深厚淤泥層嵌巖樁荷載傳遞特性研究*

顏川

(成渝鐵路客運專線有限責任公司，四川成都610031)

深厚淤泥層嵌巖樁荷載傳遞特性研究*

顏川

(成渝鐵路客運專線有限責任公司，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，應用軸對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理，并探討了嵌巖深度對嵌巖樁豎向承載力的影響。結果表明，深厚淤泥層嵌巖樁應以樁頂沉降來控制極限承載力，且樁側阻力主要來自嵌巖段的嵌阻力;樁端阻力對荷載的分擔比例隨著嵌巖深度的增加而減少，當嵌巖達到一定臨界深度后，再繼續加大嵌巖深度對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勢而越來越多地被工程上所應用，有關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，雖然國內外學者進行了諸多有益的研究［1－8］。然而，由于對嵌巖樁承載力特性和荷載傳遞機制缺乏足夠地認識，導致在嵌巖樁設計和承載力取值方面還存在一些誤區，一方面不管嵌巖樁的長徑比大小和嵌巖深度，籠統地作為端承樁來進行設計計算，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［9］。

為了研究深厚淤泥層嵌巖樁的荷載傳遞機理，有必要對樁–土–巖進行共同作用分析。目前研究方法主要可分為試驗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，一般試驗荷載大、試樁費用較高，加上要考慮樁尺寸和土質變化等復雜因素，單純靠現場試驗進行研究，在目前階段是很不經濟的，也不能完全達到目的。理論分析方法是利用一些較成熟的專業理論，通過數值計算來揭示研究對象的規律性變化。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，有限單元法可能是現階段最通用的方法。因此本文采用有限單元法對深厚淤泥層嵌巖樁的承載性狀進行計算分析。

在嵌巖樁有限元計算中，巖土本構模型及接觸面的模擬一直是人們研究的重點。Rowe R K［10］采用雙節點法模擬樁巖界面，分析了界面軟化行為的影響因素和樁側剪阻發揮的影響因素;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的界面模型對嵌巖樁的承載特性進行了模擬。到目前為止所采用的力學模型均作了較大簡化，導致計算結果與實際有較大差異。本文針對嵌巖樁荷載傳遞研究方面存在的問題，根據樁體與圍巖體接觸面上的應力－應變關系，結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－巖土材料本構模型及接觸面模型

設計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，故在數值分析中，一般樁身采用線彈性模型即可較好地反映實際受力情況。巖土材料采用Drucker－Prager模型可得到較為精確的結果。由于兩種介質的剛度和強度相差較大，形成一明顯的交界面。

在巖土工程中，當兩種相鄰材料的變形性能相差較大時，在一定的受力條件下，可能會在它們之間的接觸面上產生錯動、滑移或開裂，古德曼(Goodman)等人提出了巖石節理單元，被廣泛地用作接觸面單元［12］。該類接觸單元有兩個“模量”值:切向勁度系數ks、法向勁度系數kn，這兩個勁度系數是切向、法向剪應力與相應方向的相對滑移之比，法向勁度系數與法向的變形有關，因為接觸單元在法向不能嵌入，也不能脫開，所以當法向受壓時，取較大的值(這里取kn=1010N/m3)，而當法向受拉時則可取kn=1．0N/m3。切向勁度系數決定于單元兩面的相對滑移。一般認為，接觸單元的切向剪應力與節點的相對變形之間呈非線性關系，在本文中簡化為如圖1所示的非線性關系，認為在屈服之前剪應力τ和剪切位移ws呈直線關系，即

τ=ks·ws(1)

式中，ks為抗剪勁度系數，如圖1所示，它也就是彈性階段的應力–位移關系曲線的斜率。

圖1 簡化的應力－位移關系

若剪應力達到最大值τu使接觸面達到破壞，這時剪應力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準則，即式中，σn為接觸面上的壓應力;c、δ分別表示樁－土接觸面上的粘結力和摩擦角。以上參數均可通過室內直剪摩擦試驗確定。

二、深厚淤泥層嵌巖樁計算模型的建立

(一)工程概況及地質條件

某高架橋工程場地第四系覆蓋層較厚，層位變化相對穩定，在該合同段內基巖埋藏均較深。其中28號墩共3根樁，采用一柱一樁的形式，3根樁的樁徑均為1．8m，樁長均為42.8m，即進入弱風化層2倍樁徑，采用C35的混凝土進行澆筑。

根據地質勘察資料，地質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，松散。層厚6．00m，標高為－1．53m～4．47m。

②淤泥:灰黑、深灰色等，質純，含少量有機質，偶見少許貝殼碎片，有臭味，飽和，流－軟塑。層厚10．30m，標高為－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，標高為－15．03m～－11．83m。

③中粗砂:黃褐色，石英質，飽和，松散－稍密，級配差，含少量細砂，底部含少量礫砂。層厚3．80m，標高為－18．83m～－15．03m。

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

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

⑤強風化混合花崗巖:紅褐色，黃褐色，原巖結構已基本破壞，長石晶形完整，手捏有礫感，巖芯呈土柱狀或碎塊狀。層厚9．90m，標高為－35．43m～－25．53m。

⑤弱風化混合花崗巖:灰褐色，肉紅色，由石英、長石、云母等礦物組成，為變余結構，塊狀構造，風化裂隙較發育，巖芯呈塊狀或短柱狀。層厚7．00m，標高為－42．43m～－35．43m。

(二)模型建立與材料參數選擇

現取其中1根樁進行有限元模擬計算分析。將樁土體系簡化為軸對稱問題，對樁和土體都采用四結點等參單元進行網格劃分，在樁和土體之間設置接觸單元，計算區域60m(寬)×120m(高)，所選用的材料參數和樁土界面參數分別見表1和表2。

表1 材料參數

?

表2 樁－土界面參數

三、數值分析

計算結果分別見圖2～圖5。

圖2 荷載－沉降曲線

圖3 樁端阻力分擔比

圖4 樁身軸力分布曲線

圖5 樁身側摩阻力分布曲線

(一)深厚淤泥層嵌巖樁荷載傳遞機理分析

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。當樁頂沉降達11．33cm時樁頂荷載－沉降曲線仍然近乎線性變化，此時樁頂荷載已達127．25MN。可見，對深厚淤泥層大直徑嵌巖樁的極限承載力應以樁頂沉降來控制。按沉降s=40mm控制，對應的極限承載力為55．82MN。

圖3是樁頂荷載從11．16MN分級加載至55．82MN時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，樁側的相對位移很小，側摩阻力亦很小，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，樁側的相對位移亦增大，側摩阻力迅速增大，樁頂荷載主要由樁側阻力來承擔，故樁端阻力所占比例較小。隨著樁頂荷載的繼續增大，樁端位移和樁側相對位移亦增大，某些部位的側摩阻力達到極限，此時樁頂荷載的增加主要由未達到極限值部位的側摩阻力和樁端阻力來承擔，故樁端阻力所占比例逐漸增大。

圖4為各級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，也就是說上部樁側土體較軟弱，在樁側產生的側摩阻力小，對樁軸力的向下傳遞沒多少“阻擋”作用。當樁進入到40m深度左右，就是就進入弱風化混合花崗巖層時，軸力線發生了明顯的轉折即軸力迅速變小，說明這時樁身側阻力開始增大，在圖4的側阻力分布曲線上表現得很明顯，這部分側阻力主要是弱風化巖層的嵌阻力。

圖5是在各級荷載作用下樁側阻力的分布曲線。從圖中可以看出，當樁頂荷載較小時，樁身側摩阻力亦較小。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，從而使樁側摩阻力增大。當樁頂荷載增加至某一值時，樁側某點與樁土相對位移達到極限狀態，從而使這些部位的側摩阻力不再增加。加載初期，隨著荷載級別的增加，淤泥層的側摩阻力馬上達到極限，而土層、強風化層、嵌巖層的側摩阻力都隨之增大，但主要以嵌巖層的嵌阻力增加為主。在嵌巖段，但荷載較大時嵌阻力呈雙峰狀，與文獻［6］描述的曲線相似。

(二)嵌巖深度對豎向荷載傳遞的影響分析

在保持上部土層不變的情況下，進一步分析了不同嵌巖深度(分別為1D、2D、3D、4D、5D)樁側摩阻力的傳遞情況，分別見圖6至圖11，其中嵌巖深度為2D的側摩阻力分布曲線見圖6。

圖6 嵌巖1倍樁徑樁身側摩阻力分布曲線

圖7 嵌巖3倍樁徑樁身側摩阻力分布曲線

圖8 嵌巖4倍樁徑樁身側摩阻力分布曲線

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

圖9 嵌巖5倍樁徑樁身側摩阻力分布曲線

圖10 55．82MN荷載下樁身側摩阻力分布曲線

圖11 樁端阻力分擔比

圖10是在樁頂荷載為55．82MN時，各嵌巖深度樁的樁端阻力占總承載力的百分比曲線。結果表明:隨著嵌巖深度的加大，樁端阻力所占的比例越小。當嵌巖深度從1倍樁徑增加到5倍樁徑時，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，嵌阻力也相應地增大，從而減少了樁端阻力。如果再繼續增加嵌巖深度使樁端阻力進一步減少，這時樁端阻力即使減到0也只減少25．8%，但由于樁長的增加，結構自重、建設成本以及施工難度都將增大，這都是應避免的不利的因素。因此，對相對堅硬的巖石，取最大嵌巖深度為5D(D為樁直徑)就已足夠。當采用較小的嵌巖深度時，承載力以樁端阻力為主，這時應該嚴格控制樁底沉渣確保樁的承載力。

四、結論

(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阻力主要來自嵌巖段的嵌阻力，鉆孔法施工時要嚴格清底，避免在嵌巖段樁側形成泥皮。

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

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

(5)樁底沉渣在嵌巖較淺的樁基中應盡量減少，并需在設計和監理過程中引起重視。但對于嵌巖較深(超過5倍樁徑)的樁基，沉渣對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］．巖土工程學報，1994，16(4):32－39．

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

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

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

［5］邱鈺，胡雪輝，劉松玉．用荷載傳遞法計算深長大直徑嵌巖樁單樁沉降［J］．土木工程學報，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］．巖土工程學報，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］．巖土工程學報，2004，26(1):67－71．

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

［9］何思明，盧國勝．嵌巖樁荷載傳遞特性研究［J］．巖土力學，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．計算土力學［M］．上海:上海科技出版社，1990:223－231．

2011－05－27

顏川(1972－)，男，四川仁壽人，工程師。