中风化凝灰岩嵌岩桩抗拔承载特性研究

2021-05-13史乙杰邓会元朱文波

水利与建筑工程学报 2021年2期

史乙杰，邓会元，朱文波

(1.山东外国语职业技术大学，山东日照 276826；2.东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育重点实验室，江苏南京 211189；3.东南大学土木工程学院，江苏南京 211189)

桩基础因其承载力高而广泛应用于各类土木工程建设中，大多数建构筑物的桩基础主要考虑抗压承载力，而对于一些特殊的构筑物以及特殊的工况时，往往抗拔承载力是设计中主要关注的问题。如地下室的抗浮设计、输电塔及光伏电站受风荷载影响的抗拔设计[1]、海上漂浮基础受风浪流影响的抗拔设计、高层建筑地下室施工阶段的抗浮设计等等，此类基础的抗拔承载力直接影响上部结构的安全稳定。

目前，国内外学者对抗拔桩承载力进行了大量研究。针对砂土及黏性土中抗拔桩破坏主要为圆柱形、倒锥形、复合型等破坏模式，Meyerhof等[2]、Deshmukh等[3]、Chattopadhyay等[4]、Kulhawy等[5]提出了相关的理论计算模型。其中Meyerhof等[2]认为抗拔桩的破坏面在地表处与水平面夹角为45°-φ/2，Chattopadhyay等[4]基于Meyerhof研究提出的地表破坏面夹角的假定，进一步提出了砂土中抗拔桩圆弧形破坏模式的抗拔承载力计算方法，而Kulhawy等[5]通过砂土中的钻孔桩抗拔试验，发现破坏形态为圆柱型剪切破坏。但是以上抗拔桩破坏形态是否适用于嵌岩抗拔桩，还有待进一步深入研究，且大多数理论计算需要桩周土体的黏聚力和内摩擦角参数，而对于嵌岩桩嵌岩段，一般地勘资料很少提供嵌岩段岩土的黏聚力和内摩擦角，应用上述理论存在一定的局限性。何思明等[6]对嵌岩抗拔桩承载机理进行了理论研究，提出了剪滞模型，对嵌岩抗拔桩算例进行分析，认为桩侧摩阻力的分布规律与抗拔弹性极限荷载有关。为了进一步通过试验评价抗拔桩承载特性，宋兵等[7]在中风化钙质泥岩中进行了5根短桩的抗压及抗拔试验，认为抗拔时桩岩界面摩阻力小于抗压桩岩界面摩阻力，比值约为0.46～0.60；王钦科等[8]在浅覆盖层软质岩中对5根输电塔抗拔桩进行了现场抗拔试验，得到了强风化砂岩和中风化砂岩的桩侧极限摩阻力；董金荣[9]在现场进行了5根28.8 m～36.2 m长的嵌岩抗拔桩试验，发现全风化岩的抗拔系数为0.66～0.82；此后王梓龙等[10]在现场开展了4根嵌岩扩底短桩抗拔试验。以上说明嵌岩抗拔桩与砂土及黏土中抗拔桩存在差异，且桩岩界面的摩阻力与抗压桩存在显著差异。

虽然目前对抗拔桩承载特性进行了大量研究，但既有的文献很少报道中风化凝灰岩地层中嵌岩桩抗拔承载特性。为了评价中风化凝灰岩抗拔承载特性，本文在某建筑工程场地开展了5根不同桩长不同桩径的嵌岩桩抗拔承载力现场试验，并与不同规范方法进行了对比，为类似地层嵌岩桩抗拔承载力设计提供参考。

1 工程概况

本项目场地位于杭州临安锦城片区东部，项目规划总占地面积约55 hm2，规划地上建筑面积约126万m2，包含商务办公区、度假酒店、大型商业综合体、精品购物街、休闲文化娱乐、商住区以及居住等多种功能。拟建建筑包括12幢32层的高层住宅，2～3层幼儿园及部分1～2层的商业裙房，整个区块设一层大底盘地下室。

本场地的地下室基底埋深约5.00 m，主楼下坑中坑约为7 m。根据本场地地下水性质和地层情况分析，地下水水量丰富，地层透水性强。场地±0.0 m设计地面标高为33.6 m，本场地地下水在详勘期间所测的水位埋深为0.60 m～4.50 m。设计时需考虑高层建筑下的地下室施工期间临时抗浮设计，以及其他无上部建筑的地下室抗浮设计。结合本工程场地地层特性，采用以中风化岩为持力层的灌注桩作为抗拔桩，主要桩径为0.7 m和0.8 m，设计的桩顶标高为+27.3 m，即±0.0 m地坪以下6.3 m。

为了确定单桩抗拔承载力是否满足要求，本工程选用5个不同位置的试桩(记为SZ1—SZ5)进行抗拔试验。为了获得不同土层抗拔摩阻力，每根试桩均埋设了振弦式钢筋计。各试桩剖面图见图1，地层参数如表1所示。其中SZ1—SZ4的持力层为④C-3中风化凝灰质砂砾岩，SZ5的持力层为④B-3中等风化凝灰岩。

2 抗拔承载力现场试验

2.1 抗拔承载力位移曲线

根据测试要求，每根试桩分十级进行加载，每级为设计单桩抗拔承载力的1/10，试桩参数如表2所示。5根试桩的抗拔试验荷载位移曲线如图2所示。

从测试结果可以看出，5根试桩上拔荷载-位移曲线均表现为缓变形，说明加载至设计上拔承载力时均满足设计要求，且均未达到实际极限抗拔承载力。对于0.8 m直径的抗拔桩，抗拔承载力可达到1 500 kN～2 600 kN，最大位移为6.92 mm～10.67 mm；对于0.7 m直径的抗拔桩，抗拔承载力可达到600 kN，最大位移为7.76 mm～8.38 mm。说明在相同位移条件下，0.8 m直径抗拔桩的承载力明显大于0.7 m直径抗拔桩承载力，增加桩径有助于提高抗拔承载力。

图1 试桩剖面图

表1 土的主要物理力学指标

图2 抗拔试验荷载位移曲线

表2 试桩参数及测试结果

此外，对比SZ1和SZ2测试结果可以看出，嵌岩长度越大，抗拔承载力越高；对比SZ4和SZ5可以看出，虽然SZ5桩长小于SZ4桩长，但在最大加载值时SZ5的位移小于SZ4，说明嵌岩段提供的上拔阻力更加明显，且④B-3中等风化凝灰岩持力层和④C-3中风化凝灰质砂砾岩持力层均能提供较好的上拔摩阻力。

2.2 桩身受力变形结果分析

(1) 桩身轴力分析。根据不同试桩试验加载值以及预埋的振弦式钢筋计测试读数，可获得不同加载等级下桩身轴力变化(见图3)，每条曲线代表不同的加载等级。由于上拔荷载作用在桩顶位置，假设桩端轴力为零。其中各截面钢筋计测试轴力可按照以下公式[11]进行计算：

(1)

(2)

(3)

(4)

图3 抗拔桩试验轴力随深度变化图

从上述轴力测试结果可以看出，随着加载等级的增加，各截面轴力也一直增大，且嵌岩段的轴力斜率明显大于上部桩段的轴力斜率，说明嵌岩段的侧摩阻力明显大于上部其他土层的侧阻力。由于桩体的刚度较大，且5根抗拔桩普遍较短，桩顶施加较小等级荷载时，轴力就已传递到嵌岩段。此外，由于各试桩在最大加载等级时均未达到极限，可推测嵌岩段侧阻力也未达到极限。

(2) 桩侧摩阻力分析。根据桩身轴力试验结果，可获得不同土层侧摩阻力，其中各试桩最大实测侧摩阻力统计如表3所示。

表3 不同试桩侧摩阻力

由于强风化岩和中风化岩交界处未布置钢筋计，而各试桩均没有达到极限状态，上述实测结果计算侧阻力时假设强风化岩和中风化岩侧阻力相同。从表中可以看出，实测得到的中风化岩最大侧摩阻力远小于地勘推荐的标准值，说明实际的中风化岩侧阻力还有较大的发展空间，且国外不同方法计算得到的中风化岩极限摩阻力也明显大于实测值。夏兼等[14]通过现场试验发现中风化岩层对嵌岩桩的侧摩阻力提升效应较显著，中风化岩嵌岩桩设计承载力普遍较保守。

此外，在最大加载荷载时各试桩均未达到极限承载力，说明桩岩界面极限摩阻力发挥所需的极限位移大于试验中最大加载位移(6.92 mm～10.67 mm)。而根据宋兵等[7]开展的中风化钙质泥岩抗拔试验发现，桩岩界面的极限位移仅为6.56 mm～8.18 mm，对应的极限摩阻力为1 019 kPa～1 592 kPa。但宋兵等介绍的主要是短桩试验，桩长仅为0.5 m，且周围岩层的单轴抗压强度小于本工程的中风化岩强度。此外，董金荣[9]通过现场试验发现大直径嵌岩桩的极限摩阻力发挥所需的极限位移可达到8.15 mm～34.17 mm。说明嵌岩桩的极限位移与岩层特性、桩基尺寸等因素有关。王钦科等[8]通过现场试验获得了浅覆盖层软质岩(强风化砂岩和中风化砂岩)中抗拔桩极限摩阻力，其中强风化砂岩、中风化砂岩的桩侧极限摩阻力分别为472 kPa、1 027 kPa。但中风化岩单轴抗压强度小于本工程岩层强度，因此，通过对比可以推测本工程中风化岩的极限侧摩阻力应大于试验最大侧摩阻力值，根据AASHTO手册计算得到的中风化岩极限摩阻力可达648 kPa～741 kPa，加拿大岩土工程手册计算为1 047 kPa～1 165 kPa，计算值与上述既有文献中风化岩极限摩阻力实测值差异较小。

为了进一步研究嵌岩段摩阻力位移变化规律，以下分析了嵌岩段摩阻力随桩顶位移变化关系，如图4所示。

图4 嵌岩段摩阻力随桩顶位移变化图

从图4中可以看出，在设计的单桩抗拔承载力加载范围内，嵌岩段的摩阻力随位移基本呈线性增长趋势，说明在设计荷载下，嵌岩段桩-岩界面处于线弹性阶段，抗拔荷载低于弹性极限抗拔荷载。何思明等[6]认为桩-岩界面荷载传递存在剪滞效应，在弹性极限抗拔荷载以内时，桩侧阻力呈指数分布，摩阻力-位移呈线性变化；而当荷载大于弹性极限荷载时，摩阻力和位移呈显著非线性变化。由于本次试验只加载到设计单桩抗拔承载力，而没有继续加载至破坏，因此，各试桩均表现为线弹性受荷状态，而没有出现明显非线性阶段。但本次试验充分说明两种直径抗拔桩均能较好满足设计抗拔需求，且存在一定的安全富余。

3 嵌岩桩抗拔承载力理论计算

为了进一步估算本工程嵌岩桩极限抗拔承载力，以下结合国内外不同规范及手册方法进行计算，不同方法如下所述：

3.1 《建筑桩基技术规范》(JGJ 94—2008)

根据《建筑桩基技术规范》[15](JGJ 94—2008)，单桩抗拔极限承载力可按照如下公式进行计算：

Tuk=∑λiqsikuili

(5)

式中：Tuk为单桩极限抗拔承载力；ui和li为桩段周长和长度；qsik为第i层土侧摩阻力标准值；λi为抗拔系数，对于砂土，取为0.5～0.7，对于黏性土和粉土，取为0.7～0.8。

本工程不同土层侧阻力标准值和抗拔系数见表1所示。

3.2 AASHTO手册方法

根据美国AASHTO手册[12]，针对不同土性如黏土、砂性土、岩石等地层中提出了不同的侧摩阻力计算方法。

对于黏性土，钻孔桩侧摩阻力采用α法：

(6)

对于无黏性土，

(7)

φf′=27.5+9.2log[(N1)60]

(8)

(9)

(10)

式中：φf′为有效内摩擦角修正值；σp′为预固结压力；N60为标贯；m为指数，对于纯砂土m=0.6，对于粉质砂土和砂质粉土，m=0.8。

对于嵌岩段，Horvath等[16]建议采用以下公式：

(11)

式中：αE为节理修正系数，根据O′Neill等[17]的研究进行取值，可查表得到。

3.3 加拿大岩土工程手册方法

根据加拿大岩土工程手册[13]，不同土性侧阻力计算公式如下：

(1) 对于黏性土:

qs=α·Su

(12)

式中:α为黏聚系数，一般为0.5～1.0，可按照α=0.21+0.26Pa/Su进行换算；Su为不排水剪强度。

(2) 对于无黏性土:

(13)

式中：β为侧阻力系数，一般为0.2～1.5，不同土性取值可参考手册；Ks为侧压力系数；σv′为竖向有效应力；δ为桩土界面摩擦角，一般为(0.5～1.0)φ。

(3) 对于嵌岩段:

(14)

式中：qs为嵌岩段侧摩阻力;qu为岩石单轴抗压强度。Pa为1个标准大气压。b为经验系数，对于极限状态设计，b=1.41；对于正常使用状态设计，b=0.63～0.94；对于保守下限值计算，b=0.63。

加拿大岩土工程手册建议黏性土的抗拔摩阻力与受压摩阻力相同，而无黏性土的抗拔摩阻力一般为受压摩阻力的0.75～0.80倍。

3.4 不同方法计算结果对比分析

根据上述不同计算方法，可获得5根试桩的抗拔极限承载力，统计如表4所示。

表4 不同方法抗拔承载力计算结果

从上述可以看出，不同规范方法计算得到的抗拔承载力均大于实测最大加载值，而国外的AASHTO手册方法和加拿大岩土工程手册计算方法明显大于实测值和建筑桩基规范计算值。且对于嵌岩深度越深、直径越大的SZ1—SZ3，国外抗拔承载力计算方法与建筑桩基规范方法计算结果偏差越明显，如加拿大岩土工程手册计算得到的SZ1抗拔承载力比建筑桩基规范计算值大329%。说明不同方法对嵌岩段的侧阻力计算差异性较显著，但本工程设计的抗拔承载力明显偏于保守，中风化凝灰岩地层可以提供较大的极限抗拔承载力。