变截面嵌岩抗拔桩承载特性现场试验及数值模拟分析

张文涛， 马建林， 王 滨， 杨 柏

(1.西南交通大学土木工程学院，四川成都 610031； 2.国家电网四川省电力公司，四川成都 610041)

变截面嵌岩抗拔桩承载特性现场试验及数值模拟分析

张文涛1， 马建林1， 王 滨2， 杨 柏1

(1.西南交通大学土木工程学院，四川成都 610031； 2.国家电网四川省电力公司，四川成都 610041)

铁塔下部多是采用桩基础，在我国西南山区实际工程应用中，一般须将桩体嵌入岩层，但由于基础需承受一定的水平荷载，对桩体直径设有限制，从而使设计偏于保守。文章在此基础上创新地提出变截面抗拔桩，通过现场极限载荷试验并结合数值模拟分析对其承载特性进行了研究，得出：对桩体嵌入岩层中的变截面抗拔桩，岩层提供的侧摩阻力对抗拔桩承载力提供主要的支持，且对抗拔力的增益效果与等截面桩接近；抗拔桩桩体进入岩石后，对比等截面桩，变截面桩桩身侧摩阻力的跳跃性增强，最大侧摩阻力一般发生在桩体进入岩石后1m内的位置，之后侧摩阻力大幅下降。侧摩阻力跳跃性的变化会直接影响桩身侧摩阻力的发挥，从而导致抗拔桩承载力的下降；利用有限元软件，实现了对桩径变化这一因素进行单一变量控制，得出在强风化岩层段，变截面桩桩身侧摩阻力要明显大于等截面桩；变截面桩在中风化岩层段侧摩阻力的发挥受上部侧摩阻力跳跃性变化的影响，有一定降低。

变截面抗拔桩； 承载特性； 极限载荷实验； 数值模拟

输电线路中，铁塔下部桩基础一般需承受较大上拔荷载及少量水平荷载。在实际应用中，等截面抗拔桩是该类基础的首选。在有限桩长特殊情况下，为提高桩体抗拔承载力，会通过在桩底部设置扩大头来到达目的。

国外对抗拔桩的研究大多采用以砂土为介质的模型试验[1-4]。在国内，谢涛等[5]通过三组嵌岩抗拔桩的抗拔承载力模型试验，发现嵌岩桩的荷载位移曲线具有明显的三段特性，同时提出在设计和施工的过程中，应考虑抗拔桩的临界嵌岩深度。何剑[6]通过嵌岩灌注桩抗拔静载试验，提出了嵌岩抗拔桩的抗拔机理与抗压桩的不同之处，并给出对试验地区嵌岩抗拔桩桩侧阻力的建议取值。王卫东、吴江斌等[7-10]对扩底抗拔桩在东部沿海软土地区的应用作了深入研究，对扩底抗拔桩的承载特性、扩大头承载机理等通过试验、数值模拟等手段得出扩大头在埋深不同的条件下，由扩大头提供的抗拔承载力相差不大，且扩大头周边土体法向力是扩大头抗力的主要成分。

为使抗拔桩具备承受一定承受水平荷载的能力，对桩体直径设有限制，一般不小于0.8 m。在我国西南山部地区，工程应用中为保证抗拔桩承载力，多数情况下须将桩体嵌入岩体中。此时，由于桩径的限制，往往会使工程安全系数过于保守。基于此，本文依托于国家电网路平～富乐500 kV双回线路工程中极限载荷试验，创新性地提出变截面抗拔桩——在上部土体中采用较大桩径来保证桩体承受水平荷载的能力，下部在确保桩体具备一定抗拔条件下，采用小直径桩体，从而达到节约材料、便于施工这一目的。

针对现场试验中的变截面抗拔桩，对桩体的极限承载力、桩身轴力等进行了测试、分析，并利用有限元软件控制单一变量，以等截面抗拔桩作为对比，以此来研究变截面嵌岩抗拔桩的承载特性。

1 现场试验概况

1.1 工程及地质概况

现场试验场地位于广元市利州区宝轮镇，场地地势平坦。表层为残破积粉质黏土，厚2～3 m不等；下伏生界侏罗系中统沙溪庙组上段砂岩，岩层上部为0～3 m不等厚的强风化砂岩，属极软岩；岩层下部为中等风化的砂岩，岩体较为完整。岩土层物理力学性能指标见表1。

表1 岩土物理力学性能指标

1.2 试桩概况

现场试验共测试变截面桩2根，编号为18#、19#，等截面桩编号12#，13#。4根桩在黏土层中桩径均为1.0 m，18#桩与19#桩桩径在岩层段变化为0.6 m。试桩概况见图1，单桩极限载荷试验现场概况见图2，试桩参数见表2。

图1 试桩概况

图2 极限载荷试验装置现场

桩号桩径/mm变截面桩径/mm桩体长度/mm12#1000/430013#1000/540018#1000600430019#10006005500

试桩在桩顶设置桩帽用于反力梁与试桩的连接，试验采用两根反力桩作为支座，每个支座上设置1个6 000 kN油压千斤顶。油压千斤顶并联、同步施加竖向上拔荷载，荷载通过反力梁作用于桩帽并传递给试桩。

加载采用JGJ 106-2014《建筑基桩检测技术规范》[11]推荐的慢速维持荷载法。除特殊情况，试验加载要求达到以下三种情况：(1)桩顶抗拔荷载达到钢筋总极限承载力的0.9倍；(2)某级荷载作用下,桩顶上拔量为前一级荷载作用下的5倍；(3)桩顶上拔量累计超过100 mm。

在桩顶2个正交方向对称设置4个百分表量测各级荷载下的桩顶上拔量。为测试桩身轴力，从桩顶开始，每间隔0.5 m安装一个钢筋计，直至桩底。

2 现场试验结果整理与分析

2.1 桩顶荷载-位移曲线

(a) 18#桩

(b) 12#桩、13#桩及19#桩图3 桩顶荷载-位移曲线

4根桩在各级荷载作用下的桩顶荷载-位移见图3。12#桩、13#桩与18#桩桩顶荷载-位移曲线具有明显的拐点，取曲线拐点对应的荷载为其极限荷载。

以18#桩为例，荷载加载至拐点荷载(723 kN)时，桩顶上拔位移增加12.57 mm；下一级荷载(923 kN)作用下，对应上拔位移增加75.36 mm，满足规范中要求的第(2)条。故18#桩极限荷载为723 kN，对应桩顶位移19.3 mm。

19#桩曲线桩顶荷载-位移无拐点，作出其δ-lgt曲线(图4)。取曲线有明显拐点的前一级荷载为极限荷载，即4 068 kN，对应的桩顶位移21.6 mm。试桩试验结果汇总见表3。

图4 19#桩δ-lgt曲线

试桩编号极限荷载/kN极限荷载对应桩顶位移/mm12#412335.9313#844518.8418#72316.019#406821.6

据表3，12#桩与13#桩相比，桩长增加1.1 m，承载力提高4 322 kN；18#桩与19#桩相比，桩长增加1.2 m，承载力提高3 345 kN。考虑到岩层中变截面抗拔桩桩径更小，可以得出，对变截面桩，桩体插入中风化岩石对抗拔力的增益效果与等截面桩接近。

2.2 桩身轴力与侧摩阻力分布规律

通过在桩身设置的各个钢筋计，得出4根抗拔桩在各级荷载作用下的桩身轴力(图5)。各级荷载下桩身侧摩阻力见图6，桩身侧摩阻力试验结果汇总见表4。

(a) 12#桩

(b) 13#桩

(c) 18#桩

(d) 19#桩

序号极限荷载作用下平均侧摩阻力/kPa黏土层段强风化岩层段中风化岩层段12#42230102313#5560485918#43102/19#48747519

分析图5，变截面桩桩身轴力曲线较等截面桩随深度增加，曲线斜率波动性更强，这在图6中体现更直接。从图6中看出，等截面桩随桩顶荷载的增加，桩身侧摩阻力沿深度呈阶梯形增大，最大侧摩阻力一般发生在桩下端或靠近桩下端处。反观变截面桩，进入岩石后，侧摩阻力的跳跃性增强，最大侧摩阻力一般发生在桩体进入岩石后1 m内的位置，之后侧摩阻力大幅下降。侧摩阻力跳跃性的变化会直接影响桩身侧摩阻力的发挥。极限荷载作用下，据表4的结果，桩身长度相当的条件下，12#桩强风化岩层段侧摩阻力是18#桩的2.25倍，13#桩强风化岩层段侧摩阻力是19#桩的1.65倍。根据JGJ 94-2008《建筑桩基技术规范》[12]提供的桩体抗拔力计算公式，侧摩阻力发挥欠佳，将导致桩体承载力的下降。

变截面桩桩身侧摩阻力的跳跃性变化导致其承载力的降低，就本次试验，究其原因，除桩径变化的因素，施工质量控制及地层变化等也对其有一定影响。

为实现单一变量这一条件，下文将利用有限元软件来探究截面变化对抗拔桩承载力的影响。

3 有限元数值模拟分析

3.1 模型的建立

利用PLAXIS软件，建立三维有限元模型(图7)。土体应力-应变本构模型采用Mohr-Coulomb模型，桩体采用线弹性模4型，桩体与岩土层之间采用库伦摩擦模型。模型上覆黏土层1.0 m，中部夹强风化岩层2.0 m，下部为深度足够的中风化岩层。

(a) 12#桩

(b) 13#桩

(c) 18#桩

(d) 19#桩

图7 有限元模型

将数值模拟与现场试桩的桩顶荷载-变形曲线相对比(图8)，数值模拟结果与现场实测结果较为吻合，表明各计算参数取值合理。

数值模拟中，变截面抗拔桩桩径在黏土层中为1.0 m，对应岩层中桩径为0.6 m，桩长5 m。为便于分析，分别设桩长5 m，桩径1.0 m、0.6 m的等截面抗拔桩作对比。

3.2 数值模拟结果分析

数值模拟试验结果见表5。

(a) 12#桩

(b) 19#桩图8 数值模拟结果与现场试验对比

分析表5，变截面桩承载力与桩径0.6 m等截面桩接近，可以看出对在岩层中桩径与等截面桩相同的变截面桩，变截面抗拔桩的承载力能够得到保证；强风化岩层段侧摩阻力平均值，变截面桩要明显大于两根等截面桩，这反映了现场试验中出现的变截面桩身侧摩阻力跳跃性变化的特性；与岩层中桩径同为0.6 m的等截面桩相比，变截面桩在中风化岩层段侧摩阻力的发挥受上部侧摩阻力跳跃性变化的影响，有一定的降低，约为7 %。

表5 数值模拟试验结果

4 结论及建议

本文根据抗拔桩极限载荷试验及有限元软件，通过对现场试验中变截面抗拔桩承载力、轴力及侧摩阻力的分析，结合数值模拟，得出以下结论：

(1)对桩体嵌入岩层中的变截面抗拔桩，岩层提供的侧摩阻力对抗拔桩承载力提供主要的支持，且对抗拔力的增益效果与等截面桩接近。

(2)抗拔桩桩体进入岩石后，对比等截面桩，变截面桩身侧摩阻力的跳跃性增强，最大侧摩阻力一般发生在桩体进入岩石后1 m内的位置，之后侧摩阻力大幅下降。侧摩阻力跳跃性的变化会直接影响桩身侧摩阻力的发挥，从而导致抗拔桩承载力的下降。

(3)利用有限元软件，实现了对桩径变化这一因素进行单一变量控制，得出在强风化岩层段，变截面桩身侧摩阻力要明显大于等截面桩；变截面桩在中风化岩层段侧摩阻力的发挥受上部侧摩阻力跳跃性变化的影响，有一定降低。

如前所述，本文对变截面抗拔桩承载特性进行了研究分析，但由于现场试验中抗拔桩施工质量、地层变化等原因，未能将变截面抗拔桩与等截面抗拔桩做到全方面的对比。在数值模拟中限于篇幅，仅对桩径1.0 m的抗拔桩进行了分析，在后续的研究工作里可以加入更多桩径及截面变化模式，从而进一步对抗拔桩的承载变形特性进行探究。

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[9] 吴江斌,王卫东,王向军. 软土地区多种桩型抗拔桩侧摩阻力特性研究[J]. 岩土工程学报,2010(S2):93-98.

[10] 王卫东,吴江斌,王向军. 基于极限载荷试验的扩底抗拔桩承载变形特性的分析[J]. 岩土工程学报,2016(7):1330-1338.

[11] 住房和城乡建设部. JGJ 106-2014 建筑基桩检测技术规范[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2014.

[12] 住房和城乡建设部.JGJ 94-2008 建筑桩基技术规范[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2008.

TU473.1+6

A

[定稿日期]2017-05-23

国家重点研发计划专项课题(编号:2016YFC0802203-1)

张文涛(1991～)，男，硕士研究生，研究方向为岩土工程。