張文濤， 馬建林， 王 濱， 楊 柏

(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川成都 610031； 2.國家電網(wǎng)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(xiàn)場試驗及數(shù)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(xué)土木工程學(xué)院，四川成都 610031； 2.國家電網(wǎng)四川省電力公司，四川成都 610041)

鐵塔下部多是采用樁基礎(chǔ)，在我國西南山區(qū)實際工程應(yīng)用中，一般須將樁體嵌入巖層，但由于基礎(chǔ)需承受一定的水平荷載，對樁體直徑設(shè)有限制，從而使設(shè)計偏于保守。文章在此基礎(chǔ)上創(chuàng)新地提出變截面抗拔樁，通過現(xiàn)場極限載荷試驗并結(jié)合數(shù)值模擬分析對其承載特性進(jìn)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(cè)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(jìn)入巖石后，對比等截面樁，變截面樁樁身側(cè)摩阻力的跳躍性增強，最大側(cè)摩阻力一般發(fā)生在樁體進(jìn)入巖石后1m內(nèi)的位置，之后側(cè)摩阻力大幅下降。側(cè)摩阻力跳躍性的變化會直接影響樁身側(cè)摩阻力的發(fā)揮，從而導(dǎo)致抗拔樁承載力的下降；利用有限元軟件，實現(xiàn)了對樁徑變化這一因素進(jìn)行單一變量控制，得出在強風(fēng)化巖層段，變截面樁樁身側(cè)摩阻力要明顯大于等截面樁；變截面樁在中風(fēng)化巖層段側(cè)摩阻力的發(fā)揮受上部側(cè)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(shù)值模擬

輸電線路中，鐵塔下部樁基礎(chǔ)一般需承受較大上拔荷載及少量水平荷載。在實際應(yīng)用中，等截面抗拔樁是該類基礎(chǔ)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(shè)置擴大頭來到達(dá)目的。

國外對抗拔樁的研究大多采用以砂土為介質(zhì)的模型試驗[1-4]。在國內(nèi)，謝濤等[5]通過三組嵌巖抗拔樁的抗拔承載力模型試驗，發(fā)現(xiàn)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(shè)計和施工的過程中，應(yīng)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(qū)嵌巖抗拔樁樁側(cè)阻力的建議取值。王衛(wèi)東、吳江斌等[7-10]對擴底抗拔樁在東部沿海軟土地區(qū)的應(yīng)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(shù)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(shè)有限制，一般不小于0.8 m。在我國西南山部地區(qū)，工程應(yīng)用中為保證抗拔樁承載力，多數(shù)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(shù)過于保守。基于此，本文依托于國家電網(wǎng)路平～富樂500 kV雙回線路工程中極限載荷試驗，創(chuàng)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(dá)到節(jié)約材料、便于施工這一目的。

針對現(xiàn)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(jìn)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(xiàn)場試驗概況

1.1 工程及地質(zhì)概況

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

表1 巖土物理力學(xué)性能指標(biāo)

1.2 試樁概況

現(xiàn)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(xiàn)場概況見圖2，試樁參數(shù)見表2。

圖1 試樁概況

圖2 極限載荷試驗裝置現(xiàn)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(shè)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(shè)置1個6 000 kN油壓千斤頂。油壓千斤頂并聯(lián)、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(shù)規(guī)范》[11]推薦的慢速維持荷載法。除特殊情況，試驗加載要求達(dá)到以下三種情況：(1)樁頂抗拔荷載達(dá)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?qū)ΨQ設(shè)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(xiàn)場試驗結(jié)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(yīng)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(yīng)上拔位移增加75.36 mm，滿足規(guī)范中要求的第(2)條。故18#樁極限荷載為723 kN，對應(yīng)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(yīng)的樁頂位移21.6 mm。試樁試驗結(jié)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(yīng)樁頂位移/mm12#412335.9313#844518.8418#72316.019#406821.6

據(jù)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?？紤]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(fēng)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(cè)摩阻力分布規(guī)律

通過在樁身設(shè)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(cè)摩阻力見圖6，樁身側(cè)摩阻力試驗結(jié)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(cè)摩阻力/kPa黏土層段強風(fēng)化巖層段中風(fēng)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(xiàn)更直接。從圖6中看出，等截面樁隨樁頂荷載的增加，樁身側(cè)摩阻力沿深度呈階梯形增大，最大側(cè)摩阻力一般發(fā)生在樁下端或靠近樁下端處。反觀變截面樁，進(jìn)入巖石后，側(cè)摩阻力的跳躍性增強，最大側(cè)摩阻力一般發(fā)生在樁體進(jìn)入巖石后1 m內(nèi)的位置，之后側(cè)摩阻力大幅下降。側(cè)摩阻力跳躍性的變化會直接影響樁身側(cè)摩阻力的發(fā)揮。極限荷載作用下，據(jù)表4的結(jié)果，樁身長度相當(dāng)?shù)臈l件下，12#樁強風(fēng)化巖層段側(cè)摩阻力是18#樁的2.25倍，13#樁強風(fēng)化巖層段側(cè)摩阻力是19#樁的1.65倍。根據(jù)JGJ 94-2008《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》[12]提供的樁體抗拔力計算公式，側(cè)摩阻力發(fā)揮欠佳，將導(dǎo)致樁體承載力的下降。

變截面樁樁身側(cè)摩阻力的跳躍性變化導(dǎo)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(zhì)量控制及地層變化等也對其有一定影響。

為實現(xiàn)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(shù)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(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)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(fēng)化巖層2.0 m，下部為深度足夠的中風(fēng)化巖層。

(a) 12#樁

(b) 13#樁

(c) 18#樁

(d) 19#樁

圖7 有限元模型

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

數(shù)值模擬中，變截面抗拔樁樁徑在黏土層中為1.0 m，對應(yīng)巖層中樁徑為0.6 m，樁長5 m。為便于分析，分別設(shè)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(shù)值模擬結(jié)果分析

數(shù)值模擬試驗結(jié)果見表5。

(a) 12#樁

(b) 19#樁圖8 數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)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(fēng)化巖層段側(cè)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(xiàn)場試驗中出現(xiàn)的變截面樁身側(cè)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(fēng)化巖層段側(cè)摩阻力的發(fā)揮受上部側(cè)摩阻力跳躍性變化的影響，有一定的降低，約為7 %。

表5 數(shù)值模擬試驗結(jié)果

4 結(jié)論及建議

本文根據(jù)抗拔樁極限載荷試驗及有限元軟件，通過對現(xiàn)場試驗中變截面抗拔樁承載力、軸力及側(cè)摩阻力的分析，結(jié)合數(shù)值模擬，得出以下結(jié)論：

(1)對樁體嵌入巖層中的變截面抗拔樁，巖層提供的側(cè)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(jìn)入巖石后，對比等截面樁，變截面樁身側(cè)摩阻力的跳躍性增強，最大側(cè)摩阻力一般發(fā)生在樁體進(jìn)入巖石后1 m內(nèi)的位置，之后側(cè)摩阻力大幅下降。側(cè)摩阻力跳躍性的變化會直接影響樁身側(cè)摩阻力的發(fā)揮，從而導(dǎo)致抗拔樁承載力的下降。

(3)利用有限元軟件，實現(xiàn)了對樁徑變化這一因素進(jìn)行單一變量控制，得出在強風(fēng)化巖層段，變截面樁身側(cè)摩阻力要明顯大于等截面樁；變截面樁在中風(fēng)化巖層段側(cè)摩阻力的發(fā)揮受上部側(cè)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(jìn)行了研究分析，但由于現(xiàn)場試驗中抗拔樁施工質(zhì)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(shù)值模擬中限于篇幅，僅對樁徑1.0 m的抗拔樁進(jìn)行了分析，在后續(xù)的研究工作里可以加入更多樁徑及截面變化模式，從而進(jìn)一步對抗拔樁的承載變形特性進(jìn)行探究。

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TU473.1+6

A

[定稿日期]2017-05-23

國家重點研發(fā)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。