宋 琦, 楊俊杰, 孫 濤, 李 飛, 楊寧曄

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

隨著地上建(構)筑物高度和地下空間開發(fā)深度的不斷增加，地上結構的抗傾覆問題以及地下結構的抗浮問題日益突出，提高基礎的抗拔性能是解決問題的有效途徑之一。與依靠樁側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]、擠擴支盤樁[6-12]、擴底樁等，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。

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

針對擴底抗拔樁破壞模式，袁文忠等[23]通過室內(nèi)模型試驗研究了基巖強度對擴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(樁埋深與擴底直徑之比)為1～5的擴底抗拔樁進行了模型試驗，結果表明擴底抗拔樁埋深比從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大頭周圍土體的局部破壞。黃茂松等[25]針對不同樁長的擴底抗拔樁進行了有限元數(shù)值分析，結果表明極限狀態(tài)下擴底樁擴大頭處發(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底抗拔樁的承載力和破壞機理，提出擴底樁的破壞機理為土的減壓軟化和損傷軟化的漸進性破壞。王衛(wèi)東等[27]進行了軟土地基中擴底抗拔樁的現(xiàn)場試驗，發(fā)現(xiàn)擴底抗拔樁的荷載位移曲線相對平緩，表現(xiàn)得更有后勁，提出擴底抗拔樁的破壞模式是由等截面樁身土體“摩擦剪切”和擴大頭附近土體“壓縮沖剪”共同控制；常林越等[28]通過極限承載力試驗并結合數(shù)值模擬研究了擴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摩阻力提供，擴頭段抗拔力占樁頂荷載的比值隨加載近似呈線性增加，并提出擴底抗拔樁等截面段沿樁土界面先發(fā)生剪切破壞，擴頭段周邊土體后發(fā)生受壓破壞；

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

1 試驗方案及試驗概況

1.1 試驗方案

共設計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，只能在試驗結束后，采用飽和方法剖開地基觀測結束試驗時的荷載對應的地基變形情況[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。但是試驗結果可能受邊界條件的影響，關于這一問題將在試驗結果中進行討論。第4組試驗逐級加載直至破壞荷載，通過攝像設備采集地基變形的全過程。

1.2 試驗設備

試驗設備由模型箱、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，并避免應變片導線影響承載力的發(fā)揮和樁身發(fā)生扭轉變形，將模型樁分為多節(jié)，在樁分節(jié)處內(nèi)壁粘貼應變片，導線從樁內(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)表面粘貼應變片，導線由內(nèi)部空間引出，為防止試驗過程中砂進入樁內(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。

擴底抗拔樁在受到上拔荷載作用時樁端形成真空吸力，使擴大頭承擔的荷載有所提高，為了準確量測擴大頭承擔的真實荷載，將擴大頭設置在樁端向上80 mm處，并在擴大頭頂部和底部樁身內(nèi)壁粘貼應變片測量擴大頭上下樁身的軸力。擴大頭直徑40 mm，高度20 mm，擴大頭直徑是主樁樁徑的2倍。模型箱內(nèi)徑與擴大頭直徑之比為20，可以忽略模型箱的邊界效應[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標準篩篩分，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)。在擴大頭附近鋪設染色砂作為標志砂層，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 試驗結果及討論

2.1 荷載位移關系

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，位移達到29.90 mm時結束試驗，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，對應的位移為1.50 mm。根據(jù)JGJ94—2008《建筑樁基技術規(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，對應的位移為1.23 mm。Q～S曲線與第1組試驗的相應段基本重合。

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，對應的位移為0.38 mm。同樣的Q～S曲線與第1、2組試驗的相應段基本重合。

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，位移達到29.90 mm時結束試驗，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大頭底面位置向上發(fā)展，在水平方向影響范圍達到2.5倍擴大頭直徑后逐漸向樁側收縮，距加載前擴大頭底面約2.5倍擴大頭直徑時破壞面收縮至主樁樁側，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，樁土的相對位移達到2.02 mm，擴大頭上方的土體發(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，擴大頭頂部邊緣的土體發(fā)生剪切破壞，擴大頭上部的土體發(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展，位移達到29.90 mm時結束試驗，此時破壞面水平方向的影響范圍約為擴大頭直徑的2.3倍，豎直方向的影響范圍約為擴大頭直徑的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果基本一致，破壞面略小于全模試驗結果，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)壁的應變片測量的樁身應變乘以標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。當樁頂荷載超過300 N時，擴大頭上部的樁身軸力出現(xiàn)明顯增大，但擴大頭下部的樁身軸力變化卻不明顯，即擴大頭上部一定范圍內(nèi)的樁身側摩阻力比樁身平均側摩阻力要大，原因可能是上拔過程中擴大頭對其上部土體有一定擠壓作用，提高了土體中的應力水平，從而提高了擴大頭上部的樁側摩阻力，結合圖9可以看出，上拔之后，擴大頭底部出現(xiàn)空腔，這使得擴大頭底部土體中的應力減小，導致樁側摩阻力也較小，因而擴大頭底部的樁身軸力較小。說明抗拔樁的擴大頭對其上部的樁側摩阻力有增強作用，對其下部的樁側摩阻力有削弱作用。因此，抗拔樁具有1個擴大頭時，最好把擴大頭設置在樁底，即為擴底樁。

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。當樁頂荷載超過200 N時，擴大頭上部的樁身軸力出現(xiàn)突變，同樣說明擴大頭有增強其上部的樁側摩阻力并降低其下部的樁側摩阻力的作用。

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

圖11是試驗得到的擴大頭分擔的荷載占樁頂荷載的比例與樁頂荷載的關系。其中，擴大頭分擔的荷載是由擴大頭上下兩處樁身軸力作差得到的，包括擴大頭頂面阻力和側壁摩擦力兩部分，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)結果如圖所示，當樁頂荷載較小時，擴大頭分擔的荷載比例隨著樁頂荷載增加較快，樁頂荷載達到300 N之后增速隨荷載增加而變緩。擴大頭在工作荷載與極限荷載作用時分擔的荷載比例為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，擴大頭分擔的荷載比例都較小，樁頂荷載主要由樁側摩阻力承擔。

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

圖11 擴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 結論

利用室內(nèi)模型試驗研究了擴底抗拔樁的承載特性，得到以下結論：

(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，擴大頭上方的土體發(fā)生壓縮變形，但未出現(xiàn)剪切破壞，當加載至破壞荷載時，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大頭直徑的2.3～2.5倍，豎直方向的影響范圍約為擴大頭直徑的2.5倍。

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

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