旋挖擴(kuò)底抗拔樁受力機(jī)理及擴(kuò)底段作用機(jī)制研究
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徐壯濤， 張靜
（1上海市城市建設(shè)設(shè)計(jì)研究總院，上海200125；
2上海巖土工程勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，上海200031）
[摘要] 依托中國2010年上海世界博覽會(huì)B片區(qū)地下空間工程，進(jìn)行11組旋挖擴(kuò)底抗拔樁靜載荷試驗(yàn)，并測試樁身軸力。選取持力層分別為黏性土和砂土的l#試樁和11#試樁來探討擴(kuò)底抗拔樁的受力機(jī)理。試驗(yàn)得出，最大加載量下擴(kuò)底抗拔樁樁身變形量占樁頂變形比例可達(dá)80%，并采用數(shù)值分析擬合試樁曲線，分析不同持力層的擴(kuò)底段受力特點(diǎn)，發(fā)現(xiàn)擴(kuò)底抗拔長樁對樁周土體應(yīng)力的影響范圍為徑向1倍擴(kuò)底段長度、縱向沿樁端向上2倍擴(kuò)底段長度。
[關(guān)鍵詞]抗拔樁；旋挖擴(kuò)底；受力機(jī)理；持力層
0 引言
帶有地下車庫的高層建筑和下沉式廣場的大規(guī)模興建，使得地下結(jié)構(gòu)的抗浮問題日益突出。常規(guī)等徑抗拔樁僅僅依靠樁側(cè)摩阻力來提供抗拔承載力，而現(xiàn)有的泥漿護(hù)壁成孔工藝產(chǎn)生的泥皮易導(dǎo)致樁周土提供的側(cè)摩阻力降低，這使得等徑抗拔樁只能提供有限的承載力。為滿足工程需要，設(shè)計(jì)時(shí)往往需要增加樁長、樁徑來提高抗拔力，這大大增加了工程造價(jià)。旋挖擴(kuò)底抗拔樁不僅能發(fā)揮樁側(cè)摩阻力，而且能充分發(fā)揮擴(kuò)底段的端阻力，文獻(xiàn)[1]研究表明，相對等徑抗拔樁，旋挖擴(kuò)底抗拔樁承載力大幅提高，甚至提高50%以上，而混凝土用量僅增加5%。因此，對旋挖擴(kuò)底抗拔樁研究已成為當(dāng)前熱點(diǎn)。
目前擴(kuò)底抗拔樁的應(yīng)用和研究以短樁、嵌巖樁居多，擴(kuò)底段角度通常大于30。，上海軟土地區(qū)受制于土層特性，擴(kuò)底抗拔樁基本為長樁，由于在高水位軟土地區(qū)為保證成孔孔壁穩(wěn)定性，擴(kuò)孔角度不宜太大，這使得上海地區(qū)難以借鑒其他地區(qū)擴(kuò)底抗拔樁的成果。為此，學(xué)者們已經(jīng)開始研究上海地區(qū)擴(kuò)底抗拔樁的工作機(jī)理。王衛(wèi)東根據(jù)足尺試驗(yàn)初步驗(yàn)證了上海地區(qū)采用小角度擴(kuò)底抗拔樁的可行性。張棟通過擴(kuò)底抗拔樁和等截面抗拔樁的現(xiàn)場試驗(yàn)研究了軟土地區(qū)抗拔樁作用機(jī)理。王海燕結(jié)合上海鐵路南站南廣場地下工程，對上海軟土地基擴(kuò)底抗拔樁的荷載傳遞機(jī)理進(jìn)行了分析，并對其極限抗拔承載力的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了探討。可見，現(xiàn)有研究多基于現(xiàn)場試驗(yàn)對擴(kuò)底抗拔樁設(shè)計(jì)進(jìn)行初步探索，未進(jìn)行樁周土阻力測試，對樁側(cè)摩阻力、樁身變形、擴(kuò)底段受力性能的分析缺乏最直接的試驗(yàn)依據(jù)。此外，由于樁土應(yīng)力、應(yīng)變的復(fù)雜性和現(xiàn)場試驗(yàn)條件的限制，很多擴(kuò)底樁的問題需要借助數(shù)值模擬加以研究，吳江斌通過數(shù)值模擬分析了擴(kuò)底抗拔樁擴(kuò)大頭作用機(jī)制，分析了擴(kuò)大頭擴(kuò)徑倍數(shù)、擴(kuò)大頭長度、擴(kuò)展角度及擴(kuò)大頭持力層性質(zhì)等對承載力的影響。張金利采用有限元軟件研究了擴(kuò)底抗拔樁受力性能，通過變化參數(shù)的對比計(jì)算來探討樁身直徑、擴(kuò)底高度等對承載力的影響。
本文依托中國2010年上海世界博覽會(huì)B片區(qū)地下空間工程中的研究區(qū)域進(jìn)行試樁試驗(yàn)，共測試11根旋挖擴(kuò)底抗拔樁，并對其中8根樁的樁周土進(jìn)行阻力測試，基于現(xiàn)場測試研究旋挖擴(kuò)底抗拔樁的荷載傳遞機(jī)理。為進(jìn)一步分析擴(kuò)底段的作用機(jī)制，首先通過現(xiàn)場試驗(yàn)驗(yàn)證有限元方法的可靠性，確定合理的計(jì)算參數(shù)值，在此基礎(chǔ)上根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果分析擴(kuò)底段受力機(jī)制和樁周土體的應(yīng)力分布規(guī)律，探討上海地區(qū)旋挖擴(kuò)底抗拔樁樁端持力層位于黏性土和砂土中的區(qū)別。
1工程地質(zhì)及試驗(yàn)概況
場地內(nèi)土層分布有所變化，樁的持力層可歸納為兩種情況：持力層為⑤3粉質(zhì)黏土；持力層為⑤2-3粉砂夾砂質(zhì)黏土或⑦2粉細(xì)砂。典型試樁為1#試樁和11#試樁，1#試樁進(jìn)入⑤3土層11. 5m，11#試樁進(jìn)入⑤2-3土層18. 1m。試樁區(qū)域典型土層分布見圖1。
1#試樁和11#試樁樁頂位于標(biāo)高4．Om處（本文中的所有標(biāo)高數(shù)值均為吳淞高程），其標(biāo)高記為試樁樁頂標(biāo)高；基坑開挖后由坑底以下樁身發(fā)揮抗拔力來提供承載力區(qū)段的頂部標(biāo)高記為工程樁樁頂標(biāo)高，1#試樁和11#試樁工程樁樁頂標(biāo)高分別為-6.5．- 10. 5m，在試樁樁頂標(biāo)高與工程樁樁頂標(biāo)高之間區(qū)段設(shè)置雙套管。為測試樁周土的阻力，每根試樁布置Jl~J5共5個(gè)振弦式鋼筋應(yīng)變計(jì)，應(yīng)變計(jì)埋設(shè)標(biāo)高見表1。1#試樁和11#試樁工程樁樁頂標(biāo)高以下樁周土層力學(xué)性能參數(shù)見表2。
1#試樁和11#試樁樁長分別為51. 05，55. 40m，有效樁長均約為40m，樁徑均為850mm、擴(kuò)底處樁徑為1 500mm，擴(kuò)底段尺寸見圖2。抗拔樁試驗(yàn)采用慢速維持荷載法，共分九級加載，首級加載值為20%的擬定最大上拔力，之后在首級加載值的基礎(chǔ)上每級加載遞增10 010，直至擬定最大上拔力后進(jìn)行卸載，卸載過程為每級遞減20 010，直至荷載遞減為零。試驗(yàn)過程中分別測試試樁樁頂上拔量、工程樁樁頂上拔量及樁端上拔量，記錄各應(yīng)變計(jì)應(yīng)變值。單樁抗拔靜載荷試驗(yàn)裝置及位移測試現(xiàn)場照片見圖3。
按下式計(jì)算各個(gè)量測斷面間樁側(cè)摩阻力：
式中：，i為第i—i+1量測斷面之間在第j級荷載下的樁側(cè)摩阻力；A,為第i~i+1量測斷面之間的樁側(cè)面積；P(；+，)，為第/+1量測斷面處在第j級荷載下的軸力；P。i為第i量測斷面處在第j級荷載下的樁身軸力，按下式計(jì)算：
式中：E。j為第j級荷載下的混凝土彈性模量；E。為鋼筋彈性模量；A。，A。為同一量測斷面處混凝土面積和
鋼筋總面積；占。。為第i量測斷面處在第j級荷載下鋼筋應(yīng)變計(jì)的應(yīng)變，按下式計(jì)算：
式中：F。2為第i量測斷面處在第J級荷載下鋼筋應(yīng)變計(jì)的實(shí)測讀數(shù)平方值；Fi。2為第i量測斷面處鋼筋應(yīng)變計(jì)的初始讀數(shù)平方值；k為應(yīng)變計(jì)標(biāo)定系數(shù)。
2 試驗(yàn)結(jié)果分析
2.1荷載，變形曲線
1#試樁加載至最大上拔力5 600kN時(shí)，試樁樁頂變形、工程樁樁頂變形和樁端變形分別為15. 02，12. 42，1.65 mm，最大殘余變形分別為3.32，2.95，0. 37 mm，如圖4(a)所示。11#試樁加載至最大上拔力5 650kN時(shí)，試樁樁頂變形、工程樁樁頂變形和樁端變形分別為20. 77 ,9. 18，2.03 mm，最大殘余變形分別為5. 21，2.35，0.38mm，如圖4(b)所示。
根據(jù)荷載一位移曲線判斷擴(kuò)底抗拔樁尚未達(dá)到極限承載力，樁端位移較小，擴(kuò)底段處于受力起始階段。由工程樁樁頂荷載一變形曲線可見，荷載小于3 360kN時(shí)，1#試樁和11#試樁變形相近，隨后相同荷載下1#試樁變形較大，經(jīng)初步判斷，荷載為3 360kN時(shí)，兩根試樁擴(kuò)底段均發(fā)揮作用，而1#試樁樁側(cè)土層靜探p。值較低，埋深較淺．?dāng)U底段所在持力層為粉質(zhì)黏土，較11#試樁所在的持力層粉砂夾粉質(zhì)黏土層的土性更弱，擴(kuò)底段更早進(jìn)入受力狀態(tài)。
1#試樁套管段長度為10. 5m，11#試樁雙套管段長度為14. 5m，樁頂荷載相同時(shí)，11#試樁雙套管段對樁身拉伸總量的貢獻(xiàn)更大，根據(jù)拉桿軸向變形方法估算雙套管段試樁變形量約為5mm，試驗(yàn)值( 20. 77 -9.81 =10. 96mm)大于估算值。11#試樁樁頂與工程樁樁頂殘余變形差值為5. 21 -2.35=2. 86mm，可知，11#試樁在雙套管區(qū)段發(fā)生疲勞損傷，產(chǎn)生不可逆的殘余塑性變形。
不計(jì)在雙套管段的變形，1#試樁和11#試樁達(dá)到最大加載量時(shí)，工程樁樁身變形占工程樁樁頂變形百分比分別為87%和78%，可見，在工作狀態(tài)下，樁身拉伸量對于擴(kuò)底抗拔長樁十分重要。
2.2樁身軸力及樁側(cè)摩阻力
1#試樁和11#試樁在試樁樁頂標(biāo)高與工程樁樁頂標(biāo)高之間區(qū)段采用了雙套管，將工程樁樁頂標(biāo)高以上樁身與土體摩阻力隔離，該范圍內(nèi)樁身軸力的變化為0，樁側(cè)摩阻力為0。
試樁各級荷載下樁身軸力．深度曲線、樁側(cè)摩阻力，深度曲線分別見圖5，6。由圖5可知，加載初期，1#試樁和11#試樁J2~J3測試段樁身軸力．深度曲線的斜率較大，試樁上部樁側(cè)摩阻力起主要作用；隨著樁頂荷載增大，1#試樁和11#試樁J2~J3與J3~J4測試段樁身軸力。深度曲線的斜率遞增，樁側(cè)摩阻力自上而下逐步發(fā)揮，J4~J5測試段樁身軸力衰減量小，表明樁身下部摩阻力尚未完全發(fā)揮，此時(shí)，J5以下尚有部分樁身軸力依靠擴(kuò)底段的樁側(cè)摩阻力來平衡，擴(kuò)底段樁側(cè)摩阻力初步發(fā)揮。由圖6可知，1#試樁和11#試樁分別加載至2 240，3 390kN，擴(kuò)底段開始發(fā)揮作用。
3 擴(kuò)底段作用機(jī)制分析
3.1有限元模型驗(yàn)證
采用ABAQUS軟件，建立三維有限元模型，土層參數(shù)及其取值如表1所示，網(wǎng)格劃分如圖7所示。土體應(yīng)力一應(yīng)變本構(gòu)模型采用Mohr-Coulomb模型，樁體采用線彈性模型，樁土接觸屬于高度非線性問題，本文采用庫倫摩擦模型。該工程項(xiàng)目采用AM旋挖擴(kuò)底樁，使用穩(wěn)定液代替泥漿護(hù)壁，樁土間摩擦系數(shù)相對普通鉆孔灌注樁有所提高，根據(jù)反演分析摩擦系數(shù)取0. 49，擴(kuò)底抗拔樁沿x軸、y軸完全對稱，因此，建立1/4模型進(jìn)行分析。
對比試樁在工程樁樁頂荷載一變形曲線（圖8）和各級荷載下樁身軸力一深度曲線（圖9）可見，計(jì)算結(jié)果與實(shí)測結(jié)果較為吻合，表明土層參數(shù)取值合理，可用于進(jìn)一步探討擴(kuò)底段作用機(jī)制的分析。
3.2擴(kuò)底段受力機(jī)制分析
根據(jù)前述試驗(yàn)結(jié)果可知，當(dāng)1#試樁和11#試樁分別加載至2 240，3 390kN時(shí)，抗拔樁擴(kuò)底段開始發(fā)揮作用，可見持力層位于黏性土中的試樁較位于砂土中的試樁擴(kuò)底段承載作用發(fā)揮得更早。此外，筆者通過有限元計(jì)算推演了更高加載等級時(shí)旋挖擴(kuò)底抗拔樁的受力特點(diǎn)。圖8中曲線為有限元推演結(jié)果，其中1#試樁曲線陡降表明承載能力已完全發(fā)揮，即1#試樁樁身側(cè)摩阻力在荷載為10 080kN時(shí)達(dá)到極限值。相較于1#試樁，11#試樁加載至10 170kN時(shí)，荷載一位移曲線仍為緩變曲線，承載極限值明顯高于1#試樁。
為研究擴(kuò)底段作用，根據(jù)圖8，選取1#試樁曲線出現(xiàn)陡降時(shí)對應(yīng)的加載等級和前一級加載等級，以及11#試樁相應(yīng)的加載等級，作為荷載邊界條件，繪制1#，11#試樁樁側(cè)摩阻力隨深度的變化曲線，見圖10。由圖可見，擴(kuò)底段中部樁側(cè)摩阻力發(fā)揮最大，且11#試樁擴(kuò)底段的側(cè)摩阻力發(fā)揮是高于1#試樁的。
3.3擴(kuò)底段樁周土體應(yīng)力分布規(guī)律
當(dāng)樁頂荷載達(dá)到近10 000kN后，在ABAQUS計(jì)算中提取位于不同持力層的擴(kuò)底段樁周土體豎向應(yīng)力等值線圖，如圖11所示。可見，不論持力層為黏性土還是為砂土，對于擴(kuò)底抗拔長樁而言，應(yīng)力集中主要發(fā)生在擴(kuò)底段傾斜面附近，影響區(qū)域?yàn)閺较蚣s1倍擴(kuò)底段長度范圍內(nèi)、縱向沿樁端向上2倍擴(kuò)底段長度范圍內(nèi)；持力層為黏性土?xí)r，擴(kuò)底段對上部土體影響范圍有所擴(kuò)大，該范圍土體應(yīng)力增強(qiáng)，導(dǎo)致樁側(cè)摩阻力提高，這與3.2節(jié)所得到結(jié)論一致，樁端土體應(yīng)力得到釋放。
由圖11(a)可見，擴(kuò)底段傾斜面附近土體最大豎向應(yīng)力約440kPa，土體自重應(yīng)力約400~ 410kPa，應(yīng)力增強(qiáng)有限；由圖11(b)可見擴(kuò)底段傾斜面附近土體最大豎向應(yīng)力約560kPa，土體自重應(yīng)力約430~ 440kPa，砂土應(yīng)力增強(qiáng)顯著。黏性土的抗剪能力取決于其黏聚力，砂土的抗剪能力取決于其內(nèi)摩擦角，且樁長越長、埋深越大，擴(kuò)底段對砂土的擠壓剪切作用對應(yīng)力增強(qiáng)越為有利。這也是擴(kuò)底抗拔長樁以砂土作為持力層時(shí)，其Q-S曲線呈現(xiàn)緩變的原因。
4 結(jié)論
(1)擴(kuò)底抗拔樁樁身變形量占樁頂變形比例達(dá)80%左右，變形計(jì)算必須考慮樁身變形。
(2)擴(kuò)底段的承載能力在持力層為砂土?xí)r顯著發(fā)揮，對于擴(kuò)底抗拔長樁，擴(kuò)底段周圍土體應(yīng)力集中主要發(fā)生在擴(kuò)底段徑向1倍擴(kuò)底段長度范圍內(nèi)、縱向沿樁端向上2倍擴(kuò)底段長度范圍內(nèi)。
(3)對于以砂土為持力層的擴(kuò)底抗拔樁，樁側(cè)摩阻力·深度曲線呈緩變型，現(xiàn)有規(guī)范尚未對此類型曲線的擴(kuò)底抗拔樁提出變形控制標(biāo)準(zhǔn)，隨著擴(kuò)底樁抗拔樁的推廣使用，有必要結(jié)合更多工程實(shí)踐確定樁側(cè)摩阻力．深度曲線緩變型的擴(kuò)底抗拔樁的變形控制要求。
