顏川

(成渝鐵路客運(yùn)專線有限責(zé)任公司，四川成都610031)

深厚淤泥層嵌巖樁荷載傳遞特性研究*

顏川

(成渝鐵路客運(yùn)專線有限責(zé)任公司，四川成都610031)

采用接觸面單元模擬豎向荷載作用下樁與巖土的相互作用，應(yīng)用軸對(duì)稱彈塑性有限元法研究了深厚淤泥層嵌巖樁的荷載傳遞機(jī)理，并探討了嵌巖深度對(duì)嵌巖樁豎向承載力的影響。結(jié)果表明，深厚淤泥層嵌巖樁應(yīng)以樁頂沉降來控制極限承載力，且樁側(cè)阻力主要來自嵌巖段的嵌阻力;樁端阻力對(duì)荷載的分擔(dān)比例隨著嵌巖深度的增加而減少，當(dāng)嵌巖達(dá)到一定臨界深度后，再繼續(xù)加大嵌巖深度對(duì)樁垂直承載能力的提高已無積極作用。

淤泥;嵌巖樁;荷載傳遞;有限元法

嵌巖樁一般為鉆孔或挖孔樁，而且大多數(shù)為大直徑樁。大直徑嵌巖樁由于具有很高的承載力和較小的沉降等優(yōu)勢(shì)而越來越多地被工程上所應(yīng)用，有關(guān)嵌巖樁的理論也越來越受到理論界和工程界的重視。在這方面，雖然國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了諸多有益的研究［1－8］。然而，由于對(duì)嵌巖樁承載力特性和荷載傳遞機(jī)制缺乏足夠地認(rèn)識(shí)，導(dǎo)致在嵌巖樁設(shè)計(jì)和承載力取值方面還存在一些誤區(qū)，一方面不管嵌巖樁的長(zhǎng)徑比大小和嵌巖深度，籠統(tǒng)地作為端承樁來進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算，尤其在深厚淤泥層中更是如此;另一方面是盲目地增加嵌巖深度造成不必要的浪費(fèi)［9］。

為了研究深厚淤泥層嵌巖樁的荷載傳遞機(jī)理，有必要對(duì)樁–土–巖進(jìn)行共同作用分析。目前研究方法主要可分為試驗(yàn)研究和理論分析兩大類。由于深厚淤泥層中鉆孔灌注樁的直徑大且樁較長(zhǎng)，一般試驗(yàn)荷載大、試樁費(fèi)用較高，加上要考慮樁尺寸和土質(zhì)變化等復(fù)雜因素，單純靠現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)進(jìn)行研究，在目前階段是很不經(jīng)濟(jì)的，也不能完全達(dá)到目的。理論分析方法是利用一些較成熟的專業(yè)理論，通過數(shù)值計(jì)算來揭示研究對(duì)象的規(guī)律性變化。在考慮土的非線性屬性、層狀體系及樁土間的非線性相互影響等因素時(shí)，有限單元法可能是現(xiàn)階段最通用的方法。因此本文采用有限單元法對(duì)深厚淤泥層嵌巖樁的承載性狀進(jìn)行計(jì)算分析。

在嵌巖樁有限元計(jì)算中，巖土本構(gòu)模型及接觸面的模擬一直是人們研究的重點(diǎn)。Rowe R K［10］采用雙節(jié)點(diǎn)法模擬樁巖界面，分析了界面軟化行為的影響因素和樁側(cè)剪阻發(fā)揮的影響因素;KHAN A［11］采用界面單元來模擬混凝土—巖石界面，劉樹亞［3］采用薄單元法和相應(yīng)的界面模型對(duì)嵌巖樁的承載特性進(jìn)行了模擬。到目前為止所采用的力學(xué)模型均作了較大簡(jiǎn)化，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果與實(shí)際有較大差異。本文針對(duì)嵌巖樁荷載傳遞研究方面存在的問題，根據(jù)樁體與圍巖體接觸面上的應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系，結(jié)合某高架橋樁基工程研究了深厚淤泥層嵌巖樁的荷載傳遞特性。

一、樁－巖土材料本構(gòu)模型及接觸面模型

設(shè)計(jì)中一般使樁身材料提供的承載力稍大于由巖土支承作用提供的承載力，故在數(shù)值分析中，一般樁身采用線彈性模型即可較好地反映實(shí)際受力情況。巖土材料采用Drucker－Prager模型可得到較為精確的結(jié)果。由于兩種介質(zhì)的剛度和強(qiáng)度相差較大，形成一明顯的交界面。

在巖土工程中，當(dāng)兩種相鄰材料的變形性能相差較大時(shí)，在一定的受力條件下，可能會(huì)在它們之間的接觸面上產(chǎn)生錯(cuò)動(dòng)、滑移或開裂，古德曼(Goodman)等人提出了巖石節(jié)理單元，被廣泛地用作接觸面單元［12］。該類接觸單元有兩個(gè)“模量”值:切向勁度系數(shù)ks、法向勁度系數(shù)kn，這兩個(gè)勁度系數(shù)是切向、法向剪應(yīng)力與相應(yīng)方向的相對(duì)滑移之比，法向勁度系數(shù)與法向的變形有關(guān)，因?yàn)榻佑|單元在法向不能嵌入，也不能脫開，所以當(dāng)法向受壓時(shí)，取較大的值(這里取kn=1010N/m3)，而當(dāng)法向受拉時(shí)則可取kn=1．0N/m3。切向勁度系數(shù)決定于單元兩面的相對(duì)滑移。一般認(rèn)為，接觸單元的切向剪應(yīng)力與節(jié)點(diǎn)的相對(duì)變形之間呈非線性關(guān)系，在本文中簡(jiǎn)化為如圖1所示的非線性關(guān)系，認(rèn)為在屈服之前剪應(yīng)力τ和剪切位移ws呈直線關(guān)系，即

τ=ks·ws(1)

式中，ks為抗剪勁度系數(shù)，如圖1所示，它也就是彈性階段的應(yīng)力–位移關(guān)系曲線的斜率。

圖1 簡(jiǎn)化的應(yīng)力－位移關(guān)系

若剪應(yīng)力達(dá)到最大值τu使接觸面達(dá)到破壞，這時(shí)剪應(yīng)力τ不再隨剪切位移ws而變化。在本文中，假定接觸單元的屈服條件符合Mohr－Coulomb準(zhǔn)則，即式中，σn為接觸面上的壓應(yīng)力;c、δ分別表示樁－土接觸面上的粘結(jié)力和摩擦角。以上參數(shù)均可通過室內(nèi)直剪摩擦試驗(yàn)確定。

二、深厚淤泥層嵌巖樁計(jì)算模型的建立

(一)工程概況及地質(zhì)條件

某高架橋工程場(chǎng)地第四系覆蓋層較厚，層位變化相對(duì)穩(wěn)定，在該合同段內(nèi)基巖埋藏均較深。其中28號(hào)墩共3根樁，采用一柱一樁的形式，3根樁的樁徑均為1．8m，樁長(zhǎng)均為42.8m，即進(jìn)入弱風(fēng)化層2倍樁徑，采用C35的混凝土進(jìn)行澆筑。

根據(jù)地質(zhì)勘察資料，地質(zhì)地層自上而下分別為:

①回填碎塊石:雜色，主要由碎塊石組成，塊徑5～80cm，含量約占90%，塊石間隙較大，為新近回填而成，尚未完成固結(jié)，松散。層厚6．00m，標(biāo)高為－1．53m～4．47m。

②淤泥:灰黑、深灰色等，質(zhì)純，含少量有機(jī)質(zhì)，偶見少許貝殼碎片，有臭味，飽和，流－軟塑。層厚10．30m，標(biāo)高為－11．83m～－1．m。

③亞粘土:紅褐色，黃褐色等，呈花斑狀，局部含少量砂，可塑，局部軟塑。層厚3．20m，標(biāo)高為－15．03m～－11．83m。

③中粗砂:黃褐色，石英質(zhì)，飽和，松散－稍密，級(jí)配差，含少量細(xì)砂，底部含少量礫砂。層厚3．80m，標(biāo)高為－18．83m～－15．03m。

④砂質(zhì)粘性土:灰黃、黃褐等色，為混合花崗巖風(fēng)化殘積而成，濕，可塑～硬塑。層厚2．60m，標(biāo)高為－21．43m～－18．83m。

⑤全風(fēng)化混合花崗巖:紅褐色，除石英外，其它礦物均風(fēng)化呈粉狀，原巖結(jié)構(gòu)已破壞，但仍可辯，巖芯呈土柱狀，浸水易軟化崩解。層厚4．10m，標(biāo)高為－25．53m～－21．43m。

⑤強(qiáng)風(fēng)化混合花崗巖:紅褐色，黃褐色，原巖結(jié)構(gòu)已基本破壞，長(zhǎng)石晶形完整，手捏有礫感，巖芯呈土柱狀或碎塊狀。層厚9．90m，標(biāo)高為－35．43m～－25．53m。

⑤弱風(fēng)化混合花崗巖:灰褐色，肉紅色，由石英、長(zhǎng)石、云母等礦物組成，為變余結(jié)構(gòu)，塊狀構(gòu)造，風(fēng)化裂隙較發(fā)育，巖芯呈塊狀或短柱狀。層厚7．00m，標(biāo)高為－42．43m～－35．43m。

(二)模型建立與材料參數(shù)選擇

現(xiàn)取其中1根樁進(jìn)行有限元模擬計(jì)算分析。將樁土體系簡(jiǎn)化為軸對(duì)稱問題，對(duì)樁和土體都采用四結(jié)點(diǎn)等參單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在樁和土體之間設(shè)置接觸單元，計(jì)算區(qū)域60m(寬)×120m(高)，所選用的材料參數(shù)和樁土界面參數(shù)分別見表1和表2。

表1 材料參數(shù)

?

表2 樁－土界面參數(shù)

三、數(shù)值分析

計(jì)算結(jié)果分別見圖2～圖5。

圖2 荷載－沉降曲線

圖3 樁端阻力分擔(dān)比

圖4 樁身軸力分布曲線

圖5 樁身側(cè)摩阻力分布曲線

(一)深厚淤泥層嵌巖樁荷載傳遞機(jī)理分析

從圖2可以看出，樁頂荷載－沉降曲線是一種典型的緩變形，無陡降段。當(dāng)樁頂沉降達(dá)11．33cm時(shí)樁頂荷載－沉降曲線仍然近乎線性變化，此時(shí)樁頂荷載已達(dá)127．25MN?？梢姡瑢?duì)深厚淤泥層大直徑嵌巖樁的極限承載力應(yīng)以樁頂沉降來控制。按沉降s=40mm控制，對(duì)應(yīng)的極限承載力為55．82MN。

圖3是樁頂荷載從11．16MN分級(jí)加載至55．82MN時(shí)樁端阻力在總承載力中所占百分比曲線。從圖中可以看出隨著樁頂荷載增大，樁端阻力與總荷載比值的變化先由大變小，然后再由小變大。樁頂荷載較小時(shí)，樁側(cè)的相對(duì)位移很小，側(cè)摩阻力亦很小，樁軸力直接傳到樁底，樁端阻力所占比例較大。隨著樁頂荷載增大，樁側(cè)的相對(duì)位移亦增大，側(cè)摩阻力迅速增大，樁頂荷載主要由樁側(cè)阻力來承擔(dān)，故樁端阻力所占比例較小。隨著樁頂荷載的繼續(xù)增大，樁端位移和樁側(cè)相對(duì)位移亦增大，某些部位的側(cè)摩阻力達(dá)到極限，此時(shí)樁頂荷載的增加主要由未達(dá)到極限值部位的側(cè)摩阻力和樁端阻力來承擔(dān)，故樁端阻力所占比例逐漸增大。

圖4為各級(jí)樁頂荷載下沿樁身的軸力分布曲線。從圖上可看出，在樁的上部軸力線比較陡，說明樁身軸力沿樁身向下衰減得慢，也就是說上部樁側(cè)土體較軟弱，在樁側(cè)產(chǎn)生的側(cè)摩阻力小，對(duì)樁軸力的向下傳遞沒多少“阻擋”作用。當(dāng)樁進(jìn)入到40m深度左右，就是就進(jìn)入弱風(fēng)化混合花崗巖層時(shí)，軸力線發(fā)生了明顯的轉(zhuǎn)折即軸力迅速變小，說明這時(shí)樁身側(cè)阻力開始增大，在圖4的側(cè)阻力分布曲線上表現(xiàn)得很明顯，這部分側(cè)阻力主要是弱風(fēng)化巖層的嵌阻力。

圖5是在各級(jí)荷載作用下樁側(cè)阻力的分布曲線。從圖中可以看出，當(dāng)樁頂荷載較小時(shí)，樁身側(cè)摩阻力亦較小。隨著樁頂荷載的增加，樁身變形增大，樁土界面處的樁土位移增加，從而使樁側(cè)摩阻力增大。當(dāng)樁頂荷載增加至某一值時(shí)，樁側(cè)某點(diǎn)與樁土相對(duì)位移達(dá)到極限狀態(tài)，從而使這些部位的側(cè)摩阻力不再增加。加載初期，隨著荷載級(jí)別的增加，淤泥層的側(cè)摩阻力馬上達(dá)到極限，而土層、強(qiáng)風(fēng)化層、嵌巖層的側(cè)摩阻力都隨之增大，但主要以嵌巖層的嵌阻力增加為主。在嵌巖段，但荷載較大時(shí)嵌阻力呈雙峰狀，與文獻(xiàn)［6］描述的曲線相似。

(二)嵌巖深度對(duì)豎向荷載傳遞的影響分析

在保持上部土層不變的情況下，進(jìn)一步分析了不同嵌巖深度(分別為1D、2D、3D、4D、5D)樁側(cè)摩阻力的傳遞情況，分別見圖6至圖11，其中嵌巖深度為2D的側(cè)摩阻力分布曲線見圖6。

圖6 嵌巖1倍樁徑樁身側(cè)摩阻力分布曲線

圖7 嵌巖3倍樁徑樁身側(cè)摩阻力分布曲線

圖8 嵌巖4倍樁徑樁身側(cè)摩阻力分布曲線

圖5至圖9是各嵌巖深度樁在各級(jí)荷載作用下的樁身側(cè)摩阻力分布曲線。從圖中可以看到，隨著荷載的增加，各嵌巖深度樁的側(cè)阻力發(fā)揮趨勢(shì)都大同小異，上部深厚淤泥的側(cè)摩阻力貢獻(xiàn)都較小。將各樁在55．82MN樁頂荷載作用下的側(cè)摩阻力畫在圖9中，可以看到，在相同荷載作用下，嵌巖深度大的嵌巖段樁側(cè)摩阻力峰值偏小，表明隨著嵌巖深度的加大，嵌巖段的樁側(cè)摩阻力發(fā)揮仍有較大余地。

圖9 嵌巖5倍樁徑樁身側(cè)摩阻力分布曲線

圖10 55．82MN荷載下樁身側(cè)摩阻力分布曲線

圖11 樁端阻力分擔(dān)比

圖10是在樁頂荷載為55．82MN時(shí)，各嵌巖深度樁的樁端阻力占總承載力的百分比曲線。結(jié)果表明:隨著嵌巖深度的加大，樁端阻力所占的比例越小。當(dāng)嵌巖深度從1倍樁徑增加到5倍樁徑時(shí)，樁端阻力占總承載力百分比從56．4%下降到25．8%，可見，隨嵌巖深度的增加，嵌阻力也相應(yīng)地增大，從而減少了樁端阻力。如果再繼續(xù)增加嵌巖深度使樁端阻力進(jìn)一步減少，這時(shí)樁端阻力即使減到0也只減少25．8%，但由于樁長(zhǎng)的增加，結(jié)構(gòu)自重、建設(shè)成本以及施工難度都將增大，這都是應(yīng)避免的不利的因素。因此，對(duì)相對(duì)堅(jiān)硬的巖石，取最大嵌巖深度為5D(D為樁直徑)就已足夠。當(dāng)采用較小的嵌巖深度時(shí)，承載力以樁端阻力為主，這時(shí)應(yīng)該嚴(yán)格控制樁底沉渣確保樁的承載力。

四、結(jié)論

(1)深厚淤泥層嵌巖樁樁頂荷載－沉降曲線是一種典型的緩變形，無陡降段，以樁頂沉降來控制極限承載力。

(2)深厚淤泥層嵌巖樁的樁側(cè)阻力主要來自嵌巖段的嵌阻力，鉆孔法施工時(shí)要嚴(yán)格清底，避免在嵌巖段樁側(cè)形成泥皮。

(3)嵌巖樁的樁端阻力對(duì)荷載的分擔(dān)比例隨著嵌巖深度的增加而逐漸減少。嵌巖深度效應(yīng)顯然是存在的，即當(dāng)嵌巖達(dá)到一定臨界深度后，再繼續(xù)加大嵌巖深度對(duì)樁垂直承載能力的提高已無積極的作用。

(4)嵌巖樁有限元計(jì)算所顯示的嵌巖段樁側(cè)阻力的非線性分布現(xiàn)象突出，呈現(xiàn)為雙峰曲線，在樁頂荷載較大時(shí)尤為明顯。

(5)樁底沉渣在嵌巖較淺的樁基中應(yīng)盡量減少，并需在設(shè)計(jì)和監(jiān)理過程中引起重視。但對(duì)于嵌巖較深(超過5倍樁徑)的樁基，沉渣對(duì)嵌巖樁的承載能力影響較小。

［1］史佩棟，梁晉渝．嵌巖樁豎向承載力研究［J］．巖土工程學(xué)報(bào)，1994，16(4):32－39．

［2］明可前．嵌巖樁受力機(jī)制分析［J］．巖土力學(xué)，1998，19(1):65－69．

［3］劉樹亞，劉祖德．嵌巖樁理論研究和設(shè)計(jì)中的幾個(gè)問題［J］．巖土力學(xué)，1999，20(4):86－92．

［4］劉興遠(yuǎn)，鄭穎人．影響嵌巖樁特性的特征參數(shù)分析［J］．巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2000，19(3):383－386．

［5］邱鈺，胡雪輝，劉松玉．用荷載傳遞法計(jì)算深長(zhǎng)大直徑嵌巖樁單樁沉降［J］．土木工程學(xué)報(bào)，2001，34(5):72－75．

［6］陳斌，卓家壽，吳天壽．嵌巖樁承載性狀的有限元分析［J］．巖土工程學(xué)報(bào)，2002，24(1):51－55．

［7］趙明華，曹文貴，劉齊建．按樁頂沉降控制嵌巖樁豎向承載力的方法［J］．巖土工程學(xué)報(bào)，2004，26(1):67－71．

［8］葉瓊瑤，黃紹鏗．軟巖嵌巖樁的模型試驗(yàn)研究［J］．巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2004，23(3):461－464．

［9］何思明，盧國(guó)勝．嵌巖樁荷載傳遞特性研究［J］．巖土力學(xué)，2007，28(12):2598－2602．

［10］Rowe R K，Armitage H．Theoretical solutions for axialdeformation of drilled in rock［J］．Can．Geotech．J，1987(24):114－125．

［11］KHAN A．Numericalmodelling of shear socketed piers［J］．International Journal for Numerical and AnalyticalMethods in Geomechanics，2000，24(11):853－867．

［12］朱百里，沈珠江．計(jì)算土力學(xué)［M］．上海:上?？萍汲霭嫔纾?990:223－231．

2011－05－27

顏川(1972－)，男，四川仁壽人，工程師。