等截面抗拔樁承載力現場試驗與數值模擬分析

宗文亮

(寧波同元檢測科技有限公司，浙江 寧波 315000)

0 引 言

隨著我國經濟建設的快速發展，城市建設規模不斷擴大，城市發展與土地資源短缺的矛盾越來越突出，開發利用地下空間已成為城市可持續發展的必經之路[1-4]?，F代城市中的地下鐵道、地下街、地下車庫、地下變電站以及城市防災設施(如人防工程)等，都是城市地下空間開發利用的具體形式。

伴隨城市地下空間的開發利用，地下結構物的浮力問題已逐漸突顯，基礎完工后，地下水位隨時間的推移逐漸恢復到正常水位，對基礎產生較大浮力，特別是我國沿海地區，其地下水位高、土層多處于飽和狀態，同時還時常受到臺風、暴雨襲擊，形成城市內澇而使得短期內地下結構所受浮力大幅增加，因此其抗浮問題更需引起高度重視[5-9]。

在現行地下結構工程設計中，針對地下水位高、地下結構浮力大的地區，多采用增設抗拔樁來滿足地下結構的抗浮，要使抗拔樁發揮作用，必須使其產生一定的隆起變形量[10-11]。陳尚榮等[12]通過現場足尺試驗發現土層、樁長、樁徑等因素對擴底抗拔樁的承載力和變形有較大影響。韓麗等[13]通過現場試驗發現承壓水及抗拔樁施工工藝引起的樁側摩阻力的降低是導致抗拔樁抗拔承載力不足的原因。穆銳等[14]結合工程巖土參數和試驗數據進行數值分析，建立了土巖組合巖體抗拔樁極限承載力解析式。

本文對上海鐵路南站南廣場地下工程抗拔樁進行現場試驗，并從抗拔樁受軟土性質影響的基本原理出發，探討影響抗拔樁承載力的因素，再通過對不同土層參數抗拔樁作用的數值模擬分析，計算分析土體彈性模量、粘聚力和內摩擦角等參數對等截面抗拔樁的承載力影響。

1 等截面抗拔樁現場試驗

抗拔樁現場試驗對象為上海鐵路南站南廣場地下工程中抗拔樁，抗拔樁為鉆孔灌注等截面直樁，樁型為：C1型試樁(樁長57m、樁徑700mm的混凝土灌注樁)2根，上海鐵路南站典型地質剖面圖及C型試樁示意圖如圖1所示。

試驗設備由四根12000kN的反力梁和兩臺5000kN的千斤頂等組合而成，加荷量由JCQ-503C靜力荷載測試儀控制，使用0.4級精密壓力表進行荷載校核。試樁樁頂和樁端沉降量采用大量程容柵式位移傳感器測定。測力傳感器采用ZXY-2型頻率巡檢儀測定，量測精度為0.1Hz。位移量測的基準系統是基準樁和基準梁系統，位移傳感器用磁性表盤固定在基準梁上，形成獨立系統。

圖1 上海鐵路南站典型地質剖面及C型樁示意圖

現場選用兩根試樁(C1-1和C1-2試樁)進行抗拔試驗，試驗的荷載-位移曲線如圖2和圖3所示。C1-1和C1-2試樁的Q～S曲線和S～lgQ曲線上未有明顯的向下彎曲點，試驗終止時各試樁均未達到破壞，各試樁的極限抗拔承載力均不小于停止加載時樁頂的荷載，故各試樁停止加載時的樁頂荷載作為試樁的極限抗拔承載力。C1型試樁的極限抗拔承載力、最大上拔量及卸載后的殘余變形等如表1所示。

表1 C1型樁的極限承載力、最大上拔量和殘余變形

圖2 C1型樁的荷載～樁頂位移曲線

圖3 C1型樁的樁頂位移S～lgQ曲線

試驗中的C1型試樁(樁長57m，樁徑700mm)的極限抗拔力不小于4000kN。試樁樁頂的最大上拔位移分別是23.43mm和25.12mm。卸載至0kN之后，各試樁的樁頂殘余位移量分別是6.50mm和10.45mm，樁端的殘余變形分別是2.66mm和5.34mm。

圍護結構設計抗拔力對應的隆起變形應很小，且要盡量保證處于彈性恢復階段。從上海鐵路南站南廣場地下工程抗拔樁試驗的Q～S曲線可知，當樁基上拔量得到3mm左右時出現第一個拐點，此前上拔荷載與上拔量之間近似呈直線關系，于是分別取抗拔樁上拔1mm和2mm時樁基的上拔荷載如表2所示。

表2 樁頂位移與樁頂荷載關系表

樁本身的自重為548.13kN，故樁頂位移為1mm和2mm時所對應的樁側摩阻力值如表3所示。

表3 樁頂位移與樁側摩阻力關系表

樁頂位移為1mm和2mm時的樁側摩阻力與單樁豎向側壁摩阻力極限值之比，如表4所示。

表4 樁側摩阻力與單樁豎向摩阻力極限值比值表

抗拔樁需要達到足夠大(20～30mm甚至更大)的上拔量才能充分發揮抗拔樁的抗拔能力，在如此大的上拔量下，地下結構與其下土層的緊密狀態已經不復存在，二者已經完全脫開，地下結構的受力狀態將發生改變。

2 土體參數抗拔樁承載力影響

2.1 有限元計算模型

采用通用有限元軟件ABAQUS進行建模與分析。樁土均采用軸對稱實體單元，土體為Mohr-Coulomb彈塑性本構模型，樁身為線彈性體，樁土間的剪應力和剪切位移采用罰函數的形式。邊界條件為模型的底部徑向和豎向位移均約束，模型外側的徑向位移約束。有限元模型土層參數如表5所示。

2.2 現場試驗參數反演

選取上海鐵路南廣場抗拔樁現場試驗結果進行參數反演，選用C1型樁進行分析。圖4為現場單樁抗拔試驗Q～S成果與有限元結果的對比，通過反復細化有限元網格和調整樁土接觸參數(最終摩擦系數取為0.3)，二者吻合較好。說明計算中所取的樁土接觸面參數、樁身材料參數及有限元網絡劃分合理，能夠較好地模擬抗拔樁的試驗過程。

表5 各土層物理力學參數

圖4 有限元模擬和試驗結果對比

2.3 土體參數抗拔樁承載力影響分析

在計算中考慮土體彈性模量、粘聚力和內摩擦角的不同對抗拔樁承載力的影響，按照上述計算中擬合得到的參數，對影響抗拔樁承載力的這些因素進行了對比計算。

2.3.1 彈性模量對抗拔樁承載力的影響

(1)在土體不同彈性模量的Q～S曲線中，都有明顯的拐點，從圖中可以直觀地看出樁的極限上拔承載力。土體彈性模量為10MPa的Q～S曲線的極限荷載為4430kN，對應的上拔量為16.89mm。土體彈性模量為20MPa和30MPa的Q～S曲線的極限荷載分別為4745kN和4957kN，對應的上拔量分別為10.49mm和8.53mm，如圖5所示。

(2)當土體彈性模量提高1倍和2倍時，抗拔樁的極限承載力分別增加7.1%、11.9%，對應的樁頂上拔量分別降低37.89%、49.5%?？梢?，當土體的彈性模量增加時，抗拔樁的極限承載力相應的增加，而樁頂上拔量相應的減少，且對樁頂位移影響較大。

(3)在樁頂作用相同的荷載下，土體彈性模量為10MPa的Q～S曲線對應的樁頂上拔量最大，并且隨著土體彈性模量的增加，樁頂上拔量逐漸減少。

圖5 土體彈性模量對抗拔樁承載力的影響曲線

2.3.2 粘聚力對抗拔樁承載力的影響

(1)土體的粘聚力為5kPa、10kPa、15kPa時，Q～S曲線的極限承載力分別為3340kN、3827kN、4241kN，對應的樁頂上拔量分別為23.57mm、25.35mm和28.46mm，如圖6所示。

(2)樁周土的粘聚力分別增加100%、200%時，抗拔樁的極限承載力分別增加14.58%、26.98%，對應的樁頂上拔量分別增加7.55%、20.75%。

(3)土體的粘聚力的增加對抗拔樁的極限承載力和樁頂上拔量都有相應的增加。

圖6 土體粘聚力對抗拔樁承載力的影響曲線

2.3.3 內摩擦角對抗拔樁承載力的影響

(1)土體的內摩擦角為20°、14°、10°時，Q-S曲線的極限承載力分別為612kN、1231kN、4452kN，對應的樁頂上拔量分別為5.32mm、7.29mm和17.34mm，如圖7所示。

(2)當樁周土體的內摩擦角分別減少29.29%、50%時，抗拔樁的極限承載力分別增加101.14%、627.45%，對應的樁頂上拔量分別增加37.03%和225.94%。由此可以看出，土體的內摩擦角減少時，抗拔樁的極限承載力和樁頂上拔量都很明顯的增加。

(3)樁周土的內摩擦角對抗拔樁的影響效果很大，因此在工程中應特別注意不同土層的內摩擦角對工程安全的影響。

圖7 土體內摩擦角對抗拔樁承載力的影響曲線

3 結 語

根據上海鐵路南站南廣場抗拔樁現場試驗數據，抗拔樁在上拔量達到約3mm時出現第一個拐點，此前上拔荷載與上拔量之間近似呈直線關系。當抗拔樁分別上拔1mm和2mm時所對應的樁側總摩阻力約占極限總摩阻力的10%和25%?？拱螛冻浞职l揮其抗拔能力，抗拔樁需要達到20～30mm，甚至更大的上拔量。

軟土土體的彈性模量、粘聚力和內摩擦角對抗拔樁極限承載力均有一定的影響，彈性模量增加，抗拔樁的極限承載力相應的增加，而樁頂上拔量相應的減少；粘聚力增加，抗拔樁的極限承載力和樁頂上拔量都有相應的增加；摩擦角減少，抗拔樁的極限承載力和樁頂上拔量都很明顯的增加。

軟土土體的摩擦角對抗拔樁的影響最大，摩擦角的減小，使抗拔樁形成較大的上拔量，抗拔樁極限承載力顯著增加。