较破碎岩体中桩基竖向承载力分析与探讨

陈 筠，王鹏程，，季永新，张斌斌

(1.贵州大学 资源与环境工程学院，贵阳 550025；2.贵州中建建筑科研设计院有限公司，贵阳 550006)



较破碎岩体中桩基竖向承载力分析与探讨

陈 筠1，王鹏程1，2，季永新2，张斌斌2

(1.贵州大学 资源与环境工程学院，贵阳 550025；2.贵州中建建筑科研设计院有限公司，贵阳 550006)

较破碎岩体中桩基设计时往往被视为端承桩，不计桩侧阻力，使得桩基承载力未能得到充分利用，因此，需对其进行更深入的研究。以贵州某地区嵌岩桩为研究对象，地基持力层岩体为较破碎岩体，通过单桩竖向抗压静载荷试验，分析较破碎岩体嵌岩桩竖向承载力，探讨较破碎岩体中桩基的承载特性。研究结果表明：较破碎岩体嵌岩桩嵌岩段桩侧摩阻力发挥较好，且在同一岩性中因成分不同其值各有差异。根据实测结果，结合经验参数计算，桩基竖向承载力实测值为计算值的4.2～5.5倍。由此可见，较破碎岩体中嵌岩桩的侧摩阻力十分可观，若按端承桩设计，会创成工程成本增加。成果可为较破碎岩体中桩基设计提供参考。

较破碎岩体;嵌岩桩;静载试验;单桩竖向承载力；桩侧摩阻力

根据《建筑桩基技术规范》(JGJ94—2008)[1]要求，嵌岩桩设计时，只适用于持力层为完整、较完整基岩。贵州岩溶发育、地质构造复杂，导致岩体往往呈较破碎-破碎状态，很多建筑物地基持力层岩体都为较破碎岩体。过去对于较破碎岩体中的嵌岩桩承载力计算，往往视为端承桩，不考虑桩侧摩阻力，使得桩基承载力未能得到充分利用，因此，需对较破碎岩体中桩基承载力作进一步补充与探讨[2-7]。

1 较破碎岩体中桩基承载力的确定

1.1 《建筑地基基础设计规范》

《建筑地基基础设计规范》(GB 50007—2011)[8](以下简称地基规范)规定对于完整或较完整基岩的嵌岩桩按照端承桩设计，其计算承载力为。

(1)

式中：Ra为嵌岩单桩竖向承载力特征值；qpa为桩端岩石地基承载力特征值；Ap为桩底端横截面面积。

地基规范给出的计算方法仅考虑基岩的端承作用，未考虑桩侧岩层的承载能力，目前贵州地区大多采用此计算方法，若嵌岩较深，其嵌岩段侧摩阻力未能得到充分利用。

1.2 《建筑桩基技术规范》

《建筑桩基技术规范》(JGJ 94—2008)(以下简称桩基规范)规定桩端置于完整、较完整基岩的嵌岩桩单桩竖向极限承载力，由桩周土总极限侧阻力和嵌岩段总极限阻力组成。当根据岩石单轴抗压强度确定单桩竖向极限承载力标准值时，可按式(2)计算，即

(2)

式中：Quk为单桩竖向承载力极限标准值；Qsk，Qrk分别为土的总极限侧阻力、嵌岩段总极限阻力；u为桩身周长；qsik为桩周第i层土的极限侧阻力；li为桩周第i层土的厚度；frk为岩石饱和单轴抗压强度标准值(kPa)； ζr为嵌岩段侧阻和端阻综合系数；Ap为桩端面积。

桩基规范法不仅考虑了桩侧土层、嵌岩段岩层及桩端基岩三者共同承载荷载的作用，并且建立了嵌岩段侧阻及端阻修正系数与嵌岩深径比的关系，但是，其针对的基岩完整程度是完整和较完整，对较破碎、破碎的岩石，没有清晰的说明，若按非嵌岩桩经验参数计算，则计算值明显偏小。

另外一种方法是静载试验，当桩身埋有应力应变测量元件时，还可以获得各岩土层桩侧阻力、桩端阻力等资料，实测桩基竖向承载力[9]。它是最接近竖向抗压实际工作条件的试验方法。

2 工程实例

2.1 工程概况

贵州某高层建筑主体为剪力墙结构，其基础采用桩基础。该区域岩土构成从上到下分别为素填土和强风化泥岩，地基持力层为强风化泥岩，岩体完整性指数为0.41，属于较破碎岩体范围内[10]。

2.2 试验方法

硝普钠具有舒张血管的作用,提高血管的供血量,解决心肌缺血的问题,在治疗心力衰竭中具有显著的作用效果,而且当其浓度超过超用量100倍时才会抑制其他人体器官的功能,因此其用药安全性较高。酚妥拉明具有扩张动静脉血管、降低血管外周阻力的作用,能够促进血液循环,提高心率以及心脏排血量,在抗心衰上具有一定的作用,这两种药物在治疗心力衰竭疾病时作用原理存在较大差异,但其临床应用效果较好。

试验前在桩身设若干个断面，以测量桩身在各级荷载下各断面的轴力。以桩顶面高程计算起，在不同岩土(性)界面处，标定断面间距处埋设的应力测试元件，每断面3个，由传感线引出孔外，如图1。

图1 应变计埋设现场Fig.1 Photos of laying strainometers

试桩数量共3根，其中：SZ1岩土构成为泥岩夹硅质；SZ2岩土构成为泥岩；SZ3岩土构成为泥岩夹页岩。桩径均为800 mm，嵌岩深度≥14 m，嵌岩深径比≥17.5，试桩资料如表1。

表1 试桩岩土构成参数

本试验采用锚桩横梁反力装置进行载荷试验，使用预先设置的4根锚桩来提供反力，试验采用慢速维持荷载法，逐级加载，每级加载后观测沉降量，达到相对稳定后再加下一级荷载。现场试验如图2。试验时，在地面上进行油泵加压，随着压力增加，桩身发生位移，促使桩侧摩阻力及桩端阻力发挥作用。

图2 现场锚桩反力梁静载试验

2.3 试验结果

采用慢速维持荷载法加载，试桩结果见表2，试桩荷载-沉降(Q-s)曲线均呈缓变型，3根单桩竖向承载力特征值(s=40 mm)分别为7 500，7 500，6 000 kN，如图3。

表2 试桩结果

图4 试桩轴力分布Fig.4 Distribution of pile’s shaft force

从图3可看出3根试桩曲线为缓变型，当荷载较小时，Q-s曲线为线性关系，荷载逐渐增大，沉降增速随之增大，曲线变为非线性。

3 桩的承载特性分析

3.1 桩身轴力

从图4可以看出，桩身荷载(轴向力)均随深度递减，在桩身沉降过程中，桩岩产生相对位移，随之产生摩阻力，荷载沿桩身传递时不断克服摩阻力，促使桩身轴力减小。由SZ2轴力分布曲线还可得知，在桩身12 m以下轴力很小，说明并不是嵌岩深度越大而承载力越大，合理设计嵌岩桩嵌岩深度可减少工程预算成本。

3.2 桩侧摩阻力和桩端阻力

每级荷载作用下，实测的试桩桩侧摩阻力和桩端阻力如图5，通过对不同断面的侧摩阻力计算，随着位移的增大，侧摩阻力逐渐发挥。由图5(a)可看出，3根试桩嵌入岩层均为强风化泥岩，但泥岩成分不同表现出桩侧摩阻力有差异，分别为398.4，512，281.3 kPa，SZ1含硅质，SZ3夹页岩，其桩侧摩阻力较小。总的来说，岩性越纯，桩侧摩阻力越高。

由图5(b)看出，终止加载后SZ1(5 392 kPa)桩端阻力仍呈增长趋势，SZ2和SZ3基本稳定，分别为1 900，947 kPa，SZ2和SZ3比SZ1明显偏小的原因是桩端阻力基本没有发挥，承载力主要由桩侧摩阻力提供。

图5 桩侧摩阻力和桩端阻力与位移的关系曲线Fig.5 Relations of side friction of pile and resistance of pile tip vs. displacement

3.3 实测与计算分析

泥岩单轴抗压强度值为3 MPa，根据地基规范，较破碎岩体折减系数为0.1～0.2，取0.15，则岩石地基承载力为450 kPa。SZ1,SZ2,SZ3桩径均为800 mm，按式(1)端承桩计算,则单桩竖向承载力特征值均为226 kN，3根桩的实测单桩竖向承载力特征值分别为7 500，7 500，6 000 kN，是其33.2，33.2，26.5倍。根据桩基规范，取经验参数并按式(2)嵌岩桩计算，结果如表3。嵌岩段侧阻和端阻综合系数取1.7，可看出3根试桩土层侧摩阻力都相对较小，实测单桩竖向承载力特征值分别是计算值的5.5，5.1，4.2倍。规范把较破碎岩体嵌岩桩桩侧摩阻力作为安全储备，在桩基设计时常通过增加桩径、桩长等方式，达到设计承载力要求，可见忽略这部分承载力会提高工程的安全储备能力，但也会使得工程成本增加。

表3 嵌岩桩承载力实测与计算结果

4 结 论

(1) 该区嵌岩桩荷载-位移曲线主要呈缓变型，沉降主要由桩身压缩控制。因此，对于嵌岩桩，由于岩体的侧阻和端阻很高，不易产生破坏，所以对桩身混凝土强度等级及其配筋率适当提高，有利于发挥基岩作用。

(2) 嵌岩桩入岩较深时，随着荷载增加，桩侧摩阻力发挥较好，荷载沿桩身传递时不断克服摩阻力，致使桩身轴力较小，且同一岩性成分不同，桩侧摩阻力也不同。同时，合理设计嵌岩桩嵌岩深度可减少工程成本。

(3) 实测结果表明，由于该区桩基入岩较深，使得桩侧摩阻力不能忽略，实测单桩竖向承载力特征值是目前规范计算方法的4.2～5.5倍，且实测时取值保守，由此可见该区嵌岩桩侧摩阻力十分可观，若按端承桩设计，会造成工程成本增加。

[1] JGJ 94—2008，建筑桩基技术规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2008.

[2] 刘树亚, 刘祖德. 嵌岩桩理论研究和设计中的几个问题[J].岩土力学, 1999, 20(4): 86-92.

[3] 刘 阳,刘 阳,李建方. 泵站单桩基础水平承载特性数值模拟分析[J]. 长江科学院院报, 2015, 32(4): 92-95.

[4] 董金荣.嵌岩桩承载性状分析[J].工程勘察,1995,(3)：3-18.

[5] 董 平,秦 然,陈 乾,等.大直径人工挖孔嵌岩桩的承载性状[J].岩石力学与工程学报,2003,22(12)：2099-2103.

[6] 程 晔,龚维明,薛国亚.南京长江第三大桥软岩桩基承载性能试验研究[J].土木工程学报,2005,38(12)：94-98.

[7] 刘 涛，彭华中，王 勇，等.桩-土接触面静动力特性研究进展[J].长江科学院院报, 2013, 30(12): 74-81.

[8] GB50007—2011，建筑地基基础设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2011.

[9] JGJ106—2014，建筑基桩检测技术规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2014.

[10]GB/T50218—2014，工程岩体分级标准[S].北京：中国计划出版社，2014.

(编辑：姜小兰)

Analysis and Discussion on Vertical Bearing Capacity ofSingle Pile in Broken Rock Foundation

CHEN Jun1，WANG Peng-cheng1,2，JI Yong-xin2，ZHANG Bin-bin2

(1.College of Resources and Environmental Engineering, Guizhou University, Guiyang 550025, China； 2.Guizhou CSCEC Architectural Scientific and Research Design Co. Ltd., Guiyang 550006, China)

Pile socketed in broken rock is often regarded as end bearing pile with no regard to the side frictional resistance，so that the bearing capacity of pile foundation is not fully utilized. In this research, the vertical bearing capacity of socketed pile in broken rock is analyzed, and the load-bearing performance of pile foundation in broken rock is discussed based on vertical static load test on single pile. The socketed pile of broken foundation rock of a project in Guizhou province is taken as an engineering background. Results show that the side friction of pile segment socketed in rock plays a good role in load-bearing, and the value of side friction varies with different pile components in the same lithology. According to the test results and parameter calculation, the measured vertical bearing capacity of pile foundation is 4.2-5.5 times as high as the calculated value. As we conclude that the side friction of socketed pile in broken rock is remarkable, if it is designed as end-bearing pile, the engineering cost will increase.

fractured rock mass; socket pile; static load test; vertical bearing capacity of single pile; side friction of pile

2015-11-23;

2016-01-01

贵州省科技厅社发攻关项目(黔科合SY字[2015]3055);中建四局科技研发课题资助项目(CSCEC4B-2015-KT-03)

陈 筠(1970-)，女，贵州贵阳人，副教授，硕士，主要从事地质工程和岩土工程教学、科研方面的工作，(电话)0851-83627875(电子信箱)409272271@qq.com。

王鹏程(1993-)，男，贵州毕节人，助理工程师，硕士，研究方向为岩土体工程性质及其应用，(电话)15329505284(电子信箱)123372283@qq.com。

10.11988/ckyyb.20150995

2016,33(10):98-101

TU473.1

A

1001-5485(2016)10-0098-04