基于有限差分的銀川地區(qū)大直徑灌注樁承載性狀研究

吳 軍，萬再新，沈大慶，趙威威，王曉峰

(1.中國鐵路西安局集團(tuán)有限公司，陜西 西安 710054;2.機(jī)械工業(yè)勘察設(shè)計研究院有限公司，陜西 西安 710043)

大直徑灌注樁因承載力高、樁身剛度大，除能承受較大豎向荷載外，還能承受較大水平荷載，因此在高層或超高層等工程中廣泛應(yīng)用[1-2].對大直徑灌注樁進(jìn)行內(nèi)力測試，準(zhǔn)確獲得樁側(cè)阻力和樁端阻力等樁基性能參數(shù)，是樁基礎(chǔ)優(yōu)化設(shè)計的基礎(chǔ)，亦是研究樁基荷載傳遞性狀最直接手段[3].朱奎等[4]結(jié)合工程實例分析了樁端注漿鉆孔灌注樁的受力機(jī)理和工藝技術(shù)，提出了樁端注漿施工的注意事項；黃生根等[5]根據(jù)超長大直徑樁工程實例的靜載荷試驗、標(biāo)貫試驗結(jié)果，證明壓漿后在樁端以上一定范圍內(nèi)樁周土強(qiáng)度提高.傳統(tǒng)樁身應(yīng)力測試采用在樁身中埋設(shè)鋼筋計、壓力盒等點法固定式傳感器，成活率低、誤差大、數(shù)據(jù)少、分析參數(shù)不易確定，新興的滑動測微法測試精度高、長期穩(wěn)定性好，能準(zhǔn)確、可靠地測試大直徑樁的承載性狀，可為大直徑灌注樁工程應(yīng)用提供數(shù)據(jù)支撐.此外，現(xiàn)場樁基載荷試驗常選用工程樁作為試驗對象，為保證其后期正常使用，一般試樁尚未達(dá)到破壞即終止加載.通過文獻(xiàn)調(diào)研發(fā)現(xiàn)，關(guān)于大直徑灌注樁承載性狀研究多是基于非破壞性試驗結(jié)果提出的，鮮有完整破壞時試樁試驗成果[7-9].因此為得到真實的樁體破壞試驗結(jié)果，有時需采用別的技術(shù)手段來實現(xiàn).數(shù)值模擬方法簡單方便，可作為現(xiàn)場試驗的補(bǔ)充，有效實現(xiàn)樁體破壞過程的模擬，得到樁體破壞時的承載力性狀[10].

本文結(jié)合銀川市某地標(biāo)性超高層工程大直徑灌注樁載荷試驗成果，分析了樁側(cè)阻力、樁端阻力的變化規(guī)律，同時采用FLAC3D數(shù)值軟件建立樁基模型，將數(shù)值計算結(jié)果與實測結(jié)果進(jìn)行對比分析，驗證數(shù)值模擬的可靠性和合理性，為樁基設(shè)計提供理論依據(jù).

1 工程概況

銀川市某超高層建筑地處沖湖積平原上發(fā)育的黃河二級階地，潛水位穩(wěn)定水位埋深為5.80～8.00 m，水位高程為1 098.89～1 100.87 m，水位變幅約0.5～1.0 m.S1樁長范圍內(nèi)地層剖面見圖1.該建筑塔樓地上58層，地下3層，建筑高度301 m，外框架+核心筒結(jié)構(gòu)，采用鋼筋混凝土鉆孔灌注樁基礎(chǔ)，設(shè)計樁徑1 000 mm，有效樁長45.0 m，設(shè)計樁頂標(biāo)高-19.8 m，樁身混凝土強(qiáng)度等級C50，施工采用泵吸反循環(huán)泥漿護(hù)壁成孔工藝，成樁后對樁端進(jìn)行復(fù)式注漿，預(yù)估單樁豎向抗壓承載力特征值為12 500 kN.共布置S1～S4四根試樁，四根試樁試驗數(shù)據(jù)差異較小，受篇幅限制在此僅以S1試樁為例進(jìn)行分析.

圖1 S1號試樁樁長范圍內(nèi)地層剖面圖Fig.1 Cross-section of the stratum within the length of the S1 test pile

2 樁基內(nèi)力現(xiàn)場試驗研究

2.1 現(xiàn)場實測原理簡介

滑動測微法是以球錐定位原理為基礎(chǔ)的線法測量位移量技術(shù)，其設(shè)備主要包括帶球面測頭的探頭、SDC數(shù)據(jù)控制器、導(dǎo)桿、電纜線盤及預(yù)埋在樁孔中的測管和設(shè)在測管中的錐面測標(biāo)等組成.測試時，探頭在測管中向下滑動(滑動位置)，滑過某一測段上下兩個測標(biāo)時，使探頭在兩個相鄰測標(biāo)間張緊(測試位置)，觸發(fā)探頭中的線性位移傳感器(LYDT).測試數(shù)據(jù)(測標(biāo)間距)經(jīng)電纜線傳輸?shù)絊DC數(shù)據(jù)控制器讀出[11].測試原理見圖2.

圖2 滑動測微計測試原理Fig.2 Testing principle of slide micrometer

本次進(jìn)行樁基內(nèi)力測試時，沿樁身對稱布置兩根滑動測微計管，在試驗過程中其應(yīng)變值的測試與沉降觀測同步進(jìn)行.為消除局部測量誤差引起的離散數(shù)據(jù)點及樁徑不均勻影響，應(yīng)變數(shù)據(jù)需經(jīng)過斷面修正和擬合處理[9].根據(jù)樁身某一深度z處的應(yīng)變εi和混凝土彈性模量Ei，可按式(1)～(3)計算樁身相應(yīng)深度z處的軸力：

(1)

樁側(cè)阻力qs(z)及樁端阻力qp按下式計算：

(2)

(3)

式中：Qp為實測端承力；Dp為實測樁端直徑.

2.2 樁基內(nèi)力實測結(jié)果與分析

單樁豎向抗壓靜載試驗曲線如圖3所示.根據(jù)規(guī)范[11]，當(dāng)單軸豎向抗壓承載力未達(dá)到極限，樁的豎向抗壓承載力極限值取樁頂沉降穩(wěn)定時對應(yīng)的最大試驗荷載值.單樁豎向抗壓極限承載力32 500 kN，對應(yīng)樁頂沉降44.64 mm，卸載后樁體的壓縮變形量為19.71 mm，壓縮率44.15%，由此可見在超重荷載作用下，樁身材料的壓縮變形量接近總沉降量的一半.因此在大直徑灌注樁設(shè)計時，樁身的壓縮變形量也要被考慮進(jìn)去.

圖3 單樁靜載試驗成果圖Fig.3 Static load test results of single pile

2.2.1 側(cè)阻力發(fā)揮特征

實測樁身應(yīng)變與樁頂荷載、深度的關(guān)系曲線見圖4.不難看出，樁身應(yīng)變隨荷載的增大而增大，同級荷載時應(yīng)變隨樁深的增加而減小，樁底處的應(yīng)變趨于零，表明試驗荷載下該樁表現(xiàn)為明顯的摩擦樁特性.圖5為樁身軸力隨樁深變化曲線，樁身軸力隨荷載級別增大而增大，同級荷載下樁頂軸向力最大，隨樁深方向逐漸減小，至樁底處趨于零.圖6為側(cè)摩阻力隨樁深變化曲線.可以看出，在荷載小于20 000 kN時，側(cè)摩阻力在樁深方向呈現(xiàn)出先增大后減小趨勢，即側(cè)摩阻力在樁深方向存在最大值，該最大值隨荷載級別增大而逐漸下移.當(dāng)荷載大于等于20 000 kN時，側(cè)摩阻力在樁深方向單調(diào)遞增，在極限樁頂荷載作用下也還沒有達(dá)到明顯的峰值，說明在試驗荷載下樁身中下部側(cè)阻力尚未充分發(fā)揮.

圖4 樁身應(yīng)變與樁頂荷載、深度關(guān)系曲線Fig.4 Relationship curve of pile strain with pile top load and depth

圖5 樁身軸力隨樁深變化圖Fig.5 Variation of pile shaft axial force with pile depth

圖6 樁身摩阻力隨樁深變化圖Fig.6 Variation of pile shaft friction resistance with pile depth

2.2.2 樁端阻力發(fā)揮特征

根據(jù)實測結(jié)果計算的樁身軸力、各級荷載作用下樁端阻力占樁頂荷載比例見表3，樁側(cè)摩阻力、端阻力與樁頂荷載關(guān)系曲線見圖7.從表1及圖7可以看出，在樁頂荷載施加的初期，荷載均由樁側(cè)阻力承擔(dān)，樁頂荷載≥10 000 kN時樁端阻力開始出現(xiàn)，隨著樁頂荷載的增加端阻力逐漸增大，但在20 000 kN之前增長速率較緩，之后增速加快.在設(shè)計單樁豎向抗壓承載力特征值12 500 kN下，試樁端阻力占樁頂荷載的比例為2.12%，端阻力發(fā)揮程度很低，承載力幾乎全部由樁側(cè)阻力承擔(dān)；在最大加載壓力32 500 kN下，試樁端阻力占樁頂荷載的比例為13.73%，端阻力也未充分發(fā)揮，潛力仍存在，在此荷載下試樁表現(xiàn)為明顯的摩擦樁特性.

圖7 樁的側(cè)摩阻力、端阻力與樁頂荷載關(guān)系曲線Fig.7 The curve of the relationship between the side friction and end resistance of pile and the load on the top of pile

表1 樁端阻力占樁頂荷載的比例Tab.1 Proportion of pile end resistance to pile top load

從上述分析可知，在不同荷載等級作用下樁側(cè)阻力與端阻力的發(fā)揮程度不同，在單樁豎向極限承載力下，樁周各層土的側(cè)阻力和端阻力并不一定全部均達(dá)到最大發(fā)揮程度，因此專門給出單樁豎向極限承載力下樁側(cè)阻力與端阻力是有實際意義的.且單樁豎向極限承載力下樁的側(cè)阻力與端阻力遠(yuǎn)高于規(guī)范值.根據(jù)對試樁的靜載試驗及滑動測微計測試結(jié)果，提出了單樁豎向極限承載力下樁的側(cè)阻力和端阻力的建議值，如表2所示.

3 單樁靜載數(shù)值模擬與分析

3.1 數(shù)值模擬概況

基于上文現(xiàn)場靜載試驗分析，該場地的樁基表現(xiàn)為摩擦特性.因此采用FLAC3D有限差分軟件進(jìn)行模擬，能更好模擬樁土之間的相對滑移.做出如下假設(shè)：土體為理想均質(zhì)體，各向同性，彈塑性、半空間的無限體，樁垂直立于土體內(nèi)，不考慮成孔垂直度和樁底沉渣的影響；樁周土的泊松比和彈性模量不受地層深度的影響而變化.

3.2 試驗?zāi)Ｐ徒⒑瓦吔鐥l件

成孔卸載、成樁加載引起的應(yīng)力變化范圍為孔徑的3～5倍，試樁設(shè)計參數(shù)詳見表3.最終確定模型尺寸為10 m×60 m×10 m，采用六面體網(wǎng)格，見圖8.由于試樁為摩擦型樁，樁土之間的相對滑移不能被忽略，在樁土之間添加接觸面，采用庫倫剪切模型.接觸面法向剛度和切向剛度取樁體混凝土剛度的10倍，c、φ值取相鄰?fù)馏w的0.8倍.

土體采用Mohr-Coulomb模型，樁體采用線彈性模型.基于上文半空間無限體假設(shè)，剪應(yīng)力互等定律，模型周圍不存在切向的約束.故前后、左右面均采用法向約束，表面為自由面，底面為固端約束.土層的力學(xué)參數(shù)指標(biāo)見表4.

表3 試驗樁S1力學(xué)參數(shù)Tab.3 Mechanical parameters of test pile S1

表4 土層的巖土參數(shù)指標(biāo)Tab.4 Geotechnical parameter Index of soil layer

圖8 計算模型和網(wǎng)格劃分Fig.8 Calculation model and meshing diagram

3.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

采用FLAC3D模擬分析靜載試驗分級加載的全過程，圖9(左)為樁體在極限荷載下樁身位移圖，最大沉降量出現(xiàn)在樁頂，為63.20 mm；圖9(右)為加載到極限狀態(tài)樁體應(yīng)力圖，最大值出現(xiàn)在樁頂，為41.33 MPa，大于混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計值，產(chǎn)生破壞.然而現(xiàn)場靜載試驗為了避免出現(xiàn)該種狀況，故在樁頂二次施作樁帽.隨著深度的增加樁體位移和應(yīng)力都在逐漸變小.

圖9 樁體位移和應(yīng)力圖Fig.9 Pile displacement and stress diagram

圖10為樁間土的豎向應(yīng)力云圖，極限荷載作用下在樁身長度約29 m以上，側(cè)摩阻力的發(fā)揮沿著樁身向兩側(cè)發(fā)展，土體豎向應(yīng)力先增加后減??；在約29 m以下，沿著模型橫向，土體的豎向應(yīng)力先減小后迅速增加到初始應(yīng)力.在約3.0 d處恢復(fù)到地層的初始應(yīng)力，印證模型的橫向長度取3.0～5.0倍樁徑的合理性.樁底土體受到樁體的壓縮擠密，出現(xiàn)豎向應(yīng)力最大值.

圖10 土體豎向應(yīng)力分布圖Fig.10 Vertical stress distribution diagram of soil

成樁之后樁周土處于靜態(tài)平衡狀態(tài)，隨著樁頂荷載的持續(xù)增加，側(cè)摩阻力發(fā)揮深度沿著樁體持續(xù)向下延伸.如圖11，左邊為第一級荷載作用下，約樁長1/4的范圍內(nèi)土體產(chǎn)生塑性應(yīng)變，樁端有少量土體達(dá)到塑性狀態(tài).右邊為在極限荷載下，塑性應(yīng)變區(qū)范圍持續(xù)擴(kuò)大，貫穿整個樁身，此時樁周土體的側(cè)摩阻力全部發(fā)揮，由于應(yīng)力擴(kuò)散角，樁端的塑性區(qū)呈“八”字狀展開.樁端一定范圍往下的土體，由于三向的約束未進(jìn)入塑性狀態(tài)，整體塑性區(qū)呈“應(yīng)力泡”形狀.

圖11 土體塑性區(qū)分布圖Fig.11 Distribution map of soil plastic zone

3.4 位移對比分析

樁頂荷載按試驗荷載分級增加，實際試驗在荷載加載到32 500 kN時錨樁主筋即開始出現(xiàn)拉斷情況，在錨樁主筋和加載設(shè)備制約下荷載無法繼續(xù)施加，模擬值以《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106-2003)中靜載試驗終止條件為依據(jù)，沉降曲線實測值和模擬值見圖12.

圖12 荷載-沉降曲線對比圖Fig.12 Load-settlement curve comparison chart

從圖12容易發(fā)現(xiàn)，模擬計算的Q～s曲線和實測曲線在加載段二者吻合度較高.因?qū)崪y曲線和模擬曲線均為緩變型特征，根據(jù)實測曲線趨勢推斷，模擬曲線中35 000 kN、37 500 kN相應(yīng)的沉降量53.60 mm、63.20 mm均比較合理，根據(jù)《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106-2003)[12-14]中靜載試驗承載力取值規(guī)定，對樁徑大于或等于800 mm的樁，可取s=0.05D(D為樁端直徑)對應(yīng)的荷載值，故數(shù)值模擬單樁豎向抗壓極限承載力可取35 000 kN，大于實際試驗的最大加載值32 500 kN，為設(shè)計優(yōu)化樁基參數(shù)提供了更多參考.

4 結(jié)論

本文通過對大直徑灌注靜載試驗、樁身內(nèi)力應(yīng)變測試和數(shù)值模擬進(jìn)行對比分析，得到以下幾點認(rèn)識：

(1)大直徑灌注樁在超重荷載作用下，樁身材料的壓縮變形量接近總沉降量的一半，在設(shè)計中被考慮進(jìn)去；

(2)在豎向抗壓承載力特征值下可以不考慮端阻力對樁承載力的貢獻(xiàn)；

(3)通過現(xiàn)場滑動測微技術(shù)，提出了試驗最大荷載下的樁側(cè)阻力和端阻力建議值，且都比規(guī)范給出的值要高；

(4)將數(shù)值模擬與實測數(shù)據(jù)比對，曲線擬合良好，印證了數(shù)值模擬的正確性，并在一定程度上實現(xiàn)樁體破壞過程的模擬，得到樁體破壞時的承載力性狀.