楊柏，馬建林，周和祥，孫珍茂，董曉朋

?

嵌巖樁抗拔承載特性的離心模型試驗(yàn)研究

楊柏1，馬建林1，周和祥1，孫珍茂2，董曉朋1

(1. 西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031； 2. 四川電力設(shè)計(jì)咨詢有限責(zé)任公司，四川 成都 610016)

針對(duì)目前在抗拔樁設(shè)計(jì)中對(duì)嵌巖樁承載力影響因素理解不足，導(dǎo)致樁基設(shè)計(jì)不合理的問(wèn)題，采用離心機(jī)模型試驗(yàn)，研究嵌巖深度、巖土體性質(zhì)和樁型對(duì)樁基極限抗拔承載力的影響。研究結(jié)果表明：等截面樁極限抗拔承載力隨嵌巖深度的增加呈近線性增加，擴(kuò)底樁極限抗拔承載力呈非線性增加；較軟巖與軟巖比較，擴(kuò)底樁極限抗拔承載力增幅超過(guò)200%；擴(kuò)底樁極限抗拔承載力高于等截面樁88.7%~95.2%。

嵌巖樁；極限抗拔承載力；影響因素；離心模型試驗(yàn)

隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，抗拔樁被廣泛應(yīng)用于橋梁、高層建筑、地下建筑、輸電線路和海上石油鉆井平臺(tái)等工程實(shí)踐中。多年來(lái)，抗拔樁的相關(guān)研究工作一直在開展。Dickin等[1?6]研究了砂土中樁的長(zhǎng)徑比、樁?土界面特性、土體性質(zhì)和加載方式等因素對(duì)抗拔承載力影響。嵌巖樁抗拔承載力影響因素的研究也取得了很多成果。袁文忠等[7]通過(guò)模型試驗(yàn)分析了巖基強(qiáng)度對(duì)抗拔承載力的影響。劉波等[8]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)擴(kuò)徑比對(duì)大直徑嵌巖樁的抗拔承載力影響較大，擴(kuò)大頭周圍巖體彈性模量和擴(kuò)底高度的影響相對(duì)較小。何劍[9]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)增加樁?巖界面黏聚力，可以提高樁的抗拔承載力。王耀輝等[10]通過(guò)模型試驗(yàn)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[11]研究認(rèn)為，當(dāng)上拔荷載較小時(shí)，存在側(cè)阻力分布的樁段長(zhǎng)度有限，不應(yīng)盲目增加樁長(zhǎng)。唐孟雄等[12]提出等截面樁在單層地基中極限抗拔力的計(jì)算公式并發(fā)現(xiàn)巖層黏聚力和巖層摩擦角對(duì)極限承載力的影響很大。王衛(wèi)東等[13]提出通過(guò)后壓漿等措施加強(qiáng)樁?巖接觸是提高樁基抗拔承載力的有效方法。萬(wàn)東立等[14]結(jié)合瀘州長(zhǎng)江二橋現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)樁周巖層的強(qiáng)度和完整性對(duì)抗拔樁承載力的影響至關(guān)重要。吳興序等[15?16]基于瀘州長(zhǎng)江二橋現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)提出了巖層中抗拔樁承載力計(jì)算方法，重點(diǎn)考慮成樁方法、樁徑和巖層完整性對(duì)極限抗拔承載力的影響。上述研究主要依托現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，原型試驗(yàn)受到諸多因素的影響，比如巖體中的結(jié)構(gòu)面，樁孔底部的殘?jiān)龋茈y做到單一因素的研究分析。更重要的是由于上覆土層的影響和巖體本身的變形破裂不明顯，很難觀測(cè)到巖體的破裂面形態(tài)。離心模型試驗(yàn)?zāi)軌蚝芎玫乜刂圃囼?yàn)條件，可以直接觀測(cè)到巖土體的破裂面形態(tài)，而且能節(jié)約大量成本，是一種有效的研究手段。本文通過(guò)離心模型試驗(yàn)，摒除其他因素影響，研究單一因素變化對(duì)嵌巖樁極限抗拔承載力的 影響。

1 離心模型試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

在上覆土層不變的條件下，研究嵌巖深度、巖性和樁型對(duì)嵌巖抗拔樁極限承載力的影響。本試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆稑缎瓦x取等截面樁和擴(kuò)底樁，擴(kuò)底樁的擴(kuò)底直徑為2倍等截面樁身段直徑，擴(kuò)底角度為45°；較軟巖與軟巖用水泥砂漿配制，無(wú)軟弱結(jié)構(gòu)面，巖面水平；上覆土為細(xì)砂。

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

本次試驗(yàn)在西南交通大學(xué)土工離心機(jī)實(shí)驗(yàn)室的TLJ-2型土工離心機(jī)上完成，該離心機(jī)有效半徑為2.7 m，最大容量為100 gt。

試驗(yàn)所使用模型箱的凈空尺寸為800 mm×700 mm×700 mm，如圖1(a)所示。加載系統(tǒng)為自主研發(fā)，可在離心機(jī)中施加豎向荷載。采用KEYENCE IL-300激光位移計(jì)測(cè)量樁頂位移。加載系統(tǒng)和激光位移計(jì)如圖1(b)所示。

(a) 模型箱；(b) 加載系統(tǒng)和激光位移計(jì)

1.2 試樁設(shè)計(jì)

抗拔樁采用與原型樁等抗拔剛度控制的原則進(jìn)行模擬。樁體采用圓形鋁合金空心管模擬，擴(kuò)底樁的等截面段和擴(kuò)大頭通過(guò)螺紋旋轉(zhuǎn)聯(lián)結(jié)。沿樁身內(nèi)壁黏貼應(yīng)變片，在應(yīng)變片及導(dǎo)線周圍涂抹環(huán)氧樹脂。模型樁主要參數(shù)見表1，試樁如圖2所示。應(yīng)變片經(jīng)過(guò)校正后再進(jìn)行試驗(yàn)。

表1 抗拔樁參數(shù)指標(biāo)

表2 抗拔樁試驗(yàn)參數(shù)

由表2可以看出，D15-1代表等截面樁、樁徑15 mm和嵌巖1倍樁徑，依次類推；K15-1代表擴(kuò)底樁、樁徑15 mm和嵌巖1倍樁徑，依次類推。

(a) 等截面樁；(b) 擴(kuò)底樁

1.3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱?/h3>

選取過(guò)2 mm孔徑篩的細(xì)砂模擬覆蓋層。采用425號(hào)水泥，通過(guò)表3所示的配合比制作砂漿，模擬試驗(yàn)所需的較軟巖和軟巖。為使試驗(yàn)巖層早日達(dá)到需要的強(qiáng)度，在砂漿中加入2%早強(qiáng)劑，5 d后通過(guò)試驗(yàn)測(cè)定其抗壓強(qiáng)度，并通過(guò)室內(nèi)土工試驗(yàn)測(cè)定其具體參數(shù)指標(biāo)，見表4。

本次離心機(jī)試驗(yàn)的方案設(shè)計(jì)包括等截面樁、擴(kuò)底樁，其中樁徑為15 mm的等截面樁和擴(kuò)底樁的試驗(yàn)巖層均為較軟巖，其余為軟巖。試驗(yàn)試樁平面布置圖如圖3所示。試驗(yàn)裝置立面圖如圖4所示。

表3 砂漿配合比(質(zhì)量比)

表4 巖土主要參數(shù)

注：內(nèi)摩擦角、黏聚力為直剪試驗(yàn)值

1.4 試驗(yàn)步驟

試驗(yàn)共按以下8步完成：

1) 將粉細(xì)砂曬干至松散狀，篩分均勻。

2) 黏貼應(yīng)變片，在樁身涂膠裹砂，模擬樁?巖/土界面。

3) 將凡士林均勻涂抹于模型箱內(nèi)壁上以減小箱壁摩擦。

4) 按照設(shè)計(jì)配合比制成砂漿，分層填筑并夯實(shí)，當(dāng)砂漿達(dá)到樁底部標(biāo)高時(shí)，埋入模型樁，繼續(xù)填筑砂漿至設(shè)計(jì)標(biāo)高。同時(shí)制作砂漿試塊，養(yǎng)護(hù)5 d后將其與覆蓋層砂土分別做室內(nèi)土工試驗(yàn)，以確定主要參數(shù)。養(yǎng)護(hù)達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度后，分層填筑上覆土。

5) 在50 g條件下固結(jié)1 h。

6) 固結(jié)完成后停機(jī)，安裝加載系統(tǒng)和激光位移計(jì)，完成數(shù)據(jù)采集接線等工作。

7) 運(yùn)行離心機(jī)至設(shè)計(jì)離心加速度，穩(wěn)定10 min后啟動(dòng)加載系統(tǒng)，分級(jí)勻速施加上拔荷載直至破壞，采集存儲(chǔ)數(shù)據(jù)。

8) 取出模型箱，清除上覆土體，觀察巖體破壞模式，整理數(shù)據(jù)。

單位：cm

1 —步進(jìn)電機(jī)；2 —減速機(jī)；3 —加載系統(tǒng)；4 —激光位移計(jì)；5 —模型箱；6 —測(cè)力傳感器

2 離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果與分析

試樁的極限抗拔承載力由荷載?位移(-)曲線得到。以試樁D25-2為例，其-曲線如圖5所示。

圖5 等截面樁Q-s曲線

圖5表明，D25-2共分15級(jí)加載，每級(jí)加載值約為2 000 kN。試樁加載直至上拔破壞后停止。-曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)，拐點(diǎn)之前，隨著樁頂荷載的增加，樁頂位移呈線性增大。拐點(diǎn)之后，變形加速發(fā)展，發(fā)生巖土破壞，如圖6所示，等截面樁?巖土體破裂面由沿樁巖接觸界面破壞的圓柱形和倒置的截頭錐體兩部分組成，此時(shí)嵌巖抗拔樁達(dá)到破壞狀態(tài)，拐點(diǎn)處即為嵌巖抗拔樁達(dá)到極限狀態(tài)。D25-2的極限抗拔承載力為27 989 kN，對(duì)應(yīng)樁頂位移為57.7 mm。

圖6 等截面樁-巖土破壞圖

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，依次對(duì)嵌巖深度、巖性和樁型等極限抗拔承載力影響因素進(jìn)行分析。

2.1 嵌巖深度的影響

根據(jù)離心模型試驗(yàn)結(jié)果，選取嵌巖深度不同的試樁進(jìn)行比較。等截面樁在不同嵌巖深度的極限抗拔承載力見表5。

表5 等截面樁不同嵌巖深度極限抗拔承載力

截面樁極限抗拔承載力與嵌巖深度的關(guān)系曲線如圖7所示。

圖7 等截面樁極限抗拔承載力與嵌巖深度的關(guān)系曲線

由圖7可知，隨著嵌巖深度的增加，試樁極限抗拔承載力呈近線性增加。主要因?yàn)榍稁r抗拔樁的極限抗拔承載力絕大部分由嵌巖部分樁身承擔(dān)。且試驗(yàn)結(jié)果分析表明：當(dāng)?shù)戎睆降牡冉孛鏄肚度胪N巖石中，樁?巖界面特性相同時(shí)，不同試樁的平均側(cè)阻力值基本相同。所以試樁嵌入巖石越深，其樁與巖接觸面積越大，導(dǎo)致極限抗拔承載力值越大且呈近線性增加。

擴(kuò)底樁由于擴(kuò)底作用，其抗拔機(jī)理與等截面樁存在很大差異，極限抗拔承載力受嵌巖深度的變化影響與等截面樁也不一樣，選取嵌巖深度不同的擴(kuò)底樁進(jìn)行比較，擴(kuò)底樁在不同嵌巖深度的極限抗拔承載力見表6，極限抗拔承載力與嵌巖深度的關(guān)系如圖9所示。

表6 擴(kuò)底樁不同嵌巖深度極限抗拔承載力表

擴(kuò)底樁極限抗拔承載力與嵌巖深度的關(guān)系曲線如圖8所示。

圖8 擴(kuò)底樁極限抗拔承載力與嵌巖深度的關(guān)系曲線

由圖8可知，隨著嵌巖深度的增加，擴(kuò)底樁極限抗拔承載力呈非線性增加。擴(kuò)底樁?巖土體破裂面呈喇叭型曲面。隨著嵌巖深度的增加，巖土體破裂面積呈非線性增加，所以擴(kuò)底樁極限抗拔承載力隨嵌巖深度增加呈非線性增加。

嵌巖深度與等截面樁的極限抗拔承載力基本呈近線性變化關(guān)系，與擴(kuò)底樁的極限抗拔承載力呈非線性變化關(guān)系，但這并不是說(shuō)嵌巖深度越大，樁基的抗拔承載力越高，本文僅研究巖土體破壞或樁被拔出的情況，在實(shí)際工程中，會(huì)出現(xiàn)樁身混凝土拉裂，鋼筋被拔出的情況。在工程中提高樁身強(qiáng)度，避免樁身破壞，則增加嵌巖深度可以有效的提高抗拔承載力。

2.2 巖性的影響

根據(jù)離心模型試驗(yàn)結(jié)果，選取部分試樁進(jìn)行比較。擴(kuò)底樁在不同巖性的極限抗拔承載力見表7。

表7 擴(kuò)底樁不同巖性極限抗拔承載力

擴(kuò)底極限抗拔承載力與巖性的關(guān)系如圖9 所示。

圖9 擴(kuò)底樁極限抗拔承載力與巖性的關(guān)系曲線

不考慮樁徑的影響，嵌入較軟巖，樁徑0.6 m的擴(kuò)底樁較之嵌入軟巖，樁徑1.0 m的擴(kuò)底樁，其極限抗拔承載力增幅超過(guò)200%，增幅顯著。

巖土體性質(zhì)對(duì)樁基的極限抗拔承載力的影響很大。但是在實(shí)際工程中，巖體強(qiáng)度受結(jié)構(gòu)面的影響很大，模型試驗(yàn)中很難模擬出巖體的結(jié)構(gòu)面等特征，本研究中以巖石代替巖體，試驗(yàn)得到的抗拔承載力值偏大。

2.3 樁型的影響

根據(jù)離心模型試驗(yàn)結(jié)果，選取樁型不同的試樁進(jìn)行比較。不同樁型的極限抗拔承載力見表8。

表8 不同樁型極限抗拔承載力

極限抗拔承載力與樁型的關(guān)系如圖10所示。

圖10 極限抗拔承載力與樁型的關(guān)系曲線

由圖10可知，其他條件一致時(shí)，擴(kuò)底樁比等截面樁極限抗拔承載力提高了88.7%~95.2%。主要因?yàn)?種樁的破壞機(jī)理不同，等截面樁的抗拔承載力主要由樁側(cè)阻力承擔(dān)，而擴(kuò)底樁由于擴(kuò)大頭的嵌固效應(yīng)，其抗拔承載力主要由巖土體的強(qiáng)度提供。 擴(kuò)底樁的極限抗拔承載力遠(yuǎn)高于等截面樁，在很多研究中都已證實(shí)。本研究中擴(kuò)大頭角度為45°，這是否最優(yōu)還有待研究，擴(kuò)大頭與等截面樁身段的幾何比例關(guān)系也需要進(jìn)一步的研究。

3 結(jié)論

1) 嵌巖深度的增加能有效提高樁基的極限抗拔承載力，隨著嵌巖深度的增加，等截面樁的極限抗拔承載力呈近線性增加，擴(kuò)底樁的極限抗拔承載力呈非線性增加。

2) 巖土體性質(zhì)對(duì)樁基的極限抗拔承載力的影響很大，在本模型試驗(yàn)中，較軟巖與軟巖比較，擴(kuò)底樁極限抗拔承載力增幅超過(guò)200%。

3) 擴(kuò)底樁的極限抗拔承載力遠(yuǎn)高于等截面樁，在本模型試驗(yàn)中，其極限抗拔承載力較之等截面樁提高了88.7%~95.2%。

本離心模型試驗(yàn)揭示了極限抗拔承載力受各因素影響的變化趨勢(shì)，得到了等截面樁和擴(kuò)底樁的巖土體破裂形態(tài)，但實(shí)際工程中的巖體往往存在結(jié)構(gòu)面或軟弱層，離心模型試驗(yàn)難以模擬，建議通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)進(jìn)行研究。

[1] Dickin E A, Rleung C. Performance of piles with enlarged bases subject to uplift forces[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1990, 27(5): 546?556.

[2] Dash B K, Pise P J. Effect of compressive load on uplift capacity of model piles[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2003, 129(11): 987?992.

[3] Gaaver K E. Uplift capacity of single pile and pile groups embedded in cohesionless soil[J]. Alex Eng J, 2013, 52(3): 365?372.

[4] Koohyar F, Danial J A, Houman S, et al. Deformation model of sand around short piles under pullout test[J]. Measurement, 2015(63): 110?119.

[5] 錢建固, 賈鵬, 程明進(jìn), 等. 注漿樁土接觸面試驗(yàn)研究及后注漿抗拔樁承載特性數(shù)值分析[J]. 巖土力學(xué), 2011, 32(增1): 662?668. QIAN Jiangu, JIA Peng, CHENG Mingjin, et al. Experimental study of grouting pile-soil interface and numerical simulation of bearing behavior of side-grouting uplift pile[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(Suppl 1): 662?668.

[6] 錢建固, 馬霄, 李偉偉, 等. 樁側(cè)注漿抗拔樁離心模型試驗(yàn)與原位測(cè)試分析[J]. 巖土力學(xué), 2014, 35(5): 1241? 1246. QIAN Jiangu, MA Xiao, LI Weiwei, et al. Centrifuge model test and in-site observation on behaviors of side-grouting uplift pile[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(5): 1241?1246.

[7] 袁文忠, 于志強(qiáng), 謝濤. 巖基強(qiáng)度對(duì)嵌巖抗拔樁承載力影響的試驗(yàn)研究[J]. 西南交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2003, 38(2): 178?182. YUAN Wenzhong, YU Zhiqiang, XIE Tao. Vertical bearing capacity of rock-socketed piles influenced by batholith strength[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2003, 38(2): 178?182.

[8] 劉波, 徐薇, 胡和濤, 等. 大直徑擴(kuò)底嵌巖樁抗拔承載性狀試驗(yàn)與分析[J]. 安徽理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2015, 35(2): 1?5. LIU Bo, XU Wei, HU Hetao, et al. Experimental analysis and numerical calculation of large diameter rock socketed uplift pile with belled shaft[J]. Journal of Anhui University of Science and Technology (Natural Science), 2015, 35(2): 1?5.

[9] 何劍. 嵌巖灌注樁抗拔承載性狀試驗(yàn)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2004, 23(2): 315?319. HE Jian. Testing study on anti-draw bearing properties of cast-in-place rock-socketed pile[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(2): 315?319.

[10] 王耀輝, 譚國(guó)煥, 李啟光. 模型嵌巖樁試驗(yàn)及數(shù)值分析[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2007, 26(8): 1691?1697. WANG Yaohui, TAN Guohuan, LI Qiguang. Test and numerical analysis of model rock-socketed pile[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2007, 26(8): 1691?1697.

[11] 何思明, 吳永, 李新坡. 嵌巖抗拔樁作用機(jī)制研究[J]. 巖土力學(xué), 2009, 30(2): 333?344. HE Siming, WU Yong, LI Xinpo. Research on mechanism of uplift rock-socketed piles[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(2): 333?344.

[12] 唐孟雄, 陳達(dá). 基巖內(nèi)抗拔樁極限承載力的計(jì)算方法[J]. 巖土力學(xué), 2015, 36(增2): 633?638. TANG Mengxiong, CHEN Da. A computational method of ultimate capacity of uplift piles in basement rock[J]. Rock and Soil Mechanics, 2015, 36(Suppl 2): 633?638.

[13] 王衛(wèi)東, 吳江斌, 王向軍, 等. 樁側(cè)后注漿抗拔樁技術(shù)的研究與應(yīng)用[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2011, 33(增2): 437? 445. WANG Weidong, WU Jiangbing, WANG Xiangjun, et al. Study and application of side-grouting uplift piles[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(Suppl 2): 437?445.

[14] 萬(wàn)東立, 羅玉屏, 王保良. 嵌巖抗拔樁的試驗(yàn)受力分析[J]. 石家莊鐵道學(xué)院學(xué)報(bào), 2007, 20(2): 65?68. WAN Dongli, LUO Yuping, WANG Baoliang. Experimental analysis of force on uplift piles in rock mass[J]. Journal of Shijiazhuang Railway Institute, 2007, 20(2): 65?68.

[15] 吳興序, 于志強(qiáng), 莊衛(wèi)林. 巖層中抗拔樁的承載力計(jì)算方法探討[J]. 西南交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2002, 37(2): 190?194. WU Xingxu, YU Zhiqiang, ZHUANG Weilin. Discussion on methods for calculating bearing capacity of tension piles set into rock[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2002, 37(2): 190?194.

[16] WU Xingxu, YU Zhiqiang, YUAN Wenzhong. Uplift pile test in rocks and its bearing capacity[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2002, 10(1): 84?89.

Centrifuge model test study on uplift behavior of rock-socketed piles

YANG Bai1, MA Jianlin1, ZHOU Hexiang1, SUN Zhenmao2, DONG Xiaopeng1

(1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2. Sichuan Electric Power Design & Consulting Co., Ltd, Chengdu 610016, China)

At present, the factors influencing the bearing capacity of rock-socketed piles are not well understood in the design of uplift piles, which leads to the unreasonable design of pile foundations. To solve this problem, centrifuge model test was used to study the influence of rock-socketed depth, rock and soil properties, pile types on ultimate uplift capacity of piles. The results show that the ultimate uplift capacity of even section piles increases linearly with the increase of rock-socketed depth, and the ultimate uplift capacity of belled piles increases nonlinearly. Compared with soft rock and more soft rock, the ultimate uplift capacity of belled piles increases by more than 200%. The ultimate uplift capacity of belled piles is higher than that of even section piles by 88.7%~95.2%.

rock-socketed piles; ultimate uplift capacity; influencing factors; centrifuge model test

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.01.012

TU473.1

A

1672 ? 7029(2019)01 ? 0085 ? 07

2017?11?15

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2016YFC0802203-1)

馬建林(1958?)，男，四川樂(lè)山人，教授，博士，從事橋梁深基礎(chǔ)工程與支擋結(jié)構(gòu)工程等領(lǐng)域研究；E?mail：majianlin01@126.com

(編輯 涂鵬)