土中中風(fēng)化嵌巖抗拔樁承載機(jī)理研究

，，，，，

(1.貴州大學(xué) 土木工程學(xué)院，貴陽(yáng) 550025; 2 東南大學(xué) 交通學(xué)院，南京 210096； 3.貴州師范大學(xué) 材料與建筑工程學(xué)院， 貴陽(yáng) 550025)

1 研究背景

抗拔樁廣泛應(yīng)用于大型地下室抗浮、高聳建(構(gòu))筑物抗拔、海上碼頭平臺(tái)抗拔、懸索橋和斜拉橋的錨樁基礎(chǔ)、大型船塢底板的樁基礎(chǔ)和靜荷載試樁中的錨樁基礎(chǔ)等。在地下水位較高的地區(qū)，當(dāng)上部結(jié)構(gòu)荷重不能平衡地下水浮力的時(shí)候，結(jié)構(gòu)的整體或局部就會(huì)受到向上浮力的作用，如：地下水池、建筑物的地下室結(jié)構(gòu)、污水處理廠的生化池等必須設(shè)置抗拔樁。嵌巖抗拔樁作為鉆孔灌注樁的一種重要類型，單樁承載力高、沉降量小的特點(diǎn)較為顯著[1]，適合應(yīng)用于較大范圍的中風(fēng)化、較破碎的巖層(如：貴州地區(qū))，在工程中得到廣泛的應(yīng)用，盡管如此，但嵌巖抗拔樁工程中的理論研究滯后于工程應(yīng)用研究，尤其貴州中風(fēng)化巖層中抗拔樁承載特性的研究很缺乏。但是，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)抗拔樁承載力特性也做了相關(guān)方面的研究。

國(guó)內(nèi)學(xué)者，何思明[2]在前人研究基礎(chǔ)上，假設(shè)樁端破壞面在樁端處并與其相切，破壞面與水平面的夾角為45°-φ/2(φ為土的內(nèi)摩擦角)，構(gòu)造出樁土破壞面方程dz/dx=tan(45°-φ/2)N(N為破裂面參數(shù))，根據(jù)極限平衡原理，建立平衡方程，利用極值定理求出土體抗拔樁極限承載力；唐孟雄等[3]利用冪函數(shù)形式的滑移面假定，采用極限平衡法，推導(dǎo)出一種計(jì)算基巖內(nèi)抗拔樁極限承載力的方法；王光滿等[4]結(jié)合工程實(shí)例，對(duì)在復(fù)雜巖溶地質(zhì)條件下嵌巖抗拔樁的設(shè)計(jì)進(jìn)行了研究；王耀輝等[1]對(duì)模型嵌巖樁試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值對(duì)比分析。

國(guó)外學(xué)者提出很多計(jì)算抗拔樁極限承載力的模型，如：假設(shè)破壞面為圓柱面的標(biāo)準(zhǔn)模型[5]、Meyerhof理論模型[6]、Das理論模型[7]、倒圓錐臺(tái)模型[8]、Chattopadhyay理論模型[9]、Shanker理論模型[10]以及Kotter方程求解模型[11]等。然而，這些模型只適合計(jì)算土質(zhì)地基中的抗拔樁極限承載力，并不適用于樁、土(巖)組合地基的嵌巖抗拔樁極限承載力計(jì)算。

從已有的現(xiàn)狀來(lái)看，目前對(duì)嵌巖抗拔樁承載特性的理論和試驗(yàn)方面研究較少，抗拔樁極限承載力計(jì)算理論主要聚焦于土質(zhì)地基中，理論研究滯后于工程應(yīng)用，且抗拔方面的原位試驗(yàn)較少，尤其土中中風(fēng)化嵌巖抗拔樁承載機(jī)理研究尚未有報(bào)道。鑒于此，結(jié)合實(shí)際工程現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)中風(fēng)化地區(qū)數(shù)值模型進(jìn)行合理的選取，建立合理的模型并運(yùn)用FLAC3D對(duì)嵌巖抗拔樁進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)其承載特性進(jìn)行分析，研究成果可為相關(guān)類似工程提供一定指導(dǎo)。

2 抗拔樁原位試驗(yàn)

2.1 工程概況

某工程地基為巖溶地基，基礎(chǔ)等級(jí)為二級(jí)，場(chǎng)區(qū)為負(fù)地形，場(chǎng)區(qū)地下水靜水位高程為1 257.0 m；場(chǎng)區(qū)地勢(shì)低洼，地表水易于匯集，匯水面積大，根據(jù)場(chǎng)地水文地質(zhì)情況調(diào)查及貴州雨季經(jīng)常出現(xiàn)極端天氣分析，該工程需考慮地下水位對(duì)建筑物的影響以及工程重要性等級(jí)，并該工程區(qū)的地基進(jìn)行抗浮設(shè)計(jì)。由工程的巖土工程勘察報(bào)告，工程區(qū)地層及巖性分布情況見(jiàn)表1。擬建工程采用旋挖灌注樁作為抗浮樁，工程試驗(yàn)樁的設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表2，擬采用基礎(chǔ)形式塔樓為獨(dú)立基礎(chǔ)+筏板基礎(chǔ)或樁基礎(chǔ)，其單樁設(shè)計(jì)豎向抗拔極限承載力為1 200，2 700 kN。

表1 場(chǎng)地土層概況Table 1 Soil profile on site

表2 試驗(yàn)樁基本參數(shù)Table 2 Basic parameters of test piles

為檢測(cè)抗拔樁是否滿足設(shè)計(jì)要求，采用自平衡試驗(yàn)方法對(duì)表2中3根基樁進(jìn)行抗拔試驗(yàn)，以確定抗拔樁的承載力特征值是否滿足工程要求。

圖1 自平衡測(cè)試原理Fig.1 Schematic of self-balancing test

2.2 試驗(yàn)原理及方法

試驗(yàn)采用“基樁自平衡法”對(duì)指定檢測(cè)的抗拔樁進(jìn)行抗拔試驗(yàn)[12]。成樁前預(yù)先埋設(shè)荷載箱，并在荷載箱頂、底蓋上安裝上、下位移計(jì)，位移計(jì)位于位移桿內(nèi)部，其原理及構(gòu)造見(jiàn)圖1。荷載箱中的壓力可用壓力表測(cè)得，上下蓋板的位移可用位移傳感器測(cè)得。根據(jù)抗拔樁的上拔位移繪制的δ-U曲線(δ為上拔位移，U為抗拔樁豎向承載力)即可確定試驗(yàn)樁承載力特征值，具體試驗(yàn)過(guò)程方法參見(jiàn)規(guī)程[12]和《建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014)[13]。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

對(duì)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行整理可繪制出圖2所示的δ-U曲線，在加載過(guò)程中3根樁均未達(dá)到極限狀態(tài)且δ-U曲線均屬于“陡變型”。圖中O—A1、O—A2、O—A3為加載段；A1—C1、A2—C2、A3—C3為卸載段。

根據(jù)《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50007—2011)[14]附錄T單樁豎向抗拔荷載試驗(yàn)要點(diǎn)T.0.10第1條規(guī)定：對(duì)于陡變型曲線，取相應(yīng)于陡升段起點(diǎn)荷載值；同時(shí)，根據(jù)T.0.1第一條規(guī)定，將單樁豎向抗拔極限承載力除以2得到單樁豎向抗拔極限承載力特征值。由《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50007—2011)和圖2可得K37#、K23#、K149#的承載力特征值分別為2 715.8，5 596，5 594.5 kN，均滿足設(shè)計(jì)要求。

圖2 試驗(yàn)δ-U曲線Fig.2 Curves of δ-U(load-settlement) obtained from test

3 數(shù)值模型確定嵌巖抗拔樁極限承載力

為進(jìn)一步研究嵌巖抗拔樁樁側(cè)阻力、樁身軸力、各樁的極限承載力及不同嵌巖深度對(duì)抗拔極限承載力影響的承載特性，根據(jù)工程實(shí)測(cè)的巖土參數(shù)，結(jié)合中風(fēng)化巖層的實(shí)際情況，選取適合的參數(shù)，建立合理的FLAC3D數(shù)值模型，運(yùn)用所建模型分別對(duì)土體中的3根嵌巖抗拔樁K37#、K23#、K149#進(jìn)行數(shù)值模擬分析，確定其極限承載力。同時(shí)，以K23#樁的參數(shù)及地質(zhì)條件建模，分析了樁的埋深與樁身軸力、樁側(cè)阻力的影響，以及樁徑D、嵌巖深度h對(duì)極限承載力Pu的影響，具體過(guò)程如下。

3.1 模型建立及參數(shù)的確定

3.1.1 基本假定

利用彈塑性力學(xué)知識(shí)，假定地基為一個(gè)半無(wú)限體，忽略次要因素影響，可作以下基本假設(shè)[15]：

(1)樁、巖體為均質(zhì)、連續(xù)體，且各向同性。

(2)孔壁粗糙，樁巖接觸面為非理想界面咬合接觸。

(3)由于嵌巖樁嵌固段承載特征突出，視樁底為懸空。

(4)樁身為彈性體，巖體為理想彈塑體，巖體本構(gòu)模型符合摩爾-庫(kù)侖準(zhǔn)則。

(5)不考慮時(shí)間效應(yīng)，荷載為靜力荷載。

3.1.2 基本參數(shù)

該工程場(chǎng)地各土(巖)層參數(shù)見(jiàn)表3。其他各參數(shù)中巖石變形模量Es=342.30 MPa，彈性模量E=16.304 GPa，泊松比ν=0.21；土體彈性模量E=4 MPa,泊松比ν=0.18。

表3 場(chǎng)地土層參數(shù)Table 3 Soil parameters on site

根據(jù)式(1)、式(2)可得巖石體積模量K=9.37×109Pa， 剪切模量G=1.41×109Pa，但由于試驗(yàn)區(qū)的巖石為中風(fēng)化巖石，巖石較為破碎，故該2個(gè)指標(biāo)作為模型值過(guò)大，不能代表中風(fēng)化巖石的力學(xué)性質(zhì)，需對(duì)巖石的體積模量及剪切模量折減到1/10左右，故模型使用的巖石體積模量K=9.37×108Pa， 剪切模量G=1.41×108Pa；土體體積模量K=2.99×106Pa， 剪切模量G=1.653×106Pa。

(1)

(2)

式中：E為巖土的變形模量；ν為材料的泊松比。

根據(jù)孫書(shū)偉等[16]編著的《FLAC3D在巖土工程中的應(yīng)用》可知：①接觸面的內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c一般為接觸面周圍材料的0.6～0.7倍，本文取0.7倍；②接觸面的切向剛度Ks和法向剛度Kn取為接觸面相鄰區(qū)域材料的“最硬”處材料等效剛度的10倍，即

(3)

式中：K為巖土材料體積模量； ΔZmin為接觸面上連接區(qū)域上的最小尺寸。

但當(dāng)材料的黏聚力和內(nèi)摩擦角已知時(shí)，接觸面的法向剛度和切向剛度的值要通過(guò)試驗(yàn)數(shù)據(jù)反演，對(duì)3根樁進(jìn)行數(shù)值模擬可最終確定土體接觸面的切向剛度Ks和法向剛度Kn均為5.19×108Pa,巖石切向剛度Ks和法向剛度Kn均為2.621×1012Pa；土層的內(nèi)摩擦角φ=7°，黏聚力c=5 600 Pa；巖石的內(nèi)摩擦角φ=21.7°，黏聚力c=25 200 Pa。

3.1.3 數(shù)值模型

本文采用FLAC3D對(duì)嵌巖樁進(jìn)行模擬分析，根據(jù)地質(zhì)條件，利用樁體軸向受荷的對(duì)稱性，嵌巖樁模型采用 1/2 半無(wú)限體模型且模型按土(巖)體模型、樁體模型(樁長(zhǎng)與實(shí)際樁長(zhǎng)相同)與接觸面單元模型組合建立(見(jiàn)圖3)，其相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表3。

圖3 樁整體網(wǎng)格圖Fig.3 Global grids of pile

模型節(jié)點(diǎn)數(shù)為3 813，單元數(shù)為3 168。模型截面尺寸為16 m×8m；模型深度方向的尺寸為樁長(zhǎng)+3 m厚巖石長(zhǎng)度。約束情況：地面為自由面；樁周樁土(巖)為對(duì)稱約束；樁身底部為荷載施加位置。

3.2 數(shù)值模擬成果與分析

3.2.1 試驗(yàn)樁數(shù)值模擬及極限承載力的確定

運(yùn)用FLAC3D軟件數(shù)值模擬自平衡分級(jí)加載試驗(yàn)時(shí)，數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)步驟一致，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比情況見(jiàn)圖4，可以看出數(shù)值模擬數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)δ-U曲線變化趨勢(shì)一致且值的大小相近，說(shuō)明所建模型可模擬該工程現(xiàn)場(chǎng)情況。

圖4 模型樁δ-U曲線Fig.4 Curves of δ-U of model pile

根據(jù)《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50007—2011)，由數(shù)值模擬δ-U曲線可得到扣除抗拔樁自重后的極限承載力見(jiàn)表4。

表4 試驗(yàn)樁極限承載力Table 4 Ultimate bearing capacity of each test pile

圖5 完全嵌巖抗拔樁 δ-U曲線Fig.5 Curve of δ-U completely socketed uplift pile in rock

3.2.2 不同嵌巖深度下樁的抗拔特性研究

以K23#樁的巖土參

數(shù)為條件，分別對(duì)嵌巖深度h為0，2，3.3，4.5，6.54 m及樁徑D為1.0，1.2，1.4，1.6，1.8 m的抗拔樁進(jìn)行數(shù)值模擬分析，分析得到完全嵌巖抗拔樁的δ-U曲線見(jiàn)圖5，在不同嵌巖深度h及不同樁徑D下抗拔樁的極限承載力變化規(guī)律見(jiàn)圖6。

圖6 模型樁極限承載力分別與嵌巖深度和樁直徑的關(guān)系Fig.6 Relationship of ultimate bearing capacity againstsocketed depth and diameter of model pile

從圖6(a)可看出，隨著嵌巖深度的增加，抗拔樁的極限承載力顯著增強(qiáng)，在嵌巖深度2～3 m范圍內(nèi)其承載力增大幅度不大，但嵌巖深度3～6.54 m范圍，抗拔樁的極限承載力增大較快，這表明在設(shè)計(jì)嵌巖抗拔樁時(shí)，一般要求嵌巖深度>3 m為宜，且嵌巖深度越大越好，當(dāng)嵌巖深度h=0 m時(shí)，其極限承載力為82 kN，當(dāng)嵌巖深度為h=6.54 m時(shí)，極限承載力為17 700.4 kN，說(shuō)明嵌巖抗拔樁的極限承載力受嵌巖深度h的影響較大。

從圖6(b)可以看出，隨著樁徑的增加，抗拔樁的極限承載力先增大后減小。當(dāng)樁徑在1.0～1.2 m范圍內(nèi)時(shí)，極限承載力與樁徑正相關(guān)，但在1.2～1.8 m這個(gè)范圍內(nèi)時(shí)，極限承載力與樁徑負(fù)相關(guān)，說(shuō)明抗拔樁的極限承載力具有尺寸效應(yīng)。

3.2.3 嵌巖抗拔樁樁身軸力及樁側(cè)阻力的變化

根據(jù)數(shù)據(jù)模擬分析結(jié)果，可得到模型樁在不同級(jí)別荷載下的樁身軸力見(jiàn)圖7。

圖7 模型樁軸力分布曲線Fig.7 Curves of axial force distribution of model piles

從圖7可以看出，樁身軸力隨樁埋置深度的增大而變大。當(dāng)抗拔樁抗拔承載力增大時(shí)，樁身軸力隨之增大，且在一定范圍內(nèi)，存在以下規(guī)律，即樁身軸力在埋深0～3 m范圍內(nèi)變化較大，在3～6.54 m范圍內(nèi)變化較小，且不同嵌巖深度的變化規(guī)律存在顯著差異。

根據(jù)樁身軸力與極限側(cè)摩阻力的關(guān)系，樁側(cè)阻力可以按公式(4)計(jì)算[17]

qsik=(Qi-Qi+1)/ΔAs。

(4)

式中：Qi為第i截面軸力;Qi+1為第i+1 截面軸力;ΔAs為樁身第i段的側(cè)面積，ΔAs=πd·ΔLi,其中d為樁身直徑,ΔLi為樁身第i段的長(zhǎng)度。

根據(jù)式(4)可計(jì)算得到K23#樁在不同嵌巖情況和不同級(jí)別荷載下樁側(cè)阻力隨樁埋置深度分布曲線見(jiàn)圖8。

圖8 模型樁側(cè)阻力分布曲線Fig.8 Curves of side resistance distribution of model piles

由圖8可知，嵌巖樁樁側(cè)阻力的分布規(guī)律與文獻(xiàn)[1]相似。樁側(cè)阻力隨向上荷載的增加而增加。模型樁不完全嵌巖時(shí)，在加載過(guò)程中產(chǎn)生的側(cè)阻力主要分布在樁身上部區(qū)域，在荷載為9 758.8 kN時(shí)，側(cè)阻力最大值為1 698.57 Pa, 位置接近于模型上部樁長(zhǎng)1/3處，其下部產(chǎn)生的側(cè)阻力相對(duì)較??；模型樁完全嵌巖時(shí)，在加載過(guò)程中產(chǎn)生的側(cè)阻力主要分布在樁身中部區(qū)域，在荷載為17 700.4 kN時(shí)，側(cè)阻力最大值為2 685.98 Pa, 位置接近于模型上部樁長(zhǎng)1/2處。其下部產(chǎn)生的側(cè)阻力也相對(duì)較小。

值得注意的是，盡管模型樁在建立時(shí)，假定樁/巖(土)接觸面光滑，沒(méi)有明顯的溝槽或臺(tái)階，但是樁在不完全嵌巖或者完全嵌巖情況下，側(cè)阻力分布明顯不均勻，其上部、中部產(chǎn)生的側(cè)阻力遠(yuǎn)大于下部、樁身兩端的側(cè)阻力。即在嵌巖深度相同時(shí)，作用的荷載越大，其軸力越大，從而相應(yīng)的樁側(cè)阻力越大；隨著埋置深度的增加，樁側(cè)阻力先增大后減小，樁中間的樁側(cè)阻力最大，因此，樁中部的側(cè)阻力對(duì)極限抗拔承載力貢獻(xiàn)最大。

4 結(jié) 論

(1)本文對(duì)中風(fēng)化泥質(zhì)白云巖地質(zhì)條件下的嵌巖抗拔工程樁進(jìn)行了“自平衡”抗拔試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，可知該工程樁滿足設(shè)計(jì)要求。

(2)在中風(fēng)化泥質(zhì)白云巖的地質(zhì)條件下，嵌巖抗拔樁數(shù)值模型建立時(shí)，風(fēng)化巖石的參數(shù)剪切模量G、體積模量K一般取為試驗(yàn)換算值的1/10左右。

(3)嵌巖抗拔樁的極限承載力Pu與其嵌巖深度h及樁身直徑D關(guān)系密切。對(duì)6.54 m長(zhǎng)的嵌巖抗拔樁數(shù)值模擬表明：Pu隨h的增加而增大，Pu隨D的增大先增大后減小。在嵌巖深度2～3 m范圍內(nèi)其Pu增大幅度不大，但嵌巖深度3～6.45 m范圍，Pu增大較快，因此，在抗拔樁的設(shè)計(jì)時(shí)，其嵌巖深度h不宜太小，h>3 m為宜;在D<1.2 m范圍內(nèi)，樁徑的增加對(duì)Pu是有利的；在D>1.2 m的范圍內(nèi)，樁徑的增加對(duì)Pu是不利的；說(shuō)明抗拔樁極限承載力具有尺寸效應(yīng)。

(4)在樁長(zhǎng)范圍內(nèi)，樁身軸力隨嵌巖深度的增加而增大，且增加幅度受樁周巖土體的影響，在樁端底部達(dá)到最大值。

(5)樁側(cè)阻力不是均勻分布的。隨埋置深度的增加，樁側(cè)阻力先增大后減小，樁中部的樁側(cè)阻力最大，且樁中部的側(cè)阻力對(duì)極限抗拔承載力貢獻(xiàn)最大。