大直徑嵌巖樁承載機(jī)理研究

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(1.浙江工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，浙江 杭州 310014；2.浙江中林勘探研究股份有限公司 研發(fā)中心，浙江 嵊州 312400)

大直徑嵌巖樁承載機(jī)理研究

許四法1,胡奇超1,錢志宇2,章柱勇2,王哲1

(1.浙江工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，浙江 杭州 310014；2.浙江中林勘探研究股份有限公司 研發(fā)中心，浙江 嵊州 312400)

大直徑嵌巖樁廣泛應(yīng)用于低山丘陵地區(qū)，因樁身變形沉降小，樁側(cè)阻力很難發(fā)揮.通過現(xiàn)場靜載試驗(yàn)和數(shù)值模擬，對樁身側(cè)阻力進(jìn)行了研究.結(jié)果表明：土層側(cè)阻力占總承載力的18%～24%，不考慮樁側(cè)阻力會導(dǎo)致承載力的浪費(fèi)；樁土相對位移較小，土層側(cè)摩阻沒有達(dá)到極限側(cè)摩阻力，采用樁基規(guī)范計(jì)算土層側(cè)摩阻力，會比實(shí)際土層側(cè)摩阻力值偏大，影響嵌巖樁設(shè)計(jì)的安全性；建議該地區(qū)使用規(guī)范計(jì)算大直徑嵌巖樁土層側(cè)摩阻力時(shí)，乘以折減系數(shù)0.5.

嵌巖樁；靜載試驗(yàn)；側(cè)摩阻力；有限元

近年來，國內(nèi)高層建筑發(fā)展迅速，對于樁基承受荷載、變形的要求越來越高.大直徑嵌巖樁因其持力層為中風(fēng)化巖層，承載力高，沉降小[1-2]，具有廣泛的應(yīng)用.

樁側(cè)阻力的發(fā)揮需要樁-土(巖)之間產(chǎn)生相對位移，對于土層側(cè)阻力發(fā)揮所需要的樁土之間的相對位移，何劍[3]通過原位試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)樁土相對位移達(dá)到10 mm時(shí)，樁側(cè)摩阻力充分發(fā)揮達(dá)到極限，而且該值與土類、樁尺寸及施工方法無關(guān)，同時(shí)該理論認(rèn)為樁端阻力要充分發(fā)揮所需的樁端相對位移約為樁徑的8%～25%.趙春風(fēng)[4]則認(rèn)為相對位移量達(dá)到18～23 mm時(shí)，樁側(cè)摩阻力才能充分發(fā)揮.由于大直徑嵌巖樁樁身沉降量小，樁側(cè)阻力發(fā)揮不充分，因此在嵌巖樁承載力設(shè)計(jì)時(shí)往往忽略土層側(cè)阻力的作用，只考慮樁端阻力來平衡荷載.加上大直徑嵌巖樁承載力達(dá)到極限狀態(tài)的情況很少[5-6]，規(guī)范法計(jì)算嵌巖樁承載力時(shí)摩阻力取值困難，導(dǎo)致低山丘陵地區(qū)嵌巖樁承載力的估算值與實(shí)際承載力之間差距較大，有時(shí)甚至相差2～3倍，因此有必要對嵌巖樁樁側(cè)阻力和樁端阻力的發(fā)揮情況進(jìn)行研究.筆者基于嵌巖樁現(xiàn)場靜載試驗(yàn)，分析嵌巖樁的承載變形特性，并結(jié)合Midas進(jìn)行數(shù)值模擬，為淺巖地區(qū)嵌巖樁的實(shí)踐和理論研究提供參考.

1 工程概況

依托工程地處嵊州市東部丘陵地區(qū)，場地地貌為堆積地貌河漫灘，場地西北側(cè)砂卵石被開挖后用填土堆積而形成，地勢較為平坦，場地自然標(biāo)高17.32～20.01 m，相對高差2.69 m.

工程所在區(qū)域?yàn)槟噘|(zhì)粉砂巖.中分化粉砂巖層面高程為10.15～7.11 m，風(fēng)化裂隙較少發(fā)育，巖芯較完整，呈短柱狀及柱狀，巖芯采取率75%～90%，巖石天然濕度單軸抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值frk為5.92 MPa，屬極軟巖.

本場地土層及巖層相關(guān)參數(shù)如表1所示，qsik，qpk分別為勘探報(bào)告提供的地層極限側(cè)摩阻力特征值、極限端阻力特征值.

表1 建筑場地土層及參數(shù)Table 1 Soil layers and parameters at construction site

2 現(xiàn)場試驗(yàn)方案

選取3根大直徑嵌巖樁進(jìn)行單樁靜載試驗(yàn)，試樁概況如圖1所示.試樁采用樁徑為800 mm的嵌巖旋挖樁，1#，2#，3#試樁樁長分別為8.45，8.7，9 m；持力層均為中風(fēng)化粉砂巖，從中風(fēng)化巖層頂面算起，3根樁的嵌巖深度均為3 m.混凝土強(qiáng)度等級為C40，樁底采用人工清除沉渣.

圖1 土層及1#試樁剖面圖Fig.1 Profile layers and test pile 1#

樁鋼筋籠上，沿樁身截面每隔1 m布置鋼筋計(jì)，以便獲得軸力隨樁身的變化情況，每個截面有2個鋼筋計(jì)對稱焊接，用以消除偏心加載對軸力的影響[7]，具體鋼筋計(jì)的布置如圖2所示.靜載試驗(yàn)采用堆載法，分12級加載，每級加載400 kN，最大加載值4 800 kN.

圖2 軸力傳感器布置圖Fig.2 Arrangement of axial force sensor

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

圖3為各級加載作用下樁頂處的荷載—位移曲線(Q—s曲線).從圖3可以看出：3根樁的Q—s曲線平滑，無明顯轉(zhuǎn)折點(diǎn)，均為緩變型[8].在最大加載值4 800 kN時(shí)，3根樁樁頂處沉降為8.95～9.45 mm，沉降均小于40 mm，表明嵌巖樁樁端處巖層承載特性好，樁身變形較小，整體荷載—變形特性滿足工程設(shè)計(jì)要求.

圖3 Q—s曲線Fig.3 Curves of load-settlement

樁身軸力沿深度變化情況，如圖4所示.從圖4可以看出：1#樁身軸力隨著埋深增加而減小，且減小幅度受樁周地層性狀的影響，于樁端處達(dá)到最小值.2#，3#樁上覆土層軸力出現(xiàn)先增加后減小的現(xiàn)象，分析原因?yàn)樵囼?yàn)場地地勢較低，樁身施工完成后，樁周土被挖去填做路基，靜載試驗(yàn)時(shí)又進(jìn)行回填，所以上覆土層處于欠固結(jié)狀態(tài).樁頂加載時(shí)，上覆回填土因固結(jié)、擾動，自身沉降大于樁身壓縮變形，產(chǎn)生負(fù)摩阻，所以出現(xiàn)一定量的軸力增加現(xiàn)象.1#，2#，3#樁最大側(cè)摩阻都出現(xiàn)在嵌巖段，且端阻比在30%～48%，說明隨著荷載的增加，嵌巖段側(cè)摩阻力占樁側(cè)總側(cè)摩阻力的比重會加大，上覆土層側(cè)摩阻力值增加幅度會減小，嵌巖段側(cè)摩阻力的發(fā)揮有很大效應(yīng).

圖4 軸力分布曲線Fig.4 Distribution curves of axial force

4 有限元數(shù)值分析

4.1 模型建立

有限元模型長寬各取12 m(15D)，減少邊界條件的約束對單樁承載力的影響.樁長9 m與原位試驗(yàn)樁長尺寸一致，樁長范圍內(nèi)的巖土層按實(shí)際原位試驗(yàn)工程樁所處地質(zhì)條件設(shè)置，樁底下部巖層厚度取一倍樁長，即9 m厚，減小計(jì)算區(qū)域?qū)螛冻休d力的影響[9].嵌巖樁樁身混凝土采用線彈性模型，土(巖)層采用Mohr-Coulomb模型[10]，樁土之間設(shè)置樁單元模擬接觸[11-12]，有限元模型參數(shù)詳見表2，3；模型各個土(巖)層側(cè)立面X，Y方向進(jìn)行約束，模型底部設(shè)置固定約束[13]；采用整體劃分單元，樁身單元尺寸為0.2 m，土(巖)體單元尺寸為0.7 m，樁端底部以下巖層單元加疏，尺寸為1 m，單元以六面體單元為主，局部采用四面體單元.建立三維空間模型進(jìn)行大直徑嵌巖樁單樁豎向承載力計(jì)算，如圖5所示.

表2 有限元模擬參數(shù)Table 2 Parameters of finite element method

表3 樁單元和樁端單元模擬參數(shù)Table 3 Pile element and pile end element simulation parameters

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element method

4.2 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較

模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測數(shù)據(jù)對比，如圖6所示.

從圖6可以看出：有限元模擬的Q—s曲線與實(shí)測曲線變化趨勢相同，模擬最大沉降量為9.51 mm，實(shí)測值為8.95～9.45 mm，兩者大小接近.數(shù)值分析軸力變化曲線與實(shí)測曲線基本重合，誤差在11%以內(nèi)，出現(xiàn)該誤差的主要原因?yàn)?～4.5 m段粉砂層含有一定量的圓礫，且該層位于強(qiáng)風(fēng)化巖層過渡段，本構(gòu)參數(shù)取值難，大都依靠經(jīng)驗(yàn)取值，所以與實(shí)際情況存在一定誤差.

圖6 有限元模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比Fig.6 Comparison between FEM and measured values

5 規(guī)范承載力計(jì)算參數(shù)

5.1 土層側(cè)阻力

按《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》反算出來的軸力，嵌巖段總反力占總極限承載力的76.86%，土層側(cè)摩阻力占極限承載力的23.14%.有限元模擬得到荷載5 601.4 kN作用下的樁身軸力，端阻比為52.97%，嵌巖段側(cè)摩阻力占極限承載力的31.86%，土層側(cè)摩阻力占極限承載力的15.17%，如表4所示.

表4 承載力數(shù)值模擬Table 4 Comparison between FEM and standard values of bearing capacity

通過圖7樁側(cè)阻對比可以發(fā)現(xiàn)：《樁規(guī)》計(jì)算得出的嵌巖樁極限承載力在上部土層側(cè)摩阻力的計(jì)算與有限元模擬嵌巖樁土層反力相差較大.主要原因是《樁規(guī)》對于緩變型Q—s曲線通常取樁頂沉降40 mm作為嵌巖樁極限承載狀態(tài)，但是對于巖層埋深較淺的低山丘陵地區(qū)，樁頂變形很難達(dá)到40 mm.

規(guī)范、實(shí)測和數(shù)值模擬有關(guān)樁側(cè)摩阻力值，如表5所示.規(guī)范粉質(zhì)黏土、粉砂和強(qiáng)風(fēng)化粉砂巖的qsik取值比實(shí)測值偏大，尤其是粉質(zhì)黏土和粉砂qsik值相差達(dá)到了54.18%，56.33%；模擬qsik值與實(shí)測值比較接近，兩者相差在17%以內(nèi).出現(xiàn)規(guī)范qsik取值偏大的原因是由于低山丘陵地區(qū)巖層埋深淺，樁頂沉降小，導(dǎo)致樁土相對位移沒有達(dá)到土層發(fā)揮極限側(cè)摩阻qsik的最小位移，因此土層實(shí)際側(cè)阻力值會比《樁規(guī)》計(jì)算的偏小，如按規(guī)范取值將會導(dǎo)致安全性下降.綜上所述，規(guī)范土層qsik值與實(shí)測、模擬值均相差50%以上，考慮土層實(shí)際側(cè)摩阻力的發(fā)揮狀況和承載力安全性，因此建議低山丘陵地區(qū)在使用《樁規(guī)》計(jì)算大直徑嵌巖樁極限承載力時(shí)，土層(不包括強(qiáng)風(fēng)化和全風(fēng)化巖層)極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值qsik乘以0.5的折減系數(shù).

圖7 樁側(cè)阻對比Fig.7 Comparison of pile side resistance

表5 土層側(cè)摩阻力Table 5 Friction resistance of soil

注：1) 規(guī)范qsik取自《樁規(guī)》經(jīng)驗(yàn)參數(shù)法表5.3.5-1對應(yīng)土層的最小值.

5.2 嵌巖段側(cè)阻和端阻綜合系數(shù)ζr

按《樁規(guī)》給出樁嵌巖段側(cè)阻和端阻綜合系數(shù)ζr為1.45.有限元模擬得出的嵌巖段側(cè)阻和端阻綜合系數(shù)ζr為1.60.模擬嵌巖段側(cè)阻和端阻綜合系數(shù)ζr大于《樁規(guī)》ζr參考值，兩者相差10.3%，主要原因：1) 《樁規(guī)》綜合系數(shù)ζr的取值不區(qū)分軟巖和極軟巖，取值范圍具有一定局限性；2) 極軟巖抗壓強(qiáng)度較低，變形更大，因此比軟巖更能調(diào)動樁嵌巖段側(cè)阻力的發(fā)揮[14-15]，結(jié)合兩者差值，建議該地區(qū)采用《樁規(guī)》綜合系數(shù)ζr時(shí)，適當(dāng)放大10%.

6 結(jié) 論

低山丘陵地區(qū)開展3組大直徑嵌巖樁試驗(yàn)，樁徑800 mm，樁長8.45～9 m，嵌巖段3 m.采用有限元數(shù)值模擬試樁，并與實(shí)測結(jié)果進(jìn)行對比驗(yàn)證.并對《樁規(guī)》嵌巖樁極限承載力計(jì)算方法進(jìn)行數(shù)值分析，得到：3根試樁的Q—s曲線均為緩變型，極限承載力不小于4 800 kN，對應(yīng)的試樁樁端沉降為8.95～9.45 mm，表現(xiàn)出良好的承載性能與變形控制能力，滿足工程設(shè)計(jì)的要求；《樁規(guī)》對于計(jì)算嵌巖樁土層極限側(cè)摩阻力值偏大，設(shè)計(jì)安全性小.建議低山丘陵地區(qū)在使用《樁規(guī)》計(jì)算大直徑嵌巖樁極限承載力時(shí)，土層(不包括強(qiáng)風(fēng)化和全風(fēng)化巖層)極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值qsik乘以0.5的折減系數(shù)；對于樁端巖層為極軟巖，采用《樁規(guī)》嵌巖段側(cè)阻和端阻綜合系數(shù)ζr參考值時(shí)，因適當(dāng)放大10%的嵌巖段綜合系數(shù)ζr.

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(責(zé)任編輯：陳石平)

Studyonthebearingmechanismoflarge-diameterrock-socketedpiles

XU Sifa1, HU Qichao1, QIAN Zhiyu2, ZHANG Zhuyong2, WANG Zhe1

(1.College of Civil Engineering and Architecture, Zhejiang University of Technology, Hangzhou 310014, China;2.Research Center, Zhejiang Middle Forest Survey Research Limited Company, Shengzhou 312400, China)

Large-diameter rock-socketed piles are widely used in hilly areas, but shaft friction is difficult to play for a small settlement of these piles. By field loading tests and finite element methods, shaft friction is discussed in this paper. The results show that the resistance of the soil layer is 18%-24% of the total bearing capacity and therefore it is necessary to calculate shaft friction. Since the relative displacement between the pile and soil is small, the shaft friction of soil does not reach the limit resistance. With the current technical code for pile foundations, it is found that the calculated shaft friction of soil is larger than the real one, leading to the insecure design of rock-socketed piles. It is suggested that the shaft friction of soil should be reduced by a factor of 0.5 when the specification is used to calculate the bearing capacity of large-diameter rock-socketed piles.

rock-socketed pile; field test; shaft friction; finite element method

2017-02-14

許四法(1967—)，男，浙江平湖人，教授，研究方向?yàn)橥恋幕咎匦?、地基基礎(chǔ)以及垃圾填埋場的防治特性等相關(guān)領(lǐng)域，E-mail:786393304@qq.com.

TU473.1

A

1006-4303(2017)06-0694-05