超大直徑擴底嵌巖樁模型試驗研究*

徐 薇，劉 波,2，周予啟

(1. 中國礦業大學(北京) 力學與建筑工程學院，北京 100083；2. 深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室，北京 100083；3. 中建一局集團建設發展有限公司，北京 100102)

0 引言

超大直徑嵌巖樁因其可以滿足超高層建筑對上部結構荷載的要求，同時具有沉降小、抗震性能好、可減少群樁數量等優點在我國華南地區得到了廣泛的應用。如廣州西塔(432 m)基樁最大樁徑4.8 m，樁長16 m；廣州新電視塔(610 m)基樁最大樁徑3.8 m，樁長25 m；深圳華潤灣商業中心(400 m)基樁最大樁徑4.5 m，樁長50 m。這類超高層建筑的嵌巖樁直徑均超過了3.5 m，其承載力也遠大于傳統意義上的大直徑樁，屬超規范結構[1-3]。現有的國家規范與標準未對這類基樁設計和計算進行明確的規定[4-5]。超高層建筑一般處于城市中心地帶，周邊環境復雜，如設計不當很容易對樁基或周邊環境穩定性造成較大影響，同時危害上部結構安全。因此，工程界迫切需要對這類嵌巖樁的承載特性進行研究和分析。

現場尺寸雖然可以較為真實地反應嵌巖樁的受荷載狀態和工作性能，但基于目前的技術手段，無法對超大直徑嵌巖樁進行現場試驗。為了在設計時合理考慮超大直徑嵌巖樁的承載力特性，本文以深圳平安大廈最大樁徑9.5 m的嵌巖樁為背景，采用相似模型試驗的方法[6-9]，研究超大直徑嵌巖樁的樁頂沉降規律，樁端阻力和樁身側摩阻力的發揮情況，擴底對嵌巖樁承載力的影響，為今后類似工程設計提供依據。

1 工程概況

深圳平安大廈總高度600 m，主塔樓結構形式為“巨型框架-核心筒-外伸臂”抗側力體系，塔樓中心為“鋼骨-勁性混凝土”核心筒。基坑開挖深度29.8～33.2 m，工程基礎為人工挖孔樁，其中8根為直徑8.0 m、擴底樁徑9.5 m超大直徑擴底嵌巖樁，單樁豎向抗壓承載力特征值708 MN。超大直徑擴底嵌巖樁及深基坑位置關系如圖1所示。樁基礎位于深基坑底部，樁基最大開挖深度地面以下68.3 m。樁基礎所處地層主要有強風化花崗巖；中風化花崗巖；微風化花崗巖。

圖1 超大直徑擴底嵌巖樁及深基坑位置關系Fig.1 Plan view of deep foundation and mage diameter rock socketed piles

2 模型尺寸及材料

2.1 試驗裝置

本次模型試驗在中國礦業大學(北京)自主設計的城市地下工程三維模型試驗系統中進行(圖2)。模型臺尺寸為2 030 mm× 2 030 mm ×2 000 mm(長×寬×高)。模型臺頂部設有加載系統，可提供最大荷載10 t。

圖2 三維模型試驗臺Fig.2 3D model test system for urban underground engineering

2.2 模型相似常數

本物理模型試驗相關參數有彈性模量E，位移δ，長度l，重度γ，內摩擦角φ，應力σ，應變ε，泊松比ν。根據相似理論，超大直徑嵌巖樁物理模型相關參數表達式如下：

f=(E,δ,l,γ,φ,σ,ε,ν)=0

(1)

根據π定理，總參數n=8，基本量綱F，L共2個，獨立的π項有6個，其π函數可以表示為：

φ(π1,π2,π3,π4,π5,π6)=0

(2)

考慮模型臺的尺寸和試驗條件，選取幾何相似比Cl=50，暫定相似材料容重15～17 kN/m3，取容重相似比Cγ=1.5，根據π定理推導出其他物理量關系見表1。

表1 各物理量相似常數

根據現場原型參數，依據幾何縮比，得到模型樁尺寸和編號見表2。

2.3 模型材料

根據地勘報告，不同巖層的亞系之間物理參數之間差別不大，為了對模型試驗進行簡化，將模型巖層劃分為強風化花崗巖、中風化花崗巖和微風化花崗巖3類。根據前人的研究結果[10-13]，以砂子為骨料，水泥和石膏為膠結材料的相似材料可以得到與現場基巖的破壞特性基本相似的材料。因此圍巖相似材料選用砂、水泥、石膏和水進行配制，擬選定3組配比材料模擬樁周巖層，每組配比制作3個試樣。

表2 模型樁幾何參數Table 2 Geometric parameters of model piles

由于樁身在實際工作中主要為彈性變形，所以在模型試驗中以考慮其彈性模量為主。樁身混凝土相似材料選用水泥、石膏和水進行配制，擬選定2組配比材料模擬試驗樁，每組配比制作3個試樣。

材料拌合均勻后，制作為直徑40 mm、高80 mm的圓柱形試塊(圖3)，養護14 d后使用單軸試驗機測定其強度和彈性模量，各配合比與材料的力學參數見表3。

圖3 制作完成后的試件Fig.3 Completed specimens

配比材料編號砂/kg水泥/kg石膏/kg密度/(g·cm-3)單軸抗壓強度/MPa彈性模量/MPa10．900．030．071．710．100．9120．900．050．051．640．3690．4130．700．210．091．681．52293．0040．300．701．332．00502．0050．500．501．391．91309．00

試驗測得原型強風化花崗巖單軸抗壓強度5～10 MPa，彈性模量30～50 MPa；中風化花崗巖單軸抗壓強度26.8～36.6 MPa，彈性模量5～8 GPa；微風化花崗巖單軸抗壓強度59.4～88.2 MPa，彈性模量25～35 GPa。由相似理論可知，對應模型中的強風化花崗巖、中風化花崗巖和微風化花崗巖單軸抗壓強度分別為0.06～0.13，0.35～0.48 ，0.79～1.17 MPa；彈性模量分別為0.4～0.67，66.67～106.67 ，333.33～466.67 MPa。配比1，2，3基本滿足強風化花崗巖、中風化花崗巖和微風化花崗巖的力學指標。

現場大直徑樁均采用C45混凝土，其彈性模量為33.5 GPa。由相似理論可知，單軸抗壓強度為0.6 MPa，彈性模量為446 MPa。考慮到樁身在實際工作中以彈性變形為主，選用配比4作為混凝土樁的相似模型材料。

2.4 模型制作和監測儀器布置

使用內徑160 mm的PVC管作為模型樁的套筒，將拌合物填入PVC管中。由于模型樁的體積較大，拌合物分3次填筑，每次填筑后反復擊打和壓實。在分次填筑過程中進行拉毛，防止出現斷樁或樁身強度不均勻的現象。對于擴底模型樁的擴底部分，首先用幾何縮比計算出模型樁擴底部分的幾何尺寸，采用鍍鋅鋁板加工成對應尺寸的圓臺形和圓柱形的擴底，并與樁身等直徑處連接，與等直徑段一起填筑成樁身。模型樁制作完成后，養護14 d以后進行脫模。

本次試驗擬通過測定不同位置處應變值的變化以確定樁身各個位置處的軸力，并通過樁身軸力進一步計算得到樁身側摩阻力，應變片沿樁身每隔60mm進行布置(如圖4所示)。

注：001～016，為應變片編號圖4 模型樁應變片布置Fig.4 Lay out of model piles’ strain gages

模型樁制作完成后，按配比拌制模擬材料，然后按照原型地層條件進行填筑。當填筑至樁底標高后，將模型樁放入并使用水準尺和重錘懸掛的方法確定模型樁的垂直度，隨后繼續填筑模擬基巖材料，并小心夯實，防止在填筑的過程中破壞應變片或模型樁的定位。

模型樁上部的荷載來源為模型試驗系統中的加載油路系統。為準確得到加載過程中樁頂所受荷載的大小，采用荷載傳感器監測從油缸傳遞給樁頂的荷載。同時在每個模型樁的樁頂位置處對稱布置4支位移計，在試驗中監測樁頂位移的變化。相似巖體材料自然養護14 d后開始進行試驗，模型樁如圖5所示。

圖5 模型樁Fig.5 Model piles

3 試驗結果及分析

3.1 樁頂沉降

模型樁樁頂沉降曲線如圖6所示。可以看出，在設計荷載階段，模型樁的荷載-沉降曲線均為線性，說明模型樁在這一加載階段處于彈性范圍。隨著上部荷載的繼續增大，樁頂沉降也在不斷增大。相同荷載下，擴底模型樁在控制樁頂沉降方面的優勢開始顯現。因此，對超大直徑嵌巖樁樁端進行擴底處理可以有效減小樁頂沉降。

等直徑模型樁A的樁頂沉降在51.99 kN處出現了明顯拐點，說明各樁身承載力已達極限范圍，取其上一級荷載51.27 kN為模型樁A的最大承載力。而擴底模型樁B繼續加載至66.54 kN后，沉降曲線仍未出現拐點，考慮到安全和儀器的原因，試驗中停止繼續加載，取其上一級荷載62.53 kN為模型樁B的最大承載力。考慮相似比后，計算得等直徑模型樁A、擴底模型樁B的最大承載力分別為9 614 MN和11 724 MN，均遠大于708 MN，說明設計是非常保守的。

AASHTO LRFD Bridge Design Specification(4thedition, 2007, with 2008 and 2009 interims)[14]中強烈建議：在極限狀態下，當樁端阻力完全發揮時，其所需要的位移為樁徑的5%，極端情況下所需要的位移為樁徑的10%。根據本次模型試驗的結果，模型樁的樁頂沉降很難達到該數值，同時樁身承載力已經遠遠超過了上部結構所需要的荷載。說明現行規范計算結果是科學及安全的。

圖6 模型樁A，B樁頂荷載-沉降曲線Fig.6 Load versus settlement of model pile A and B

3.2 樁身軸力

在試驗中，通過在樁身布置應變片可以測出樁身不同位置處在受上部荷載作用下的應變變化，根據式(3)可以計算得到每個應變片相應位置處樁身軸力的變化：

Pi=EAiεi

(3)

式中：Pi為該應變片長度范圍內的軸力，N；E為樁身材料的彈性模量，MPa;Ai為應變片相應位置處的樁身截面面積，mm2;εi為該位置處應變片的應變變化。計算得到各模型樁在上部荷載作用下樁身軸力變化如圖7～8所示。

圖7 等直徑模型樁A樁身軸力分布Fig.7 Distribution of axial force of model pile A

圖8 擴底模型樁B樁身軸力分布Fig.8 Distribution of axial force of model pile B

由圖中可以看出，在上部的強風化花崗巖相似模型材料處，軸力基本為直線型，隨著下部基巖模型材料強度的提高，樁身軸力遞減速率開始增大。隨著荷載的逐級增大，樁端軸力也不斷增大。以最后一級加載為標準，等直徑和擴底模型樁的樁端軸力分別為39.91 kN和42.90 kN。擴底對樁端承載力提高效果明顯，但是另一方面，擴底對樁端巖層強度的要求也更高。

3.3 樁身側摩阻力

計算得到樁身相應位置處的軸力后，可以根據式(4)計算得到樁身截面相應位置處的側摩阻力：

(4)

式中：Pi和Pi+1分別為兩相鄰位置的應變片的樁身軸力，N；d為樁身直徑，mm;Li,i+1為兩應變片中心處之間的距離,mm。換算后得到各模型樁的樁身側摩阻力分布如圖9～10所示。

圖9 等直徑模型樁A樁身側摩阻力分布Fig.9 Distribution of side resistance of model pile A

圖10 擴底模型樁B樁身側摩阻力分布Fig.10 Distribution of side resistance of model pile B

由圖中可以看出，隨著樁頂荷載的增大，模型樁和模擬基巖材料之間產生相對位移，樁身側摩阻力也逐漸增大。與樁端承載力的發揮需要較大的位移不同，樁身側摩阻力僅需要較小的相對位移即可發揮。樁身側摩阻力和樁端阻力并不是同時發揮的，樁身側摩阻力的發揮先于樁端阻力。但是由于這類超大直徑嵌巖樁的樁身承載力較大，因此這類現象并不是十分明顯。

樁身在模擬強風化花崗巖處側摩阻力較小，所有模型樁的側摩阻力曲線在樁頂位置處幾乎為直線型。隨著模擬基巖材料強度的提高，樁身側摩阻力開始增大，并在樁底的微風化花崗巖圍巖處達到最大。側摩阻力增大速率基本反映了樁周巖層強度的變化情況。以最后一級加載為標準，等直徑模型樁和擴底模型樁的最大側摩阻力分別為237 kPa和116 kPa，等直徑嵌巖樁的樁端側摩阻力的發揮大于擴底嵌巖樁。當樁頂荷載不斷增大時，樁身側摩阻力不再隨著荷載的增大而增大，說明樁身側摩阻力已經達到了極限值。

3.4 荷載分擔比例

根據計算結果，各模型樁的樁身側摩阻力和樁端阻力對荷載的分擔見表4。其中Qq，Qz和Qw分別表示模型材料中強風化花崗巖、中風化花崗巖和微風化花崗巖側摩阻力的荷載分擔，Qd為樁端阻力對荷載的分擔，Q為總荷載。

表4 模型樁荷載分擔比

由表4可以看出，等直徑模型樁和擴底模型樁的樁頂荷載均主要由樁端承載，在各加載等級下樁端承載力均在50%以上。擴底模型樁較等直徑模型樁承擔了更多的樁端阻力。因此，對于這類超大直徑擴底嵌巖樁，可以將其視為端承樁或者摩擦端承樁。所有模型樁在強風化花崗巖模擬巖層段的側摩阻力占總承載力的比例均小于總荷載的5%。但是在中風化和微風化模擬基巖中，樁身側摩阻力所占的比例最大為35.2%。因此，在《建筑地基基礎設計規范》(GB50007—2011)[15]中，當嵌巖樁為短樁時，將樁身位于中風化—微風化的硬質巖石的嵌巖樁直接按端承樁設計，忽略樁身在此范圍內的側摩阻力的設計方法雖然偏于安全，但是會導致樁身承載力在設計上的浪費。同時，也應注意到，中風化—微風化段對總荷載的分擔是相對的，其大小不僅與巖體強度有關，同時與巖層厚度也有較大關系，因此在設計需要考慮側摩阻力對荷載分擔時，也應考慮巖層厚度的影響。

3.5 現場監測驗證

1)為了觀測樁基礎的沉降，在超大直徑樁樁頂布置了沉降觀測點。具體方法為在建筑主體結構埋設時，先用沖擊電鉆在設計布點的地方成孔，后放入沉降觀測點，其位置如圖1所示。在施工期間每完成一層觀測1次，主體結構封頂后每月1次；竣工后每季度1次。觀測從2012年12月進場進行正常的監測工作，截止至2016年9月塔樓封頂共進行155次沉降觀測。考慮幾何縮比后，得到同級荷載下現場監測與模型試驗樁頂荷載-沉降曲線如圖11所示。截至2016年9月，塔樓結構封頂并進行內部結構裝修期間，超大直徑擴底嵌巖樁樁頂最大沉降為-31.5 mm。現場沉降曲線與室內模型試驗經考慮幾何縮比后換算的沉降變化曲線吻合較好，說明試驗結果是準確可靠的。

圖11 同級荷載下現場監測與模型試驗樁頂荷載-沉降曲線Fig.11 Load versus settlement of model piles and site monitoring

2)為得到樁身軸力的變化，對6號樁進行軸力監測。在樁頂、樁中、樁底部位各設置一組鋼筋應力監測斷面，每組監測斷面各焊接安裝3個鋼筋應力計。由于鋼筋應變與樁身混凝土應變相等，運用公式(3)可計算得樁身相應部位處的軸力。考慮幾何縮比后，得到現場監測與模型試驗樁在上部荷載作用下的樁身軸力變化，如圖12所示。現場監測軸力計算值與室內模型試驗經考慮幾何縮比后換算的樁身軸力變化曲線吻合較好，這也說明試驗結果是準確可靠的。

圖12 現場監測與模型試驗樁的樁身軸力變化Fig.12 Distribution of axial force of model piles and site monitoring

4 結論

1)對相似模型材料進行了多組配比試驗，并對試塊進行了單軸試驗，得到各配合比下材料的基本力學參數，并與基于相似比尺計算后的現場超大直徑嵌巖樁及其實際圍巖的力學參數進行比對，確定了合理的相似模型試驗配合比材料。

2)模型試驗結果表明，超大直徑擴底嵌巖樁樁頂荷載-沉降曲線為緩變形，理論上其最大承載力值遠高于規范計算得到的豎向抗壓承載力特征值。說明現行規范計算結果是科學及安全的。對超大直徑嵌巖樁樁端進行擴底處理可以有效減小樁頂沉降并提高樁身承載力。樁身在強度較小的巖層段內主要傳遞荷載，樁身側摩阻力隨樁周巖層強度的提高而增大。等直徑嵌巖樁的側摩阻力比擴底嵌巖樁的側摩阻力的發揮更顯著。超大直徑嵌巖樁的荷載主要由樁端承擔，且對樁進行擴底處理后樁端承載所占總荷載比例較等直徑樁更大。但無論是等直徑嵌巖樁還是擴底嵌巖樁，樁身在中風化—微風化花崗巖段的側摩阻力在設計中不應忽略，特別是對于樁周中風化巖層較厚的情況。

3)考慮幾何相似比后，現場監測的樁頂沉降、樁身軸力隨著上部荷載的變化與相似模型試驗結果吻合較好，驗證了模型試驗結果的準確性。

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