上覆土嵌岩桩抗拔受力性状离心模型试验研究

王钦科，马建林，褚晶磊，孙珍茂



上覆土嵌岩桩抗拔受力性状离心模型试验研究

王钦科1，马建林1，褚晶磊1，孙珍茂2

(1. 西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031； 2. 四川电力设计咨询有限责任公司，四川 成都 610041)

上覆土嵌岩桩采用的形式主要为等截面桩和扩底桩，而目前扩底桩相对等截面桩承载力提高机制尚无理论研究，实际工程中现场试验往往限制因素太多，此方面在规范设计中也比较缺乏，对嵌岩桩的相关研究和现行规范不能完全应用于电力行业中。基于此，采用离心模型试验对等截面桩和扩底桩的抗拔承载特性进行研究，分析比较等截面桩和扩底桩在完整岩体中岩体破坏模式的差异，以及在竖向上拔荷载作用过程中的-曲线、桩身轴力分布和桩侧摩阻力曲线。试验成果对我国西部输电线路工程中桩基优化设计具有工程意义和经济价值，能为类似工程提供参考依据。

等截面桩与扩底桩；离心模型试验；抗拔承载特性；桩基优化设计

随着我国西部电力事业的快速发展，输电线路工程规模日益壮大。输电线路杆塔一般都立于陡峭山区的坡顶和山脊等区域，然而这些区域植被较发育，生态脆弱，风雪荷载较大，对杆塔基础抗拔要求很高。抗拔桩因其承载力高、施工方便、对生态环境破坏小而广泛应用于我国山区的输电线路建设。目前抗拔桩形式主要有等截面桩和扩底桩，扩底桩相对等截面桩承载力提高机制尚无理论研究，对于此类嵌岩桩更是研究较少，开展等截面桩与扩底桩抗拔承载特性的研究有重要的现实意义和工程应用价值。Meyerhof等[1−3]通过理论研究假定等截面桩破裂面为圆柱型、倒锥型和喇叭型3种形式，计算抗拔桩的极限承载力。Stewart等[4]综合多人研究成果提出等截面桩复合型破裂面(圆柱型与倒锥型复合)的倒锥体深度的确定方法。对于扩底桩，Majer[5]假定破裂面为圆柱型，Clemence等[6−7]提出倒锥型破裂面，分别认为破裂面与竖直面夹角为/2，。Balla[8]提出喇叭型破裂面。郭楠等[9]根据西宁火车站综合改造工程，完成了6根布袋桩的现场单桩抗拔载荷试验，拟合出极限抗拔承载力预测函数模型的曲线，并采用PLAXIS对不同等级荷载下的桩−土位移进行模拟。张继红等[10]通过Mindlin公式推导出抗拔桩极限平衡方程，并能反映桩体尺寸、群桩效应、卸荷效应等因素对承载力的影响。罗少锋[11]通过剪切破坏面法和变分法分别得出了砂土中抗拔桩的极限承载力表达式和位移控制方程，并得到了模型试验结果的验证。赵彤等[12]开展扩底抗拔桩与桩侧后注浆抗拔桩的现场足尺试验，表明抗拔承载力较常规等截面桩大幅度提高，极限承载力与变形控制优于桩侧后注浆抗拔桩。鲁先龙等[13]对甘肃黄土地区2个试验场地12个掏挖扩底基础的实测数据进行分析，得到了不同保证概率下的基础荷载−位移预测曲线。然而上述研究成果主要是仅针对等截面桩或扩底桩，对于等截面桩与扩底桩的抗拔承载特性比较研究较少。目前对嵌岩抗拔桩的作用机制和承载力设计计算方法并不完善，加之由于地质条件、荷载工况及应用行业等的不同，相关研究和计算理论不能完全应用到西部山区电力工程杆塔基础的抗拔设计中。离心模型试验基于应力一致的原则，可以减小模型尺寸和缩短试验时间，并能够反映出与原型相似的变形和破坏过程。本文通过离心模型试验设计5根上覆土嵌岩桩，分析比较等截面桩与扩底桩在竖向上拔荷载作用过程中的岩体破坏模式、-曲线、桩身轴力及桩侧摩阻力变化的区别，为我国西部山区输电线路工程杆塔基础抗拔设计提供参考依据，具有重要的工程意义。

1 离心模型试验设计

1.1 试验设备

1) 土工离心机

本次试验在西南交通大学土工离心机实验室的TLJ-2型土工离心机上完成，该离心机有效半径为2.7 m，最大容量为100 gt，最大运行加速度为200 g。

2) 模型箱和加载系统

试验所使用模型箱的内部尺寸为800 mm×700 mm×700 mm(长×宽×高)。加载系统使用丝杆作为机构，步进电机提供驱动力，螺旋升降速率为0.125 mm/s，可根据试验需要设置加载级数，在离心环境下进行自动化加载，对模型桩进行匀速上拔，并实时采集记录上拔荷载。将日本KEYENCE公司研制的CMOS(IL-300)的激光位移计安装在加载系统上，测量加载系统施加竖向上拔荷载时的桩顶位移变化。

1.2 相似关系及模型桩设计

根据离心机参数、模型箱尺寸及模型桩设计方案等因素设定离心加速度为50(为重力加速度)，即原型与模型的几何尺寸相似比为C=50。离心模型试验中满足模型与原型对应点的应力相等，即应力相似常数为=1，采用长度，质量和时间这3个基本物理量组成量纲系统，根据π定理进而推导出各物理量的相似比，具体见表1。

本次试验共设计5根桩径为20 mm，不同桩长的模型桩，对应原型桩桩径为1 m，其中3根等截面桩(编号分别为DP1，DP2和DP3)，2根扩底桩(编号分别为KP1和KP2)。模型桩采用圆形铝合金空心管模拟，扩底桩的等截面段和扩大头通过螺栓将其接好，模型桩如图1所示。铝合金弹性模量为70 GPa，原型桩为钢筋混凝土桩，桩身混凝土强度等级为C30，对应弹性模量为35 GPa。模型桩设计采用在50条件下与原型桩保持抗拔刚度一致的原则[14−16]，从而通过式(1)[16]计算确定模型桩的桩身壁厚约为3 mm，模型桩及对应原型桩的主要参数见表2。为模拟桩岩/土界面间的相互作用，将在后续工作中对桩身表面进行裹砂处理。

式中：c为模型桩的弹性模量；s为原型桩的弹性模量；为模型桩的桩径。

表1 离心模型试验各物理量相似比

为了研究模型桩的桩身轴力传递规律变化，沿桩身内壁从地面处往下黏贴BA120-2AA(23)型应变片，同一深度对称位置处各布置一片，导线从空心管内部引出，应变片黏贴在桩内侧后，在应变片及导线周围涂抹环氧树脂胶以保护应变片，应变片先经过校正后再进行试验。

(a) 等截面桩DP3；(b) 扩底桩KP2

表2 抗拔桩主要参数

1.3 相似材料设计

试验选取广汉市石亭江的天然河沙为试验砂，为消除粒径效应，先将砂晒干至完全松散状，然后将用2 mm孔径的筛子进行筛分，筛除大颗粒和杂质以达到均匀，用以模拟上覆土。考虑原型场地难以获取完整的原状岩体，且无法嵌入扩底桩，因此借鉴袁文忠等[17]采用砂浆作为软岩的相似材料，模拟岩层与原型岩层的物理力学参数(如单轴抗压强度、弹性模量、泊松比、内摩擦角和黏聚力)保持一致，试验所需的软岩由425号水泥、砂和水按照一定的配合比制作成砂浆，质量配合比为：425号水泥:砂:水=1:4.74:0.83，并掺合水泥量的2%的早强剂，试验测定其单轴抗压强度为5~6 MPa。本次试验岩体保持完整，不考虑层理、节理等软弱面的影响。图4为离心模型试验布置剖面图，主要岩土参数见表3。

表3 岩土主要参数

1—步进电机；2—减速机；3—加载系统； 4—激光位移计；5—模型箱；6—测力传感器

1.4 试验步骤

试验共按9步完成，如下所示：

1) 将试验砂晒干至完全松散状，再筛分均匀，以消除粒径效应。

2) 应变片黏贴在桩内侧设计位置处，在应变片和导线处涂抹环氧树脂胶以保护应变片。在桩身涂胶裹砂，以模拟桩岩/土界面。

3) 将凡士林均匀涂抹于模型箱内壁上以减小边界效应。

4) 按照设计配合比制成砂浆，分层填筑并夯实，当砂浆达到桩底部标高时，即可埋入模型桩，继续填筑砂浆至设计标高。制作砂浆试块，养护5 d后完成室内土工试验，以确定岩土体的主要参数。养护砂浆达到设计强度时，再填筑上覆土。

本文案例所使用的是勘察者Ⅲ型无人机航摄系统，系统的稳定性较好。勘察者Ⅲ型无人机长2.2 m，翼展3.2 m，飞行作业时航速为110 km/h，按航向重叠度为75%，旁向重叠度为55%的要求进行航摄。按照1∶2000比例尺的成图要求，采用主距为35 mm的Canon EOS 5D Mark Ⅲ相机，按照15 cm的地面分辨率拍摄了22条航线，共获取197 8幅影像。

5) 开启离心机，模型在50离心条件下固结 1 h。

6) 固结完成后停机，安装加载系统和激光位移计，完成数据采集接线等工作。

7) 开启离心机，运行至设计离心加速度，待稳定10 min后启动加载系统，根据规范[18]采用慢速维持荷载法，等截面桩和扩底桩分别以每级200 kN和500 kN进行分级匀速加载，直至破坏，采集存储数据。

8) 关闭离心机，取出模型箱，小心清除上覆土，观察岩体破坏模式。

9) 清除模型，整理数据。

2 试验结果分析

本文完成了50条件下的上覆土嵌岩桩的离心模型试验，通过布置不同类型的测试元器件，采集了上覆土嵌岩桩在整个上拔过程中的桩顶上拔荷载、桩顶上拔位移和桩身应变。为了便于分析，将试验过程中采集存储的数据经过整理后根据离心模型相似关系(如表1所示)换算至原型条件，并从岩体破坏模式、-曲线、桩身轴力传递规律和桩侧摩阻力发挥共4个方面比较分析等截面桩与扩底桩的抗拔受力性状。

2.1 岩体破坏模式

离心模型试验完成后，小心清除上覆土，观察确定抗拔桩的岩体破坏模式。等截面桩和扩底桩的岩体破坏模式分别为圆柱型和喇叭型，相同桩型的破坏模式具有相似性，仅不同嵌岩深度下扩底桩的岩体破坏范围有差异，如图3所示。

(a) DP1和DP2；(b) DP3和KP2；(c) KP1

2.2 Q-s曲线分析

图4为5根模型桩的-曲线，试验结果汇总见表4。

图4 模型桩Q-s曲线

表4 试验结果汇总表

从图4中可以看出，-曲线出现了明显的拐点，拐点之前随着上拔荷载的增加，桩顶位移基本呈线性增加。拐点之后，等截面桩和扩底桩均出现桩顶位移迅速增大的现象，发生岩体破坏，因此拐点处即为上覆土嵌岩桩的极限抗拔状态。试验结果表明，-曲线未出现明显的塑性变形阶段，破坏属于脆性破坏，因此等截面桩与扩底桩均属于陡变型破坏，实际工程设计中应考虑足够的安全储备。鲁先龙等[19]认为建立以承载力和位移控制相结合的工程设计更为合理，并提出一般建(构)筑物基础上拔位移允许值为25 mm。本次试验模型桩的上拔位移量均未超过25 mm，极限抗拔承载力的确定以规范[20]的规定为依据，对于陡变型的-曲线，取陡变起始点对应的荷载值。因此DP1，DP2和DP3的极限抗拔承载力分别为1 748，3 385和6 400 kN；KP1和KP2的极限抗拔承载力分别为4 028 kN和7 791 kN。-曲线的斜率反映模型桩的抗拔刚度系数0(0=/)，在相同嵌岩深度条件下，扩底桩的抗拔刚度系数0明显大于等截面桩。

如表4所示，相同条件下，扩底桩KP1和KP2的极限抗拔承载力分别约为等截面桩DP1和DP2的2.3倍。相同桩型情况下，嵌岩深度每增加1(为桩径)，极限抗拔承载力约增加1.9倍。

2.3 桩身轴力分析

根据应变片测得各个截面轴向应变，根据表1所示的离心模型相似关系通过式(2)计算出桩身各级荷载作用下所有测试截面的桩身轴力，分析上覆土嵌岩桩上拔过程中桩身轴力传递规律。图5为上覆土嵌岩桩各级荷载作用下的桩身轴力，极限荷载下上覆土层和嵌岩层的轴力衰减和桩侧摩阻力值如表5所示。

表5 极限荷载下轴力衰减和桩侧摩阻力值

式中：为第个测试截面上的轴向应变；Q为第个测试截面上的轴力；c为模型桩的截面面积；为离心加速度。

从图5可以看出，总体上等截面桩和扩底桩在上拔荷载作用下桩身轴力变化规律相似，桩身轴力沿深度方向逐渐减小，桩底位置处减小为零，极限状态时嵌岩层桩身轴力沿嵌岩深度基本呈线性分布，相同荷载下扩底桩与等截面桩的曲线斜率不同。上覆土层的桩身轴力始终基本不变化，由表5知，上覆土层桩身轴力的衰减值占桩顶上拔荷载的比值小于20%。嵌岩层桩身轴力衰减速率明显大于上覆土层，扩底桩嵌岩层的桩身轴力衰减速率明显大于等截面桩，表明嵌岩层的桩侧摩阻力大于上覆土层，扩大头使得桩侧摩阻力得到了很大程度的提高。

(a) DP1；(b) DP2；(c) DP3；(d) KP1；(e) KP2

2.4 桩侧摩阻力分析

桩侧平均摩阻力根据图6所示桩身轴力分布曲线按式(3)[15]计算所得，如图6所示。曲线斜率大小反映轴力衰减程度，桩身轴力衰减视其土层性质不同而不同，轴力衰减速率越快，桩侧摩阻力越大。

式中：q为第个与第−1个测试截面之间的单位面积平均桩侧摩阻力；A为第个与第−1个测试截面之间的桩侧面积。

从图6可以看出，桩侧摩阻力的发挥是一个自上而下的过程，当桩顶上拔荷载较小时，嵌岩层上部桩身轴力衰减较快，表明上拔初期嵌岩层上部桩侧摩阻力先发挥。随着上拔荷载增加，嵌岩层下部桩侧摩阻力才逐渐被激发，最大桩侧摩阻力呈现不断增大并逐渐下移现象，嵌岩层上部的桩侧摩阻力发挥最大，达到极限状态时伴随不同程度的软化现象，如图5可知，这是由于等截面桩桩侧岩体表面出现了不同程度破损缺口，扩底桩桩侧也形成以桩为中心的“十”字形裂缝。由图6及表5可知，上覆土层桩侧摩阻力约为50 kPa，而对于等截面桩、扩底桩的嵌岩层桩侧摩阻力分别约是上覆土层的10倍、20倍，因此嵌岩层是抵抗上拔荷载的重要组成部分，扩大头对提高抗拔承载力有显著的 效果。

(a) DP1；(b) DP2；(c) DP3；(d) KP1；(e) KP2

3 结论

1) 等截面桩与扩底桩在上拔荷载作用下岩体破坏模式分别为圆柱型和喇叭型。极限状态时等截面桩桩侧岩体表面出现不同程度小范围的破损缺口，扩底桩则在岩体表面形成以桩轴心为中心的圆形或椭圆形破坏区域，该区域范围为3~6倍桩径。

2) 等截面桩与扩底桩的-曲线均属于陡变型，实际工程设计中建议应该考虑足够的安全储备。相同条件下扩底桩相对等截面桩有较大的抗拔刚度系数，承载力提高了约2.3倍。

3) 总体上讲，等截面桩和扩底桩具有相似的桩身轴力传递规律，桩身轴力沿深度方向逐渐减小，桩底位置处减小为零，极限状态时嵌岩层桩身轴力沿嵌岩深度基本呈线性分布。

4) 极限状态时，嵌岩层上部出现不同程度的软化现象，这是由于桩岩间相对运动大于弹性滑移允许值，桩侧岩体表面出现破损或裂缝，因此桩侧岩体表面出现破损或裂缝应是抗拔极限状态的征兆。

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(编辑 涂鹏)

Centrifugal model tests research of uplift behavior of rock-socketed piles overburden soil

WANG Qinke1, MA Jianlin1, CHU Jinglei1, SUN Zhenmao2

(1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2.Sichuan Electric Power Design & Consulting Co., Ltd, Chengdu 610041, China)

Overburden rock-socketed pile with enlarged bottom and equal section were mainly used for the foundation of transmission tower in mountainous area of western China. Nevertheless, there is no theoretical research on mechanism of the enhanced bearing capacity of the pile with enlarged bottom. Compared to the pile with equal section, there are too many constraints for the pile with enlarged bottom in field test of practical engineering and few specifications in this aspect. Therefore, the research and current specification of rock-socketed piles can not be entirely applied to the power industry. Based on this, a centrifugal model test is proposed to study the bearing capacity of pile with enlarged bottom and equal section, analyze and compare the failure mode,-curves, distribution of axial force and lateral friction curves of pile with enlarged bottom and equal section in intact rock mass under uplift load. Accurate knowledge of uplift bearing capacity behavior of pile with enlarged bottom and equal section is of great significance to engineering and economy in optimal design of pile foundation in transmission line engineering in western China and it’s also a good reference for similar engineering.

constant section pile and pedestal pile; centrifugal model test; uplift behavior; optimum design of pile foundations

10.19713/j.cnki.43−1423/u.2018.12.011

TU 473.1

A

1672 − 7029(2018)12 − 3097 − 09

2017−10−26

国家重点研发计划资助项目(2016YFC0802203)

马建林(1958−)，男，四川乐山人，教授，博士，从事地基基础工程等方面的研究；E−mail：majianlin01@126.com