等截面抗拔桩是当今社会应用较为广泛的桩基类型, 但对于扩底抗拔桩的应用与研究相对较少, 其承载特性主要通过改变桩端截面来提高桩基承载力^[1,2,3,4]。自20世纪以来, 国内外研究人员便开始对砂土中抗拔桩模型进行研究, 取得不错成果^[5,6,7,8]。B.M.Das等 (1982) 提出在不同密实度的砂土层中, 长宽比不同的矩形基础临界埋深规律和极限承载力规律^[3]。E.A.Dicking等 (1990) 利用离心机试验提出扩底抗拔桩在不同条件的砂土介质中抗拔承载力性质^[4]。K.Ilamparuthi等采用65°扩大头研究利用土工织物加固扩大头周边土体对扩底抗拔桩承载力特性影响^[8]。袁文忠等 (2003) 利用模型试验研究得出岩基强度对于抗拔桩承载力的影响规律^[9]。刘文白等 (2003) 提出黄土区扩底抗拔桩承载力计算公式^[10]。王卫东等 (2007) 提出上海软土区扩底抗拔桩桩头角度8°~12°^[11]。而目前, 有关扩底抗拔桩在软黏土地基中承载力特性的研究较少。本文基于深圳前海湾填海区某地下工程, 对软黏土地基中扩底抗拔桩的承载力性能进行试验研究, 总结针对深圳前海湾填海区软黏土区扩底抗拔桩的相应规律。

本工程位于深圳前海湾人工填海区域, 为无序杂填土, 附近无地表水流, 南侧有几处抛石挤淤形成的积水洼地, 范围约100m², 水深0.50~1.10m, 西侧约600m处为前海湾海水。场地内土层分布情况如表1所示。工程场地标高为±0.000, 足尺试验采用3根扩底抗拔桩和3根等截面抗拔桩, 试验桩参数如表2所示。6根抗拔桩分成2组, 第1组由于桩长较小, 桩端持力层进入粉质黏土层1.5m;第2组桩长较长, 桩端持力层进入粉砂质黏土层2.05m, 桩土示意如图1所示。

按照试验设计要求^{[12,13,14,15]}, 主要采用慢速维荷法, 试验桩加载到桩基破坏无法再继续加载, 测得桩基抗拔极限承载力、桩顶位移, 并通过事先设置在桩身的沉降杆进行桩端位移测量。

SZ1为等截面抗拔桩, 桩顶位移和桩端位移随荷载值的增大缓慢增大, 当荷载达到第9级荷载5170k N时, 桩顶与桩端位移发生陡增, 位移量达到最大位移80.98mm和68.21mm, 此时桩周土体达到破坏, 停止继续加载。最终桩基抗拔极限承载力为第8级荷载值4 653k N。将荷载缓慢卸载至0, 桩顶与桩端位移残余变形分别达到57.32, 48.32mm。

SZ2为扩底抗拔桩, 当荷载达到第9级荷载7 860k N时, 桩顶与桩端位移发生陡增, 达到92.54, 77.95mm, 此时桩周土体达到破坏, 停止继续加载。桩基抗拔极限承载力为第8级荷载值7 074k N。荷载缓慢卸载至零, 桩顶与桩端残余变形分别达到82.06, 70.45mm。

SZ3为扩底抗拔桩, 荷载值同样达到第9级7 860k N时, 桩顶和桩端位移发生陡增, 位移量达到最大值94.87, 80.76mm, 此时桩周土体达到破坏, 停止继续加载。桩基抗拔极限承载力为第8级荷载7 074k N。荷载缓慢卸载至零, 桩顶与桩端残余变形分别达到84.61, 73.22mm。

由于灌注混凝土操作的误差, 使得3根抗拔桩的充盈系数存在差异, 桩基试验结果出现不准确。为了统一进行对照试验结果, 将各根试验桩的充盈系数转换成1.0, 并假设孔径均匀。圆柱体体积与直径呈二次方关系, 所以充盈系数开平方即可得到转换系数, 再将测得的极限承载力除以转换系数即可得到转换后的承载力。试验结果 (见表3) 显示SZ2, SZ3的极限承载力分别为SZ1的1.48倍和1.51倍, 取平均值为1.495倍, 充分说明扩底桩基相对于等截面桩基在承载力方面具有较大幅度的提升, 提升值约50%。

SZ4为等截面抗拔桩, 当荷载加载到第10级荷载5 687k N, 桩顶和桩端位移出现陡增, 曲线出现明显拐点, 最大位移分别达到79.99, 67.45mm, 说明桩周土体发生破坏, 停止继续加载。桩基抗拔极限承载力取第9级荷载值5 170k N。将荷载缓慢卸载至零, 桩顶和桩端最大残余变形分别达到52.77, 49.66mm。

SZ5为扩底抗拔桩, 当荷载值加载到第10级荷载8 646k N时, 桩顶与桩端位移发生陡增, 达到89.64, 72.90mm, 此时桩周土体达到破坏, 停止继续加载。桩基抗拔极限承载力取第9级荷载值7 860k N。荷载缓慢卸载至零, 桩顶与桩端残余变形分别达到77.58, 65.36mm。

SZ6为扩底抗拔桩, 当荷载值加载到9 432k N时, 桩顶和桩端位移虽然发生陡增, 但增长幅度为前一级荷载的1.6倍, 并未达到停止加载要求, 桩周土体也为破坏状态, 所以桩基承载力大于当前最大加载值, SZ6承载力比SZ4和SZ5提高很多, 是因为SZ6扩底长度比SZ5长1m。

试验结果仍按照第1组的方法将充盈系数统一转换, 最终数据如表3所示。由表3可知, SZ5, SZ6抗拔极限承载力分别为SZ4的1.43倍和1.64倍, 取均值为1.54倍。

根据足尺试验桩结果 (见表3, 4) , 对2种抗拔桩的试验桩数据进行对比分析, 初步总结出扩底抗拔桩的性质。

根据试验桩结果可知, 每组试验桩结果均显示扩底桩极限抗拔承载力相对于等截面桩均提高1.5倍左右。在桩身材料用量上, 扩底桩相比同桩径、同长度的等截面桩多用5%左右, 但抗拔承载力可提高50%左右, 所以扩底抗拔桩有着极高的推广与使用价值。

根据图2, 3可知, 相比于等截面抗拔桩的Q-S曲线, 扩底抗拔桩趋势更为平缓, 其极限承载力明显高于等截面桩, 且桩顶与桩端位移也远大于等截面桩。当达到相同桩顶位移时, 扩底抗拔桩极限承载力远高于等截面桩。等截面桩Q-S曲线有明显拐点, 说明等截面桩的破坏是瞬间发生的, 带有突发性质。

对于第1组试验桩, 3根抗拔桩最终都达到抗拔极限承载力。通过试验桩结果可得, 扩底抗拔桩承载力有较大幅度的提升, 主要原因是2种桩上拔机理的不同。等截面桩的抗拔主要通过桩身与土体之间产生的摩阻力产生抗拔力, 桩基达到极限承载力的标志是桩土产生一定的相对位移。与桩土间摩阻力极限值大小相关的因素为桩周土体类型, 桩径与其大小没有关系。而扩底桩抗拔机理为2方面:上部桩身与周围土体产生的侧摩阻力;桩端扩大头和土体之间产生相互挤压, 即为较大抗拔力。但这种抗拔力可能使土体产生不可逆转的剪切破坏, 从而产生更大的桩身位移。

根据桩基位移统计 (见表5) 可知, 扩底桩在达到极限承载力时, 桩顶与桩端位移较等截面桩大, 但这并不能说明在正常使用时扩底桩的抵抗变形能力比等截面桩差。因为通过表5的数据可知, 在相同荷载作用下第1组SZ2, SZ3的桩顶位移分别为SZ1的42.5%和45.1%, 取均值为43.8%。在相同荷载作用下, 第2组SZ5, SZ6桩顶位移为SZ4的47.5%和41.0%, 取均值为44.25%。所以扩底桩可应用于承载力要求较高且对上浮位移有严格控制的建筑物基础。

1) 位移发展规律

桩顶位移和桩端位移变形规律主要反映了桩身变形情况。根据试验数据可知桩端位移量小于桩顶位移量, 说明抗拔桩处于伸长状态, 桩基荷载从桩顶向下传递, 桩周土体发生破坏的表现为桩顶与桩端变形增加相同, 说明桩基达到承载能力极限状态。扩底桩桩端扩大头可以更好地与土体产生嵌固作用, 使得扩底桩极限承载力远大于等截面桩。

2) 伸长率

由桩身伸长率测试结果 (见表6) 可知, 虽然伸长率数值大小差距并不明显, 但数据显示桩身伸长率均是扩底桩大于等截面桩, 这一点说明扩底桩具有等截面桩所不具有的韧性。产生这种伸长率差异的原因是桩周土体对桩端扩大头的嵌固作用, 在上拔荷载作用下, 桩身不断被拉长, 桩基伸长率增大。

3) 回弹率

桩端回弹率试验桩结果如表4所示。由表4所示数据可知, 第2组的SZ6并未达到破坏, 所以回弹率参考价值不高, 对于第1组的3根抗拔桩结果, 扩底抗拔桩的回弹率明显低于等截面抗拔桩的回弹率。根据王卫东等的研究结果可知, 等截面抗拔桩破坏是桩身与土体之间的摩擦剪切产生的, 而扩底抗拔桩的破坏是桩土的摩擦剪切和压缩冲剪共同影响产生的^[11]。对于2种破坏形式发生的顺序是摩擦剪切发生在压缩冲剪之前, 前期主要是桩、土间发生相对滑动, 而后期是桩端扩大头与土体的剪切破坏, 在此过程中扩底桩发生更大幅度形变, 以致这种变形无法恢复, 所以在破坏状态时, 扩底抗拔桩的位移量远大于等截面抗拔桩, 但其回弹率又相对较小。根据表5所示桩顶刚度数据比较可知, 桩顶刚度较大的扩底桩在正常工作状态下回弹率更大。

1) 试验桩试验结果表明:扩底抗拔桩在深圳前海湾软黏土区适用, 和等截面桩相比, 扩底抗拔桩极限承载力提高50%左右, 材料用量增加仅为5%左右, 在成本增加较小的同时获得承载力较大幅度的提高, 所以扩底抗拔桩有极高的推广与应用价值, 今后对于深圳前海湾软黏土区工程成桩设计可充分考虑扩底抗拔桩。

2) 对于荷载-位移曲线, 扩底抗拔桩表现的更平稳, 在桩基试验后期, 扩底抗拔桩明显承载力更强, 承载性能表现更稳定。对于扩底抗拔桩的破坏是桩、土的摩擦剪切和压缩冲剪共同影响产生的。

3) 相较于等截面抗拔桩, 扩底抗拔桩极限承载力更大, 桩顶位移更大, 但桩基的回弹率较小;而在正常工作状态下, 桩顶刚度较大的扩底抗拔桩的回弹率更大。