大直徑擴底嵌巖樁承載力分析計算★

徐 薇 方顯輪

(中國礦業大學(北京)力學與建筑工程學院，北京 100083)

1 概述

隨著經濟建設的發展，高層建筑在越來越多的城市里涌現。大直徑樁因其承載力高、抗震效果好而經常在超高層建筑中采用。國內外規范如JGJ 94—2008建筑樁基技術規范[1]、AASHTO LRFD Bridge Design Specifications (8th Edition)[2]是把直徑是否超過0.8 m作為判斷是否為大直徑的標準。我國JTG F50—2011公路橋涵施工技術規范[3]定義樁徑2.5 m以上為大直徑樁。但是現階段，許多高層建筑中所采用的樁基直徑多大于這些規范的規定。如廣州西塔采用了直徑4.8 m的嵌巖樁；深圳華潤灣商業中心最大樁基直徑4.5 m[4-6]。本研究基于的項目深圳平安大廈更采用了直徑8.0 m，擴底9.5 m和直徑5.7 m擴底7.0 m兩種直徑的樁基。由于目前的設計計算仍然沿用傳統規范的設計方法，現有的技術水平也無法對樁基進行現場承載力測試試驗。因此，為了更好的獲得這類樁基承載力變化規律，本文以深圳平安大廈項目超大直徑擴底嵌巖樁為背景，展開數值計算分析，為今后類似工程提供有利的參考。

2 工程概況

深圳平安大廈位于深圳市福田區，總高度為600 m，118層，為華南地區第一高樓。基坑工程總共占地面積約為2萬m2，基坑底板深度33.8 m～39.5 m。施工過程中，基坑開挖至底部后再開挖樁基礎，采用嵌巖樁的設計方法，樁徑從1.7 m～8.0 m不等。其中支撐“巨型框架—核心筒—外伸臂”體系的為8根直徑8.0 m，擴底9.5 m(圖1中 Z代表“樁”，A類樁)、16根直徑5.7 m，擴底7.0 m(圖1中B類樁)的超大直徑擴底嵌巖樁，樁長范圍25 m～35.5 m。抗壓樁承載力設計值如表1所示，設計承載力遠遠高于傳統的大直徑樁。場地內地層起伏較大，樁周巖層由全風化～微風化花崗巖組成。因此，必須考慮巖層的差異性對超大直徑擴底嵌巖樁承載力的影響。

表1 抗壓樁承載力設計值

3 數值分析

3.1 基本假定

由于超大直徑嵌巖樁與巖層接觸面積遠大于中小直徑樁，因此，樁周巖體的強度、不連續面分布情況、礦物組成以及巖體的各項異性等因素對樁基承載力的影響和變化情況遠大于傳統的中、小直徑嵌巖樁。為了更好的反映巖石參數的影響，E. Hoek和E. T. Brown 在1980年基于大量的現場巖體試驗和巖石三軸試驗結果，提出了適用于工程巖體的Hoek-Brwon強度準則。經過多年的發展，目前使用最多的是Hoek-Brwon2002準則[7]。計算公式如下：

(1)

(2)

(3)

(4)

其中，σ1為最大主應力；σ3為最小主應力；σc為完整巖石的單軸抗壓強度；mi,s均為經驗參數，反映巖石軟硬程度。D的取值為0～1，0說明施工中未擾動，1說明完全擾動。根據Hoek-Brwon2002準則，在強度較差巖體里采用人工或機械開挖，D取0.5；當大范圍的爆破開挖時，D取1。基于此，本計算采用FLAC3D軟件進行分析計算，在模型計算中假定如下：

1)采用1/2軸對稱模型進行單樁豎向承載力作用分析，樁身和樁周巖土體均采用實體單元建模；

2)基于樁身在實際受力中的承載力情況，采用彈塑性模型；樁周強風化巖體采用Mohr-Coulomb模型。考慮到巖層差異性的影響，中風化和微風化巖體采用Hoek-Brown準則，基于巖體條件和現場施工方法對準則中參數進行修正；

3)為了考慮樁和巖體界面相互作用關系，在兩者界面間設置Goodman接觸面單元。

3.2 模型網格的建立

單樁豎向承載力計算時，x和y方向擴至20倍樁半徑，z方向擴至10倍樁長，以消除邊界效應的影響。計算樁基模型大小同設計，并按實際施工情況進行逐級加載。單樁三維計算模型如圖2所示。

3.3 模型參數的選取

基于現場勘查報告和室內試驗的結果，計算中場地內各巖層的力學參數如表2所示。現場施工中采用人工挖孔的方法，對于巖層強度高的樁端則采用先現場爆破后人工機械挖孔的方法。綜合考慮，在中風化和微風化花崗巖巖層中，采用Hoek-Brwon2002準則時，綜合考慮本計算模型D取0.5。經計算得到的模型計算參數和接觸面參數如表2,表3所示。

表3 樁接觸面參數

表2 大直徑擴底嵌巖樁數值計算參數

3.4 模型加載

模型建立完成并賦參后先進行自重平衡計算，隨后進行地層初始位移場清零；第二步按現場施工工序進行樁體的開挖和澆筑，計算完成后進行第二次位移場清零；第三步進行逐級加載至承載力設計值。如樁周土體無明顯塑性區或樁頂未發生突變，繼續計算至樁頂沉降出現突變或樁頂沉降達不合理范圍時。

4 計算結果分析

4.1 樁頂沉降變化規律

本項目在2014年12月15日主塔樓結構全部封頂，施工過程中在樁周布置了沉降監測點JC(如圖1所示)。限于篇幅，以ZA3樁為例，對應現場施工荷載加載級數，現場沉降監測結果與數值計算結果如圖3所示。兩者吻合較好，計算結果準確可靠。

4.2 荷載—沉降曲線分析

荷載—沉降曲線可反映樁在受力和荷載傳遞過程中位移變化關系。選取不同樁徑、相同樁長的兩根樁的曲線進行對比分析。樁ZA3和樁ZB2樁徑分別為8.0 m(擴底9.5 m)和5.7 m(擴底7.0 m)，樁長均為持力層為微風化花崗巖-2。在相同荷載作用下，兩根樁的荷載—沉降曲線均無明顯拐點，樁徑較小的嵌巖樁沉降遠大于樁徑大的大直徑嵌巖樁。另一方面也反映了增大樁徑有利于提高樁基總承載力(見圖4)。

4.3 軸力和側摩阻力分布

選取樁長較長的ZA1(35.5 m)為例，在逐級加載下，分析其軸力和側摩阻力的變化規律，樁基軸力見圖5。樁體等直徑段軸力逐漸減小，樁身仍起到傳遞荷載的作用。但在樁身軸力在擴底斜直線段這一位置處逐漸增大，分析原因是由于擴底引起樁端截面面積的增大而導致軸力變大。在擴底處的等直徑段，樁身軸力又表現和上部等直徑段一致，即逐漸減小。上部荷載越大，這種現象就越明顯。

樁周側摩阻力分布如圖6所示。隨著上部荷載的增大，巖體強度高的巖層側摩阻力也越大，與普通大直徑嵌巖樁變化規律一致。但是在擴底斜線段出現了負摩阻力。分析原因是在加載過程中，隨著樁身側摩阻力沿深度不斷發揮作用時，樁身的豎向應力對應不斷減小，但是由于擴底導致樁體軸力在擴底范圍內不斷增大，進而導致了負摩阻力的產生。上部荷載越大，這種現象就越明顯。

4.4 荷載分擔比

仍以ZA1為例，各級荷載下不同巖層內和樁端、樁側荷載分擔比如圖7所示。隨著加載的進行，樁端阻力所占的比例從65%提高到75%，側摩阻力所占比例從加載初期的35%減小至25%。中風化和微風化花崗巖為主要側摩阻力的提供者，而強風化花崗巖的承載力影響幾乎可以不考慮。因此，對于這類超大直徑樁來說，如果樁周存在強度較高的巖層，不能完全忽略其側摩阻力的影響，而是應當按摩擦端承樁來考慮設計。

5 結語

本文基于600 m深圳平安大廈大直徑嵌巖樁，采用FLAC3D進行了數值計算。并同時考慮了巖體強度參數、施工擾動等因素的影響。結果表明：

1)對比現場監測和數值計算結果，采用Hoek-Brown強度準則可以更好的考慮樁周巖體差異性的影響，提高數值計算的準確性。

2)隨著荷載的增大，樁端阻力幾乎承擔了所有荷載，但如果樁周存在強度較高的巖層，其側摩阻力不應該忽略。

3)擴底處樁端截面面積的增大會引起樁體擴底部分斜直線段產生負摩阻力，在今后設計中需引起注意。