擴徑樁抗拔承載特性模型試驗研究

鄭言東，鄭榮躍，劉干斌，齊昌廣

(寧波大學(xué) 巖土工程研究所,寧波315211)

高聳建(構(gòu))筑物的抗風、港口邊坡穩(wěn)定的治理[1]、海上平臺的錨固抗拔、懸索橋的錨樁基礎(chǔ)以及工程中靜載試樁的錨樁等常常采用抗拔樁。灌注樁在碼頭岸坡變形加固中有廣泛應(yīng)用[2]，而擴徑(底)抗拔樁較純摩擦型的等徑樁而言，能發(fā)揮出擴大頭的抗拔阻力，提高樁基抗拔承載力，具有良好的經(jīng)濟和社會效益，應(yīng)用前景廣泛。擴徑(底)樁是一種變截面樁，受荷后樁底擴大頭附近的荷載傳遞機理較為復(fù)雜，亟需通過設(shè)計合理的試驗測得荷載傳遞規(guī)律。

已有學(xué)者[3-6]根據(jù)現(xiàn)場試驗研究擴底樁得到一些規(guī)律和理論方法，但這些原位試驗大多基于軟土地質(zhì)情況，也有學(xué)者[7]研究粉土中擴底樁受上拔作用時的承載規(guī)律，而對砂土中的擴徑(底)樁抗拔試驗研究較為少見。

還有學(xué)者[8-9]通過數(shù)值模擬的方法來對擴底樁的承載特性進行研究，并與實測數(shù)據(jù)進行對比分析。但數(shù)值模擬是在人為給定的理想條件下進行分析，與實際情況仍有一定差距。

而室內(nèi)模型試驗具有試驗條件可控、測量數(shù)據(jù)較為精確可靠以及可以重復(fù)多次試驗的優(yōu)點[10]，對擴徑樁承載特性規(guī)律的認識和研究能得到相對準確可靠的結(jié)論，是研究擴徑樁荷載傳遞規(guī)律的重要手段。本文對砂土中的模型等徑樁、擴底樁和擴徑加擴底樁(以下簡稱擴徑樁)進行抗拔靜載試驗，通過量測樁頂位移和樁身不同斷面處應(yīng)變，研究樁的承載性狀和樁身荷載傳遞規(guī)律。

1 試驗概況

1.1 模型箱及加載方案的設(shè)計

室內(nèi)模型箱尺寸：長×寬×高分別為2.0 m×2.0 m ×1.3 m，模型箱采用工字鋼、厚鋼板以螺栓、焊接的方式組合而成，除上表面其余5個面焊接成一體。箱體四周沿高度方向均布3道加勁梁以圈梁形式箍住整個箱體，使之成為一個牢固的整體(圖1～圖2)。

圖1 抗拔試驗裝置 圖2 抗拔靜載試驗 Fig.1 Experimental equipment Fig.2 Static load test

抗拔樁的上拔力提供方式有多種[11]，常規(guī)拔樁過程中由于反力裝置下壓土體，提高了土的剛度，常常造成抗拔承載力的高估，而理想條件下的上拔試驗是只在樁頂施加上拉荷載，更符合實際工況下樁基的服役環(huán)境。故本文根據(jù)理想條件下的加載方式，抗拔樁采用杠杠形式進行加載：模型箱周圍設(shè)立4根工字鋼立柱，兩立柱之間固定一根工字鋼橫梁，并在鋼梁頂部設(shè)置杠杠及支點，樁頭處打孔橫穿螺栓并用螺帽固定，杠杠一端采用鋼繩和鋼鉤牢固連接到螺栓上，另一端采用砝碼分級加載提供上拔力。

通過已有的土性參數(shù)用有限元數(shù)值模擬估算出等徑樁、擴底樁和擴徑樁達到40 mm位移時的樁頂荷載分別為2 000 N、 3 000 N和4 000 N，具體加載試驗過程參考《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范JGJ 106-2014》。加載采用杠杠形式進行分級加載，每次施加預(yù)估極限承載力的1/10～1/15，第一級加載量可取分級荷載的2倍。每級荷載維持時間不小于1 h，且當本級荷載作用下，樁頂沉降速率達到相對穩(wěn)定時，再施加下一級荷載。出現(xiàn)下列情況之一則終止加載：(1)樁頂位移在某級荷載下急劇增加且沒有收斂的趨勢；(2)樁頂總上拔量超過40 mm。

1.2 模型樁及數(shù)據(jù)量測方案的設(shè)計

圖3 模型樁測點布設(shè)及樁體參數(shù)圖 圖4 模型樁實際圖 Fig.3 Distribution of measuring points Fig.4 Model piles and parameters of piles

為了準確地測出模型樁樁身軸力(應(yīng)變)，試驗選取受力后彈性變形較大的空心薄壁鋁管作為樁身的主要材料，樁長1 m，外直徑80 mm，壁厚2 mm。擴大頭(樁底封閉)采用不銹鋼焊接成圓臺形，并用螺栓和環(huán)氧樹脂將擴大頭與樁身牢固連接。擴底處直徑為120 mm，圓臺高度為120 mm。樁身參數(shù)如圖3所示。

為了分析樁身在上拔荷載作用下的變形特性，得到分級加載過程中樁身各處軸力及樁側(cè)摩阻力分布規(guī)律，在沿樁身長度方向?qū)ΨQ布置兩組應(yīng)變片(圖4)。采用502強力膠將應(yīng)變片粘貼到樁身預(yù)定位置，涂抹702膠水防水，再用AB膠覆蓋固定保護。導(dǎo)線沿著鋁管外壁沿直線向樁頂布置，并用702膠和環(huán)氧樹脂將導(dǎo)線和管壁膠結(jié)固定。應(yīng)變數(shù)據(jù)采用DH3816N靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)連接電子計算機采集，具有良好的精度及自動化程度，為保障數(shù)據(jù)的可靠性提供支持。

為了量測樁頂位移隨著荷載增大的變化規(guī)律，繪制Q-s曲線，采用2個量程為50 mm，精度為 0.01 mm的百分表豎直對稱布置在樁頂處量測樁頂?shù)呢Q向上拔量，樁頂處用AB膠沿直徑方向在樁身對稱粘結(jié)2個L型的鋼板，百分表的觸頭頂在與土面平行的鋼板上，并將表身通過磁性支座固定。

1.3 模型試驗填筑用土

模型試驗用土采用寧波某地的砂土，對土樣進行篩分試驗后得到土樣的粒徑級配曲線如圖5所示，計算得到不均勻系數(shù)Cu=d60/d10=1.32/0.14=9.43>5且Cc=d302/(d60×d10)=0.592/(1.32×0.14)=1.88=1～3，分類為級配良好。模型箱中砂土分層填筑，每層虛鋪250 mm厚度，用砝碼壓實至150 mm，直到填土總高為1 200 mm。取填筑完畢后的土樣經(jīng)過室內(nèi)土工試驗得到土性的基本參數(shù)：濕重度19.3 kN/m3，含水率為17.8%，內(nèi)摩擦角為28.1°。

圖5 模型用土粒徑級配曲線Fig.5 Soil particle size gradation curve

模型樁采用預(yù)埋形式，樁身入土950 mm，首先根據(jù)加載作用點位置，在埋置模型樁之前先定出模型樁底面外圓的位置，并在模型箱頂面布置若干組相互平行的細繩，采用重錘懸掛法來控制模型樁的垂直度，保證模型樁的準確豎直定位。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 各試驗樁荷載-位移曲線分析

圖6為三樁的樁頂上拔荷載-樁頂位移曲線。等徑樁、擴底樁和擴徑樁的Q-s曲線在荷載較小時均呈現(xiàn)出近似線性變化，隨著上拔荷載的增大，3條曲線的斜率開始變大，且等徑樁的斜率變化最為劇烈，當上樁頂上拔量超過15 mm后，3條曲線近似呈直線下落，且等徑樁的斜率最大，等徑樁最后一級加載時位移出現(xiàn)急劇增加以致于無法測量，樁體短時間內(nèi)被拔出土體，破壞顯示出突變性，故等徑抗拔樁設(shè)計時要留有足夠的安全儲備。各級荷載作用下樁頂上拔位移增量也不斷增大。結(jié)合三樁Q-s曲線的變化特征及樁側(cè)摩阻力發(fā)揮所需要的位移情況，根據(jù)文獻[12]中砂性土發(fā)揮極限側(cè)阻的位移為8～15 mm，取樁頂上拔量為15 mm時對應(yīng)的荷載為各樁的極限承載力，而等徑樁和擴底樁重量分別為15 N、30 N和45 N，則等徑樁和擴底樁的抗拔極限承載力分別為1 389 N、1 965 N和2 710 N，擴底樁較等徑樁提高1.41倍，擴徑樁較等徑樁提高1.95倍，說明擴大頭對樁抗拔承載能力具有很大貢獻。當樁頂荷載不太大時，3種樁型的樁頂位移均較小且相差不明顯，說明加載初期三樁樁側(cè)摩阻力發(fā)揮程度相當，擴大頭阻力在土相對位移較小時發(fā)揮較少。而隨著加載量的不斷增大，在相同荷載作用時，擴底樁和擴徑樁的上拔量明顯小于等徑樁，如樁頂荷載為1 440 N時，等徑樁上拔量為15.09 mm，而擴底樁只有其37.8%，為5.71 mm，擴徑樁僅為2.76 mm，說明擴大頭具有能夠大幅減少樁頂位移的作用。所以擴底樁既可以用于對抗拔承載力要求較高的基礎(chǔ)，也可用于對上拔位移要求較為嚴格的抗拔基礎(chǔ)。

圖6 模型樁的Q-s曲線Fig.6 Q-s curves of model piles

2.2 各試驗樁的樁身軸力分析

三樁在試驗結(jié)束后挖出觀察為發(fā)現(xiàn)樁身無明顯破壞跡象，樁頂螺栓連接處樁壁亦無屈服痕跡，說明樁身材料選取較為合理，三抗拔樁系土體破壞，而實際工程中的超長抗拔灌注樁可能會由于樁身混凝土屈服拉裂出現(xiàn)破壞。由于樁底軸力無法量測，而等徑抗拔樁在各級荷載作用時樁端處軸力變化較小且趨向于0，表現(xiàn)為純摩擦樁，符合等徑抗拔樁荷載由樁側(cè)阻完全承擔的原理，假定等徑樁樁端軸力始終為0，故取三樁最靠近樁底的相同位置處的樁身軸力作為樁端荷載進行分析。圖7為三樁樁身不同深度處的軸力分布，由圖可以看出：3根抗拔樁在上拔荷載作用下樁身軸力沿深度方向遞減。對于等徑樁和擴底樁而言，在荷載較小時，軸力沿樁身深度方向衰減較為均勻，隨著荷載的增加，曲線斜率開始逐漸增大，且樁身下部曲線斜率變化比上部更大。相鄰兩級荷載的軸力增量沿著深度方向遞減，說明抗拔樁樁側(cè)摩阻力沿著樁身自上而下逐步發(fā)揮，上部樁側(cè)摩阻力較小且率先到達極限值，荷載增量逐步下移由下部土體承擔。樁身各處軸力隨著荷載增大而增大。而擴徑樁軸力在中部擴徑處出現(xiàn)“臺階型”突變，說明擴徑對樁身軸力分布有重要影響。擴徑處等截面段的由于樁側(cè)摩阻力作用，軸力沿著樁身深度方向遞減，而軸力經(jīng)過擴徑段后急劇減小，主要是因為擴徑段的荷載是通過擴徑阻力向下傳遞，而擴徑阻力遠大于樁側(cè)摩阻力，所以擴徑處的軸力出現(xiàn)迅速衰減的現(xiàn)象。中部擴徑處的擴徑阻力逐漸開始承受很大比例的樁頂荷載，整個加載過程中擴徑阻力承擔的荷載占樁頂荷載30%以上，擴徑段成為承受上拔荷載的主要途徑之一。

由于擴大頭的存在，擴底樁端部軸力相較于等徑樁有較大差異。擴底樁端部處曲線斜率隨著荷載增加逐漸增大，到加載后期，端部軸力幾乎無衰減地傳遞，說明此時樁側(cè)摩阻力發(fā)揮很小。擴底樁的樁端阻力在加載初期就有所體現(xiàn)，說明擴大頭處上覆土體填筑時較為密實，有利于擴大頭端阻的發(fā)揮[13]。

7-a 等徑樁 7-b 擴底樁 7-c 擴徑加擴底樁圖7 樁身軸力沿樁身深度分布曲線Fig.7 Axial force distribution curves along piles

2.3 擴底樁樁端阻力分析

圖8 擴底樁樁端阻力變化曲線Fig.8 Variation curve of pile tip resistance of expanded-base pile

圖8為擴底樁樁端阻力隨荷載增加的變化曲線，由圖可以看出：樁端阻力隨著荷載的增加而逐漸發(fā)揮，加載前期和中期樁端阻力隨荷載增加呈線性增長，加載中期的增長速率略大，當樁頂荷載為2 160 N時，樁端阻力增幅明顯加大，說明樁側(cè)摩阻力達到極限側(cè)阻，此時荷載增量幾乎全由樁底擴大頭承擔。當達到極限荷載時，樁端阻力占總荷載的31.9%，此時樁頂位移為15 mm，而達到最大加載量時，樁端阻力占總荷載的45.9%，對應(yīng)樁頂位移為42.21 mm，顯示出擴大頭在上拔位移量較大時更能充分發(fā)揮出其抗拔承載潛能，即呈現(xiàn)出所謂的“有后勁”現(xiàn)象。

擴底抗拔樁端阻其實由兩個部分組成：一方面是擴大頭斜面與土體之間的摩擦作用，另一方面是擴大頭擠壓其上覆土體而產(chǎn)生的“嵌固力”[6]，這種嵌固力使樁端既能帶動更大范圍的土體產(chǎn)生剪切變形，又能增大斜面的摩擦作用，在一定位移范圍內(nèi)，產(chǎn)生更大的抗拔阻力。

圖9 樁側(cè)摩阻力沿樁身深度分布曲線Fig.9 Lateral friction distribution curves along piles

2.4 各試驗樁樁側(cè)摩阻力分析

樁側(cè)摩阻力采用樁身相鄰位置的軸力差除以對應(yīng)的側(cè)表面積得到平均側(cè)摩阻力，其中中部擴徑處的擴徑阻力也處理成側(cè)摩阻力的形式。圖9-a、9-b和9-c分別為等徑樁、擴底樁和擴徑樁在各級荷載作用下樁側(cè)摩阻力沿樁身深度方向的分布圖，由圖可以看出：等徑樁樁身各處的側(cè)摩阻力隨著荷載增大而增大，樁側(cè)摩阻力沿樁身深度方向逐漸增大，在樁身中下部達到極大值，在樁端處開始回落。樁身上部的側(cè)摩阻力先于中下部達到極限值，而且在試驗最后三級加載時，樁上部側(cè)摩阻力出現(xiàn)減小的現(xiàn)象，主要原因是樁土之間產(chǎn)生較大滑移破壞，側(cè)摩阻力發(fā)揮程度變小。樁端處的樁側(cè)摩阻力較其上部側(cè)阻出現(xiàn)降低的現(xiàn)象。主要原因如下：在上拔荷載作用下，樁周土體有上移趨勢，樁端向上位移出現(xiàn)空穴區(qū)，使原本樁端附近壓實的土體出現(xiàn)應(yīng)力松弛?？昭▍^(qū)隨著上拔位移增大而增大，樁端土體水平應(yīng)力明顯下降，故側(cè)阻發(fā)揮程度低于樁端上部樁身，表現(xiàn)為樁端處樁側(cè)阻較其上部樁身出現(xiàn)減小的現(xiàn)象。

圖10 擴底樁土體表面裂縫Fig.10 Soil surface cracks in expanded-base pile uplift test

荷載較小時，擴底樁樁側(cè)阻力曲線形態(tài)和發(fā)展規(guī)律與等徑樁相類似，上部土層樁側(cè)摩阻力發(fā)揮較小且較早達到極限值，并在加載后期由于樁周土體出現(xiàn)破裂面(圖10)導(dǎo)致側(cè)阻降低。中下部樁側(cè)阻發(fā)揮程度較大并隨著荷載增大而增加。端部側(cè)阻的增幅明顯小于樁身其他部分，且在加載后期出現(xiàn)大幅度降低的趨勢。由于擴大頭上抬使斜面上覆土體受到擠壓，此處樁土位移相對于樁身其他部位而言較小，故其樁側(cè)阻小于端部上部樁身。隨著上拔位移的增大，擴大頭上端受擠壓的土體壓縮性不斷降低，再加載后樁土相對位移增量較小，表現(xiàn)為端部側(cè)阻的增幅較小。當上拔位移足夠大時，受擠壓的土體發(fā)生剪切破壞，樁土之間出現(xiàn)空隙，表現(xiàn)為樁端側(cè)阻出現(xiàn)大幅降低。

加載前期和中期，擴徑樁的樁身各處的樁側(cè)摩阻力隨著荷載增加而增大，但擴徑處上下附近的側(cè)阻表現(xiàn)較為復(fù)雜：與擴底樁端部側(cè)阻表現(xiàn)和原因類似，擴徑處上段側(cè)阻發(fā)揮程度較??；由于樁體受上拔力的上抬，擴徑處下端1倍樁徑范圍內(nèi)樁土出現(xiàn)較大空隙，水平應(yīng)力發(fā)生松弛，導(dǎo)致樁側(cè)阻力也發(fā)揮不充分。加載后期，由于樁土相對位移過大，樁土之間出現(xiàn)滑移破壞，側(cè)阻均有所降低，荷載增量由擴大頭來承擔，表現(xiàn)為擴徑段側(cè)阻不斷增大。擴徑處最大側(cè)阻是等徑樁相同位置最大側(cè)阻的2.8倍，說明擴徑阻力發(fā)揮的抗拔作用比樁側(cè)摩阻力大的多，擴大頭對于樁基抗拔承載能力的提高效果顯著。

3 結(jié)論

通過對砂土中的等徑樁、擴底樁和擴底加擴徑樁進行室內(nèi)模型抗拔靜載試驗，分析樁頂上拔荷載-樁頂位移曲線、樁身軸力及樁側(cè)摩阻力分布規(guī)律，可以得到以下結(jié)論：

(1) 相同上拔荷載作用下，擴底樁的上拔位移小于等徑樁。在極限荷載作用下，擴底樁極限承載力是等徑樁的1.41倍，擴徑樁是等徑樁的1.95倍，說明擴大頭對樁基抗拔承載能力有極大的提高作用。擴大頭充分發(fā)揮其端阻能力時需要較大的上拔位移。

(2) 擴底樁由于能利用擴大頭上覆更大范圍的土體產(chǎn)生抗拔阻力，故比等徑樁有更大的抗拔承載潛能。擴底樁端阻力占總荷載比例最大時為45.9%，充分體現(xiàn)出擴大頭優(yōu)越的抗拔承載性能。

(3) 在樁頂上拔荷載作用下，三樁樁身軸力均沿著深度方向呈現(xiàn)遞減趨勢，樁身各部分軸力隨著荷載的增大而增大，擴徑樁軸力在擴徑處出現(xiàn)突變減少，擴底樁下側(cè)樁身軸力的增幅大于等徑樁。

(4) 擴底樁與等徑樁的樁側(cè)摩阻力在樁身上部和中部發(fā)揮情況相近，而在樁端附近(擴大頭上端附近)，兩樁均表現(xiàn)出側(cè)阻的減小現(xiàn)象，但二者原因有較大差異：等徑樁是由于樁端上抬產(chǎn)生空穴區(qū)使樁端附近土體應(yīng)力水平降低，從而導(dǎo)致側(cè)阻減小；而擴底樁是由于擴大頭上覆土體受壓縮而無法發(fā)揮出較大的樁土位移，從而變現(xiàn)為側(cè)阻發(fā)揮程度較低。由于擴大頭的存在，擴徑樁樁側(cè)摩阻力在擴徑段上下附近處無法充分發(fā)揮，但樁基抗拔承載能力仍是三樁中最優(yōu)。

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