砂土中根式抗拔桩模型试验研究

孙 砚侯超群朱大勇殷永高

(1.合肥工业大学 土木与水利工程学院,合肥 230009； 2.合肥工业大学 土木工程结构与材料安徽省重点试验室,合肥 230009; 3.合肥工业大学 汽车与交通工程学院,合肥 230009； 4.安徽省交通控股集团有限公司，合肥 230088)

1 研究背景

抗拔桩是建(构)筑物的一种重要的基础形式，广泛应用于大型地下室、高耸建(构)筑物、海上码头平台、悬索桥和斜拉桥的锚桩基础、大型船坞底板的桩基础和静荷载试桩中的锚桩基础等。

关于桩基础承受上拔荷载的研究， 国内外已经有了比较多的研究成果。 Meyerhof等[1]、 Dash等[2]和Alawneh等[3]分别开展过一系列的普通抗拔桩模型试验， 并提出相应的抗拔极限承载力理论公式。 刘文白等[4- 6]利用数值模拟方法对承受上拔荷载作用的桩基进行分析， 研究了桩身及桩周土的细观力学特征。 黄峰等[7- 8]通过有限元分析， 对垂直受力桩在桩顶上拔加载方式下的桩侧摩阻力进行了探讨研究,采用“套叠式”桩周土变形模式反映桩基荷载传递规律， 推导出抗拔桩荷载与位移关系的理论解。 陈小强等[9]通过室内抗拔桩与抗压桩模型试验比较， 得出这2种桩的桩身轴力分布具有相似特性， 而桩侧摩阻力则有较大的区别。 邵光辉等[10]通过试验研究了普通抗拔桩与托底抗拔桩的荷载传递特性， 探讨了泊松比对2种桩承载力的影响。

根式基础作为一种新型的以仿生机理而命名的变截面基础形式， 由殷永高[11]于2006年提出。 龚维明等[12]采用自平衡测试法对根式基础的受力机理进行分析， 探讨了根键的挤土效应及抗弯特性对提高基础承载力的作用。 周广腾等[13]采用弹塑性有限元法， 对某公路长江大桥的根式基础原位试验进行数值模拟， 通过改变根式基础的结构布置， 分析了根式基础的受力特性。 龚维明等[14]结合现场试验与工程实例分析研究普通沉井基础与根式基础的竖向承载能力与承载变形特性， 提出在厚覆盖土层地区可以考虑用根式基础替代传统沉井基础或摩擦型桩基础， 在大跨径桥梁建设中进行推广应用。 刘彦峰等[15]采用自平衡试桩法检验根键式桩基础的施工工艺和成桩后的承载力， 验证了根键能提高基桩承载力和减小桩顶沉降， 并结合计算结果对根键式桩基础的设计和施工提出了建议。 Yang等[16]进行了根式桩的现场静载试验， 并绘制出了根式桩的Q-S曲线(Q为上拔荷载，S为上拔位移)。

目前，国内外学者针对根式桩的研究多为对根式桩抗压性能的研究，但是关于根式桩抗拔特性的现有资料偏少，为了提高根式抗拔桩在工程中应用的效率和可靠度，有必要对其作进一步的研究。本文通过室内模型试验，对根式抗拔桩在砂土中受上拔力时的位移及内力进行研究，对比分析普通抗拔桩和根式抗拔桩2组试桩在相同砂土环境的承载特性，得到上拔过程中桩身轴力、桩侧摩阻力的发挥及荷载传递规律。此外，本文还对根键处于桩身不同位置时的极限抗拔承载力和位移进行对比分析，以期为工程设计提供了可靠的数据参考。

2 模型试验概况

2.1 模型箱与试验土料的准备

试验装置如图1，模型箱框架由边长50 mm的等边角钢通过螺栓连接，模型箱尺寸为2.0 m×2.0 m×2.5 m(长×宽×高)，箱底铺设模板,尺寸为2.0 m×2.0 m×0.01 m(长×宽×厚)，并与地面直接接触，箱壁采用钢化玻璃，壁厚120 mm。填砂至1 m高度。

图1 加载装置示意图与实物Fig.1 Schematic diagram and photo of load device

模型桩在成桩及加载过程中对砂土的影响范围为(3～8)D，D为桩的直径[17]。本次试验桩直径为8 mm，桩端下卧层砂层厚度为500 mm(63D)，桩外壁距模型箱内壁距离为124D，远远超出桩对砂土的影响范围，故满足边界效应要求。试验土体采用砂性土，为保证整个试验过程中砂土含水率保持不变，模型箱内所有用砂均经过晾晒烘干并过筛，制备出粒径d≤2 mm的砂土作为试验用砂，通过室内土工试验检测得到砂土基本物理力学性质指标如表1所示，颗粒级配曲线如图2所示。砂土不均匀系数Cu=4.63，曲率系数Cc=2.17。

表1 砂土的物理力学性质指标Table 1 Physical and mechanical properties of sand

图2 颗粒级配曲线Fig.2 Particle-size distribution of sand

2.2 模型桩的制作

本次试验所用模型桩P1和P2均为以尼龙为主体材料制作的实心圆桩，经过轴心抗压加载试验测得材料弹性模量E=2.023 8 GPa。为了增强桩土摩擦力，参考罗耀武等[18]模型桩试验方法，采用在桩身粘贴一层砂纸。处理后的模型桩外径80 mm，桩身长度600 mm，入土深度500 mm。根键为相同尼龙材料切割制作而成，在桩身设定位置插入，连接成为一个整体构件。插入桩身部分根键直径为16 mm，深度为32 mm，外露部分为20 mm×20 mm×50 mm的长方体结构形式。根键尺寸及位置如图3所示。

图3 根键照片及桩截面细部尺寸Fig.3 Photo and detailed dimensions of pile sectionwith roots

设定P1为普通抗拔单桩，P2为在入土230 mm深度处设置一层根键形式的根式抗拔桩。沿桩身对称布置8个测试断面，并在断面处粘贴BX120-20AA型应变片，电阻值为(119.9±0.1)Ω，灵敏系数为(2.08±1)%。测点及根键布置情况如图4所示。

图4 模型桩实物及尺寸示意图Fig.4 Photo and schematic diagram of model piles

2.3 桩-土界面摩擦角

桩-土界面的摩擦角通过直剪试验来测定。在与桩身相同材质的尼龙棒桩周裹布01#W50砂纸，将其放置在直剪仪器的下剪切盒内，裹砂纸面与剪切面平齐；上剪切盒内按照与试验箱内相同的填砂密度装填干砂，按照直剪试验的操作要求施加多组垂直压力进行剪切，并最终测得其桩-土界面摩擦角为38.7°。

2.4 试验方法

本次模型试验用桩全部采用预埋式成桩法，即在模型箱内砂土达到一定高度后，预先将模型桩固定在箱内一定位置，并保持竖直向下，然后用砂雨法制作土样，将砂土填筑至预定高度。填筑过程中每150 mm采用小型手提式混凝土振动抹光机进行振动抹平，振动频率为2 840次/min。每层振动2遍，再利用轻型触探仪对砂土的密实度进行检测，选取桩周影响范围内的6个点，得标准贯入击数N=22，密实度基本一致。

2.5 加载方式

本次试验通过钢丝绳、滑轮组、加载托盘和砝码对模型桩施加竖直上拔荷载，通过加砝码这种静力加载方式，可以保证每级荷载加载稳定，在试验过程中不需要进行补压。整个试验过程采用慢速维持荷载法进行加载，加载过程如图5(a)所示。在施加荷载后的5，10，30，60 min通过观测百分表记录桩身上拔位移量。当上拔位移量达到相对稳定值时，进行下一级加载，直至将试桩拔出，一般取S-lgt曲线斜率发生突然增大的前一级荷载作为极限抗拔承载力。桩体拔出破坏情况如图5(b)所示。

图5 试验加载过程及桩体拔出破坏照片Fig.5 Loading test and pile failure

图6 抗拔桩P1和P2的Q-S曲线Fig.6 Curves of Q-Sof pile P1 and P2

3 模型试验结果与分析

3.1 荷载-沉降规律分析

普通抗拔桩P1与根式抗拔桩P2的Q-S曲线对比如图6所示。

由图6可知，抗拔桩属于“陡降型”破坏。在荷载不大时，2根抗拔桩的Q-S曲线为直线段，曲线较为平缓。随着荷载增大，曲线的斜率也相应增大，曲线由缓变型转向陡变型，下部土体由弹性进入塑性，桩与周围土体均产生相对位移，桩顶上拔位移迅速增长，最后整根桩被拔起，抗拔桩失效。

图7为抗拔桩P1和P2的S-lgt曲线。由图7可看出，抗拔桩P1的曲线斜率在250 N时明显增大，取其极限抗拔承载力为上一级荷载237.5 N。同理，根式抗拔桩P2的极限抗拔承载力为375 N。桩P1和P2分别在上拔位移S1=1.86 mm和S2=2.36 mm处达到承载力极限值。由此可知：相同条件下，根式抗拔桩P2较之于一般抗拔桩P1，其极限抗拔承载力提高约57%；桩P2在桩P1的极限抗拔承载力作用下，其上拔位移为0.31 mm，与P1上拔位移1.86 mm相比，仅为其1/6，较大程度增加其工程安全性。

图7 抗拔桩P1和P2的S-lgt曲线Fig.7 Curves of S-lgt of pile P1and P2

3.2 桩身轴力传递分析

模型试验完成后，2根试桩的桩身完整性良好，抗拔桩失效系土体破坏。在整个上拔过程中，桩身轴力随着深度的增加，呈逐步减小的趋势。在靠近桩顶附近，轴力较大且接近于桩顶外加荷载，越靠近桩端轴力越小。P1,P2桩在各级荷载下的桩身轴力分布如图8所示。

图8 抗拔桩P1和P2的桩身轴力分布曲线Fig.8 Curves of axial force distribution along pileP1 and P2

从图8中可以看出：

(1)普通抗拔桩P1在每一级荷载下，桩身的轴力会随着深度的增加而逐渐减小，且轴力曲线的轴力递减速率会因为荷载的逐步增加而增大。在较小荷载时，桩身轴力沿深度均匀减小，当荷载增大时，表现为桩身上部轴力缓慢减小，桩身下部轴力急剧减小。这说明普通抗拔桩的桩身轴力会随着荷载的增加，逐渐转移到桩下部，由桩下部土体承担。

(2)根式抗拔桩P2与普通抗拔桩P1相比，桩身轴力在根键位置处发生明显变化，轴力大幅减小，其减小的轴力由根键承担。距离根键约1倍根键长度外，轴力曲线斜率趋于平缓，说明根式抗拔桩在根键处的轴力变化是由于根键与周围土体的相互作用产生的“根效应”极大地分担了桩顶荷载。在1倍根键长度范围处，桩身轴力会继续按照普通抗拔桩的传递模式逐渐减小。

图9 抗拔桩P1和P2的桩侧摩阻力分布曲线Fig.9 Curves of lateral frictional resistance along pileP1 and P2

3.3 桩侧摩阻力作用分析

P1,P2桩在各级上拔荷载下的桩侧摩阻力分布如图9所示。

从图9中可以看出：

(1)普通抗拔桩P1桩侧摩阻力总体随埋深的增加而增大，摩阻力随荷载的增加而增加，且增长速率也逐渐增加。随着荷载的增加，P1桩上部侧摩阻力变化不大，中下部桩侧摩阻力显著增加。在达到极限荷载时，桩侧摩阻力达到最大值5.01 kPa。这说明，普通抗拔桩在上拔过程中，侧摩阻力是从上部发挥并逐渐向下传递，并最终在桩身下部达到最大侧摩阻力。在桩底位置，侧摩阻力有细微的减小趋势，这是因为当荷载足够大时，桩底部侧摩阻力发挥达到极限值，整个桩身产生一定的上拔位移，由于桩身的上抬致使桩端部与土体分离，产生空腔[4]。空腔的出现使桩侧面土体密实度降低，伴随应力重分布，桩周水平有效应力减小，侧摩阻力小幅减小。而桩侧摩阻力可由式(1)求得，即

fs=σ′htanδ=Kσ′vtanδ。

(1)

式中：σ′h为水平有效应力；σ′v为垂直有效应力；K为静止土压力系数；δ为桩-土界面摩擦角。

(2)根式抗拔桩P2在根键以上部分桩身侧摩阻力分布趋势类似于普通抗拔桩，侧摩阻力随着深度的增加而增大。在根键上下一定范围内，侧摩阻力迅速增大，并且这种增大趋势随着桩顶荷载的增加而愈加明显。在根键下2倍根键长度范围内，桩侧摩阻力逐渐减小，之后以普通抗拔桩侧摩阻力变化趋势增加，直至桩身下部靠近桩端附近达到另一个峰值，这种侧摩阻力强化效应会因桩身的上拔位移，桩底与土体分离而产生空腔效应终止，并最终使得桩侧摩阻力减小。

2组试桩P1,P2的侧摩阻力发挥均呈现非同步性，P1桩的侧摩阻力在桩身下部达到最高值，P2桩的侧摩阻力在根键处达到最高值，在桩身下部达到次高值。

为了进一步分析试桩在不同荷载下各桩长位置处的侧摩阻力的变化情况，图10给出了抗拔桩P1和P2在不同埋深处桩侧摩阻力与桩顶荷载比Q/Qt(Qt为最大的桩顶荷载)关系曲线。

图10 抗拔桩P1和P2的桩身不同深度处侧摩阻力随桩顶荷载比Q/Qt的变化Fig.10 Variation of lateral frictional resistance ofpile at different depths against load ratio Q/Qtat the top of pile P1 and P2

由图10可知，普通抗拔桩P1和根式抗拔桩P2的各埋深处的侧摩阻力都随荷载比增加而增大，在同级荷载下，桩P1的桩身下部靠近桩端位置侧摩阻力始终为最大值，而桩P2在根键位置处侧摩阻力达到最大值，桩身下部靠近桩端位置侧摩阻力次之。

图11可以反映出2组桩在不同荷载下的侧摩阻力随桩深的变化情况。

图11 抗拔桩P1和P2在不同荷载下侧摩阻力随桩深的变化Fig.11 Changes of lateral frictional resistance of pile P1and P2 against depth under different load levels

由图11可知：

(1)在根键位置以上部分，2组桩的侧摩阻力大小及变化趋势相近。

(2)根式抗拔桩P2较之普通抗拔桩P1在根键位置处侧摩阻力大幅增长。

(3)在桩身中下部和桩端位置处，P1桩的侧摩阻力大于P2桩的侧摩阻力。

这种情况发生的原因是由于公式算得的摩阻力是等直径桩段的平均摩阻力，在根键处算得的摩阻力为等直径桩段的侧摩阻力和根键的端承力的合力而简化成的等效平均侧摩阻力。在根键影响范围内，桩P2的等效平均侧摩阻力大于桩P1的侧摩阻力；在根键影响范围外，桩P2根键的端承力不再发挥，计算得出的侧摩阻力小于同位置处的桩P1的侧摩阻力。

4 不同根键位置下桩体的承载力及位移分析

选取与试桩P1相同尺寸的桩身，在桩身不同位置处分别设置一层根键，桩的编号分别为P2,P3,P4，通过不同根键位置的比较，研究根键位置不同对抗拔承载能力的影响。试桩P2,P3,P4的根键上层距砂土面距离分别为230,310,390 mm，3根试桩尺寸示意图如图12所示，Q-S曲线如图13所示。

图12 根键不同位置处的试桩尺寸示意图Fig.12 Dimensions of test piles with roots set atdifferent positions

图13 抗拔桩P2,P3,P4的Q-S曲线Fig.13 Curves of Q-S of pile P2, P3, and P4

由图13可以看出：

(1)试验中，3根试桩P2，P3，P4的抗拔承载力因为根键位置的不同发生了变化，单层根键抗拔桩P4根键位于桩身靠近底部位置， P2根键位于桩身中间位置， P3根键位于两者之间。

(2)三者之中，根键位于最下端的抗拔桩P4承载力最大，抗拔桩P3承载力次之，抗拔桩P2承载力最小。

(3)在极限荷载作用下，试桩P2，P3，P4的桩身上拔位移量分别是2.36，2.47，2.56 mm。

在极限荷载作用下，桩基础的破坏主要是根键上部土体和桩周土体的破坏。根键上部的土体主要是以压密变形为主，伴有少量的侧向剪切位移。根据根键受力情况，在极限荷载作用下，当桩部土体受到的剪应力大于土体的抗剪强度时，土体则发生侧向挤出。在承受基础顶部荷载时，因土体以压密变形为主，并伴随少量侧向挤密变形。其破坏模式如图14所示。当根键位置越靠近桩底，根键上部的土体对于根键的压密效果越明显，桩体的抗拔承载力越大。

图14 根式抗拔桩受拉时桩身及根键受力示意图Fig.14 Forces acting on uplift pile body and rootsunder vertical uplift load

5 结 论

通过对砂土中的2组模型桩进行抗拔试验并分析，可以得出以下几点结论：

(1)通过对Q-S曲线的分析可得，2组试桩的抗拔试验都属于“陡降型”破坏。根式抗拔桩较普通抗拔桩，其抗拔承载力提高57%。在相同荷载等级下，根式抗拔桩的上拔位移明显小于普通抗拔桩，在普通抗拔桩P1极限荷载加载下，根式抗拔桩P2上拔位移仅为P1上拔位移的1/6，大大增加了工程安全性。

(2)普通抗拔桩P1与根式抗拔桩P2的桩身轴力分布具有相似的规律，即随着深度增加，轴力逐渐降低并趋于0。但是根式抗拔桩在根键位置处的轴力变化比普通抗拔桩更明显。

(3)2组试桩抗拔时，侧摩阻力的发挥都是非同步的。普通抗拔桩P1的侧摩阻力发挥过程为从上部开始发挥向下传递，随着荷载增加，桩上部侧摩阻力变化不大，桩中下部侧摩阻力迅速增加；根式抗拔桩P2在根键上下一定范围内侧摩阻力显著增大，根键处等效平均侧摩阻力承担部分荷载，超出根键影响范围外，侧摩阻力变化趋势与普通抗拔桩类似。

(4)在不同位置处布置根键的3根根式抗拔桩P2，P3，P4，由于根键位置的不同，致使3根试桩的极限抗拔承载力也发生改变。根据试验数据及Q-S曲线图可以分析得出，根键设置在桩身越靠近桩底的位置，试桩的极限抗拔承载力越高。因此，在保证根键强度不受破坏和根键易于安装的条件下，尽量将根键位置设置在靠近桩底，是提高根式抗拔桩承载能力的有效方法之一。

本试验是针对根式抗拔桩力学特性的一次探索性的试验，由于其试验工况相对简单，试验结果暂时还不能用于指导具体的工程实践。试验结果为后续试验作了铺垫，针对不同样式根键的根式桩在不同土体中的抗拔性质还需要作深入的研究。