摘 要：托底抗拔樁改變了傳統(tǒng)抗拔樁承載特性，充分發(fā)揮了抗拔樁的承載性能。采用有效應(yīng)力法計(jì)算抗拔樁極限承載力，根據(jù)摩阻力發(fā)揮機(jī)理，建立不同工況下托底抗拔樁荷載—位移關(guān)系式，通過(guò)試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證理論計(jì)算模型的適用性和準(zhǔn)確性，進(jìn)而與普通抗拔樁承載性能進(jìn)行對(duì)比研究。研究表明，托底抗拔樁具有優(yōu)越的承載特性，樁頂位移顯著減少，建立的理論模型可以有效評(píng)估樁體承載力，為樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)提供理論計(jì)算依據(jù)。

關(guān)鍵詞：托底抗拔樁；側(cè)摩阻力；理論模型；承載性能

中圖分類(lèi)號(hào)：TU 473 " " " " " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

抗拔樁作為有效的抗浮手段之一，因其具有承載力高、適應(yīng)性好和施工簡(jiǎn)便的特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于相關(guān)工程。傳統(tǒng)抗拔樁與建筑基礎(chǔ)剛性連接，上浮荷載由樁頂傳遞至樁端，樁體呈現(xiàn)受拉狀態(tài)；托底抗拔樁利用無(wú)黏結(jié)鋼絞線將樁端與建筑基礎(chǔ)連接，上浮荷載直接傳遞至樁端，樁側(cè)摩阻力由樁端附近開(kāi)始發(fā)揮，樁體呈現(xiàn)受壓狀態(tài)，可以較充分地發(fā)揮抗浮性能。邵光輝等[1]對(duì)多組室內(nèi)模型進(jìn)行試驗(yàn)，提出了關(guān)于抗拔樁極限承載力的計(jì)算公式，基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證其有效性和合理性。在此基礎(chǔ)上，聶永江和邵光輝[2]進(jìn)一步分析樁—土體系相互作用機(jī)理和荷載傳遞機(jī)制，建立了樁—土多段線性荷載傳遞函數(shù)，進(jìn)而推導(dǎo)托底抗拔樁荷載—位移的解析解。包自成等[3]采用常規(guī)靜載試驗(yàn)，對(duì)比研究了受壓狀態(tài)的新型復(fù)合預(yù)應(yīng)力抗拔樁和常規(guī)鋼筋籠抗拔樁的承載特性，驗(yàn)證了樁體受壓更有利于承載性能的發(fā)揮。

本文根據(jù)托底抗拔樁承載性能發(fā)揮機(jī)理，建立上浮荷載與樁體位移關(guān)系式，提出傳統(tǒng)抗拔樁的荷載—位移關(guān)系式，進(jìn)而對(duì)比分析兩種樁型在不同上浮荷載作用下的位移差，突出兩者的承載性能差異。

1 樁側(cè)極限摩阻力

抗拔樁主要利用樁側(cè)摩阻力抵抗地下水對(duì)建筑物產(chǎn)生的上浮荷載，保障建筑物的安全。低于傳統(tǒng)抗拔樁，樁頂處樁—土體系的相對(duì)位移趨勢(shì)最大，逐漸向樁端減少。而托底抗拔樁由于鋼絞線的荷載傳遞作用，因此樁端處樁—土相對(duì)位移最大，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮程度也最大。此外，托底抗拔樁樁端受鋼絞線的拉力作用，產(chǎn)生向上的壓縮效果，樁—土產(chǎn)生相對(duì)位移，樁側(cè)摩阻力開(kāi)始發(fā)揮，此時(shí)，樁端位移大，樁頂位移小，如圖1（a）所示。傳統(tǒng)抗拔樁由樁頂受拉力作用，樁側(cè)摩阻力由樁頂附近開(kāi)始發(fā)揮，樁—土相對(duì)位移為樁頂大，樁端小，如圖1（b）所示。

樁側(cè)極限摩阻力是樁—土界面發(fā)揮承載性能的極限值，主要方法包括總應(yīng)力法、彈性理論法、有效應(yīng)力法以及數(shù)值分析法[4-5]。經(jīng)原位試驗(yàn)與理論計(jì)算值對(duì)比，有效應(yīng)力法具有較好的適用性和準(zhǔn)確性，能夠較好地反映樁側(cè)負(fù)摩阻力的實(shí)際情況，計(jì)算方法如公式（1）所示[4]。

f=βσv' （1）

式中：f為單位深度的側(cè)摩阻力；β為摩阻力系數(shù)；σv'為樁周土平均豎向有效應(yīng)力。

側(cè)摩阻力系數(shù)β與樁體幾何尺寸、樁周土性質(zhì)以及深度有關(guān)，計(jì)算過(guò)程如公式（2）、公式（3）所示。

正常固結(jié)土：β=（1-sinφ'）tanδ "（2）

超固結(jié)土：β=（1-sinφ'）OCR0.5tanδ （3）

式中：φ'為樁周土有效內(nèi)摩擦角；δ為樁土接觸面摩擦角；OCR為超固結(jié)比。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，黏土、粉土和砂土的摩阻力系數(shù)的β取值[4]分別為0.2～0.25、0.25～0.35和0.25～0.5?；谟行?yīng)力法，單位樁極限側(cè)摩阻力如公式（4）所示。

f=βσv'=βγ'z " （4）

式中：γ'為樁周土有效重度；z為深度。

已有研究結(jié)果表明，樁土界面力學(xué)特性發(fā)揮與樁—土相對(duì)位移有直接相關(guān)性，在上浮荷載作用下，托底抗拔樁受壓并有上移趨勢(shì)，普通抗拔樁受拉也有上移趨勢(shì)，樁周土對(duì)樁體產(chǎn)生向下的側(cè)摩阻力作用。本文利用理想彈塑性模型計(jì)算樁側(cè)摩阻力f，樁—土摩阻力模型假設(shè)為理想彈塑性模型，如圖2所示，Sm取值通常為5mm[5]。

2 抗拔樁側(cè)摩阻力

2.1 托底抗拔樁

在上浮荷載作用下，樁—土相對(duì)位移逐漸增加，根據(jù)工況不同，側(cè)摩阻力分布主要為兩種狀態(tài)：1）相對(duì)位移較小，小于Sm值，樁側(cè)摩阻力未達(dá)到極限值。2）樁身位移較大，大于Sm值，樁身摩阻力達(dá)到極限值。

為簡(jiǎn)化計(jì)算，提出理論計(jì)算模型的3點(diǎn)假設(shè)：1）假設(shè)摩阻力發(fā)揮的范圍為三角形區(qū)域。2）樁周土層為均質(zhì)土。3）樁土接觸面摩擦系數(shù)k=fm/Sm。4）樁側(cè)摩阻力沿樁身同時(shí)發(fā)揮，忽略僅有局部側(cè)摩阻力發(fā)揮的情況。

根據(jù)彈塑性模型原理，圖3中樁側(cè)摩阻力均未達(dá)到極限摩阻力值，此時(shí)，樁端側(cè)摩阻力發(fā)揮最大，樁端樁土接觸面摩擦系數(shù)為kb，樁頂上浮荷載為F?；趫D3中樁側(cè)摩阻力發(fā)揮范圍和樁端樁—土相對(duì)位移數(shù)據(jù)，在上浮荷載F的作用下，豎直方向力學(xué)平衡方程如公式（5）所示。

（5）

展開(kāi)公式（5）后得出公式（6）。

（6）

結(jié)合模型關(guān)于樁土接觸面摩擦系數(shù)的假設(shè)，可表達(dá)為公式（7）。

（7）

當(dāng)樁端樁—土相對(duì)位移達(dá)到極限值時(shí)，樁側(cè)摩阻力充分發(fā)揮，托底抗拔樁達(dá)到極限承載力。

2.2 普通抗拔樁

對(duì)普通抗拔樁來(lái)說(shuō)，由于上浮荷載作用位置不同，因此與托底抗拔樁相比，樁—土相對(duì)位移特征有顯著區(qū)別，如圖4所示。

由于普通樁頂附近的樁—土相對(duì)位移最大且此處樁—土接觸面摩擦系數(shù)較小，因此在上浮力F的作用下，很快達(dá)到極限側(cè)摩阻力，深度為a，即a深度以上樁—土相對(duì)位移超過(guò)Sm，a深度以下，樁—土相對(duì)位移較小，樁—土極限摩阻力處于彈性區(qū)間。因此，樁體保持平衡的力學(xué)條件如公式（8）所示。

（8）

進(jìn)一步簡(jiǎn)化公式（8），得到公式（9）。

（9）

顯然，當(dāng)樁側(cè)摩阻力塑性發(fā)揮深度a=l時(shí)，樁側(cè)摩阻力達(dá)到最大值，與托底抗拔樁理論極限承載力相同。

根據(jù)樁體線性位移的假設(shè)，樁頂位移Spt，a處位移為Sm，可建立關(guān)系式如公式（10）所示。

（10）

由此可知，在某一上浮荷載作用下，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮與之相當(dāng)?shù)某休d力，達(dá)到平衡狀態(tài)，此時(shí)，樁頂與樁端位移呈反比，表明了側(cè)摩阻力的發(fā)揮主要范圍。

根據(jù)以上分析可知，托底抗拔樁的承載特征與傳統(tǒng)抗拔樁承載特征的差異如下：1）樁側(cè)摩阻力發(fā)揮起始位置不同，樁底與樁頂。2）樁體軸力產(chǎn)生的效果不同，受壓與受拉狀態(tài)。樁體受壓的托底抗拔樁承載性能更優(yōu)，研究結(jié)果與文獻(xiàn)[6]結(jié)論一致。全樁身受壓的抗拔樁極限承載力最大，承載性能發(fā)揮充分。

3 算例驗(yàn)證與分析

為驗(yàn)證本文推導(dǎo)的托底抗拔樁側(cè)摩阻力計(jì)算公式的準(zhǔn)確性和有效性，對(duì)文獻(xiàn)[7]中室內(nèi)模型試驗(yàn)樁進(jìn)行計(jì)算，并將計(jì)算值與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。根據(jù)文獻(xiàn)[7]的室內(nèi)模型試驗(yàn)，托底抗拔樁樁身尺寸和樁—土界面參數(shù)為l=1.1m，樁徑D=50mm，樁端樁土側(cè)摩阻力系數(shù)k=10560kN/m3，樁—土相對(duì)位移約1.2mm，上浮荷載為1.2kN。模型試驗(yàn)值與理論公式（7）計(jì)算值如圖5所示。

理論計(jì)算值與模型試驗(yàn)值高度一致，說(shuō)明本文提出的托底抗拔樁承載力計(jì)算數(shù)學(xué)模型是可行的。

由圖5可知，在樁端附近，室內(nèi)模型的側(cè)摩阻力突然減少，樁體在上浮荷載作用下向上移動(dòng)，樁端下部出現(xiàn)空洞，樁端土體出現(xiàn)應(yīng)力松弛現(xiàn)象，樁土側(cè)摩阻力系數(shù)顯著減少，因此出現(xiàn)側(cè)摩阻力減少的現(xiàn)象。數(shù)學(xué)模型不考慮土體松弛現(xiàn)象，忽略了樁端側(cè)摩阻力系數(shù)的變化。

為進(jìn)一步對(duì)比托底抗拔樁與普通抗拔樁的承載特性和差異性，在不同上浮荷載條件下，對(duì)公式（7）和公式（9）樁體位移數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，計(jì)算示例：樁長(zhǎng)為10m，樁周土重度為18kN/m3，樁徑為1m，摩阻力系數(shù)取值0.25，計(jì)算結(jié)果如圖6所示。

由圖6可知，在相同上浮荷載作用下，托底抗拔樁的樁端位移更大，表明樁側(cè)摩阻力主要由樁端提供，根據(jù)公式（10）可知，相同荷載作用下樁端位移越大，樁頂位移越小，建筑物更安全，因此，托底抗拔樁承載性能更優(yōu)。

4 結(jié)論

托底抗拔樁改善了樁體受力狀態(tài)，與普通抗拔樁相比，能充分利用材料性質(zhì)，抗拔承載效果更佳。通過(guò)分析2種樁型的受力模式，推導(dǎo)在上浮荷載作用下，樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮效果，建立理論計(jì)算模型，并進(jìn)行驗(yàn)證和對(duì)比。研究成果如下：托底抗拔樁樁端摩阻力先發(fā)揮，初期抗拔效果最佳，樁頂位移較??；普通抗拔樁樁頂側(cè)摩阻力先發(fā)揮，樁頂位移較大；托底抗拔樁改善了樁體變形特性。由普通抗拔樁的受拉狀態(tài)變?yōu)槭軌籂顟B(tài)，樁徑擴(kuò)大增加樁土側(cè)摩阻力系數(shù)，提高極限抗拔承載力；假設(shè)托底抗拔樁樁端側(cè)摩阻力發(fā)揮的邊界范圍為三角錐面，可以采用可視化試驗(yàn)結(jié)合數(shù)值對(duì)其進(jìn)行模擬，分析樁周土塑性區(qū)的變化規(guī)律。本文研究成果為托底抗拔樁的承載力發(fā)揮機(jī)理研究和工程實(shí)踐提供了參考。

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