基桩嵌岩段抗拔承载特性现场试验研究

杨 柏， 陈开伦， 刘 磊， 苏春晖， 孙珍茂

(1.桂林电子科技大学 建筑与交通工程学院，广西 桂林 541004；2.中交第一公路勘察设计研究院有限公司，陕西 西安 710000；3.桂林理工大学 土木与建筑工程学院，广西 桂林 541004；4.四川电力设计咨询有限责任公司，四川 成都 610016)

0 引言

中国西南山区复杂的地形地貌条件一直制约着区域交通设施建设和当地经济发展，随着经济和技术进步，这一现象逐步得到改善。目前，在西南山区高速公路和高速铁路建设中，极大比例地采用隧道和桥梁方案。抗拔桩作为一种承担拉力的基础形式在桥梁建设中较为常见。

数十年来，很多学者对土体的抗拔桩进行了研究，成果丰富。文献[1]假设抗拔桩土体破坏面为倒圆锥台型，提出了单桩承载力的半经验计算方法。文献[2]基于弧形破裂面建立了水平条分法模型，计算抗拔桩极限承载力，发现随着土体黏聚力和内摩擦角的增加，桩的极限承载力显著提高。文献[3]认为桩侧阻力由桩土黏结强度(与桩侧正应力无关)和摩擦力(与桩侧有限正应力成正比)两部分组成，加上桩身自重即抗拔承载力。文献[4]研究了扩底桩的承载特性，分析了扩大头的承载机理与能力。文献[5]通过离心模型试验发现：注浆可以有效提高桩侧阻力，增加抗拔承载力，并提高桩-土接触界面的剪切刚度，减小侧阻力充分发挥所需要的桩-土相对位移。文献[6]考虑土的非均匀性，建立了弯曲破坏机理，提出了单桩抗拔承载力的简化计算方法。文献[7]发现砂土中的桩基坑承载力随着埋深比和相对密度的增大而增大。

嵌岩抗拔桩的研究也取得了一定的成果。文献[8]提出等截面桩在单层地基中极限抗拔力的计算公式，并发现岩层黏聚力和岩层摩擦角对极限承载力的影响很大。文献[9]结合泸州长江二桥现场试验，发现桩周岩层的强度和完整性对抗拔桩承载力的影响至关重要。文献[10-11]分析了泸州长江二桥现场工程桩试验，提出了岩层中抗拔桩承载力计算方法，重点考虑成桩方法、桩径和岩层完整性对极限抗拔承载力的影响。文献[12-14]通过现场和模型试验，研究了上覆土嵌岩等截面桩与扩底桩的抗拔承载特性，分析了抗拔桩的承载机理，提出了极限承载力的计算方法。文献[15]分析了上覆土嵌岩抗拔桩的桩侧极限侧阻力分布特征，发现各岩土层的桩侧极限侧阻力整体上随着深度的增大呈近线性增大趋势。文献[16-17]通过理论分析和数值方法，研究了上土下岩地层中抗拔桩的承载机理，提出了计算抗拔桩极限承载力的解析式。文献[18]基于现场试验结果，拟合出软质砂岩的平均桩侧极限摩阻力与岩石单轴抗压强度之间的关系，提出了计算抗拔桩极限承载力的方法。

现有规范关于土层中抗拔桩的设计计算方法较为完善，但对于嵌岩抗拔桩尚有不足，导致嵌岩抗拔桩设计偏保守或存在较大风险。本文通过现场试验对砂岩层中的抗拔桩承载特性开展研究，分析基桩嵌岩段破坏机理，提出适用于砂岩地层的抗拔桩极限承载力预测公式。

1 试验概况

1.1 工程概况及地质条件

试验场地位于西南山区某山体斜坡台地，主要地层如下：上覆厚约0.3～3.0 m的粉质黏土层；下卧岩层为厚0.5～3.0 m的强风化砂岩和中风化砂岩，岩体较为完整，节理裂隙较发育，未揭穿。岩土层剖面图见图1。为研究抗拔桩嵌岩段的承载特性，TP1试桩与TP2试桩只与中风化砂岩层接触，在上覆土层和强风化砂岩层，以钢护筒隔开。中风化砂岩层的桩、岩力学性能参数见表1。

图1 岩土层剖面图

表1 中风化砂岩层的桩、岩力学性能参数

1.2 试桩概况

试桩所在位置地质剖面图见图1，试桩尺寸及嵌岩情况见表2。

表2 试桩尺寸及嵌岩情况

图2 极限荷载试验装置现场图

TP1、TP2桩为分段成孔，在上覆土层和强风化砂岩部分的孔径为1.0 m，嵌中风化砂岩部分的孔径为0.8 m，在1.0 m孔径范围内预埋φ800mm钢护筒，成桩后留在原位，隔离桩与桩周岩土体。

试验采用文献[19]中推荐的慢速维持荷载加载法，加载至破坏或不可再加载。现场试验装置见图2。试验步骤与文献[13]一致。试验过程中，用位移计测量桩顶位移，用ZX428CT型振弦式钢筋计测试桩身轴力。从桩顶向下每隔0.5 m对称布置两个钢筋计直至桩端。

2 试验结果

2.1 荷载位移曲线

试桩测试结果见表3，桩顶上拔荷载与桩顶位移关系曲线见图3。

表3 试桩测试结果

图3 桩顶上拔荷载与桩顶位移关系曲线

从图3和表3可以看出：两根试桩的荷载-桩顶位移曲线均为陡变型。试桩在加载初始阶段，桩顶位移随着上拔荷载的增加呈近线性增大，达到最大荷载时，桩顶位移急剧增大。TP1试桩与TP2试桩各自承担抗拔力的桩身长度分别为2.4 m和4.1 m，极限抗拔荷载分别为5 579.0 kN和9 901.0 kN。TP2试桩与TP1试桩相比，嵌中风化砂岩桩身长度增加了70.8%，承载力提高了77.5%，说明增加桩长可以有效地增加承载力，且近似呈线性增加；而桩顶位移仅增加了13.0%，说明增加桩长对桩顶位移的影响有限。

2.2 桩身轴力曲线与桩侧阻力曲线

采用文献[13]中方法计算各级荷载下桩身轴力和侧阻力，并根据计算结果绘制桩身轴力-深度曲线和侧阻力-深度曲线。桩端处的轴力数值较小且难以测试，故本文假设桩端轴力为零。因为在上覆土层和强风化砂岩层，将桩身与桩周岩土体以钢护筒隔开，钢护筒与岩土体的摩阻力较小，这里忽略不计。以TP1为例，图4为TP1试桩在各级荷载下桩身轴力-深度曲线。

从图4中可以看出：在各级上拔荷载作用下，桩身轴力在钢护筒段保持不变，嵌入中风化砂岩后，轴力急剧减小，随着上拔荷载的增加，桩岩产生相对移动，中风化砂岩层的桩侧阻力逐渐发挥，岩层上部分的侧阻力先发挥到极限，并向下逐渐发挥，岩层中桩身轴力曲线斜率不断增大。TP2试桩的桩身轴力-深度曲线与TP1试桩相似。

以TP1试桩为例，图5为在各级荷载下TP1试桩的桩侧阻力-深度曲线。从图5中可以看出：在上拔荷载作用下，桩身侧阻力随着上拔荷载的增加逐步发挥，在每级荷载作用下，桩侧阻力都会出现峰值点或者最大值点，且该点会随着荷载的施加逐步向下偏移，TP1试桩的极限桩侧阻力峰值点在桩端1 m的范围内。TP2试桩的桩身侧阻力-深度曲线与TP1试桩相似。

2.3 桩与中风化砂岩相对位移曲线

根据式(3)计算在不同荷载作用下的桩身与中风化砂岩相对位移，

(3)

图6 平均侧阻力与桩-中风化砂岩相对位移的关系曲线

图6为平均侧阻力与桩-中风化砂岩相对位移的关系曲线。由图6可以看出：在中风化砂岩中，TP1试桩和TP2试桩的平均侧阻力均随桩岩相对位移的变化近似为折线。桩岩界面未发生剪切破坏前，随着桩岩相对位移的增加，平均侧阻力近似线性增加，当桩岩相对位移达到20～25 mm时，桩身混凝土与岩层的黏结处产生破坏，桩岩界面产生剪切滑动，侧阻力虽有小幅增加，但桩岩相对位移急剧增大。

3 试桩极限侧阻力的取值

目前，桩侧极限侧阻力的取值主要依据规范或者现场试验，规范建议值往往不能兼顾工程的经济性要求，而现场试验的成本较高、耗时偏长，不适用于体量较小的工程。在嵌岩基桩中，混凝土浇筑初期，桩身对孔壁产生较大的正应力。因为岩体内存在结构面，随着混凝土凝固，应力逐渐消散，桩身与桩周岩体凝结。在上拔荷载的作用下，桩与桩周岩石产生相对滑移，滑移面由桩周岩石和桩身的强度决定，当桩与岩石强度一样时，桩的破坏形式是桩沿着桩岩接触面拔出，随着岩石强度的降低，桩的抗拔承载力逐渐取决于岩石强度。桩与桩周岩体凝结，当桩的强度较高时，滑移面在桩周岩体内，为直径接近桩径的圆柱面，周围岩体受到桩产生的剪应力作用，且岩体剪断面上无正应力作用。基桩的抗拔承载力由桩周岩体的抗剪切强度提供，则桩的极限侧阻力可以等效为桩周岩体的抗剪切强度。

现场试验得到TP1试桩和TP2试桩在中风化砂岩中的极限侧阻力平均值分别为925.4 kPa和961.3 kPa。中风化砂岩的抗剪切强度为1 000 kPa，相对误差为3.9%～7.5%。

4 嵌岩桩极限抗拔承载力计算

通过上述分析可知：嵌岩桩抗拔承载力由桩侧岩体抗剪切强度和桩身自重组成。故本文提出嵌岩桩极限抗拔承载力预测公式为：

(4)

其中：Pτ为桩周岩体抗剪切强度提供的抗拔承载力，kN；WC为桩身自重，kN；d为桩径，m；LR为嵌入岩体的桩长，m；L为桩长，m；τC为岩体抗剪切强度，kPa；γC为桩重度，kN·m-3。

采用式(4)计算TP1试桩和TP2试桩的极限抗拔承载力，将计算结果与试验值和规范计算值[20-22]进行比较，结果如表4所示。

表4 极限抗拔承载力计算结果与现场试验结果对比

从表4可以看出：本文的计算结果与试验值的比值为1.12～1.17，规范计算值与试验值的比值为0.18～0.39，说明本文提出的计算方法能较为准确地计算出嵌岩基桩极限抗拔承载力，现行规范偏于保守。

5 结论

(1)随着上拔荷载的增加，桩身轴力曲线斜率不断增大，在每级荷载作用下，桩侧阻力都会出现峰值点或最大值点，且该点会随着荷载的施加逐步向下偏移。试验得到西南山区中风化砂岩层极限侧阻力发挥需要桩岩相对位移为20～25 mm，极限抗拔侧阻力为925.4～961.3 kPa。

(2)当桩身强度高于桩周岩体时，基桩的抗拔承载力由桩周岩体的抗剪切强度提供，桩的极限侧阻力可以等效为桩周岩体的抗剪切强度。

(3)现行规范的计算值与本文试验值的比值为0.18～0.39，偏于保守。本文提出的公式可以比较准确地计算出嵌岩基桩极限抗拔承载力，对相似地层条件下的抗拔基桩设计具有一定的参考意义。

本文提出的公式基于嵌岩基桩整体拔出破坏，基桩为纯嵌岩桩，且桩身强度高于桩周岩体，对于其他条件下是否适用有待进一步验证。