嵌巖樁抗拔特性現場試驗研究

楊 柏，馬建林，林大富，張文濤，孫珍茂

(1.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2.四川電力設計咨詢有限責任公司，四川 成都 610016)

隨著社會經濟的發展，抗拔樁被廣泛應用于高層建筑、地下空間、輸電線路、海上風電等工程實踐中。相應地，國內外很多學者通過模型試驗、現場試驗以及理論分析等相關方法對抗拔樁的承載力以及承載力的影響因素等作了大量的研究，取得了一定的成果。

文獻[1-6]構造了破裂面方程，提出了單樁極限抗拔承載力計算公式。文獻[7-13]通過試驗研究了抗拔樁承載力的影響因素，包括長徑比、樁型、樁表粗糙度、砂土密實度、樁施工方法、加載方式和土的黏聚力、內摩擦角等。郭建光等[14]通過現場試驗發現樁與圍巖相互作用在不同受力狀態下表現出不同特點,抗壓摩阻力特征值大于抗拔摩阻力特征值，抗壓摩阻力與抗拔摩阻力之比在1.85左右，并作了理論解釋。袁文忠等[15]通過模型試驗分析了嵌巖樁的承載特性，揭示了巖基強度和完整性對抗拔承載力影響很大。何劍[16]通過現場試驗發現增加樁巖黏聚力，可以提高樁的抗拔承載力。王耀輝等[17]通過模型試驗發現抗拔樁的承載力極大地取決于樁巖界面的摩阻特性。何思明等[18]研究了抗拔荷載與彈性極限抗拔荷載的關系對樁側阻力和荷載-變位曲線的影響，當抗拔荷載低于彈性極限抗拔荷載時，樁側阻力呈指數規律分布，荷載-變位曲線呈線性變化；當抗拔荷載大于彈性極限抗拔荷載時，樁側阻力分為2段，其中脫黏段上側阻力均勻分布，黏結段上側阻力呈指數規律分布，荷載-變位曲線呈非線性規律變化。唐孟雄等[19]提出等截面樁在單層地基中極限抗拔力的計算公式并發現巖層黏聚力、巖層摩擦角對極限承載力的影響很大。萬東立等[20]結合瀘州長江二橋現場試驗，發現樁周巖層的強度、完整性對抗拔樁承載力的影響至關重要。吳興序等[21-22]分析了瀘州長江二橋現場工程樁試驗結果，提出了巖層中抗拔樁承載力計算方法，重點考慮成樁方法、樁徑和巖層完整性對極限抗拔承載力的影響。董金榮[23]基于現場試驗，得出抗拔樁的荷載-位移曲線的變化性狀與嵌巖的深度和巖石的風化程度有關，同時認為需要慎重考慮樁巖界面接觸粗糙度對嵌巖摩阻力發揮的作用。

隨著電力事業的發展，西南地區的輸電線路越來越多地在山區中走線，而針對西南地區“上土下巖”地質條件的研究偏少。為此，本文依托國家電網路平—富樂500 kV雙回線路工程中極限載荷試驗，針對該工程中的等截面抗拔樁，對嵌巖抗拔樁的極限承載力、樁身軸力、樁側阻力等進行分析，以此來研究等截面嵌巖抗拔樁的承載特性。

1 試樁試驗概況

1.1 工程概況及地質條件

根據現場地質勘查報告，主要地層如下：粉質黏土，厚約0.3～3.0 m，呈可塑～硬塑狀；強風化砂巖，厚約0.5～3.0 m，屬極軟巖；中風化砂巖，持力層，未揭穿。抗拔樁地質剖面見圖1，巖土層物理力學性能指標見表1。

圖1 試樁地質剖面

表1 巖土層物理力學性能指標

1.2 試樁概況

本文以抗拔樁極限載荷試驗中的3根等截面樁為例，對位移及抗拔特性進行研究分析。試樁尺寸及嵌巖情況見表2。

表2 抗拔樁尺寸 m

試樁采用機械旋挖成孔，C30混凝土灌注成樁。試驗中采用JGJ 106—2014《建筑基樁檢測技術規范》推薦的慢速維持荷載加載法加荷。為確定各樁的抗拔極限承載力，試驗加載至破壞或出現不可再加載的情況為止。現場采用2根同徑工程樁作為反力支座，為試驗樁提供反力，在每個支座上安放1個 6 000 kN千斤頂。

為削弱加載時出現偏心荷載的影響，本次試驗在樁頂設置1.5 m×1.5 m×1.5 m樁帽，抗拔樁的主筋伸入樁頂上部設置的鋼筋混凝土的樁帽，通過樁帽把上拔力傳遞給試樁。

2 試驗結果分析

2.1 荷載-位移曲線

上述試驗得到的3根試樁的樁頂荷載-位移關系曲線見圖2，極限荷載試驗結果見表3。

圖2 上拔荷載與樁頂位移關系曲線

表3 各樁極限荷載試驗結果

由圖2可知，3根試樁的荷載-樁頂位移曲線均為陡變型。以12#樁為例，樁頂在承受單樁豎向極限抗拔承載力的前一階段，曲線基本呈線性，試樁在最后一級荷載作用下樁頂位移37.4 mm，超過前一級荷載作用下樁頂位移(5.4 mm)的5倍，認為試樁破壞。3根試樁所處巖土層相同，嵌入土層和強風化砂巖層的樁長一樣，嵌入中風化砂巖層的樁長不一樣。上拔荷載相同時，嵌入中風化巖層最長的14#試樁的樁頂位移最小，嵌入中風化巖層最短的12#試樁的樁頂位移最大。

由表3可知，12#樁極限荷載、樁頂位移分別為 4 123.7 kN,35.9 mm。13#樁極限荷載、樁頂位移分別為 8 445.1 kN,18.8 mm。14#樁極限荷載、樁頂位移分別為 10 445.3 kN,17.6 mm。可見，在相同的巖土層中增加樁長能顯著提高抗拔樁的極限承載力，且能夠有效地減少樁頂位移。

2.2 樁身軸力曲線與樁側阻力曲線

依據各量測截面處的鋼筋計應力，第i量測斷面在第j級荷載作用下的樁身軸力Nij為

(1)

第i～i+1量測斷面之間在第j級荷載作用下的樁身側阻力fij為

(2)

式中：σij為第i量測斷面鋼筋應力計在第j級荷載作用下的應力；Asi為第i量測斷面鋼筋總面積；Ec為樁身混凝土彈性模量；Es為鋼筋彈性模量；Aci為第i量測斷面混凝土面積；Ai為第i～i+1量測斷面之間的樁側面積；N(i-1)j為第i-1量測斷面在第j級荷載作用下的軸力。

抗拔樁樁端處的軸力實際應該為混凝土與持力層之間的黏結力和受拉作用下產生的負壓力之和，數值較小且難以測試，故本文假設樁端軸力為0，且對樁端到上一個測點的樁身側阻力不做分析。圖3為3根試樁在各級荷載作用下樁身軸力-深度曲線。

圖3 各級荷載作用下樁身軸力-深度關系曲線

由圖3可知：在各級上拔荷載作用下，樁身軸力沿深度逐漸減小，并且在不同巖土層中減小速率各異。在土層中，樁身軸力衰減緩慢；進入強風化砂巖層后，衰減速率顯著提高；進入中風化砂巖層后，衰減速率急劇增加。隨著荷載的增加，上覆土層中軸力曲線斜率開始趨于穩定，同時巖層中樁身軸力曲線斜率不斷增大。

網絡密度指網絡中各節點之間聯系的緊密程度，節點之間聯系越多，網絡密度就越大[12]。經計算分析，三峽旅游流的網絡密度為0.248 3，表明大三峽旅游地區景區存在一定的網絡聯系，但部分節點聯系不緊密。從節點中心性來看，三峽旅游流主要向解放碑、白帝城、小三峽、神女峰、三峽大壩、三峽人家、恩施大峽谷幾個景區聚集，以傳統三峽旅游游線景區為主，與三峽腹地景區聯系較少，與三峽周邊極富吸引力的旅游目的地如九寨-黃龍聯系較少，與其他景區節點的旅游聯系也較弱，區域旅游整體發展出少數景區集聚現象，

根據受力平衡原理，樁身軸力曲線在一定程度上可以反應樁側土體提供的抗拔力。以13#樁為例，隨著上拔荷載的逐級施加，土層提供的抗拔承載力由38.5%逐步降低至9.8%；強風化砂巖層提供的抗拔承載力先由15.6%逐步降低至8.9%；中風化砂巖層提供的抗拔承載力由45.9%逐步增加至81.3%。同樣的現象也表現在12#試樁與14#試樁。說明隨著上拔荷載的施加，土層與強風化巖層提供的抗拔力很快達到極限，中風化巖層提供的樁側阻力逐步發揮，提供的抗拔力比例逐步加大，對試樁的抗拔起到主要作用。

在極限荷載作用下，3根試樁的各巖土層提供的抗拔力比例見表4。

由表4可知：在極限荷載作用下嵌入中風化巖層的樁身越長，其提供的抗拔力比例越高。3根試樁的中風化砂巖層平均提供了83.2%的抗拔力，說明巖性是影響抗拔樁極限承載力的重要因素。就平均值而言，相同厚度各巖土層提供的抗拔力的能力比為土層∶強風化砂巖∶中風化砂巖=1∶3.8∶9.3。

表4 極限荷載作用下各巖土層提供的抗拔力比例

圖4為3根試樁在各級荷載作用下樁側阻力-深度曲線。

圖4 各級荷載作用下樁側阻力-深度曲線

由圖4可知：在各級上拔荷載作用下，各測點的樁側阻力隨著上拔荷載的增加而逐步發揮，但是在不同巖土層中各測點的阻力值的增量各異。以12#試樁為例，在土層中，各測點的阻力值的增量為31.7～64.0 kPa；在強風化巖層中，各測點的阻力值的增量為101.2 kPa ；在中風化巖層中，各測點的阻力值的增量為365.0～371.3 kPa 。在每級荷載作用下，樁側阻力都會出現峰值點或者最大值點，且該點會隨著荷載的施加發生偏移。以14#試樁為例，在1,2級荷載作用下，樁側阻力峰值點出現在5.5 m處，該峰值點也是當級荷載下的最大值點；當施加到3級荷載后，樁側阻力的峰值點消失，最大值點下移至6.0 m處。13#試樁的情況與14#試樁相似，12#試樁的樁側阻力峰值點一直位于3.5 m處，未發生偏移。整體上隨上拔荷載的增加而增大，巖層中的樁側阻力遠高于土層。

在極限荷載作用下，各巖土層樁側阻力見表5。可知，就平均值而言，各巖土層的樁側阻力比為土層∶強風化砂巖∶中風化砂巖=1∶3.8∶8.8。這與上述相同厚度各巖土層提供的抗拔力的能力比基本一致，中風化砂巖層的比例不等，是因為這里未考慮樁端到上一個測點間的樁側阻力。

表5 極限荷載作用下各巖土層樁側阻力 kPa

3 試樁側阻力試驗值與規范值對比

現行JGJ 94—2008《建筑樁基技術規范》中采用抗壓樁的設計計算方法計算抗拔樁單樁的抗拔極限承載力，乘以抗拔系數。本次試驗場地的巖土層樁的極限側阻力根據JGJ 94—2008取值，土層取66～82 kPa，強風化巖層取140～220 kPa，抗拔系數可以取最大值0.8。表6為樁側阻力試驗值與規范值的比較，這里規范值取最大值，規范中并未給出中風化砂巖的樁側阻力，根據一般設計原則，中風化砂巖的樁側阻力參照強風化砂巖取值。規范值在與試驗值比較前需乘以抗拔系數。

表6 抗拔側阻力試驗值與規范值比較

由表6可知，樁側阻力試驗值高于規范值。在土層中，兩者較為接近，但是強風化砂巖樁側阻力的試驗值是規范值的1.83倍，在中風化砂巖中更是達到了4.22倍，這說明就本試驗區域而言，規范中提供的樁極限側阻力標準值較為保守。建議對于較大規模的建設項目，應先進行現場試驗，測試各巖土層的極限抗拔側阻力。這不僅能科學合理地進行樁基設計，也能節省大量的人力和財力。

4 嵌巖深度對極限抗拔承載力的影響

本試驗3根試樁的樁徑、巖土層性質、施工工藝等條件基本一致，唯有嵌入中風化砂巖的樁長不一致，而這直接影響了試樁的極限抗拔承載力。圖5為嵌入中風化砂巖的深度-極限抗拔承載力關系曲線。

圖5 嵌入中風化砂巖的深度-極限抗拔承載力關系曲線

由圖5可知，隨著嵌入中風化砂巖深度的增加，極限抗拔承載力呈近線性增加。13#試樁較之12#試樁，嵌入中風化砂巖深度增加了1.1 m，增幅84.6%，極限抗拔承載力增加了 4 321.6 kN，增幅104.8%；14#試樁較之13#試樁，嵌入中風化砂巖深度增加了0.9 m，增幅37.5%，極限抗拔承載力增加了 2 000.2 kN，增幅19.1%。

綜合上述表4可知，嵌巖樁的極限抗拔承載力絕大部分由嵌入中風化砂巖部分樁身承擔。且由表5可知，在同種巖土層中，不同試樁的平均側阻力較為接近，所以試樁嵌入中風化砂巖越深，其樁身與巖層的接觸面積越大，導致極限抗拔承載力越大且呈近線性增加。

5 結論

1)在本試驗研究范圍內，相同的巖土層中增加樁長能顯著提高抗拔樁的極限承載力，減小樁身位移。

2)巖性是影響抗拔樁極限承載力的重要因素。相同厚度各巖土層提供抗拔力的能力比(即各巖土層的樁側阻力之比)為土層∶強風化砂巖∶中風化砂巖=1∶3.8∶9.3。嵌入中風化砂巖試驗樁長徑比為1.3～3.3，在此范圍內，隨著嵌入中風化砂巖深度的增加，抗拔樁極限承載力呈近線性增加。

上述結論為國家電網路平—富樂500 kV雙回線路工程中嵌巖抗拔樁的設計提供了依據，對于相似地層條件的抗拔樁設計也具有參考意義。但是較之于土層中抗拔樁，嵌巖樁的承載力計算方法研究還相對滯后，不能滿足工程實踐需求，有待進一步的探索。