第26卷第8期岩石力学与工程学报V ol.26No.8 2007年8月Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering Aug.，2007模型嵌岩桩试验及数值分析 王耀辉1，谭国焕2，李启光2
(1. 中国科学院武汉岩土力学研究所，湖北武汉 430071；2. 香港大学土木工程系，香港)
摘要：由于嵌岩桩的极限承载力很高，在现场试验中很难将其加载至破坏和监测破坏时嵌岩段摩阻力的分布特征。 采用室内模型试验方法对桩1混凝土及桩1岩石界面的摩阻特性进行研究。试验中对两个嵌岩桩模型进行荷载试验，将其中一个加载至破坏。试验结果表明，破坏发生在桩/混凝土界面，而桩身及岩体内部均保持完好。另外，桩/岩石界面上的摩阻力分布是非均匀的；模型桩破坏时在嵌岩段上部产生的摩阻力远大于下部的值。数值模拟结果表明，摩阻力的这种分布特性是因为桩周岩体变形所在界面所产生的法向压应力的影响。试验结果说明，对于建造在高强度岩体中的嵌岩桩，其承载力特性极大地取决于桩/岩石界面的摩阻特性，而摩阻力的分布又受到桩周岩体变形的影响。 关键词：桩基工程；嵌岩桩；荷载试验；数值模拟
中图分类号：TU 47 文献标识码：A 文章编号：1000–6915(2007)08–1691–07
TEST AND NUMERICAL ANALYSIS OF MODEL ROCK-SOCKETED PILE
WANG Yaohui1，THAM L G2，LEE P K K2
(1. Institute of Rock and Soil Mechanics，Chinese Academy of Sciences，Wuhan，Hubei430071，China；
2. Department of Civil Engineering，University of Hong Kong，Hong Kong，China)
Abstract：Rock-socketed piles can hardly be loaded to failure in field tests due to their high ultimate bearing capacity. In order to investigate the pile resistance behavior along the concrete-rock interface，two rock-socketed pile models were tested in laboratory. One model was loaded to failure at the maximum applied load. It was observed that the slippage occurred along the concrete-rock interface，while the pile body and the rock mass remained intact. The mobilized pile resistance along the concrete-rock interface within the rock-socketed section was evaluated from the recorded axial strains. The results indicated that the shaft resistance was not evenly mobilized within the socket. It is clear that the mobilized pile resistance in the upper zone is much greater than that in the lower zone. In addition，a serious of numerical simulations of tests were performed by using a finite element program. The interfacial elements were adopted in the program to model the concrete-rock i
nterface behavior. The numerical analyses indicated that notable normal stress could be produced along the concrete-rock interface due to the lateral deformation in the rock mass. The mobilization of the pile resistance along the interface was greatly influenced by the normal stress. Therefore，the mobilized pile resistance in the upper zone is much greater than that in the lower zone. The investigation suggests that the pile resistance behavior along the concrete-rock interface can dominate the working performance of the rock-socketed piles constructed in hard rocks. Furthermore，the pile resistance along the concrete-rock interface can be greatly influenced by the deformation characteristics of rock mass.
Key words：pile foundations；rock-socketed pile；load test；numerical simulation
收稿日期：2006–12–18；修回日期：2007–02–25
作者简介：王耀辉(1971–)，男，2005年于香港大学岩土工程专业获博士学位，主要从事桩基及地基基础方面的研究工作。E-mail：wangyaohui@21cn
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1 引言
在香港地区，嵌岩桩被广泛应用于各类房屋建筑工程中。这类桩具有单桩承载力高、沉降量小的优点。根据香港地区的设计规范[1]，嵌岩桩必须嵌入弱风化岩石，而且设计承载力只能由嵌岩段混凝土–岩石界面的摩阻力来提供。设计中混凝土–岩石界面上的摩阻力特性对桩的极限荷载起决定性的作用。一般认为，嵌岩段摩阻力的特性会受到岩石与混凝土的材料特性、边界条件(法向应力)、界面形状(粗糙度)以及施工方法的影响。在众多研究者进行的混凝土–岩石界面摩阻力特性研究中，现场荷载试验是一种常用方法。张建新等[2，3]对嵌岩桩的荷载试验研究表明，嵌岩桩的破坏特性和桩身与桩周岩体的相对强度与刚度有关；在较弱的岩体中，会沿桩周范围产生剪切破坏带。董平等[4]对大直径嵌岩桩的试验研究表明，在工作状态下，桩端阻力在整个桩阻力里面只占很小一部分。然而由于现场荷载试验中反力大小的限制以及上覆土层的影响，很难将足够的荷载传递至嵌岩段[5]。对于强度较高的基岩来说，在现场的荷载试验中一般观察不到嵌岩段摩阻力在极限工作状态下的分布特性。T. S. K. Lam和I. W. Johnston[6]采用在桩土之间放置隔离材料(例如沥青或聚乙烯)的方法来减少桩土间摩擦力，以便将足够的荷载传递至嵌岩段使其产生破坏。然而，由于试验荷载的限制，进行现场破坏试验时嵌岩段桩的长径比需要取较低值，因此所得到的数据难以反映出摩阻力分布沿长度的变化。另外，由于施工要求复杂、成本较高，此类试验一般较少进行。R. J. Finno[7]对建造在白云岩中的微型嵌岩桩进行了一系列的荷载试验，试桩的直径为200 mm，桩长为0.5～2.3 m，桩体中心为直径为175 mm的钢管，钢管与岩石之间注入水泥浆，在钢管安装有应变计以测量荷载试验中桩身的轴向应变。试验结果表明，由于桩身水泥与周围岩石界面的结合强度大于水泥与钢管界面的强度，在加载过程中只在
钢管–水泥界面产生了破坏，而水泥–岩石界面则保持完好。因此如果要采用类似的方法研究桩身与岩石间的摩阻力特性，必须保证桩身的内部结构具有足够强度。
另一方面，众多研究者[8～10]采用直剪试验的方法来研究混凝土–岩石界面的摩阻力特性。在直剪试验中，垂直于剪切面的方向可以采用恒法向压力(constant normal load，CNL)或恒法向刚度(constant normal stiffness，CNS)的边界条件。B. Indraratna等[8]的试验研究表明，在其他条件相同的情况下，CNL 条件下的剪胀角大于CNS条件下的值。另一方面，CNS条件下的剪切应力峰值大于CNL条件下的值。对于嵌岩桩来说，其工作状态下混凝土–岩石界面上的反应更加接近于CNS条件。J. P. Seidel 和C. M. Haberfield[9，10]进行了这两种条件下不同形状界面的混凝土–岩石直剪试验，并根据试验结果提出了相应的与界面形状相关的的剪切破坏模型。
然而在以上研究中，试件的剪切面都为平面，摩阻力都是在平面上分布，而嵌岩桩在实际工作状态下摩阻力分布在一个圆柱面上。因此，直剪试验中观测到的摩阻力特性与桩的真实工作状态之间可能会存在差异，无法完整地反映出桩与周围岩石之间的相互作用。有不少研究者采用建造模型嵌岩桩的方法进行室内试验来研究嵌岩段的特性[11]。本次研究也采用了这一方法。研究中通过在岩块上钻孔、然后灌注水泥砂浆来制作嵌岩桩模型，并进行荷载试验。通过荷载试验来确定其极限承载力，并且使用电阻应变计记录了整个过程中嵌岩段不同深度轴向力的变化，从而得到整个嵌岩段的摩阻力分布变化。另外，通过单轴试验分别确定了岩石和混凝土的强度和变形参数，根据这些参数，使用了一个耦
合弹塑性界面单元的轴对称有限元程序，对整个荷载试验过程进行了模拟。在数值模拟的基础上，对混凝土与岩石界面的摩阻力特性做了进一步分析。
2 模型桩试验
2.1模型桩制作
本试验共制作2个模型桩，模型桩的制作过程与实际的嵌岩桩施工顺序相似。嵌岩桩施工顺序一般为：钻孔、清洗、放入工字钢(钢管或钢筋笼)、灌注混凝土、养护。与其类似，模型桩制作中首先在岩块上钻孔，然后放入钢管，最后在孔中灌注水泥砂浆。为测量桩身的轴向变形，在钢管上预先安装了电阻应变计。如前所述，混凝土与岩石界面的形状特征对界面的摩阻力值有很大影响。由于本次试验数量的限制，难以制作大量具有不同表面特征的试件以对形状特征的影响进行对比试验和分析，故而试验中的两个模型孔壁采用同种方法钻出。另外，为了避免端阻力的存在，模型的底部被掏空，钢管以及模型桩混凝土的底面与岩石没有接触。根据岩块的实际尺寸和压力机的极限荷载值，模型嵌岩桩
第26卷 第8期 王耀辉，等. 模型嵌岩桩试验及数值分析 • 1693 •
的直径为162 mm ，深度为500 mm(如图1所示)。
图1 嵌岩桩模型设计图
Fig.1 Design plan of rock-socketed pile model
试验所用的岩块为微风化花岗岩，取自香港九龙东部，岩块尺寸为1.8 m ×1.0 m ×0.6 m 。在钻孔前先将岩块放置于木箱内调整其位置让上表面水平，然后四周以钢筋固定并浇注于木制箱体内。待浇注的混凝土养护完成后，在岩体上钻垂直通孔作为模型桩孔。模型桩A 的孔为一次钻到底，而模型桩B 在钻孔过程中由于刀具磨损，进行了一次更换。根据观察，模型桩A 的孔壁光滑，表面无台阶或者沟槽。而模型桩B 在300 mm 深度处，受到刀具更换的影响，存在一道高度约为0.5 mm 的半圆水平台阶(如图2 所示)。模型桩浇筑前，在钻孔底部以细砂铺平以保证设计深度(细砂将在模型浇筑养护完成后
清除)，然后将钢管放入。模型所用的钢管内径为100 mm ，外径为116 mm ，长550 mm(500 mm 处于孔内)。钢管上在6个不同深度处各安装2个电阻应变计并加保护层，以测量钢管的轴向应变。在钢管
图2 模型桩B 钻孔壁上的沟槽
Fig.2 Grooves on the hole surface of model pile B
垂直放入孔中的另外5个不同深度，焊有加强钢筋以增强钢管与混凝土界面间的连接强度。在钢管垂直放入孔中并调整好位置、固定后，在钢管和岩石之间灌注水泥砂浆进行养护。待养护完成后，将铺在底部的细砂清除以避免端阻力产生。
稳健经营
另外，在模型桩制作的同时还进行了岩石和混凝土试块的单轴抗压试验，得到了相应的变形及强度参数，如表1所示。
表1 岩石、混凝土变形及强度参数
Table 1 Deformation and strength parameters of rock and
concrete
材料
单轴抗压强度/MPa去年的树课堂实录
弹性模量/GPa
泊松比混凝土 48.4
19.2
0.25
岩石
221.0 57.4 0.26
2.2 荷载试验
在模型桩浇筑完毕并养护28 d 后，进行了荷载试验。试验使用最大荷载值为1 MN 的压力机进行加载。加载前，对岩块的位置进行了调整以保持模型桩与压力机加载装置同轴。试验加载速率为0.5 kN/s 。试验中使用了一台自动采样仪记录了轴向荷载、钢管顶部(加载头)与岩体上表面之间的相对位移以及不同深度的轴向应变。加载装置如图3所示。
图3 加载装置 Fig.3 Loading device
如图4所示，加载过程中桩顶沉降–轴向荷载曲线表现出明显的非线性。 由于沉降测量计安装在
加载头上，在刚开始加载时加载头与桩顶界面间存在一个压密过程。在其后的过程中，曲线的坡度随着荷载的增加而逐渐变缓。
巴特沃斯低通滤波器孔壁上的台阶
钢筋 φ10 mm ×20 mm
A -A
B -B
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图4 桩顶沉降–轴向荷载曲线
Fig.4 Settlement on the top of pile-axial load curves
模型桩A 在加载至935 kN 时发生破坏。破坏表现为明显的脆性，在荷载到达峰值时，桩顶沉降量突然急剧加大并伴随巨大响声。在卸载后对试件进行了外观检查，观察到桩身混凝土在顶部约20 mm 范围内有些破碎，20 mm 以下部分保持完整。对模型桩底部进行观察和测量，发现混凝土与岩石界面产生了较大的相对滑移(约为10 mm)，而桩身混凝土内部、岩体内部以及混凝土与钢管的接触面皆保持完好，如图5所示。这些特征表明，破坏的主要原因是混凝土与岩石界面间产生了剪切滑移，而不是桩身或者岩体本身的破坏。
图5 模型桩A 破坏后的底部 Fig.5 Bottom of model pile A after failure
模型桩B 在加载至985 kN 时由于达到加载机的极限值而停止加载。其桩顶沉降–轴向荷载曲线的变化特征与模型桩A 十分接近，但在最大荷载时未出现类似模型桩A 的脆性破坏特征。试验后的观察表明，模型桩身混凝土、岩体及混凝土与钢管结合面皆保持完好，而在试件底部也未观察到混凝土
与岩石界面间有明显的滑移现象。
综上所述，在荷载试验中嵌岩桩模型产生破坏的原因应该是混凝土与岩石界面间的滑移，而非混凝土或者岩体本身的破坏。 2.3 桩身应变及摩阻力分布
模型桩A 的轴向应变一直记录到荷载达900 kN 。在加载超过900 kN 时，由于传感器导线破坏，无法继续测量应变值。模型桩B 则记录至950 kN 。
根据所记录的桩身轴向应变以及桩身混凝土与钢管的几何尺寸和弹性模量，可以计算出桩身轴力及侧摩阻力，其分布分别如图6和7
所示。
(a)
模型桩A
(b) 模型桩B
图6 模型桩轴力分布曲线
Fig.6 Distribution curves of axial force of model piles
由于模型桩底部制作为空洞，因此在整个加载过程中没有端阻力产生，所有的轴向荷载都由摩阻力承担(图6(a)，(b))。
根据所测的轴力曲线，可以计算出混凝土–岩石界面上的摩阻力分布曲线，如图7(a)，(b)所示，摩阻力随荷载的增加而增加。模型桩A 在加载过程中产生的摩阻力主要分布于模型上部区域，在荷载为900 kN 时，摩阻力最大值为7.3 MPa ，位置接近模型顶
混凝土/岩石界面破坏 0.00 2.001.50
1.00 0.50 轴向荷载/k N
桩顶沉降
/mm
轴力/kN
深度/m m
900kN
轴力/kN
深度/m m
900 kN
第26卷 第8期 王耀辉，等. 模型嵌岩桩试验及数值分析 • 1695 •
(a)
紫海胆模型桩A
(b) 模型桩B
图7 模型桩侧摩阻力分布曲线
Fig.7 Distribution curves of resistance of model piles
部。而其下半部分产生的摩阻力则相对较低，在900 kN 荷载时，接近底部的摩阻力值约为2 MPa 。破坏时沿整个混凝土–岩石的平均摩阻力值为3.7 MPa 。
根据以往香港地区的嵌岩桩试验结果[1]，混凝土–岩石界面间的平均极限摩阻力s τ一般按下式估算：
5
.0c
s αστ= (1)
式中：c σ为岩石及混凝土单轴抗压强度中之低者；
α为摩阻力系数，取值0.1～0.8。
根据单轴抗压强度试验结果(见表1)以及式(1)估算，模型桩的混凝土–岩石界面间的侧摩阻力值为0.7～5.6 MPa ，与模型桩A 破坏时的平均侧摩阻力相近。
模型桩B 的摩阻力分布与模型桩A 相比有些不同，最大侧摩阻力位于370 mm 深度处，其值为5.8 MPa 。如前所述，在模型桩B 钻孔的过程中，在这一深度处形成一水平台阶。由于岩石与混凝
土结合面的表面粗糙度的变化会明显影响界面间侧摩阻力的值，因此台阶的存在使该处产生了较大的侧摩阻力，超过了其他较光滑部位的阻力值。
需要注意的是，尽管模型桩A 的钻孔表面光滑，没有明显的沟槽或者是台阶，但侧摩阻力分布
明显不是均匀分布，其上部产生的侧摩阻力远远大过下部。这一现象产生的原因很可能是由于岩石–
混凝土界面上的法向应力不同而引起的，在以下的分析中将通过数值模拟的方法来对这一现象进行进一步分析。
3 数值分析
3.1 数值模型及参数
如上所述，模型桩A 在荷载试验中在岩石–混凝土界面上产生剪切破坏，而桩身混凝土及岩体皆
保持完整。另外，在加载过程中模型沿岩石–混凝土界面上部产生的侧摩阻力也明显大于下半部分。为进一步分析界面侧摩阻力分布的内部机制，本文采用数值方法对模型桩A 的试验过程进行了模拟。
数值模拟采用有限元耦合界面单元的方法，有限元单元用来模拟桩身混凝土及岩体，界面单元用来模拟混凝土–岩石界面[12
，13]
。由于试验中观察到
了不起的盖茨比论文混凝土及钢管结合完好，故将混凝土与钢管简化为单一复合体。由于在试验中混凝土及岩石皆保持完
好，故模拟混凝土及岩石的有限单元皆假设为线弹性。又因破坏只存在于混凝土–岩石界面上，故模拟界面的单元假设为弹塑性，其最大抗剪强度τ根据Mohr-Coulomb 准则确定：
n n tan ϕστ+=c (2)
式中：c 为界面上沿剪切方向的黏聚力，n σ为界面上的法向应力，n ϕ为内摩擦角。
计算中钢管的弹性模量取值为200 GPa ；根据单轴抗压试验的结果(表1)，岩石与混凝土的弹性模
量分别取57和20 GPa ，泊松比分别取0.26和0.25。
如前所述，根据香港地区数据估算出的混凝土–岩石界面的摩阻力强度值为0.7～5.6 MPa 。 另外，根据A. Khan 等[13
～16]
的试验结果，较光滑
的岩石–混凝土界面之间的剪切摩擦角为20°～
45°。在本次计算中，式(2)中参数c 及n ϕ在以上范围内取值，并将计算得到的摩阻力分布曲线与试验
曲线进行比较，出最佳拟合情况下的参数组
侧摩阻力/MPa
夏花网深度/m m
侧摩阻力/MPa
深度/m m
豫公网安备41160202000603
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