徐壮涛，  张静

  （1上海市城市建设设计研究总院，上海200125；

 2上海岩土工程勘察设计研究院有限公司，上海200031）

[摘要]  依托中国2010年上海世界博览会B片区地下空间工程，进行11组旋挖扩底抗拔桩静载荷试验，并测试桩身轴力。选取持力层分别为黏性土和砂土的l#试桩和11#试桩来探讨扩底抗拔桩的受力机理。试验得出，最大加载量下扩底抗拔桩桩身变形量占桩顶变形比例可达80%，并采用数值分析拟合试桩曲线，分析不同持力层的扩底段受力特点，发现扩底抗拔长桩对桩周土体应力的影响范围为径向1倍扩底段长度、纵向沿桩端向上2倍扩底段长度。

[关键词]抗拔桩；旋挖扩底；受力机理；持力层

0  引言

 带有地下车库的高层建筑和下沉式广场的大规模兴建，使得地下结构的抗浮问题日益突出。常规等径抗拔桩仅仅依靠桩侧摩阻力来提供抗拔承载力，而现有的泥浆护壁成孔工艺产生的泥皮易导致桩周土提供的侧摩阻力降低，这使得等径抗拔桩只能提供有限的承载力。为满足工程需要，设计时往往需要增加桩长、桩径来提高抗拔力，这大大增加了工程造价。旋挖扩底抗拔桩不仅能发挥桩侧摩阻力，而且能充分发挥扩底段的端阻力，文献[1]研究表明，相对等径抗拔桩，旋挖扩底抗拔桩承载力大幅提高，甚至提高50%以上，而混凝土用量仅增加5%。因此，对旋挖扩底抗拔桩研究已成为当前热点。

 目前扩底抗拔桩的应用和研究以短桩、嵌岩桩居多，扩底段角度通常大于30。，上海软土地区受制于土层特性，扩底抗拔桩基本为长桩，由于在高水位软土地区为保证成孔孔壁稳定性，扩孔角度不宜太大，这使得上海地区难以借鉴其他地区扩底抗拔桩的成果。为此，学者们已经开始研究上海地区扩底抗拔桩的工作机理。王卫东根据足尺试验初步验证了上海地区采用小角度扩底抗拔桩的可行性。张栋通过扩底抗拔桩和等截面抗拔桩的现场试验研究了软土地区抗拔桩作用机理。王海燕结合上海铁路南站南广场地下工程，对上海软土地基扩底抗拔桩的荷载传递机理进行了分析，并对其极限抗拔承载力的设计方法进行了探讨。可见，现有研究多基于现场试验对扩底抗拔桩设计进行初步探索，未进行桩周土阻力测试，对桩侧摩阻力、桩身变形、扩底段受力性能的分析缺乏最直接的试验依据。此外，由于桩土应力、应变的复杂性和现场试验条件的限制，很多扩底桩的问题需要借助数值模拟加以研究，吴江斌通过数值模拟分析了扩底抗拔桩扩大头作用机制，分析了扩大头扩径倍数、扩大头长度、扩展角度及扩大头持力层性质等对承载力的影响。张金利采用有限元软件研究了扩底抗拔桩受力性能，通过变化参数的对比计算来探讨桩身直径、扩底高度等对承载力的影响。

 本文依托中国2010年上海世界博览会B片区地下空间工程中的研究区域进行试桩试验，共测试11根旋挖扩底抗拔桩，并对其中8根桩的桩周土进行阻力测试，基于现场测试研究旋挖扩底抗拔桩的荷载传递机理。为进一步分析扩底段的作用机制，首先通过现场试验验证有限元方法的可靠性，确定合理的计算参数值，在此基础上根据数值模拟结果分析扩底段受力机制和桩周土体的应力分布规律，探讨上海地区旋挖扩底抗拔桩桩端持力层位于黏性土和砂土中的区别。

1工程地质及试验概况

场地内土层分布有所变化，桩的持力层可归纳为两种情况：持力层为⑤3粉质黏土；持力层为⑤2-3粉砂夹砂质黏土或⑦2粉细砂。典型试桩为1#试桩和11#试桩，1#试桩进入⑤3土层11. 5m，11#试桩进入⑤2-3土层18. 1m。试桩区域典型土层分布见图1。

1#试桩和11#试桩桩顶位于标高4．Om处（本文中的所有标高数值均为吴淞高程），其标高记为试桩桩顶标高；基坑开挖后由坑底以下桩身发挥抗拔力来提供承载力区段的顶部标高记为工程桩桩顶标高，1#试桩和11#试桩工程桩桩顶标高分别为-6.5．- 10. 5m，在试桩桩顶标高与工程桩桩顶标高之间区段设置双套管。为测试桩周土的阻力，每根试桩布置Jl~J5共5个振弦式钢筋应变计，应变计埋设标高见表1。1#试桩和11#试桩工程桩桩顶标高以下桩周土层力学性能参数见表2。

1#试桩和11#试桩桩长分别为51. 05，55. 40m，有效桩长均约为40m，桩径均为850mm、扩底处桩径为1 500mm，扩底段尺寸见图2。抗拔桩试验采用慢速维持荷载法，共分九级加载，首级加载值为20%的拟定最大上拔力，之后在首级加载值的基础上每级加载递增10 010，直至拟定最大上拔力后进行卸载，卸载过程为每级递减20 010，直至荷载递减为零。试验过程中分别测试试桩桩顶上拔量、工程桩桩顶上拔量及桩端上拔量，记录各应变计应变值。单桩抗拔静载荷试验装置及位移测试现场照片见图3。

按下式计算各个量测断面间桩侧摩阻力：

式中：，i为第i—i+1量测断面之间在第j级荷载下的桩侧摩阻力；A,为第i~i+1量测断面之间的桩侧面积；P(；+，)，为第/+1量测断面处在第j级荷载下的轴力；P。i为第i量测断面处在第j级荷载下的桩身轴力，按下式计算：

式中：E。j为第j级荷载下的混凝土弹性模量；E。为钢筋弹性模量；A。，A。为同一量测断面处混凝土面积和

钢筋总面积；占。。为第i量测断面处在第j级荷载下钢筋应变计的应变，按下式计算：

式中：F。2为第i量测断面处在第J级荷载下钢筋应变计的实测读数平方值；Fi。2为第i量测断面处钢筋应变计的初始读数平方值；k为应变计标定系数。

2  试验结果分析

2.1荷载，变形曲线

1#试桩加载至最大上拔力5 600kN时，试桩桩顶变形、工程桩桩顶变形和桩端变形分别为15. 02，12. 42，1.65 mm，最大残余变形分别为3.32，2.95，0. 37 mm，如图4(a)所示。11#试桩加载至最大上拔力5 650kN时，试桩桩顶变形、工程桩桩顶变形和桩端变形分别为20. 77 ,9. 18，2.03 mm，最大残余变形分别为5. 21，2.35，0.38mm，如图4(b)所示。

 根据荷载一位移曲线判断扩底抗拔桩尚未达到极限承载力，桩端位移较小，扩底段处于受力起始阶段。由工程桩桩顶荷载一变形曲线可见，荷载小于3 360kN时，1#试桩和11#试桩变形相近，随后相同荷载下1#试桩变形较大，经初步判断，荷载为3 360kN时，两根试桩扩底段均发挥作用，而1#试桩桩侧土层静探p。值较低，埋深较浅．扩底段所在持力层为粉质黏土，较11#试桩所在的持力层粉砂夹粉质黏土层的土性更弱，扩底段更早进入受力状态。

 1#试桩套管段长度为10. 5m，11#试桩双套管段长度为14. 5m，桩顶荷载相同时，11#试桩双套管段对桩身拉伸总量的贡献更大，根据拉杆轴向变形方法估算双套管段试桩变形量约为5mm，试验值( 20. 77 -9.81 =10. 96mm)大于估算值。11#试桩桩顶与工程桩桩顶残余变形差值为5. 21 -2.35=2. 86mm，可知，11#试桩在双套管区段发生疲劳损伤，产生不可逆的残余塑性变形。

 不计在双套管段的变形，1#试桩和11#试桩达到最大加载量时，工程桩桩身变形占工程桩桩顶变形百分比分别为87%和78%，可见，在工作状态下，桩身拉伸量对于扩底抗拔长桩十分重要。

2.2桩身轴力及桩侧摩阻力

 1#试桩和11#试桩在试桩桩顶标高与工程桩桩顶标高之间区段采用了双套管，将工程桩桩顶标高以上桩身与土体摩阻力隔离，该范围内桩身轴力的变化为0，桩侧摩阻力为0。

试桩各级荷载下桩身轴力．深度曲线、桩侧摩阻力，深度曲线分别见图5，6。由图5可知，加载初期，1#试桩和11#试桩J2~J3测试段桩身轴力．深度曲线的斜率较大，试桩上部桩侧摩阻力起主要作用；随着桩顶荷载增大，1#试桩和11#试桩J2~J3与J3~J4测试段桩身轴力。深度曲线的斜率递增，桩侧摩阻力自上而下逐步发挥，J4~J5测试段桩身轴力衰减量小，表明桩身下部摩阻力尚未完全发挥，此时，J5以下尚有部分桩身轴力依靠扩底段的桩侧摩阻力来平衡，扩底段桩侧摩阻力初步发挥。由图6可知，1#试桩和11#试桩分别加载至2 240，3 390kN，扩底段开始发挥作用。

3  扩底段作用机制分析

3.1有限元模型验证

采用ABAQUS软件，建立三维有限元模型，土层参数及其取值如表1所示，网格划分如图7所示。土体应力一应变本构模型采用Mohr-Coulomb模型，桩体采用线弹性模型，桩土接触属于高度非线性问题，本文采用库伦摩擦模型。该工程项目采用AM旋挖扩底桩，使用稳定液代替泥浆护壁，桩土间摩擦系数相对普通钻孔灌注桩有所提高，根据反演分析摩擦系数取0. 49，扩底抗拔桩沿x轴、y轴完全对称，因此，建立1/4模型进行分析。

对比试桩在工程桩桩顶荷载一变形曲线（图8）和各级荷载下桩身轴力一深度曲线（图9）可见，计算结果与实测结果较为吻合，表明土层参数取值合理，可用于进一步探讨扩底段作用机制的分析。

3.2扩底段受力机制分析

 根据前述试验结果可知，当1#试桩和11#试桩分别加载至2 240，3 390kN时，抗拔桩扩底段开始发挥作用，可见持力层位于黏性土中的试桩较位于砂土中的试桩扩底段承载作用发挥得更早。此外，笔者通过有限元计算推演了更高加载等级时旋挖扩底抗拔桩的受力特点。图8中曲线为有限元推演结果，其中1#试桩曲线陡降表明承载能力已完全发挥，即1#试桩桩身侧摩阻力在荷载为10 080kN时达到极限值。相较于1#试桩，11#试桩加载至10 170kN时，荷载一位移曲线仍为缓变曲线，承载极限值明显高于1#试桩。

为研究扩底段作用，根据图8，选取1#试桩曲线出现陡降时对应的加载等级和前一级加载等级，以及11#试桩相应的加载等级，作为荷载边界条件，绘制1#，11#试桩桩侧摩阻力随深度的变化曲线，见图10。由图可见，扩底段中部桩侧摩阻力发挥最大，且11#试桩扩底段的侧摩阻力发挥是高于1#试桩的。

3.3扩底段桩周土体应力分布规律

当桩顶荷载达到近10 000kN后，在ABAQUS计算中提取位于不同持力层的扩底段桩周土体竖向应力等值线图，如图11所示。可见，不论持力层为黏性土还是为砂土，对于扩底抗拔长桩而言，应力集中主要发生在扩底段倾斜面附近，影响区域为径向约1倍扩底段长度范围内、纵向沿桩端向上2倍扩底段长度范围内；持力层为黏性土时，扩底段对上部土体影响范围有所扩大，该范围土体应力增强，导致桩侧摩阻力提高，这与3.2节所得到结论一致，桩端土体应力得到释放。

 由图11(a)可见，扩底段倾斜面附近土体最大竖向应力约440kPa，土体自重应力约400~ 410kPa，应力增强有限；由图11(b)可见扩底段倾斜面附近土体最大竖向应力约560kPa，土体自重应力约430~ 440kPa，砂土应力增强显著。黏性土的抗剪能力取决于其黏聚力，砂土的抗剪能力取决于其内摩擦角，且桩长越长、埋深越大，扩底段对砂土的挤压剪切作用对应力增强越为有利。这也是扩底抗拔长桩以砂土作为持力层时，其Q-S曲线呈现缓变的原因。

4  结论

 (1)扩底抗拔桩桩身变形量占桩顶变形比例达80%左右，变形计算必须考虑桩身变形。

 (2)扩底段的承载能力在持力层为砂土时显著发挥，对于扩底抗拔长桩，扩底段周围土体应力集中主要发生在扩底段径向1倍扩底段长度范围内、纵向沿桩端向上2倍扩底段长度范围内。

 (3)对于以砂土为持力层的扩底抗拔桩，桩侧摩阻力·深度曲线呈缓变型，现有规范尚未对此类型曲线的扩底抗拔桩提出变形控制标准，随着扩底桩抗拔桩的推广使用，有必要结合更多工程实践确定桩侧摩阻力．深度曲线缓变型的扩底抗拔桩的变形控制要求。