等截面抗拔桩承载力现场试验与数值模拟分析

宗文亮

(宁波同元检测科技有限公司，浙江 宁波 315000)

0 引 言

随着我国经济建设的快速发展，城市建设规模不断扩大，城市发展与土地资源短缺的矛盾越来越突出，开发利用地下空间已成为城市可持续发展的必经之路[1-4]。现代城市中的地下铁道、地下街、地下车库、地下变电站以及城市防灾设施(如人防工程)等，都是城市地下空间开发利用的具体形式。

伴随城市地下空间的开发利用，地下结构物的浮力问题已逐渐突显，基础完工后，地下水位随时间的推移逐渐恢复到正常水位，对基础产生较大浮力，特别是我国沿海地区，其地下水位高、土层多处于饱和状态，同时还时常受到台风、暴雨袭击，形成城市内涝而使得短期内地下结构所受浮力大幅增加，因此其抗浮问题更需引起高度重视[5-9]。

在现行地下结构工程设计中，针对地下水位高、地下结构浮力大的地区，多采用增设抗拔桩来满足地下结构的抗浮，要使抗拔桩发挥作用，必须使其产生一定的隆起变形量[10-11]。陈尚荣等[12]通过现场足尺试验发现土层、桩长、桩径等因素对扩底抗拔桩的承载力和变形有较大影响。韩丽等[13]通过现场试验发现承压水及抗拔桩施工工艺引起的桩侧摩阻力的降低是导致抗拔桩抗拔承载力不足的原因。穆锐等[14]结合工程岩土参数和试验数据进行数值分析，建立了土岩组合岩体抗拔桩极限承载力解析式。

本文对上海铁路南站南广场地下工程抗拔桩进行现场试验，并从抗拔桩受软土性质影响的基本原理出发，探讨影响抗拔桩承载力的因素，再通过对不同土层参数抗拔桩作用的数值模拟分析，计算分析土体弹性模量、粘聚力和内摩擦角等参数对等截面抗拔桩的承载力影响。

1 等截面抗拔桩现场试验

抗拔桩现场试验对象为上海铁路南站南广场地下工程中抗拔桩，抗拔桩为钻孔灌注等截面直桩，桩型为：C1型试桩(桩长57m、桩径700mm的混凝土灌注桩)2根，上海铁路南站典型地质剖面图及C型试桩示意图如图1所示。

试验设备由四根12000kN的反力梁和两台5000kN的千斤顶等组合而成，加荷量由JCQ-503C静力荷载测试仪控制，使用0.4级精密压力表进行荷载校核。试桩桩顶和桩端沉降量采用大量程容栅式位移传感器测定。测力传感器采用ZXY-2型频率巡检仪测定，量测精度为0.1Hz。位移量测的基准系统是基准桩和基准梁系统，位移传感器用磁性表盘固定在基准梁上，形成独立系统。

图1 上海铁路南站典型地质剖面及C型桩示意图

现场选用两根试桩(C1-1和C1-2试桩)进行抗拔试验，试验的荷载-位移曲线如图2和图3所示。C1-1和C1-2试桩的Q～S曲线和S～lgQ曲线上未有明显的向下弯曲点，试验终止时各试桩均未达到破坏，各试桩的极限抗拔承载力均不小于停止加载时桩顶的荷载，故各试桩停止加载时的桩顶荷载作为试桩的极限抗拔承载力。C1型试桩的极限抗拔承载力、最大上拔量及卸载后的残余变形等如表1所示。

表1 C1型桩的极限承载力、最大上拔量和残余变形

图2 C1型桩的荷载～桩顶位移曲线

图3 C1型桩的桩顶位移S～lgQ曲线

试验中的C1型试桩(桩长57m，桩径700mm)的极限抗拔力不小于4000kN。试桩桩顶的最大上拔位移分别是23.43mm和25.12mm。卸载至0kN之后，各试桩的桩顶残余位移量分别是6.50mm和10.45mm，桩端的残余变形分别是2.66mm和5.34mm。

围护结构设计抗拔力对应的隆起变形应很小，且要尽量保证处于弹性恢复阶段。从上海铁路南站南广场地下工程抗拔桩试验的Q～S曲线可知，当桩基上拔量得到3mm左右时出现第一个拐点，此前上拔荷载与上拔量之间近似呈直线关系，于是分别取抗拔桩上拔1mm和2mm时桩基的上拔荷载如表2所示。

表2 桩顶位移与桩顶荷载关系表

桩本身的自重为548.13kN，故桩顶位移为1mm和2mm时所对应的桩侧摩阻力值如表3所示。

表3 桩顶位移与桩侧摩阻力关系表

桩顶位移为1mm和2mm时的桩侧摩阻力与单桩竖向侧壁摩阻力极限值之比，如表4所示。

表4 桩侧摩阻力与单桩竖向摩阻力极限值比值表

抗拔桩需要达到足够大(20～30mm甚至更大)的上拔量才能充分发挥抗拔桩的抗拔能力，在如此大的上拔量下，地下结构与其下土层的紧密状态已经不复存在，二者已经完全脱开，地下结构的受力状态将发生改变。

2 土体参数抗拔桩承载力影响

2.1 有限元计算模型

采用通用有限元软件ABAQUS进行建模与分析。桩土均采用轴对称实体单元，土体为Mohr-Coulomb弹塑性本构模型，桩身为线弹性体，桩土间的剪应力和剪切位移采用罚函数的形式。边界条件为模型的底部径向和竖向位移均约束，模型外侧的径向位移约束。有限元模型土层参数如表5所示。

2.2 现场试验参数反演

选取上海铁路南广场抗拔桩现场试验结果进行参数反演，选用C1型桩进行分析。图4为现场单桩抗拔试验Q～S成果与有限元结果的对比，通过反复细化有限元网格和调整桩土接触参数(最终摩擦系数取为0.3)，二者吻合较好。说明计算中所取的桩土接触面参数、桩身材料参数及有限元网络划分合理，能够较好地模拟抗拔桩的试验过程。

表5 各土层物理力学参数

图4 有限元模拟和试验结果对比

2.3 土体参数抗拔桩承载力影响分析

在计算中考虑土体弹性模量、粘聚力和内摩擦角的不同对抗拔桩承载力的影响，按照上述计算中拟合得到的参数，对影响抗拔桩承载力的这些因素进行了对比计算。

2.3.1 弹性模量对抗拔桩承载力的影响

(1)在土体不同弹性模量的Q～S曲线中，都有明显的拐点，从图中可以直观地看出桩的极限上拔承载力。土体弹性模量为10MPa的Q～S曲线的极限荷载为4430kN，对应的上拔量为16.89mm。土体弹性模量为20MPa和30MPa的Q～S曲线的极限荷载分别为4745kN和4957kN，对应的上拔量分别为10.49mm和8.53mm，如图5所示。

(2)当土体弹性模量提高1倍和2倍时，抗拔桩的极限承载力分别增加7.1%、11.9%，对应的桩顶上拔量分别降低37.89%、49.5%。可见，当土体的弹性模量增加时，抗拔桩的极限承载力相应的增加，而桩顶上拔量相应的减少，且对桩顶位移影响较大。

(3)在桩顶作用相同的荷载下，土体弹性模量为10MPa的Q～S曲线对应的桩顶上拔量最大，并且随着土体弹性模量的增加，桩顶上拔量逐渐减少。

图5 土体弹性模量对抗拔桩承载力的影响曲线

2.3.2 粘聚力对抗拔桩承载力的影响

(1)土体的粘聚力为5kPa、10kPa、15kPa时，Q～S曲线的极限承载力分别为3340kN、3827kN、4241kN，对应的桩顶上拔量分别为23.57mm、25.35mm和28.46mm，如图6所示。

(2)桩周土的粘聚力分别增加100%、200%时，抗拔桩的极限承载力分别增加14.58%、26.98%，对应的桩顶上拔量分别增加7.55%、20.75%。

(3)土体的粘聚力的增加对抗拔桩的极限承载力和桩顶上拔量都有相应的增加。

图6 土体粘聚力对抗拔桩承载力的影响曲线

2.3.3 内摩擦角对抗拔桩承载力的影响

(1)土体的内摩擦角为20°、14°、10°时，Q-S曲线的极限承载力分别为612kN、1231kN、4452kN，对应的桩顶上拔量分别为5.32mm、7.29mm和17.34mm，如图7所示。

(2)当桩周土体的内摩擦角分别减少29.29%、50%时，抗拔桩的极限承载力分别增加101.14%、627.45%，对应的桩顶上拔量分别增加37.03%和225.94%。由此可以看出，土体的内摩擦角减少时，抗拔桩的极限承载力和桩顶上拔量都很明显的增加。

(3)桩周土的内摩擦角对抗拔桩的影响效果很大，因此在工程中应特别注意不同土层的内摩擦角对工程安全的影响。

图7 土体内摩擦角对抗拔桩承载力的影响曲线

3 结 语

根据上海铁路南站南广场抗拔桩现场试验数据，抗拔桩在上拔量达到约3mm时出现第一个拐点，此前上拔荷载与上拔量之间近似呈直线关系。当抗拔桩分别上拔1mm和2mm时所对应的桩侧总摩阻力约占极限总摩阻力的10%和25%。抗拔桩充分发挥其抗拔能力，抗拔桩需要达到20～30mm，甚至更大的上拔量。

软土土体的弹性模量、粘聚力和内摩擦角对抗拔桩极限承载力均有一定的影响，弹性模量增加，抗拔桩的极限承载力相应的增加，而桩顶上拔量相应的减少；粘聚力增加，抗拔桩的极限承载力和桩顶上拔量都有相应的增加；摩擦角减少，抗拔桩的极限承载力和桩顶上拔量都很明显的增加。

软土土体的摩擦角对抗拔桩的影响最大，摩擦角的减小，使抗拔桩形成较大的上拔量，抗拔桩极限承载力显著增加。