大直径嵌岩桩承载力分析
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= f rc/ (0185 + 0111 f rc) 。这是由于室内单轴抗 压试验是单向受力 ,而实际基岩为三向受力 ;其 次 ,室内试验存在尺寸效应 ,而且是应力解除状 态 。据此 ,可以考虑根据 ζr 、ζp 的关系 ,适当减 少嵌岩深度 ,以发挥桩端基岩承载能力 。为了 充分利用桩端基岩的承载力 ,根据建筑物结构 的可能性 ,还可以采用大直径嵌岩桩 。随着直 径 d 的增大 ,桩端阻力 Qpk 占桩的总承载力 Q uk百分比将增大 。
312 尽量减少桩底沉渣 桩孔底 部 沉 渣 或 沉 淤 对 桩 的 变 形 影 响 很
大 ,并且影响承载力 。例如 :一根实测桩径 800 mm 、桩 长 51 m 的 嵌 岩 桩 , 单 桩 设 计 承 载 力 7 000 kN ,成桩 28 d 后进行第一次试桩 ,加载 至4 200 kN时 ,桩顶沉降 70 mm ,桩底位移 60 mm ,残余变形达 110 mm , P - S 曲线出现跳 跃 。显然是桩的沉渣压密结果 。到成桩 40 d 后 ,再进行第二次试桩 ,由于沉渣经过一段时间 压密固结 ,试桩的极限承载力显著提高 。当加 载至7 800 kN时 ,总沉降量仅 19 mm ,残余变形 为 7 mm。
ζp为端阻力修正系数 ,实际上是端阻力与 侧阻力之间的修正系数 ,由端阻力随嵌岩深度 的变化图 (见图 3) 可见 ,当嵌岩深度为 0 时 ,全 部荷载由桩端基岩承担 ,当嵌岩深度为 5 d 时 , 荷载将全部为嵌固段侧阻力平衡 。为了充分利 用端阻力 ,嵌岩段也未必一定要 3 d 。 21213 f rc未表达嵌岩段剪切破坏的特征
限侧阻力标准值 qsik充分发挥 ,就必须 : ①尽量 减少钻孔 (或挖孔) 作业对桩周土体的扰动 ; ② 随成孔随灌注 ,减少桩周土体应力的释放 、松弛 和塌孔现象 ; ③减少泥浆对桩周土体长期浸泡 , 导致土体松软 ; ④防止桩身混凝土固结收缩 ,导 致桩身与孔壁之间产生间隙 ,减小侧摩阻力 ; ⑤ 减小泥浆护壁的隔离作用 。有学者做过桩周泥 皮厚度对单桩承载力的影响试验 (见表 2) ,可 见泥皮对承载力的影响程度 。目前对于如何减
3 确保嵌岩桩承载能力的有效途径
图 4 桩端岩石荷载变形曲线
从试验曲线上分析 ,可以把桩底岩石破坏 过程分为四个阶段 : ①线弹性变形阶段 ; ②屈服 前塑性变形阶段 ; ③岩石屈服后的一段变形阶 段 ; ④桩底岩石破坏阶段 。
—4 —
311 充分发挥土的侧阻力 为了充分发挥土的侧阻力 ,即保证土的极
铁道建筑 2001 年第 3 期
单桩竖向承载力 ( Q uk) 的因素 。 212 嵌岩桩单桩竖向极限承载力的因素分析 21211 关于 qsik的取值
目前桩基设计中 , qsik都是《规范》给的经验 值 ,这些经验值取值范围较大 ,同一种土取上限 值和取下限值 ,其结果相差甚大 。主要问题还 在于未考虑到土的成因 ,如同样是粘土 ,残积粘 土和沉积粘土的物理力学参数就不尽相同 ;其 次是压密状态对土的物性影响也很大 ,同种土 欠压密 、正常压密和超压密状态 ,其力学指标是 不同的 ;还有土的结构性对土的力学性能的影 响 ,目前均未在 qsik 中反映出来 。故有学者提
又如 ,南京站客运服务楼桩基工程中 ,一根 桩 d 为1 200 mm ,桩端埋深 4318 m ,试验加载 15 850 kN , 桩 端 沉 降 76171 mm , 残 余 变 形 54164 mm , 其 承 载 力 与 同 一 场 地 d 为 1 000 mm桩相近 , 变形超过规范变形值近一 倍 。经取芯验证 ,原来该桩底存有约 800 mm 的沉渣 。
213 综合分析 目前嵌岩桩单桩竖向极限承载力计算 ,在
很大程度上还处于经验设计阶段 ,所以在桩基 设计与试验中 ,一些技术“纠纷”是不可避免的 。 但是应该明确 ,正确的试验资料是第一性的 ,不 能把试验数据仅仅作为设计的验证 ,而应把试 验数据作为设计的依据 。从嵌岩段侧阻力与桩 端阻力分析 ,嵌岩 3 d 并非是发挥嵌岩侧阻力 和端阻力的最佳状态 。在桩端基岩强度较高 时 ,较浅的嵌岩深度有利于发挥桩的端阻力 。 实际桩端基岩处于三向应力状态 ,存在较大的 承载潜力 。工程实例证明 ,为了发挥下部岩石 的承载力 ,应有意识地消除桩上段的侧摩阻力 。 很多文献的有关实测数据表明 , L / d < 5 , Qpk/
Q uk = Q sk + Q rk + Qpk
—2
n
6 Q sk = u ζsi qsik li 1
—
图 1 嵌岩桩承载力构成图
Q rk = uζr f rc hr Qpk = ζp f rc A p 式中 : Q uk ———嵌岩桩竖向承载力 ; Q sk 、Q rk 、Qpk ———分别为土的总极限侧 阻力 、嵌岩段总极限侧阻力 、总极限 端阻力标准值 ; ζsi ———覆盖层第 i 层土的侧阻力发挥系 数; qsik ———桩周第 i 层土的极限侧阻力标 准值 ; f rc ———岩石饱和单轴抗压强度标准值 ; hr ———桩身嵌岩 (中等风化 、微风化 、新 鲜基岩) 深度 ; ζr 、ζp ———嵌岩段侧阻力和端阻力修正 系数 。 对于 既 定 嵌 岩 桩 , 其 周 长 ( u ) 、桩 长 ( 6 L i) 、嵌岩段深度 ( hr) 、桩底面积 ( A p ) 是定值 , 除此之外 ,ζsi 、ζr 、ζp 和 qsik与 f rc是决定嵌岩桩
嵌岩深径比 hr/ d 侧阻修正系数 ζr 端阻修正系数 ζp
010 01000 01500
表 1 嵌岩段侧阻和端阻修正系数
015
1
2
01025
01055
01070
01500
01400
01300
3 01065 01200
4 01062 01100
≥5 01050 01000
图 2 嵌深与岩段侧阻力的关系
出 ,以后在规范中 ,再不提供经验参数 ,都由试 验确定 ,这就可以避免经验取值的人为因素 。
ζsi是覆盖层第 i 层土的侧阻力发挥系数 ,
这个系数不仅取决于土的类别 ,而且在很大程 度上还决定于施工工艺 ,具有显著的施工效应 , 目前设计中尚未考虑 。 21212 关于 ζr 、ζp的分析
《建筑桩基技术规范》J GJ 94 - 94 ,将 ζr 、ζp 分别称为侧阻修正系数和端阻修正系数 ,其值 与嵌岩深径比 hr/ d 有关 , 也就是说 ζr 、ζp 是 hr/ d 的函数 ,见表 1 :
嵌岩段侧阻力的表达式 Q rk = uζr f rc hr中 , f rc为岩石饱和单轴抗压强度标准值 。根据嵌 岩段侧阻力构成的力学概念 ,桩与岩体之间是 剪切力传递 ,确定嵌岩段侧阻力 ,应该采用岩石 的抗剪强度 τrc ,ζr是反映侧阻力分布均匀性系 数 ,不是单轴抗压强度不均匀系数 。从嵌岩桩
图 3 嵌深与端阻力的关系
侧阻修正系数 ζr的引入 ,表示桩端嵌入基 岩一定深度 ,荷载先通过侧阻力传递到嵌岩段
铁道建筑 2001 年第 3 期
侧壁 ,在侧壁产生一定剪切变形后 ,一部分荷载 才能传递到桩底 。由于嵌岩段的侧阻力不是均 匀分布的 ,ζr 仅是一个侧阻力分布的平均值 。 实测资料表明 ,侧阻力分布呈对数螺旋曲线 ,大 致在嵌岩深度为 1 d 处 ,嵌固力出现最大值 ,同 时随着嵌岩深度增加而减小 ,在 5 d 左右处已 无嵌固力 (见图 2) 。如此看来 ,嵌岩深为 (1～ 2) d 是发挥嵌岩段侧阻力的最佳深度 ,未必一 定要到 3 d 。
根据 21214 与 213 的分析及江苏省建科院 《深孔基岩原位载荷试验研究》成果表明 ,基岩 原位载荷试验得出的基岩承载力标准值一般均 高于工程勘测提供值 。根据 18 项实际工程数 据分析 ,基岩试验结果为勘察提供数值的 113 ～118 倍 。基岩原位试验承载力 ( F) 与岩石室 内单轴抗压强度 f rc之间存在非线性关系 ,即 F
单轴抗压强度标准值 f rc在用于桩端阻力 中未作任何转换 ,即桩端基岩破坏的标准就是 f rc 。大量静载试验发现 ,桩底岩石承载力远大 于 f rc ,这是因为单轴抗压强度是建立在岩石加 载破坏为跟踪与滑移破坏理论基础上 。实际桩 底岩石破坏是局部荷载作用破坏 ,类似于刚性 压模 。
澳大利亚 I. W. Johnston & S. K. Choi 在 室内做过桩底软岩的破坏机理试验 。软质岩石 强度为 2 M Pa <σc < 7 M Pa ,模型桩尺寸 5 mm < d < 25 mm ,嵌岩深径比 0 < hr/ d < 10 ,典型 桩端岩石荷载 ( Q) 变形 ( S ) 破坏曲线如图 4 。
铁道建筑 2001 年第 3 期
少泥皮的影响 ,也有一些措施 ,如 :缩短成孔时 间 ,选择合适的冲洗介质 ,采用小水泵冲洗等 。
表 2 孔周泥皮厚度与单桩承载力
桩 号
1
2
3
4
泥皮厚度/ mm
4～6 12～15 5～7
1～2
单桩承载力/ kN 4 240 1 000 4 500 6 800
Quk > 60 % ; 20 > L / d > 5 , Qpk/ Q uk < 30 % ; L / d > 20 , Qpk/ Q uk < 20 % ; 一般大直径嵌岩 桩 , L / d > 20 , Qpk占 Q uk很少一部分 , Qpk没有 充分发挥 。当然 ,嵌岩段的侧阻力对嵌岩桩承 载力的作用是举足轻重的 。当嵌岩深度达 3 d 时 ,嵌固力占较大比例 ,一旦嵌固力失效 ,则所 有荷载会全部转移到桩端 ,此时也可导致桩端 基岩破坏 。在桩端基岩强度很高 、岩石构造很 完整 (例如硅质砾岩 、微风化的岩浆岩 ,每台班 钻进为厘米级) 的场合 ,从经济技术的角度分 析 ,桩基不一定非要入岩 3 d 不可 ,只要能保证 嵌固作用即可 ,建议 115 d 左右 。
为减少沉渣对单桩极限承载力的影响 ,实 践证明采用后压浆法是行之有效的 。图 5 为某 工程二根桩的 P - S 曲线 , C 是未进行后压浆 的 P - S 曲线 , D 是进行后压浆的 P - S 曲线 。 后压浆由于固结了沉渣 ,不但充分发挥了嵌岩 桩端阻力 ,而且浆液挤压 、固化Fra Baidu bibliotek用还提高了嵌 岩桩的极限承载力 。 313 充分发挥桩端基岩的承载能力
2 嵌岩桩单桩竖向极限承载力构成的 分析
211 嵌岩桩单桩竖向极限承载力构成 无论是国内外资料 ,还是国家标准 ,对于嵌
岩桩单桩竖向承载力的构成 ,基本上都认为是 由三部分组成 ,即土的总极限侧阻力 、嵌岩段总 极限侧阻力和总端阻力 (见图 1) 。《建筑桩基 技术规范》J GJ 94 - 94 是嵌岩桩设计与施工的 共同依据 ,其表达式为 :
大直径嵌岩桩承载力分析
封 昌 玉 (新长铁路有限责任公司) 【提要】对嵌岩桩单桩竖向极限承载力标准值的构成进行分析 ,并对如何确保嵌岩桩承载 力的途径进行探讨 。 【关键词】桩基础 嵌岩桩 极限承载力
1 问题提出
在大直径嵌岩桩工程实践中 ,经常遇到两 个问题 : 一是静载试验做出的单桩竖向承载力 与设计值不符 ,有时试验值高于设计值 ,有时试 验值低于设计值 。当出现技术“纠纷”时设计单 位往往归咎于提供的工程勘测参数不准 ,或认 为施工单位工程质量有问题 ; 二是嵌岩 3 d 的 问题 (即进入岩层达三倍桩径的深度) ,按《规 范》设计 ,自然无责任 ,可是在一个台班只能进 尺几厘米的微风化基岩中 ,非要入岩 3 d 不可 , 确实为难了施工单位 。近几年 ,作者参加了这 类问题的一些讨论 ,现就嵌岩桩单桩竖向极限 承载力标准值的构成和提高嵌岩桩承载力的有 效途径等问题提出一些想法 。
—3 —
地基破坏试验情况可见 ,这是一个空间问题 ,或 者是一个轴对称问题 。严格地说 ,在桩和岩石 共同受力中 ,剪切破坏面发生在岩石中 、桩体 中 ,还是桩岩接触面上 ,还要分析确定 。研究表 明 ,剪切力不仅选择弱的路径 ,而且选择捷径 。 当岩石抗剪强度大于桩身混凝土强度时 ,剪切 破坏面可能发生在桩身上 ,反之 ,就可能发生在 岩石中 ,一般不会发生在桩与岩石的接触面上 。 应该特别提及的是 ,岩体中高倾角弱面的存在 往往是桩岩共同作用的剪切面 ,这类物理力学 概念在嵌岩段侧阻力中未能明确反映 。 21214 f rc未能反映桩端岩石破坏机理
312 尽量减少桩底沉渣 桩孔底 部 沉 渣 或 沉 淤 对 桩 的 变 形 影 响 很
大 ,并且影响承载力 。例如 :一根实测桩径 800 mm 、桩 长 51 m 的 嵌 岩 桩 , 单 桩 设 计 承 载 力 7 000 kN ,成桩 28 d 后进行第一次试桩 ,加载 至4 200 kN时 ,桩顶沉降 70 mm ,桩底位移 60 mm ,残余变形达 110 mm , P - S 曲线出现跳 跃 。显然是桩的沉渣压密结果 。到成桩 40 d 后 ,再进行第二次试桩 ,由于沉渣经过一段时间 压密固结 ,试桩的极限承载力显著提高 。当加 载至7 800 kN时 ,总沉降量仅 19 mm ,残余变形 为 7 mm。
ζp为端阻力修正系数 ,实际上是端阻力与 侧阻力之间的修正系数 ,由端阻力随嵌岩深度 的变化图 (见图 3) 可见 ,当嵌岩深度为 0 时 ,全 部荷载由桩端基岩承担 ,当嵌岩深度为 5 d 时 , 荷载将全部为嵌固段侧阻力平衡 。为了充分利 用端阻力 ,嵌岩段也未必一定要 3 d 。 21213 f rc未表达嵌岩段剪切破坏的特征
限侧阻力标准值 qsik充分发挥 ,就必须 : ①尽量 减少钻孔 (或挖孔) 作业对桩周土体的扰动 ; ② 随成孔随灌注 ,减少桩周土体应力的释放 、松弛 和塌孔现象 ; ③减少泥浆对桩周土体长期浸泡 , 导致土体松软 ; ④防止桩身混凝土固结收缩 ,导 致桩身与孔壁之间产生间隙 ,减小侧摩阻力 ; ⑤ 减小泥浆护壁的隔离作用 。有学者做过桩周泥 皮厚度对单桩承载力的影响试验 (见表 2) ,可 见泥皮对承载力的影响程度 。目前对于如何减
3 确保嵌岩桩承载能力的有效途径
图 4 桩端岩石荷载变形曲线
从试验曲线上分析 ,可以把桩底岩石破坏 过程分为四个阶段 : ①线弹性变形阶段 ; ②屈服 前塑性变形阶段 ; ③岩石屈服后的一段变形阶 段 ; ④桩底岩石破坏阶段 。
—4 —
311 充分发挥土的侧阻力 为了充分发挥土的侧阻力 ,即保证土的极
铁道建筑 2001 年第 3 期
单桩竖向承载力 ( Q uk) 的因素 。 212 嵌岩桩单桩竖向极限承载力的因素分析 21211 关于 qsik的取值
目前桩基设计中 , qsik都是《规范》给的经验 值 ,这些经验值取值范围较大 ,同一种土取上限 值和取下限值 ,其结果相差甚大 。主要问题还 在于未考虑到土的成因 ,如同样是粘土 ,残积粘 土和沉积粘土的物理力学参数就不尽相同 ;其 次是压密状态对土的物性影响也很大 ,同种土 欠压密 、正常压密和超压密状态 ,其力学指标是 不同的 ;还有土的结构性对土的力学性能的影 响 ,目前均未在 qsik 中反映出来 。故有学者提
又如 ,南京站客运服务楼桩基工程中 ,一根 桩 d 为1 200 mm ,桩端埋深 4318 m ,试验加载 15 850 kN , 桩 端 沉 降 76171 mm , 残 余 变 形 54164 mm , 其 承 载 力 与 同 一 场 地 d 为 1 000 mm桩相近 , 变形超过规范变形值近一 倍 。经取芯验证 ,原来该桩底存有约 800 mm 的沉渣 。
213 综合分析 目前嵌岩桩单桩竖向极限承载力计算 ,在
很大程度上还处于经验设计阶段 ,所以在桩基 设计与试验中 ,一些技术“纠纷”是不可避免的 。 但是应该明确 ,正确的试验资料是第一性的 ,不 能把试验数据仅仅作为设计的验证 ,而应把试 验数据作为设计的依据 。从嵌岩段侧阻力与桩 端阻力分析 ,嵌岩 3 d 并非是发挥嵌岩侧阻力 和端阻力的最佳状态 。在桩端基岩强度较高 时 ,较浅的嵌岩深度有利于发挥桩的端阻力 。 实际桩端基岩处于三向应力状态 ,存在较大的 承载潜力 。工程实例证明 ,为了发挥下部岩石 的承载力 ,应有意识地消除桩上段的侧摩阻力 。 很多文献的有关实测数据表明 , L / d < 5 , Qpk/
Q uk = Q sk + Q rk + Qpk
—2
n
6 Q sk = u ζsi qsik li 1
—
图 1 嵌岩桩承载力构成图
Q rk = uζr f rc hr Qpk = ζp f rc A p 式中 : Q uk ———嵌岩桩竖向承载力 ; Q sk 、Q rk 、Qpk ———分别为土的总极限侧 阻力 、嵌岩段总极限侧阻力 、总极限 端阻力标准值 ; ζsi ———覆盖层第 i 层土的侧阻力发挥系 数; qsik ———桩周第 i 层土的极限侧阻力标 准值 ; f rc ———岩石饱和单轴抗压强度标准值 ; hr ———桩身嵌岩 (中等风化 、微风化 、新 鲜基岩) 深度 ; ζr 、ζp ———嵌岩段侧阻力和端阻力修正 系数 。 对于 既 定 嵌 岩 桩 , 其 周 长 ( u ) 、桩 长 ( 6 L i) 、嵌岩段深度 ( hr) 、桩底面积 ( A p ) 是定值 , 除此之外 ,ζsi 、ζr 、ζp 和 qsik与 f rc是决定嵌岩桩
嵌岩深径比 hr/ d 侧阻修正系数 ζr 端阻修正系数 ζp
010 01000 01500
表 1 嵌岩段侧阻和端阻修正系数
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2
01025
01055
01070
01500
01400
01300
3 01065 01200
4 01062 01100
≥5 01050 01000
图 2 嵌深与岩段侧阻力的关系
出 ,以后在规范中 ,再不提供经验参数 ,都由试 验确定 ,这就可以避免经验取值的人为因素 。
ζsi是覆盖层第 i 层土的侧阻力发挥系数 ,
这个系数不仅取决于土的类别 ,而且在很大程 度上还决定于施工工艺 ,具有显著的施工效应 , 目前设计中尚未考虑 。 21212 关于 ζr 、ζp的分析
《建筑桩基技术规范》J GJ 94 - 94 ,将 ζr 、ζp 分别称为侧阻修正系数和端阻修正系数 ,其值 与嵌岩深径比 hr/ d 有关 , 也就是说 ζr 、ζp 是 hr/ d 的函数 ,见表 1 :
嵌岩段侧阻力的表达式 Q rk = uζr f rc hr中 , f rc为岩石饱和单轴抗压强度标准值 。根据嵌 岩段侧阻力构成的力学概念 ,桩与岩体之间是 剪切力传递 ,确定嵌岩段侧阻力 ,应该采用岩石 的抗剪强度 τrc ,ζr是反映侧阻力分布均匀性系 数 ,不是单轴抗压强度不均匀系数 。从嵌岩桩
图 3 嵌深与端阻力的关系
侧阻修正系数 ζr的引入 ,表示桩端嵌入基 岩一定深度 ,荷载先通过侧阻力传递到嵌岩段
铁道建筑 2001 年第 3 期
侧壁 ,在侧壁产生一定剪切变形后 ,一部分荷载 才能传递到桩底 。由于嵌岩段的侧阻力不是均 匀分布的 ,ζr 仅是一个侧阻力分布的平均值 。 实测资料表明 ,侧阻力分布呈对数螺旋曲线 ,大 致在嵌岩深度为 1 d 处 ,嵌固力出现最大值 ,同 时随着嵌岩深度增加而减小 ,在 5 d 左右处已 无嵌固力 (见图 2) 。如此看来 ,嵌岩深为 (1～ 2) d 是发挥嵌岩段侧阻力的最佳深度 ,未必一 定要到 3 d 。
根据 21214 与 213 的分析及江苏省建科院 《深孔基岩原位载荷试验研究》成果表明 ,基岩 原位载荷试验得出的基岩承载力标准值一般均 高于工程勘测提供值 。根据 18 项实际工程数 据分析 ,基岩试验结果为勘察提供数值的 113 ～118 倍 。基岩原位试验承载力 ( F) 与岩石室 内单轴抗压强度 f rc之间存在非线性关系 ,即 F
单轴抗压强度标准值 f rc在用于桩端阻力 中未作任何转换 ,即桩端基岩破坏的标准就是 f rc 。大量静载试验发现 ,桩底岩石承载力远大 于 f rc ,这是因为单轴抗压强度是建立在岩石加 载破坏为跟踪与滑移破坏理论基础上 。实际桩 底岩石破坏是局部荷载作用破坏 ,类似于刚性 压模 。
澳大利亚 I. W. Johnston & S. K. Choi 在 室内做过桩底软岩的破坏机理试验 。软质岩石 强度为 2 M Pa <σc < 7 M Pa ,模型桩尺寸 5 mm < d < 25 mm ,嵌岩深径比 0 < hr/ d < 10 ,典型 桩端岩石荷载 ( Q) 变形 ( S ) 破坏曲线如图 4 。
铁道建筑 2001 年第 3 期
少泥皮的影响 ,也有一些措施 ,如 :缩短成孔时 间 ,选择合适的冲洗介质 ,采用小水泵冲洗等 。
表 2 孔周泥皮厚度与单桩承载力
桩 号
1
2
3
4
泥皮厚度/ mm
4～6 12～15 5～7
1～2
单桩承载力/ kN 4 240 1 000 4 500 6 800
Quk > 60 % ; 20 > L / d > 5 , Qpk/ Q uk < 30 % ; L / d > 20 , Qpk/ Q uk < 20 % ; 一般大直径嵌岩 桩 , L / d > 20 , Qpk占 Q uk很少一部分 , Qpk没有 充分发挥 。当然 ,嵌岩段的侧阻力对嵌岩桩承 载力的作用是举足轻重的 。当嵌岩深度达 3 d 时 ,嵌固力占较大比例 ,一旦嵌固力失效 ,则所 有荷载会全部转移到桩端 ,此时也可导致桩端 基岩破坏 。在桩端基岩强度很高 、岩石构造很 完整 (例如硅质砾岩 、微风化的岩浆岩 ,每台班 钻进为厘米级) 的场合 ,从经济技术的角度分 析 ,桩基不一定非要入岩 3 d 不可 ,只要能保证 嵌固作用即可 ,建议 115 d 左右 。
为减少沉渣对单桩极限承载力的影响 ,实 践证明采用后压浆法是行之有效的 。图 5 为某 工程二根桩的 P - S 曲线 , C 是未进行后压浆 的 P - S 曲线 , D 是进行后压浆的 P - S 曲线 。 后压浆由于固结了沉渣 ,不但充分发挥了嵌岩 桩端阻力 ,而且浆液挤压 、固化Fra Baidu bibliotek用还提高了嵌 岩桩的极限承载力 。 313 充分发挥桩端基岩的承载能力
2 嵌岩桩单桩竖向极限承载力构成的 分析
211 嵌岩桩单桩竖向极限承载力构成 无论是国内外资料 ,还是国家标准 ,对于嵌
岩桩单桩竖向承载力的构成 ,基本上都认为是 由三部分组成 ,即土的总极限侧阻力 、嵌岩段总 极限侧阻力和总端阻力 (见图 1) 。《建筑桩基 技术规范》J GJ 94 - 94 是嵌岩桩设计与施工的 共同依据 ,其表达式为 :
大直径嵌岩桩承载力分析
封 昌 玉 (新长铁路有限责任公司) 【提要】对嵌岩桩单桩竖向极限承载力标准值的构成进行分析 ,并对如何确保嵌岩桩承载 力的途径进行探讨 。 【关键词】桩基础 嵌岩桩 极限承载力
1 问题提出
在大直径嵌岩桩工程实践中 ,经常遇到两 个问题 : 一是静载试验做出的单桩竖向承载力 与设计值不符 ,有时试验值高于设计值 ,有时试 验值低于设计值 。当出现技术“纠纷”时设计单 位往往归咎于提供的工程勘测参数不准 ,或认 为施工单位工程质量有问题 ; 二是嵌岩 3 d 的 问题 (即进入岩层达三倍桩径的深度) ,按《规 范》设计 ,自然无责任 ,可是在一个台班只能进 尺几厘米的微风化基岩中 ,非要入岩 3 d 不可 , 确实为难了施工单位 。近几年 ,作者参加了这 类问题的一些讨论 ,现就嵌岩桩单桩竖向极限 承载力标准值的构成和提高嵌岩桩承载力的有 效途径等问题提出一些想法 。
—3 —
地基破坏试验情况可见 ,这是一个空间问题 ,或 者是一个轴对称问题 。严格地说 ,在桩和岩石 共同受力中 ,剪切破坏面发生在岩石中 、桩体 中 ,还是桩岩接触面上 ,还要分析确定 。研究表 明 ,剪切力不仅选择弱的路径 ,而且选择捷径 。 当岩石抗剪强度大于桩身混凝土强度时 ,剪切 破坏面可能发生在桩身上 ,反之 ,就可能发生在 岩石中 ,一般不会发生在桩与岩石的接触面上 。 应该特别提及的是 ,岩体中高倾角弱面的存在 往往是桩岩共同作用的剪切面 ,这类物理力学 概念在嵌岩段侧阻力中未能明确反映 。 21214 f rc未能反映桩端岩石破坏机理