史乙杰，鄧會元，朱文波

(1.山東外國語職業(yè)技術(shù)大學(xué)， 山東 日照 276826；2.東南大學(xué) 混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育重點實驗室， 江蘇 南京 211189；3.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院， 江蘇 南京 211189)

樁基礎(chǔ)因其承載力高而廣泛應(yīng)用于各類土木工程建設(shè)中，大多數(shù)建構(gòu)筑物的樁基礎(chǔ)主要考慮抗壓承載力，而對于一些特殊的構(gòu)筑物以及特殊的工況時，往往抗拔承載力是設(shè)計中主要關(guān)注的問題。如地下室的抗浮設(shè)計、輸電塔及光伏電站受風(fēng)荷載影響的抗拔設(shè)計[1]、海上漂浮基礎(chǔ)受風(fēng)浪流影響的抗拔設(shè)計、高層建筑地下室施工階段的抗浮設(shè)計等等，此類基礎(chǔ)的抗拔承載力直接影響上部結(jié)構(gòu)的安全穩(wěn)定。

目前，國內(nèi)外學(xué)者對抗拔樁承載力進(jìn)行了大量研究。針對砂土及黏性土中抗拔樁破壞主要為圓柱形、倒錐形、復(fù)合型等破壞模式，Meyerhof等[2]、Deshmukh等[3]、Chattopadhyay等[4]、Kulhawy等[5]提出了相關(guān)的理論計算模型。其中Meyerhof等[2]認(rèn)為抗拔樁的破壞面在地表處與水平面夾角為45°-φ/2，Chattopadhyay等[4]基于Meyerhof研究提出的地表破壞面夾角的假定，進(jìn)一步提出了砂土中抗拔樁圓弧形破壞模式的抗拔承載力計算方法，而Kulhawy等[5]通過砂土中的鉆孔樁抗拔試驗，發(fā)現(xiàn)破壞形態(tài)為圓柱型剪切破壞。但是以上抗拔樁破壞形態(tài)是否適用于嵌巖抗拔樁，還有待進(jìn)一步深入研究，且大多數(shù)理論計算需要樁周土體的黏聚力和內(nèi)摩擦角參數(shù)，而對于嵌巖樁嵌巖段，一般地勘資料很少提供嵌巖段巖土的黏聚力和內(nèi)摩擦角，應(yīng)用上述理論存在一定的局限性。何思明等[6]對嵌巖抗拔樁承載機理進(jìn)行了理論研究，提出了剪滯模型，對嵌巖抗拔樁算例進(jìn)行分析，認(rèn)為樁側(cè)摩阻力的分布規(guī)律與抗拔彈性極限荷載有關(guān)。為了進(jìn)一步通過試驗評價抗拔樁承載特性，宋兵等[7]在中風(fēng)化鈣質(zhì)泥巖中進(jìn)行了5根短樁的抗壓及抗拔試驗，認(rèn)為抗拔時樁巖界面摩阻力小于抗壓樁巖界面摩阻力，比值約為0.46～0.60；王欽科等[8]在淺覆蓋層軟質(zhì)巖中對5根輸電塔抗拔樁進(jìn)行了現(xiàn)場抗拔試驗，得到了強風(fēng)化砂巖和中風(fēng)化砂巖的樁側(cè)極限摩阻力；董金榮[9]在現(xiàn)場進(jìn)行了5根28.8 m～36.2 m長的嵌巖抗拔樁試驗，發(fā)現(xiàn)全風(fēng)化巖的抗拔系數(shù)為0.66～0.82；此后王梓龍等[10]在現(xiàn)場開展了4根嵌巖擴底短樁抗拔試驗。以上說明嵌巖抗拔樁與砂土及黏土中抗拔樁存在差異，且樁巖界面的摩阻力與抗壓樁存在顯著差異。

雖然目前對抗拔樁承載特性進(jìn)行了大量研究，但既有的文獻(xiàn)很少報道中風(fēng)化凝灰?guī)r地層中嵌巖樁抗拔承載特性。為了評價中風(fēng)化凝灰?guī)r抗拔承載特性，本文在某建筑工程場地開展了5根不同樁長不同樁徑的嵌巖樁抗拔承載力現(xiàn)場試驗，并與不同規(guī)范方法進(jìn)行了對比，為類似地層嵌巖樁抗拔承載力設(shè)計提供參考。

1 工程概況

本項目場地位于杭州臨安錦城片區(qū)東部，項目規(guī)劃總占地面積約55 hm2，規(guī)劃地上建筑面積約126萬m2，包含商務(wù)辦公區(qū)、度假酒店、大型商業(yè)綜合體、精品購物街、休閑文化娛樂、商住區(qū)以及居住等多種功能。擬建建筑包括12幢32層的高層住宅，2～3層幼兒園及部分1～2層的商業(yè)裙房，整個區(qū)塊設(shè)一層大底盤地下室。

本場地的地下室基底埋深約5.00 m，主樓下坑中坑約為7 m。根據(jù)本場地地下水性質(zhì)和地層情況分析，地下水水量豐富，地層透水性強。場地±0.0 m設(shè)計地面標(biāo)高為33.6 m，本場地地下水在詳勘期間所測的水位埋深為0.60 m～4.50 m。設(shè)計時需考慮高層建筑下的地下室施工期間臨時抗浮設(shè)計，以及其他無上部建筑的地下室抗浮設(shè)計。結(jié)合本工程場地地層特性，采用以中風(fēng)化巖為持力層的灌注樁作為抗拔樁，主要樁徑為0.7 m和0.8 m，設(shè)計的樁頂標(biāo)高為+27.3 m，即±0.0 m地坪以下6.3 m。

為了確定單樁抗拔承載力是否滿足要求，本工程選用5個不同位置的試樁(記為SZ1—SZ5)進(jìn)行抗拔試驗。為了獲得不同土層抗拔摩阻力，每根試樁均埋設(shè)了振弦式鋼筋計。各試樁剖面圖見圖1，地層參數(shù)如表1所示。其中SZ1—SZ4的持力層為④C-3中風(fēng)化凝灰質(zhì)砂礫巖，SZ5的持力層為④B-3中等風(fēng)化凝灰?guī)r。

2 抗拔承載力現(xiàn)場試驗

2.1 抗拔承載力位移曲線

根據(jù)測試要求，每根試樁分十級進(jìn)行加載，每級為設(shè)計單樁抗拔承載力的1/10，試樁參數(shù)如表2所示。5根試樁的抗拔試驗荷載位移曲線如圖2所示。

從測試結(jié)果可以看出，5根試樁上拔荷載-位移曲線均表現(xiàn)為緩變形，說明加載至設(shè)計上拔承載力時均滿足設(shè)計要求，且均未達(dá)到實際極限抗拔承載力。對于0.8 m直徑的抗拔樁，抗拔承載力可達(dá)到1 500 kN～2 600 kN，最大位移為6.92 mm～10.67 mm；對于0.7 m直徑的抗拔樁，抗拔承載力可達(dá)到600 kN，最大位移為7.76 mm～8.38 mm。說明在相同位移條件下，0.8 m直徑抗拔樁的承載力明顯大于0.7 m直徑抗拔樁承載力，增加樁徑有助于提高抗拔承載力。

圖1 試樁剖面圖

表1 土的主要物理力學(xué)指標(biāo)

圖2 抗拔試驗荷載位移曲線

表2 試樁參數(shù)及測試結(jié)果

此外，對比SZ1和SZ2測試結(jié)果可以看出，嵌巖長度越大，抗拔承載力越高；對比SZ4和SZ5可以看出，雖然SZ5樁長小于SZ4樁長，但在最大加載值時SZ5的位移小于SZ4，說明嵌巖段提供的上拔阻力更加明顯，且④B-3中等風(fēng)化凝灰?guī)r持力層和④C-3中風(fēng)化凝灰質(zhì)砂礫巖持力層均能提供較好的上拔摩阻力。

2.2 樁身受力變形結(jié)果分析

(1) 樁身軸力分析。根據(jù)不同試樁試驗加載值以及預(yù)埋的振弦式鋼筋計測試讀數(shù)，可獲得不同加載等級下樁身軸力變化(見圖3)，每條曲線代表不同的加載等級。由于上拔荷載作用在樁頂位置，假設(shè)樁端軸力為零。其中各截面鋼筋計測試軸力可按照以下公式[11]進(jìn)行計算：

(1)

(2)

(3)

(4)

圖3 抗拔樁試驗軸力隨深度變化圖

從上述軸力測試結(jié)果可以看出，隨著加載等級的增加，各截面軸力也一直增大，且嵌巖段的軸力斜率明顯大于上部樁段的軸力斜率，說明嵌巖段的側(cè)摩阻力明顯大于上部其他土層的側(cè)阻力。由于樁體的剛度較大，且5根抗拔樁普遍較短，樁頂施加較小等級荷載時，軸力就已傳遞到嵌巖段。此外，由于各試樁在最大加載等級時均未達(dá)到極限，可推測嵌巖段側(cè)阻力也未達(dá)到極限。

(2) 樁側(cè)摩阻力分析。根據(jù)樁身軸力試驗結(jié)果，可獲得不同土層側(cè)摩阻力，其中各試樁最大實測側(cè)摩阻力統(tǒng)計如表3所示。

表3 不同試樁側(cè)摩阻力

由于強風(fēng)化巖和中風(fēng)化巖交界處未布置鋼筋計，而各試樁均沒有達(dá)到極限狀態(tài)，上述實測結(jié)果計算側(cè)阻力時假設(shè)強風(fēng)化巖和中風(fēng)化巖側(cè)阻力相同。從表中可以看出，實測得到的中風(fēng)化巖最大側(cè)摩阻力遠(yuǎn)小于地勘推薦的標(biāo)準(zhǔn)值，說明實際的中風(fēng)化巖側(cè)阻力還有較大的發(fā)展空間，且國外不同方法計算得到的中風(fēng)化巖極限摩阻力也明顯大于實測值。夏兼等[14]通過現(xiàn)場試驗發(fā)現(xiàn)中風(fēng)化巖層對嵌巖樁的側(cè)摩阻力提升效應(yīng)較顯著，中風(fēng)化巖嵌巖樁設(shè)計承載力普遍較保守。

此外，在最大加載荷載時各試樁均未達(dá)到極限承載力，說明樁巖界面極限摩阻力發(fā)揮所需的極限位移大于試驗中最大加載位移(6.92 mm～10.67 mm)。而根據(jù)宋兵等[7]開展的中風(fēng)化鈣質(zhì)泥巖抗拔試驗發(fā)現(xiàn)，樁巖界面的極限位移僅為6.56 mm～8.18 mm，對應(yīng)的極限摩阻力為1 019 kPa～1 592 kPa。但宋兵等介紹的主要是短樁試驗，樁長僅為0.5 m，且周圍巖層的單軸抗壓強度小于本工程的中風(fēng)化巖強度。此外，董金榮[9]通過現(xiàn)場試驗發(fā)現(xiàn)大直徑嵌巖樁的極限摩阻力發(fā)揮所需的極限位移可達(dá)到8.15 mm～34.17 mm。說明嵌巖樁的極限位移與巖層特性、樁基尺寸等因素有關(guān)。王欽科等[8]通過現(xiàn)場試驗獲得了淺覆蓋層軟質(zhì)巖(強風(fēng)化砂巖和中風(fēng)化砂巖)中抗拔樁極限摩阻力，其中強風(fēng)化砂巖、中風(fēng)化砂巖的樁側(cè)極限摩阻力分別為472 kPa、1 027 kPa。但中風(fēng)化巖單軸抗壓強度小于本工程巖層強度，因此，通過對比可以推測本工程中風(fēng)化巖的極限側(cè)摩阻力應(yīng)大于試驗最大側(cè)摩阻力值，根據(jù)AASHTO手冊計算得到的中風(fēng)化巖極限摩阻力可達(dá)648 kPa～741 kPa，加拿大巖土工程手冊計算為1 047 kPa～1 165 kPa，計算值與上述既有文獻(xiàn)中風(fēng)化巖極限摩阻力實測值差異較小。

為了進(jìn)一步研究嵌巖段摩阻力位移變化規(guī)律，以下分析了嵌巖段摩阻力隨樁頂位移變化關(guān)系，如圖4所示。

圖4 嵌巖段摩阻力隨樁頂位移變化圖

從圖4中可以看出，在設(shè)計的單樁抗拔承載力加載范圍內(nèi)，嵌巖段的摩阻力隨位移基本呈線性增長趨勢，說明在設(shè)計荷載下，嵌巖段樁-巖界面處于線彈性階段，抗拔荷載低于彈性極限抗拔荷載。何思明等[6]認(rèn)為樁-巖界面荷載傳遞存在剪滯效應(yīng)，在彈性極限抗拔荷載以內(nèi)時，樁側(cè)阻力呈指數(shù)分布，摩阻力-位移呈線性變化；而當(dāng)荷載大于彈性極限荷載時，摩阻力和位移呈顯著非線性變化。由于本次試驗只加載到設(shè)計單樁抗拔承載力，而沒有繼續(xù)加載至破壞，因此，各試樁均表現(xiàn)為線彈性受荷狀態(tài)，而沒有出現(xiàn)明顯非線性階段。但本次試驗充分說明兩種直徑抗拔樁均能較好滿足設(shè)計抗拔需求，且存在一定的安全富余。

3 嵌巖樁抗拔承載力理論計算

為了進(jìn)一步估算本工程嵌巖樁極限抗拔承載力，以下結(jié)合國內(nèi)外不同規(guī)范及手冊方法進(jìn)行計算，不同方法如下所述：

3.1 《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008)

根據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》[15](JGJ 94—2008)，單樁抗拔極限承載力可按照如下公式進(jìn)行計算：

Tuk=∑λiqsikuili

(5)

式中：Tuk為單樁極限抗拔承載力；ui和li為樁段周長和長度；qsik為第i層土側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值；λi為抗拔系數(shù)，對于砂土，取為0.5～0.7，對于黏性土和粉土，取為0.7～0.8。

本工程不同土層側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值和抗拔系數(shù)見表1所示。

3.2 AASHTO手冊方法

根據(jù)美國AASHTO手冊[12]，針對不同土性如黏土、砂性土、巖石等地層中提出了不同的側(cè)摩阻力計算方法。

對于黏性土，鉆孔樁側(cè)摩阻力采用α法：

(6)

對于無黏性土，

(7)

φf′=27.5+9.2log[(N1)60]

(8)

(9)

(10)

式中：φf′為有效內(nèi)摩擦角修正值；σp′為預(yù)固結(jié)壓力；N60為標(biāo)貫；m為指數(shù)，對于純砂土m=0.6，對于粉質(zhì)砂土和砂質(zhì)粉土，m=0.8。

對于嵌巖段，Horvath等[16]建議采用以下公式：

(11)

式中：αE為節(jié)理修正系數(shù)，根據(jù)O′Neill等[17]的研究進(jìn)行取值，可查表得到。

3.3 加拿大巖土工程手冊方法

根據(jù)加拿大巖土工程手冊[13]，不同土性側(cè)阻力計算公式如下：

(1) 對于黏性土:

qs=α·Su

(12)

式中:α為黏聚系數(shù)，一般為0.5～1.0，可按照α=0.21+0.26Pa/Su進(jìn)行換算；Su為不排水剪強度。

(2) 對于無黏性土:

(13)

式中：β為側(cè)阻力系數(shù)，一般為0.2～1.5，不同土性取值可參考手冊；Ks為側(cè)壓力系數(shù)；σv′為豎向有效應(yīng)力；δ為樁土界面摩擦角，一般為(0.5～1.0)φ。

(3) 對于嵌巖段:

(14)

式中：qs為嵌巖段側(cè)摩阻力;qu為巖石單軸抗壓強度。Pa為1個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。b為經(jīng)驗系數(shù)，對于極限狀態(tài)設(shè)計，b=1.41；對于正常使用狀態(tài)設(shè)計，b=0.63～0.94；對于保守下限值計算，b=0.63。

加拿大巖土工程手冊建議黏性土的抗拔摩阻力與受壓摩阻力相同，而無黏性土的抗拔摩阻力一般為受壓摩阻力的0.75～0.80倍。

3.4 不同方法計算結(jié)果對比分析

根據(jù)上述不同計算方法，可獲得5根試樁的抗拔極限承載力，統(tǒng)計如表4所示。

表4 不同方法抗拔承載力計算結(jié)果

從上述可以看出，不同規(guī)范方法計算得到的抗拔承載力均大于實測最大加載值，而國外的AASHTO手冊方法和加拿大巖土工程手冊計算方法明顯大于實測值和建筑樁基規(guī)范計算值。且對于嵌巖深度越深、直徑越大的SZ1—SZ3，國外抗拔承載力計算方法與建筑樁基規(guī)范方法計算結(jié)果偏差越明顯，如加拿大巖土工程手冊計算得到的SZ1抗拔承載力比建筑樁基規(guī)范計算值大329%。說明不同方法對嵌巖段的側(cè)阻力計算差異性較顯著，但本工程設(shè)計的抗拔承載力明顯偏于保守，中風(fēng)化凝灰?guī)r地層可以提供較大的極限抗拔承載力。

4 結(jié) 論

通過對中風(fēng)化凝灰?guī)r地層中嵌巖樁進(jìn)行抗拔承載力試驗，獲得了試樁荷載位移曲線以及樁側(cè)摩阻力發(fā)揮特性。主要結(jié)論如下：

(1) 中風(fēng)化凝灰?guī)r樁巖極限摩阻力在位移達(dá)到6.92 mm～10.67 mm時仍未充分發(fā)揮，說明樁巖界面極限摩阻力所需的極限位移較大。

(2) 不同試樁在加載至設(shè)計值時表現(xiàn)為緩變形，說明設(shè)計抗拔承載力偏于保守，樁徑增加有助于提高嵌巖樁抗拔承載力，且嵌巖段長度越長，承載力富余程度越明顯。

(3) 通過國內(nèi)外不同規(guī)范方法對嵌巖樁抗拔承載力進(jìn)行計算發(fā)現(xiàn)，理論計算得到的極限抗拔承載力明顯大于設(shè)計值，且國外規(guī)范方法大于建筑樁基規(guī)范方法。說明不同方法對中風(fēng)化凝灰?guī)r的嵌巖段側(cè)阻力計算差異性較顯著，合理的樁巖極限摩阻力值確定有必要深入開展現(xiàn)場極限抗拔破壞性試驗。