循環(huán)荷載下黃土地區(qū)樁基礎(chǔ)抗拔承載力計(jì)算

劉義, 郭家, 韓猛,3, 李哲*, 劉路路,4

(1.陜西省建筑科學(xué)研究院有限公司, 西安 710082; 2. 長(zhǎng)安大學(xué)公路學(xué)院, 西安 710064;3. 大連理工大學(xué)海岸與近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 大連 116024;4. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)深部巖土力學(xué)與地下工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 徐州 221116)

隨著基礎(chǔ)工程領(lǐng)域的快速發(fā)展,抗拔樁的應(yīng)用場(chǎng)景越來(lái)越多,比如在地下室抗浮、高聳建筑物抗拔等情形下,對(duì)樁基礎(chǔ)都有著較高的抗拔要求[1-3]。隨著工程需求的增長(zhǎng),對(duì)抗拔樁的要求已經(jīng)不僅僅局限于在單一拉拔荷載下的抗拔能力,在循環(huán)荷載下的抗拔能力也逐漸得到了人們的重視,地下水位變化、海平面升降等情形中都會(huì)對(duì)抗拔樁施加豎向循環(huán)荷載作用。但是在實(shí)際中,人們對(duì)抗拔樁工作機(jī)理的研究相對(duì)較少,循環(huán)荷載下的承載能力計(jì)算方法也一直是工程設(shè)計(jì)的重難點(diǎn)。因此,正確理解抗拔樁的承載特性,提出合理、簡(jiǎn)便的極限承載力計(jì)算方法,對(duì)基礎(chǔ)的抗拔設(shè)計(jì)具有重要的應(yīng)用價(jià)值[4-6]。

前人在抗拔樁的承載特性、循環(huán)荷載的作用特點(diǎn)以及抗拔承載力計(jì)算方法等方面做了大量的研究。在抗拔樁的承載特性方面,Kyle[7]推導(dǎo)了鉆孔樁上拔時(shí)側(cè)摩阻力的計(jì)算方法,與實(shí)測(cè)值對(duì)比后發(fā)現(xiàn)在砂土地基中的吻合度較好。鄒積山等[8]研究了抗拔樁在海洋環(huán)境中的變化規(guī)律,得到了樁基抗拔承載力與孔壓的關(guān)系。朱碧堂等[9]基于Winkler地基模型推導(dǎo)了抗拔樁極限承載力計(jì)算方法,發(fā)現(xiàn)抗拔樁的承載能力主要受樁的側(cè)摩阻參數(shù)和上覆土層厚度的影響。陳小強(qiáng)等[10]、張忠苗等[11]發(fā)現(xiàn)抗拔樁的變形速率遠(yuǎn)大于抗壓樁,認(rèn)為抗拔設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮樁頂上拔量、側(cè)摩阻力折減系數(shù)。張乾青等[12]在前人研究的基礎(chǔ)上,提出了一種可反映單樁在抗拔過(guò)程中側(cè)摩阻力發(fā)揮程度的計(jì)算模型,發(fā)現(xiàn)抗拔樁的極限側(cè)摩阻力約為同等條件下抗壓樁的0.7倍。在循環(huán)荷載研究方面,朱斌等[13]研究了豎向循環(huán)拔壓荷載下抗拔樁的承載力變化規(guī)律,發(fā)現(xiàn)荷載循環(huán)次數(shù)、端阻大小對(duì)樁基承載力影響顯著。Boulon等[14]通過(guò)試驗(yàn)總結(jié)得出樁基在循環(huán)拉拔作用下承載力的衰減速率約為單向拉拔的3倍。Masatoshi等[15]在考慮衰減速率的同時(shí),發(fā)現(xiàn)相對(duì)于單向拉拔,抗拔樁在循環(huán)拔壓下的承載能力降低了約60%。在抗拔樁承載能力計(jì)算模型方面,王欽科等[16]、黃茂松等[17]基于抗拔樁的現(xiàn)場(chǎng)破壞性試驗(yàn),借助3種預(yù)測(cè)模型對(duì)樁基礎(chǔ)的荷載-位移(Q-s)曲線進(jìn)行定量分析,采用多種方法確定了抗拔樁的承載能力。何思明[18]結(jié)合國(guó)內(nèi)外眾多抗拔樁測(cè)試資料,借助樁周土的破裂方程,建立了樁的抗拔承載力模型。許宏發(fā)[19]從樁的抗拔機(jī)理出發(fā),推導(dǎo)了樁的抗拔承載力理論公式,在抗拔樁的荷載傳遞方面提出了創(chuàng)新性的非線性計(jì)算模型。鄒丹等[20]推導(dǎo)了不同密實(shí)度的土側(cè)壓力系數(shù),考慮粗糙度和樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮深度,建立了砂土中單樁抗拔極限承載力計(jì)算模型?？傮w來(lái)說(shuō),國(guó)內(nèi)外研究者們付出了大量的努力,但是仍存在一些不足:一方面,現(xiàn)有研究中多采用模型試驗(yàn)的方法,與現(xiàn)場(chǎng)的差別較大,抗拔樁的承載能力多是借助單一的試驗(yàn)結(jié)果或理論推導(dǎo)進(jìn)行預(yù)測(cè),缺乏對(duì)試驗(yàn)結(jié)果背后規(guī)律的總結(jié),難以反映出抗拔樁在實(shí)際中的承載情況;另一方面,在循環(huán)荷載下樁基礎(chǔ)抗拔承載能力計(jì)算模型中,抗拔系數(shù)的取值多沿用了單一抗拔時(shí)的取值方法,忽略了循環(huán)作用的影響。

鑒于此,現(xiàn)借助現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究西安一處黃土地基中單樁在循環(huán)拉拔和循環(huán)拔壓荷載下的承載能力,分析循環(huán)位移比的變化規(guī)律,結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù),修正循環(huán)荷載作用下抗拔系數(shù)取值方法,提出循環(huán)荷載作用下抗拔樁承載能力計(jì)算模型。進(jìn)一步了解抗拔樁在黃土地基中的承載特性,為循環(huán)作用下抗拔樁的設(shè)計(jì)提供一定的參考。

1 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)概況

1.1 場(chǎng)地概況

試驗(yàn)場(chǎng)地位于西安市火車(chē)站北側(cè)拾翠路中段,占地面積約100 m2,主要地形為洪積二級(jí)臺(tái)地。地表下8 m深度范圍內(nèi)的土層主要由人工填土和黃土組成,具有成層分布的特點(diǎn),場(chǎng)地地面標(biāo)高為401.4 m,地下水位在地面以下4.3 m。場(chǎng)地土層物理力學(xué)參數(shù)如表1所示,樁長(zhǎng)范圍內(nèi)土層分布如圖1所示。

圖1 地質(zhì)剖面圖Fig.1 Geological profile

表1 試驗(yàn)場(chǎng)地土工參數(shù)Table 1 Geotechnical parameters of test site

1.2 試驗(yàn)樁設(shè)計(jì)

試驗(yàn)樁均為鉆孔灌注樁,首先清除現(xiàn)場(chǎng)雜物,確定樁位并做好標(biāo)記,平整場(chǎng)地,安裝成孔設(shè)備。由于場(chǎng)地空間有限,試驗(yàn)采用落錘式打樁機(jī)打孔,同時(shí)不斷抽取地下水以保證成樁質(zhì)量;成孔后下放提前制作好的鋼筋籠,鋼筋籠由人工綁扎而成,主筋采用8φ25鋼筋,箍筋采用φ8@150鋼筋;緊接著澆筑混凝土,混凝土強(qiáng)度為C25,養(yǎng)護(hù)28 d之后再開(kāi)展試驗(yàn)。

試驗(yàn)樁的布置情況如圖2所示。試驗(yàn)樁共有6根,編號(hào)分別為1～6,樁徑均為600 mm。1號(hào)樁長(zhǎng)7.0 m,2號(hào)樁長(zhǎng)6.0 m,分別用于豎向抗壓靜載試驗(yàn)和豎向抗拔靜載試驗(yàn),3～6號(hào)樁長(zhǎng)均為7.0 m,其中3號(hào)、4號(hào)樁用于豎向循環(huán)拉拔試驗(yàn),5號(hào)、6號(hào)樁用于豎向循環(huán)拔壓試驗(yàn)。樁間距設(shè)置為2.4 m,為4倍樁徑。

圖2 試驗(yàn)樁現(xiàn)場(chǎng)布置Fig.2 Site layout of test piles

4號(hào)樁和6號(hào)樁為擠密樁,擠密布置情況如圖3所示,在距離樁邊緣外10 cm和25 cm處各打入1圈鋼管,其中第一圈共11根,第二圈共13根,鋼管的直徑為5 cm,高2 m。

1.3 測(cè)試內(nèi)容

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容主要為樁頂豎向位移和樁身軸力。表2為測(cè)試儀器的具體指標(biāo),圖4展示了現(xiàn)場(chǎng)的測(cè)試設(shè)備布置,從圖4(a)可知,采用指針式百分表測(cè)量樁頂位移,最大誤差為0.06% FS,分辨率為0.01 mm,根據(jù)《建筑樁基檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014),在樁身兩個(gè)方向?qū)ΨQ安裝4個(gè)百分表,在每級(jí)荷載施加后的第5、15、30、45、60 min測(cè)讀樁頂沉降,以后每隔30 min測(cè)讀一次,直至讀數(shù)穩(wěn)定或樁基破壞,破壞標(biāo)準(zhǔn)為當(dāng)某級(jí)荷載下樁頂位移量為上一級(jí)的5倍及以上或樁頂累計(jì)上拔量超過(guò)100 mm。從圖4(b)可知,采用振弦式鋼筋應(yīng)力計(jì)測(cè)量樁身軸力,除2號(hào)樁,其余試驗(yàn)樁均布置縱向間距為1 m的6個(gè)斷面,每個(gè)斷面設(shè)置2個(gè)應(yīng)力計(jì),分別布置在兩根主筋上,將應(yīng)力計(jì)導(dǎo)線保護(hù)后沿主筋引至樁頂,與讀數(shù)儀相連接,讀取應(yīng)力計(jì)數(shù)據(jù);2號(hào)樁布置5個(gè)斷面,應(yīng)力計(jì)布置形式與其他試驗(yàn)樁相同。

1.4 加載過(guò)程

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)采用慢速維持荷載法加載,按照《建筑樁基檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014)進(jìn)行。加載裝置如圖5所示,抗壓過(guò)程中啟動(dòng)下部千斤頂,借助下部鋼梁提供反力;抗拔時(shí)啟動(dòng)上部千斤頂,以上部鋼梁為支撐,借助錨拔板提供反力。

圖5 加載裝置設(shè)計(jì)Fig.5 Design of loading device

加載步驟如圖6和圖7所示,根據(jù)《建筑樁基檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014),分級(jí)荷載為預(yù)估極限承載力的0.1倍,因此循環(huán)拉拔試驗(yàn)中共設(shè)置3個(gè)加載循環(huán),各循環(huán)的最大荷載依次為150、250和350 kN,每個(gè)加載循環(huán)中包含3～4個(gè)加載級(jí)別,分級(jí)拉拔荷載均為50 kN。循環(huán)拔壓試驗(yàn)中共設(shè)置5個(gè)加載循環(huán),其中抗壓環(huán)節(jié)為2個(gè)加載級(jí)別,分級(jí)荷載為100 kN;抗拔環(huán)節(jié)為3～4個(gè)加載級(jí)別,分級(jí)荷載為50 kN。

圖6 3號(hào)、4號(hào)試驗(yàn)樁加載步驟Fig.6 loading steps of No.3 and No.4 test pile

圖7 5號(hào)、6號(hào)試驗(yàn)樁加載步驟Fig.7 loading steps of No.5 and No.6 test pile

考慮不同數(shù)量的加載級(jí)別一方面是為了能夠更加透徹的分析樁基礎(chǔ)在循環(huán)荷載下的承載機(jī)理,另一方面則是防止樁基礎(chǔ)在試驗(yàn)初期出現(xiàn)破壞而影響后續(xù)試驗(yàn)。

2 模型構(gòu)建

2.1 基本思想

樁基礎(chǔ)抗拔承載力計(jì)算模型的創(chuàng)建思路為:①分析循環(huán)荷載下循環(huán)位移比與循環(huán)次數(shù)的聯(lián)系;②總結(jié)循環(huán)位移比和循環(huán)次數(shù)、循環(huán)荷載比的關(guān)系;③歸納循環(huán)位移比和循環(huán)荷載下抗拔系數(shù)的關(guān)系;④建立循環(huán)荷載下樁基抗拔承載力計(jì)算模型。

為了探討樁頂位移和樁基承載能力的關(guān)系,引入了循環(huán)位移比,定義循環(huán)位移比為某級(jí)荷載下樁頂軸向位移量和極限狀態(tài)下樁頂軸向位移量的比值,表達(dá)式見(jiàn)式(1)。圖8展示了3～6號(hào)樁的循環(huán)位移比與循環(huán)次數(shù)的擬合關(guān)系,可以看出,在循環(huán)拉拔和循環(huán)拔壓作用下,循環(huán)位移比隨著循環(huán)次數(shù)的增加均近似呈線性增大,且循環(huán)位移比的平均增長(zhǎng)率分別為0.133和0.08,說(shuō)明循環(huán)拉拔荷載對(duì)樁基的安全威脅更大,該結(jié)論也驗(yàn)證了郭鵬飛等[21]總結(jié)的規(guī)律。

圖8 循環(huán)位移比和循環(huán)次數(shù)的關(guān)系Fig.8 Relationship between cyclic displacement ratio and number of cycles

(1)

式(1)中:Rd為循環(huán)位移比,根據(jù)荷載情況,Rd可分為循環(huán)拉拔位移比Rdm和循環(huán)拔壓位移比Rdk;Di為某級(jí)荷載下樁頂軸向位移量,mm;Du為極限荷載下樁頂軸向位移量,mm。

根據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008),樁基礎(chǔ)在連續(xù)拉拔作用下的極限承載力的計(jì)算公式為

Tu=∑λiqsikuili+W

(2)

式(2)中:Tu為基樁抗拔極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值,kN;ui為破壞表面周長(zhǎng),m;qsik為第i層土的樁側(cè)抗拔極限摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值,kPa;λi為抗拔系數(shù);W為樁身自重,kN;k為土層數(shù)。

由式(2)可以看出,抗拔系數(shù)對(duì)計(jì)算結(jié)果影響顯著。相比于連續(xù)荷載,循環(huán)荷載對(duì)樁基礎(chǔ)更為不利,在循環(huán)荷載下,側(cè)摩阻力強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值損失嚴(yán)重[22],循環(huán)荷載施加的同時(shí)也伴隨著樁基側(cè)摩阻力的衰減,此時(shí)抗拔系數(shù)不僅需要修正拉拔過(guò)程中的承載力損失,還要考慮因循環(huán)作用造成的側(cè)摩阻力衰減。因此,循環(huán)荷載下抗拔系數(shù)的取值方法成為了樁基礎(chǔ)承載能力是否準(zhǔn)確的關(guān)鍵。

為了更好地分析樁基在循環(huán)荷載下的試驗(yàn)結(jié)果,引入循環(huán)拉拔荷載比α、循環(huán)拔壓荷載比β和循環(huán)荷載下的抗拔系數(shù)λi,各參數(shù)的定義如下。

(3)

(4)

(5)

式中:α為循環(huán)拉拔荷載比;β為循環(huán)拔壓荷載比;λi為循環(huán)荷載下的抗拔系數(shù);Pi為循環(huán)拉拔條件下當(dāng)前拉拔荷載,kN;Pcu為靜載情況下極限荷載值,kN;PCL為循環(huán)拔壓條件下,當(dāng)前加載級(jí)別下最大上拔荷載,kN;PUL為循環(huán)拔壓條件下,當(dāng)前加載級(jí)別下最大下壓荷載,kN;Piu為循環(huán)加載后除去樁身自重的樁基抗拔承載力極限值,kN;Pu為除去樁身自重的樁基常規(guī)抗拔承載力極限值,kN。

由圖8可知,循環(huán)位移比和循環(huán)次數(shù)近似呈線性關(guān)系。實(shí)際上,樁頂位移和豎向荷載同樣有著較大的關(guān)聯(lián),如周志軍等[23]發(fā)現(xiàn)樁頂沉降和樁基極限承載力呈正向關(guān)系。因此可以認(rèn)為Rdm、Rdk能夠分別滿足式(6)和式(7)。

Rdm=M(α,n)

(6)

Rdk=K(β,n)

(7)

循環(huán)荷載下的抗拔系數(shù)可表示為

λi=V(Rdm,Rdk)

(8)

聯(lián)立式(2)和式(8),得出循環(huán)荷載下樁基抗拔承載力表達(dá)式為

Tu=∑V(Rdm,Rdk)qsikuili+W

(9)

2.2 循環(huán)拉拔位移比的計(jì)算

試驗(yàn)樁在不同循環(huán)次數(shù)下的循環(huán)拉拔荷載比與循環(huán)拔壓位移比關(guān)系如圖9所示。由圖9可以看出,循環(huán)拉拔位移比隨著循環(huán)拉拔荷載比的增大均逐漸增加,且兩者近似滿足二次多項(xiàng)式的關(guān)系。當(dāng)循環(huán)次數(shù)為1次時(shí),循環(huán)拉拔位移比的增長(zhǎng)速率隨循環(huán)拉拔荷載比的增加逐漸減慢,隨著循環(huán)次數(shù)的增加,循環(huán)位移比的增長(zhǎng)速率逐漸加快,且循環(huán)次數(shù)為2次時(shí)近似為增長(zhǎng)速率的臨界點(diǎn)。這一方面是因?yàn)檠h(huán)荷載逐漸增大,不斷接近極限承載力;另一方面則是隨著循環(huán)次數(shù)的增加,樁周土由于反復(fù)剪切而屈服[24]。

圖9 循環(huán)拉拔荷載比與循環(huán)拉拔位移比的關(guān)系Fig.9 Relationship between cyclic drawing load ratio and cyclic drawing displacement ratio

通過(guò)對(duì)以上各參量的擬合回歸,判斷循環(huán)拉拔位移比與循環(huán)拉拔荷載比呈二次多項(xiàng)式關(guān)系,擬合程度較好,且循環(huán)拉拔位移比與循環(huán)次數(shù)聯(lián)系緊密,因此建立循環(huán)拉拔位移比的二次模型為

Rdm=A(n)α2+B(n)+C(n)

(10)

式(10)中:A(n)、B(n)、C(n)為關(guān)于循環(huán)次數(shù)n的影響參數(shù),將循環(huán)次數(shù)和A(n)、B(n)、C(n)的數(shù)量關(guān)系提取至表3,回歸擬合過(guò)程如圖10所示。

圖10 參數(shù)A、B、C的擬合Fig.10 Fitting of parameters A, B and C

表3 循環(huán)拉拔位移比模型的系數(shù)Table 3 Coefficient of cyclic drawing displacement ratio model

根據(jù)以上結(jié)果,結(jié)合式(10),得到Rdm的計(jì)算模型為

Rdm=(2.371n-5.254)α2+(-1.338n+2.905)×

α+0.239n-0.266

(11)

式(11)中:0<α≤1;n≤3。

試驗(yàn)樁循環(huán)拔壓位移比(Rdk)、循環(huán)拔壓荷載比(β)、循環(huán)次數(shù)(n)三者之間的關(guān)系如圖11所示,擬合結(jié)果如表4所示?？梢钥闯?當(dāng)β為1∶4時(shí),Rdk隨著n的增加變化較小;當(dāng)β大于1∶4時(shí),Rdk隨著n的增加逐漸增大,且Rdk的增長(zhǎng)速率與β和n均呈正向關(guān)系,這說(shuō)明當(dāng)循環(huán)荷載遠(yuǎn)小于樁基承載能力時(shí),可以忽略循環(huán)作用對(duì)樁基承載能力的削弱。另外,在同一循環(huán)次數(shù)下,β的影響程度存在臨界值,當(dāng)β大于5∶4時(shí),Rdk最大為0.50,變化較大,且Rdk的增長(zhǎng)速率隨n的增大迅速增大,此時(shí)循環(huán)作用對(duì)樁基的承載能力有著巨大的威脅。

圖11 循環(huán)次數(shù)與循環(huán)拔壓位移比的關(guān)系Fig.11 Relationship between cycle number and cyclic tension-compression displacement ratio

表4 擬合結(jié)果Table 4 Fitting results

通過(guò)以上分析知循環(huán)位移比與循環(huán)次數(shù)近似滿足二次多項(xiàng)式的關(guān)系,且受循環(huán)拔壓荷載比的影響顯著,因此建立循環(huán)拔壓位移比的二次模型為

Rdk=F(β)n2+G(β)n+T(β)

(12)

式(12)中:F(β)、G(β)、T(β)為與循環(huán)拔壓荷載比相關(guān)的參數(shù),將上述計(jì)算模型的系數(shù)提取,匯總至表5,回歸擬合過(guò)程如圖12所示。

圖12 循環(huán)拔壓荷載比與參數(shù)F、G、T關(guān)系Fig.12 Fitting of parameters F, G and T

表5 循環(huán)拔壓位移比模型的系數(shù)Table 5 Coefficient of cyclic pull-compression displacement ratio model

結(jié)合式(12),循環(huán)拔壓位移比的計(jì)算模型為

0.18β2-0.109β+0.084

(13)

式(13)中:β為循環(huán)拔壓荷載比,0<β≤1.75;n為循環(huán)次數(shù),n≤5。

2.3 樁基礎(chǔ)抗拔模型的建立

圖13展示了循環(huán)作用下抗拔系數(shù)和循環(huán)位移比的擬合關(guān)系。由圖13可知,循環(huán)荷載下的抗拔系數(shù)隨循環(huán)位移比的增大逐漸減小,當(dāng)循環(huán)位移比為0.844時(shí),循環(huán)荷載下的抗拔系數(shù)為0.545,樁基承載能力的衰減率接近50%,可見(jiàn)循環(huán)作用對(duì)樁基礎(chǔ)

圖13 Rd與λi的關(guān)系Fig.13 Relationship between Rd and λi

具有較大的影響。另外,循環(huán)荷載下的抗拔系數(shù)衰減速度隨著循環(huán)位移比的增大而加快,一方面是因?yàn)檠h(huán)作用反復(fù)剪切樁周土使其屈服,另一方面是因?yàn)檠h(huán)位移比越大,樁周土的擾動(dòng)越嚴(yán)重,側(cè)摩阻力被削弱使抗拔系數(shù)快速衰減,這說(shuō)明樁基礎(chǔ)承載能力會(huì)隨著循環(huán)位移比的增大加速衰減,循環(huán)位移比在承載力衰減方面具有“放大效應(yīng)”,這與Mcmanus等[25]的相關(guān)結(jié)論是一致的。因此在設(shè)計(jì)中應(yīng)重視循環(huán)位移比的作用,合理控制其“放大效應(yīng)”。

綜上,得到循環(huán)荷載作用下樁基礎(chǔ)抗拔承載力計(jì)算模型如下。

(14)

(15)

式中:Tu為樁的極限抗拔承載力,kN;ui為樁身截面周長(zhǎng),m;qsik為樁周第i層土的單位面積極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值,無(wú)當(dāng)?shù)亟?jīng)驗(yàn)時(shí),可根據(jù)規(guī)范中給定的參考值選取,kPa;li為第i層土的層厚,m;W為樁自重,水下部分的樁自重按浮重力計(jì)算,kN。

由圖13知,Rd≤1,因此當(dāng)n=3且Rdm=1時(shí),求得α=0.918,所以為了保證模型的準(zhǔn)確性,需保證0<α≤0.91,n≤3。

3 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證所提極限承載力計(jì)算模型的合理性和準(zhǔn)確性,基于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)對(duì)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果、常規(guī)計(jì)算結(jié)果和本文模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較分析。

3.1 實(shí)例1

以試驗(yàn)中3號(hào)和5號(hào)樁為例,對(duì)規(guī)范計(jì)算結(jié)果、本文模型計(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行比較,試驗(yàn)情況見(jiàn)上述介紹。經(jīng)計(jì)算,3號(hào)樁和5號(hào)樁的循環(huán)位移分別為0.58和0.47,循環(huán)作用下的抗拔系數(shù)分別為0.65和0.78。根據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008),取地下水位以上和以下的側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值分別為58 kPa和46 kPa,樁身自重均為50.32 kN,計(jì)算得到3號(hào)樁和5號(hào)樁的承載力分別為513 kN和569 kN。而按照《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008)中抗拔樁的承載力計(jì)算方法,得到抗拔樁的極限承載力為578 kN。

經(jīng)過(guò)上述計(jì)算,得出三者的對(duì)比結(jié)果如圖14所示。在循環(huán)拉拔荷載下,本文模型計(jì)算值略大于實(shí)測(cè)值,誤差率為2.6%,規(guī)范法誤差率為15.6%;在循環(huán)拔壓荷載下,本文計(jì)算模型值略大于實(shí)測(cè)值,誤差率為3.5%,規(guī)范法誤差率為4.5%。

圖14 承載力計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.14 Comparison of bearing capacity calculation results

3.2 實(shí)例2

取文獻(xiàn)[24]中1根試樁的試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證本文模型的可靠性。試驗(yàn)場(chǎng)地位于杭州蕭山,場(chǎng)地由上向下土層依次為雜填土、黏質(zhì)粉土、砂質(zhì)粉土、卵石,持力層平均液性指數(shù)為0.71。試樁為鉆孔灌注樁(S1),樁徑0.8 m,樁長(zhǎng)37.11 m,樁身混凝土等級(jí)為C35,樁身自重約446 kN,樁端打入持力層深度2 m。加載方法根據(jù)《建筑樁基檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014),采用支墩-反力架裝置,利用千斤頂反力分級(jí)加載。每根試樁均設(shè)置3個(gè)加載循環(huán),每個(gè)循環(huán)的最大值均為4 000 kN,加載過(guò)程中分級(jí)荷載設(shè)置為400 kN,卸載過(guò)程中分級(jí)荷載設(shè)置為800 kN。

圖15展示了本文模型計(jì)算結(jié)果、規(guī)范計(jì)算結(jié)果和實(shí)測(cè)值的對(duì)比。由圖15可知,本文模型計(jì)算值略大于實(shí)測(cè)值,誤差率為3.3%,規(guī)范法誤差率為75.7%,同時(shí)印證了2.4節(jié)中提出的循環(huán)荷載下樁基承載力衰減規(guī)律。

圖15 S1試樁計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.15 Comparison of calculation results of S1 test pile

通過(guò)驗(yàn)證,可以看出提出的循環(huán)荷載下抗拔樁的承載能力計(jì)算模型是可靠、合理的,能夠比較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)抗拔樁的承載能力,該計(jì)算方法簡(jiǎn)單、準(zhǔn)確,便于現(xiàn)場(chǎng)快速的計(jì)算和分析,在工程中應(yīng)用前景廣闊。

4 結(jié)論

基于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)建立了循環(huán)荷載下黃土地區(qū)樁基礎(chǔ)抗拔承載力計(jì)算模型,得出以下結(jié)論。

(1)基于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn),得出了循環(huán)荷載下樁基承載力的變形機(jī)理。樁基礎(chǔ)在循環(huán)荷載和單一荷載作用下的承載能力差異較大,在循環(huán)荷載下的承載能力受循環(huán)荷載比和循環(huán)次數(shù)的影響顯著,在循環(huán)拉拔荷載作用下,當(dāng)循環(huán)次數(shù)超過(guò)2次時(shí),樁基承載力衰減較快;在循環(huán)拔壓荷載作用下,當(dāng)循環(huán)拔壓荷載比大于5∶4時(shí),循環(huán)次數(shù)對(duì)樁基承載力的影響顯著。

(2)基于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果,推導(dǎo)了循環(huán)位移比與循環(huán)荷載比和循環(huán)次數(shù)的關(guān)系,擬合了循環(huán)作用下抗拔系數(shù)與循環(huán)位移比的回歸方程,建立了樁基礎(chǔ)抗拔承載力計(jì)算模型。提出的模型綜合考慮了循環(huán)位移比、循環(huán)荷載比和循環(huán)次數(shù)的影響,優(yōu)化了傳統(tǒng)計(jì)算模型中忽略循環(huán)作用的缺陷。

(3)通過(guò)工程案例研究發(fā)現(xiàn),傳統(tǒng)的計(jì)算模型高估了循環(huán)作用下抗拔樁的承載能力,與實(shí)測(cè)值相差15%以上。而本文模型進(jìn)一步考慮了循環(huán)荷載對(duì)樁基承載力的削弱,與實(shí)測(cè)結(jié)果的誤差均控制在4%以內(nèi),體現(xiàn)出了本文模型的準(zhǔn)確性與合理性。在計(jì)算循環(huán)荷載下抗拔樁的承載能力時(shí),建議采用本文模型。