樁長(zhǎng)徑比對(duì)建筑單樁承載性能影響分析

蔡雪霽，顏玲月，黃凌君，沈永炎

（1.三明學(xué)院 建筑工程學(xué)院，福建 三明 365004；2.三明學(xué)院 后勤處，福建 三明 365004）

樁長(zhǎng)徑比對(duì)工程結(jié)構(gòu)樁基承載性能影響較明顯。一些學(xué)者針對(duì)不同長(zhǎng)徑比下樁基的承載力展開(kāi)研究。馬文杰等［1］基于在黃土中不同樁長(zhǎng)徑比對(duì)樁基承載性能的影響進(jìn)行了室內(nèi)模型試驗(yàn)研究，經(jīng)過(guò)對(duì)比分析探究了樁基的沉降特性、樁側(cè)摩阻力和端阻力隨豎向荷載以及沿深度變化的特點(diǎn)；王學(xué)知等［2］結(jié)合常州高架道路一期工程中靜載荷試驗(yàn)與樁身應(yīng)力測(cè)試結(jié)果，對(duì)長(zhǎng)徑比相近樁徑不同鉆孔灌注樁的載荷傳遞規(guī)律與承載性狀進(jìn)行分析探討；史日磊等［3］利用FLAC3D數(shù)值模擬軟件，模擬分析不同長(zhǎng)徑比時(shí)，在豎向荷載作用下，樁身軸力、側(cè)摩阻力、端阻力及側(cè)摩阻力與端阻力的荷載分擔(dān)關(guān)系，并總結(jié)相應(yīng)規(guī)律。李文萍等［4］結(jié)合工程實(shí)例對(duì)樁基進(jìn)行ANSYS有限元模擬分析，對(duì)不同長(zhǎng)度的大直徑嵌巖灌注樁分別通過(guò)計(jì)算得出了樁土位移云圖和荷載-沉降關(guān)系曲線。郭彥超等［5］采用室內(nèi)模型試驗(yàn)對(duì)砂土中不同長(zhǎng)徑比單樁水平非線性振動(dòng)特性進(jìn)行了研究，分析了不同荷載幅值和長(zhǎng)徑比對(duì)單樁水平非線性振動(dòng)特性的影響。近年來(lái)，關(guān)于實(shí)際工程中建筑樁基在不同長(zhǎng)徑比的承載性能研究還較少。以三明學(xué)院新建工科實(shí)訓(xùn)大樓樁基為例，通過(guò)對(duì)現(xiàn)場(chǎng)不同長(zhǎng)徑比的單樁進(jìn)行豎向抗壓靜載實(shí)驗(yàn)分析，理論上根據(jù)土體力學(xué)以及樁土接觸狀態(tài)，采用有限元軟件進(jìn)行GTS模擬建模分析，得到基樁荷載沉降曲線、樁身軸力曲線和樁側(cè)摩阻力曲線，并對(duì)樁側(cè)摩阻力和樁端阻力進(jìn)行探討，其結(jié)果可為其余相關(guān)實(shí)踐工程應(yīng)用提供參考。

1 樁土接觸有限元計(jì)算理論

MIDAS/GTS應(yīng)用軟件可用于樁基承載力模擬。鑒于Mohr-Coulomb模型計(jì)算參數(shù)易獲取，應(yīng)用簡(jiǎn)便，且能夠在較低應(yīng)力水平下與實(shí)測(cè)值近似[6]，因此本文采用該彈塑性模型，土體采用實(shí)體三維單元模擬，同時(shí)設(shè)置同一土層土體均質(zhì)、各向同性。

為方便計(jì)算，樁基利用梁?jiǎn)卧€彈性體模擬，而樁土界面則采用GTS軟件中特有的摩擦接觸單元來(lái)模擬。樁底采用彈簧單元模擬支撐。

2 工程實(shí)例與模擬模型

2.1 工程概況

三明學(xué)院新建工科實(shí)訓(xùn)大樓，總建筑面積29 978.587 m2，其中地上建筑面積為26 179.015 m2，地下建筑面積為3 799.572 m2。本工程共有沖孔灌注樁177根，樁長(zhǎng)為13～50m，樁徑為800 mm、900 mm、1 000 mm。樁基穿越地層主要有雜填土、含粘性土卵礫石、強(qiáng)風(fēng)化花崗巖三種。取4根不同長(zhǎng)徑比的樁進(jìn)行試驗(yàn)分析，分別為6#樁，樁長(zhǎng)32.54 m，樁徑900 mm，長(zhǎng)徑比36.16；9#樁，樁長(zhǎng)32.50 m，樁徑1 000 mm，長(zhǎng)徑比32.50；87#樁，樁長(zhǎng)16 m，樁徑800 mm，長(zhǎng)徑比20；156#樁，樁長(zhǎng)32.58 m，樁徑800 mm，長(zhǎng)徑比40.73。

2.2 模擬模型

2.2.1 建模及邊界條件

模型根據(jù)樁長(zhǎng)最大值32.54 m，樁徑最大值1 000 mm，經(jīng)試算，土層水平范圍X、Y方向各取16倍樁徑即16 m，土層總厚度取50 m，考慮樁端和樁周土層的影響范圍，樁基頂端和土層表面齊平，模型采用自由網(wǎng)格劃分，邊界考慮所有網(wǎng)格組自動(dòng)約束，并設(shè)置Rz約束樁梁?jiǎn)卧?。網(wǎng)格劃分和邊界約束見(jiàn)圖1（以樁徑1 000 mm的9#樁為例）。

圖1 9#樁網(wǎng)格劃分模型及邊界約束立面圖Fig.1 9#pile meshing model and boundary constraint elevation

2.2.2 相關(guān)參數(shù)確定

地基土分布情況及樁的力學(xué)模型參數(shù)見(jiàn)表1。樁土接觸面法向剛度kn，數(shù)量級(jí)為1.0×1013N/m3，取4.0×1013N/m3；剪切剛度取200 MPa，與土體模量同一數(shù)量級(jí)[7]；各層土體模量依據(jù)地勘報(bào)告數(shù)據(jù)取整獲得，本文雜填土取5 000 KPa，粘土卵礫石取100 MPa，砂土狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖取40 GPa。黏聚力、內(nèi)摩擦角和泊松比采用工程地勘資料數(shù)據(jù)。

依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)樁基鉆孔原始資料顯示，土層表面高程50 m，與設(shè)計(jì)值相符；同時(shí)終孔高程6#樁20.5 m，9#樁33.3 m，87#樁35.2 m，156#樁33.7 m，均與設(shè)計(jì)值相差不多。實(shí)際土層為雜填土、含粘性土卵礫石和強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，持力層為強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，且各類(lèi)土層總厚度和設(shè)計(jì)值相差較小，因此可以認(rèn)為實(shí)際土層與地勘資料基本吻合。

表1 土層分布情況和模型力學(xué)參數(shù)Tab.1 Soil layer distribution and model mechanics parameters

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 荷載沉降曲線

檢測(cè)單樁豎向抗壓承載力，采用慢速維持荷載法進(jìn)行加載，根據(jù)規(guī)范每級(jí)加載量取最大試驗(yàn)荷載的1/10，最大試驗(yàn)荷載為單樁豎向抗壓承載力特征值的2倍，6#樁為8600kN，9#樁為10 400 kN，87#樁為3200 kN，156#樁為7 400 kN，第一級(jí)按2倍分級(jí)荷載加載，在每一級(jí)荷載作用下，樁的沉降量每小時(shí)不超過(guò)0.1 mm，并連續(xù)出現(xiàn)兩次，可進(jìn)行下一次加載。由此可得實(shí)測(cè)樁頂荷載沉降曲線，同時(shí)與有限元軟件GTS模擬理論分析得到的樁頂和樁端荷載位移曲線進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見(jiàn)圖2。

圖2 實(shí)測(cè)和計(jì)算Q-S曲線Fig.2 Measured and calculated Q-Scurves

由試樁Q-S曲線可以得出:

（1）實(shí)測(cè)樁頂位移曲線與計(jì)算樁頂位移擬合結(jié)果較好。雖然二者仍存在一定偏差，但基本符合單樁受壓變形規(guī)律，不影響總體結(jié)果。說(shuō)明本文采用的模擬模型參數(shù)，如土體和樁體材料、接觸面參數(shù)、網(wǎng)格劃分、本構(gòu)關(guān)系等均合理，模型能夠模擬真實(shí)的試樁過(guò)程，又由于模擬模型不可能完全仿真，以及地勘資料和實(shí)際土層情況存在些許誤差，故存在微小偏差，但不影響總體結(jié)果。

（2）如圖2所示，試樁實(shí)測(cè)曲線均為緩變型曲線，無(wú)明顯拐點(diǎn)，說(shuō)明該工程試樁試驗(yàn)均尚未達(dá)到破壞荷載，具備一定的富余度，樁的承載力性能發(fā)揮良好。

（3）如圖3所示，隨著長(zhǎng)徑比的增大，樁端位移Q-S曲線逐漸趨于緩和。其原因?yàn)闃兜着c土的接觸面積越大，樁端土被壓密的范圍也越多，因而樁端土承受的面積更大，曲線也就相對(duì)較緩。由于6#樁和9#樁長(zhǎng)徑比相差不大，故二者相差不明顯，但均較87#樁緩和，不影響結(jié)果。

圖3 樁端位移計(jì)算Q-S曲線Fig.3 Q-S curve of pile end displacement calculation

（4）隨著長(zhǎng)徑比的增大，樁身壓縮量占總沉降比例也增大，壓縮比例短樁約為50%，長(zhǎng)樁約為70%。本工程試樁計(jì)算結(jié)果如表2。

表2 樁身壓縮參數(shù)Tab.2 Pile compression parameters

3.2 樁身計(jì)算軸力曲線分析

樁身軸力分析是研究樁荷載傳遞的重要方法，本文采用GTS有限元軟件計(jì)算的軸力曲線見(jiàn)圖4，選擇87#、156#樁，樁徑均為800 mm，樁長(zhǎng)差距較大，具有代表性。

圖4 計(jì)算樁身軸力曲線Fig.4 Computing axis force curve of pile body

根據(jù)樁身軸力曲線可知：（1）軸力最大位置在樁頂，樁身計(jì)算軸力隨深度增加而減小，隨荷載增大而增大，符合樁的荷載傳遞規(guī)律。（2）長(zhǎng)徑比較小的87#短樁中下部衰減明顯，長(zhǎng)徑比較大的156#長(zhǎng)樁中上部衰減明顯，這是因?yàn)殚L(zhǎng)樁相較于短樁，端部摩阻力發(fā)揮較晚且比例較少，主要由側(cè)摩阻力承當(dāng)。（3）隨著長(zhǎng)徑比的增大，樁端軸力所占比重減少，87#樁端軸力在荷載3 200 kN時(shí)為1 750 kN，所占比例為0.55，而156#樁端軸力在荷載7 400 kN時(shí)為2 400 kN，所占比例為0.33，說(shuō)明長(zhǎng)樁主要靠摩阻力承載。（4）由文獻(xiàn)［8］可知，軸力變化曲線隨深度衰減的程度與樁周土體模量密切相關(guān)，土體模量越大，曲線斜率變化越大，反之則收斂越慢。樁基持力層處于強(qiáng)風(fēng)化花崗巖層中，計(jì)算軸力曲線衰減過(guò)程成非線性變化，該層土體模量最大，故斜率變化最明顯。

3.3 樁側(cè)摩阻力分析

圖5是本工程典型短樁和長(zhǎng)樁樁側(cè)摩阻力隨深度分布曲線。可以看出：（1）荷載越大，同一深度的樁基側(cè)摩阻力也越大。（2）根據(jù)土層分布，側(cè)摩阻力隨土層的改變呈現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)折現(xiàn)象，側(cè)摩阻力均未超過(guò)規(guī)范規(guī)定的樁側(cè)土摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值(其中雜填土標(biāo)準(zhǔn)值為22 kPa，粘土卵礫石標(biāo)準(zhǔn)值為100 kPa，強(qiáng)風(fēng)化花崗巖標(biāo)準(zhǔn)值為120 kPa)，說(shuō)明實(shí)際極限值比規(guī)范規(guī)定值更小。因此進(jìn)行側(cè)摩阻力計(jì)算分析時(shí)，樁土接觸面最終剪力(即能達(dá)到的最大計(jì)算側(cè)摩阻力)均適當(dāng)減小，因此雜填土標(biāo)準(zhǔn)值為20 kPa，粘土卵礫石標(biāo)準(zhǔn)值為90 kPa，強(qiáng)風(fēng)化花崗巖標(biāo)準(zhǔn)值為100 kPa。（3）不同長(zhǎng)徑比的樁，對(duì)于長(zhǎng)徑比較大的156#長(zhǎng)樁施加荷載過(guò)程中，中上部側(cè)摩阻力充分發(fā)揮，下部發(fā)揮相對(duì)不完全；長(zhǎng)徑比較小的87#短樁，側(cè)摩阻力總體發(fā)揮較充分；由于樁端底部增強(qiáng)效應(yīng)，不論短樁長(zhǎng)樁底部均有側(cè)摩阻力增大的現(xiàn)象。（4）隨樁頂荷載增加，樁身中上部摩阻力總體呈緩慢增加趨勢(shì)，而中下部摩阻力呈加快增加趨勢(shì)。

圖5 樁側(cè)摩阻力深度分布曲線Fig.5 Distribution curve of pile side friction depth

4 結(jié)論

（1）三明學(xué)院新建工科實(shí)訓(xùn)大樓項(xiàng)目在靜載下實(shí)測(cè)樁頂位移曲線與GTS有限元模型計(jì)算樁頂位移曲線擬合較好，能夠滿足實(shí)際工程仿真要求，同時(shí)本工程基樁具有足夠承載力。

（2）長(zhǎng)徑比越大，單樁Q-S曲線越趨于緩和，樁身壓縮量占總沉降比例也越大。

（3）短樁中下部軸力衰減明顯，長(zhǎng)樁中上部軸力衰減明顯，隨長(zhǎng)徑比增大，樁端軸力所占比重減小。

（4）不同長(zhǎng)徑比的樁，長(zhǎng)徑比較大時(shí)，中上部側(cè)摩阻力充分發(fā)揮，下部發(fā)揮相對(duì)不完全；長(zhǎng)徑較小時(shí)，側(cè)摩阻力總體發(fā)揮較充分；由于樁端底部增強(qiáng)效應(yīng)，不論短樁長(zhǎng)樁底部均有側(cè)摩阻力增大的現(xiàn)象。

（5）隨樁頂荷載增加，樁身中上部摩阻力總體呈緩慢增加趨勢(shì)，而中下部摩阻力呈加快增加趨勢(shì)。