中风化凝灰岩嵌岩桩抗拔承载特性研究

ＪｏｕｒｎａｌｏｆＷａｔｅｒＲｅｓｏｕｒｃｅｓａｎｄＡｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ

水利与建筑工程学报

Ｖｏｌ．１９Ｎｏ．２

Ａｐｒ．，２０２１

ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７２－１１４４．２０２１．０２．０２３

中风化凝灰岩嵌岩桩抗拔承载特性研究

，３，３

史乙杰１，邓会元２，朱文波２

（１．山东外国语职业技术大学，山东日照２７６８２６；

２．东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育重点实验室，江苏南京２１１１８９；

３．东南大学土木工程学院，江苏南京２１１１８９）

摘　要：针对某建筑工程地下室抗浮设计问题，为了确定中风化凝灰岩地层嵌岩抗拔桩设计承载力，开展了５根０．７ｍ和０．８ｍ两种直径抗拔桩现场试验。试验结果表明各试桩加载至设计值时均为缓变形，最大位移为６．９２ｍｍ～１０．６７ｍｍ，试验中岩层侧摩阻力未充分发挥，安全富裕较大。通过国内外不同规范方法对５根试桩极限抗拔承载力进行计算发现，理论计算得到的嵌岩桩极限抗拔承载力普遍大于设计值，且国外ＡＡＳＨＴＯ方法和加拿大岩土工程手册方法均明显大于建筑桩基规范，且嵌岩段长度越大，计算结果差异越显著。通过试验和理论计算均表明中风化凝灰岩嵌岩段的极限侧阻力发挥潜力较大，可作为抗拔桩的良好持力层。

关键词：嵌岩桩；中风化凝灰岩；抗拔承载力；侧摩阻力；建筑规范方法中图分类号：ＴＵ４７３　　　　　文献标识码：Ａ　　

文章编号：１６７２—１１４４（２０２１）０２—０１３１—０７

ＵｐｌｉｆｔＢｅａｒｉｎｇＣｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆＲｏｃｋｓｏｃｋｅｔｅｄＰｉｌｅｓｉｎＭｉｄｄｌｅＷｅａｔｈｅｒｅｄＴｕｆｆ

１２，３２，３

ＳＨＩＹｉｊｉｅ，ＤＥＮＧＨｕｉｙｕａｎ，ＺＨＵＷｅｎｂｏ

（１．ＳｈａｎｄｏｎｇＶｏｃａｔｉｏｎａｌａｎｄＴｅｃｈｎｉｃａｌＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＳｔｕｄｉｅｓ，Ｒｉｚｈａｏ，Ｓｈａｎｄｏｎｇ２７６８２６，Ｃｈｉｎａ；

２．ＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＣｏｎｃｒｅｔｅａｎｄＰｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄＣｏｎｃｒｅｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆＭｉｎｉｓｔｒｙｏｆＥｄｕｃａｔｉｏｎ，

ＳｏｕｔｈｅａｓｔＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ，Ｊｉａｎｇｓｕ２１１１８９，Ｃｈｉｎａ；

３．ＳｃｈｏｏｌｏｆＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＳｏｕｔｈｅａｓｔＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ，Ｊｉａｎｇｓｕ２１１１８９，Ｃｈｉｎａ）

Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｆｏｃｕｓｉｎｇｏｎｔｈｅａｎｔｉｆｌｏａｔｉｎｇｄｅｓｉｇｎｐｒｏｂｌｅｍｏｆｔｈｅｂａｓｅｍｅｎｔｉｎａｐｒｏｊｅｃｔ，ｆｉｖｅｕｐｌｉｆｔｐｉｌｅｓｗｉｔｈ０．７ｍａｎｄ０．８ｍｉｎｄｉａｍｅｔｅｒｗｅｒｅａｄｏｐｔｅｄｔｏｃｏｎｄｕｃｔｆｉｅｌｄｔｅｓｔｓｔｏｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｔｈｅｕｐｌｉｆｔｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆｒｏｃｋｓｏｃｋｅｔｅｄｐｉｌｅｓｉｎｔｈｅｗｅａｔｈｅｒｅｄｔｕｆｆｌａｙｅｒ．Ｔｈｅｔｅｓｔｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔａｌｌｔｈｅｔｅｓｔｐｉｌｅｓａｒｅｓｌｏｗｌｙｄｅｆｏｒｍｅｄｗｈｅｎｌｏａｄｅｄｔｏｔｈｅｄｅｓｉｇｎｖａｌ，ａｎｄｔｈｅｍａｘｉｍｕｍｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｉｓ６．９２ｍｍ～１０．６７ｍｍ．Ｉｎｔｈｅｔｅｓｔ，ｔｈｅｓｈａｆｔｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｏｆｔｈｅｒｏｃｋｌａｙｅｒｉｓｎｏｔｕｅ

ｆｕｌｌｙｕｔｉｌｉｚｅｄ，ａｎｄｔｈｅｓａｆｅｔｙｆａｃｔｏｒｉｓｒｅｌａｔｉｖｅｌｙｌａｒｇｅ．Ｔｈｅｕｌｔｉｍａｔｅｕｐｌｉｆｔｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆ５ｔｅｓｔｐｉｌｅｓｉｓｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｙｄｉｆｆｅｒｅｎｔｄｏｍｅｓｔｉｃａｎｄｆｏｒｅｉｇｎｓｔａｎｄａｒｄｍｅｔｈｏｄｓ．Ｉｔｉｓｆｏｕｎｄｔｈａｔｔｈｅｕｌｔｉｍａｔｅｕｐｌｉｆｔｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆｒｏｃｋｓｏｃｋｅｔｅｄ，ａｎｄｔｈｅｆｏｒｅｉｇｎＡＡＳＨＴＯｍｅｔｈｏｄｐｉｌｅｓｏｂｔａｉｎｅｄｂｙｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｉｓｇｅｎｅｒａｌｌｙｇｒｅａｔｅｒｔｈａｎｔｈｅｄｅｓｉｇｎｖａｌｕｅ，ａｎｄｔｈｅａｎｄｔｈｅＣａｎａｄｉａｎＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＭａｎｕａｌａｒｅｂｏｔｈｌａｒｇｅｒｔｈａｎｔｈｅｂｕｉｌｄｉｎｇｐｉｌｅｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｃｏｄｅｇｒｅａｔｅｒｔｈｅｌｅｎｇｔｈｏｆｔｈｅｒｏｃｋｓｏｃｋｅｔｅｄｓｅｃｔｉｏｎ，ｔｈｅｍｏｒｅｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｉｎｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓ．Ｂｏｔｈｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓａｎｄｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｕｌｔｉｍａｔｅｓｈａｆｔｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｏｆｔｈｅｍｉｄｄｌｅｗｅａｔｈｅｒｅｄｔｕｆｆｒｏｃｋｓｏｃｋｅｔｅｄｓｅｃｔｉｏｎｈａｓｇｒｅａｔｐｏｔｅｎｔｉａｌａｎｄｃａｎｂｅｕｓｅｄａｓａｇｏｏｄｂｅａｒｉｎｇｌａｙｅｒｆｏｒｕｐｌｉｆｔｐｉｌｅｓ．

Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｒｏｃｋｓｏｃｋｅｔｅｄｐｉｌｅ；ｍｉｄｄｌｅｗｅａｔｈｅｒｅｄｔｕｆｆ；ｕｐｌｉｆｔｃａｐａｃｉｔｙ；ｓｈａｆｔｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ；ｂｕｉｌｄｉｎｇｃｏｄｅｍｅｔｈｏｄ

收稿日期：２０２０１０１３　　　　　修稿日期：２０２０１１１１

基金项目：国家自然科学基金项目（５１８７８１６０）；中央高校基本科研业务费专项资金资助和江苏省普通高校研究生科研创新计划项目（ＫＹ

ＬＸ１６０２３９，ＫＹＣＸ１８０１１５）

作者简介：史乙杰（１９８８—），女，硕士，主要从事岩土工程方面的工作。Ｅｍａｉｌ：１８６６３０３９３６９＠１６３．ｃｏｍ通讯作者：邓会元（１９８９—），男，博士研究生，主要从事岩土工程等方面的研究工作。Ｅｍａｉｌ：９７３７３０６０９＠ｑｑ．ｃｏｍ

１３２水利与建筑工程学报　　　　　　　　　　　　　　　　　　第１９卷

　　桩基础因其承载力高而广泛应用于各类土木工程建设中，大多数建构筑物的桩基础主要考虑抗压承载力，而对于一些特殊的构筑物以及特殊的工况时，往往抗拔承载力是设计中主要关注的问题。如地下室的抗浮设计、输电塔及光伏电站受风荷载影响的

１］

、海上漂浮基础受风浪流影响的抗拔设抗拔设计［

范方法进行了对比，为类似地层嵌岩桩抗拔承载力设计提供参考。

１　工程概况

本项目场地位于杭州临安锦城片区东部，项目

２

规划总占地面积约５５ｈｍ，规划地上建筑面积约２１２６万ｍ，包含商务办公区、度假酒店、大型商业综

计、高层建筑地下室施工阶段的抗浮设计等等，此类基础的抗拔承载力直接影响上部结构的安全稳定。

目前，国内外学者对抗拔桩承载力进行了大量研究。针对砂土及黏性土中抗拔桩破坏主要为圆柱

合体、精品购物街、休闲文化娱乐、商住区以及居住等多种功能。拟建建筑包括１２幢３２层的高层住２～３层幼儿园及部分１～２层的商业裙房，整个宅，

形、倒锥形、复合型等破坏模式，Ｍｅｙｅｒｈｏｆ等［２］

、Ｄｅｓｈｍｕｋｈ等［３］、Ｃｈａｔｔｏｐａｄｈｙａｙ等［４］、Ｋｕｌｈａｗｙ等［５］

提出了相关的理论计算模型。其中Ｍｅｙｅｒｈｏｆ等［

２］认为抗拔桩的破坏面在地表处与水平面夹角为４５°

－φ／２，Ｃｈａｔｔｏｐａｄｈｙａｙ等［４］基于Ｍｅｙｅｒｈｏｆ研究提出的地表破坏面夹角的假定，进一步提出了砂土中抗

拔桩圆弧形破坏模式的抗拔承载力计算方法，而

Ｋｕｌｈａｗｙ等［５］通过砂土中的钻孔桩抗拔试验，发现

破坏形态为圆柱型剪切破坏。但是以上抗拔桩破坏形态是否适用于嵌岩抗拔桩，还有待进一步深入研究，且大多数理论计算需要桩周土体的黏聚力和内摩擦角参数，而对于嵌岩桩嵌岩段，一般地勘资料很少提供嵌岩段岩土的黏聚力和内摩擦角，应用上述

理论存在一定的局限性。何思明等［６］对嵌岩抗拔

桩承载机理进行了理论研究，提出了剪滞模型，对嵌岩抗拔桩算例进行分析，认为桩侧摩阻力的分布规律与抗拔弹性极限荷载有关。为了进一步通过试验

评价抗拔桩承载特性，宋兵等［７］在中风化钙质泥岩

中进行了５根短桩的抗压及抗拔试验，认为抗拔时桩岩界面摩阻力小于抗压桩岩界面摩阻力，比值约

为０

．４６～０．６０；王钦科等［８］

在浅覆盖层软质岩中对５根输电塔抗拔桩进行了现场抗拔试验，得到了强风化砂岩和中风化砂岩的桩侧极限摩阻力；董金

荣［９］

在现场进行了５根２８．８ｍ～３６．２ｍ长的嵌岩

抗拔桩试验，发现全风化岩的抗拔系数为０．６６～

０．８２；此后王梓龙等［１０］在现场开展了４根嵌岩扩底

短桩抗拔试验。以上说明嵌岩抗拔桩与砂土及黏土中抗拔桩存在差异，且桩岩界面的摩阻力与抗压桩存在显著差异。

虽然目前对抗拔桩承载特性进行了大量研究，但既有的文献很少报道中风化凝灰岩地层中嵌岩桩抗拔承载特性。为了评价中风化凝灰岩抗拔承载特性，本文在某建筑工程场地开展了５根不同桩长不同桩径的嵌岩桩抗拔承载力现场试验，并与不同规

区块设一层大底盘地下室。

本场地的地下室基底埋深约５．００ｍ，主楼下坑中坑约为７ｍ。根据本场地地下水性质和地层情况分析，地下水水量丰富，地层透水性强。场地±０．０ｍ设计地面标高为３３．６ｍ，本场地地下水在详勘期间所测的水位埋深为０．６０ｍ～４．５０ｍ。设计时需考虑高层建筑下的地下室施工期间临时抗浮设计，以及其他无上部建筑的地下室抗浮设计。结合本工程场地地层特性，采用以中风化岩为持力层的灌注桩作为抗拔桩，主要桩径为０．７ｍ和０．８ｍ，设计的桩顶标高为＋２７．３ｍ，即±０．０ｍ地坪以下６．３ｍ。

为了确定单桩抗拔承载力是否满足要求，本工程选用５个不同位置的试桩（记为ＳＺ１—ＳＺ５）进行抗拔试验。为了获得不同土层抗拔摩阻力，每根试桩均埋设了振弦式钢筋计。各试桩剖面图见图１，地层参数如表１所示。其中ＳＺ１—ＳＺ４的持力层为④Ｃ

３中风化凝灰质砂砾岩，ＳＺ５的持力层为④Ｂ３中等风化凝灰岩。

２　抗拔承载力现场试验

２．１　抗拔承载力位移曲线

根据测试要求，每根试桩分十级进行加载，每级为设计单桩抗拔承载力的１／１０，试桩参数如表２所示。５根试桩的抗拔试验荷载位移曲线如图２所示。

从测试结果可以看出，５根试桩上拔荷载－位移曲线均表现为缓变形，说明加载至设计上拔承载力时均满足设计要求，且均未达到实际极限抗拔承载力。对于０．８ｍ直径的抗拔桩，抗拔承载力可达到１５００ｋＮ～２６００ｋＮ，最大位移为６．９２ｍｍ～１０．６７ｍｍ；对于０．７ｍ直径的抗拔桩，抗拔承载力可达到６００ｋＮ，最大位移为７．７６ｍｍ～８．３８ｍｍ。说明在相同位移条件下，０．８ｍ直径抗拔桩的承载力明显大于０．７ｍ直径抗拔桩承载力，增加桩径有助于提高抗拔承载力。

第２期　　　　　　　　　　　　　史乙杰，等：中风化凝灰岩嵌岩桩抗拔承载特性研究１３３

图１　试桩剖面图　土的主要物理力学指标表１

土层　　①１杂填土②粉质黏土③１圆砾③２卵石２强风化④Ｃ

凝灰质砂砾岩３中风化④Ｃ

凝灰质砂砾岩３中等风④Ｂ化凝灰岩

ｋＰａφ（°）／（ｋＮ·ｍ－３）Ｃγｃｕ／ｃｕ／

１９．０１９．１２１．０２２．０２１．５２２．０２２．５

１０２５０————

１５１６３２３５———

压缩模量

／ＭＰａ

—５．５１５．０２０．０２６．０——

ＳＰＴ—１６２５４２４７——

地基承载力特征值侧阻力标准值

ｆｋＰａｑｋＰａａｋ／ｓｋ／

—１３０２８０４２０７００２０００２５００

—３２５６９０９６１６０１８４

抗拔系数

—０．８００．６５０．６５０．８５０．９５０．９５

单轴抗压强度值

ｆＭＰａｒｋ／

—————２７．６３４．２

　　此外，对比ＳＺ１和ＳＺ２测试结果可以看出，嵌岩长度越大，抗拔承载力越高；对比ＳＺ４和ＳＺ５可以看出，虽然ＳＺ５桩长小于ＳＺ４桩长，但在最大加载值时ＳＺ５的位移小于ＳＺ４，说明嵌岩段提供的上拔阻力更加明显，且④Ｂ３中等风化凝灰岩持力层和④Ｃ３中风化凝灰质砂砾岩持力层均能提供较好的上拔摩阻力。

２．２　桩身受力变形结果分析

图２　抗拔试验荷载位移曲线表２　试桩参数及测试结果

试桩

号ＳＺ１

桩长

／ｍ９．０５

桩径

／ｍ０．８０．８０．８０．７０．７

最大加

载值／ｋＮ１５００２０００２６００６００６００

最大位

移／ｍｍ６．９２８．３０１０．６７８．３８７．７６

残余位

移／ｍｍ３．１８４．７７６．４９５．０４３．９０

嵌岩

长度／ｍ３．２８５．０３４．３０１．３３２．４９

（１）桩身轴力分析。根据不同试桩试验加载值以及预埋的振弦式钢筋计测试读数，可获得不同加载等级下桩身轴力变化（见图３），每条曲线代表不同的加载等级。由于上拔荷载作用在桩顶位置，假设桩端轴力为零。其中各截面钢筋计测试轴力可按

１１］

照以下公式［进行计算：

ＳＺ２１０．９３ＳＺ３１０．４７ＳＺ４ＳＺ５

７．７３７．３８

Ｎ·Ａ·Ａ·珔εｚ＝σｓｉｓ＋Ｅｃｃ

４

（１）（２）

／４σｓｉ＝∑σｓｉ

ｉ＝１

１３４水利与建筑工程学报　　　　　　　　　　　　　　　　　　第１９卷

珔ε＝

σｓｉ

Ｅｓ

２

（３）（４）

珔为测试截面处平均应变；为钢筋计应力；Ｋ为第εσｓｉｉ

２

ｉ个钢筋计的标定系数，ｋＮ／Ｈｚ；Ｆ为钢筋计初０和Ｆｉ

（Ｆ）／Ｓσｓｉ＝Ｋｉｉ－Ｆ０

２

始频率和加载时测试频率，Ｈｚ；Ｓ为钢筋计的截面

２积，ｍ。

式中：σｓｉ为测试截面处所测得钢筋应力的平均值；

Ａｓ和Ａｃ分别为截面处钢筋总面积和混凝土截面积；Ｅｓ和Ｅｃ分别为钢筋的弹性模量和混凝土弹性模量；

图３　抗拔桩试验轴力随深度变化图

　　从上述轴力测试结果可以看出，随着加载等级的增加，各截面轴力也一直增大，且嵌岩段的轴力斜率明显大于上部桩段的轴力斜率，说明嵌岩段的侧摩阻力明显大于上部其他土层的侧阻力。由于桩体桩顶施加较小的刚度较大，且５根抗拔桩普遍较短，等级荷载时，轴力就已传递到嵌岩段。此外，由于各

试桩在最大加载等级时均未达到极限，可推测嵌岩段侧阻力也未达到极限。

（２）桩侧摩阻力分析。根据桩身轴力试验结果，可获得不同土层侧摩阻力，其中各试桩最大实测侧摩阻力统计如表３所示。

第２期　　　　　　　　　　　　　史乙杰，等：中风化凝灰岩嵌岩桩抗拔承载特性研究１３５

表３　不同试桩侧摩阻力

侧摩阻力

侧摩阻力实测值／ｋＰａ

侧摩阻力

侧摩阻力

侧摩阻力

土层

地勘标准

值／ｋＰａＳＺ１ＳＺ２③１圆砾５６——③２卵石

９０３９４２④Ｃ－

２强风化凝灰质砂砾岩９６８８９１④Ｃ－

３中风化凝灰质砂砾岩１６０８８９１④Ｂ－

３中风化晶屑熔结凝灰岩１８４

—

—

　　由于强风化岩和中风化岩交界处未布置钢筋计，而各试桩均没有达到极限状态，上述实测结果计算侧阻力时假设强风化岩和中风化岩侧阻力相同。从表中可以看出，实测得到的中风化岩最大侧摩阻力远小于地勘推荐的标准值，说明实际的中风化岩侧阻力还有较大的发展空间，且国外不同方法计算得到的中风化岩极限摩阻力也明显大于实测值。夏

兼等［１４］

通过现场试验发现中风化岩层对嵌岩桩的

侧摩阻力提升效应较显著，中风化岩嵌岩桩设计承载力普遍较保守。

此外，在最大加载荷载时各试桩均未达到极限承载力，说明桩岩界面极限摩阻力发挥所需的极限位移大于试验中最大加载位移（６．９２ｍｍ～１０．６７

ｍｍ）。而根据宋兵等［７］开展的中风化钙质泥岩抗

拔试验发现，桩岩界面的极限位移仅为６．５６ｍｍ～８．１８ｍｍ，对应的极限摩阻力为１０１９ｋＰａ～１５９２ｋＰａ。但宋兵等介绍的主要是短桩试验，桩长仅为０．５ｍ，且周围岩层的单轴抗压强度小于本工程的中

风化岩强度。此外，董金荣［９］

通过现场试验发现大

直径嵌岩桩的极限摩阻力发挥所需的极限位移可达到８．１５ｍｍ～３４．１７ｍｍ。说明嵌岩桩的极限位移

与岩层特性、桩基尺寸等因素有关。王钦科等［８］通

过现场试验获得了浅覆盖层软质岩（强风化砂岩和中风化砂岩）中抗拔桩极限摩阻力，其中强风化砂岩、中风化砂岩的桩侧极限摩阻力分别为４７２ｋＰａ、１０２７ｋＰａ。但中风化岩单轴抗压强度小于本工程岩层强度，因此，通过对比可以推测本工程中风化岩的极限侧摩阻力应大于试验最大侧摩阻力值，根据ＡＡＳＨＴＯ手册计算得到的中风化岩极限摩阻力可达６４８ｋＰａ～７４１ｋＰａ，加拿大岩土工程手册计算为１０４７ｋＰａ～１１６５ｋＰａ，计算值与上述既有文献中风化岩极限摩阻力实测值差异较小。

为了进一步研究嵌岩段摩阻力位移变化规律，以下分析了嵌岩段摩阻力随桩顶位移变化关系，如

实测最大

ＡＡＳＨＴＯ手加拿大岩土

ＳＺ３ＳＺ４ＳＺ５值／

ｋＰａ册［１２］计算值工程手册［

１３］

计算值５５——５５５８～６４３１～４２５５３３３４５５１０１～１１１５３～６９１２８４１—１２８１１７～１２３８０～９４１２８４１—１２８６４８１０４７—

—

４１

４１

７２１

１１６５

图４所示。

图４　嵌岩段摩阻力随桩顶位移变化图

从图４中可以看出，在设计的单桩抗拔承载力加载范围内，嵌岩段的摩阻力随位移基本呈线性增长趋势，说明在设计荷载下，嵌岩段桩－岩界面处于线弹性阶段，抗拔荷载低于弹性极限抗拔荷载。何

思明等［６］

认为桩－岩界面荷载传递存在剪滞效应，

在弹性极限抗拔荷载以内时，桩侧阻力呈指数分布，摩阻力－位移呈线性变化；而当荷载大于弹性极限荷载时，摩阻力和位移呈显著非线性变化。由于本次试验只加载到设计单桩抗拔承载力，而没有继续加载至破坏，因此，各试桩均表现为线弹性受荷状态，而没有出现明显非线性阶段。但本次试验充分说明两种直径抗拔桩均能较好满足设计抗拔需求，且存在一定的安全富余。

３　嵌岩桩抗拔承载力理论计算

为了进一步估算本工程嵌岩桩极限抗拔承载力，以下结合国内外不同规范及手册方法进行计算，不同方法如下所述：

３．１　《建筑桩基技术规范》（ＪＧＪ９４—２００８）

根据《建筑桩基技术规范》［１５］

（ＪＧＪ９４—２００８），

单桩抗拔极限承载力可按照如下公式进行计算：

Ｔｕｋ＝∑λｉｑｓｉｋｕｉｌｉ

（５）

式中：Ｔｕｋ为单桩极限抗拔承载力；ｕｉ和ｌｉ为桩段周

１３６水利与建筑工程学报　　　　　　　　　　　　　　　　　　第１９卷

长和长度；ｑ层土侧摩阻力标准值；为抗拔λｓｉｋ为第ｉｉ系数，对于砂土，取为０．５～０．７，对于黏性土和粉．７～０．８。土，取为０

本工程不同土层侧阻力标准值和抗拔系数见表１所示。

３．２　ＡＡＳＨＴＯ手册方法

１２］

根据美国ＡＡＳＨＴＯ手册［，针对不同土性如黏

ｑｕ０５

ｑ＝Ｐ·ｂ（）．ｓａ

Ｐａ

（１４）

ｑｑ式中：ｓ为嵌岩段侧摩阻力；ｕ为岩石单轴抗压强Ｐ个标准大气压。ｂ为经验系数，对于极限状度。ａ为１态设计，ｂ＝１．４１；对于正常使用状态设计，ｂ＝０．６３～０．９４；对于保守下限值计算，ｂ＝０．６３。

加拿大岩土工程手册建议黏性土的抗拔摩阻力与受压摩阻力相同，而无黏性土的抗拔摩阻力一般．７５～０．８０倍。为受压摩阻力的０

土、砂性土、岩石等地层中提出了不同的侧摩阻力计算方法。

对于黏性土，钻孔桩侧摩阻力采用α法：α＝０．５５，当Ｓｕｐ＜１．５

ａ

ｑｓ＝α·Ｓ

ｕα＝０．５５－０．１（Ｓｕ／ｐａ－

１．５），（６）



　当１．５≤Ｓｕ

ｐ

≤２．５ａ

对于无黏性土，

　ｑｓ＝βσｖ′＝（１－ｓｉｎφｆ′）（σｐ′σ）ｓｉｎφｆ

′ｔａｎφ′σ′（７）ｖ

′ｆｖ

　　　　　φｆ′＝２７．５＋９．２ｌｏｇ［（Ｎ１）６０

］（８）对于砂土，σｐ′Ｐ＝０．４７（Ｎｍ

６０

）（９）ａ对于砾石土，σｐ

′Ｐ＝０．１５（Ｎ６０

）（１０）

ａ

式中：φｆ′为有效内摩擦角修正值；σｐ

′为预固结压力；Ｎ６０为标贯；ｍ为指数，对于纯砂土ｍ＝０．６，对于粉质砂土和砂质粉土，

ｍ＝０．８。对于嵌岩段，Ｈｏｒｖａｔｈ等［１６］

建议采用以下公式：

ｑｑｕ０５

ｓ＝０．６５αＥ·Ｐａ

·（Ｐ）．（１１）

ａ

式中：α为节理修正系数，根据Ｏ′Ｎｅｉｌｌ等［１７］

Ｅ的研究进行取值，可查表得到。

３．３　加拿大岩土工程手册方法

根据加拿大岩土工程手册［１３］

，不同土性侧阻力

计算公式如下：

（１）对于黏性土：

ｑｓ＝α·Ｓｕ

（１２）

式中：α为黏聚系数，一般为０．５～１．０，可按照α＝０．２１＋０．２６Ｐａ／Ｓｕ进行换算；Ｓｕ为不排水剪强度。

（２）对于无黏性土：

ｑｓ＝σｖ′Ｋｓｔａｎδ＝βσｖ

′（１３）

式中：β

为侧阻力系数，一般为０．２～１．５，不同土性取值可参考手册；Ｋｓ为侧压力系数；σｖ′为竖向有效应力；δ为桩土界面摩擦角，一般为（０．５～１．０）φ

。（

３）对于嵌岩段：３．４　不同方法计算结果对比分析

根据上述不同计算方法，可获得５根试桩的抗拔极限承载力，统计如表４所示。

表４　不同方法抗拔承载力计算结果

试桩

加载最大

建筑桩基

ＡＡＳＨＴＯ

加拿大岩土

编号值／ｋＮ规范／ｋＮ手册／ｋＮ工程手册／

ｋＮＳＺ１１５００２１７２６５２６９３２０ＳＺ２２０００２８６０９４２４１３９６５ＳＺ３２６００２５４０８１７３１２０５４ＳＺ４６００１３０９３１６１３８７４ＳＺ５

６００

１５８６

４８３３

６９７７

　　从上述可以看出，不同规范方法计算得到的抗拔承载力均大于实测最大加载值，而国外的ＡＡＳＨＴＯ手册方法和加拿大岩土工程手册计算方法明显大于实测值和建筑桩基规范计算值。且对于嵌岩深度越深、直径越大的ＳＺ１—ＳＺ３，国外抗拔承载力计算方法与建筑桩基规范方法计算结果偏差越明显，如加拿大岩土工程手册计算得到的Ｓ

Ｚ１抗拔承载力比建筑桩基规范计算值大３２９％。说明不同方法对嵌岩段的侧阻力计算差异性较显著，但本工程设计的抗拔承载力明显偏于保守，中风化凝灰岩地层可以提供较大的极限抗拔承载力。

４　结　论

通过对中风化凝灰岩地层中嵌岩桩进行抗拔承载力试验，获得了试桩荷载位移曲线以及桩侧摩阻力发挥特性。主要结论如下：

（

１）中风化凝灰岩桩岩极限摩阻力在位移达到６．９２ｍｍ～１０．６７ｍｍ时仍未充分发挥，说明桩岩界面极限摩阻力所需的极限位移较大。

（

２）不同试桩在加载至设计值时表现为缓变形，说明设计抗拔承载力偏于保守，桩径增加有助于提高嵌岩桩抗拔承载力，且嵌岩段长度越长，承载力富余程度越明显。

第２期　　　　　　　　　　　　　史乙杰，等：中风化凝灰岩嵌岩桩抗拔承载特性研究１３７

（３）通过国内外不同规范方法对嵌岩桩抗拔承载力进行计算发现，理论计算得到的极限抗拔承载力明显大于设计值，且国外规范方法大于建筑桩基规范方法。说明不同方法对中风化凝灰岩的嵌岩段侧阻力计算差异性较显著，合理的桩岩极限摩阻力值确定有必要深入开展现场极限抗拔破坏性试验。参考文献：

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