靜鉆根植抗拔樁承載性能數(shù)值模擬

周佳錦，王奎華，龔曉南，張日紅，嚴(yán)天龍

（1.浙江大學(xué) 濱海與城市巖土工程研究中心，浙江 杭州310058；2.浙江大學(xué) 軟弱土與環(huán)境土工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江 杭州310058；3.中淳高科樁業(yè)股份有限公司，浙江 寧波315000）

隨著城市建設(shè)的高速發(fā)展，大規(guī)模地下建筑的不斷出現(xiàn)使得樁基在工程應(yīng)用中需要考慮抗拔承載性能；同時(shí)海洋工程的發(fā)展使抗拔樁得到了廣泛的應(yīng)用，許多國(guó)內(nèi)外學(xué)者也對(duì)抗拔樁的作用機(jī)理以及荷載傳遞特性進(jìn)行系統(tǒng)而又深入的研究［1-3］.由于傳統(tǒng)等截面樁基抗拔承載性能較差，尤其在軟土地區(qū)樁側(cè)摩阻力較小，為了提高樁基的抗拔承載力出現(xiàn)了一些新型抗拔樁，其中以支盤樁［4-5］、樁側(cè)注漿抗拔樁［6-7］以及擴(kuò)底抗拔樁［8-10］較為常見(jiàn).支盤樁通過(guò)樁身上存在的支盤承擔(dān)一部分上拔荷載來(lái)提高樁基的極限抗拔承載力；樁側(cè)注漿抗拔樁通過(guò)后注漿改善樁身與樁周土體之間的摩擦性質(zhì)提高樁基的抗拔承載性能；擴(kuò)底抗拔樁通過(guò)樁端擴(kuò)大頭的嵌固作用使抗拔承載性能優(yōu)于傳統(tǒng)等截面樁.

靜鉆根植竹節(jié)樁是一種由水泥土和預(yù)制竹節(jié)樁（管樁）組合而成的組合樁基.預(yù)制樁的存在保證了組合樁基的樁身強(qiáng)度，而樁周水泥土則改善了組合樁基樁土界面的摩擦性質(zhì).筆者課題組通過(guò)靜鉆根植竹節(jié)樁的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)以及有限元模擬對(duì)該組合樁基的抗壓承載性能進(jìn)行了一些研究，并指出在軟土地區(qū)靜鉆根植竹節(jié)樁的抗壓承載性能優(yōu)于鉆孔灌注樁，而且施工過(guò)程中的泥漿排放大量減少［11-12］.靜鉆根植竹節(jié)樁中樁周水泥土以及樁端水泥土擴(kuò)大頭的存在很可能使樁基的抗拔承載性能也要好于傳統(tǒng)等截面樁.

本文首先通過(guò)有限元軟件ABAQUS進(jìn)行三維建模對(duì)實(shí)際工程中的靜鉆根植抗拔樁試樁進(jìn)行模擬計(jì)算以驗(yàn)證所建立模型的可靠性，然后通過(guò)ABAQUS模擬計(jì)算對(duì)靜鉆根植抗拔樁的承載力影響因素進(jìn)行分析.

1 靜鉆根植竹節(jié)樁抗拔靜載試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)概況

為了對(duì)靜鉆根植抗拔樁的承載性能進(jìn)行研究，對(duì)某實(shí)際工程中的靜鉆根植竹節(jié)樁進(jìn)行抗拔靜載試驗(yàn).2 根靜鉆根植抗拔樁試樁鉆孔直徑都為750 mm，預(yù)制樁由600mm 管樁和650（500）mm（竹節(jié)處直徑為650mm，樁身直徑為500mm）竹節(jié)樁組成，其中管樁長(zhǎng)25 m，竹節(jié)樁長(zhǎng)為15 m，試樁總長(zhǎng)40m；樁端水泥土擴(kuò)大頭直徑為1 200mm，高度為2 400mm.試樁設(shè)計(jì)承載力特征值為880kN，要求最大試驗(yàn)荷載1 760kN.

試驗(yàn)場(chǎng)地土層分布情況及土體性質(zhì)如表1 所示.其中γ為土體重度；c和φ 分別為土體黏聚力和內(nèi)摩擦角，由室內(nèi)三軸試驗(yàn)測(cè)得；fak為地基土承載力特征值；Es為土體壓縮模量；qsa和qpa分別為樁側(cè)摩阻力特征值和樁端阻力特征值，λi為抗拔系數(shù).

表1 試驗(yàn)場(chǎng)地地質(zhì)條件Tab.1 Soil profiles and properties of test site

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

試樁抗拔靜載試驗(yàn)參照建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范（JGJ106-2003）［13］，采用千斤頂進(jìn)行加載，樁頂上拔位移由位移傳感器測(cè)讀.試驗(yàn)采用慢速維持法進(jìn)行分級(jí)加載與卸載.將抗拔試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行整理后繪制的試樁荷載位移曲線如圖1所示，其中F 為樁頂荷載，S 為樁頂上拔位移.

圖1 試樁荷載位移曲線Fig.1 Load-displacement curves of the test piles

從圖1中可以看出，2根試樁樁頂荷載位移曲線比較接近，在加載過(guò)程中試樁樁頂位移都隨著樁頂荷載的增加而增大，且各級(jí)樁頂位移增加量較為穩(wěn)定，無(wú)突變，屬于緩變型曲線.當(dāng)試樁1樁頂荷載為1 760kN 時(shí)，樁頂上拔量為29.1mm，試樁1抗拔極限承載力為1 760kN；當(dāng)試樁2樁頂荷載為1 936kN 時(shí)，樁頂上拔位移為30.81mm，試樁2抗拔極限承載力為1 936kN.由于設(shè)計(jì)要求最大試驗(yàn)荷載為1 760kN，因此2根試樁實(shí)測(cè)極限抗拔承載力均滿足設(shè)計(jì)要求.

2 ABAQUS有限元模擬

考慮到現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)成本較高，而且在實(shí)際工程中的試樁一般都會(huì)作為工程樁使用，靜載試驗(yàn)不會(huì)加載到試樁破壞階段.因此，采用有限元軟件對(duì)靜鉆根植抗拔樁的荷載傳遞過(guò)程進(jìn)行模擬計(jì)算可以幫助對(duì)其抗拔承載特性的研究，本文通過(guò)ABAQUS對(duì)第1部分中的靜鉆根植抗拔樁試樁進(jìn)行三維模擬計(jì)算，并將模擬計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，為進(jìn)一步研究提供依據(jù).

2.1 水泥土無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)

靜鉆根植抗拔樁是由預(yù)制樁和水泥土組成的組合樁基，水泥土作為組合樁基的組成部分其在荷載傳遞過(guò)程中起著十分重要的作用，因此建模過(guò)程中水泥土參數(shù)的選取很可能會(huì)對(duì)計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生比較的影響.為了得到比較準(zhǔn)確的水泥土參數(shù)，進(jìn)行了一系列不同配比的水泥土試塊的無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn).水泥土試塊配比參照實(shí)際工程中水泥土的配比，實(shí)際工程中樁端處注入的水泥漿水灰比為0.6，水泥漿與泥漿比例約為2∶1，泥漿含水量為50%.為了研究不同配比的樁端水泥土性質(zhì)，制作水泥漿與泥漿比例分別為2∶1、1.5∶1和1∶1的水泥土試塊.實(shí)際工程中樁側(cè)所用水泥漿水灰比為1.0，水泥漿與泥漿比約為0.3∶1，在制作水泥土試塊時(shí)保持水泥漿與泥漿比例不變，將水泥漿水灰比分別設(shè)為1.0和1.5.將上述5種不同配比的水泥土分別放入70.7mm×70.7mm×70.7mm 和150mm×150mm×300mm試模中，在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)28d后在萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，如圖2所示.

圖2 水泥土無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)Fig.2 Unconfined compressive strength test of cemented soil

試驗(yàn)結(jié)果如表2所示，其中mw為水泥漿水灰比，Vs為水泥漿與泥漿的體積比，w1為泥漿含水率，wc為水泥土的水泥摻入量，w2為水泥土含水率，ps為水泥土試塊的無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度；Ec和E 分別為為水泥土試塊的變形模量和彈性模量.根據(jù)表2中列出的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，在建模時(shí)取樁側(cè)水泥土彈性模量為200 MPa，樁端水泥土彈性模量取為2 500 MPa.由于水泥土試塊強(qiáng)度較高，沒(méi)有進(jìn)行三軸試驗(yàn)，水泥土黏聚力和內(nèi)摩擦角的選取參照文獻(xiàn)［14］中所給出的試驗(yàn)結(jié)果.

表2 水泥土無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Testing results of unconfined compressive strength of cemented soil

2.2 模型建立

在上拔荷載作用下靜鉆根植抗拔樁的荷載傳遞過(guò)程為軸對(duì)稱問(wèn)題，因此在建模過(guò)程中只需建立一半模型.將預(yù)制樁定義為線彈性材料，而水泥土和土體均定義為Mohr-Coulomb彈塑性材料，預(yù)制樁及水泥土參數(shù)如表3所示，其中L 為樁身長(zhǎng)度，ν為泊松比，θ為水泥土內(nèi)摩擦角，p 為水泥土黏聚力.土體參數(shù)選取參照表1中所示土層分布及土體性質(zhì).定義預(yù)制樁-水泥土、預(yù)制樁-土體、水泥土-土體3個(gè)接觸面，接觸面切向均定義為Coulomb剪切模型，法向均定義為硬接觸，摩擦系數(shù)選取參照文獻(xiàn)［15］中給出的經(jīng)驗(yàn)公式，并結(jié)合表1中給出的抗拔系數(shù).考慮土體自重應(yīng)力產(chǎn)生的初始應(yīng)力場(chǎng)，運(yùn)用位移控制法施加豎向荷載［15］.ABAQUS中所建立的模型如圖3所示.

表3 預(yù)制樁、水泥土參數(shù)表Tab.3 Parameters of precast pile and cemented soil

圖3 ABAQUS模型示意圖Fig.3 Sketch of the model in ABAQUS

2.3 計(jì)算結(jié)果

如圖4所示為現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)與ABAQUS模擬的荷載位移對(duì)比曲線.從圖4中可以看出，模擬曲線與實(shí)測(cè)曲線有一些偏差，但整體上較為吻合，且變化趨勢(shì)一致.考慮到靜鉆根植竹節(jié)樁施工過(guò)程中無(wú)法保證樁周水泥土充分?jǐn)嚢杈鶆颍視?huì)有一部分水泥漿滲入樁周土體之中，可以認(rèn)為本文所建立的ABAQUS模型比較可靠，可以用來(lái)模擬靜鉆根植抗拔樁的荷載傳遞過(guò)程.

圖4 ABAQUS模擬與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)荷載位移曲線對(duì)比Fig.4 Load-displacement curves of ABAQUS simulation and field tests

3 靜鉆根植抗拔樁承載力影響因素分析

為了對(duì)靜鉆根植抗拔樁的承載力影響因素進(jìn)行分析，通過(guò)ABAQUS進(jìn)行三維建模分別對(duì)樁周水泥土彈性模量、樁端水泥土彈性模量、鉆孔直徑、樁端水泥土擴(kuò)大頭直徑以及樁端水泥土擴(kuò)大頭高度對(duì)靜鉆根植抗拔樁承載力的影響進(jìn)行分析與研究.

3.1 樁端水泥土及樁周水泥土彈性模量的影響

由表2中給出的水泥土試塊無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果可知，2種不同配比的樁周水泥土彈性模量分別為120 和220 MPa，為了研究樁周水泥土彈性模量對(duì)靜鉆根植抗拔樁承載力的影響，分別將樁周水泥土彈性模量分別設(shè)為100、150、200、250、300 MPa進(jìn)行建模計(jì)算.預(yù)制樁采用800 mm 管樁和800（600）mm 竹節(jié)樁，鉆孔直徑為900mm，樁端水泥土擴(kuò)大頭直徑為1 400mm，高度為3 000mm，樁總長(zhǎng)30m，其中管樁和竹節(jié)樁樁長(zhǎng)都為15m.樁周土體采用黏土，樁端土體采用密實(shí)砂土，土體參數(shù)如表4所示.建模過(guò)程與文中第2部分所述一致，模擬計(jì)算結(jié)果如圖5所示.從圖5中可以看出，在樁周水泥土彈性模量Es不同的情況下靜鉆根植抗拔樁荷載位移曲線幾乎重合，說(shuō)明樁周水泥土彈性模量的改變對(duì)靜鉆根植抗拔樁的承載力幾乎沒(méi)有影響，這很可能是因?yàn)闃吨芩嗤恋男再|(zhì)要遠(yuǎn)好于樁周土體，樁側(cè)摩阻力主要由樁周土體的性質(zhì)所控制，因此樁周水泥土彈性模量的改變對(duì)靜鉆根植抗拔樁的承載力幾乎沒(méi)有影響.出，樁端水泥土彈性模量Eb的改變對(duì)靜鉆根植抗拔樁的承載力也幾乎沒(méi)有影響，這很可能也是因?yàn)闃抖怂嗤翉?qiáng)度要遠(yuǎn)高于樁周土體，因此樁端水泥土彈性模量的改變對(duì)靜鉆根植抗拔樁的承載性能影響不大.

圖5 樁周水泥土模量對(duì)抗拔承載力的影響Fig.5 Uplift bearing capacity influenced by modulus of the cemented soil along shaft

通過(guò)對(duì)圖5及6的分析可知，通過(guò)將水泥漿注入到樁周土體及樁端土體中形成水泥土可以大幅度提高土體性質(zhì)，而且預(yù)制樁與水泥土在荷載傳遞過(guò)程中是一個(gè)整體，靜鉆根植抗拔樁的承載力主要由樁周土體性質(zhì)所控制，與樁周水泥土及樁端水泥土彈性模量幾乎無(wú)關(guān).

圖6 樁端水泥土模量對(duì)抗拔承載力的影響Fig.6 Uplift bearing capacity influenced by modulus of cemented soil at enlarged pile base

表4 土體參數(shù)表Tab.4 Parameters of soils

3.2 鉆孔直徑的影響

在現(xiàn)有實(shí)際工程中使用800（600）mm 竹節(jié)樁時(shí)靜鉆根植樁的鉆孔直徑為900 mm，為了研究鉆孔直徑對(duì)靜鉆根植抗拔樁承載力的影響，分別將鉆孔直徑設(shè)為900、1 000、1 100、1 200、1 300mm 進(jìn)行建模計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖7 所示.從圖7 中可以看出，隨著鉆孔直徑的增加，靜鉆根植抗拔樁承載力有所減小，當(dāng)鉆孔直徑為900mm 時(shí)，樁頂上拔位移為100mm 時(shí)樁頂荷載為2 730kN，而當(dāng)鉆孔直徑為1 300mm時(shí)，樁頂上拔量為100mm 時(shí)樁頂荷載減小到2 100kN.從圖7 中還可以看出，隨著鉆孔直徑的增加，靜鉆根植抗拔樁的荷載位移曲線在加載后期變得越來(lái)越陡，有出現(xiàn)突然破壞的趨勢(shì).由于預(yù)制樁和水泥土在荷載傳遞過(guò)程中是一個(gè)整體，因此樁身側(cè)摩阻力很可能會(huì)隨著鉆孔直徑的增加而增大，為了進(jìn)一步研究鉆孔直徑對(duì)抗拔承載力的影響，將計(jì)算所得樁身軸力曲線進(jìn)行整理，如圖8所示，其中Fp為樁身軸力，L 為樁長(zhǎng).從圖8中可以看出，當(dāng)鉆孔直徑為900mm 時(shí)，在樁長(zhǎng)為27m 處樁身軸力為1 990kN；水泥土擴(kuò)大頭高度為3m，即鉆孔直徑為900mm 時(shí)樁端擴(kuò)大頭承擔(dān)荷載為1 990kN；而當(dāng)鉆孔直徑增加到1 300mm 時(shí)，樁長(zhǎng)27m 處樁身軸力為1 154kN，即樁端擴(kuò)大頭承擔(dān)荷載減小到1 154kN.結(jié)合圖7與8，當(dāng)鉆孔直徑從900mm 增大到1 300 mm 時(shí)，樁側(cè)摩阻力從740kN 增加到946kN，共增加了206kN，而樁端擴(kuò)大頭所承擔(dān)的荷載從1 990kN 減小到了1 154kN，減小了836 kN，總的抗拔承載力減小了630kN.

通過(guò)上述分析可以發(fā)現(xiàn)，在軟土地區(qū)由于土體性質(zhì)較差，其所能提供的樁側(cè)摩阻力較小，靜鉆根植抗拔樁中樁端水泥土擴(kuò)大頭承擔(dān)了大部分上拔荷載；增加樁身鉆孔直徑雖然能夠增大樁身側(cè)摩阻力，然而這會(huì)造成樁端擴(kuò)大頭與土體接觸面積減小，使得樁端擴(kuò)大頭所能承擔(dān)的荷載減小，不利于靜鉆根植抗拔樁承載性能的發(fā)揮.因此在軟土地區(qū)，不宜增加靜鉆根植抗拔樁的鉆孔直徑.

圖7 鉆孔直徑對(duì)抗拔承載力的影響Fig.7 Uplift bearing capacity influenced by diameter of drilling hole

圖8 樁身軸力曲線Fig.8 Axial force along shaft

3.3 樁端水泥土擴(kuò)大頭高度及直徑的影響

通過(guò)鉆孔直徑對(duì)靜鉆根植抗拔樁承載力影響的分析可知，靜鉆根植抗拔樁在軟土地區(qū)中使用時(shí)樁端水泥土擴(kuò)大頭承擔(dān)了大部分上拔荷載，為了研究樁端擴(kuò)大頭高度對(duì)靜鉆根植抗拔樁承載力的影響，分別將擴(kuò)大頭高度設(shè)為1、2、3、4、5m 進(jìn)行建模計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖9所示.從圖9中可以看出，當(dāng)擴(kuò)到頭高度從1m 增加到5m 時(shí)，計(jì)算所得抗拔承載力有所增加，但增加幅度很小，可以認(rèn)為樁端擴(kuò)大頭高度變化對(duì)靜鉆根植抗拔樁承載力影響不大.

圖9 擴(kuò)大頭高度對(duì)抗拔承載力的影響Fig.9 Uplift bearing capacity influenced by height of enlarged pile base

為了研究樁端擴(kuò)大頭直徑對(duì)靜鉆根植抗拔樁承載力的影響，分別將樁端擴(kuò)大頭直徑設(shè)為900、1 200、1 400、1 600、1 800mm 進(jìn)行建模計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖10所示.從圖10中可以看出，靜鉆根植抗拔樁極限承載力隨著樁端水泥土擴(kuò)大頭直徑的增加而增大.由于樁身鉆孔直徑為900mm，即當(dāng)樁端水泥土擴(kuò)大頭直徑也為900mm 時(shí)，抗拔樁沒(méi)有樁端擴(kuò)大頭的存在，從圖10中可以看出當(dāng)靜鉆根植抗拔樁中沒(méi)有樁端擴(kuò)大頭時(shí)，其極限承載力較小，僅為750kN，而且當(dāng)樁頂荷載超過(guò)其極限承載力時(shí)會(huì)發(fā)生突然破壞.當(dāng)靜鉆根植抗拔樁存在樁端擴(kuò)大頭時(shí)，由于擴(kuò)大頭的嵌固作用，其荷載位移曲線為緩變型曲線，而且極限抗拔承載力隨著樁端水泥土擴(kuò)大頭直徑的增加而增大，當(dāng)擴(kuò)大頭直徑為1 200mm 時(shí)，極限抗拔承載力為2 150kN，當(dāng)擴(kuò)大頭直徑為1 800mm 時(shí)，極限抗拔承載力增加到3 880kN.

圖10 擴(kuò)大頭直徑對(duì)抗拔承載力的影響Fig.10 Uplift bearing capacity influenced by diameter of enlarged pile base

圖11 不同擴(kuò)大頭直徑樁身軸力曲線Fig.11 Axial forces along shaft of different diameters of enlarged pile base

為了進(jìn)一步研究樁端水泥土直徑變化對(duì)抗拔承載力的影響，將模擬計(jì)算所得樁身軸力數(shù)據(jù)進(jìn)行整理，如圖11所示.從圖11中可以看出，計(jì)算所得樁身軸力都隨著深度的增加而減小；當(dāng)抗拔樁不存在樁端擴(kuò)大頭時(shí)，樁身軸力沿樁身的改變量較為均勻，而當(dāng)樁端存在水泥土擴(kuò)大頭時(shí)，在擴(kuò)大頭上方樁身軸力沿樁身的減小量也比較均勻，而樁端擴(kuò)大頭處樁身軸力減小幅度突然增加，而且樁端擴(kuò)大頭承擔(dān)了大部分上拔荷載.當(dāng)樁端擴(kuò)大頭直徑為1 200mm時(shí)，其承擔(dān)的荷載為1 470kN，而當(dāng)樁端擴(kuò)大頭直徑為1 800mm 時(shí)，其承擔(dān)的荷載增加到3 100kN，說(shuō)明增加樁端水泥土擴(kuò)大頭的直徑可以較大幅度地提高靜鉆根植抗拔樁的極限承載力.在實(shí)際工程中，在保證樁端水泥土強(qiáng)度的前提下，可以考慮增加樁端水泥土擴(kuò)大頭的直徑來(lái)提高靜鉆根植抗拔樁的極限承載力.

4 結(jié) 論

本文介紹了一組靜鉆根植抗拔樁的現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)，靜鉆根植抗拔樁中樁周水泥土的存在可以認(rèn)為與樁側(cè)注漿抗拔樁相似，而樁端水泥土擴(kuò)大頭的嵌固作用與擴(kuò)底抗拔樁的作用機(jī)理類似.在驗(yàn)證本文所建立ABAQUS模型的可靠性后通過(guò)ABABQUS建模對(duì)靜鉆根植抗拔樁的承載力影響因素進(jìn)行了分析與研究，可以得出以下結(jié)論：

（1）靜鉆根植抗拔樁中樁端水泥土擴(kuò)大頭的存在使其荷載位移曲線比較平緩，由有限元模擬結(jié)果可知，樁端擴(kuò)大頭直徑越大，樁基荷載位移曲線越平緩.

（2）將水泥漿注入土體中形成的水泥土性質(zhì)要遠(yuǎn)好于原位土體的性質(zhì)，改變樁周水泥土與樁端水泥土彈性模量對(duì)靜鉆根植抗拔樁承載力的影響不大.

（3）在軟土地區(qū)中土體所能提供的樁側(cè)摩阻力較小，靜鉆根植抗拔樁的抗拔承載力主要由樁端水泥土擴(kuò)大頭提供，增加樁身鉆孔直徑不利于靜鉆根植抗拔樁承載性能的發(fā)揮.

（4）樁端擴(kuò)大頭高度對(duì)靜鉆根植抗拔樁承載力影響不大，在實(shí)際工程中可以考慮將擴(kuò)大頭高度減小到1m；樁端擴(kuò)大頭直徑對(duì)靜鉆根植抗拔樁承載力影響較大，在實(shí)際工程中在保證樁端水泥土強(qiáng)度的前提下可以增加樁端水泥土中擴(kuò)大頭的直徑，從現(xiàn)有的1.5倍樁身鉆孔直徑增加到2倍樁身鉆孔直徑.

（5）靜鉆根植抗拔樁作為一種新型的抗拔組合樁基，其在實(shí)際工程中的應(yīng)用還比較少，對(duì)其所進(jìn)行的研究也不多.然而靜鉆根植抗拔樁中樁周水泥土及樁端水泥土擴(kuò)大頭的存在使其抗拔性能要好于傳統(tǒng)等截面樁，因此具有比較廣闊的發(fā)展前景和推廣價(jià)值.隨著靜鉆根植抗拔樁的推廣與應(yīng)用，可以對(duì)其承載性能進(jìn)行更加細(xì)致而深入的研究.

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