孫 硯侯超群朱大勇殷永高

(1.合肥工業(yè)大學 土木與水利工程學院,合肥 230009； 2.合肥工業(yè)大學 土木工程結(jié)構(gòu)與材料安徽省重點試驗室,合肥 230009; 3.合肥工業(yè)大學 汽車與交通工程學院,合肥 230009； 4.安徽省交通控股集團有限公司，合肥 230088)

1 研究背景

抗拔樁是建(構(gòu))筑物的一種重要的基礎形式，廣泛應用于大型地下室、高聳建(構(gòu))筑物、海上碼頭平臺、懸索橋和斜拉橋的錨樁基礎、大型船塢底板的樁基礎和靜荷載試樁中的錨樁基礎等。

關(guān)于樁基礎承受上拔荷載的研究， 國內(nèi)外已經(jīng)有了比較多的研究成果。 Meyerhof等[1]、 Dash等[2]和Alawneh等[3]分別開展過一系列的普通抗拔樁模型試驗， 并提出相應的抗拔極限承載力理論公式。 劉文白等[4- 6]利用數(shù)值模擬方法對承受上拔荷載作用的樁基進行分析， 研究了樁身及樁周土的細觀力學特征。 黃峰等[7- 8]通過有限元分析， 對垂直受力樁在樁頂上拔加載方式下的樁側(cè)摩阻力進行了探討研究,采用“套疊式”樁周土變形模式反映樁基荷載傳遞規(guī)律， 推導出抗拔樁荷載與位移關(guān)系的理論解。 陳小強等[9]通過室內(nèi)抗拔樁與抗壓樁模型試驗比較， 得出這2種樁的樁身軸力分布具有相似特性， 而樁側(cè)摩阻力則有較大的區(qū)別。 邵光輝等[10]通過試驗研究了普通抗拔樁與托底抗拔樁的荷載傳遞特性， 探討了泊松比對2種樁承載力的影響。

根式基礎作為一種新型的以仿生機理而命名的變截面基礎形式， 由殷永高[11]于2006年提出。 龔維明等[12]采用自平衡測試法對根式基礎的受力機理進行分析， 探討了根鍵的擠土效應及抗彎特性對提高基礎承載力的作用。 周廣騰等[13]采用彈塑性有限元法， 對某公路長江大橋的根式基礎原位試驗進行數(shù)值模擬， 通過改變根式基礎的結(jié)構(gòu)布置， 分析了根式基礎的受力特性。 龔維明等[14]結(jié)合現(xiàn)場試驗與工程實例分析研究普通沉井基礎與根式基礎的豎向承載能力與承載變形特性， 提出在厚覆蓋土層地區(qū)可以考慮用根式基礎替代傳統(tǒng)沉井基礎或摩擦型樁基礎， 在大跨徑橋梁建設中進行推廣應用。 劉彥峰等[15]采用自平衡試樁法檢驗根鍵式樁基礎的施工工藝和成樁后的承載力， 驗證了根鍵能提高基樁承載力和減小樁頂沉降， 并結(jié)合計算結(jié)果對根鍵式樁基礎的設計和施工提出了建議。 Yang等[16]進行了根式樁的現(xiàn)場靜載試驗， 并繪制出了根式樁的Q-S曲線(Q為上拔荷載，S為上拔位移)。

目前，國內(nèi)外學者針對根式樁的研究多為對根式樁抗壓性能的研究，但是關(guān)于根式樁抗拔特性的現(xiàn)有資料偏少，為了提高根式抗拔樁在工程中應用的效率和可靠度，有必要對其作進一步的研究。本文通過室內(nèi)模型試驗，對根式抗拔樁在砂土中受上拔力時的位移及內(nèi)力進行研究，對比分析普通抗拔樁和根式抗拔樁2組試樁在相同砂土環(huán)境的承載特性，得到上拔過程中樁身軸力、樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮及荷載傳遞規(guī)律。此外，本文還對根鍵處于樁身不同位置時的極限抗拔承載力和位移進行對比分析，以期為工程設計提供了可靠的數(shù)據(jù)參考。

2 模型試驗概況

2.1 模型箱與試驗土料的準備

試驗裝置如圖1，模型箱框架由邊長50 mm的等邊角鋼通過螺栓連接，模型箱尺寸為2.0 m×2.0 m×2.5 m(長×寬×高)，箱底鋪設模板,尺寸為2.0 m×2.0 m×0.01 m(長×寬×厚)，并與地面直接接觸，箱壁采用鋼化玻璃，壁厚120 mm。填砂至1 m高度。

圖1 加載裝置示意圖與實物Fig.1 Schematic diagram and photo of load device

模型樁在成樁及加載過程中對砂土的影響范圍為(3～8)D，D為樁的直徑[17]。本次試驗樁直徑為8 mm，樁端下臥層砂層厚度為500 mm(63D)，樁外壁距模型箱內(nèi)壁距離為124D，遠遠超出樁對砂土的影響范圍，故滿足邊界效應要求。試驗土體采用砂性土，為保證整個試驗過程中砂土含水率保持不變，模型箱內(nèi)所有用砂均經(jīng)過晾曬烘干并過篩，制備出粒徑d≤2 mm的砂土作為試驗用砂，通過室內(nèi)土工試驗檢測得到砂土基本物理力學性質(zhì)指標如表1所示，顆粒級配曲線如圖2所示。砂土不均勻系數(shù)Cu=4.63，曲率系數(shù)Cc=2.17。

表1 砂土的物理力學性質(zhì)指標Table 1 Physical and mechanical properties of sand

圖2 顆粒級配曲線Fig.2 Particle-size distribution of sand

2.2 模型樁的制作

本次試驗所用模型樁P1和P2均為以尼龍為主體材料制作的實心圓樁，經(jīng)過軸心抗壓加載試驗測得材料彈性模量E=2.023 8 GPa。為了增強樁土摩擦力，參考羅耀武等[18]模型樁試驗方法，采用在樁身粘貼一層砂紙。處理后的模型樁外徑80 mm，樁身長度600 mm，入土深度500 mm。根鍵為相同尼龍材料切割制作而成，在樁身設定位置插入，連接成為一個整體構(gòu)件。插入樁身部分根鍵直徑為16 mm，深度為32 mm，外露部分為20 mm×20 mm×50 mm的長方體結(jié)構(gòu)形式。根鍵尺寸及位置如圖3所示。

圖3 根鍵照片及樁截面細部尺寸Fig.3 Photo and detailed dimensions of pile sectionwith roots

設定P1為普通抗拔單樁，P2為在入土230 mm深度處設置一層根鍵形式的根式抗拔樁。沿樁身對稱布置8個測試斷面，并在斷面處粘貼BX120-20AA型應變片，電阻值為(119.9±0.1)Ω，靈敏系數(shù)為(2.08±1)%。測點及根鍵布置情況如圖4所示。

圖4 模型樁實物及尺寸示意圖Fig.4 Photo and schematic diagram of model piles

2.3 樁-土界面摩擦角

樁-土界面的摩擦角通過直剪試驗來測定。在與樁身相同材質(zhì)的尼龍棒樁周裹布01#W50砂紙，將其放置在直剪儀器的下剪切盒內(nèi)，裹砂紙面與剪切面平齊；上剪切盒內(nèi)按照與試驗箱內(nèi)相同的填砂密度裝填干砂，按照直剪試驗的操作要求施加多組垂直壓力進行剪切，并最終測得其樁-土界面摩擦角為38.7°。

2.4 試驗方法

本次模型試驗用樁全部采用預埋式成樁法，即在模型箱內(nèi)砂土達到一定高度后，預先將模型樁固定在箱內(nèi)一定位置，并保持豎直向下，然后用砂雨法制作土樣，將砂土填筑至預定高度。填筑過程中每150 mm采用小型手提式混凝土振動抹光機進行振動抹平，振動頻率為2 840次/min。每層振動2遍，再利用輕型觸探儀對砂土的密實度進行檢測，選取樁周影響范圍內(nèi)的6個點，得標準貫入擊數(shù)N=22，密實度基本一致。

2.5 加載方式

本次試驗通過鋼絲繩、滑輪組、加載托盤和砝碼對模型樁施加豎直上拔荷載，通過加砝碼這種靜力加載方式，可以保證每級荷載加載穩(wěn)定，在試驗過程中不需要進行補壓。整個試驗過程采用慢速維持荷載法進行加載，加載過程如圖5(a)所示。在施加荷載后的5，10，30，60 min通過觀測百分表記錄樁身上拔位移量。當上拔位移量達到相對穩(wěn)定值時，進行下一級加載，直至將試樁拔出，一般取S-lgt曲線斜率發(fā)生突然增大的前一級荷載作為極限抗拔承載力。樁體拔出破壞情況如圖5(b)所示。

圖5 試驗加載過程及樁體拔出破壞照片F(xiàn)ig.5 Loading test and pile failure

圖6 抗拔樁P1和P2的Q-S曲線Fig.6 Curves of Q-Sof pile P1 and P2

3 模型試驗結(jié)果與分析

3.1 荷載-沉降規(guī)律分析

普通抗拔樁P1與根式抗拔樁P2的Q-S曲線對比如圖6所示。

由圖6可知，抗拔樁屬于“陡降型”破壞。在荷載不大時，2根抗拔樁的Q-S曲線為直線段，曲線較為平緩。隨著荷載增大，曲線的斜率也相應增大，曲線由緩變型轉(zhuǎn)向陡變型，下部土體由彈性進入塑性，樁與周圍土體均產(chǎn)生相對位移，樁頂上拔位移迅速增長，最后整根樁被拔起，抗拔樁失效。

圖7為抗拔樁P1和P2的S-lgt曲線。由圖7可看出，抗拔樁P1的曲線斜率在250 N時明顯增大，取其極限抗拔承載力為上一級荷載237.5 N。同理，根式抗拔樁P2的極限抗拔承載力為375 N。樁P1和P2分別在上拔位移S1=1.86 mm和S2=2.36 mm處達到承載力極限值。由此可知：相同條件下，根式抗拔樁P2較之于一般抗拔樁P1，其極限抗拔承載力提高約57%；樁P2在樁P1的極限抗拔承載力作用下，其上拔位移為0.31 mm，與P1上拔位移1.86 mm相比，僅為其1/6，較大程度增加其工程安全性。

圖7 抗拔樁P1和P2的S-lgt曲線Fig.7 Curves of S-lgt of pile P1and P2

3.2 樁身軸力傳遞分析

模型試驗完成后，2根試樁的樁身完整性良好，抗拔樁失效系土體破壞。在整個上拔過程中，樁身軸力隨著深度的增加，呈逐步減小的趨勢。在靠近樁頂附近，軸力較大且接近于樁頂外加荷載，越靠近樁端軸力越小。P1,P2樁在各級荷載下的樁身軸力分布如圖8所示。

圖8 抗拔樁P1和P2的樁身軸力分布曲線Fig.8 Curves of axial force distribution along pileP1 and P2

從圖8中可以看出：

(1)普通抗拔樁P1在每一級荷載下，樁身的軸力會隨著深度的增加而逐漸減小，且軸力曲線的軸力遞減速率會因為荷載的逐步增加而增大。在較小荷載時，樁身軸力沿深度均勻減小，當荷載增大時，表現(xiàn)為樁身上部軸力緩慢減小，樁身下部軸力急劇減小。這說明普通抗拔樁的樁身軸力會隨著荷載的增加，逐漸轉(zhuǎn)移到樁下部，由樁下部土體承擔。

(2)根式抗拔樁P2與普通抗拔樁P1相比，樁身軸力在根鍵位置處發(fā)生明顯變化，軸力大幅減小，其減小的軸力由根鍵承擔。距離根鍵約1倍根鍵長度外，軸力曲線斜率趨于平緩，說明根式抗拔樁在根鍵處的軸力變化是由于根鍵與周圍土體的相互作用產(chǎn)生的“根效應”極大地分擔了樁頂荷載。在1倍根鍵長度范圍處，樁身軸力會繼續(xù)按照普通抗拔樁的傳遞模式逐漸減小。

圖9 抗拔樁P1和P2的樁側(cè)摩阻力分布曲線Fig.9 Curves of lateral frictional resistance along pileP1 and P2

3.3 樁側(cè)摩阻力作用分析

P1,P2樁在各級上拔荷載下的樁側(cè)摩阻力分布如圖9所示。

從圖9中可以看出：

(1)普通抗拔樁P1樁側(cè)摩阻力總體隨埋深的增加而增大，摩阻力隨荷載的增加而增加，且增長速率也逐漸增加。隨著荷載的增加，P1樁上部側(cè)摩阻力變化不大，中下部樁側(cè)摩阻力顯著增加。在達到極限荷載時，樁側(cè)摩阻力達到最大值5.01 kPa。這說明，普通抗拔樁在上拔過程中，側(cè)摩阻力是從上部發(fā)揮并逐漸向下傳遞，并最終在樁身下部達到最大側(cè)摩阻力。在樁底位置，側(cè)摩阻力有細微的減小趨勢，這是因為當荷載足夠大時，樁底部側(cè)摩阻力發(fā)揮達到極限值，整個樁身產(chǎn)生一定的上拔位移，由于樁身的上抬致使樁端部與土體分離，產(chǎn)生空腔[4]。空腔的出現(xiàn)使樁側(cè)面土體密實度降低，伴隨應力重分布，樁周水平有效應力減小，側(cè)摩阻力小幅減小。而樁側(cè)摩阻力可由式(1)求得，即

fs=σ′htanδ=Kσ′vtanδ。

(1)

式中：σ′h為水平有效應力；σ′v為垂直有效應力；K為靜止土壓力系數(shù)；δ為樁-土界面摩擦角。

(2)根式抗拔樁P2在根鍵以上部分樁身側(cè)摩阻力分布趨勢類似于普通抗拔樁，側(cè)摩阻力隨著深度的增加而增大。在根鍵上下一定范圍內(nèi)，側(cè)摩阻力迅速增大，并且這種增大趨勢隨著樁頂荷載的增加而愈加明顯。在根鍵下2倍根鍵長度范圍內(nèi)，樁側(cè)摩阻力逐漸減小，之后以普通抗拔樁側(cè)摩阻力變化趨勢增加，直至樁身下部靠近樁端附近達到另一個峰值，這種側(cè)摩阻力強化效應會因樁身的上拔位移，樁底與土體分離而產(chǎn)生空腔效應終止，并最終使得樁側(cè)摩阻力減小。

2組試樁P1,P2的側(cè)摩阻力發(fā)揮均呈現(xiàn)非同步性，P1樁的側(cè)摩阻力在樁身下部達到最高值，P2樁的側(cè)摩阻力在根鍵處達到最高值，在樁身下部達到次高值。

為了進一步分析試樁在不同荷載下各樁長位置處的側(cè)摩阻力的變化情況，圖10給出了抗拔樁P1和P2在不同埋深處樁側(cè)摩阻力與樁頂荷載比Q/Qt(Qt為最大的樁頂荷載)關(guān)系曲線。

圖10 抗拔樁P1和P2的樁身不同深度處側(cè)摩阻力隨樁頂荷載比Q/Qt的變化Fig.10 Variation of lateral frictional resistance ofpile at different depths against load ratio Q/Qtat the top of pile P1 and P2

由圖10可知，普通抗拔樁P1和根式抗拔樁P2的各埋深處的側(cè)摩阻力都隨荷載比增加而增大，在同級荷載下，樁P1的樁身下部靠近樁端位置側(cè)摩阻力始終為最大值，而樁P2在根鍵位置處側(cè)摩阻力達到最大值，樁身下部靠近樁端位置側(cè)摩阻力次之。

圖11可以反映出2組樁在不同荷載下的側(cè)摩阻力隨樁深的變化情況。

圖11 抗拔樁P1和P2在不同荷載下側(cè)摩阻力隨樁深的變化Fig.11 Changes of lateral frictional resistance of pile P1and P2 against depth under different load levels

由圖11可知：

(1)在根鍵位置以上部分，2組樁的側(cè)摩阻力大小及變化趨勢相近。

(2)根式抗拔樁P2較之普通抗拔樁P1在根鍵位置處側(cè)摩阻力大幅增長。

(3)在樁身中下部和樁端位置處，P1樁的側(cè)摩阻力大于P2樁的側(cè)摩阻力。

這種情況發(fā)生的原因是由于公式算得的摩阻力是等直徑樁段的平均摩阻力，在根鍵處算得的摩阻力為等直徑樁段的側(cè)摩阻力和根鍵的端承力的合力而簡化成的等效平均側(cè)摩阻力。在根鍵影響范圍內(nèi)，樁P2的等效平均側(cè)摩阻力大于樁P1的側(cè)摩阻力；在根鍵影響范圍外，樁P2根鍵的端承力不再發(fā)揮，計算得出的側(cè)摩阻力小于同位置處的樁P1的側(cè)摩阻力。

4 不同根鍵位置下樁體的承載力及位移分析

選取與試樁P1相同尺寸的樁身，在樁身不同位置處分別設置一層根鍵，樁的編號分別為P2,P3,P4，通過不同根鍵位置的比較，研究根鍵位置不同對抗拔承載能力的影響。試樁P2,P3,P4的根鍵上層距砂土面距離分別為230,310,390 mm，3根試樁尺寸示意圖如圖12所示，Q-S曲線如圖13所示。

圖12 根鍵不同位置處的試樁尺寸示意圖Fig.12 Dimensions of test piles with roots set atdifferent positions

圖13 抗拔樁P2,P3,P4的Q-S曲線Fig.13 Curves of Q-S of pile P2, P3, and P4

由圖13可以看出：

(1)試驗中，3根試樁P2，P3，P4的抗拔承載力因為根鍵位置的不同發(fā)生了變化，單層根鍵抗拔樁P4根鍵位于樁身靠近底部位置， P2根鍵位于樁身中間位置， P3根鍵位于兩者之間。

(2)三者之中，根鍵位于最下端的抗拔樁P4承載力最大，抗拔樁P3承載力次之，抗拔樁P2承載力最小。

(3)在極限荷載作用下，試樁P2，P3，P4的樁身上拔位移量分別是2.36，2.47，2.56 mm。

在極限荷載作用下，樁基礎的破壞主要是根鍵上部土體和樁周土體的破壞。根鍵上部的土體主要是以壓密變形為主，伴有少量的側(cè)向剪切位移。根據(jù)根鍵受力情況，在極限荷載作用下，當樁部土體受到的剪應力大于土體的抗剪強度時，土體則發(fā)生側(cè)向擠出。在承受基礎頂部荷載時，因土體以壓密變形為主，并伴隨少量側(cè)向擠密變形。其破壞模式如圖14所示。當根鍵位置越靠近樁底，根鍵上部的土體對于根鍵的壓密效果越明顯，樁體的抗拔承載力越大。

圖14 根式抗拔樁受拉時樁身及根鍵受力示意圖Fig.14 Forces acting on uplift pile body and rootsunder vertical uplift load

5 結(jié) 論

通過對砂土中的2組模型樁進行抗拔試驗并分析，可以得出以下幾點結(jié)論：

(1)通過對Q-S曲線的分析可得，2組試樁的抗拔試驗都屬于“陡降型”破壞。根式抗拔樁較普通抗拔樁，其抗拔承載力提高57%。在相同荷載等級下，根式抗拔樁的上拔位移明顯小于普通抗拔樁，在普通抗拔樁P1極限荷載加載下，根式抗拔樁P2上拔位移僅為P1上拔位移的1/6，大大增加了工程安全性。

(2)普通抗拔樁P1與根式抗拔樁P2的樁身軸力分布具有相似的規(guī)律，即隨著深度增加，軸力逐漸降低并趨于0。但是根式抗拔樁在根鍵位置處的軸力變化比普通抗拔樁更明顯。

(3)2組試樁抗拔時，側(cè)摩阻力的發(fā)揮都是非同步的。普通抗拔樁P1的側(cè)摩阻力發(fā)揮過程為從上部開始發(fā)揮向下傳遞，隨著荷載增加，樁上部側(cè)摩阻力變化不大，樁中下部側(cè)摩阻力迅速增加；根式抗拔樁P2在根鍵上下一定范圍內(nèi)側(cè)摩阻力顯著增大，根鍵處等效平均側(cè)摩阻力承擔部分荷載，超出根鍵影響范圍外，側(cè)摩阻力變化趨勢與普通抗拔樁類似。

(4)在不同位置處布置根鍵的3根根式抗拔樁P2，P3，P4，由于根鍵位置的不同，致使3根試樁的極限抗拔承載力也發(fā)生改變。根據(jù)試驗數(shù)據(jù)及Q-S曲線圖可以分析得出，根鍵設置在樁身越靠近樁底的位置，試樁的極限抗拔承載力越高。因此，在保證根鍵強度不受破壞和根鍵易于安裝的條件下，盡量將根鍵位置設置在靠近樁底，是提高根式抗拔樁承載能力的有效方法之一。

本試驗是針對根式抗拔樁力學特性的一次探索性的試驗，由于其試驗工況相對簡單，試驗結(jié)果暫時還不能用于指導具體的工程實踐。試驗結(jié)果為后續(xù)試驗作了鋪墊，針對不同樣式根鍵的根式樁在不同土體中的抗拔性質(zhì)還需要作深入的研究。