擴(kuò)底抗拔樁動態(tài)變形全過程承載特性模型試驗研究?

宋 琦, 楊俊杰, 孫 濤, 李 飛, 楊寧曄

(1. 中國海洋大學(xué)海洋環(huán)境與生態(tài)教育部重點實驗室，山東 青島266100； 2. 中國海洋大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院，山東 青島266100；3. 山東科技大學(xué)地球科學(xué)與工程學(xué)院，山東 青島 266590)

隨著地上建(構(gòu))筑物高度和地下空間開發(fā)深度的不斷增加，地上結(jié)構(gòu)的抗傾覆問題以及地下結(jié)構(gòu)的抗浮問題日益突出，提高基礎(chǔ)的抗拔性能是解決問題的有效途徑之一。與依靠樁側(cè)摩阻力和樁身自重提供抗拔承載力的等截面樁相比，縱向或橫向上截面形狀或面積變化的變截面樁，如X形樁[1-5]、擠擴(kuò)支盤樁[6-12]、擴(kuò)底樁等，具有單位造價抗拔承載力高的優(yōu)勢。因此，研究變截面抗拔樁的承載特性具有一定的現(xiàn)實意義。

擴(kuò)底樁是由機(jī)械或人工成孔，底部擴(kuò)大，現(xiàn)場澆筑混凝土形成的變截面樁。針對擴(kuò)底抗拔樁的承載特性，國內(nèi)外學(xué)者通過模型試驗、數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗進(jìn)行了一系列研究。Dickin等[13-14]通過離心模型試驗研究了砂土密度、擴(kuò)大頭直徑和擴(kuò)展角度對擴(kuò)底抗拔樁承載特性的影響；Ilamparuth等[15]通過模型試驗研究了土工織物加固擴(kuò)大頭周圍土體對擴(kuò)底抗拔樁承載力的影響。張金利等[16]通過有限元研究了擴(kuò)底抗拔樁的承載性狀，發(fā)現(xiàn)擴(kuò)大頭直徑和擴(kuò)大頭周圍土體的性質(zhì)對抗拔承載力的影響較大，而擴(kuò)大頭的高度影響較??；吳江斌等[17-18]通過數(shù)值模擬分析了等截面樁和擴(kuò)底抗拔樁的承載特性，發(fā)現(xiàn)擴(kuò)底抗拔樁達(dá)到極限承載力所需位移明顯大于等截面樁，擴(kuò)大頭的影響范圍約為擴(kuò)大頭直徑的3倍；王浩[19]通過顆粒流數(shù)值模擬研究了擴(kuò)底抗拔樁樁端阻力的群樁效應(yīng)；陳蘆[20]針對基坑開挖對擴(kuò)底抗拔樁承載特性的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬。孫洋波等[21]針對軟土地區(qū)的擴(kuò)底抗拔樁與等截面樁進(jìn)行了現(xiàn)場試驗，得到了擴(kuò)底抗拔樁的極限承載力可以達(dá)到相同直徑與樁長等截面樁的1.5倍以上的結(jié)論；趙彤等[22]針對擴(kuò)底抗拔樁與樁側(cè)后注漿樁進(jìn)行了現(xiàn)場足尺試驗，結(jié)果表明擴(kuò)底抗拔樁的極限承載力與變形控制均優(yōu)于樁側(cè)后注漿樁。

針對擴(kuò)底抗拔樁破壞模式，袁文忠等[23]通過室內(nèi)模型試驗研究了基巖強(qiáng)度對擴(kuò)底抗拔樁承載特性和破壞模式的影響；陳仁朋等[24]針對飽和及非飽和粉土地基中埋深比(樁埋深與擴(kuò)底直徑之比)為1～5的擴(kuò)底抗拔樁進(jìn)行了模型試驗，結(jié)果表明擴(kuò)底抗拔樁埋深比從1增加至5，飽和及非飽和土中樁的極限承載力分別增加12和8倍，隨埋深比增大，擴(kuò)底抗拔樁的破壞模式由樁周土體倒圓錐臺形破壞變?yōu)閿U(kuò)大頭周圍土體的局部破壞。黃茂松等[25]針對不同樁長的擴(kuò)底抗拔樁進(jìn)行了有限元數(shù)值分析，結(jié)果表明極限狀態(tài)下擴(kuò)底樁擴(kuò)大頭處發(fā)生橢圓形的局部破壞，等截面段發(fā)生冪函數(shù)形式的破壞，并據(jù)此提出了擴(kuò)底抗拔樁的承載力計算方法。劉文白等[26]通過現(xiàn)場原位試驗和顆粒流數(shù)值模擬研究了黃土中擴(kuò)底抗拔樁的承載力和破壞機(jī)理，提出擴(kuò)底樁的破壞機(jī)理為土的減壓軟化和損傷軟化的漸進(jìn)性破壞。王衛(wèi)東等[27]進(jìn)行了軟土地基中擴(kuò)底抗拔樁的現(xiàn)場試驗，發(fā)現(xiàn)擴(kuò)底抗拔樁的荷載位移曲線相對平緩，表現(xiàn)得更有后勁，提出擴(kuò)底抗拔樁的破壞模式是由等截面樁身土體“摩擦剪切”和擴(kuò)大頭附近土體“壓縮沖剪”共同控制；常林越等[28]通過極限承載力試驗并結(jié)合數(shù)值模擬研究了擴(kuò)底抗拔樁的承載特性和破壞模式，發(fā)現(xiàn)荷載較小時抗拔力主要由等截面段側(cè)摩阻力提供，擴(kuò)頭段抗拔力占樁頂荷載的比值隨加載近似呈線性增加，并提出擴(kuò)底抗拔樁等截面段沿樁土界面先發(fā)生剪切破壞，擴(kuò)頭段周邊土體后發(fā)生受壓破壞；

綜上，已有研究多為擴(kuò)底抗拔樁的承載力和破壞模式，尚未有針對擴(kuò)底抗拔樁從上拔開始到破壞的地基變形全過程進(jìn)行系統(tǒng)研究。本文通過砂土中擴(kuò)底抗拔樁模型試驗，研究從開始加載到破壞時擴(kuò)底抗拔樁地基動態(tài)變形全過程的承載特性，研究成果對于揭示擴(kuò)底抗拔樁承載機(jī)理有重要意義。

1 試驗方案及試驗概況

1.1 試驗方案

共設(shè)計4組試驗。第1～3組試驗為全模試驗，其模型樁為軸對稱樁(以下稱全樁)，該種試驗可避免邊界條件對試驗結(jié)果的影響，但是不能連續(xù)觀測到地基的動態(tài)變形過程，只能在試驗結(jié)束后，采用飽和方法剖開地基觀測結(jié)束試驗時的荷載對應(yīng)的地基變形情況[29]。第1組試驗逐級加載直至破壞，根據(jù)試驗得到的荷載位移曲線(Q～S曲線)確定極限荷載和工作荷載。第2、3組試驗分別加載至極限荷載和工作荷載后，剖開地基觀測在相應(yīng)荷載作用下的地基變形情況。第4組試驗為半模試驗。半模試驗是將全模試驗沿模型樁中心切開，并在剖面處設(shè)置透明隔板實施的試驗。其模型樁為半軸對稱樁(以下稱半樁)，半樁緊貼透明隔板內(nèi)壁，因此，能夠連續(xù)觀測到地基的動態(tài)變形過程。但是試驗結(jié)果可能受邊界條件的影響，關(guān)于這一問題將在試驗結(jié)果中進(jìn)行討論。第4組試驗逐級加載直至破壞荷載，通過攝像設(shè)備采集地基變形的全過程。

1.2 試驗設(shè)備

試驗設(shè)備由模型箱、加載裝置和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)三部分組成(見圖1(a))。全樁模型箱由2個鐵質(zhì)半圓筒與圓形底板拼接而成，圓筒內(nèi)徑800 mm，高1 200 mm，壁厚10 mm；半樁模型箱由全樁模型箱其中的一個鐵質(zhì)半圓筒與鋼化玻璃拼接而成(見圖1(b))，透明鋼化玻璃厚12 mm。加載方式為應(yīng)力控制，通過增加砝碼逐級加載實現(xiàn)。數(shù)據(jù)采集儀為KYOWA EDX-10A型采集儀，可以實現(xiàn)荷載、位移以及樁身應(yīng)變的同步采集，試驗采集頻率1次/s。

1.3 模型樁

模型樁由壁厚1.5 mm的鋁合金圓管加工制作，主樁樁徑20 mm，表面加工螺紋以模擬樁表面的粗糙程度，螺紋深度0.5 mm，螺距1 mm(見圖2、3)。

圖1 試驗設(shè)備Fig.1 Test equipment

圖2 全樁Fig.3 Full model pile

圖3 半樁Fig.3 Half model pile

圖2為全樁，為了測量樁身軸力，并避免應(yīng)變片導(dǎo)線影響承載力的發(fā)揮和樁身發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形，將模型樁分為多節(jié)，在樁分節(jié)處內(nèi)壁粘貼應(yīng)變片，導(dǎo)線從樁內(nèi)引出，分節(jié)處利用內(nèi)壁螺紋連接。

圖3為半樁，由鋁合金圓管沿軸線切開制成，在模型樁內(nèi)表面粘貼應(yīng)變片，導(dǎo)線由內(nèi)部空間引出，為防止試驗過程中砂進(jìn)入樁內(nèi)部，影響地基的變形，用石蠟充填剩余空隙。

模型樁長820 mm，其中埋置在土中的長度為800 mm。

擴(kuò)底抗拔樁在受到上拔荷載作用時樁端形成真空吸力，使擴(kuò)大頭承擔(dān)的荷載有所提高，為了準(zhǔn)確量測擴(kuò)大頭承擔(dān)的真實荷載，將擴(kuò)大頭設(shè)置在樁端向上80 mm處，并在擴(kuò)大頭頂部和底部樁身內(nèi)壁粘貼應(yīng)變片測量擴(kuò)大頭上下樁身的軸力。擴(kuò)大頭直徑40 mm，高度20 mm，擴(kuò)大頭直徑是主樁樁徑的2倍。模型箱內(nèi)徑與擴(kuò)大頭直徑之比為20，可以忽略模型箱的邊界效應(yīng)[30-31]。

1.4 試驗用土及模型地基

試驗用土為石英砂，使用0.1與1.0 mm標(biāo)準(zhǔn)篩篩分，取0.1～1.0 mm之間的砂作為試驗用土。其基本物理性質(zhì)及粒徑級配曲線分別如表1和圖4所示。砂土不均勻系數(shù)Cu=2.38，曲率系數(shù)Cc=1.29，均勻性良好。

圖4 試驗用土粒徑級配曲線Fig.4 Graduation curve of experiment sand size

表1 試驗用土的基本物理性質(zhì)Table 1 The basic physical properties of soil are tested

采用砂雨法[32]制作模型地基(見圖5、6)。落砂桶尺寸為32 cm×15 cm×26 cm(長×寬×高)，落距為1.2 m(見圖6(a)), 3次預(yù)備試驗測得的模型地基相對密度在0.94±0.05范圍內(nèi)。在擴(kuò)大頭附近鋪設(shè)染色砂作為標(biāo)志砂層，用以觀察地基的變形情況。

圖5 全模試驗過程Fig.5 Full model test process

圖6 半模試驗過程Fig.6 Half model test process

2 試驗結(jié)果及討論

2.1 荷載位移關(guān)系

圖7是4組試驗得到的荷載位移曲線(Q～S曲線)。第1組是加載到破壞荷載的全模試驗，樁頂位移隨著荷載增加而增大，當(dāng)荷載加載到1 129.45 N時樁被瞬間拔出，樁頂位移急劇增加，Q～S曲線近似水平，位移達(dá)到29.90 mm時結(jié)束試驗，在此將1 129.45 N作為破壞荷載。由于Q～S曲線沒有出現(xiàn)峰值，所以本文利用雙曲線擬合方法確定擴(kuò)底抗拔樁的極限荷載[29,31,33-34]。得到的極限荷載為730.15 N，實際取分級荷載中距其較近的一級荷載作為極限荷載，即754.60 N，對應(yīng)的位移為1.50 mm。根據(jù)JGJ94—2008《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》中的規(guī)定，取豎向極限承載力的1/2作為豎向承載力特征值，因此確定全樁的工作荷載為377.30 N，取分級荷載中距其較近的一級荷載作為工作荷載，即354.76 N，為極限荷載(754.60 N)的47.01%，對應(yīng)的位移為0.32 mm。

第2組試驗為加載至極限荷載的全模試驗，其Q～S曲線見圖7，極限荷載為754.60 N，對應(yīng)的位移為1.23 mm。Q～S曲線與第1組試驗的相應(yīng)段基本重合。

第3組試驗為加載至工作荷載的全模試驗，其Q～S曲線如圖7所示，工作荷載為354.76 N，對應(yīng)的位移為0.38 mm。同樣的Q～S曲線與第1、2組試驗的相應(yīng)段基本重合。

第4組試驗為加載至破壞荷載的半模試驗。因為模型樁是半軸對稱的，所以樁頂荷載乘以2，而位移不變，處理后的Q～S曲線如圖7所示。與全樁的Q～S曲線趨勢基本一致，樁頂位移隨著荷載增加而增大，當(dāng)荷載加載到1 017.24 N時樁被瞬間拔出，樁頂位移急劇增加，Q～S曲線近似水平，位移達(dá)到29.90 mm時結(jié)束試驗，在此將1 017.24 N作為破壞荷載，是全樁破壞荷載(1 129.45 N)的90.07%，同樣的由于Q～S曲線沒有出現(xiàn)峰值，利用雙曲線擬合方法確定的半樁極限荷載為675.97 N，實際取分級荷載中距其較近的一級荷載作為極限荷載，即717.36 N，是全模試驗極限荷載(754.60 N)的95.07%。

圖7 荷載位移曲線Fig.7 Load-displacement curve

2.2 地基變形過程

全模試驗(第1～3組)加載結(jié)束后，剖開模型地基觀測了地基變形情況。圖8(a)、(b)、(c)分別是工作荷載(354.76 N)、極限荷載(754.60 N)以及破壞荷載(1 129.45 N)作用下的地基變形情況。如圖所示，工作荷載與極限荷載作用下樁土的相對位移較小，地基的變形不明顯，當(dāng)位移足夠大時，如破壞荷載作用時，地基發(fā)生明顯變形，如圖8(c)所示，破壞面自加載前的擴(kuò)大頭底面位置向上發(fā)展，在水平方向影響范圍達(dá)到2.5倍擴(kuò)大頭直徑后逐漸向樁側(cè)收縮，距加載前擴(kuò)大頭底面約2.5倍擴(kuò)大頭直徑時破壞面收縮至主樁樁側(cè)，為局部的壓縮—剪切破壞。

半模試驗(第4組)可觀察從開始加載到破壞荷載全過程的地基變形情況。圖9是不同荷載作用下的地基變形情況。從開始加載到極限荷載(717.36 N)，樁土的相對位移從0增加到1.00 mm，地基變形不明顯；在967.26 N荷載作用下，樁土的相對位移達(dá)到2.02 mm，擴(kuò)大頭上方的土體發(fā)生壓縮變形，但未出現(xiàn)剪切破壞；在破壞荷載(1 017.24 N)作用下，樁的位移迅速增加，擴(kuò)大頭頂部邊緣的土體發(fā)生剪切破壞，擴(kuò)大頭上部的土體發(fā)生明顯壓縮變形，隨著位移不斷增加，土體發(fā)生剪切和壓縮的范圍逐漸向上擴(kuò)展，位移達(dá)到29.90 mm時結(jié)束試驗，此時破壞面水平方向的影響范圍約為擴(kuò)大頭直徑的2.3倍，豎直方向的影響范圍約為擴(kuò)大頭直徑的2.5倍。

圖8 全模地基變形特征Fig.8 Full model foundation deformation features

綜上觀察，半模試驗得到的地基破壞面形狀與全模試驗結(jié)果基本一致，破壞面略小于全模試驗結(jié)果，另外半模試驗可以觀測地基變形的全過程，采用半模試驗測量地基變形過程與破壞模式有明顯優(yōu)勢。

2.3 荷載傳遞規(guī)律

圖10是試驗得到的樁身軸力分布曲線。樁身軸力是由粘貼在樁身內(nèi)壁的應(yīng)變片測量的樁身應(yīng)變乘以標(biāo)定試驗測得的樁身材料彈性模量得到的。全模試驗(第1～3組)結(jié)果如圖10(a)～(c)所示，樁身同一位置處的軸力隨樁頂荷載的增加而增大，在同一樁頂荷載作用下，樁身軸力隨埋深增加而減小。當(dāng)樁頂荷載超過300 N時，擴(kuò)大頭上部的樁身軸力出現(xiàn)明顯增大，但擴(kuò)大頭下部的樁身軸力變化卻不明顯，即擴(kuò)大頭上部一定范圍內(nèi)的樁身側(cè)摩阻力比樁身平均側(cè)摩阻力要大，原因可能是上拔過程中擴(kuò)大頭對其上部土體有一定擠壓作用，提高了土體中的應(yīng)力水平，從而提高了擴(kuò)大頭上部的樁側(cè)摩阻力，結(jié)合圖9可以看出，上拔之后，擴(kuò)大頭底部出現(xiàn)空腔，這使得擴(kuò)大頭底部土體中的應(yīng)力減小，導(dǎo)致樁側(cè)摩阻力也較小，因而擴(kuò)大頭底部的樁身軸力較小。說明抗拔樁的擴(kuò)大頭對其上部的樁側(cè)摩阻力有增強(qiáng)作用，對其下部的樁側(cè)摩阻力有削弱作用。因此，抗拔樁具有1個擴(kuò)大頭時，最好把擴(kuò)大頭設(shè)置在樁底，即為擴(kuò)底樁。

圖9 半模地基變形過程Fig.9 Half model foundation deformation features

半模試驗(第4組)得到的樁身軸力分布曲線如圖10(d)所示，樁身軸力曲線分布規(guī)律與第1～3組試驗基本一致。樁身同一位置處的軸力隨樁頂荷載的增大而增大，在同一樁頂荷載作用下，樁身軸力隨埋深增加而減小。當(dāng)樁頂荷載超過200 N時，擴(kuò)大頭上部的樁身軸力出現(xiàn)突變，同樣說明擴(kuò)大頭有增強(qiáng)其上部的樁側(cè)摩阻力并降低其下部的樁側(cè)摩阻力的作用。

圖10 樁身軸力曲線Fig.10 Axis force of pile body curve

圖11是試驗得到的擴(kuò)大頭分擔(dān)的荷載占樁頂荷載的比例與樁頂荷載的關(guān)系。其中，擴(kuò)大頭分擔(dān)的荷載是由擴(kuò)大頭上下兩處樁身軸力作差得到的，包括擴(kuò)大頭頂面阻力和側(cè)壁摩擦力兩部分，樁頂荷載取砝碼架和加載砝碼的重量之和。全模試驗(第1～3組)結(jié)果如圖所示，當(dāng)樁頂荷載較小時，擴(kuò)大頭分擔(dān)的荷載比例隨著樁頂荷載增加較快，樁頂荷載達(dá)到300 N之后增速隨荷載增加而變緩。擴(kuò)大頭在工作荷載與極限荷載作用時分擔(dān)的荷載比例為15%左右，接近破壞荷載時比例逐漸增加至20%左右。從開始加載到破壞，擴(kuò)大頭分擔(dān)的荷載比例都較小，樁頂荷載主要由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)。

半模試驗(第4組)得到的擴(kuò)大頭阻力占樁頂荷載的比例與樁頂荷載的關(guān)系見圖11，與第1～3組試驗曲線趨勢基本一致。擴(kuò)大頭在工作荷載、極限荷載和破壞荷載作用時分擔(dān)的荷載比例為15%左右。

圖11 擴(kuò)大頭阻力占樁頂荷載的比例Fig.11 The ratio of pile tip resistance to load on pile top

3 結(jié)論

利用室內(nèi)模型試驗研究了擴(kuò)底抗拔樁的承載特性，得到以下結(jié)論：

(1) 半模試驗得到的Q～S曲線與全模試驗得到的Q～S曲線趨勢一致。半模試驗的極限荷載和破壞荷載分別為717.36和1 017.24 N，是全模試驗極限荷載(754.60 N)和破壞荷載(1 129.45 N)的95.07%和90.07%。半模試驗得到的極限荷載和破壞面均略小于全模試驗結(jié)果，由于半模試驗可以測量地基變形的全過程，采用半模試驗測量地基變形過程與破壞模式有明顯優(yōu)勢，用半模試驗代替全模試驗是可行的。

(2) 從開始加載至工作荷載和極限荷載時，地基沒有產(chǎn)生明顯變形；隨著荷載繼續(xù)增加，擴(kuò)大頭上方的土體發(fā)生壓縮變形，但未出現(xiàn)剪切破壞，當(dāng)加載至破壞荷載時，樁頂位移不斷增加，樁周土體發(fā)生局部的壓縮—剪切破壞，沿原擴(kuò)大頭底面位置向上發(fā)展出梨形的破壞面，此時破壞面水平方向的影響范圍約為擴(kuò)大頭直徑的2.3～2.5倍，豎直方向的影響范圍約為擴(kuò)大頭直徑的2.5倍。

(3) 抗拔樁的擴(kuò)大頭會影響樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮。擴(kuò)大頭對其上部的樁側(cè)摩阻力有增強(qiáng)作用，對其下部的樁側(cè)摩阻力有削弱作用。因此，抗拔樁具有1個擴(kuò)大頭時，最好把擴(kuò)大頭設(shè)置在樁底，即為擴(kuò)底樁。

(4) 擴(kuò)大頭在工作荷載與極限荷載作用時分擔(dān)的荷載比例為15%左右，接近破壞荷載時比例增加至20%左右。