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(shè)計咨詢有限責任公司，四川 成都 610016)

隨著社會經(jīng)濟的發(fā)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(nèi)外很多學者通過模型試驗、現(xiàn)場試驗以及理論分析等相關(guān)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(gòu)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(nèi)摩擦角等。郭建光等[14]通過現(xiàn)場試驗發(fā)現(xiàn)樁與圍巖相互作用在不同受力狀態(tài)下表現(xiàn)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(xiàn)場試驗發(fā)現(xiàn)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(fā)現(xiàn)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(guān)系對樁側(cè)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(cè)阻力呈指數(shù)規(guī)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(cè)阻力分為2段，其中脫黏段上側(cè)阻力均勻分布，黏結(jié)段上側(cè)阻力呈指數(shù)規(guī)律分布，荷載-變位曲線呈非線性規(guī)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(fā)現(xiàn)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(jié)合瀘州長江二橋現(xiàn)場試驗，發(fā)現(xiàn)樁周巖層的強度、完整性對抗拔樁承載力的影響至關(guān)重要。吳興序等[21-22]分析了瀘州長江二橋現(xiàn)場工程樁試驗結(jié)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(xiàn)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(guān)，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(fā)揮的作用。

隨著電力事業(yè)的發(fā)展，西南地區(qū)的輸電線路越來越多地在山區(qū)中走線，而針對西南地區(qū)“上土下巖”地質(zhì)條件的研究偏少。為此，本文依托國家電網(wǎng)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(cè)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(zhì)條件

根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)勘查報告，主要地層如下：粉質(zhì)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?？拱螛兜刭|(zhì)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(zhì)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(shù)規(guī)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(xiàn)不可再加載的情況為止?，F(xiàn)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(xiàn)偏心荷載的影響，本次試驗在樁頂設(shè)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(shè)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(jié)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(guān)系曲線見圖2，極限荷載試驗結(jié)果見表3。

圖2 上拔荷載與樁頂位移關(guān)系曲線

表3 各樁極限荷載試驗結(jié)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?？梢?，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(cè)阻力曲線

依據(jù)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(cè)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(cè)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(jié)力和受拉作用下產(chǎn)生的負壓力之和，數(shù)值較小且難以測試，故本文假設(shè)樁端軸力為0，且對樁端到上一個測點的樁身側(cè)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(guān)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(wěn)定，同時巖層中樁身軸力曲線斜率不斷增大。

網(wǎng)絡密度指網(wǎng)絡中各節(jié)點之間聯(lián)系的緊密程度，節(jié)點之間聯(lián)系越多，網(wǎng)絡密度就越大[12]。經(jīng)計算分析，三峽旅游流的網(wǎng)絡密度為0.248 3，表明大三峽旅游地區(qū)景區(qū)存在一定的網(wǎng)絡聯(lián)系，但部分節(jié)點聯(lián)系不緊密。從節(jié)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(qū)聚集，以傳統(tǒng)三峽旅游游線景區(qū)為主，與三峽腹地景區(qū)聯(lián)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(lián)系較少，與其他景區(qū)節(jié)點的旅游聯(lián)系也較弱，區(qū)域旅游整體發(fā)展出少數(shù)景區(qū)集聚現(xiàn)象，

根據(jù)受力平衡原理，樁身軸力曲線在一定程度上可以反應樁側(cè)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(xiàn)象也表現(xiàn)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(cè)阻力逐步發(fā)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(cè)阻力-深度曲線。

圖4 各級荷載作用下樁側(cè)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(cè)阻力隨著上拔荷載的增加而逐步發(fā)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(cè)阻力都會出現(xiàn)峰值點或者最大值點，且該點會隨著荷載的施加發(fā)生偏移。以14#試樁為例，在1,2級荷載作用下，樁側(cè)阻力峰值點出現(xiàn)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(cè)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(cè)阻力峰值點一直位于3.5 m處，未發(fā)生偏移。整體上隨上拔荷載的增加而增大，巖層中的樁側(cè)阻力遠高于土層。

在極限荷載作用下，各巖土層樁側(cè)阻力見表5?？芍?，就平均值而言，各巖土層的樁側(cè)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(cè)阻力。

表5 極限荷載作用下各巖土層樁側(cè)阻力 kPa

3 試樁側(cè)阻力試驗值與規(guī)范值對比

現(xiàn)行JGJ 94—2008《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》中采用抗壓樁的設(shè)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(shù)。本次試驗場地的巖土層樁的極限側(cè)阻力根據(jù)JGJ 94—2008取值，土層取66～82 kPa，強風化巖層取140～220 kPa，抗拔系數(shù)可以取最大值0.8。表6為樁側(cè)阻力試驗值與規(guī)范值的比較，這里規(guī)范值取最大值，規(guī)范中并未給出中風化砂巖的樁側(cè)阻力，根據(jù)一般設(shè)計原則，中風化砂巖的樁側(cè)阻力參照強風化砂巖取值。規(guī)范值在與試驗值比較前需乘以抗拔系數(shù)。

表6 抗拔側(cè)阻力試驗值與規(guī)范值比較

由表6可知，樁側(cè)阻力試驗值高于規(guī)范值。在土層中，兩者較為接近，但是強風化砂巖樁側(cè)阻力的試驗值是規(guī)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(qū)域而言，規(guī)范中提供的樁極限側(cè)阻力標準值較為保守。建議對于較大規(guī)模的建設(shè)項目，應先進行現(xiàn)場試驗，測試各巖土層的極限抗拔側(cè)阻力。這不僅能科學合理地進行樁基設(shè)計，也能節(jié)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(zhì)、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(guān)系曲線。

圖5 嵌入中風化砂巖的深度-極限抗拔承載力關(guān)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(cè)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(jié)論

1)在本試驗研究范圍內(nèi)，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(cè)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(nèi)，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(jié)論為國家電網(wǎng)路平—富樂500 kV雙回線路工程中嵌巖抗拔樁的設(shè)計提供了依據(jù)，對于相似地層條件的抗拔樁設(shè)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。