Byrne等［12］指出p-y曲线法作为风电单桩基础目前主要的设计方法存在假设条件上的缺陷，首先通过中等尺度的现场试验验证数值模型，而后对p-y曲线法进行改进。总的来说，水平受荷桩基础的理论研究结果尚未统一，更多的现场试验研究亟待开展。

本文将通过黄土场地上的现场试验研究太阳能电站短桩基础在侧向荷载作用下的承载性能，并评价桩帽加固对其的影响。最后对比相关规范推荐计算方法的计算结果，初步确定短桩基础的设计方法。

1 现场试验概述与方案

1.1 工程地质条件

试验场地位于陕西省咸阳市礼泉县，所在区域整体为黄土台塬地貌，地势平坦。试验场地内的地层主要是第四系中更新统风积老黄土，褐黄色，可塑，黏粒含量较大，质地均匀，富大孔隙，地层结构简单。试验点所在区域的土体曾用碎石覆盖并进行过夯实处理，试验前进行了碎石层的挖除作业及整平。经原位轻型动力触探测试，场地3.3 m深度范围内土质较为均匀，平均击数22.5，平均动贯入阻力1.54 MPa。地基土的主要物理力学性质指标如表1所示。

表1 黄土场地土样土质条件参数Table 1 Parameters of soil samples in loess

1.2 试件设计与施工

本文报告了两组侧向荷载现场试验，试验A的基础无桩帽，试验B的基础有桩帽。短桩基础在黄土中的成桩过程为：①在黄土场地上利用机械洛阳铲开挖一个直径700 mm、深2.665 m的浅井；②将预制好的直径700 mm、厚0.165m的素混凝土底座吊入浅井；③将PHC管桩（预应力高强度混凝土预制管桩，外径400 mm，AB型，C80混凝土浇筑，长5.5 m）吊入浅井，居中调直并浇筑混凝土。桩帽无须采用模板，在步骤①之前预先通过人工开挖桩帽区域，尺寸为1.4 m×1.4 m×0.35 m。预制底座的主要目的是避免管桩与地基土直接接触，其实际直径略小于浅井直径，上表面留有的圆形凹槽可以帮助预制管桩的底端在伸入浅井时的进行定位居中。

图1 短桩基础施工示意图Fig.1 Schematic diagram of short pile foundation construction

表2 试验短桩基础的实测尺寸一览表Table 2 List of the measured dimensions of test short pile foundation

试验短桩基础的实际尺寸受施工影响存在一定误差，表2展示了各试验短桩基础的实测尺寸。试件所用混凝土采用同一批次C40强度等级的商品混凝土浇筑，试件浇筑时预留标准立方体试块与试件同条件养护，试验期间对预留试块进行强度实测，预留试块实测立方体抗压强度值fcu=40.4 MPa，轴心抗压强度值fc=30.3 MPa，弹性模量Ec=32.3 GPa。

1.3 加载装置及布置

试验采用液压油缸进行水平拉力的加载，液压油缸与加载钢丝绳相连，采用0.01 kN精度的拉力传感器进行加载监测，最大量程是40 kN。液压油缸放置于脚手架上。反力装置采用反力柱，施工结束后立柱高3.5 m，基础深5.5 m。立柱顶水平作用点位置在预制桩顶的钢皮包裹部分，约桩顶向下10 cm位置，并通过管桩的桩身轴线。图2展示了本试验加载装置的布置示意图。在加载之前预先使用手拉葫芦为钢丝绳沿线施加拉力，使钢丝绳绷紧。在施加侧向扭转联合荷载时，需要在立柱即管桩的顶部安装一加载梁，让水平力施加于加载梁外端，加载力臂为1 m。

图2 加载原理示意图Fig.2 Schematic diagram of the loading principle

图3 展示了两个基础的平面布置情况，布置原则为：试验桩与反力桩之间距离6～7 m，不影响基础性能又便于加载系统布置；试验桩之间距离不小于基础长度，避免相互影响。其中反力柱采用同样的施工方法进行浇筑，其预制管桩直径为600 mm，基础深4.5 m，因此强度刚度远高于试验基础，可用于提供试验反力。

图3 短桩基础布置示意图Fig.3 Layout diagram of short pile foundations

1.4 试验监测元件布置

现场试验的主要目的是研究侧向荷载作用下太阳能电站短桩基础的受力变形响应。因此在侧向荷载试验过程中需要对基础泥面位移及倾角、柱顶倾角和基础弯矩进行测量。

如图4所示，侧向荷载试验中监测元件的选择及布设情况如下。

图4 监测元件布设图Fig.4 Layout diagram of monitoring elements

1.4.1 基础泥面位移

在立柱底部前后两个高度处共安装了4只百分表。其中泥面位移由离地高度为0.1 m的一对百分表直接测得。另外基础顶倾角可由离地高度为0.1 m和0.5 m处测得的位移差与高度差的比值来近似代表。

1.4.2 柱顶倾角

试验通过在预制管桩的顶部粘贴固定一只倾角传感器来直接量测立柱顶部的倾角变化。另外，在布置水平位移测量元件时对离地高度为1.2 m处也布设了2只百分表，在管桩不发生非线性响应的前提下可用于补充估算柱顶倾角。

1.4.3 桩身弯矩

现场试验在管桩的桩身两侧粘贴应变片来量测加载过程中的截面应力。应变片长度为5 cm，在泥面以上约0.2 m处粘贴，泥面以下按净间距为0.4 m布设。最后通过下式换算得到桩身弯矩值：

式中：EI为基础截面抗弯刚度；y为应变测点与中性轴的距离；z为截面深度；Δε为轴向应变差。

由于应变片布置在管桩与混凝土的界面之间，测得的结果可能受到界面滑动影响。因此在管桩与井壁之间还布置了两个深度处共四只钢筋应力计，以对应变片的测试结果进行对比和检验。此时式（1）可表示为

式中，Δσ为轴向应力差。

1.5 试验加载方法

试验荷载采用单调循环加载法施加。最大荷载不超过40 kN。单向循环加载法是将荷载分为若干级，每一级荷载加载等级为预估最大荷载的1∕10～1∕15，每加载完一级荷载后需卸载，卸载状态稳定后再进行下一级荷载的施加。

荷载施加的规则为：加载和卸载速率控制在3～4 kN∕min。加载到预定荷载后每10 min读数一次，直到最后一次与前一次的位移值变化不超过0.01 mm。卸载后也是每10 min读数一次，直到最后一次与前一次的位移值变化不超过0.01 mm。加载与卸载交替进行，直到出现明显的裂缝或变形突然增大时可停止试验。

2 试验结果与分析

对短桩基础而言，与发电元件正常使用直接相关的是立柱顶部的变形。本试验中通过立柱顶部的倾角传感器，测取柱顶倾角反映该变形指标。泥面位移可用于分析基础部分变形特征，本试验通过千分表测取离地0.1 m高度处的水平位移来反映该变形指标。

2.1 无桩帽短桩基础侧向荷载试验结果

图5展示了无桩帽短桩基础实测柱顶倾角和泥面位移随加载步的变化关系，曲线下方的数字代表读数时刻对应的实测荷载值。每级荷载的卸载阶段荷载值不归零，原因是钢丝绳及加载装置相连形成的悬链效应。

图5 无桩帽试验基础的变形结果Fig.5 Deformation results of test foundation without pile cap

泥面位移反映的是基础部分的荷载响应。在前3级荷载作用下没有产生明显的残余变形。第4级荷载作用后，残余变形发生且随荷载增大逐渐增大，说明土体进入屈服阶段。因此，以第4级荷载为界可将荷载响应划分为弹性阶段和土体屈服阶段。柱顶倾角本质上是基础顶部倾角与立柱挠曲角度的总和，反映短桩基础总体的荷载响应。从第10级荷载作用后，柱顶倾角曲线出现明显拐点，并在第13级荷载作用时观察到受荷方向背侧的立柱底部出现了水平向开展的裂缝。因此，第10级荷载可视为柱体进入屈服阶段的临界荷载，从土体屈服阶段中又划分出了桩体屈服阶段。上述结论反映出了短桩基础侧向荷载响应的分阶段特性。根据该特性，最佳设计荷载范围为弹性阶段；或按照残余变形要求，取土体屈服阶段内荷载确定设计荷载最大值；设计荷载范围不可取到桩体屈服阶段，桩体开裂荷载与抗弯承载力相近，即支撑结构承载力主要由桩体决定。

以塔式太阳能电站为例，国外有学者［13］提出第二代定日镜基础的要求是：27 mph风速（平均风速）条件下，基础倾角和扭转角不得大于1.5 mrad；极限风荷载过后，残余基础倾角和扭转角不可超过0.45 mrad。根据图5，短桩基础的残余变形达到0.45 mrad时的荷载级为第6级荷载。

2.2 有桩帽短桩基础侧向荷载试验结果

图6展示了有桩帽短桩基础实测柱顶倾角和泥面位移随加载步骤的变化关系。

根据泥面位移结果，以第5级荷载为界可将该试验荷载响应划分为弹性阶段和土体屈服阶段。根据柱顶倾角结果，第10级荷载可视为柱体进入屈服阶段的临界荷载。同时，在第13级荷载作用时观察到受荷方向背侧的立柱底部出现了水平向开展的裂缝。总体上，有桩帽试验基础的变形结果相比无桩帽试验基础较小。

图6 有桩帽试验基础的变形结果Fig.6 Deformation results of test foundation with pile cap

根据图6，有桩帽试验基础残余变形达到0.45 mrad时的荷载级为第11级荷载，与无桩帽试验基础相比增大了5个荷载级，接近于无桩帽时的两倍。这说明桩帽对于控制极限荷载作用后的基础残余变形有显著效果。这主要是由于桩帽对基础顶起到了“嵌固”作用［3］，带动更大的土体区域参与受荷并提供反力弯矩，导致桩帽部分倾斜转动较小。

2.3 现场试验变形结果分析

表3展示了两组试验的变形实测值。对比无桩帽和有桩帽试验基础在第4级和第10级荷载时的柱顶倾角，有桩帽基础相比无桩帽基础减小了17%左右的总变形，泥面位移平均减少了45.4%。

对比无桩帽和有桩帽试验基础在第一条分界线处的泥面位移值的变形值，分别是0.549 mm和0.362 mm，范围较为接近。因此基本可以确定在该试验中，弹性阶段与土体屈服阶段的分界线处泥面位移在这一范围附近，可用于确定分界线对应荷载。土体屈服阶段与桩体屈服阶段的分界线只与荷载有关，可通过预制管桩承载性能确定。

在试验中还通过离地0.1 m和0.5 m高度处的位移换算得到了基础顶倾角的近似值。图7展示了两组试验柱顶倾角与基础顶倾角随荷载的变化。

定义基础变形比η为基础顶倾角占总倾角（柱顶倾角）的百分比，η1、η2分别表示无桩帽和有桩帽的基础变形比。结果显示，基础变形占总变形的比例均超过30%。因此短桩基础基础部分的变形不可忽略，对于基础变形的研究具有重要意义。

表3 两组试验变形实测值Table 3 Measured deformation of the two groups

图7 两组试验柱顶倾角与基础顶倾角Fig.7 Inclination on the top of the pile and the top of foundation in the two groups

2.4 基础弯矩沿深度分布分析

利用预埋在后浇混凝土中的钢筋应力计和管桩表面的应变片测得了基础各深度处的弯矩值。为方便对比有无桩帽对基础弯矩的影响，图8展示了荷载值为12 kN时的不同深度弯矩值。

无桩帽试验基础的弯矩分布具刚性短桩特征，最大弯矩值出现在约地面以下0.75 m范围内，随后沿深度逐渐减至零。有桩帽试验基础的弯矩在桩帽位置处出现最大值，在桩帽底部有明显拐点，随后沿深度逐渐减至零。桩帽底部以下深度处弯矩均小于无桩帽试验基础，减小幅度约为24%。有桩帽试验基础的弯矩分布说明桩帽代替基础承担了部分来自立柱结构的弯矩荷载，支撑了桩帽对基础顶起到“嵌固”作用的观点。

3 太阳能电站短桩基础初步设计

3.1 计算方法简介

图8 各组试验弯矩内力分布的对比Fig.8 Comparison of bending moment distribution among tests

弹性地基反力法与p-y曲线法是目前在水平桩基设计中应用最广的方法。弹性地基反力法假定土为弹性体，用梁的弯曲理论来求桩水平抗力。王伯惠等［14］结合数学方法求出了桩在水平荷载下的变形与内力的幂级数解，并提出无量纲系数表方便设计人员进行计算。由于假定地基为弹性，其主要适用于荷载较小的工况。弹性地基反力法（m法）以其便捷、简单、准确在中国与前苏联被广泛应用并编入《建筑桩基技术规范》［15］和《港口工程桩基规范》［16］等规范标准。

p-y曲线法的基本思想是沿桩深度方向将桩周土应力应变关系用一组曲线来表示，即p-y曲线，可以反映土体的非线性特性。p-y曲线配合数值解法可以准确、有效地计算桩内力及位移。因此p-y曲线法也被《港口工程桩基规范》［16］、API规范［17］、DIV规范［18］等水平桩基设计相关标准规范采用。

3.2 变形计算结果分析

本文利用三种方法分别计算了两组试验基础的泥面位移，并与实测值进行比较。三种方法分别为弹性地基反力法中的k0法和m法，以及p-y曲线法。基础为预制管桩和灌注混凝土的组合结构，其截面抗弯刚度换算为等效值。由于黄土场地曾经历过夯实，土质较坚硬，参考水平抗力系数常用取值，在k0法中取沿深度不变的水平抗力系数kh为70 MPa∕m；在m法中取沿深度线性增加的水平抗力系数的比例系数m为100 MN∕m4。p-y曲线法中的基本模型采用silt粉土双曲线模型，按室内土力学测试结果取容重15.3 kN∕m3、不排水剪强度20 kPa、内摩擦角30°、初始水平抗力系数100 MPa∕m，利用LPILE程序进行电算，计算试验B有桩帽的工况时按变截面计算。计算结果如图9所示。

图9 泥面位移计算值与实测值的对比Fig.9 Comparison between the measured and the calculated displacement

根据图9（a），p-y曲线法考虑了土体变形的非线性，因此算得的泥面位移在加载中后期与实测值较为吻合。k0法与m法假定地基为线弹性，因此算得的泥面位移为直线，不能反映土体变形的非线性，而在加载前期两种方法的计算值与实测值较为吻合。在太阳能电站中，发电元件不允许发生过大变形。因此两种弹性地基反力法对于短桩基础是较为适用的。然而由于两种方法均为单参数方法，计算准确性与给出的地基反力系数分布假定的正确性直接相关，单从位移计算结果尚无法判定优劣。

图9（b）中有桩帽的短桩基础利用p-y曲线方法计算的结果与实测点差异较大，实测位移小于计算结果。可能是由于该方法低估了初始地表抗力，且不能有效考虑桩帽在基础顶部所提供的反力矩作用导致的。k0法和m法未考虑桩帽作用（计算圆柱形单桩）时计算结果在加载前期与实测值较为接近但仍有差异。

3.3 内力计算结果分析

利用三种方法分别计算了两组试验基础的弯矩内力，并与实测值进行比较。如图10所示，取侧向荷载为12 kN时的弯矩值进行了比较。

图10 弯矩内力计算值与实测值的对比Fig.10 Comparison between the measured and the calculated moment along the foundations

根据图10（a），k0法算得的弯矩分布与实测值非常吻合；而p-y曲线法与m法得到的两条弯矩分布曲线差异不大，但均不能与实测值吻合，这两种方法均低估了地表的抗力作用。因此，综合变形计算结果的结论，建议采用k0法进行黄土场地上太阳能电站短桩基础的设计。

在图10（b）中，三种方法算得的弯矩分布均大于实测值。在实测弯矩分布的分析中，已经得出有桩帽条件下，桩帽以下弯矩值约比无桩帽时小24%左右。假定减少的部分全部由桩帽提供，则在计算时可对弯矩荷载进行折减，从而考虑桩帽的影响。利用该修正思路，在k0法计算过程中，将弯矩荷载折减24%进行计算后得到的弯矩分布明显与实测值较为吻合。应指出，修正后弯矩计算值仅适用于桩帽以下部分的基础。利用该修正方法，响应的泥面位移计算结果绘制在图9（b）中。修正方法计算结果与实测值较为吻合，验证了针对桩帽作用修正思路的正确性，但折减幅度与桩帽长度、基础尺寸等参数有关，更具普适性的修正方法还有待进一步研究。

4 结 论

本文通过黄土场地上的侧向荷载现场试验揭示了太阳能电站短桩基础的受力变形特点，研究了桩帽的影响，并采用相关规范建议的计算方法针对试验工况条件展开了研究分析，得出的主要结论如下：

（1）根据试验结果，黄土场地中短桩基础部分变形占立柱顶部总变形的30%以上，其侧向荷载响应可以分为三个阶段：弹性阶段、土体屈服阶段和桩体屈服阶段。

（2）PHC管桩的开裂荷载与抗弯承载力相近，因此设计荷载不可超过桩体屈服阶段，即本试验中短桩基础侧向承载力主要由管桩决定。

（3）桩帽对于减小极限荷载作用后的基础残余变形有显著效果。在本试验中，桩帽还使得桩帽以下基础部分的弯矩值减小了约24%。

（4）k0法计算得到的内力变形响应与实测值较为吻合，其可用于黄土场地短桩基础的设计。通过折减弯矩荷载的方法还可以考虑桩帽的影响，但更具普适性的修正方法还有待进一步研究。