范 磊，馬駿翔，丁青松，陶連金

（1.北京市建設工程質量第一檢測所有限責任公司，北京 100039；2.北京工業(yè)大學，北京 100124）

0 引言

地下工程開發(fā)經常遇到地下水位較高的問題，當上部結構荷載不能平衡地下水浮力時，結構整體或局部就會失穩(wěn)。為了抵抗水對結構產生的上浮力經常采用抗拔樁提高豎向抗拔承載力。在某些水位高、地上荷載小、地下開挖深的工程采用等直徑樁，往往不能滿足承載力與沉降要求，而擴孔樁能大幅度提高抗拔承載力且經濟優(yōu)勢明顯［1］，所以得到廣泛應用。

1 工程概況

天津某工程位于建設路、南京路、浙江路交匯處，四周緊鄰新華書店、凱旋門、濱江國際大酒店和濱江購物中心等構筑物。工程主體地下結構部分，南北寬度為 76 m，東西長度為 240 m，基坑最深 14.5 m，工程占地 13 489 m2，地上建筑總面積 31 444 m2。地下結構施工采用蓋挖逆作法，中間支撐柱直接插入基樁上，要求成樁質量和成樁位置滿足設計要求，確保支撐柱能夠安裝就位。為了提高單樁豎向抗拔和抗壓承載力，在樁底和樁身中部兩次擴孔，必須保證樁端沉渣和擴孔直徑［2］。本工程要求成樁質量有保證，經濟效益明顯［3］和成樁環(huán)境友好，所以采用日本先進的全液壓可視可控旋挖擴孔施工工法進行施工，以下簡稱 AM 工法。

2 靜載試驗

2.1 現場靜載試驗

為了驗證 AM 工法擴孔樁在該工程的適用性，現場做了 3 根試驗樁，進行豎向抗拔承載力靜載試驗。試驗樁設計參數為：樁長 43.0 m，樁徑φ1 500 mm，樁端和距樁頂 27.4 m 處擴孔直徑φ2 500 mm，擴孔高度 3.4 m，擴孔率 2.78。按類型劃分屬于大直徑中長擴孔灌注樁［4］。試樁鉆孔清孔完畢后，采用接觸式儀器組合法進行鉆孔灌注樁成孔質量檢測，檢測數據表明符合設計要求，檢測結果如表 1 所示。

表1 成孔質量檢測結果表

依據 JGJ 94－2008《建筑樁基技術規(guī)范》，試驗以錨樁提供反力，采用慢速維持荷載法進行豎向抗拔承載力破壞試驗［5］。1# 試驗樁加載至 10 800 kN 時，樁頂累計上拔量δ=53.36 mm 并穩(wěn)定，加載至 12 000 kN時，δ=83.25 mm 位移不收斂，終止加載。2# 試驗樁加載至 13 200 kN 時，樁頂累計上拔量δ=57.68 mm 并穩(wěn)定，加載至 14 400 kN 時，δ=99.73 mm 位移不收斂，終止加載。3# 試驗樁加載至 13 200 kN 時，樁頂累計上拔量δ=52.74 mm 并穩(wěn)定，加載至 14 400 kN 時，δ=98.09 mm位移不收斂，終止加載。三根試驗樁的單樁豎向抗拔極限承載力試驗結果歸納如表 2 所示。

表2 單樁豎向抗拔極限承載力試驗結果表

對三組試驗數據進行分析，判定 3 根試驗樁的極限抗拔承載力分別為 10 800 kN、13 200 kN 和 13 200 kN，統計特征值 Sn＜0.15，依據規(guī)范單樁豎向抗拔極限承載力標準值取平均值為 12 400 kN。

2.2 數值模型建立

根據地層分布和樁身尺寸，建立 FLAC3D 數值模型，模型是以樁中心為軸心的圓柱體，直徑取 20 倍樁徑為 30 m，軸向長度取 2 倍樁長為 86 m。樁身、樁周土體及樁端土體網格單元進行加密，提高計算分析精度［6］。同時為了縮短計算時間，取 1/4 模型進行計算，有限差分模型網格如圖 1 所示。計算模型中土體采用 Mohr-Coulomb 彈塑性模型，AM 工法樁為鋼筋混凝土材料采用線彈性模型，為了模擬樁土間的摩擦和滑動，樁土間設置接觸面。樁體重度取 2 551 kg·m-3，體積模量取 31 834 350 kPa，剪切模量取 27 356 791 kPa，土體力學參數如表 3 所示。

表3 土層物理力學參數

圖1 有限差分模型網格

2.3 數值計算對比

現場 3 根試驗樁的U-δ曲線和數值模型計算的U-δ曲線匯總如圖 2 所示。從圖 2 中可以看出，數值模型樁的U-δ曲線與 3 根試驗曲線趨勢一致吻合較好，模型設置參數選取較為合理。本文將以此模型樁為基礎，進一步分析單樁抗拔承載性狀及其影響因素。

圖2 樁的實測和數值計算 U-δ 曲線

3 擴孔抗拔樁承載性狀分析

相比等直徑樁，在樁端和樁身中部擴孔，能夠極大提高單樁豎向抗拔承載力，而且土體參數越高，承載力提高幅度越大。在同等抗拔承載力的情況下，采用樁端和樁身擴孔施工，可以縮短樁長、減少混凝土用量和加快工期，具有顯著的經濟技術效益。

3.1 擴孔樁與等直徑樁承載力比較

3 根試驗樁均為兩次擴孔樁，在樁端和中部各擴孔一次，沒有做等直徑樁的試驗。為了更加直觀地對比分析這兩種樁型承載力的差異，以經過驗證的數值模型樁為基礎，采用相同的參數，去掉擴孔部位，重新計算等直徑樁的U-δ曲線，結果如圖 3 所示。

從圖 3 中可以看出，兩次擴孔樁的豎向抗拔承載力比等直徑樁的豎向抗拔承載力有非常明顯的提高。在樁頂上拔荷載加載至 6 000 kN 時，兩者U-δ曲線幾乎重合，曲線大致成線性，沉降變形規(guī)律一致，說明承載性狀相似。從 6 000 kN 至加載結束，U-δ曲線有明顯差異，說明兩次擴孔極大改變了抗拔承載性狀，對提高抗拔承載力起到了十分關鍵的作用。

圖3 等直徑樁及擴孔樁 U-δ 曲線

3.2 樁土體系變形規(guī)律

通過分析數值模型樁在逐級施加樁頂上拔荷載過程中，樁身及樁周土體的豎向變形規(guī)律，可以有助于理解樁土體系承載性狀。

數值模型樁及樁周土體位移分布如圖 4 所示。

圖4 樁土豎向位移分布（單位：mm）

從圖 4 中可以看出，當樁頂上拔荷載加載至8 400 kN 時，樁和樁間土基本處于粘結狀態(tài)，變形比較協調，相對變形較小，說明處于一個共同承載狀態(tài)。

隨著樁頂荷載逐漸增大，樁側摩阻力從上往下逐漸完全發(fā)揮，這與位移云圖中樁身與土體從上往下逐漸分離是對應的。說明了摩阻力的發(fā)揮與樁土相對位移密切相關，摩阻力的充分發(fā)揮需要一定的樁土相對位移［7-9］。

在樁頂上拔荷載加載至 13 200 kN 時，樁身與土體發(fā)生了整體滑移，側摩阻力完全發(fā)揮，此時U-δ曲線中位移增量相較前一級荷載發(fā)生較明顯增加。

在樁頂上拔荷載加載至 14 400 kN 時，側摩阻力幾乎完全發(fā)揮，在擴孔位置兩個樁身擴孔對土體產生了強烈的擠壓，多出來的樁頂荷載幾乎由這部分土體承擔。

總體來看，隨荷載增大，側摩阻力從上往下逐步完全發(fā)揮，在側摩阻力完全發(fā)揮后，擴大端對樁頂荷載的分擔起到了非常關鍵的作用。在加載過程中，樁身發(fā)生位移的量級與與土體不同，樁身表現為一個整體向上移動，說明樁身剛度與土體差異較大。

3.3 樁周土體屈服特性

在樁頂上拔荷載作用下，樁身會相對樁周土體有向上的位移。當上拔荷載較小時，整體呈現一種彈性變形。當上拔荷載較大時，樁身會與土體產生滑移，以獲得更大的摩阻力。樁身擴孔部位向上移動，會擠壓土體產生塑性變形，以獲得更大的阻止樁向上移動的抗力。從圖 5 中可以看出，當加載至 8 400 kN 時，樁端首先出現了塑性區(qū)，加載至 9 600 kN時，樁身擴孔部位也產生了塑性變形，繼續(xù)加載，兩部分的塑性區(qū)不斷擴大，最后連成一片，發(fā)生屈服破壞。加載過程中的塑性區(qū)分布與變形分布規(guī)律是一致的，發(fā)生塑性變形的區(qū)域是變形較大的區(qū)域，而只有發(fā)生較大的變形，才能進入塑性屈服變形狀態(tài)，兩者是密切聯系的。

4 擴孔抗拔樁承載性狀影響因素分析

在 JGJ 94－2008《建筑樁基技術規(guī)范》中，單樁抗拔極限承載力跟多種因素相關，如樁長、樁徑、施工工藝及土的物理力學參數等［10］。本文重點研究抗拔樁樁長、樁身直徑、擴孔直徑、擴孔次數及樁身模量對 AM 工法抗拔樁承載性狀的影響。為了簡化計算便于分析，土體和樁體物理參數取值如表 4 所示，模型樁的幾何尺寸同工程試樁。

表4 基本計算參數表

4.1 樁長對單樁承載性狀影響［10］

施加相同的樁頂上拔荷載，其他參數不變，當數值模型樁樁長分別為 33、43 和 53 m 時，U-δ曲線如圖 5 所示。從圖 5 中可以看出，隨樁長的增長，在相同的上拔荷載作用下，樁頂的上拔量在逐漸減少，相同的樁頂上拔量需要的上拔荷載越來越大，說明單樁抗拔承載力隨樁長增長而增大。增加的抗拔承載力主要包括兩部分：①是由于增加的樁長而增加的樁側摩阻力；②是由于樁長增加，參與承載的樁身或土體自重也增加了，這與樁基規(guī)范中抗拔承載力的計算相吻合。

圖5 不同樁長時單樁 U-δ 曲線

4.2 樁身直徑對單樁承載性狀影響

施加相同的樁頂上拔荷載，其他參數不變，當數值模型樁身直徑分別為 1.2 m、1.5 m 和 1.8 m 時，U-δ曲線如圖 6 所示。從圖 6 中可以看出，隨樁徑增大，整體上拔量在逐漸減少。以直徑 1.2 m 為基準，1.5 m 和 1.8 m 直徑的樁最終上拔量與 1.2 m 樁相同時，表現出的極限抗拔承載力逐漸增大，也從側面說明在未達到極限狀態(tài)時，摩阻力的發(fā)揮與樁土相對位移密切相關。樁徑為 1.2 m、1.5 m 和 1.8 m 時，樁周每延米面積為 3.77 m2、4.71 m2和5.65 m2，增大樁身直徑時，增大了樁身與土體間的接觸面積，增加樁側摩阻力。在增大樁徑的同時，也增大了樁身自重，也能提供更多的豎向抗拔力。

圖6 不同樁徑時單樁 U-δ 曲線

4.3 擴孔直徑對單樁承載性狀影響

施加相同的樁頂上拔荷載，其他參數不變，當數值模型擴孔直徑分別為 2.3 m、2.5 m 和 2.7 m 時，U-δ曲線如圖 7 所示。從圖 7 中可以看出，不同擴孔直徑時，U-δ曲線大致分直線段和曲線段，直線段沉降規(guī)律接近，承載性狀相似。曲線段可以看到隨擴孔直徑增大，承載力在逐漸增加，但增加幅度呈減少趨勢。擴徑會增加樁身周長，增大每延米的樁側摩阻力，而且擴徑部位能夠提供的抗拔承載力潛力較大，能夠產生更大的樁土相對位移，從位移圖及塑性圖上可以看出，在承載后期擴徑部位的土體變形劇烈，塑性區(qū)主要分布在這個區(qū)域。擴徑部位的作用主要是約束了樁土間的變形，增大了樁土間應力，使樁側摩阻力得到了充分的發(fā)揮，極大的提高了樁的抗拔極限承載力。

圖7 不同擴孔直徑時單樁 U-δ 曲線

4.4 擴孔次數對單樁承載性狀影響

施加相同的樁頂上拔荷載，其他參數不變，當數值模型僅保留樁底擴孔時擴孔次數為一次，與試驗樁參數一致時擴孔次數為二次，在距地表 10.4 m 深度增加一次擴孔時擴孔次數為三次，3 種擴孔次數的U-δ曲線如圖 8 所示。從圖 8 中可以看出，在樁頂荷載加載至 8 400 kN 時，U-δ曲線幾乎重合，在樁頂荷載為 8 400 kN 至 14 400 kN 段，3 條曲線差異逐漸增大。二次擴徑相比一次樁端擴徑能有效減少樁頂上拔量，增大極限抗拔力。三次擴徑相比二次擴徑也能減少樁頂上拔量，增大極限抗拔力，但增大效果不如前者明顯，說明增加擴徑次數能夠增加抗拔承載力，但效果呈現遞減規(guī)律。從技術和經濟兩個方面考慮，存在一個最適合的擴徑次數。相較于減少擴孔直徑，減少擴孔次數對承載力影響更明顯。

圖8 不同擴孔次數時單樁 U-δ 曲線

4.5 樁身模量對單樁承載性狀影響

施加相同的樁頂上拔荷載，其他參數不變，當樁身模量分別為 22 000 MPa（C 15）、31 500 MPa（C 35）、38 000 MPa（C 80）和 2 800 MPa 時，U-δ曲線如圖 9 所示。從開始加載至加載結束，整體變化均勻，不存在重合或近似重合段，與前面 4 個影響量明顯不同。

圖9 不同樁身模量時單樁 U-δ曲線

樁側摩阻力是從上往下逐漸發(fā)揮的，而且隨樁頂上拔荷載增大從上往下逐漸充分發(fā)揮。樁身模量越大，整體性越強，越表現得象一個剛體，在加載初期樁身就會相對土體產生一個整體的移動。樁身模量增大，在加載初期就能讓樁身下部的摩阻力發(fā)揮作用。當樁身模量減少，下部摩阻力發(fā)揮作用滯后，需要更多的樁頂上拔量才能讓下部摩阻力發(fā)揮，U-δ曲線上也能體現這個規(guī)律。

在混凝土標號為 C15、C35 和 C80 時，U-δ曲線規(guī)律一致，沉降差異較小，說明在保證樁身混凝土質量的情況下，提高混凝土標號能夠提高承載力，但是提高幅度不明顯。因此，在滿足設計施工要求的情況下，沒必要采用更高的混凝土標號。

樁身模量設為 2 800 MPa，代表樁身混凝土強度未達到設計要求或是樁身施工質量存在問題。在這種情況下做靜載試驗，得到的U-δ曲線上拔量會偏大，得到的抗拔極限承載力會偏少。因此在做靜載試驗時，一定要保證混凝土齡期達到要求?；鶚妒┕r，現場要保證澆筑質量，后期以低應變法、聲波透射法或鉆芯法檢測樁身完整性和強度，保證上部結構的安全。

5 結論

為了驗證基樁設計的正確性以及雙擴孔樁在該地區(qū)的適用性，現場做了 3 根試驗樁進行抗拔極限承載力試驗。根據試驗結果并結合數值計算，得到以下結論。

1）采用 AM 工法進行樁基施工，擴孔直徑大、擴孔次數多，過程可視可控，能夠保證擴孔部位的成孔質量和提高單樁抗拔極限承載力，具有較好經濟技術效益。

2）抗拔樁提供抗拔承載力主要由樁側摩阻力和樁身或樁身周圍土體自重提供。相比等直徑樁，在樁端和樁身擴孔能夠極大提高抗拔極限承載力，主要是因為擴孔部位對樁周土體進行強烈擠壓，樁周土體承載了更多的樁頂荷載。

3）樁側摩阻力從上往下逐步發(fā)揮，并隨著樁頂上拔荷載增大，上部樁側摩阻力先達到極限狀態(tài)，下部樁側摩阻力后達到極限狀態(tài)，擴孔部位能夠提供更大的側摩阻力。

4）在保證樁身施工質量和強度的條件下，混凝土強度和擴孔直徑對提高抗拔極限承載力有一定影響，抗拔樁樁長、樁身直徑和擴孔次數對提高抗拔極限承載力有較明顯影響。

5）抗拔樁樁長、樁身直徑、擴孔直徑、擴孔次數和樁身模量都與單樁抗拔極限承載力正相關，但綜合考慮技術和經濟指標，存在一個最優(yōu)值，即投入最少的成本，增加最大的抗拔承載力。Q