中風(fēng)化凝灰?guī)r嵌巖樁抗拔承載特性研究

史乙杰，鄧會(huì)元，朱文波

(1.山東外國語職業(yè)技術(shù)大學(xué)， 山東 日照 276826；2.東南大學(xué) 混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 江蘇 南京 211189；3.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院， 江蘇 南京 211189)

樁基礎(chǔ)因其承載力高而廣泛應(yīng)用于各類土木工程建設(shè)中，大多數(shù)建構(gòu)筑物的樁基礎(chǔ)主要考慮抗壓承載力，而對(duì)于一些特殊的構(gòu)筑物以及特殊的工況時(shí)，往往抗拔承載力是設(shè)計(jì)中主要關(guān)注的問題。如地下室的抗浮設(shè)計(jì)、輸電塔及光伏電站受風(fēng)荷載影響的抗拔設(shè)計(jì)[1]、海上漂浮基礎(chǔ)受風(fēng)浪流影響的抗拔設(shè)計(jì)、高層建筑地下室施工階段的抗浮設(shè)計(jì)等等，此類基礎(chǔ)的抗拔承載力直接影響上部結(jié)構(gòu)的安全穩(wěn)定。

目前，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)抗拔樁承載力進(jìn)行了大量研究。針對(duì)砂土及黏性土中抗拔樁破壞主要為圓柱形、倒錐形、復(fù)合型等破壞模式，Meyerhof等[2]、Deshmukh等[3]、Chattopadhyay等[4]、Kulhawy等[5]提出了相關(guān)的理論計(jì)算模型。其中Meyerhof等[2]認(rèn)為抗拔樁的破壞面在地表處與水平面夾角為45°-φ/2，Chattopadhyay等[4]基于Meyerhof研究提出的地表破壞面夾角的假定，進(jìn)一步提出了砂土中抗拔樁圓弧形破壞模式的抗拔承載力計(jì)算方法，而Kulhawy等[5]通過砂土中的鉆孔樁抗拔試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)破壞形態(tài)為圓柱型剪切破壞。但是以上抗拔樁破壞形態(tài)是否適用于嵌巖抗拔樁，還有待進(jìn)一步深入研究，且大多數(shù)理論計(jì)算需要樁周土體的黏聚力和內(nèi)摩擦角參數(shù)，而對(duì)于嵌巖樁嵌巖段，一般地勘資料很少提供嵌巖段巖土的黏聚力和內(nèi)摩擦角，應(yīng)用上述理論存在一定的局限性。何思明等[6]對(duì)嵌巖抗拔樁承載機(jī)理進(jìn)行了理論研究，提出了剪滯模型，對(duì)嵌巖抗拔樁算例進(jìn)行分析，認(rèn)為樁側(cè)摩阻力的分布規(guī)律與抗拔彈性極限荷載有關(guān)。為了進(jìn)一步通過試驗(yàn)評(píng)價(jià)抗拔樁承載特性，宋兵等[7]在中風(fēng)化鈣質(zhì)泥巖中進(jìn)行了5根短樁的抗壓及抗拔試驗(yàn)，認(rèn)為抗拔時(shí)樁巖界面摩阻力小于抗壓樁巖界面摩阻力，比值約為0.46～0.60；王欽科等[8]在淺覆蓋層軟質(zhì)巖中對(duì)5根輸電塔抗拔樁進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)抗拔試驗(yàn)，得到了強(qiáng)風(fēng)化砂巖和中風(fēng)化砂巖的樁側(cè)極限摩阻力；董金榮[9]在現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行了5根28.8 m～36.2 m長的嵌巖抗拔樁試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)全風(fēng)化巖的抗拔系數(shù)為0.66～0.82；此后王梓龍等[10]在現(xiàn)場(chǎng)開展了4根嵌巖擴(kuò)底短樁抗拔試驗(yàn)。以上說明嵌巖抗拔樁與砂土及黏土中抗拔樁存在差異，且樁巖界面的摩阻力與抗壓樁存在顯著差異。

雖然目前對(duì)抗拔樁承載特性進(jìn)行了大量研究，但既有的文獻(xiàn)很少報(bào)道中風(fēng)化凝灰?guī)r地層中嵌巖樁抗拔承載特性。為了評(píng)價(jià)中風(fēng)化凝灰?guī)r抗拔承載特性，本文在某建筑工程場(chǎng)地開展了5根不同樁長不同樁徑的嵌巖樁抗拔承載力現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，并與不同規(guī)范方法進(jìn)行了對(duì)比，為類似地層嵌巖樁抗拔承載力設(shè)計(jì)提供參考。

1 工程概況

本項(xiàng)目場(chǎng)地位于杭州臨安錦城片區(qū)東部，項(xiàng)目規(guī)劃總占地面積約55 hm2，規(guī)劃地上建筑面積約126萬m2，包含商務(wù)辦公區(qū)、度假酒店、大型商業(yè)綜合體、精品購物街、休閑文化娛樂、商住區(qū)以及居住等多種功能。擬建建筑包括12幢32層的高層住宅，2～3層幼兒園及部分1～2層的商業(yè)裙房，整個(gè)區(qū)塊設(shè)一層大底盤地下室。

本場(chǎng)地的地下室基底埋深約5.00 m，主樓下坑中坑約為7 m。根據(jù)本場(chǎng)地地下水性質(zhì)和地層情況分析，地下水水量豐富，地層透水性強(qiáng)。場(chǎng)地±0.0 m設(shè)計(jì)地面標(biāo)高為33.6 m，本場(chǎng)地地下水在詳勘期間所測(cè)的水位埋深為0.60 m～4.50 m。設(shè)計(jì)時(shí)需考慮高層建筑下的地下室施工期間臨時(shí)抗浮設(shè)計(jì)，以及其他無上部建筑的地下室抗浮設(shè)計(jì)。結(jié)合本工程場(chǎng)地地層特性，采用以中風(fēng)化巖為持力層的灌注樁作為抗拔樁，主要樁徑為0.7 m和0.8 m，設(shè)計(jì)的樁頂標(biāo)高為+27.3 m，即±0.0 m地坪以下6.3 m。

為了確定單樁抗拔承載力是否滿足要求，本工程選用5個(gè)不同位置的試樁(記為SZ1—SZ5)進(jìn)行抗拔試驗(yàn)。為了獲得不同土層抗拔摩阻力，每根試樁均埋設(shè)了振弦式鋼筋計(jì)。各試樁剖面圖見圖1，地層參數(shù)如表1所示。其中SZ1—SZ4的持力層為④C-3中風(fēng)化凝灰質(zhì)砂礫巖，SZ5的持力層為④B-3中等風(fēng)化凝灰?guī)r。

2 抗拔承載力現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

2.1 抗拔承載力位移曲線

根據(jù)測(cè)試要求，每根試樁分十級(jí)進(jìn)行加載，每級(jí)為設(shè)計(jì)單樁抗拔承載力的1/10，試樁參數(shù)如表2所示。5根試樁的抗拔試驗(yàn)荷載位移曲線如圖2所示。

從測(cè)試結(jié)果可以看出，5根試樁上拔荷載-位移曲線均表現(xiàn)為緩變形，說明加載至設(shè)計(jì)上拔承載力時(shí)均滿足設(shè)計(jì)要求，且均未達(dá)到實(shí)際極限抗拔承載力。對(duì)于0.8 m直徑的抗拔樁，抗拔承載力可達(dá)到1 500 kN～2 600 kN，最大位移為6.92 mm～10.67 mm；對(duì)于0.7 m直徑的抗拔樁，抗拔承載力可達(dá)到600 kN，最大位移為7.76 mm～8.38 mm。說明在相同位移條件下，0.8 m直徑抗拔樁的承載力明顯大于0.7 m直徑抗拔樁承載力，增加樁徑有助于提高抗拔承載力。

圖1 試樁剖面圖

表1 土的主要物理力學(xué)指標(biāo)

圖2 抗拔試驗(yàn)荷載位移曲線

表2 試樁參數(shù)及測(cè)試結(jié)果

此外，對(duì)比SZ1和SZ2測(cè)試結(jié)果可以看出，嵌巖長度越大，抗拔承載力越高；對(duì)比SZ4和SZ5可以看出，雖然SZ5樁長小于SZ4樁長，但在最大加載值時(shí)SZ5的位移小于SZ4，說明嵌巖段提供的上拔阻力更加明顯，且④B-3中等風(fēng)化凝灰?guī)r持力層和④C-3中風(fēng)化凝灰質(zhì)砂礫巖持力層均能提供較好的上拔摩阻力。

2.2 樁身受力變形結(jié)果分析

(1) 樁身軸力分析。根據(jù)不同試樁試驗(yàn)加載值以及預(yù)埋的振弦式鋼筋計(jì)測(cè)試讀數(shù)，可獲得不同加載等級(jí)下樁身軸力變化(見圖3)，每條曲線代表不同的加載等級(jí)。由于上拔荷載作用在樁頂位置，假設(shè)樁端軸力為零。其中各截面鋼筋計(jì)測(cè)試軸力可按照以下公式[11]進(jìn)行計(jì)算：

(1)

(2)

(3)

(4)

圖3 抗拔樁試驗(yàn)軸力隨深度變化圖

從上述軸力測(cè)試結(jié)果可以看出，隨著加載等級(jí)的增加，各截面軸力也一直增大，且嵌巖段的軸力斜率明顯大于上部樁段的軸力斜率，說明嵌巖段的側(cè)摩阻力明顯大于上部其他土層的側(cè)阻力。由于樁體的剛度較大，且5根抗拔樁普遍較短，樁頂施加較小等級(jí)荷載時(shí)，軸力就已傳遞到嵌巖段。此外，由于各試樁在最大加載等級(jí)時(shí)均未達(dá)到極限，可推測(cè)嵌巖段側(cè)阻力也未達(dá)到極限。

(2) 樁側(cè)摩阻力分析。根據(jù)樁身軸力試驗(yàn)結(jié)果，可獲得不同土層側(cè)摩阻力，其中各試樁最大實(shí)測(cè)側(cè)摩阻力統(tǒng)計(jì)如表3所示。

表3 不同試樁側(cè)摩阻力

由于強(qiáng)風(fēng)化巖和中風(fēng)化巖交界處未布置鋼筋計(jì)，而各試樁均沒有達(dá)到極限狀態(tài)，上述實(shí)測(cè)結(jié)果計(jì)算側(cè)阻力時(shí)假設(shè)強(qiáng)風(fēng)化巖和中風(fēng)化巖側(cè)阻力相同。從表中可以看出，實(shí)測(cè)得到的中風(fēng)化巖最大側(cè)摩阻力遠(yuǎn)小于地勘推薦的標(biāo)準(zhǔn)值，說明實(shí)際的中風(fēng)化巖側(cè)阻力還有較大的發(fā)展空間，且國外不同方法計(jì)算得到的中風(fēng)化巖極限摩阻力也明顯大于實(shí)測(cè)值。夏兼等[14]通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)中風(fēng)化巖層對(duì)嵌巖樁的側(cè)摩阻力提升效應(yīng)較顯著，中風(fēng)化巖嵌巖樁設(shè)計(jì)承載力普遍較保守。

此外，在最大加載荷載時(shí)各試樁均未達(dá)到極限承載力，說明樁巖界面極限摩阻力發(fā)揮所需的極限位移大于試驗(yàn)中最大加載位移(6.92 mm～10.67 mm)。而根據(jù)宋兵等[7]開展的中風(fēng)化鈣質(zhì)泥巖抗拔試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，樁巖界面的極限位移僅為6.56 mm～8.18 mm，對(duì)應(yīng)的極限摩阻力為1 019 kPa～1 592 kPa。但宋兵等介紹的主要是短樁試驗(yàn)，樁長僅為0.5 m，且周圍巖層的單軸抗壓強(qiáng)度小于本工程的中風(fēng)化巖強(qiáng)度。此外，董金榮[9]通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)大直徑嵌巖樁的極限摩阻力發(fā)揮所需的極限位移可達(dá)到8.15 mm～34.17 mm。說明嵌巖樁的極限位移與巖層特性、樁基尺寸等因素有關(guān)。王欽科等[8]通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)獲得了淺覆蓋層軟質(zhì)巖(強(qiáng)風(fēng)化砂巖和中風(fēng)化砂巖)中抗拔樁極限摩阻力，其中強(qiáng)風(fēng)化砂巖、中風(fēng)化砂巖的樁側(cè)極限摩阻力分別為472 kPa、1 027 kPa。但中風(fēng)化巖單軸抗壓強(qiáng)度小于本工程巖層強(qiáng)度，因此，通過對(duì)比可以推測(cè)本工程中風(fēng)化巖的極限側(cè)摩阻力應(yīng)大于試驗(yàn)最大側(cè)摩阻力值，根據(jù)AASHTO手冊(cè)計(jì)算得到的中風(fēng)化巖極限摩阻力可達(dá)648 kPa～741 kPa，加拿大巖土工程手冊(cè)計(jì)算為1 047 kPa～1 165 kPa，計(jì)算值與上述既有文獻(xiàn)中風(fēng)化巖極限摩阻力實(shí)測(cè)值差異較小。

為了進(jìn)一步研究嵌巖段摩阻力位移變化規(guī)律，以下分析了嵌巖段摩阻力隨樁頂位移變化關(guān)系，如圖4所示。

圖4 嵌巖段摩阻力隨樁頂位移變化圖

從圖4中可以看出，在設(shè)計(jì)的單樁抗拔承載力加載范圍內(nèi)，嵌巖段的摩阻力隨位移基本呈線性增長趨勢(shì)，說明在設(shè)計(jì)荷載下，嵌巖段樁-巖界面處于線彈性階段，抗拔荷載低于彈性極限抗拔荷載。何思明等[6]認(rèn)為樁-巖界面荷載傳遞存在剪滯效應(yīng)，在彈性極限抗拔荷載以內(nèi)時(shí)，樁側(cè)阻力呈指數(shù)分布，摩阻力-位移呈線性變化；而當(dāng)荷載大于彈性極限荷載時(shí)，摩阻力和位移呈顯著非線性變化。由于本次試驗(yàn)只加載到設(shè)計(jì)單樁抗拔承載力，而沒有繼續(xù)加載至破壞，因此，各試樁均表現(xiàn)為線彈性受荷狀態(tài)，而沒有出現(xiàn)明顯非線性階段。但本次試驗(yàn)充分說明兩種直徑抗拔樁均能較好滿足設(shè)計(jì)抗拔需求，且存在一定的安全富余。

3 嵌巖樁抗拔承載力理論計(jì)算

為了進(jìn)一步估算本工程嵌巖樁極限抗拔承載力，以下結(jié)合國內(nèi)外不同規(guī)范及手冊(cè)方法進(jìn)行計(jì)算，不同方法如下所述：

3.1 《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008)

根據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》[15](JGJ 94—2008)，單樁抗拔極限承載力可按照如下公式進(jìn)行計(jì)算：

Tuk=∑λiqsikuili

(5)

式中：Tuk為單樁極限抗拔承載力；ui和li為樁段周長和長度；qsik為第i層土側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值；λi為抗拔系數(shù)，對(duì)于砂土，取為0.5～0.7，對(duì)于黏性土和粉土，取為0.7～0.8。

本工程不同土層側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值和抗拔系數(shù)見表1所示。

3.2 AASHTO手冊(cè)方法

根據(jù)美國AASHTO手冊(cè)[12]，針對(duì)不同土性如黏土、砂性土、巖石等地層中提出了不同的側(cè)摩阻力計(jì)算方法。

對(duì)于黏性土，鉆孔樁側(cè)摩阻力采用α法：

(6)

對(duì)于無黏性土，

(7)

φf′=27.5+9.2log[(N1)60]

(8)

(9)

(10)

式中：φf′為有效內(nèi)摩擦角修正值；σp′為預(yù)固結(jié)壓力；N60為標(biāo)貫；m為指數(shù)，對(duì)于純砂土m=0.6，對(duì)于粉質(zhì)砂土和砂質(zhì)粉土，m=0.8。

對(duì)于嵌巖段，Horvath等[16]建議采用以下公式：

(11)

式中：αE為節(jié)理修正系數(shù)，根據(jù)O′Neill等[17]的研究進(jìn)行取值，可查表得到。

3.3 加拿大巖土工程手冊(cè)方法

根據(jù)加拿大巖土工程手冊(cè)[13]，不同土性側(cè)阻力計(jì)算公式如下：

(1) 對(duì)于黏性土:

qs=α·Su

(12)

式中:α為黏聚系數(shù)，一般為0.5～1.0，可按照α=0.21+0.26Pa/Su進(jìn)行換算；Su為不排水剪強(qiáng)度。

(2) 對(duì)于無黏性土:

(13)

式中：β為側(cè)阻力系數(shù)，一般為0.2～1.5，不同土性取值可參考手冊(cè)；Ks為側(cè)壓力系數(shù)；σv′為豎向有效應(yīng)力；δ為樁土界面摩擦角，一般為(0.5～1.0)φ。

(3) 對(duì)于嵌巖段:

(14)

式中：qs為嵌巖段側(cè)摩阻力;qu為巖石單軸抗壓強(qiáng)度。Pa為1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。b為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，對(duì)于極限狀態(tài)設(shè)計(jì)，b=1.41；對(duì)于正常使用狀態(tài)設(shè)計(jì)，b=0.63～0.94；對(duì)于保守下限值計(jì)算，b=0.63。

加拿大巖土工程手冊(cè)建議黏性土的抗拔摩阻力與受壓摩阻力相同，而無黏性土的抗拔摩阻力一般為受壓摩阻力的0.75～0.80倍。

3.4 不同方法計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

根據(jù)上述不同計(jì)算方法，可獲得5根試樁的抗拔極限承載力，統(tǒng)計(jì)如表4所示。

表4 不同方法抗拔承載力計(jì)算結(jié)果

從上述可以看出，不同規(guī)范方法計(jì)算得到的抗拔承載力均大于實(shí)測(cè)最大加載值，而國外的AASHTO手冊(cè)方法和加拿大巖土工程手冊(cè)計(jì)算方法明顯大于實(shí)測(cè)值和建筑樁基規(guī)范計(jì)算值。且對(duì)于嵌巖深度越深、直徑越大的SZ1—SZ3，國外抗拔承載力計(jì)算方法與建筑樁基規(guī)范方法計(jì)算結(jié)果偏差越明顯，如加拿大巖土工程手冊(cè)計(jì)算得到的SZ1抗拔承載力比建筑樁基規(guī)范計(jì)算值大329%。說明不同方法對(duì)嵌巖段的側(cè)阻力計(jì)算差異性較顯著，但本工程設(shè)計(jì)的抗拔承載力明顯偏于保守，中風(fēng)化凝灰?guī)r地層可以提供較大的極限抗拔承載力。

4 結(jié) 論

通過對(duì)中風(fēng)化凝灰?guī)r地層中嵌巖樁進(jìn)行抗拔承載力試驗(yàn)，獲得了試樁荷載位移曲線以及樁側(cè)摩阻力發(fā)揮特性。主要結(jié)論如下：

(1) 中風(fēng)化凝灰?guī)r樁巖極限摩阻力在位移達(dá)到6.92 mm～10.67 mm時(shí)仍未充分發(fā)揮，說明樁巖界面極限摩阻力所需的極限位移較大。

(2) 不同試樁在加載至設(shè)計(jì)值時(shí)表現(xiàn)為緩變形，說明設(shè)計(jì)抗拔承載力偏于保守，樁徑增加有助于提高嵌巖樁抗拔承載力，且嵌巖段長度越長，承載力富余程度越明顯。

(3) 通過國內(nèi)外不同規(guī)范方法對(duì)嵌巖樁抗拔承載力進(jìn)行計(jì)算發(fā)現(xiàn)，理論計(jì)算得到的極限抗拔承載力明顯大于設(shè)計(jì)值，且國外規(guī)范方法大于建筑樁基規(guī)范方法。說明不同方法對(duì)中風(fēng)化凝灰?guī)r的嵌巖段側(cè)阻力計(jì)算差異性較顯著，合理的樁巖極限摩阻力值確定有必要深入開展現(xiàn)場(chǎng)極限抗拔破壞性試驗(yàn)。