大直径嵌岩桩承载机理研究

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(1.浙江工业大学 建筑工程学院，浙江 杭州 310014；2.浙江中林勘探研究股份有限公司 研发中心，浙江 嵊州 312400)

大直径嵌岩桩承载机理研究

许四法1,胡奇超1,钱志宇2,章柱勇2,王哲1

(1.浙江工业大学 建筑工程学院，浙江 杭州 310014；2.浙江中林勘探研究股份有限公司 研发中心，浙江 嵊州 312400)

大直径嵌岩桩广泛应用于低山丘陵地区，因桩身变形沉降小，桩侧阻力很难发挥.通过现场静载试验和数值模拟，对桩身侧阻力进行了研究.结果表明：土层侧阻力占总承载力的18%～24%，不考虑桩侧阻力会导致承载力的浪费；桩土相对位移较小，土层侧摩阻没有达到极限侧摩阻力，采用桩基规范计算土层侧摩阻力，会比实际土层侧摩阻力值偏大，影响嵌岩桩设计的安全性；建议该地区使用规范计算大直径嵌岩桩土层侧摩阻力时，乘以折减系数0.5.

嵌岩桩；静载试验；侧摩阻力；有限元

近年来，国内高层建筑发展迅速，对于桩基承受荷载、变形的要求越来越高.大直径嵌岩桩因其持力层为中风化岩层，承载力高，沉降小[1-2]，具有广泛的应用.

桩侧阻力的发挥需要桩-土(岩)之间产生相对位移，对于土层侧阻力发挥所需要的桩土之间的相对位移，何剑[3]通过原位试验发现桩土相对位移达到10 mm时，桩侧摩阻力充分发挥达到极限，而且该值与土类、桩尺寸及施工方法无关，同时该理论认为桩端阻力要充分发挥所需的桩端相对位移约为桩径的8%～25%.赵春风[4]则认为相对位移量达到18～23 mm时，桩侧摩阻力才能充分发挥.由于大直径嵌岩桩桩身沉降量小，桩侧阻力发挥不充分，因此在嵌岩桩承载力设计时往往忽略土层侧阻力的作用，只考虑桩端阻力来平衡荷载.加上大直径嵌岩桩承载力达到极限状态的情况很少[5-6]，规范法计算嵌岩桩承载力时摩阻力取值困难，导致低山丘陵地区嵌岩桩承载力的估算值与实际承载力之间差距较大，有时甚至相差2～3倍，因此有必要对嵌岩桩桩侧阻力和桩端阻力的发挥情况进行研究.笔者基于嵌岩桩现场静载试验，分析嵌岩桩的承载变形特性，并结合Midas进行数值模拟，为浅岩地区嵌岩桩的实践和理论研究提供参考.

1 工程概况

依托工程地处嵊州市东部丘陵地区，场地地貌为堆积地貌河漫滩，场地西北侧砂卵石被开挖后用填土堆积而形成，地势较为平坦，场地自然标高17.32～20.01 m，相对高差2.69 m.

工程所在区域为泥质粉砂岩.中分化粉砂岩层面高程为10.15～7.11 m，风化裂隙较少发育，岩芯较完整，呈短柱状及柱状，岩芯采取率75%～90%，岩石天然湿度单轴抗压强度标准值frk为5.92 MPa，属极软岩.

本场地土层及岩层相关参数如表1所示，qsik，qpk分别为勘探报告提供的地层极限侧摩阻力特征值、极限端阻力特征值.

表1 建筑场地土层及参数Table 1 Soil layers and parameters at construction site

2 现场试验方案

选取3根大直径嵌岩桩进行单桩静载试验，试桩概况如图1所示.试桩采用桩径为800 mm的嵌岩旋挖桩，1#，2#，3#试桩桩长分别为8.45，8.7，9 m；持力层均为中风化粉砂岩，从中风化岩层顶面算起，3根桩的嵌岩深度均为3 m.混凝土强度等级为C40，桩底采用人工清除沉渣.

图1 土层及1#试桩剖面图Fig.1 Profile layers and test pile 1#

桩钢筋笼上，沿桩身截面每隔1 m布置钢筋计，以便获得轴力随桩身的变化情况，每个截面有2个钢筋计对称焊接，用以消除偏心加载对轴力的影响[7]，具体钢筋计的布置如图2所示.静载试验采用堆载法，分12级加载，每级加载400 kN，最大加载值4 800 kN.

图2 轴力传感器布置图Fig.2 Arrangement of axial force sensor

3 试验结果与分析

图3为各级加载作用下桩顶处的荷载—位移曲线(Q—s曲线).从图3可以看出：3根桩的Q—s曲线平滑，无明显转折点，均为缓变型[8].在最大加载值4 800 kN时，3根桩桩顶处沉降为8.95～9.45 mm，沉降均小于40 mm，表明嵌岩桩桩端处岩层承载特性好，桩身变形较小，整体荷载—变形特性满足工程设计要求.

图3 Q—s曲线Fig.3 Curves of load-settlement

桩身轴力沿深度变化情况，如图4所示.从图4可以看出：1#桩身轴力随着埋深增加而减小，且减小幅度受桩周地层性状的影响，于桩端处达到最小值.2#，3#桩上覆土层轴力出现先增加后减小的现象，分析原因为试验场地地势较低，桩身施工完成后，桩周土被挖去填做路基，静载试验时又进行回填，所以上覆土层处于欠固结状态.桩顶加载时，上覆回填土因固结、扰动，自身沉降大于桩身压缩变形，产生负摩阻，所以出现一定量的轴力增加现象.1#，2#，3#桩最大侧摩阻都出现在嵌岩段，且端阻比在30%～48%，说明随着荷载的增加，嵌岩段侧摩阻力占桩侧总侧摩阻力的比重会加大，上覆土层侧摩阻力值增加幅度会减小，嵌岩段侧摩阻力的发挥有很大效应.

图4 轴力分布曲线Fig.4 Distribution curves of axial force

4 有限元数值分析

4.1 模型建立

有限元模型长宽各取12 m(15D)，减少边界条件的约束对单桩承载力的影响.桩长9 m与原位试验桩长尺寸一致，桩长范围内的岩土层按实际原位试验工程桩所处地质条件设置，桩底下部岩层厚度取一倍桩长，即9 m厚，减小计算区域对单桩承载力的影响[9].嵌岩桩桩身混凝土采用线弹性模型，土(岩)层采用Mohr-Coulomb模型[10]，桩土之间设置桩单元模拟接触[11-12]，有限元模型参数详见表2，3；模型各个土(岩)层侧立面X，Y方向进行约束，模型底部设置固定约束[13]；采用整体划分单元，桩身单元尺寸为0.2 m，土(岩)体单元尺寸为0.7 m，桩端底部以下岩层单元加疏，尺寸为1 m，单元以六面体单元为主，局部采用四面体单元.建立三维空间模型进行大直径嵌岩桩单桩竖向承载力计算，如图5所示.

表2 有限元模拟参数Table 2 Parameters of finite element method

表3 桩单元和桩端单元模拟参数Table 3 Pile element and pile end element simulation parameters

图5 有限元模型Fig.5 Finite element method

4.2 数值模拟与实验结果比较

模拟计算结果与实测数据对比，如图6所示.

从图6可以看出：有限元模拟的Q—s曲线与实测曲线变化趋势相同，模拟最大沉降量为9.51 mm，实测值为8.95～9.45 mm，两者大小接近.数值分析轴力变化曲线与实测曲线基本重合，误差在11%以内，出现该误差的主要原因为3～4.5 m段粉砂层含有一定量的圆砾，且该层位于强风化岩层过渡段，本构参数取值难，大都依靠经验取值，所以与实际情况存在一定误差.

图6 有限元模拟与实验结果对比Fig.6 Comparison between FEM and measured values

5 规范承载力计算参数

5.1 土层侧阻力

按《建筑桩基技术规范》反算出来的轴力，嵌岩段总反力占总极限承载力的76.86%，土层侧摩阻力占极限承载力的23.14%.有限元模拟得到荷载5 601.4 kN作用下的桩身轴力，端阻比为52.97%，嵌岩段侧摩阻力占极限承载力的31.86%，土层侧摩阻力占极限承载力的15.17%，如表4所示.

表4 承载力数值模拟Table 4 Comparison between FEM and standard values of bearing capacity

通过图7桩侧阻对比可以发现：《桩规》计算得出的嵌岩桩极限承载力在上部土层侧摩阻力的计算与有限元模拟嵌岩桩土层反力相差较大.主要原因是《桩规》对于缓变型Q—s曲线通常取桩顶沉降40 mm作为嵌岩桩极限承载状态，但是对于岩层埋深较浅的低山丘陵地区，桩顶变形很难达到40 mm.

规范、实测和数值模拟有关桩侧摩阻力值，如表5所示.规范粉质黏土、粉砂和强风化粉砂岩的qsik取值比实测值偏大，尤其是粉质黏土和粉砂qsik值相差达到了54.18%，56.33%；模拟qsik值与实测值比较接近，两者相差在17%以内.出现规范qsik取值偏大的原因是由于低山丘陵地区岩层埋深浅，桩顶沉降小，导致桩土相对位移没有达到土层发挥极限侧摩阻qsik的最小位移，因此土层实际侧阻力值会比《桩规》计算的偏小，如按规范取值将会导致安全性下降.综上所述，规范土层qsik值与实测、模拟值均相差50%以上，考虑土层实际侧摩阻力的发挥状况和承载力安全性，因此建议低山丘陵地区在使用《桩规》计算大直径嵌岩桩极限承载力时，土层(不包括强风化和全风化岩层)极限侧阻力标准值qsik乘以0.5的折减系数.

图7 桩侧阻对比Fig.7 Comparison of pile side resistance

表5 土层侧摩阻力Table 5 Friction resistance of soil

注：1) 规范qsik取自《桩规》经验参数法表5.3.5-1对应土层的最小值.

5.2 嵌岩段侧阻和端阻综合系数ζr

按《桩规》给出桩嵌岩段侧阻和端阻综合系数ζr为1.45.有限元模拟得出的嵌岩段侧阻和端阻综合系数ζr为1.60.模拟嵌岩段侧阻和端阻综合系数ζr大于《桩规》ζr参考值，两者相差10.3%，主要原因：1) 《桩规》综合系数ζr的取值不区分软岩和极软岩，取值范围具有一定局限性；2) 极软岩抗压强度较低，变形更大，因此比软岩更能调动桩嵌岩段侧阻力的发挥[14-15]，结合两者差值，建议该地区采用《桩规》综合系数ζr时，适当放大10%.

6 结 论

低山丘陵地区开展3组大直径嵌岩桩试验，桩径800 mm，桩长8.45～9 m，嵌岩段3 m.采用有限元数值模拟试桩，并与实测结果进行对比验证.并对《桩规》嵌岩桩极限承载力计算方法进行数值分析，得到：3根试桩的Q—s曲线均为缓变型，极限承载力不小于4 800 kN，对应的试桩桩端沉降为8.95～9.45 mm，表现出良好的承载性能与变形控制能力，满足工程设计的要求；《桩规》对于计算嵌岩桩土层极限侧摩阻力值偏大，设计安全性小.建议低山丘陵地区在使用《桩规》计算大直径嵌岩桩极限承载力时，土层(不包括强风化和全风化岩层)极限侧阻力标准值qsik乘以0.5的折减系数；对于桩端岩层为极软岩，采用《桩规》嵌岩段侧阻和端阻综合系数ζr参考值时，因适当放大10%的嵌岩段综合系数ζr.

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(责任编辑：陈石平)

Studyonthebearingmechanismoflarge-diameterrock-socketedpiles

XU Sifa1, HU Qichao1, QIAN Zhiyu2, ZHANG Zhuyong2, WANG Zhe1

(1.College of Civil Engineering and Architecture, Zhejiang University of Technology, Hangzhou 310014, China;2.Research Center, Zhejiang Middle Forest Survey Research Limited Company, Shengzhou 312400, China)

Large-diameter rock-socketed piles are widely used in hilly areas, but shaft friction is difficult to play for a small settlement of these piles. By field loading tests and finite element methods, shaft friction is discussed in this paper. The results show that the resistance of the soil layer is 18%-24% of the total bearing capacity and therefore it is necessary to calculate shaft friction. Since the relative displacement between the pile and soil is small, the shaft friction of soil does not reach the limit resistance. With the current technical code for pile foundations, it is found that the calculated shaft friction of soil is larger than the real one, leading to the insecure design of rock-socketed piles. It is suggested that the shaft friction of soil should be reduced by a factor of 0.5 when the specification is used to calculate the bearing capacity of large-diameter rock-socketed piles.

rock-socketed pile; field test; shaft friction; finite element method

2017-02-14

许四法(1967—)，男，浙江平湖人，教授，研究方向为土的基本特性、地基基础以及垃圾填埋场的防治特性等相关领域，E-mail:786393304@qq.com.

TU473.1

A

1006-4303(2017)06-0694-05