變截面嵌巖抗拔樁承載特性現場試驗及數值模擬分析

張文濤， 馬建林， 王 濱， 楊 柏

(1.西南交通大學土木工程學院，四川成都 610031； 2.國家電網四川省電力公司，四川成都 610041)

變截面嵌巖抗拔樁承載特性現場試驗及數值模擬分析

張文濤1， 馬建林1， 王 濱2， 楊 柏1

(1.西南交通大學土木工程學院，四川成都 610031； 2.國家電網四川省電力公司，四川成都 610041)

鐵塔下部多是采用樁基礎，在我國西南山區實際工程應用中，一般須將樁體嵌入巖層，但由于基礎需承受一定的水平荷載，對樁體直徑設有限制，從而使設計偏于保守。文章在此基礎上創新地提出變截面抗拔樁，通過現場極限載荷試驗并結合數值模擬分析對其承載特性進行了研究，得出：對樁體嵌入巖層中的變截面抗拔樁，巖層提供的側摩阻力對抗拔樁承載力提供主要的支持，且對抗拔力的增益效果與等截面樁接近；抗拔樁樁體進入巖石后，對比等截面樁，變截面樁樁身側摩阻力的跳躍性增強，最大側摩阻力一般發生在樁體進入巖石后1m內的位置，之后側摩阻力大幅下降。側摩阻力跳躍性的變化會直接影響樁身側摩阻力的發揮，從而導致抗拔樁承載力的下降；利用有限元軟件，實現了對樁徑變化這一因素進行單一變量控制，得出在強風化巖層段，變截面樁樁身側摩阻力要明顯大于等截面樁；變截面樁在中風化巖層段側摩阻力的發揮受上部側摩阻力跳躍性變化的影響，有一定降低。

變截面抗拔樁； 承載特性； 極限載荷實驗； 數值模擬

輸電線路中，鐵塔下部樁基礎一般需承受較大上拔荷載及少量水平荷載。在實際應用中，等截面抗拔樁是該類基礎的首選。在有限樁長特殊情況下，為提高樁體抗拔承載力，會通過在樁底部設置擴大頭來到達目的。

國外對抗拔樁的研究大多采用以砂土為介質的模型試驗[1-4]。在國內，謝濤等[5]通過三組嵌巖抗拔樁的抗拔承載力模型試驗，發現嵌巖樁的荷載位移曲線具有明顯的三段特性，同時提出在設計和施工的過程中，應考慮抗拔樁的臨界嵌巖深度。何劍[6]通過嵌巖灌注樁抗拔靜載試驗，提出了嵌巖抗拔樁的抗拔機理與抗壓樁的不同之處，并給出對試驗地區嵌巖抗拔樁樁側阻力的建議取值。王衛東、吳江斌等[7-10]對擴底抗拔樁在東部沿海軟土地區的應用作了深入研究，對擴底抗拔樁的承載特性、擴大頭承載機理等通過試驗、數值模擬等手段得出擴大頭在埋深不同的條件下，由擴大頭提供的抗拔承載力相差不大，且擴大頭周邊土體法向力是擴大頭抗力的主要成分。

為使抗拔樁具備承受一定承受水平荷載的能力，對樁體直徑設有限制，一般不小于0.8 m。在我國西南山部地區，工程應用中為保證抗拔樁承載力，多數情況下須將樁體嵌入巖體中。此時，由于樁徑的限制，往往會使工程安全系數過于保守。基于此，本文依托于國家電網路平～富樂500 kV雙回線路工程中極限載荷試驗，創新性地提出變截面抗拔樁——在上部土體中采用較大樁徑來保證樁體承受水平荷載的能力，下部在確保樁體具備一定抗拔條件下，采用小直徑樁體，從而達到節約材料、便于施工這一目的。

針對現場試驗中的變截面抗拔樁，對樁體的極限承載力、樁身軸力等進行了測試、分析，并利用有限元軟件控制單一變量，以等截面抗拔樁作為對比，以此來研究變截面嵌巖抗拔樁的承載特性。

1 現場試驗概況

1.1 工程及地質概況

現場試驗場地位于廣元市利州區寶輪鎮，場地地勢平坦。表層為殘破積粉質黏土，厚2～3 m不等；下伏生界侏羅系中統沙溪廟組上段砂巖，巖層上部為0～3 m不等厚的強風化砂巖，屬極軟巖；巖層下部為中等風化的砂巖，巖體較為完整。巖土層物理力學性能指標見表1。

表1 巖土物理力學性能指標

1.2 試樁概況

現場試驗共測試變截面樁2根，編號為18#、19#，等截面樁編號12#，13#。4根樁在黏土層中樁徑均為1.0 m，18#樁與19#樁樁徑在巖層段變化為0.6 m。試樁概況見圖1，單樁極限載荷試驗現場概況見圖2，試樁參數見表2。

圖1 試樁概況

圖2 極限載荷試驗裝置現場

樁號樁徑/mm變截面樁徑/mm樁體長度/mm12#1000/430013#1000/540018#1000600430019#10006005500

試樁在樁頂設置樁帽用于反力梁與試樁的連接，試驗采用兩根反力樁作為支座，每個支座上設置1個6 000 kN油壓千斤頂。油壓千斤頂并聯、同步施加豎向上拔荷載，荷載通過反力梁作用于樁帽并傳遞給試樁。

加載采用JGJ 106-2014《建筑基樁檢測技術規范》[11]推薦的慢速維持荷載法。除特殊情況，試驗加載要求達到以下三種情況：(1)樁頂抗拔荷載達到鋼筋總極限承載力的0.9倍；(2)某級荷載作用下,樁頂上拔量為前一級荷載作用下的5倍；(3)樁頂上拔量累計超過100 mm。

在樁頂2個正交方向對稱設置4個百分表量測各級荷載下的樁頂上拔量。為測試樁身軸力，從樁頂開始，每間隔0.5 m安裝一個鋼筋計，直至樁底。

2 現場試驗結果整理與分析

2.1 樁頂荷載-位移曲線

(a) 18#樁

(b) 12#樁、13#樁及19#樁圖3 樁頂荷載-位移曲線

4根樁在各級荷載作用下的樁頂荷載-位移見圖3。12#樁、13#樁與18#樁樁頂荷載-位移曲線具有明顯的拐點，取曲線拐點對應的荷載為其極限荷載。

以18#樁為例，荷載加載至拐點荷載(723 kN)時，樁頂上拔位移增加12.57 mm；下一級荷載(923 kN)作用下，對應上拔位移增加75.36 mm，滿足規范中要求的第(2)條。故18#樁極限荷載為723 kN，對應樁頂位移19.3 mm。

19#樁曲線樁頂荷載-位移無拐點，作出其δ-lgt曲線(圖4)。取曲線有明顯拐點的前一級荷載為極限荷載，即4 068 kN，對應的樁頂位移21.6 mm。試樁試驗結果匯總見表3。

圖4 19#樁δ-lgt曲線

試樁編號極限荷載/kN極限荷載對應樁頂位移/mm12#412335.9313#844518.8418#72316.019#406821.6

據表3，12#樁與13#樁相比，樁長增加1.1 m，承載力提高4 322 kN；18#樁與19#樁相比，樁長增加1.2 m，承載力提高3 345 kN。考慮到巖層中變截面抗拔樁樁徑更小，可以得出，對變截面樁，樁體插入中風化巖石對抗拔力的增益效果與等截面樁接近。

2.2 樁身軸力與側摩阻力分布規律

通過在樁身設置的各個鋼筋計，得出4根抗拔樁在各級荷載作用下的樁身軸力(圖5)。各級荷載下樁身側摩阻力見圖6，樁身側摩阻力試驗結果匯總見表4。

(a) 12#樁

(b) 13#樁

(c) 18#樁

(d) 19#樁

序號極限荷載作用下平均側摩阻力/kPa黏土層段強風化巖層段中風化巖層段12#42230102313#5560485918#43102/19#48747519

分析圖5，變截面樁樁身軸力曲線較等截面樁隨深度增加，曲線斜率波動性更強，這在圖6中體現更直接。從圖6中看出，等截面樁隨樁頂荷載的增加，樁身側摩阻力沿深度呈階梯形增大，最大側摩阻力一般發生在樁下端或靠近樁下端處。反觀變截面樁，進入巖石后，側摩阻力的跳躍性增強，最大側摩阻力一般發生在樁體進入巖石后1 m內的位置，之后側摩阻力大幅下降。側摩阻力跳躍性的變化會直接影響樁身側摩阻力的發揮。極限荷載作用下，據表4的結果，樁身長度相當的條件下，12#樁強風化巖層段側摩阻力是18#樁的2.25倍，13#樁強風化巖層段側摩阻力是19#樁的1.65倍。根據JGJ 94-2008《建筑樁基技術規范》[12]提供的樁體抗拔力計算公式，側摩阻力發揮欠佳，將導致樁體承載力的下降。

變截面樁樁身側摩阻力的跳躍性變化導致其承載力的降低，就本次試驗，究其原因，除樁徑變化的因素，施工質量控制及地層變化等也對其有一定影響。

為實現單一變量這一條件，下文將利用有限元軟件來探究截面變化對抗拔樁承載力的影響。

3 有限元數值模擬分析

3.1 模型的建立

利用PLAXIS軟件，建立三維有限元模型(圖7)。土體應力-應變本構模型采用Mohr-Coulomb模型，樁體采用線彈性模4型，樁體與巖土層之間采用庫倫摩擦模型。模型上覆黏土層1.0 m，中部夾強風化巖層2.0 m，下部為深度足夠的中風化巖層。

(a) 12#樁

(b) 13#樁

(c) 18#樁

(d) 19#樁

圖7 有限元模型

將數值模擬與現場試樁的樁頂荷載-變形曲線相對比(圖8)，數值模擬結果與現場實測結果較為吻合，表明各計算參數取值合理。

數值模擬中，變截面抗拔樁樁徑在黏土層中為1.0 m，對應巖層中樁徑為0.6 m，樁長5 m。為便于分析，分別設樁長5 m，樁徑1.0 m、0.6 m的等截面抗拔樁作對比。

3.2 數值模擬結果分析

數值模擬試驗結果見表5。

(a) 12#樁

(b) 19#樁圖8 數值模擬結果與現場試驗對比

分析表5，變截面樁承載力與樁徑0.6 m等截面樁接近，可以看出對在巖層中樁徑與等截面樁相同的變截面樁，變截面抗拔樁的承載力能夠得到保證；強風化巖層段側摩阻力平均值，變截面樁要明顯大于兩根等截面樁，這反映了現場試驗中出現的變截面樁身側摩阻力跳躍性變化的特性；與巖層中樁徑同為0.6 m的等截面樁相比，變截面樁在中風化巖層段側摩阻力的發揮受上部側摩阻力跳躍性變化的影響，有一定的降低，約為7 %。

表5 數值模擬試驗結果

4 結論及建議

本文根據抗拔樁極限載荷試驗及有限元軟件，通過對現場試驗中變截面抗拔樁承載力、軸力及側摩阻力的分析，結合數值模擬，得出以下結論：

(1)對樁體嵌入巖層中的變截面抗拔樁，巖層提供的側摩阻力對抗拔樁承載力提供主要的支持，且對抗拔力的增益效果與等截面樁接近。

(2)抗拔樁樁體進入巖石后，對比等截面樁，變截面樁身側摩阻力的跳躍性增強，最大側摩阻力一般發生在樁體進入巖石后1 m內的位置，之后側摩阻力大幅下降。側摩阻力跳躍性的變化會直接影響樁身側摩阻力的發揮，從而導致抗拔樁承載力的下降。

(3)利用有限元軟件，實現了對樁徑變化這一因素進行單一變量控制，得出在強風化巖層段，變截面樁身側摩阻力要明顯大于等截面樁；變截面樁在中風化巖層段側摩阻力的發揮受上部側摩阻力跳躍性變化的影響，有一定降低。

如前所述，本文對變截面抗拔樁承載特性進行了研究分析，但由于現場試驗中抗拔樁施工質量、地層變化等原因，未能將變截面抗拔樁與等截面抗拔樁做到全方面的對比。在數值模擬中限于篇幅，僅對樁徑1.0 m的抗拔樁進行了分析，在后續的研究工作里可以加入更多樁徑及截面變化模式，從而進一步對抗拔樁的承載變形特性進行探究。

[1] DAS B M, JONES A D. Uplift capacity of rectangular foundations in sand[J]. Transportation Research Record, 1982, 884: 54-58.

[2] DICKIN E A, LEUNG C F. Performance of piles with enlarged bases subject to uplift forces[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1990, 27: 546-556.

[3] TAGAYA K, SCOTT R F, ABOSHI H Pullous. Resistance of buried anchor in sand[J]. Soils and Foundations, 1988, 28(3): 114-130.

[4] DICKIN E A, LEUNG C F. The influence of foundation geometry on the uplift behaviour of piles with enlarged bases in sand[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1992, 29(3): 498-505.

[5] 謝濤,袁文忠,蔣澤中,等. 嵌巖抗拔樁抗拔承載力試驗研究[J]. 四川建筑科學研究,2002(4):44-46.

[6] 何劍. 嵌巖灌注樁抗拔承載性狀試驗研究[J]. 巖石力學與工程學報,2004(2):315-319.

[7] 王衛東,吳江斌,許亮,等. 軟土地區擴底抗拔樁承載特性試驗研究[J]. 巖土工程學報,2007(9):1418-1422.

[8] 吳江斌,王衛東,黃紹銘. 等截面樁與擴底樁抗拔承載特性數值分析研究[J]. 巖土力學,2008(9):2583-2588.

[9] 吳江斌,王衛東,王向軍. 軟土地區多種樁型抗拔樁側摩阻力特性研究[J]. 巖土工程學報,2010(S2):93-98.

[10] 王衛東,吳江斌,王向軍. 基于極限載荷試驗的擴底抗拔樁承載變形特性的分析[J]. 巖土工程學報,2016(7):1330-1338.

[11] 住房和城鄉建設部. JGJ 106-2014 建筑基樁檢測技術規范[S]. 北京: 中國建筑工業出版社, 2014.

[12] 住房和城鄉建設部.JGJ 94-2008 建筑樁基技術規范[S]. 北京: 中國建筑工業出版社, 2008.

TU473.1+6

A

[定稿日期]2017-05-23

國家重點研發計劃專項課題(編號:2016YFC0802203-1)

張文濤(1991～)，男，碩士研究生，研究方向為巖土工程。