静钻根植抗拔桩承载性能数值模拟

周佳锦，王奎华，龚晓南，张日红，严天龙

（1.浙江大学 滨海与城市岩土工程研究中心，浙江 杭州310058；2.浙江大学 软弱土与环境土工教育部重点实验室，浙江 杭州310058；3.中淳高科桩业股份有限公司，浙江 宁波315000）

随着城市建设的高速发展，大规模地下建筑的不断出现使得桩基在工程应用中需要考虑抗拔承载性能；同时海洋工程的发展使抗拔桩得到了广泛的应用，许多国内外学者也对抗拔桩的作用机理以及荷载传递特性进行系统而又深入的研究［1-3］.由于传统等截面桩基抗拔承载性能较差，尤其在软土地区桩侧摩阻力较小，为了提高桩基的抗拔承载力出现了一些新型抗拔桩，其中以支盘桩［4-5］、桩侧注浆抗拔桩［6-7］以及扩底抗拔桩［8-10］较为常见.支盘桩通过桩身上存在的支盘承担一部分上拔荷载来提高桩基的极限抗拔承载力；桩侧注浆抗拔桩通过后注浆改善桩身与桩周土体之间的摩擦性质提高桩基的抗拔承载性能；扩底抗拔桩通过桩端扩大头的嵌固作用使抗拔承载性能优于传统等截面桩.

静钻根植竹节桩是一种由水泥土和预制竹节桩（管桩）组合而成的组合桩基.预制桩的存在保证了组合桩基的桩身强度，而桩周水泥土则改善了组合桩基桩土界面的摩擦性质.笔者课题组通过静钻根植竹节桩的现场试验以及有限元模拟对该组合桩基的抗压承载性能进行了一些研究，并指出在软土地区静钻根植竹节桩的抗压承载性能优于钻孔灌注桩，而且施工过程中的泥浆排放大量减少［11-12］.静钻根植竹节桩中桩周水泥土以及桩端水泥土扩大头的存在很可能使桩基的抗拔承载性能也要好于传统等截面桩.

本文首先通过有限元软件ABAQUS进行三维建模对实际工程中的静钻根植抗拔桩试桩进行模拟计算以验证所建立模型的可靠性，然后通过ABAQUS模拟计算对静钻根植抗拔桩的承载力影响因素进行分析.

1 静钻根植竹节桩抗拔静载试验

1.1 试验概况

为了对静钻根植抗拔桩的承载性能进行研究，对某实际工程中的静钻根植竹节桩进行抗拔静载试验.2 根静钻根植抗拔桩试桩钻孔直径都为750 mm，预制桩由600mm 管桩和650（500）mm（竹节处直径为650mm，桩身直径为500mm）竹节桩组成，其中管桩长25 m，竹节桩长为15 m，试桩总长40m；桩端水泥土扩大头直径为1 200mm，高度为2 400mm.试桩设计承载力特征值为880kN，要求最大试验荷载1 760kN.

试验场地土层分布情况及土体性质如表1 所示.其中γ为土体重度；c和φ 分别为土体黏聚力和内摩擦角，由室内三轴试验测得；fak为地基土承载力特征值；Es为土体压缩模量；qsa和qpa分别为桩侧摩阻力特征值和桩端阻力特征值，λi为抗拔系数.

表1 试验场地地质条件Tab.1 Soil profiles and properties of test site

1.2 试验结果

试桩抗拔静载试验参照建筑基桩检测技术规范（JGJ106-2003）［13］，采用千斤顶进行加载，桩顶上拔位移由位移传感器测读.试验采用慢速维持法进行分级加载与卸载.将抗拔试验实测数据进行整理后绘制的试桩荷载位移曲线如图1所示，其中F 为桩顶荷载，S 为桩顶上拔位移.

图1 试桩荷载位移曲线Fig.1 Load-displacement curves of the test piles

从图1中可以看出，2根试桩桩顶荷载位移曲线比较接近，在加载过程中试桩桩顶位移都随着桩顶荷载的增加而增大，且各级桩顶位移增加量较为稳定，无突变，属于缓变型曲线.当试桩1桩顶荷载为1 760kN 时，桩顶上拔量为29.1mm，试桩1抗拔极限承载力为1 760kN；当试桩2桩顶荷载为1 936kN 时，桩顶上拔位移为30.81mm，试桩2抗拔极限承载力为1 936kN.由于设计要求最大试验荷载为1 760kN，因此2根试桩实测极限抗拔承载力均满足设计要求.

2 ABAQUS有限元模拟

考虑到现场静载试验成本较高，而且在实际工程中的试桩一般都会作为工程桩使用，静载试验不会加载到试桩破坏阶段.因此，采用有限元软件对静钻根植抗拔桩的荷载传递过程进行模拟计算可以帮助对其抗拔承载特性的研究，本文通过ABAQUS对第1部分中的静钻根植抗拔桩试桩进行三维模拟计算，并将模拟计算结果与现场实测结果进行对比，为进一步研究提供依据.

2.1 水泥土无侧限抗压强度试验

静钻根植抗拔桩是由预制桩和水泥土组成的组合桩基，水泥土作为组合桩基的组成部分其在荷载传递过程中起着十分重要的作用，因此建模过程中水泥土参数的选取很可能会对计算结果产生比较的影响.为了得到比较准确的水泥土参数，进行了一系列不同配比的水泥土试块的无侧限抗压强度试验.水泥土试块配比参照实际工程中水泥土的配比，实际工程中桩端处注入的水泥浆水灰比为0.6，水泥浆与泥浆比例约为2∶1，泥浆含水量为50%.为了研究不同配比的桩端水泥土性质，制作水泥浆与泥浆比例分别为2∶1、1.5∶1和1∶1的水泥土试块.实际工程中桩侧所用水泥浆水灰比为1.0，水泥浆与泥浆比约为0.3∶1，在制作水泥土试块时保持水泥浆与泥浆比例不变，将水泥浆水灰比分别设为1.0和1.5.将上述5种不同配比的水泥土分别放入70.7mm×70.7mm×70.7mm 和150mm×150mm×300mm试模中，在标准养护室养护28d后在万能试验机上进行无侧限抗压强度试验，如图2所示.

图2 水泥土无侧限抗压强度试验Fig.2 Unconfined compressive strength test of cemented soil

试验结果如表2所示，其中mw为水泥浆水灰比，Vs为水泥浆与泥浆的体积比，w1为泥浆含水率，wc为水泥土的水泥掺入量，w2为水泥土含水率，ps为水泥土试块的无侧限抗压强度；Ec和E 分别为为水泥土试块的变形模量和弹性模量.根据表2中列出的实验结果，在建模时取桩侧水泥土弹性模量为200 MPa，桩端水泥土弹性模量取为2 500 MPa.由于水泥土试块强度较高，没有进行三轴试验，水泥土黏聚力和内摩擦角的选取参照文献［14］中所给出的试验结果.

表2 水泥土无侧限抗压强度试验结果Tab.2 Testing results of unconfined compressive strength of cemented soil

2.2 模型建立

在上拔荷载作用下静钻根植抗拔桩的荷载传递过程为轴对称问题，因此在建模过程中只需建立一半模型.将预制桩定义为线弹性材料，而水泥土和土体均定义为Mohr-Coulomb弹塑性材料，预制桩及水泥土参数如表3所示，其中L 为桩身长度，ν为泊松比，θ为水泥土内摩擦角，p 为水泥土黏聚力.土体参数选取参照表1中所示土层分布及土体性质.定义预制桩-水泥土、预制桩-土体、水泥土-土体3个接触面，接触面切向均定义为Coulomb剪切模型，法向均定义为硬接触，摩擦系数选取参照文献［15］中给出的经验公式，并结合表1中给出的抗拔系数.考虑土体自重应力产生的初始应力场，运用位移控制法施加竖向荷载［15］.ABAQUS中所建立的模型如图3所示.

表3 预制桩、水泥土参数表Tab.3 Parameters of precast pile and cemented soil

图3 ABAQUS模型示意图Fig.3 Sketch of the model in ABAQUS

2.3 计算结果

如图4所示为现场试验与ABAQUS模拟的荷载位移对比曲线.从图4中可以看出，模拟曲线与实测曲线有一些偏差，但整体上较为吻合，且变化趋势一致.考虑到静钻根植竹节桩施工过程中无法保证桩周水泥土充分搅拌均匀，而且会有一部分水泥浆渗入桩周土体之中，可以认为本文所建立的ABAQUS模型比较可靠，可以用来模拟静钻根植抗拔桩的荷载传递过程.

图4 ABAQUS模拟与现场试验荷载位移曲线对比Fig.4 Load-displacement curves of ABAQUS simulation and field tests

3 静钻根植抗拔桩承载力影响因素分析

为了对静钻根植抗拔桩的承载力影响因素进行分析，通过ABAQUS进行三维建模分别对桩周水泥土弹性模量、桩端水泥土弹性模量、钻孔直径、桩端水泥土扩大头直径以及桩端水泥土扩大头高度对静钻根植抗拔桩承载力的影响进行分析与研究.

3.1 桩端水泥土及桩周水泥土弹性模量的影响

由表2中给出的水泥土试块无侧限抗压强度试验结果可知，2种不同配比的桩周水泥土弹性模量分别为120 和220 MPa，为了研究桩周水泥土弹性模量对静钻根植抗拔桩承载力的影响，分别将桩周水泥土弹性模量分别设为100、150、200、250、300 MPa进行建模计算.预制桩采用800 mm 管桩和800（600）mm 竹节桩，钻孔直径为900mm，桩端水泥土扩大头直径为1 400mm，高度为3 000mm，桩总长30m，其中管桩和竹节桩桩长都为15m.桩周土体采用黏土，桩端土体采用密实砂土，土体参数如表4所示.建模过程与文中第2部分所述一致，模拟计算结果如图5所示.从图5中可以看出，在桩周水泥土弹性模量Es不同的情况下静钻根植抗拔桩荷载位移曲线几乎重合，说明桩周水泥土弹性模量的改变对静钻根植抗拔桩的承载力几乎没有影响，这很可能是因为桩周水泥土的性质要远好于桩周土体，桩侧摩阻力主要由桩周土体的性质所控制，因此桩周水泥土弹性模量的改变对静钻根植抗拔桩的承载力几乎没有影响.出，桩端水泥土弹性模量Eb的改变对静钻根植抗拔桩的承载力也几乎没有影响，这很可能也是因为桩端水泥土强度要远高于桩周土体，因此桩端水泥土弹性模量的改变对静钻根植抗拔桩的承载性能影响不大.

图5 桩周水泥土模量对抗拔承载力的影响Fig.5 Uplift bearing capacity influenced by modulus of the cemented soil along shaft

通过对图5及6的分析可知，通过将水泥浆注入到桩周土体及桩端土体中形成水泥土可以大幅度提高土体性质，而且预制桩与水泥土在荷载传递过程中是一个整体，静钻根植抗拔桩的承载力主要由桩周土体性质所控制，与桩周水泥土及桩端水泥土弹性模量几乎无关.

图6 桩端水泥土模量对抗拔承载力的影响Fig.6 Uplift bearing capacity influenced by modulus of cemented soil at enlarged pile base

表4 土体参数表Tab.4 Parameters of soils

3.2 钻孔直径的影响

在现有实际工程中使用800（600）mm 竹节桩时静钻根植桩的钻孔直径为900 mm，为了研究钻孔直径对静钻根植抗拔桩承载力的影响，分别将钻孔直径设为900、1 000、1 100、1 200、1 300mm 进行建模计算，计算结果如图7 所示.从图7 中可以看出，随着钻孔直径的增加，静钻根植抗拔桩承载力有所减小，当钻孔直径为900mm 时，桩顶上拔位移为100mm 时桩顶荷载为2 730kN，而当钻孔直径为1 300mm时，桩顶上拔量为100mm 时桩顶荷载减小到2 100kN.从图7 中还可以看出，随着钻孔直径的增加，静钻根植抗拔桩的荷载位移曲线在加载后期变得越来越陡，有出现突然破坏的趋势.由于预制桩和水泥土在荷载传递过程中是一个整体，因此桩身侧摩阻力很可能会随着钻孔直径的增加而增大，为了进一步研究钻孔直径对抗拔承载力的影响，将计算所得桩身轴力曲线进行整理，如图8所示，其中Fp为桩身轴力，L 为桩长.从图8中可以看出，当钻孔直径为900mm 时，在桩长为27m 处桩身轴力为1 990kN；水泥土扩大头高度为3m，即钻孔直径为900mm 时桩端扩大头承担荷载为1 990kN；而当钻孔直径增加到1 300mm 时，桩长27m 处桩身轴力为1 154kN，即桩端扩大头承担荷载减小到1 154kN.结合图7与8，当钻孔直径从900mm 增大到1 300 mm 时，桩侧摩阻力从740kN 增加到946kN，共增加了206kN，而桩端扩大头所承担的荷载从1 990kN 减小到了1 154kN，减小了836 kN，总的抗拔承载力减小了630kN.

通过上述分析可以发现，在软土地区由于土体性质较差，其所能提供的桩侧摩阻力较小，静钻根植抗拔桩中桩端水泥土扩大头承担了大部分上拔荷载；增加桩身钻孔直径虽然能够增大桩身侧摩阻力，然而这会造成桩端扩大头与土体接触面积减小，使得桩端扩大头所能承担的荷载减小，不利于静钻根植抗拔桩承载性能的发挥.因此在软土地区，不宜增加静钻根植抗拔桩的钻孔直径.

图7 钻孔直径对抗拔承载力的影响Fig.7 Uplift bearing capacity influenced by diameter of drilling hole

图8 桩身轴力曲线Fig.8 Axial force along shaft

3.3 桩端水泥土扩大头高度及直径的影响

通过钻孔直径对静钻根植抗拔桩承载力影响的分析可知，静钻根植抗拔桩在软土地区中使用时桩端水泥土扩大头承担了大部分上拔荷载，为了研究桩端扩大头高度对静钻根植抗拔桩承载力的影响，分别将扩大头高度设为1、2、3、4、5m 进行建模计算，计算结果如图9所示.从图9中可以看出，当扩到头高度从1m 增加到5m 时，计算所得抗拔承载力有所增加，但增加幅度很小，可以认为桩端扩大头高度变化对静钻根植抗拔桩承载力影响不大.

图9 扩大头高度对抗拔承载力的影响Fig.9 Uplift bearing capacity influenced by height of enlarged pile base

为了研究桩端扩大头直径对静钻根植抗拔桩承载力的影响，分别将桩端扩大头直径设为900、1 200、1 400、1 600、1 800mm 进行建模计算，计算结果如图10所示.从图10中可以看出，静钻根植抗拔桩极限承载力随着桩端水泥土扩大头直径的增加而增大.由于桩身钻孔直径为900mm，即当桩端水泥土扩大头直径也为900mm 时，抗拔桩没有桩端扩大头的存在，从图10中可以看出当静钻根植抗拔桩中没有桩端扩大头时，其极限承载力较小，仅为750kN，而且当桩顶荷载超过其极限承载力时会发生突然破坏.当静钻根植抗拔桩存在桩端扩大头时，由于扩大头的嵌固作用，其荷载位移曲线为缓变型曲线，而且极限抗拔承载力随着桩端水泥土扩大头直径的增加而增大，当扩大头直径为1 200mm 时，极限抗拔承载力为2 150kN，当扩大头直径为1 800mm 时，极限抗拔承载力增加到3 880kN.

图10 扩大头直径对抗拔承载力的影响Fig.10 Uplift bearing capacity influenced by diameter of enlarged pile base

图11 不同扩大头直径桩身轴力曲线Fig.11 Axial forces along shaft of different diameters of enlarged pile base

为了进一步研究桩端水泥土直径变化对抗拔承载力的影响，将模拟计算所得桩身轴力数据进行整理，如图11所示.从图11中可以看出，计算所得桩身轴力都随着深度的增加而减小；当抗拔桩不存在桩端扩大头时，桩身轴力沿桩身的改变量较为均匀，而当桩端存在水泥土扩大头时，在扩大头上方桩身轴力沿桩身的减小量也比较均匀，而桩端扩大头处桩身轴力减小幅度突然增加，而且桩端扩大头承担了大部分上拔荷载.当桩端扩大头直径为1 200mm时，其承担的荷载为1 470kN，而当桩端扩大头直径为1 800mm 时，其承担的荷载增加到3 100kN，说明增加桩端水泥土扩大头的直径可以较大幅度地提高静钻根植抗拔桩的极限承载力.在实际工程中，在保证桩端水泥土强度的前提下，可以考虑增加桩端水泥土扩大头的直径来提高静钻根植抗拔桩的极限承载力.

4 结 论

本文介绍了一组静钻根植抗拔桩的现场静载试验，静钻根植抗拔桩中桩周水泥土的存在可以认为与桩侧注浆抗拔桩相似，而桩端水泥土扩大头的嵌固作用与扩底抗拔桩的作用机理类似.在验证本文所建立ABAQUS模型的可靠性后通过ABABQUS建模对静钻根植抗拔桩的承载力影响因素进行了分析与研究，可以得出以下结论：

（1）静钻根植抗拔桩中桩端水泥土扩大头的存在使其荷载位移曲线比较平缓，由有限元模拟结果可知，桩端扩大头直径越大，桩基荷载位移曲线越平缓.

（2）将水泥浆注入土体中形成的水泥土性质要远好于原位土体的性质，改变桩周水泥土与桩端水泥土弹性模量对静钻根植抗拔桩承载力的影响不大.

（3）在软土地区中土体所能提供的桩侧摩阻力较小，静钻根植抗拔桩的抗拔承载力主要由桩端水泥土扩大头提供，增加桩身钻孔直径不利于静钻根植抗拔桩承载性能的发挥.

（4）桩端扩大头高度对静钻根植抗拔桩承载力影响不大，在实际工程中可以考虑将扩大头高度减小到1m；桩端扩大头直径对静钻根植抗拔桩承载力影响较大，在实际工程中在保证桩端水泥土强度的前提下可以增加桩端水泥土中扩大头的直径，从现有的1.5倍桩身钻孔直径增加到2倍桩身钻孔直径.

（5）静钻根植抗拔桩作为一种新型的抗拔组合桩基，其在实际工程中的应用还比较少，对其所进行的研究也不多.然而静钻根植抗拔桩中桩周水泥土及桩端水泥土扩大头的存在使其抗拔性能要好于传统等截面桩，因此具有比较广阔的发展前景和推广价值.随着静钻根植抗拔桩的推广与应用，可以对其承载性能进行更加细致而深入的研究.

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