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大直径扩底嵌岩桩抗拔承载性状试验与分析


第 35 卷 第 2 期 2015 年 6 月

Journal of Anhui University of Science and Technology( Natural Science)

安徽理工大学学报 ( 自然科学版 )

Vol. 35 No. 2 Jun. 2015

大直径扩底嵌岩桩抗拔承载性状试验与分析
刘   波,徐 薇,胡和涛,屈海波
( 中国矿业大学( 北京) 力学与建筑工程学院,北京 100083)

摘 要:为了了解大直径扩底嵌岩桩在高层建筑中的抗拔承载力及影响因素,以深圳某高度为 660 m 的超高层工程为背景,采用自平衡法对 3 根大直径扩底嵌岩抗拔桩进行加载试验。 在试 桩试验的基础上,建立了扩底抗拔嵌岩桩数值模型,并进行了三维有限差分数值计算及参数化 分析 ,数值计算结果与试桩试验结果吻合较好, 表明建立的模型可以较好的模拟大直径扩底 嵌岩桩的抗拔工作特性。 同时讨论并分析了大直径扩底嵌岩抗拔桩的桩身轴力、桩身等直径 段和扩底处侧摩阻力的分布特征,研究了扩大头周围岩体弹性模量、扩径比和扩底高度对抗拔 承载力的影响。 结果表明,扩径比的增大对大直径嵌岩桩的抗拔承载力影响较大,扩大头周围 岩体弹性模量和扩底高度的影响相对较小。 关键词:扩底桩;嵌岩桩;抗拔承载力;自平衡法;数值分析 1098(2015)02 - 0001 - 05 中图分类号:TU473. 1  文献标志码:A  文章编号:1672 -

Experimental Analysis and Numerical Calculation of Large Diameter Rock Socketed Uplift Pile with Belled Shaft
LIU Bo,XU Wei,HU He - tao ,QU Hai - bo

Abstrac t :For the purpose of studying the uplift bearing capacity of large diameter drilled shaft with belled shaft, 3 piles of self - balance loading tests was carried out. A series of 3 D numerical analyses were preformed based on the tests.The uplift load versus displacement curves are in a good agreement with self - balance loading tests. The pile shaft force, side friction of straight shaft and the bell at the bottom and elastic - plastic deformation were discussed .Moreover , it is shown that increase of expansion ratio of diameter will increase uplift capacity accord- ingly .The elastic modulus of rock around pile and enlarged base was not account as a factor of rock socketed pile uplift capacity. balance loading test; numerical analysis Key words:belled shaft; rock socketed pile; uplift bearing capacity; self -   随着抗拔桩在高层建筑、 地下广场、高耸的塔 式建筑如电视塔、 通讯塔等工程中的广泛运用, 国 内外的许多学者都进行了深入的研究
[1 - 7]

( School of Mechanics and Civil Engineering, China University of Mining and Technology, Beijing 100083, China)

进行了分析 ,并指出当抗拔荷载大于弹性荷载时, 桩侧阻力将分为两段,荷载 - 位移曲线呈非线性变 化规律。 文献 [9] 依据某核电厂 2 根嵌岩灌注桩 竖向抗拔静载试验结果表明,嵌岩段的抗拔阻力占 基桩承载力的比例较大,其嵌岩段抗拔阻力远高于 桩侧土层阻力。 文献 [10] 通过室内模型试验指 出,桩岩强度比越大,桩岩界面剪应力分布越均匀, 侧阻的发挥受到抑制。 文献[11] 根据三组嵌岩抗



现有

抗拔桩的承载机理的研究多为抗拔桩埋置在粉土、 砂土等条件下,且埋置在地表或者是地下较浅的位 置。 对于埋置在岩石中的大直径的扩底嵌岩抗拔 桩的工程资料和承载机理的研究还相对较少。 文 献[8] 以剪滞模型为基础,对等直径嵌岩桩承载力
收稿日期 :2015 - 04 - 19

基金项目 :“ 十二五 ” 国家科技支撑计划子课题资助项目 (2012 BAK24 B0201)

作者简介 :刘波 (1970 - ) ,男 ,湖南湘潭人 ,教授 ,博士 ,研究方向 :地铁及矿山建设工程 。



       安徽理工大学学报( 自然科学版)            第 35 卷
表 1 试桩参数 桩号 N111 N132 N172 桩径 / 桩端扩底 / 桩端扩底 桩顶标高 / 桩长 / mm mm 高度 / m 2畅 9 2畅 4 3畅 0 m m

拔桩的抗拔承载力模型试验后认为, 在设计施工 中,应周密考虑扩大头设置的深度, 以便取得最佳 效果。 文献[12] 通过 5 根大直径灌注桩的现场抗 拔静载试验和应力测试,认为抗拔桩的曲线形状和 持力层岩石风化程度和桩的嵌岩深度有关。 深圳某超高层工程主体塔楼高度 660 m,桩基 工程中包括 113 根直径 1畅 4~ 2畅 0 m 不等的嵌岩抗 拔桩,扩底桩径 2畅 5~ 3畅 5 m, 桩长 9畅 3~ 24畅 1 m, 埋 置深度在 30畅 7 m 左右, 所有抗拔桩桩身均埋置在 岩层中。 本文针对该工程 3 根大直径扩底嵌岩桩 的自平衡试验及数值计算 ,分析了桩径和桩长对大 直径嵌岩桩的拔桩承载性状、桩身轴力及桩侧摩阻 力的影响,并通过变化计算参数, 分析了影响因素 对大直径抗拔嵌岩桩承载性状的影响。

1 800 1 600 2 000

3 200 2 800 3 500

- 30畅 7 - 30畅 7 - 30畅 7

24 畅 1 14畅 3 9畅 3

1 现场试验观测与结果分析
11 畅 场地情况和试桩参数 3 根抗拔桩 N111, N 132 , N172 均为人工挖孔 嵌岩抗拔桩,试桩参数如表 1 所示 , 桩身的混凝土 强度均为 C30。 工程场地的地层分布和各岩层参 数如图 1 和表 2 所示。
表 2 地基岩层物理学地质指标 岩层名称 强风化花岗岩 1 强风化花岗岩 2 中风化花岗岩 微风化花岗岩 岩层深度 / 变形模量 E s / m 3 2畅 4 6畅 7 9畅 8 60畅 0 80畅 0 500 3 000 MPa 平均值 23 27 65 90 RQD 抗拔摩阻力 折减系数 λ 0畅 70 0畅 75 0 畅 80 0畅 90 抗压强度 / MPa 20畅 3 22畅 1 36畅 6 59畅 4 岩石饱和单轴

图 1 试桩场地柱状图 ( mm)

1畅 2  加载过程 采用自平衡法对试桩进行加载, 试验时, 从桩 顶通过高压油管对荷载箱内腔施加压力,箱顶和箱 底被推开,产生向上与向下的推力, 从而调动桩周 岩体的侧阻力和端阻力来维持加载。 加载采用分级加载 。 分级荷载为最大加载值 的1/ 10, 第一级可按 2 倍分级荷载加载。 当达到 加载最大值时, 开始卸载。 卸载也采用级卸载, 每 级卸荷载量取加载时分级荷载的 2 倍。 采用慢速 1 h 内,5 min、10 min 、15 min、30 min、45 min、60 min 时 维持荷载法对位移进行观测,每级荷载施加后在第 测读位移,以后每隔 30 min 测读一次, 达到相对稳 定后进行下一级荷载。 卸载到零后应维持 3 h, 观

测残余变形。 1畅 3  试桩结果及分析 承载力分别为 17 400 kN、17 600 kN 和 12 300 kN。 所有桩均加载至设计要求极限值并停止加载。 抗 3 根抗拔桩的 Q - S 曲线都比较平缓, 扩底抗拔桩 斜率随着荷载的增加均有不同程度的增大。 说明 随着荷载的增加,桩身发生了变形, 当桩所受上拔 用 。 当停止加载时,3 根桩的 Q - S曲线的桩底向 荷载增加到一定值时,桩底的扩底部分开始发挥作 上位移和曲线斜率都较小,说明试桩都未达到极限 拔桩的荷载及荷载箱向上位移的情况如图 2 所示, 根据设计要求,3 根抗拔桩单桩竖向抗拔极限

的上拔量随着荷载的增大而增大,3 条试桩曲线的

第2 期              刘 波,等:大直径扩底嵌岩桩抗拔承载性状试验与分析



承载力,仍有承载空间。

桩 N172 的变形斜率明显大于桩 N132。 说明就本场 地而言,桩径增大对抗拔桩的总承载性影响有限。

2 扩底抗拔嵌岩桩数值计算
2畅 1  数值模型的建立 由于本次试桩未加载到桩破坏,同时也未在桩 身设置应力计。 因此无法进一步考虑试桩过程中, 桩身轴力及桩侧摩阻力的发展、桩顶位移等。 另一 方面,荷载箱的设置无法考虑抗拔桩扩底部分对抗 拔承载力的影响。 因此,使用 FLAC3 D 数值计算进 一步分析抗拔桩承载力。 考虑到地基及加载条件的对称型,只取嵌岩抗 拔桩 - 地基的一半建立轴对称模型,模型桩尺寸与 试桩试验桩一致。 为了简化计算,将网格岩层划分 为强、中和微风化花岗岩三层, 岩石采用 Mohr - Coulomb 模型,桩体为弹性模型, 岩石和桩体之间 设置接触面。 通过与自平衡试验得到的 Q -S 曲 线进行反分析计算,得到了模型具体参数如表 3 所 示。 以桩 N111 为例, 模型网格如图 3 所示。 x 方 向取 20 倍桩径宽度为 36 m, y 方向 18 m, z 方向为 1畅 5 倍桩长深度为 36畅 6 m,以消除边界效应对计算 结果的影响。

1- N111; 2 - N132; 3 - N172 图 2 试桩 Q - S 曲线

Q/ MN

桩 N111 比 N132 桩径大 200 mm,桩长长 10 m。 桩 N132 的变形斜率大于桩 N111, 说明桩 N132 的 位移 增 长 速 率 比 N111 快。 桩 N172 虽 然 比 桩 N111 桩径大 200 mm,但是桩长短 15 m。 在加载过 程中, 桩 N172 的变形斜率明显大于桩 N111。 因 此, 当桩径差别不大时, 在同级荷载作用下, 桩 长越长, 荷载箱向上的位移越小。 桩长差异越大, 这种趋势也越明显。 桩 N172 比桩N 132 桩径大 400 mm,桩 N172 比桩 N132 桩长小 5 m, 在本次试 验中属于桩径相差较大的两根桩。 在加载过程中,

表 3 数值计算参数 岩层 强风化 中风化 微风化 弹性模量 E/ GPa 0畅 3 2畅 5 3 密度 / ( kg? m )
- 3

泊松比 0畅 3 0畅 25 0畅 22

c/ ( kPa) 500 800 1000

粘聚力

桩岩接触面 kn / 桩岩接触面 ks / ( MPa? m )
- 1

( MPa? m )
- 1

2100 2100 2100

500 550 600

500 550 600

  模型上表面为自由边界,下表面为 x、y、z 方向 位移固定, 左右边界为 x 方向位移固定,前后边界 为 y 方向位移固定 ( 见图 3)。 模型加载采用荷载 加载法逐级加载。 在抗拔试验中,桩身轴力实际应 为混凝土与持力层之间黏着力和桩在受拉作用下 [12] 产生的负压力之和 。 因此, 数值计算采用在桩 顶直接进行逐级加载。 2畅 2  扩底嵌岩抗拔桩荷载位移 数值计算得到的嵌岩扩底抗拔桩桩顶、 桩底 位移如图 4 所示, 随着荷载的继续增加, 所有大 直径嵌岩抗拔桩的桩顶和桩底位移均随着荷载的 增大而增大且曲线均为缓变型而非陡变形。 对桩
图 3 模型网格划分( 桩 N111)

N111 和桩 N132 这类细长桩, 当桩顶上拔荷载小 于 30 000 kN 时, 桩顶上拔量与桩顶位移成线性关



      安徽理工大学学报( 自然科学版)            第 35 卷 2畅 4  扩底嵌岩抗拔桩侧摩阻力分布 在上拔荷载作用下, 桩 N111、 N132 和桩 N172 桩侧摩阻力沿深度分布如图 6 所示,当上拔荷载较 小时,等直径段桩身侧摩阻力首先发挥作用, 此时 扩底部分侧摩阻力的发挥尚不明显。 随着上拔荷 载的继续增大,扩底上部桩周侧摩阻力值开始增长 缓慢,但是在扩底处侧摩阻力增长明显, 使得侧摩 阻力的发挥随深度呈 L 形, 嵌岩段存在明显的 “ 握 裹” 现象。 当桩长越短, 这种 “ 握裹 ” 作用就越明 显。 当桩体接近破坏时,扩大头部分的侧摩阻力是 抗拔桩承载力的决定因素。

系且桩端和桩底位移差异较小, 这时候桩身处于 弹性变形的阶段。 随着荷载的不断增大, 桩顶位 移和桩底位移差值开始增大, 说明此时桩轴向伸 长量较大。 当桩所受荷载达到一定程度后,桩端扩 底开始发挥, 控制了上拔量。 桩 N172 为桩径较 大、桩长较短的短粗桩,在整个加载的过程中,桩顶 和桩底与土体的相对位移差很小,在同级荷载作用 下,桩顶位移比细长桩大。

1.N111 桩底位移; 2.N111 桩顶位移; 3.N132 桩底位 移; 4.N132 桩顶位移; 5.N172 桩底位移; 6.N172 桩 顶位移 图 4 数值计算桩顶桩底上拔量 图 6 模型桩 N111 侧摩阻力分布图

P/ MN

2畅 3  扩底嵌岩抗拔桩轴力分布 桩 N111 受上拔荷载过程中桩身轴力分布如 图 5 所示,在上拔力的作用下, 尽管在第一级加载 的过程中,桩身下部出现了压应力, 但是随着荷载 的增大,桩顶以下各截面均承受拉应力。 各截面轴 力随着荷载的增大而增大。 轴力的递减速率反应 了桩侧摩阻力的变化规律, 轴力递减速率越大, 说 明其相应位置的侧摩阻力越大。 在同级荷载作用 下,各截面轴力沿深度逐渐减小 , 并在扩底位置,轴 力迅速减小。 在桩底处轴力几乎接近于零,说明桩 端处轴力的变化几乎不受上拔荷载的影响。

2畅 5  模型桩等直径段和扩底段侧摩阻力分布 桩 N111 等直径段侧摩阻力和扩底端侧摩阻 力分布如图 7 所示, 在初始加载阶段, 等直径段 承担的侧摩阻力略大于扩底段侧所承担的模阻力。 随着上拔荷载的逐渐增大, 等直径段和扩底段的 侧摩阻力也在不断增大。 扩底段所承担的侧摩阻 力的增长比等直径段的增长更快。 当加载至最后 一级时候, 扩底段所承担的荷载占总荷载比例的 近 50%。

图 5  模型桩 N111 轴力分布图

图 7 模型桩 N111 等直径段和扩底段侧摩阻力分布

第 2 期            刘 波,等:大直径扩底嵌岩桩抗拔承载性状试验与分析



3 参数分析
3畅 1  扩大头周围岩体弹性模量的影响 以桩 N111 为例,假设扩大头周围中风化花岗 岩岩体的弹性模量 E 分别为 4 GPa 和 5 GPa 时, 数 值计算得到扩底抗拔桩的荷载 -位移曲线如图 8 所示,扩大头处岩石弹性模量的变化对扩底桩的抗 拔承载力几乎没有影响。

2. 0 m 和 4. 0 m 的扩底抗拔嵌岩桩进行了计算分 析,数值计算得到上拔荷载 - 位移曲线如图 10 所 示,桩的抗拔承载力随着扩底高度的增大而增大, 但是增大的幅度没有增大扩底桩径引起的承载力 增大明显,扩底高度对抗拔承载力的影响不大。

1. 扩底高度 2. 0 m; 2. 扩底高度 2. 9 m; 3. 扩底高度 4. 0m 图 10 不同扩底高度下荷载 - 位移曲线

P/ MN

4 结论
1.Ec = 2. 5 GPa; (2,3).E c = 4. 0,5. 0 GPa P/ MN

图 8 不同扩底周围岩体弹性模量下荷载 - 位移曲线

3畅 2  扩径比的影响 桩 N111 的扩径比 D / d 为 1畅 7,现假设扩径比 为 2畅 5 和 3畅 0 时,数值计算得到扩底抗拔桩的荷载 - 位移曲线如图 9 所示,嵌岩抗拔桩的承载力随扩 径比的增大而增大。 所以,适当提高扩底直径可以 显著提高扩底桩的抗拔承载力。 但是,考虑到施工 的难度,建议扩底桩径比取 2 左右较为合适。

1) 大直径扩底嵌岩桩上拔荷载 - 位移曲线为 缓变形。 当桩径差别不大时, 在同级荷载作用下, 随着桩长的增加,桩底向上的位移会相应减小, 抗 拔桩承载力相应增大。 当桩长相差不大时候,桩径 的增大对承载力的影响并不明显。 因此,增加桩长 可以有效提高抗拔桩的承载能力。 2) 随着上拔荷载的增加, 等直径段桩身侧摩 阻力和扩底处桩身侧摩阻力均增大,且扩大头处提 供的荷载占总上拔荷载的比例不断增大,极限状态 下约占 50%,扩底部分对承载力的贡献明显。 3) 参数化分析结果表明,扩径比的增大对嵌岩 桩的抗拔承载力影响较大,而扩大头周围岩体弹性 模量和扩底高度的影响相对较小。 适当提高扩径比 可以有效提高大直径扩底嵌岩桩的抗拔承载力。 参考文献:
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1.D / d= 1. 7; 2.D / d= 2. 5; 3.D / d= 3. 0 图 9 不同扩径比下荷载 - 位移曲线

P/ MN

[2]  BIRCH A J, DICKIN E A. The response to uplift loading

3畅 3  扩底高度的影响 为了分析扩底高度对嵌岩桩抗拔承载力的影 响, 对扩底高度分别为 2畅 9 m ( 原设计扩底高度),

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42

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( 责任编辑:何学华,吴晓红)

大直径扩底嵌岩桩抗拔承载性状试验与分析
作者: 作者单位: 刊名: 英文刊名: 年,卷(期): 刘波, 徐薇, 胡和涛, 屈海波, LIU Bo, XU Wei, HU He-tao, QU Hai-bo 中国矿业大学 北京 力学与建筑工程学院,北京,100083 安徽理工大学学报(自然科学版) Journal of Anhui University of Science and Technology (Natural Science) 2015(2)

引用本文格式:刘波.徐薇.胡和涛.屈海波.LIU Bo.XU Wei.HU He-tao.QU Hai-bo 大直径扩底嵌岩桩抗拔承载性 状试验与分析[期刊论文]-安徽理工大学学报(自然科学版) 2015(2)


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超大直径扩底嵌岩桩模型试验研究 - 第1 3卷 第 7期 201 7年 7月 中
嵌岩桩抗拔的有限元研究_论文.pdf
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