AM 工法抗拔桩承载性状及影响因素分析

2021-06-18马骏翔丁青松陶连金

工程质量 2021年5期

范磊，马骏翔，丁青松，陶连金

（1.北京市建设工程质量第一检测所有限责任公司，北京 100039；2.北京工业大学，北京 100124）

0 引言

地下工程开发经常遇到地下水位较高的问题，当上部结构荷载不能平衡地下水浮力时，结构整体或局部就会失稳。为了抵抗水对结构产生的上浮力经常采用抗拔桩提高竖向抗拔承载力。在某些水位高、地上荷载小、地下开挖深的工程采用等直径桩，往往不能满足承载力与沉降要求，而扩孔桩能大幅度提高抗拔承载力且经济优势明显［1］，所以得到广泛应用。

1 工程概况

天津某工程位于建设路、南京路、浙江路交汇处，四周紧邻新华书店、凯旋门、滨江国际大酒店和滨江购物中心等构筑物。工程主体地下结构部分，南北宽度为 76 m，东西长度为 240 m，基坑最深 14.5 m，工程占地 13 489 m2，地上建筑总面积 31 444 m2。地下结构施工采用盖挖逆作法，中间支撑柱直接插入基桩上，要求成桩质量和成桩位置满足设计要求，确保支撑柱能够安装就位。为了提高单桩竖向抗拔和抗压承载力，在桩底和桩身中部两次扩孔，必须保证桩端沉渣和扩孔直径［2］。本工程要求成桩质量有保证，经济效益明显［3］和成桩环境友好，所以采用日本先进的全液压可视可控旋挖扩孔施工工法进行施工，以下简称 AM 工法。

2 静载试验

2.1 现场静载试验

为了验证 AM 工法扩孔桩在该工程的适用性，现场做了 3 根试验桩，进行竖向抗拔承载力静载试验。试验桩设计参数为：桩长 43.0 m，桩径φ1 500 mm，桩端和距桩顶 27.4 m 处扩孔直径φ2 500 mm，扩孔高度 3.4 m，扩孔率 2.78。按类型划分属于大直径中长扩孔灌注桩［4］。试桩钻孔清孔完毕后，采用接触式仪器组合法进行钻孔灌注桩成孔质量检测，检测数据表明符合设计要求，检测结果如表 1 所示。

表1 成孔质量检测结果表

依据 JGJ 94－2008《建筑桩基技术规范》，试验以锚桩提供反力，采用慢速维持荷载法进行竖向抗拔承载力破坏试验［5］。1# 试验桩加载至 10 800 kN 时，桩顶累计上拔量δ=53.36 mm 并稳定，加载至 12 000 kN时，δ=83.25 mm 位移不收敛，终止加载。2# 试验桩加载至 13 200 kN 时，桩顶累计上拔量δ=57.68 mm 并稳定，加载至 14 400 kN 时，δ=99.73 mm 位移不收敛，终止加载。3# 试验桩加载至 13 200 kN 时，桩顶累计上拔量δ=52.74 mm 并稳定，加载至 14 400 kN 时，δ=98.09 mm位移不收敛，终止加载。三根试验桩的单桩竖向抗拔极限承载力试验结果归纳如表 2 所示。

表2 单桩竖向抗拔极限承载力试验结果表

对三组试验数据进行分析，判定 3 根试验桩的极限抗拔承载力分别为 10 800 kN、13 200 kN 和 13 200 kN，统计特征值 Sn＜0.15，依据规范单桩竖向抗拔极限承载力标准值取平均值为 12 400 kN。

2.2 数值模型建立

根据地层分布和桩身尺寸，建立 FLAC3D 数值模型，模型是以桩中心为轴心的圆柱体，直径取 20 倍桩径为 30 m，轴向长度取 2 倍桩长为 86 m。桩身、桩周土体及桩端土体网格单元进行加密，提高计算分析精度［6］。同时为了缩短计算时间，取 1/4 模型进行计算，有限差分模型网格如图 1 所示。计算模型中土体采用 Mohr-Coulomb 弹塑性模型，AM 工法桩为钢筋混凝土材料采用线弹性模型，为了模拟桩土间的摩擦和滑动，桩土间设置接触面。桩体重度取 2 551 kg·m-3，体积模量取 31 834 350 kPa，剪切模量取 27 356 791 kPa，土体力学参数如表 3 所示。

表3 土层物理力学参数

图1 有限差分模型网格

2.3 数值计算对比

现场 3 根试验桩的U-δ曲线和数值模型计算的U-δ曲线汇总如图 2 所示。从图 2 中可以看出，数值模型桩的U-δ曲线与 3 根试验曲线趋势一致吻合较好，模型设置参数选取较为合理。本文将以此模型桩为基础，进一步分析单桩抗拔承载性状及其影响因素。

图2 桩的实测和数值计算 U-δ 曲线

3 扩孔抗拔桩承载性状分析

相比等直径桩，在桩端和桩身中部扩孔，能够极大提高单桩竖向抗拔承载力，而且土体参数越高，承载力提高幅度越大。在同等抗拔承载力的情况下，采用桩端和桩身扩孔施工，可以缩短桩长、减少混凝土用量和加快工期，具有显著的经济技术效益。

3.1 扩孔桩与等直径桩承载力比较

3 根试验桩均为两次扩孔桩，在桩端和中部各扩孔一次，没有做等直径桩的试验。为了更加直观地对比分析这两种桩型承载力的差异，以经过验证的数值模型桩为基础，采用相同的参数，去掉扩孔部位，重新计算等直径桩的U-δ曲线，结果如图 3 所示。

从图 3 中可以看出，两次扩孔桩的竖向抗拔承载力比等直径桩的竖向抗拔承载力有非常明显的提高。在桩顶上拔荷载加载至 6 000 kN 时，两者U-δ曲线几乎重合，曲线大致成线性，沉降变形规律一致，说明承载性状相似。从 6 000 kN 至加载结束，U-δ曲线有明显差异，说明两次扩孔极大改变了抗拔承载性状，对提高抗拔承载力起到了十分关键的作用。

图3 等直径桩及扩孔桩 U-δ 曲线

3.2 桩土体系变形规律

通过分析数值模型桩在逐级施加桩顶上拔荷载过程中，桩身及桩周土体的竖向变形规律，可以有助于理解桩土体系承载性状。

数值模型桩及桩周土体位移分布如图 4 所示。

图4 桩土竖向位移分布（单位：mm）

从图 4 中可以看出，当桩顶上拔荷载加载至8 400 kN 时，桩和桩间土基本处于粘结状态，变形比较协调，相对变形较小，说明处于一个共同承载状态。

随着桩顶荷载逐渐增大，桩侧摩阻力从上往下逐渐完全发挥，这与位移云图中桩身与土体从上往下逐渐分离是对应的。说明了摩阻力的发挥与桩土相对位移密切相关，摩阻力的充分发挥需要一定的桩土相对位移［7-9］。

在桩顶上拔荷载加载至 13 200 kN 时，桩身与土体发生了整体滑移，侧摩阻力完全发挥，此时U-δ曲线中位移增量相较前一级荷载发生较明显增加。

在桩顶上拔荷载加载至 14 400 kN 时，侧摩阻力几乎完全发挥，在扩孔位置两个桩身扩孔对土体产生了强烈的挤压，多出来的桩顶荷载几乎由这部分土体承担。

总体来看，随荷载增大，侧摩阻力从上往下逐步完全发挥，在侧摩阻力完全发挥后，扩大端对桩顶荷载的分担起到了非常关键的作用。在加载过程中，桩身发生位移的量级与与土体不同，桩身表现为一个整体向上移动，说明桩身刚度与土体差异较大。

3.3 桩周土体屈服特性

在桩顶上拔荷载作用下，桩身会相对桩周土体有向上的位移。当上拔荷载较小时，整体呈现一种弹性变形。当上拔荷载较大时，桩身会与土体产生滑移，以获得更大的摩阻力。桩身扩孔部位向上移动，会挤压土体产生塑性变形，以获得更大的阻止桩向上移动的抗力。从图 5 中可以看出，当加载至 8 400 kN 时，桩端首先出现了塑性区，加载至 9 600 kN时，桩身扩孔部位也产生了塑性变形，继续加载，两部分的塑性区不断扩大，最后连成一片，发生屈服破坏。加载过程中的塑性区分布与变形分布规律是一致的，发生塑性变形的区域是变形较大的区域，而只有发生较大的变形，才能进入塑性屈服变形状态，两者是密切联系的。

4 扩孔抗拔桩承载性状影响因素分析

在 JGJ 94－2008《建筑桩基技术规范》中，单桩抗拔极限承载力跟多种因素相关，如桩长、桩径、施工工艺及土的物理力学参数等［10］。本文重点研究抗拔桩桩长、桩身直径、扩孔直径、扩孔次数及桩身模量对 AM 工法抗拔桩承载性状的影响。为了简化计算便于分析，土体和桩体物理参数取值如表 4 所示，模型桩的几何尺寸同工程试桩。

表4 基本计算参数表

4.1 桩长对单桩承载性状影响［10］

施加相同的桩顶上拔荷载，其他参数不变，当数值模型桩桩长分别为 33、43 和 53 m 时，U-δ曲线如图 5 所示。从图 5 中可以看出，随桩长的增长，在相同的上拔荷载作用下，桩顶的上拔量在逐渐减少，相同的桩顶上拔量需要的上拔荷载越来越大，说明单桩抗拔承载力随桩长增长而增大。增加的抗拔承载力主要包括两部分：①是由于增加的桩长而增加的桩侧摩阻力；②是由于桩长增加，参与承载的桩身或土体自重也增加了，这与桩基规范中抗拔承载力的计算相吻合。

图5 不同桩长时单桩 U-δ 曲线

4.2 桩身直径对单桩承载性状影响

施加相同的桩顶上拔荷载，其他参数不变，当数值模型桩身直径分别为 1.2 m、1.5 m 和 1.8 m 时，U-δ曲线如图 6 所示。从图 6 中可以看出，随桩径增大，整体上拔量在逐渐减少。以直径 1.2 m 为基准，1.5 m 和 1.8 m 直径的桩最终上拔量与 1.2 m 桩相同时，表现出的极限抗拔承载力逐渐增大，也从侧面说明在未达到极限状态时，摩阻力的发挥与桩土相对位移密切相关。桩径为 1.2 m、1.5 m 和 1.8 m 时，桩周每延米面积为 3.77 m2、4.71 m2和5.65 m2，增大桩身直径时，增大了桩身与土体间的接触面积，增加桩侧摩阻力。在增大桩径的同时，也增大了桩身自重，也能提供更多的竖向抗拔力。

图6 不同桩径时单桩 U-δ 曲线

4.3 扩孔直径对单桩承载性状影响

施加相同的桩顶上拔荷载，其他参数不变，当数值模型扩孔直径分别为 2.3 m、2.5 m 和 2.7 m 时，U-δ曲线如图 7 所示。从图 7 中可以看出，不同扩孔直径时，U-δ曲线大致分直线段和曲线段，直线段沉降规律接近，承载性状相似。曲线段可以看到随扩孔直径增大，承载力在逐渐增加，但增加幅度呈减少趋势。扩径会增加桩身周长，增大每延米的桩侧摩阻力，而且扩径部位能够提供的抗拔承载力潜力较大，能够产生更大的桩土相对位移，从位移图及塑性图上可以看出，在承载后期扩径部位的土体变形剧烈，塑性区主要分布在这个区域。扩径部位的作用主要是约束了桩土间的变形，增大了桩土间应力，使桩侧摩阻力得到了充分的发挥，极大的提高了桩的抗拔极限承载力。

图7 不同扩孔直径时单桩 U-δ 曲线

4.4 扩孔次数对单桩承载性状影响

施加相同的桩顶上拔荷载，其他参数不变，当数值模型仅保留桩底扩孔时扩孔次数为一次，与试验桩参数一致时扩孔次数为二次，在距地表 10.4 m 深度增加一次扩孔时扩孔次数为三次，3 种扩孔次数的U-δ曲线如图 8 所示。从图 8 中可以看出，在桩顶荷载加载至 8 400 kN 时，U-δ曲线几乎重合，在桩顶荷载为 8 400 kN 至 14 400 kN 段，3 条曲线差异逐渐增大。二次扩径相比一次桩端扩径能有效减少桩顶上拔量，增大极限抗拔力。三次扩径相比二次扩径也能减少桩顶上拔量，增大极限抗拔力，但增大效果不如前者明显，说明增加扩径次数能够增加抗拔承载力，但效果呈现递减规律。从技术和经济两个方面考虑，存在一个最适合的扩径次数。相较于减少扩孔直径，减少扩孔次数对承载力影响更明显。

图8 不同扩孔次数时单桩 U-δ 曲线

4.5 桩身模量对单桩承载性状影响

施加相同的桩顶上拔荷载，其他参数不变，当桩身模量分别为 22 000 MPa（C 15）、31 500 MPa（C 35）、38 000 MPa（C 80）和 2 800 MPa 时，U-δ曲线如图 9 所示。从开始加载至加载结束，整体变化均匀，不存在重合或近似重合段，与前面 4 个影响量明显不同。

图9 不同桩身模量时单桩 U-δ曲线

桩侧摩阻力是从上往下逐渐发挥的，而且随桩顶上拔荷载增大从上往下逐渐充分发挥。桩身模量越大，整体性越强，越表现得象一个刚体，在加载初期桩身就会相对土体产生一个整体的移动。桩身模量增大，在加载初期就能让桩身下部的摩阻力发挥作用。当桩身模量减少，下部摩阻力发挥作用滞后，需要更多的桩顶上拔量才能让下部摩阻力发挥，U-δ曲线上也能体现这个规律。

在混凝土标号为 C15、C35 和 C80 时，U-δ曲线规律一致，沉降差异较小，说明在保证桩身混凝土质量的情况下，提高混凝土标号能够提高承载力，但是提高幅度不明显。因此，在满足设计施工要求的情况下，没必要采用更高的混凝土标号。

桩身模量设为 2 800 MPa，代表桩身混凝土强度未达到设计要求或是桩身施工质量存在问题。在这种情况下做静载试验，得到的U-δ曲线上拔量会偏大，得到的抗拔极限承载力会偏少。因此在做静载试验时，一定要保证混凝土龄期达到要求。基桩施工时，现场要保证浇筑质量，后期以低应变法、声波透射法或钻芯法检测桩身完整性和强度，保证上部结构的安全。