基樁嵌巖段抗拔承載特性現場試驗研究

楊 柏， 陳開倫， 劉 磊， 蘇春暉， 孫珍茂

(1.桂林電子科技大學 建筑與交通工程學院，廣西 桂林 541004；2.中交第一公路勘察設計研究院有限公司，陜西 西安 710000；3.桂林理工大學 土木與建筑工程學院，廣西 桂林 541004；4.四川電力設計咨詢有限責任公司，四川 成都 610016)

0 引言

中國西南山區復雜的地形地貌條件一直制約著區域交通設施建設和當地經濟發展，隨著經濟和技術進步，這一現象逐步得到改善。目前，在西南山區高速公路和高速鐵路建設中，極大比例地采用隧道和橋梁方案。抗拔樁作為一種承擔拉力的基礎形式在橋梁建設中較為常見。

數十年來，很多學者對土體的抗拔樁進行了研究，成果豐富。文獻[1]假設抗拔樁土體破壞面為倒圓錐臺型，提出了單樁承載力的半經驗計算方法。文獻[2]基于弧形破裂面建立了水平條分法模型，計算抗拔樁極限承載力，發現隨著土體黏聚力和內摩擦角的增加，樁的極限承載力顯著提高。文獻[3]認為樁側阻力由樁土黏結強度(與樁側正應力無關)和摩擦力(與樁側有限正應力成正比)兩部分組成，加上樁身自重即抗拔承載力。文獻[4]研究了擴底樁的承載特性，分析了擴大頭的承載機理與能力。文獻[5]通過離心模型試驗發現：注漿可以有效提高樁側阻力，增加抗拔承載力，并提高樁-土接觸界面的剪切剛度，減小側阻力充分發揮所需要的樁-土相對位移。文獻[6]考慮土的非均勻性，建立了彎曲破壞機理，提出了單樁抗拔承載力的簡化計算方法。文獻[7]發現砂土中的樁基坑承載力隨著埋深比和相對密度的增大而增大。

嵌巖抗拔樁的研究也取得了一定的成果。文獻[8]提出等截面樁在單層地基中極限抗拔力的計算公式，并發現巖層黏聚力和巖層摩擦角對極限承載力的影響很大。文獻[9]結合瀘州長江二橋現場試驗，發現樁周巖層的強度和完整性對抗拔樁承載力的影響至關重要。文獻[10-11]分析了瀘州長江二橋現場工程樁試驗，提出了巖層中抗拔樁承載力計算方法，重點考慮成樁方法、樁徑和巖層完整性對極限抗拔承載力的影響。文獻[12-14]通過現場和模型試驗，研究了上覆土嵌巖等截面樁與擴底樁的抗拔承載特性，分析了抗拔樁的承載機理，提出了極限承載力的計算方法。文獻[15]分析了上覆土嵌巖抗拔樁的樁側極限側阻力分布特征，發現各巖土層的樁側極限側阻力整體上隨著深度的增大呈近線性增大趨勢。文獻[16-17]通過理論分析和數值方法，研究了上土下巖地層中抗拔樁的承載機理，提出了計算抗拔樁極限承載力的解析式。文獻[18]基于現場試驗結果，擬合出軟質砂巖的平均樁側極限摩阻力與巖石單軸抗壓強度之間的關系，提出了計算抗拔樁極限承載力的方法。

現有規范關于土層中抗拔樁的設計計算方法較為完善，但對于嵌巖抗拔樁尚有不足，導致嵌巖抗拔樁設計偏保守或存在較大風險。本文通過現場試驗對砂巖層中的抗拔樁承載特性開展研究，分析基樁嵌巖段破壞機理，提出適用于砂巖地層的抗拔樁極限承載力預測公式。

1 試驗概況

1.1 工程概況及地質條件

試驗場地位于西南山區某山體斜坡臺地，主要地層如下：上覆厚約0.3～3.0 m的粉質黏土層；下臥巖層為厚0.5～3.0 m的強風化砂巖和中風化砂巖，巖體較為完整，節理裂隙較發育，未揭穿。巖土層剖面圖見圖1。為研究抗拔樁嵌巖段的承載特性，TP1試樁與TP2試樁只與中風化砂巖層接觸，在上覆土層和強風化砂巖層，以鋼護筒隔開。中風化砂巖層的樁、巖力學性能參數見表1。

圖1 巖土層剖面圖

表1 中風化砂巖層的樁、巖力學性能參數

1.2 試樁概況

試樁所在位置地質剖面圖見圖1，試樁尺寸及嵌巖情況見表2。

表2 試樁尺寸及嵌巖情況

圖2 極限荷載試驗裝置現場圖

TP1、TP2樁為分段成孔，在上覆土層和強風化砂巖部分的孔徑為1.0 m，嵌中風化砂巖部分的孔徑為0.8 m，在1.0 m孔徑范圍內預埋φ800mm鋼護筒，成樁后留在原位，隔離樁與樁周巖土體。

試驗采用文獻[19]中推薦的慢速維持荷載加載法，加載至破壞或不可再加載。現場試驗裝置見圖2。試驗步驟與文獻[13]一致。試驗過程中，用位移計測量樁頂位移，用ZX428CT型振弦式鋼筋計測試樁身軸力。從樁頂向下每隔0.5 m對稱布置兩個鋼筋計直至樁端。

2 試驗結果

2.1 荷載位移曲線

試樁測試結果見表3，樁頂上拔荷載與樁頂位移關系曲線見圖3。

表3 試樁測試結果

圖3 樁頂上拔荷載與樁頂位移關系曲線

從圖3和表3可以看出：兩根試樁的荷載-樁頂位移曲線均為陡變型。試樁在加載初始階段，樁頂位移隨著上拔荷載的增加呈近線性增大，達到最大荷載時，樁頂位移急劇增大。TP1試樁與TP2試樁各自承擔抗拔力的樁身長度分別為2.4 m和4.1 m，極限抗拔荷載分別為5 579.0 kN和9 901.0 kN。TP2試樁與TP1試樁相比，嵌中風化砂巖樁身長度增加了70.8%，承載力提高了77.5%，說明增加樁長可以有效地增加承載力，且近似呈線性增加；而樁頂位移僅增加了13.0%，說明增加樁長對樁頂位移的影響有限。

2.2 樁身軸力曲線與樁側阻力曲線

采用文獻[13]中方法計算各級荷載下樁身軸力和側阻力，并根據計算結果繪制樁身軸力-深度曲線和側阻力-深度曲線。樁端處的軸力數值較小且難以測試，故本文假設樁端軸力為零。因為在上覆土層和強風化砂巖層，將樁身與樁周巖土體以鋼護筒隔開，鋼護筒與巖土體的摩阻力較小，這里忽略不計。以TP1為例，圖4為TP1試樁在各級荷載下樁身軸力-深度曲線。

從圖4中可以看出：在各級上拔荷載作用下，樁身軸力在鋼護筒段保持不變，嵌入中風化砂巖后，軸力急劇減小，隨著上拔荷載的增加，樁巖產生相對移動，中風化砂巖層的樁側阻力逐漸發揮，巖層上部分的側阻力先發揮到極限，并向下逐漸發揮，巖層中樁身軸力曲線斜率不斷增大。TP2試樁的樁身軸力-深度曲線與TP1試樁相似。

以TP1試樁為例，圖5為在各級荷載下TP1試樁的樁側阻力-深度曲線。從圖5中可以看出：在上拔荷載作用下，樁身側阻力隨著上拔荷載的增加逐步發揮，在每級荷載作用下，樁側阻力都會出現峰值點或者最大值點，且該點會隨著荷載的施加逐步向下偏移，TP1試樁的極限樁側阻力峰值點在樁端1 m的范圍內。TP2試樁的樁身側阻力-深度曲線與TP1試樁相似。

2.3 樁與中風化砂巖相對位移曲線

根據式(3)計算在不同荷載作用下的樁身與中風化砂巖相對位移，

(3)

圖6 平均側阻力與樁-中風化砂巖相對位移的關系曲線

圖6為平均側阻力與樁-中風化砂巖相對位移的關系曲線。由圖6可以看出：在中風化砂巖中，TP1試樁和TP2試樁的平均側阻力均隨樁巖相對位移的變化近似為折線。樁巖界面未發生剪切破壞前，隨著樁巖相對位移的增加，平均側阻力近似線性增加，當樁巖相對位移達到20～25 mm時，樁身混凝土與巖層的黏結處產生破壞，樁巖界面產生剪切滑動，側阻力雖有小幅增加，但樁巖相對位移急劇增大。

3 試樁極限側阻力的取值

目前，樁側極限側阻力的取值主要依據規范或者現場試驗，規范建議值往往不能兼顧工程的經濟性要求，而現場試驗的成本較高、耗時偏長，不適用于體量較小的工程。在嵌巖基樁中，混凝土澆筑初期，樁身對孔壁產生較大的正應力。因為巖體內存在結構面，隨著混凝土凝固，應力逐漸消散，樁身與樁周巖體凝結。在上拔荷載的作用下，樁與樁周巖石產生相對滑移，滑移面由樁周巖石和樁身的強度決定，當樁與巖石強度一樣時，樁的破壞形式是樁沿著樁巖接觸面拔出，隨著巖石強度的降低，樁的抗拔承載力逐漸取決于巖石強度。樁與樁周巖體凝結，當樁的強度較高時，滑移面在樁周巖體內，為直徑接近樁徑的圓柱面，周圍巖體受到樁產生的剪應力作用，且巖體剪斷面上無正應力作用。基樁的抗拔承載力由樁周巖體的抗剪切強度提供，則樁的極限側阻力可以等效為樁周巖體的抗剪切強度。

現場試驗得到TP1試樁和TP2試樁在中風化砂巖中的極限側阻力平均值分別為925.4 kPa和961.3 kPa。中風化砂巖的抗剪切強度為1 000 kPa，相對誤差為3.9%～7.5%。

4 嵌巖樁極限抗拔承載力計算

通過上述分析可知：嵌巖樁抗拔承載力由樁側巖體抗剪切強度和樁身自重組成。故本文提出嵌巖樁極限抗拔承載力預測公式為：

(4)

其中：Pτ為樁周巖體抗剪切強度提供的抗拔承載力，kN；WC為樁身自重，kN；d為樁徑，m；LR為嵌入巖體的樁長，m；L為樁長，m；τC為巖體抗剪切強度，kPa；γC為樁重度，kN·m-3。

采用式(4)計算TP1試樁和TP2試樁的極限抗拔承載力，將計算結果與試驗值和規范計算值[20-22]進行比較，結果如表4所示。

表4 極限抗拔承載力計算結果與現場試驗結果對比

從表4可以看出：本文的計算結果與試驗值的比值為1.12～1.17，規范計算值與試驗值的比值為0.18～0.39，說明本文提出的計算方法能較為準確地計算出嵌巖基樁極限抗拔承載力，現行規范偏于保守。

5 結論

(1)隨著上拔荷載的增加，樁身軸力曲線斜率不斷增大，在每級荷載作用下，樁側阻力都會出現峰值點或最大值點，且該點會隨著荷載的施加逐步向下偏移。試驗得到西南山區中風化砂巖層極限側阻力發揮需要樁巖相對位移為20～25 mm，極限抗拔側阻力為925.4～961.3 kPa。

(2)當樁身強度高于樁周巖體時，基樁的抗拔承載力由樁周巖體的抗剪切強度提供，樁的極限側阻力可以等效為樁周巖體的抗剪切強度。

(3)現行規范的計算值與本文試驗值的比值為0.18～0.39，偏于保守。本文提出的公式可以比較準確地計算出嵌巖基樁極限抗拔承載力，對相似地層條件下的抗拔基樁設計具有一定的參考意義。

本文提出的公式基于嵌巖基樁整體拔出破壞，基樁為純嵌巖樁，且樁身強度高于樁周巖體，對于其他條件下是否適用有待進一步驗證。