強(qiáng)風(fēng)化花崗巖中嵌巖短樁承載特征原位試驗(yàn)與有限元分析

白曉宇，張明義，朱磊，王永洪，王靜靜

?

強(qiáng)風(fēng)化花崗巖中嵌巖短樁承載特征原位試驗(yàn)與有限元分析

白曉宇1, 2，張明義1, 2，朱磊1，王永洪1，王靜靜3

(1. 青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，山東青島，266033；2. 青島理工大學(xué)藍(lán)色經(jīng)濟(jì)區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心，山東青島，266033；3. 中國建筑第八工程局有限公司青島分公司，山東青島，266000)

通過對(duì)青島地區(qū)風(fēng)化巖地基2個(gè)工程11根短樁的原位測試及有限元模擬分析，研究嵌巖短樁的承載性狀和荷載傳遞特征。對(duì)大直徑嵌巖短樁的承載性狀進(jìn)行有限元模擬，探討長徑比、嵌巖深度及基巖強(qiáng)度對(duì)嵌巖短樁承載性能的影響。研究結(jié)果表明：風(fēng)化巖地基中的嵌巖短樁極限承載力高，沉降小，能夠滿足工程需求并具有較高的安全儲(chǔ)備；單樁極限承載力隨著樁長的增加變化并不顯著，表現(xiàn)出極強(qiáng)的端承性狀。嵌巖段樁側(cè)摩阻力峰值隨長徑比的增大逐漸減小，樁頂沉降隨長徑比增加而增大；不同的嵌巖深度下，樁身軸力衰減的規(guī)律基本相同，隨嵌巖深度的增加，樁頂沉降逐漸減小，端阻力在承載力中所占比例(p/u)逐漸減??；樁頂沉降隨樁巖剛度比(p/r)的增加而逐漸增大，而端阻分擔(dān)的荷載比隨p/r的減小逐漸增大。

強(qiáng)風(fēng)化花崗巖；嵌巖短樁；極限承載力；承載性狀；原位測試；有限元

花崗巖、花崗斑巖在青島分布十分廣泛，與其他地區(qū)的花崗巖相比，表現(xiàn)出風(fēng)化程度差異大、局部起伏變化大、埋藏深度變化大、完整性好及承載力高等特性。所以，在風(fēng)化花崗巖地基上進(jìn)行樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)經(jīng)常會(huì)遇到一種情況：樁長變化很大，但樁與樁之間的距離很小。為了處理這種情況，絕大多數(shù)工程設(shè)計(jì)人員往往是增加基巖面較高處的樁長，而沒有按基巖的起伏設(shè)計(jì)為長樁和短樁。若僅增加樁長，樁端嵌入中風(fēng)化或微風(fēng)化花崗巖中數(shù)米甚至更深，將會(huì)大大增加施工難度[1?2]。為了滿足樁長的要求，只能采用爆破方法，而爆破將會(huì)使巖層產(chǎn)生松動(dòng)，護(hù)壁不穩(wěn)定，致使樁基的承載能力下降；也有一部分工程是挖除基坑內(nèi)全部土層，滿堂澆筑混凝土并做成厚筏基礎(chǔ)，這種方法與樁基礎(chǔ)(部分短樁基礎(chǔ))相比，不但提高了工程造價(jià)，造成資源浪費(fèi)，而且延長了施工工期。目前，對(duì)于嵌巖短樁的研究較少，國家現(xiàn)行的GB50007—2012“建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范”及JGJ94—2008“建筑樁基技術(shù)規(guī)范”都沒有對(duì)最小樁長做出規(guī)定，更沒有明確的設(shè)計(jì)依據(jù)和方法，使得工程技術(shù)人員不能正確認(rèn)識(shí)短樁的承載機(jī)理，設(shè)計(jì)者認(rèn)為短樁的豎向和水平承載力不能滿足建(構(gòu))筑物的要求，使用很謹(jǐn)慎，或者根本不采用，致使不能充分發(fā)揮樁和巖石地基的承載優(yōu)勢[3?6]。于是，嵌巖短樁的合理設(shè)計(jì)方法和承載潛力成為目前工程實(shí)踐中亟待解決的問題。國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)嵌巖樁的承載性能開展了一些理論和試驗(yàn)研究。PELLS等[7]通過室內(nèi)模擬試驗(yàn)研究了樁巖界面的粗糙度、清潔程度及風(fēng)化程度對(duì)嵌巖樁?曲線的影響。ROWE等[8]研究了不同試驗(yàn)方法(包括位移控制法和荷載控制法)對(duì)樁側(cè)極限側(cè)摩阻力的影響。LEONG等[9]認(rèn)為樁的側(cè)摩阻力隨著長徑比的增加略有減小，巖性越好，樁的極限側(cè)摩阻力越大。HASSAN等[10]通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，泥質(zhì)軟巖中的嵌巖樁，剪脹角對(duì)樁側(cè)摩阻力的影響較小。李鏡培等[11]通過嵌巖樁樁端力學(xué)性狀的分析，導(dǎo)出了樁端極限承載力的計(jì)算公式，并指出了其適用范圍。邢皓楓等[12]通過建立完整的樁?巖界面剪切本構(gòu)方程，探討樁側(cè)摩阻力和樁身軸力隨深度變化的分布規(guī)律，并從理論上解釋樁側(cè)摩阻力單、雙峰值分布現(xiàn)象。趙明華等[13]基于樁?巖結(jié)構(gòu)面剪切函數(shù)，建立了考慮軟巖剪脹效應(yīng)的嵌巖段樁身荷載傳遞方程，推導(dǎo)了嵌巖樁樁身荷載傳遞表達(dá)式。本文作者根據(jù)研究需要進(jìn)行了2種相關(guān)試驗(yàn)：1) 強(qiáng)風(fēng)化巖上的PHC(高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力混凝土)管樁靜載荷試驗(yàn)，該試驗(yàn)依托青島發(fā)電廠辦公樓工程進(jìn)行，樁側(cè)土質(zhì)較弱，是典型的端承樁，從荷載與變形2個(gè)方面來探索PHC管樁的單樁極限承載力，并與強(qiáng)風(fēng)化花崗巖地基上的灌注樁進(jìn)行了比較。2) 強(qiáng)風(fēng)化花崗巖地基大直徑嵌巖短樁靜載試驗(yàn)，該試驗(yàn)依托青島市市北區(qū)鞍山路某工程開展。該工程中基巖的起伏變化較大(樁長變化較大)，擬采用大直徑人工挖孔灌注樁。在靜載試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，分析強(qiáng)風(fēng)化花崗巖地基中嵌巖短樁的承載性狀，并采用有限元模擬分析的方法，對(duì)影響嵌巖短樁承載特征的影響因素進(jìn)行了研究。

1 試驗(yàn)概況及方案

1.1 試驗(yàn)1(強(qiáng)風(fēng)化巖上的PHC管樁靜載荷試驗(yàn))

1.1.1 場地概況

青島發(fā)電廠某工程位于青島發(fā)電公司院內(nèi)，離海泊河入?？谳^近?；A(chǔ)采用高強(qiáng)預(yù)應(yīng)力管樁和人工挖孔樁，同一工程中既有大直徑人工挖孔灌注樁，又有PHC管樁，有利于對(duì)比分析。圖1所示為試驗(yàn)場地中的PHC管樁與灌注樁。土層層序依次為雜填土、沖填土和第4系沖洪積層；第4系以下基巖主要以花崗巖為主，呈肉紅色，中粒結(jié)構(gòu)，塊狀構(gòu)造，以長石、石英為主，各巖土層物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

1.1.2 試樁參數(shù)

PHC管樁設(shè)計(jì)樁徑550 mm，壁厚0.12 m，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C80，樁端嵌入強(qiáng)風(fēng)化花崗巖約0.5 m，采用錘擊法施工，單樁豎向極限承載力估算為3 MN。人工挖孔灌注樁樁徑為800 mm，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30，水灰比為0.45，鋼筋混凝土保護(hù)層厚度為60 mm，單樁豎向極限承載力由試驗(yàn)確定。表2所示為試樁參數(shù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果。

圖1 試驗(yàn)場地中的PHC管樁與灌注樁

表1 巖土層的物理力學(xué)參數(shù)

表2 試樁參數(shù)

1.1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)采用堆載–反力梁體系加載，加載方法采用慢速維持荷載法，通過對(duì)稱設(shè)置的4個(gè)百分表量測樁頂沉降。讀數(shù)時(shí)間、終止試驗(yàn)條件以及單樁極限承載力的確定均按照J(rèn)GJ94—2008“建筑樁基技術(shù)規(guī)范”[14]執(zhí)行。

1.2 試驗(yàn)2(強(qiáng)風(fēng)化巖上的大直徑短樁載荷試驗(yàn))

1.2.1 場地概況

青島市市北區(qū)某商業(yè)住宅樓的上部結(jié)構(gòu)型式為框支剪力墻結(jié)構(gòu)，基礎(chǔ)形式為獨(dú)立基礎(chǔ)，埋深約5.0 m。整個(gè)場區(qū)地層結(jié)構(gòu)簡單，為土巖復(fù)合地層，上部第4系厚度較薄，主要由雜填土和洪沖積黏性土組成，下伏基巖巖面埋深較淺，局部起伏較大，巖體強(qiáng)度較高。各巖土層的主要物理力學(xué)參數(shù)見表3。

表3 巖土層的物理力學(xué)參數(shù)

1.2.2 試樁參數(shù)

本次試樁共4根，均采用了支承于強(qiáng)風(fēng)化花崗巖上的大直徑長短不等的人工挖孔灌注樁，嵌巖深度為1.0(為樁徑)，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30，單樁豎向極限承載力估算為3 500 kN(樁徑為800 mm)和4 450 kN(樁徑為900 mm)。由于試樁TP10和TP11位于電梯井下，比一般的樁頂標(biāo)高低約2.0 m，所以，其上覆土層較薄，最小的樁長約為2.18 m。試樁各項(xiàng)參數(shù)如表4所示。

表4 試樁參數(shù)

1.2.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)方法與試驗(yàn)1的方法相同，讀數(shù)時(shí)間、終止加載條件以及單樁極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值的確定均按規(guī)范[14]執(zhí)行。

2 試驗(yàn)1試驗(yàn)結(jié)果及分析

荷載?沉降(?)曲線從宏觀上反映了樁受荷后的荷載傳遞性狀、樁–土相互作用規(guī)律及樁受荷破壞模式，因此，對(duì)?曲線的分析有助于對(duì)樁承載性狀的總體把握[15]。試驗(yàn)區(qū)7根試樁?曲線如圖2所示，7根嵌巖短樁靜載試驗(yàn)結(jié)果見表5。

從圖2可以看出：5根PHC管樁的?曲線為緩變型；當(dāng)加載到最大加載量3 MN時(shí)，樁頂沉降量較小(均＜8.0 mm)，滿足設(shè)計(jì)要求。結(jié)合表5可見：TP1~TP5的樁頂殘余沉降量均在80%以上，最大的樁頂殘余沉降量達(dá)88.5%，回彈量相差不大，樁頂回彈率介于11.5%~19.3%之間，樁的彈性工作特性不明顯。究其原因，樁頂沉降是由樁端巖體變形和樁身壓縮組成，強(qiáng)風(fēng)化花崗巖強(qiáng)度遠(yuǎn)小于樁身混凝土抗壓強(qiáng)度，且樁側(cè)摩阻力很小，樁頂沉降主要由樁端巖體變形引起。當(dāng)荷載水平較低時(shí)，樁端強(qiáng)風(fēng)化花崗巖內(nèi)的微裂隙在外力作用下被壓密；隨著荷載逐漸增大，樁端強(qiáng)風(fēng)化花崗巖產(chǎn)生彈性變形；當(dāng)荷載水平較高或達(dá)到極限荷載時(shí)，樁端巖層則產(chǎn)生不可逆的塑性變形。樁頂回彈也說明了嵌巖PHC管樁具有端承性狀。另外，試樁TP1~TP5在最大加載值時(shí)的沉降量較小。

TP6和TP7在加載過程中都沒有進(jìn)入破壞階段，加載到10 MN時(shí)，樁頂沉降量不超過32 mm，樁頂殘余沉降率分別為70.5%和73.8%，回彈率幾乎為PHC管樁的2倍，可見本次試驗(yàn)條件下大直徑嵌巖短樁(長徑比為8.25~9.0)的極限承載力不小于10 MN。倘若對(duì)人工挖孔樁TP6和TP7按完全端承樁考慮，將極限荷載除以樁端截面積即得樁端土的極限端阻力標(biāo)準(zhǔn)值pk，為19.904 MPa，高于目前青島地區(qū)的經(jīng)驗(yàn)值 14 MPa。

(a) PHC管樁；(b) 人工挖孔灌注樁

表5 抗壓靜載試驗(yàn)結(jié)果

3 試驗(yàn)2結(jié)果及分析

3.1 抗壓靜載試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)區(qū)4根試樁?曲線如圖3所示。4根大直徑嵌巖短樁靜載試驗(yàn)最大加載量、樁頂沉降量、回彈量、卸載后的殘余沉降、回彈率及殘余沉降量占沉降總量比例的統(tǒng)計(jì)值見表6。從圖3和表6可以看出：4根試樁在最大荷載作用下均未破壞，?曲線為緩變型，總沉降量較小，且不超過40 mm，單樁豎向抗壓承載力特征值滿足設(shè)計(jì)要求。試樁TP8和TP9與試樁TP10和TP11的?曲線存在明顯不同。試樁TP8和TP9在荷載較小時(shí)，荷載與沉降呈線性關(guān)系，沉降速率隨荷載的增加逐漸增大，?曲線逐漸變?yōu)榉蔷€性，曲線總體表現(xiàn)為前緩后陡；而試樁TP10和TP11的?曲線線性段不明顯，整條曲線比較緩和，呈非線性。試樁TP8和TP9在荷載低于1 500 kN時(shí)?曲線出現(xiàn)直線段，表明樁側(cè)摩阻力發(fā)揮作用，這部分側(cè)摩阻力不能忽略；隨著荷載增加，?曲線逐漸變陡，樁側(cè)摩阻力完全發(fā)揮后，之后每級(jí)荷載都由樁端強(qiáng)風(fēng)化巖提供，表現(xiàn)出端承樁的工作性狀，所以，試樁TP8和TP9可歸結(jié)為全阻嵌巖樁。試樁TP10和TP11的?曲線不存在直線段，表明這種短樁的側(cè)阻力很小，樁端承擔(dān)絕大部分的豎向荷載，表現(xiàn)出極強(qiáng)的端承性狀。因此，風(fēng)化巖地基的嵌巖短樁在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)主要考慮樁端阻力，樁側(cè)摩阻力可作為安全儲(chǔ)備不予考慮。

3.2 單樁極限承載力推算

在工程實(shí)踐中，由于加載裝置、工程施工進(jìn)度、試樁費(fèi)用及試驗(yàn)終止條件等因素的制約，大直徑樁靜載荷試驗(yàn)很難被破壞，得到的?曲線是不完整的，不能直接得到單樁豎向極限承載力，而工程技術(shù)人員最關(guān)心的是單樁豎向極限承載力。因此，結(jié)合靜載荷試驗(yàn)數(shù)據(jù)并借助可靠的數(shù)學(xué)方法合理預(yù)測單樁豎向極限承載力有重大意義。目前單樁豎向極限承載力的預(yù)測模型主要有多項(xiàng)式回歸法模型、雙曲線模型、指數(shù)曲線模型、調(diào)整雙曲線模型、灰色理論模型、經(jīng)驗(yàn)參數(shù)法設(shè)計(jì)模型和人工網(wǎng)絡(luò)神經(jīng)模型等[16?19]。本文選取預(yù)測精度較高的指數(shù)曲線模型[16]對(duì)未壓壞樁極限承載力進(jìn)行預(yù)測。用指數(shù)方程描述樁的?曲線的數(shù)學(xué)表達(dá)式為

式中：max為樁的破壞荷載，kN；為沉降衰減因子，mm?1。設(shè)試樁分級(jí)加載，Q為第級(jí)的樁頂荷載，s為第級(jí)的樁頂沉降量。

靜載試驗(yàn)值與上式計(jì)算值之差為

總體誤差函數(shù)定義為

(3)

將式(2)代入式(3)可得

式(4)中取最小值時(shí)對(duì)應(yīng)的一組max和為所求的max和的最優(yōu)值?？刹捎肈EP法(變尺度優(yōu)化方法)求一組max和的值。若根據(jù)(Δs+1/ΔQ+1)≥0.10mm/kN來確定單樁極限承載力Q，則由式(2)可得

(5)

4根嵌巖短樁的單樁極限承載力預(yù)測結(jié)果如 表7所示。由表7可以看出：

1) 按樁身混凝土抗壓強(qiáng)度計(jì)算的單樁極限承載力均大于按指數(shù)曲線模型預(yù)測的單樁極限承載力，這說明只要能夠保證樁身混凝土質(zhì)量，嵌巖短樁達(dá)到極限承載力時(shí)就不會(huì)產(chǎn)生樁身混凝土壓碎，而是樁端巖體發(fā)生破壞。這種破壞可能是樁端嵌巖部分圍巖強(qiáng)度不足或樁巖界面抗剪強(qiáng)度突然喪失引起。

2) 單樁極限承載力預(yù)測值比預(yù)估單樁豎向極限承載力提高68.3%~86.5%(TP9，TP10，樁徑為800 mm)和35.6%~52.6%(TP8，TP11，樁徑為900 mm)。嵌巖短樁不但能夠提供足夠的承載力，而且具有較高的安全儲(chǔ)備，能夠確保風(fēng)化巖地基建(構(gòu))筑物的安全。

3) 在本次試驗(yàn)條件下，強(qiáng)風(fēng)化花崗巖地基中相同直徑嵌巖短樁，單樁豎向極限承載力隨樁長的增加而變化不顯著，表明樁側(cè)摩阻力對(duì)嵌巖短樁的極限承載力影響較小，其承載力主要有樁端阻力來承擔(dān)，設(shè)計(jì)時(shí)宜按純粹的端承樁考慮。倘若盲目地增加樁長來提高承載力，不但增大施工難度、延誤工期，而且不 經(jīng)濟(jì)。

1—TP8；2—TP9；3—TP10；4—TP11。

表6 抗壓靜載試驗(yàn)結(jié)果

表7 單樁極限承載力預(yù)測結(jié)果

3.3 樁端阻力的特征

對(duì)于嵌巖短樁，嵌入基巖的部分與圍巖的作用機(jī)理比較復(fù)雜，樁端巖石處于三維受壓狀態(tài)，而且嵌巖部分的嵌固力與樁端阻力的發(fā)揮過程也不同?，F(xiàn)行JGJ94—2008“建筑樁基技術(shù)規(guī)范”是基于巖石飽和單軸抗壓強(qiáng)度經(jīng)過換算而得到嵌巖樁嵌巖段總極限阻力，不能真實(shí)反映樁端巖體受力特征，計(jì)算值與實(shí)測值存在較大的偏差。大量室內(nèi)試驗(yàn)、理論推算及現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果表明[20]：地面15 m以下巖體所能承受的壓力一般為天然濕度下巖石單軸飽和抗壓強(qiáng)度的1.5~2.0倍。常規(guī)的設(shè)計(jì)計(jì)算方法過于保守，不能充分發(fā)揮樁端基巖的承載潛力。而深層平板載荷試驗(yàn)更能反映樁端巖土體的真實(shí)承載能力，勘察報(bào)告中推薦樁的極限端阻力標(biāo)準(zhǔn)值為7.0 MPa，根據(jù)文獻(xiàn)[14]分別計(jì)算出單樁的總極限端阻力標(biāo)準(zhǔn)值pk、總極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值sk及單樁豎向極限承載力uk。根據(jù)計(jì)算結(jié)果繪出嵌巖短樁端阻的荷載分擔(dān)比(pk/uk)與樁長徑比(/)之間的關(guān)系曲線，見圖4。

從圖4可以看出：隨著/的增大，pk/uk逐漸減小，二者呈線性關(guān)系，/越大，樁端阻力發(fā)揮的作用越小。對(duì)于相同直徑、相同施工工藝的嵌巖短樁，當(dāng)2＜/＜8時(shí)，pk/uk為77.5%~88.0%，樁的長徑比越小，樁越短，樁端阻力分擔(dān)的荷載越多，此時(shí)，樁頂荷載主要由樁端風(fēng)化巖體來承擔(dān)。究其原因，樁端嵌巖1.0(為樁徑)且?guī)r石強(qiáng)度較高，樁較短時(shí)，樁頂受荷后，由于樁身混凝土彈性模量大于樁端巖石彈性模量，使得樁身彈性壓縮量較小，樁與周圍巖土體產(chǎn)生的相對(duì)位移較小，樁側(cè)摩阻力得不到有效發(fā)揮，即使樁側(cè)摩阻力能夠發(fā)揮，由于/不超過8且樁較短，側(cè)摩阻力的發(fā)揮也有限；另外，樁長較短的情況下由于人工挖孔樁施工過程中樁底沉渣較少，成樁質(zhì)量易控制，樁頂施加荷載后，只要樁端發(fā)生較小的位移，就能調(diào)動(dòng)樁端阻力，因此，樁頂荷載便很快傳遞到樁端，表現(xiàn)出極強(qiáng)的端承樁的工作特性。這與張建新等[21?22]研究結(jié)果是一致的。

圖4 (Qpk/Quk)與(L/d)的關(guān)系

4 嵌巖短樁承載性能影響因素分析

4.1 有限元模型建立及模擬方法

采用有限元分析軟件ANSYS模擬風(fēng)化巖地基嵌巖短樁承載性狀并分析其影響因素，由于嵌巖短樁不同于其他基樁的承載特性，群樁效應(yīng)不明顯，故只對(duì)單樁進(jìn)行建模分析。根據(jù)單樁和樁周巖土體的幾何、物理力學(xué)性質(zhì)以及加載方式，本文采用二維軸對(duì)稱平面應(yīng)變模型建模。

樁身和樁周巖土體都采用四節(jié)點(diǎn)直邊四邊形單元(PLANE42)，在樁與土、樁與巖石之間的垂直面上，設(shè)置接觸單元。接觸面采用CONTA171單元，剛體目標(biāo)面采用TARGE169單元。接觸面之間的相互作用包括接觸面間的法向作用和接觸面間的切向作用。本文采用庫侖摩擦來描述接觸面的相互作用。該模型中，樁視為彈性受力狀態(tài)，巖土體的本構(gòu)模型采用D–P模型。以試驗(yàn)2中的試樁TP11為例，介紹ANSYS有限元計(jì)算模型。樁徑=800 mm，樁長=2.18 m，長徑比/=2.42，嵌巖深度為1.0。計(jì)算域的計(jì)算深度取樁長的2倍，寬度取樁徑的20倍。

本文的分析類型為靜態(tài)分析，非線性求解被分成3個(gè)操作級(jí)別：載荷步、子步、平衡迭代，其中設(shè)置子步數(shù)為300，平衡迭代次數(shù)為200。樁的彈性模量為3.0×104MPa，泊松比為0.2，各巖土層物理力學(xué)參數(shù)如表8所示。

4.2 靜載荷試驗(yàn)?zāi)M結(jié)果

圖5所示為試驗(yàn)2中4根嵌巖短樁靜載荷試驗(yàn)和有限元計(jì)算的?曲線。由圖5可以看出：4組?曲線的走勢總體相同，加載到3 MN之前，TP10和TP11(長徑比為2.42~3.15)實(shí)測?曲線的位移略高于有限元模擬值，3 MN之后，試驗(yàn)值略高于模擬值；而TP8和TP8(長徑比為7.23~7.32)總體上?曲線模擬值高于實(shí)測值。分析原因認(rèn)為，有限元計(jì)算過程中選用的巖土參數(shù)與實(shí)際參數(shù)略有不同，而且在彈性計(jì)算中一般會(huì)出現(xiàn)實(shí)測值低于模擬值，但是這不影響總體的計(jì)算結(jié)果。在非線性程度上，有限元計(jì)算曲線非線性程度與實(shí)測?曲線相比較小，主要是在靜載試驗(yàn)?zāi)M計(jì)算過程中，應(yīng)變處于D?P模型曲線的彈性區(qū)，此時(shí)應(yīng)力–應(yīng)變曲線在很大程度上呈線性關(guān)系，所以，?曲線所表現(xiàn)出的非線性程度也很小。

表8 數(shù)值計(jì)算中土層參數(shù)

(a) TP8；(b) TP9；(c) TP10；(d) TP11

圖6所示為利用ANSYS有限元增量法繼續(xù)加載至試樁破壞得到的單樁極限承載力，并與指數(shù)曲線模型預(yù)測結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。由圖6可以看出：4根單樁的極限承載力預(yù)測值和模擬值均大于其對(duì)應(yīng)設(shè)計(jì)值，小于按樁身混凝土強(qiáng)度計(jì)算的極限承載力，有限元模擬的單樁極限承載力分別為6.5 MN(長徑比為2.18~3.15)和7.5 MN(長徑比為7.23~7.32)，與指數(shù)曲線模型的預(yù)測值有較好的吻合性，單樁極限承載力模擬值為設(shè)計(jì)單樁極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值的1.44~1.68倍，有較高的安全儲(chǔ)備，表明在本次試驗(yàn)條件下，用有限元模擬風(fēng)化巖地基嵌巖短樁的靜載荷破壞性試驗(yàn)是可行的。

圖6 單樁極限承載力計(jì)算結(jié)果對(duì)比

4.3 長徑比的影響

對(duì)嵌巖樁而言，在特定的地質(zhì)條件中，樁長的變化反映的是嵌巖深度的變化，因此，本文擬通過改變樁徑而樁長不變分析長徑比對(duì)嵌巖短樁承載性能的 影響。

假設(shè)樁長=6.0 m(樁長不變)，樁徑分別為0.8，0.9，1.0和1.2 m，則/分別為7.5，6.7，6.0和5.0。嵌巖深度取1.0m，荷載按0.5 MN→1.0 MN→1.5 MN→…→4.5 MN施加。分級(jí)荷載作用下不同長徑比的樁側(cè)摩阻力的分布情況如圖7所示。由于樁土間的側(cè)摩阻力變化較小，所以，圖7中主要顯示嵌巖段樁側(cè)摩阻力。從圖7可以看出：嵌巖短樁嵌巖段樁側(cè)摩阻力峰值隨長徑比(/)的增大逐漸減小，側(cè)摩阻力最大值從/=7.5時(shí)的3.43 MPa降為/=5.0時(shí)的1.34 MPa，雖然長徑比發(fā)生改變，但樁側(cè)摩阻力的峰值在嵌巖段的位置不發(fā)生變化，且該位置幾乎不受荷載的影響，均發(fā)生在樁深度約5.5 m處?？梢姡?越大，樁端阻力分擔(dān)的荷載越小，這與靜載試驗(yàn)結(jié)果是一致的。

圖8所示為不同長徑比嵌巖短樁的荷載與樁頂沉降的關(guān)系。由圖8可以看出：?曲線近似呈線性，主要與選取的本構(gòu)模型及材料參數(shù)有關(guān)；樁頂沉降隨長徑比增加而增大，?曲線的斜率也隨之增大，這與一般的灌注樁的承載特性是一致的。

4.4 嵌巖深度的影響

對(duì)于嵌巖短樁，嵌巖深度并非越大越好，為分析嵌巖深度對(duì)短樁承載特征的影響，假設(shè)樁徑為1.0 m，樁端嵌入花崗巖，強(qiáng)風(fēng)化花崗巖的彈性模量r為46 MPa，黏聚力為40 kPa，內(nèi)摩擦角為30°，中風(fēng)化花崗巖的彈性模量r為3 500 MPa，黏聚力為50 kPa，內(nèi)摩擦角為35°，嵌巖深度r分別為1.0，1.5，2.0，3.0和4.0進(jìn)行計(jì)算分析。樁的彈性模量為3.0×104MPa，泊松比為0.20，樁側(cè)土體的彈性模量為5.0 MPa，荷載按0.5 MN→1.0 MN→1.5 MN→…→4.5 MN施加。分級(jí)荷載作用下不同嵌巖深度的樁身軸力的分布情況如圖9所示，圖9中主要顯示嵌巖段樁身軸力。

從圖9可以看出：不同嵌巖深度下，樁身軸力衰減的規(guī)律基本相同。樁身軸力在嵌巖段中隨深度增加逐漸減小，嵌巖深度越大，軸力的衰減趨勢越明顯，說明嵌巖段能夠提供較大的側(cè)摩阻力，樁的端承特性不明顯。在嵌巖段，當(dāng)1.0≤r≤2.0時(shí)，其軸力分布曲線基本呈線性遞減；當(dāng)2.0≤r≤4.0時(shí)，其軸力分布曲線呈指數(shù)函數(shù)型沿深度遞減。這說明嵌巖短樁嵌巖段樁身軸力的變化規(guī)律與嵌巖深度密切相關(guān)。

圖10所示為不同嵌巖深度下的?曲線。由圖10可以看出：樁頂沉降量隨嵌巖深度的增加逐漸減小。當(dāng)嵌巖深度為1.0~2.0時(shí)，樁頂沉降量顯著減小；當(dāng)嵌巖深度為2.0~4.0時(shí)，樁頂沉降量隨荷載的變化不明顯。在本文的試驗(yàn)條件下，建議嵌巖深度選取1.0~2.0，這一范圍與JGJ94—2008“建筑樁基技術(shù)規(guī)范”相比偏大，對(duì)于短樁而言，只有達(dá)到一定的嵌入深度，才能保證基樁的穩(wěn)定性，并充分發(fā)揮嵌巖段的樁側(cè)阻力和樁端阻力，這樣既不會(huì)增加施工難度，還有利于發(fā)揮樁端基巖的承載潛力。

L/d：(a) 7.5；(b) 6.7；(c) 6.0；(d) 5.0

L/d：1—7.5；2—6.7；3—6.0；4—5.0。

對(duì)于不同嵌巖深度的短樁，荷載作用下端阻的發(fā)揮情況如圖11所示。由圖11可以看出：樁端阻力隨嵌巖深度的增加在承載力中所占比例逐漸減小，說明樁嵌巖越深，樁端阻力貢獻(xiàn)越?。磺稁r短樁的端阻比例基本保持在34.4%以內(nèi)；當(dāng)嵌巖深度1.0≤r≤1.5時(shí)，樁端阻力所占荷載比例(p/u)介于12%~28%之間，當(dāng)嵌巖深度3.0≤r≤4.0時(shí)，樁端阻力所占荷載比例(p/u)≤10.8%。且由圖10的?曲線可知r=3.0與r=4.0的?曲線非常接近。這些現(xiàn)象表明：嵌巖短樁存在著深度效應(yīng)，當(dāng)短樁的嵌巖深度達(dá)到一定數(shù)值后，繼續(xù)增加嵌入深度，除了會(huì)增加施工難度外，承載力的提高并不明顯。對(duì)于1.0≤r≤2.0的情形，樁端阻力所占荷載比例(p/u)隨著樁頂荷載的增加而提高。這說明嵌巖短樁的側(cè)摩阻力先于樁端阻力發(fā)揮，隨著樁頂荷載的不斷增加，樁側(cè)巖層承受的應(yīng)力逐步增大，樁與周圍巖體之間的相對(duì)位移相應(yīng)增加，使得樁底基巖產(chǎn)生的反力迅速增大。當(dāng)嵌巖深度較大時(shí)，由于樁側(cè)阻力所占比例較大，樁端阻力所占荷載比例(p/u)變化則不顯著。這與陳斌等[23?25]關(guān)于嵌巖樁的研究結(jié)果相似。

hr：(a) 1.0d；(b) 1.5d；(c) 2.0d；(d) 3.0d；(e) 4.0d

hr：1—1.0d；2—1.5d；3—2.0d；4—3.0d；5—4.0d。

hr：1—1.0d；2—1.5d；3—2.0d；4—3.0d；5—4.0d。

4.5 基巖強(qiáng)度的影響

為了研究樁側(cè)摩阻力和樁端阻力隨基巖強(qiáng)度的變化如何分配以及樁頂沉降隨基巖強(qiáng)度的變化規(guī)律，本文選取基巖的彈性模量r分別為500，800，1 000， 4 000 MPa，泊松比均取0.25進(jìn)行對(duì)比分析，而樁身混凝土彈性模量p=3.0×104MPa，泊松比=0.2，樁徑=1.0 m，嵌巖深度r=1.0 m，荷載同樣按0.5 MN→1.0 MN→1.5 MN→…→4.5 MN施加。圖12所示為不同基巖彈性模量與樁頂沉降量的關(guān)系曲線，不同基巖彈性模量的荷載分配結(jié)果如表9所示。

圖12 樁巖剛度比與樁頂沉降量的關(guān)系

表9 不同基巖強(qiáng)度的荷載分配

對(duì)于端承型或摩擦端承型的嵌巖短樁，為了充分發(fā)揮樁端基巖的承載力，可適當(dāng)提高樁身混凝土強(qiáng)度等級(jí)及配筋率(提高p/r)；此外，大量的實(shí)測資料表明，有時(shí)樁基礎(chǔ)的破壞并非樁體自身發(fā)生破壞，而是基巖發(fā)生破壞[21]。因此，基于樁基礎(chǔ)的破壞模式，樁身材料強(qiáng)度的確定應(yīng)與基巖的強(qiáng)度相匹配，以盡可能發(fā)揮基巖的承載潛力。

5 結(jié)論

1) 對(duì)于樁端嵌入強(qiáng)風(fēng)化花崗巖的短樁(本試驗(yàn)樁嵌巖深度約為1倍樁徑，長徑比為2.4~12.7)，不論是PHC管樁還是人工挖孔灌注樁，二者的極限承載力較高，沉降較小，均能滿足設(shè)計(jì)要求并有足夠的安全 儲(chǔ)備。

2) 在本次試驗(yàn)條件下，強(qiáng)風(fēng)化巖地基中相同直徑嵌巖短樁(2＜/＜)，單樁極限承載力隨著樁長的增加變化并不顯著，設(shè)計(jì)時(shí)宜按端承樁考慮。

3) 隨著/的增大，pk/uk逐漸減小，/越大，端阻發(fā)揮的作用越小。對(duì)于相同直徑、相同施工工藝的嵌巖短樁，當(dāng)2＜/＜8時(shí)，pk/uk為77.5%~88.0%，樁的長徑比越小，樁越短，樁端阻力分擔(dān)的荷載越多。

4) 嵌巖段樁側(cè)摩阻力峰值隨長徑比的增大逐漸減小，樁頂沉降隨長徑比增加而增大；在不同的嵌巖深度下，樁身軸力衰減的規(guī)律基本相同，隨嵌巖深度的增加，樁頂沉降逐漸減小，端阻力在承載力中所占比例逐漸減??；樁頂沉降隨p/r的增加而逐漸增大，而端阻分擔(dān)的荷載比p/u隨p/r的減小逐漸增大。

5) 在本試驗(yàn)條件下，強(qiáng)風(fēng)化花崗巖地基中，建議人工挖孔嵌巖樁的最短樁長取2.5 m，嵌巖深度選取1.0~2.0(為樁徑)。

[1] 張健, 張明義. 風(fēng)化巖地基上人工挖孔灌注短樁的試驗(yàn)研究[J]. 工程建設(shè), 2008, 40(5): 10?16. ZHANG Jian, ZHANG Mingyi. Experimental investigation on short manual digging pile in weathered rock foundation[J]. Engineering Construction, 2008, 40(5): 10?16.

[2] 王靜靜. 青島風(fēng)化巖地基上樁基礎(chǔ)工程性狀研究[D]. 青島: 青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院, 2008: 1?9. WANG Jingjing. Study on the piles characters of weathered rock foundation in Qingdao[D]. Qingdao: Qingdao University of Technology. College of Civil Engineering, 2008: 1?9.

[3] SERRANO A, OLALLA C. Ultimate bearing capacity at the tip of a pile in rock (part 1): theory[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2002, 39(7): 833?846.

[4] SERRANO A, OLALLA C. Ultimate bearing capacity at the tip of a pile in rock (part 2): application[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2002, 39(7): 847?866.

[5] 張明義, 申利劍. 風(fēng)化巖持力層地基上的樁基礎(chǔ)研究[J]. 工程勘察, 2002, 30(1): 5?7. ZHANG Mingyi, SHEN Lijian. Study on pile foundation in weathered rock bearing stratum[J]. Geotechnical Investigation & Surveying, 2002, 30(1): 5?7.

[6] 高廣運(yùn), 蔣建平, 顧寶和. 砂卵石層上大直徑擴(kuò)底短墩豎向承載性狀[J]. 巖土力學(xué), 2004, 25(3): 359－362. GAO Guangyun, JIANG Jianping, GU Baohe. Vertical bearing behavior of large diameter short-belled pier in sand-cobble layer[J]. Rock and Soil Mechanics, 2004, 25(3): 359?362.

[7] PELLS P J N, ROWE R K, TURNER R M. An experimental investigation into side shear for socketed piles in sandstone[C]//Proceedings of the International Conference on Structural Foundations on Rock. Sydney, 1980: 291?302.

[8] ROWE R K, ARMITAGE H H. Theoretical solutions for axial deformation of drilled shafts in rock[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1987, 24(1): 114?125.

[9] LEONG E C, RANDOLPH M F. Finite element modeling of rock: socketed piles[J]. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 1994, 18(1): 25?47.

[10] HASSAN K M, O'NEILL M W. Side load-transfer mechanisms in drilled shafts in soft argillaceous rock[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 1997, 123(2): 145?152.

[11] 李鏡培, 王勇剛. 嵌巖樁樁端承載力探討[J]. 力學(xué)季刊, 2006, 27(1): 118?123. LI Jingpei, WANG Yonggang. Study of tip resistance on rock socketed pile[J]. Chinese Quarterly of Mechanics, 2006, 27(1): 118?123.

[12] 邢皓楓, 孟明輝, 何文勇, 等. 基于結(jié)構(gòu)面力學(xué)特性的嵌巖樁側(cè)摩阻力分布分析[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2012, 34(12): 2220?2227. XING Haofeng, MENG Minghui, HE Wenyong, et al. Distribution of shaft resistance of rock-socketed piles based on mechanical properties of pile-rock interface[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 34(12): 2220?2227.

[13] 趙明華, 夏潤炎, 尹平保, 等. 考慮軟巖剪脹效應(yīng)的嵌巖樁荷載傳遞機(jī)理分析[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2014, 36(6): 1005?1011. ZHAO Minghua, XIA Runyan, YIN Pingbao, et al. Load transfer mechanism of socketed piles considering shear dilation effects of soft rock[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(6): 1005?1011.

[14] JGJ94—2008, 建筑樁基技術(shù)規(guī)范[S]. JGJ 94—2008, Technical code for building pile foundations[S].

[15] 閆楠, 白曉宇, 水偉厚, 等. 大直徑超長沖孔灌注樁豎向抗壓承載特性原位測試研究[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2015, 46(7): 2571?2580. YAN Nan, BAI Xiaoyu, SHUI Weihou, et al. In-situ test study on vertical compressive bearing capacity characteristic of large diameter super-long impact-cone concrete pile[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2015, 46(7): 2571?2580.

[16] 鄧志勇, 陸陪毅. 幾種單樁豎向極限承載力預(yù)測模型的對(duì)比分析[J]. 巖土力學(xué), 2002, 23(4): 428?431. DENG Zhiyong, LU Peiyi. Comparison and analysis of several predicting models of ultimate bearing capacity of single pile[J]. Rock and Soil Mechanics, 2002, 23(4): 428?431.

[17] 俞宗衛(wèi), 許魁, 李禎. 幾種單樁極限承載力預(yù)測模型的驗(yàn)證分析[J]. 工業(yè)建筑, 2007, 38(8): 64?67. YU Zongwei, XU Kui, LI Zhen. Validating analysis of several kinds of prediction models of single-pile ultimate bearing capacity[J]. Industrial Construction, 2007, 38(8): 64?67.

[18] 俞峰, 張忠苗. 混凝土開口管樁豎向承載力的經(jīng)驗(yàn)參數(shù)法設(shè)計(jì)模型[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2011, 44(7): 100?110. YU Feng, ZHANG Zhongmiao. A design framework for evaluating the vertical bearing capacity of open-ended concrete pipe pile from empirical correlations[J]. China Civil Engineering Journal, 2011, 44(7): 100?110.

[19] 白曉宇, 張明義, 寇海磊, 等. 基于BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的靜壓樁承載力時(shí)間效應(yīng)預(yù)測[J]. 工程勘察, 2014, 42(4): 7?11. BAI Xiaoyu, ZHANG Mingyi, KOU Hailei, et al. Prediction of time effect of static pile bearing capacity by BP neural network[J]. Geotechnical Investigation & Surveying, 2014, 42(4): 7?11.

[20] 劉利民, 舒翔, 熊巨華. 樁基工程的理論進(jìn)展與工程實(shí)踐[M]. 北京: 中國建材工業(yè)出版社, 2002: 214?223. LIU Limin, SHU Xiang, XIONG Juhua. Theory advances and engineering practice of pile foundations[M]. Beijing: China Architectural Material Press, 2002: 214?223.

[21] 張建新, 吳東云, 杜海金. 嵌巖樁承載性狀和破壞模式的試驗(yàn)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2004, 23(2): 320?323. ZHANG Jianxin, WU Dongyun, DU Haijin. Testing study on bearing behaviors and failure mode of rock-socketed pile[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(2): 320?323.

[22] 蘭堅(jiān)強(qiáng). 嵌巖樁的承載特性與計(jì)算模式的認(rèn)識(shí)[J]. 工程勘察, 2010, 38(12): 22?26. LAN Jianqiang. Understanding on the characteristics of bearing capacity and the calculating mode of rock-socketed piles[J]. Geotechnical Investigation & Surveying, 2010, 38(12): 22?26.

[23] 陳斌, 卓家壽, 吳天壽. 嵌巖樁承載性狀的有限元析[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2002, 24(1): 51?55. CHEN Bin, ZHUO Jiashou, WU Tianshou. Finite element analysis of bearing behavior of rock-socketed pile[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2002, 24(1): 51?55.

[24] 黃生根, 張曉煒, 劉煒嶓. 大直徑嵌巖樁承載性能的有限元模擬分析[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2011, 33(增刊2): 412?416. HUANG Shenggen, ZHANG Xiaowei, LIU Weibo. FEM analysis of bearing behavior of large-diameter socketed piles[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(S2): 412?416.

[25] 王勇剛. 嵌巖樁承載性狀有限元分析[J]. 長江科學(xué)院院報(bào), 2010, 27(4): 44?48. WANG Yonggang. Study of tip resistance of rock-embedded pile[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute, 2010, 27(4): 44?48.

(編輯 陳愛華)

In-situ test and FEM analysis on bearing characters of rock-socketed short pile for highly weathered granite

BAI Xiaoyu1, 2, ZHANG Mingyi1, 2, ZHU Lei1, WANG Yonghong1, WANG Jingjing3

(1. College of Civil Engineering, Qingdao University of Technology, Qingdao 266033, China;2. Collaborative Innovation Center of Engineering Construction and Safety in Shandong Blue Economic Zone,Qingdao University of Technology, Qingdao 266033, China;3. China Construction Eighth Engineering Division Co., Ltd., Qingdao Branch Company, Qingdao 266000, China)

The bearing behavior and load transfer mechanism of the rock-socketed short pile were studied by the experimental and FEM analysis of two case history of 11 single short piles in weathered rock foundation of Qingdao. The influences of aspect ratio (/), rock-socketed length (r) and bedrock strength (p/r) on bearing behaviors of rock-socketed short were discussed by FEM analysis of bearing characters of large-diameter rock-socketed short piles. The results show that the ultimate bearing capacity of rock-socketed short is higher, and settlement is smaller, which can be satisfied with engineering demands and has high security reserves. Moreover, the change of ultimate bearing capacity of single pile is not obvious with the increase of pile lengths, which proves that the 11 piles are of strong end bearing properties. The pile side friction peak decreases with the increase of/; the pile top settlement increases with the increase of/. Under different rock-socketed lengths, the attenuation law of axial force is consistent; the pile top settlement decreases with the increase ofr, and the ratio of base resistances to the bearing capacities (p/u) decreases with the increase ofr. The pile top settlement increases with the increase ofp/r,p/uincreases with the increase ofp/r. The research results can provide references for rock-socketed short pile design in similar geological conditions.

highly weathered granite; rock-socketed short pile; ultimate bearing capacity; bearing behavior; in-situ test; FEM

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.02.032

TU 473.1

A

1672?7207(2017)02?0512?13

2016?03?22；

2016?06?03

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51078196，41502304)；教育部高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目(20133721120004)(Projects(51078196, 41502304) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(20133721110004) supported by Research Fund for the Doctoral Program of Higher Education of China)

張明義，博士，教授，博士生導(dǎo)師，從事土力學(xué)及地基基礎(chǔ)研究；E-mail：zmy58@163.com