擴(kuò)底式斜支撐受壓承載性能試驗(yàn)與數(shù)值研究

中圖分類號(hào)：TU91 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Abstract：To investigate the performance of the belled tilted bracing，field static load tests were conducted on single piles to explore thebearing characteristics of thebeled tilted strut with a bearing stratum of medium-dense silty sands.The results revealed a gradually varying Q-s curve development pattern，indicating that the strut exhibited typical end-bearing pile behavior.Three-dimensional numerical simulations exceeding the in-situ test load range wereperformed for single parametric analysis to identify key design factors influencing the bearing capacity of one belled tilted strut.Theanalysis demonstrates thatthebearing stratum at thepile tipshould berationall selected according to the sitegeological conditions，and thereasonable bracing length can be comprehensively determined considering theslendernessratioofconcrete-filledtube.Aditionally，increasing thebearing basevolume significantly enhances bearing performance without compromising construction eficiency or adjacent pile safety. These findings provide guidance for the design and calculation of practical applications of beled tilted struts.

Key words：belled tilted strut;bearing capacity;static load test;finite element analysis

近年來，基坑新型支護(hù)技術(shù)得到了廣泛的關(guān)注和重視.為適應(yīng)不同的施工環(huán)境，確保基坑施工、主體地下建筑物結(jié)構(gòu)物及周邊環(huán)境的安全，彌補(bǔ)原有支護(hù)技術(shù)存在的缺點(diǎn)與不足，研發(fā)安全可靠的新型支護(hù)技術(shù)很有必要[1-2].

本研究著眼于目前一種新興的基坑支護(hù)技術(shù)—擴(kuò)底承載式斜支撐支護(hù)體系.該技術(shù)中斜支撐首先將鋼管斜向插入坑內(nèi)地層中，隨后通過鋼管內(nèi)部向底端進(jìn)行填料夯實(shí)，并向鋼管內(nèi)部填注混凝土，通過頂部與冠梁連接，形成了用于控制圍護(hù)樁墻變形的大剛度支撐結(jié)構(gòu).該技術(shù)在多個(gè)工程應(yīng)用得以實(shí)踐后，相關(guān)的工藝指導(dǎo)和要求可參考已發(fā)布并實(shí)施的技術(shù)規(guī)程——《擴(kuò)底承載式鋼管混凝土斜支撐技術(shù)規(guī)程》（T/CSRME042—2024）[3].

該技術(shù)是將異形樁型作為載體樁，斜向運(yùn)用在基坑圍護(hù)體系中.針對(duì)載體樁豎向承載機(jī)制問題，王繼忠4認(rèn)為其端部載體是自上而下強(qiáng)度剛度逐漸降低的層層外擴(kuò)復(fù)合地基，將其荷載傳遞路徑等效為擴(kuò)展基礎(chǔ)的形式.在此基礎(chǔ)上，張學(xué)元等5總結(jié)了目前載體樁施工工藝的演變情況，分析了端部載體的等效計(jì)算面積的取值依據(jù)合理性，以及豎向抗拔和沉降計(jì)算過程中載體的影響范圍判定問題.季廣信等通過現(xiàn)場(chǎng)開挖觀測(cè)和模型試驗(yàn)，曾以高度可視化的手段查明了土體在夯擊過程中的擠密范圍和程度，研究結(jié)果表明在黏土和砂土持力層中，端部夯擴(kuò)形成的載體性狀接近橢球體，并且隨著密實(shí)度增大，載體會(huì)越接近球形.據(jù)此，后續(xù)大部分研究工作都是基于夯擴(kuò)體形狀近似為球形的假設(shè)前提來開展的.國內(nèi)外學(xué)者根據(jù)不同的用途，針對(duì)其豎向抗壓、抗拔以及水平向的承載性能，從工程實(shí)踐、理論分析、原位或室內(nèi)試驗(yàn)等角度開展了大量的分析，也通過數(shù)值模擬開展了較多研究[7-10]，拓展了該類樁型在巖土工程領(lǐng)域的應(yīng)用范圍.但斜向布設(shè)于巖土體的構(gòu)件承載性能與垂直服役的樁體存在顯著差異，目前斜向埋設(shè)的載體樁受壓承載力和承載性能存在研究空白.

本研究采用原位測(cè)試和數(shù)值模擬手段，旨在揭示在全長埋置于巖土體中，即基坑未開挖狀態(tài)、斜撐頂部未與圍護(hù)結(jié)構(gòu)相連接、地下水未處理的條件下，單根擴(kuò)底斜撐的正截面受壓極限承載力與承載性能，為技術(shù)的應(yīng)用推廣和基坑工程實(shí)踐提供參考．

1依托工程背景

本研究依托工程為昆山市一住宅樓開發(fā)項(xiàng)目，擬建建筑主要為9棟高層住宅樓及部分裙樓、地下車庫及其他附屬設(shè)施.本研究主要針對(duì)地下室基坑開挖部分涉及的構(gòu)件靜載試驗(yàn)展開討論分析.

1.1基坑工程概況及圍護(hù)條件

工程基坑面積約為 15 600m² ，周長約為 736m 二層地下室區(qū)域的基坑開挖深度為 8.6～10.3m

采用鉆孔灌注樁作為主要圍護(hù)結(jié)構(gòu)，兩層地庫基坑大部分采用一道擴(kuò)底承載式斜支撐，局部角部采用一道水平混凝土支撐的支護(hù)型式.

1.2工程及水文地質(zhì)條件

根據(jù)本次勘探揭露，結(jié)合區(qū)域地質(zhì)資料，本場(chǎng)區(qū)勘察深度范圍內(nèi)揭露的地基土層自上而下的分布情況如圖1所示.

2現(xiàn)場(chǎng)靜載荷試驗(yàn)

2.1試驗(yàn)方案

采用靜載荷試驗(yàn)對(duì)擴(kuò)底斜撐的受壓承載力進(jìn)行檢測(cè).參考單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)原理及流程[1]，在試撐上部露出端逐級(jí)施加沿著斜撐軸線方向的壓力，觀測(cè)斜撐頂部隨時(shí)間產(chǎn)生的位移以確定構(gòu)件的抗壓承載力.依托實(shí)際工程進(jìn)行了3組單撐豎向靜荷載試驗(yàn)，試驗(yàn)編號(hào)分別為JZ1、JZ2、JZ3.三根檢測(cè)斜撐長度均為 16m ，采用Q235型鋼管，直徑 426mm ，壁厚10mm ，斜向插入角度為 45^° ，鋼管內(nèi)的混凝土強(qiáng)度

2.2測(cè)試原理與方法

采用每級(jí) 2h 慢速維持荷載法進(jìn)行試驗(yàn)，使用壓重平臺(tái)反力裝置作為加載方式.測(cè)試原理接近檢測(cè)斜撐實(shí)際工作條件，如圖2所示.斜撐斜向 45^° 插入土體中；千斤頂安放于檢測(cè)斜撐頂部居中，千斤頂行程上方抵住邊坡圈梁牛角撐，邊坡上方堆置配重；檢測(cè)斜撐一側(cè)穩(wěn)固安裝一根基準(zhǔn)樁，基準(zhǔn)樁上分別安裝壓力計(jì)與位移計(jì).荷載測(cè)量由并聯(lián)于千斤頂油路的壓力傳感器測(cè)定油壓，根據(jù)千斤頂率定曲線換算荷載.

參照建筑樁基靜載測(cè)試方案和內(nèi)容開展本次擴(kuò)底斜撐靜載試驗(yàn)，僅改變加載和位移兩側(cè)方向，由豎向變?yōu)樾毕?45^° ，沿斜撐軸向加載并測(cè)量位移.現(xiàn)場(chǎng)載荷試驗(yàn)情況如圖2所示.

2.3試驗(yàn)結(jié)果

2.3.1測(cè)試結(jié)果數(shù)據(jù)

對(duì)三組擴(kuò)底承載式斜支撐靜載試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行總 結(jié)，檢測(cè)斜撐的荷載-位移關(guān)系見表1.

初始位移變化速率偏大的檢測(cè)斜撐，加載至最大荷載以及卸載后的斜撐頂部累計(jì)沉降量都是三根檢測(cè)斜撐中最大的.至終止加載最大荷載 2000kN 作用下，三組試驗(yàn)中最大位移量?jī)H為 14.54mm ，最小值 11.06mm ，位移量相差 3.48mm .位移差值的來源可能包括：實(shí)際測(cè)試中三組斜撐需要保持一定的距離進(jìn)行測(cè)試，測(cè)試位置的地層分布差異，以及樁體貫入與夯實(shí)等施工水平無法保證完全一致.但總體來說，在測(cè)試荷載水平下三根檢測(cè)斜撐的承載能力無顯著差異，均未達(dá)到變形控制條件，檢測(cè)斜撐也未出現(xiàn)破壞性狀或前兆.加之卸載回彈過程的曲線也較平穩(wěn)，最大殘余位移量為 7.59mm ，最大回彈量為7.28mm ，最大回彈率為 54.07% ，三根檢測(cè)斜撐回彈率均在 50% 左右，表明斜撐仍有一定的承載能力并未充分發(fā)揮.

圖2靜載試驗(yàn)裝置示意圖及現(xiàn)場(chǎng)照片F(xiàn)ig.2Sketch diagramand sitephoto of static load test

2.3.2 Q-s 曲線

本次試驗(yàn)得到的 Q-s 曲線如圖3所示.圖中呈現(xiàn)緩變型發(fā)展趨勢(shì)，位移隨荷載的變化速率較統(tǒng)一，級(jí)位移均勻，無明顯的曲率變化點(diǎn)，且無明顯拐點(diǎn).隨著荷載值的持續(xù)上漲，位移的變化速率略微增大.

表1荷載-位移關(guān)系試驗(yàn)結(jié)果

Tab.1 Testresultsof load-displacement relatior

圖3靜載試驗(yàn) Q-s 曲線 Fig.3Q-scurve for static test

荷載-位移 （Q-s） 曲線的形態(tài)受眾多因素影響，其中包括斜撐側(cè)向土層和端部持力層的地基土性質(zhì)、擴(kuò)底斜撐的形狀尺寸等[1.荷載-位移曲線是擴(kuò)底斜撐和土之間荷載傳遞效果的綜合反映，檢測(cè)斜撐側(cè)阻力和樁端阻力的發(fā)揮性狀的聯(lián)合表現(xiàn)[13-14].對(duì)于等直徑樁基來說，樁側(cè)阻力一般先于樁端阻力發(fā)揮，因此 Q-s 曲線的前段主要受側(cè)阻力制約，而后段則主要受端阻力制約.但對(duì)于本研究中的擴(kuò)底承載式斜支撐，底部支承于較硬持力層上，并對(duì)端部進(jìn)行了擴(kuò)底，端承力占承載力的主導(dǎo)部分，但由于本次靜載試驗(yàn)是在未進(jìn)行土方開挖的條件下進(jìn)行的，檢測(cè)斜撐的埋設(shè)長度為全長，側(cè)阻力的發(fā)展程度同樣不容忽視，本次試驗(yàn)中斜撐 Q-s 前段同時(shí)受側(cè)阻和端阻性狀的制約.

2.3.3 ?_s-logt 曲線

三根檢測(cè)斜撐的 ?_s-logt 曲線發(fā)展趨勢(shì)相似，故選取JZ1試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行展示.由圖4可以看出， ?_s-logt 曲線平穩(wěn)發(fā)展，各級(jí)荷載下的曲線近似水平，僅在最大加載量 2000kN 條件下，曲線出現(xiàn)傾斜度略微增大的現(xiàn)象，但整體仍未呈現(xiàn)出明顯轉(zhuǎn)折和向下彎曲的破壞表現(xiàn)，表明擴(kuò)底斜撐在試驗(yàn)荷載范圍內(nèi)各級(jí)荷載作用下斜撐均能快速達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，各級(jí)荷載之間的穩(wěn)定時(shí)間差異不大[15].

圖4JZ1檢測(cè)斜撐 ?_s-logt 曲線 Fig.4 s? -lgtcurve for JZ1 test

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，三根檢測(cè)斜撐抗壓極限承載力取最大加載值 2000kN. 三根檢測(cè)斜撐 Q-s 曲線皆呈緩變型，在斜撐頂部 2000kN 的軸向壓力作用下，擴(kuò)底斜撐-土體系未達(dá)到破壞狀態(tài)，荷載達(dá)到極限承載力后持續(xù)增長，并不會(huì)導(dǎo)致斜撐的突然失穩(wěn)和位移的顯著增大，即承載力并未真正達(dá)到極限，因而本次靜載試驗(yàn)得到的極限承載力數(shù)值僅為該具體工程上根據(jù)實(shí)際需要測(cè)得的極限承載力.

3承載性能的有限元分析

采用數(shù)值分析方法研究樁-土相互作用問題，可彌補(bǔ)試驗(yàn)重復(fù)成本高、周期長的缺陷.面臨單根擴(kuò)底斜撐軸向受荷機(jī)理暫不清晰的問題，開展對(duì)其加載

過程的數(shù)值模擬研究，利于查明擴(kuò)底斜撐的抗力、位移發(fā)展特征.

3.1數(shù)值模型建立

主要考慮擴(kuò)底斜撐在軸向荷載作用下的工作特性，對(duì)建立的撐-土系統(tǒng)模型作如下假定：1）認(rèn)為斜撐桿件斷面是理想的圓形，端部夯擴(kuò)體為規(guī)則的球形;2）撐-土材料均為各向同性材料，密度分布均勻；3）相較于地基土，鋼筋混凝土斜撐結(jié)構(gòu)和夯擴(kuò)體的剛度很大，變形很小，采用混凝土和鋼材的彈性本構(gòu)關(guān)系，忽略結(jié)構(gòu)材料的塑性行為.

3.1.1鋼管混凝土與地基土模擬

本文研究對(duì)象擴(kuò)底承載式斜支撐，是斜向插入土體，承受斜向荷載，延伸方向、受荷方向與重力方向不一致，無法使用二維（旋轉(zhuǎn)）對(duì)稱模型進(jìn)行模擬，故從模擬對(duì)象的特殊性和模擬結(jié)果的可靠性方面考慮，建立三維有限元模型進(jìn)行計(jì)算分析.

試驗(yàn)地基土的建模范圍包括樁體軸向受壓條件下的應(yīng)力、變形影響區(qū)域.經(jīng)過文獻(xiàn)調(diào)研16和試算，將模型平面邊界設(shè)置在斜撐平面布設(shè)區(qū)域以外10倍樁徑以外，地基土厚度取樁端深度2倍范圍，即平面范圍 27.5m×10m×22m ，如圖5所示.單根擴(kuò)底斜撐靜載試驗(yàn)的所需場(chǎng)地范圍較小，結(jié)構(gòu)受荷發(fā)展的變形范圍有限，在該范圍內(nèi)，工程場(chǎng)地土層頂?shù)酌嫫鸱苄。扑椒植迹式⒌撵o載試驗(yàn)有限元數(shù)值模型根據(jù)試驗(yàn)場(chǎng)地最近鉆孔的土層進(jìn)行水平分布模擬.

圖5靜載試驗(yàn)數(shù)值模型（單位： m ） Fig.5Numerical model for static test（unit：m）

本研究采用統(tǒng)一的一種本構(gòu)模型，硬化土模型對(duì)場(chǎng)地黏性土及砂粉土進(jìn)行模擬.目前暫無針對(duì)昆山市的工程實(shí)踐展開的典型土層數(shù)值模擬本構(gòu)選取和取值的研究報(bào)道，故根據(jù)地域的遠(yuǎn)近，參考了王衛(wèi)東等17和劉書斌等[18分別基于上海市和無錫地區(qū)土層的數(shù)值模擬地層取值參數(shù)的研究建議進(jìn)行模型取值.將以上研究針對(duì)砂粉土和黏性土的分析結(jié)論應(yīng)用于本次數(shù)值模擬的土體參數(shù)取值.模擬采用的地基土的物理參數(shù)與強(qiáng)度參數(shù)見圖1.

根據(jù)擴(kuò)底斜撐的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐情況和規(guī)范建議計(jì)算設(shè)計(jì)方法，使用“鋼管混凝土統(tǒng)一理論”，把鋼管混凝土斜撐桿件視為組合材料[19]，故靜載試驗(yàn)中單根擴(kuò)底斜撐結(jié)構(gòu)由鋼管混凝土斜撐和夯擴(kuò)體2個(gè)部件組成.

相較于地基土，鋼筋混凝土斜撐結(jié)構(gòu)和夯擴(kuò)體的剛度很大，變形很小，采用混凝土和鋼材的彈性本構(gòu)關(guān)系，根據(jù)截面等效剛度計(jì)算公式，建立鋼管混凝土的彈性本構(gòu)關(guān)系，忽略結(jié)構(gòu)材料的塑性行為和套箍效應(yīng).

在數(shù)值模型中，對(duì)頂端底面以上增加了 0.5m 長度以方便對(duì)斜撐頂部進(jìn)行斜向加載.采用Q235鋼材和C30混凝土的物理性質(zhì)組合計(jì)算定義鋼管混凝土構(gòu)件，等效截面剛度和密度按照式（1）進(jìn)行計(jì)算：

EA=E_sA_s+E_cA_c，ρA=ρ_sA_s+ρ_cA_c

得到鋼管混凝土的等效彈性模量和密度分別為E=5.07×10⁴MPa，ρ=2.99g/cm³.

對(duì)于夯擴(kuò)體的模擬，由于夯擴(kuò)體成分中包含填充的干硬混凝土和擠密的土體，本文也將按照前人的方法，將其假定為均質(zhì)非多孔材料，將C30干硬混凝土的彈性模量折減 50% 作為夯擴(kuò)體的性質(zhì)輸入建立模型.

擴(kuò)底承載式斜支撐的承載性能模擬需要在斜撐結(jié)構(gòu)外表面和夯擴(kuò)體表面分別設(shè)置和土體的接觸面.根據(jù)周圍土層的強(qiáng)度剛度屬性并進(jìn)行 90% 折減來定義樁土界面的性質(zhì).并經(jīng)過試算得到的界面切應(yīng)力結(jié)果，與各層地基土能夠提供的理論側(cè)限力對(duì)比，二者的小值確定為界面容許的最大切應(yīng)力[20].

3.1.2模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證有限元模型計(jì)算的合理性與準(zhǔn)確性，根據(jù)三根檢測(cè)斜撐的靜載試驗(yàn)結(jié)果與模擬得到的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比對(duì).

如圖6所示，模擬得到的 Q-s 位移曲線仍表現(xiàn)為緩變型，與試驗(yàn)曲線發(fā)展趨勢(shì)相同.當(dāng)加載至靜載試驗(yàn)最大荷載 2000kN 時(shí)，模擬得到的位移值為 13.85mm 而三根檢測(cè)斜撐的最大位移平均值為 13.04mm ，變形結(jié)果十分接近.總的來說，有限元計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確度較高.

3.2承載性能分析

結(jié)合數(shù)值模擬可視化手段補(bǔ)充揭示在工程設(shè)計(jì)荷載下擴(kuò)底承載式斜支撐的承載特點(diǎn).

3.2.1斜撐及周圍地基土位移

由于結(jié)構(gòu)和土體主要沿著斜撐軸線斜向受力，使用水平和豎直方向的變形位移分力無法完全描述其行為，故使用總位移來評(píng)估分析各級(jí)荷載下擴(kuò)底斜撐和周圍土體的承載性能.以 400kN 為荷載間隔量的各級(jí)荷載作用下，得到模型整體土體的位移云圖，如圖7所示.所有模型使用同一圖例，最小位移0mm ，最大位移 14mm. 可以看出土體和斜撐頂部的位移量都在逐級(jí)增長，隨著斜撐頂部荷載持續(xù)增大，土體的位移區(qū)域呈現(xiàn)，以斜撐頂部為中心的偏心漏斗形逐漸外擴(kuò)和加深（沿著樁身斜向下方向）.

圖7各個(gè)荷載等級(jí)下的模型整體位移云圖Fig.7Displacementunderdifferentload levels

圖8將以上的三維結(jié)果進(jìn)行切片，從擴(kuò)底斜撐中心軸線位置進(jìn)行剖面處理.從剖面樁體及土體的位移矢量中可以看出：可觀位移量的土體范圍基本限制在樁體周圍很小范圍內(nèi)，并且樁身周圍的土體位移方向基本沿著樁體軸線斜向下方向，即在側(cè)摩阻力作用下隨著樁體發(fā)生位移；夯擴(kuò)體以下有一定距離的土體，位移方向呈現(xiàn)出一定的發(fā)散性分布特點(diǎn)，也符合擴(kuò)底樁和載體樁的承載特征.

圖8最大測(cè)試荷載下的土體剖面位移矢量Fig.8Displacement field undermaximumtestingload

可以看出，整個(gè)模型中擴(kuò)底斜撐由斜撐頂部至樁端位移變化較大，樁頭發(fā)生最大位移，樁身位移量逐漸降低，說明應(yīng)力由于側(cè)摩阻力的存在逐漸向外擴(kuò)散，并且樁身的差異位移量表明樁身發(fā)生了一定的壓縮，由于對(duì)結(jié)構(gòu)體的線彈性假定，在數(shù)值模擬中這種高荷載條件下，小程度的變形是可能發(fā)生的.此外，由該圖可以得到，與鋼管混凝土樁身相比，夯擴(kuò)體的位移量較低，說明附加應(yīng)力經(jīng)過夯擴(kuò)體擴(kuò)散至持力土層時(shí)，已達(dá)到很大程度的衰減，樁身的荷載因端部體積的擴(kuò)大與樁底土體的夯實(shí)加固得到了極大的緩解，承載力得到了較高的提升.

3.2.2抗力分布特征

圖9是不同荷載等級(jí)下斜撐軸力沿著軸心方向的分布情況，可以看出樁身軸力沿著斜撐中心軸線斜向下方向呈現(xiàn)逐漸減小的規(guī)律，是由于荷載逐漸通過樁身側(cè)摩阻力從樁身傳遞給樁周土體，但當(dāng)荷載傳至斜向鋼管混凝土底部的夯擴(kuò)體時(shí)，軸力仍很大，表明擴(kuò)底斜撐呈現(xiàn)出端承樁的特征.各級(jí)荷載下的軸力發(fā)展規(guī)律相似：從斜撐頂部開始，荷載衰減幅度極低并隨深度逐漸增大；在樁身中部，埋藏于砂層土中區(qū)段軸力衰減速率最大;接近鋼管混凝土底端與夯擴(kuò)體相連接區(qū)域的軸力轉(zhuǎn)移速率又逐漸降低.并且各曲線之間橫向?qū)Ρ龋S著斜撐頂部荷載增大，底端的軸力衰減的數(shù)值上升，表明側(cè)摩阻力發(fā)揮程度更高.與靜載試驗(yàn)中分析結(jié)果相同，各階段的 Q-s 曲線形態(tài)都同時(shí)受側(cè)阻力和端阻力制約.

圖9各級(jí)荷載下軸力沿樁身的分布 Fig.9Distribution of strut axial force along depth under different loading levels

從數(shù)值上來說，擴(kuò)底斜撐穿過了地基上層填王和黏性土層，進(jìn)入了工程特性相對(duì)較好的砂性土層一粉砂夾粉土層作為持力層，以獲取較高的承載力和變形控制能力.擴(kuò)底承載式斜支撐與其他樁體相比，樁徑相對(duì)偏小，側(cè)表面與周圍土體接觸面積比普通樁體小，且端頭進(jìn)行了夯實(shí)擴(kuò)大，在較密實(shí)、堅(jiān)硬的砂層中能夠發(fā)揮端阻力的范圍遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于鋼管側(cè)表面，故擴(kuò)底斜撐的側(cè)摩阻力發(fā)展程度明顯低于端阻力.

對(duì)于斜撐軸力的分析結(jié)果，在圖10側(cè)摩阻力的分布曲線圖中也可以直觀地得出.側(cè)摩阻力在不同性質(zhì)的土層中發(fā)揮差異明顯.在上層填土和黏土層中，各級(jí)荷載下的側(cè)阻力分布線基本在 20kPa 范圍交叉重疊，根據(jù)昆山市地區(qū)工程勘察測(cè)試調(diào)研，表層黏土和粉質(zhì)黏土層中針對(duì)預(yù)制樁的樁側(cè)極限摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值一般不超過 45kPa ，與本次模擬的結(jié)果相符.但進(jìn)入砂土層后，隨著樁頂荷載增大，側(cè)摩阻力水平顯著增長.

此外，從圖10中可以看出，當(dāng)斜撐頂部荷載達(dá)到 1600kN 后，各深度處的側(cè)摩阻力不再呈現(xiàn)大幅增長現(xiàn)象，側(cè)摩阻力最大值差異也保持在較低水平，說明擴(kuò)底斜撐的樁側(cè)阻力在荷載為 1600kN 時(shí)已基本充分發(fā)揮，此后再增加荷載無法顯著提升樁側(cè)摩阻力，轉(zhuǎn)為由樁端夯擴(kuò)體及以下持力層土體承受附加應(yīng)力增量.

圖10各級(jí)荷載下最大樁側(cè)阻力分布

Fig.10 Distribution of skin frictionalongdepthunder all load levels

擴(kuò)底斜撐的端阻力是其受壓承載力的重要構(gòu)成部分.根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果統(tǒng)計(jì)了樁端阻力隨著斜撐頂部軸向荷載的變化曲線，并對(duì)其進(jìn)行了線性擬合，得出樁端阻力在試驗(yàn)范圍的荷載下貢獻(xiàn)了約 69% 的受壓承載力，并且隨著荷載增加，樁端阻力的承載比例也在逐漸增加.

3.3承載力影響因素分析

基于前述研究分析所建立的單撐受壓承載三維有限元模型，通過改變其擴(kuò)底斜撐的截面尺寸、長度以及端部夯擴(kuò)體體積以研究單因素對(duì)擴(kuò)底承載式斜支撐受壓承載力的影響.

3.3.1 鋼管混凝土斜撐截面尺寸的影響

考慮相同的地層條件、擴(kuò)底斜撐長度、承載體體積以及邊界加載等模型設(shè)置，僅改變鋼管混凝王均質(zhì)體的截面尺寸，建立4組模型進(jìn)行了靜載試驗(yàn)分級(jí)加載至大變形的模擬.樁徑取值參考常用鋼管規(guī)格，以 100mm 為規(guī)格差異，4組樁徑取值分別為：325mm （DN300）、 426mm （DN400）、 530mm （DN500） .630mm（DN600） .鋼管壁厚都取 10mm ，并以此計(jì)算含鋼率調(diào)整建模中結(jié)構(gòu)材料物理力學(xué)性質(zhì).根據(jù)4組分級(jí)加載模擬結(jié)果，繪制出了不同斜撐截面尺寸條件下的斜撐受壓 Q-s 曲線，如圖11所示.

圖11不同鋼管外徑的擴(kuò)底斜撐荷載-位移曲線 Fig.11 Q-s profile corresponding to different strut section sizes

管徑從 325mm 增長至 630mm ，幾乎加倍的管徑變化趨勢(shì)下，荷載-位移曲線的發(fā)展趨勢(shì)基本一致，各級(jí)荷載下的斜撐頂部沉降量都隨截面尺寸的增大而逐漸降低.但差異主要存在于低荷載條件下，即側(cè)摩阻力的貢獻(xiàn)區(qū)間，截面尺寸造成的承載性能差異稍明顯一些；隨著荷載不斷增大，端阻力的作用快速顯現(xiàn)，截面尺寸對(duì)端阻力基本無影響，因此 Q-s 曲線后段4條曲線逐漸接近，在極限承載力2400kN 條件下，截面尺寸 325mm 和 630mm 的擴(kuò)底斜撐頂部位移量只相差 1.8mm ，表明通過擴(kuò)大擴(kuò)底斜撐半徑來提高其承載力的效果不明顯，驗(yàn)證了擴(kuò)底斜撐承載以端阻力為主、側(cè)阻力為輔的特點(diǎn).因此不建議通過增大截面尺寸來提高擴(kuò)底斜撐的承載能力.

3.3.2鋼管混凝土斜撐長度的影響

僅考慮鋼管混凝土斜撐長度為變量，討論樁長對(duì)擴(kuò)底斜撐極限承載力的影響.共對(duì)5組等差斜撐長度取值并進(jìn)行建模分析，分別為 12m?14m?16m 、18m.20m ，長度的變化會(huì)改變斜撐底部夯擴(kuò)體的深度和提供端阻力的持力層，各斜撐長度對(duì)應(yīng)的插入深度和擴(kuò)底斜撐持力層都列在表2.

表2各斜撐長度條件下的夯擴(kuò)體持力層變化

Tab.2Variationof load-bearinglayer underdifferentstrutlengths

由圖12并結(jié)合表2可以看出，隨著斜撐長度從12m 增長至 20m ，擴(kuò)底斜撐的受壓承載性能并非呈現(xiàn)逐步增加或降低的簡(jiǎn)單趨勢(shì)，原因在于長度的增加，載體的持力層在粉土層、粉砂層之間多次改變，兩種土的力學(xué)特性存在一定的差異.當(dāng)長度由 12m 增至 14m 時(shí)，夯擴(kuò)體持力層由 ⑥ 粉土夾粉質(zhì)黏土變?yōu)?⑦ 粉砂夾粉土層，后者相對(duì)于前者的抗剪強(qiáng)度有所提高，且夯擴(kuò)體所在深度增加，其下土體的上部土覆重逐漸增大，土體的應(yīng)力狀態(tài)改變也會(huì)一定程度地增加土體的承載性能；而當(dāng)斜撐長度在 14～18m 范圍內(nèi)時(shí)，持力層未發(fā)生變化，都在 ⑦ 粉砂夾粉王層中，隨著樁長增大，土體的承載性能只發(fā)生了微弱的提升；最后當(dāng)長度增長至 20m 時(shí)，持力層又轉(zhuǎn)為 ⑧ 粉土夾粉質(zhì)黏土層，該層土體相較于6層和7層抗剪強(qiáng)度稍低，但彈性模量以及上部覆重增大，故在各級(jí)荷載作用下，該工況的位移量有略微增長，但差異并不顯著.

綜上，通過改變長度來實(shí)現(xiàn)擴(kuò)底斜撐承載力的改變，從本質(zhì)上來說是更改夯擴(kuò)體持力層，埋深越大和抗剪強(qiáng)度越高的持力層土體能夠?yàn)閿U(kuò)底斜撐提供更高的承載力.應(yīng)根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)工程地質(zhì)條件合理選取持力層，并考慮相關(guān)規(guī)范要求的鋼管混凝土細(xì)長比，綜合確定合理的擴(kuò)底斜撐長度.

圖12不同長度的擴(kuò)底斜撐荷載-位移曲線 Fig.12 Q-s profile corresponding to different strut lengths

3.3.3端部夯擴(kuò)體體積的影響

根據(jù)擴(kuò)底斜撐的承載機(jī)理分析，夯擴(kuò)體是以端阻力的形式將荷載傳遞至下臥持力層的重要組構(gòu)，故夯擴(kuò)體尺寸是影響擴(kuò)底斜撐承載性能的重要因素.考慮夯擴(kuò)體因填料量發(fā)生了尺寸上的變化，建模分析夯擴(kuò)體體積對(duì)擴(kuò)底斜撐承載性能的作用.結(jié)構(gòu)和土體的性質(zhì)參數(shù)不發(fā)生改動(dòng)，夯擴(kuò)體體積變量取值考慮為 3m³?4m³?5m³?6m³?7m³?8m³.

圖13是針對(duì)不同夯擴(kuò)體體積條件下，數(shù)值模擬得到的擴(kuò)底斜撐受壓極限承載力計(jì)算結(jié)果，對(duì)每個(gè)模型加載到了樁頭大變形破壞對(duì)應(yīng)的試驗(yàn)終止條件，破壞前對(duì)應(yīng)的加載等級(jí)即為極限承載力.由圖13可知，夯擴(kuò)體體積的由小增大，引起了承載性能的顯著提升，包括變形的控制和極限承載力的提高.在相同的工程地質(zhì)條件下，端阻力隨夯擴(kuò)體體積逐步增長.但在實(shí)際工程中，承載性能并非唯一工程目標(biāo)，需考慮夯擴(kuò)體增大帶來的現(xiàn)場(chǎng)施工難度和工程成本增加，以及對(duì)鄰近擴(kuò)底斜撐或工程樁產(chǎn)生影響等問題，需要將夯擴(kuò)體的填料量和夯實(shí)體積控制在合理范圍內(nèi).

圖13不同夯擴(kuò)體體積條件下擴(kuò)底斜撐荷載-位移曲線 Fig.13 Q-s profile corresponding to different base volumes

4結(jié)論

本研究主要開展了昆山市某采用擴(kuò)底承載式斜支撐體系的基坑工程進(jìn)行的靜荷載試驗(yàn)，并基于靜載試驗(yàn)進(jìn)行了試驗(yàn)過程和持續(xù)加載直至破壞的三維數(shù)值模擬研究，對(duì)擴(kuò)底斜撐在中密粉砂夾粉土持力層中的承載特性進(jìn)行深入探討，得到如下結(jié)論：

1）評(píng)估了擴(kuò)底斜撐在中密砂持力層中的正截面承載表現(xiàn)，其 Q-s 曲線呈現(xiàn)相似的緩變型發(fā)展模式，?_s-logt 曲線平穩(wěn)發(fā)展，檢測(cè)斜撐回彈率較高，樁與土體破壞特征點(diǎn)不明顯，說明了擴(kuò)底斜撐具有較高的承載能力.

2）擴(kuò)底斜撐呈端承樁的特征.隨著斜撐頂部荷載增大，由淺層向深部的側(cè)阻力發(fā)揮程度逐漸提升，側(cè)阻力通常比端阻力先達(dá)到發(fā)揮極限；端阻力的承載占比隨頂部荷載增大而持續(xù)增長.

3）通過開展擴(kuò)底斜撐設(shè)計(jì)單因素對(duì)其受壓承載力的影響分析，發(fā)現(xiàn)通過擴(kuò)大擴(kuò)底斜撐樁徑來提高其承載力的效果不明顯，應(yīng)根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)工程地質(zhì)條件合理選取持力層，并考慮鋼管混凝土細(xì)長比，綜合確定合理的擴(kuò)底斜撐樁長，在不影響工程難度和鄰近工程樁安全性的條件下增大夯擴(kuò)體體積，可顯著提升擴(kuò)底斜撐的承載性能.

而該構(gòu)件的實(shí)際服役狀態(tài)，需要與圍護(hù)樁頂部相連接，并且基坑土方開挖后，斜撐的側(cè)阻力發(fā)揮段減少，端阻力也會(huì)有所降低，需要與圍護(hù)體系的形狀開展共同耦合研究，這是本研究的后續(xù)計(jì)劃開展內(nèi)容.

參考文獻(xiàn)

[1] 王衛(wèi)東，徐中華．深基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)與主體結(jié)構(gòu)相結(jié)合的設(shè)計(jì)與 施工[J]．巖土工程學(xué)報(bào)，2010，32（增刊1）：191-199. WANG WD，XU ZH.Design and construction of deep excavations supported by permanent structure[J]. Chinese Journal of Geotech nical Engineering，2010，32（Sup.1）：191-199.（inChinese）

[2] WANGRS，YANGH，NIPP，et al.Model testand numerical simulation of anewprefabricated double-rowpilesretaining systemin silty clay ground[J].Underground Space，2023，13： 262-280.

[3] 擴(kuò)底承載式鋼管混凝土斜支撐技術(shù)規(guī)程：T/CSRME042—2024 [S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2024. Technical specification for tilted strut of concrete-filled steel tube with belled bearing base：T/CSRME 042——2024[S].Beijing： Standards Press of China，2024.（in Chinese）

[4] 王繼忠.載體樁技術(shù)的誕生與發(fā)展[J].建筑結(jié)構(gòu)，2008， 38（4）：118-119. WANG JZ．Birth and development ofcarrier pile technology[J]. Building Structure，2008，38（4）：118-119.（in Chinese）

[5] 張學(xué)元，肖成志，王子寒．載體樁單樁豎向承載力學(xué)性能研究 進(jìn)展[J]．水資源與水工程學(xué)報(bào)，2021，32（6）：163-169. ZHANGXY，XIAOCZ，WANGZH.Areview of research on vertical bearing capacity of singlepile with ram-compacted bearing sphere[J].Journal of Water ResourcesandWater Engineering，2021，32（6）：163-169.（in Chinese）

[6]李廣信，仇凱斌．載體樁夯擴(kuò)的影響范圍研究[J]．工程勘察， 2009，37（增刊1）：21-25. LIGX，QIU K B.Study on the influence range of rammed expansion of carrier pile[J].Geotechnical Investigationamp; Surveying，2009，37（Sup.1）：21-25.（in Chinese）

[7] MAJUMDERM，CHAKRABORTYD，KUMAWATV.Model test study on single and group under-reamed piles in sand under compression and tension[J]. Innovative Infrastructure Solutions， 2021，7（1）：129.

[8] 周航，劉漢龍，丁選明，等.基于球孔擴(kuò)張理論的軟黏土中載 體樁樁端擠密加固效應(yīng)[J].土木與環(huán)境工程學(xué)報(bào)（中英文）， 2020，42（6）：1-10. ZHOU H，LIU H L，DING X M，et al. Compaction and reinforcement effect at thepile end of carrierpile insoft clay based on spherical cavity expansion method[J]. Journal of Civil andEnvironmental Engineering，2020，42（6）：1-10.（in Chinese）

[9] YAOWJ，XIAOL.Analytical solutions of deformation of uplift belled group piles considering reinforcement effect［J].KSCE Journal of Civil Engineering，2019，23（3）：1007-1016.

[10]GAO G Y，GAO M，CHENQ S，et al. Field load testing study of vertical bearing behavior of a large diameter belled cast-in-place pile[J].KSCEJournalofCivilEngineering，2019，23（5）：2009- 2016.

[11］建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范：JGJ106—2014[S].北京：中國建筑工 業(yè)出版社，2014. Technical code for testing of buildingfoundationpiles：JGJ106— （in Chinese）

[12］史永躍，王奎華，董天文，等．真空負(fù)壓靜力試樁方法關(guān)鍵技術(shù) 試驗(yàn)研究[J]．巖土力學(xué)，2020，41（5）：1699-1708. SHI YY，WANG K H，DONG TW，et al. Study of key technologies of vacuum negative-pressure static pile load test[J].Rock and Soil Mechanics，2020，41（5）：1699-1708.（in Chinese）

[13]ZHANG XL，ZHANG XW，XUC S，et al. The calculation method of vertical bearing capacity of pile foundation considering cyclic weakening effect of soft clay[J]. Computers and Geotechnics， 2024，172：106422.

[14］文磊，劉鐘，馬曉華，等.粉土地基中勁性復(fù)合樁抗壓承載特 性與荷載傳遞機(jī)制研究[J].巖土力學(xué)，2024，45（2）： 511-524. WEN L，LIU Z，MA X H，et al. Compressve bearing capacity and load transfer mechanism of stifened deep cement mixing pile installed in silt[J].Rock and Soil Mechanics，2024，45（2）：511- 524.（in Chinese）

[15］邊曉亞，鄭俊杰，徐志軍，等．考慮失效準(zhǔn)則和沉降控制條件 的基樁可靠度分析[J]．湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2015， 42（9）： 110-115. BIANXY，ZHENGJJ，XU ZJ，et al.Reliability analysis of foundation pilesconsidering different failurecriteriaand settlement control requirements [J].Journal of Hunan University （Natural Sciences），2015，42（9）：110-115.（in Chinese）

[16］郭鑫．填海區(qū)大直徑超長灌注樁承載性能及施工技術(shù)研 究[D]．石家莊：石家莊鐵道大學(xué)，2021. GUOX.Research on the bearing performance and construction technology of the large-diameter and super-long bored pile in：reclamation area［D].Shijiazhuang：Shijiazhuang Tiedao University，2021.（in Chinese）

[17］王衛(wèi)東，王浩然，徐中華．基坑開挖數(shù)值分析中土體硬化模型 參數(shù)的試驗(yàn)研究[J]．巖土力學(xué)，2012，33（8）：2283-2290. WANGWD，WANG HR，XU Z H.Experimental studyof parameters of hardening soil model for numerical analysisof excavations of foundation pits[J].Rock and Soil Mechanics，2012， 33（8）：2283-2290.（in Chinese）

[18］劉書斌，王春波，周立波，等.硬化土模型在無錫地區(qū)深基坑 工程中的應(yīng)用與分析[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2014，33（增 刊1）：3022-3028. LIU S B，WANG C B， ZHOU L B，et al. Application and analysis ofhardeningsoil model in deep foundation pitsin Wuxidistrict [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2014， 33（Sup.1）：3022-3028.（in Chinese）

[19］張玉芬，李棟磊，方永堅(jiān).復(fù)式鋼管混凝土墩柱軸壓性能及承 載力提高分析[J].工程力學(xué)，2025，2（1）：209-222. ZHANG Y F，LI D L，F(xiàn)ANG Y J. Axial compression performance and bearing capacity improvement of composite concrete filled steel tube pier[J].Engineering Mechanics，2025， 2（1）：209-222.（in Chinese）

[20］趙天馳，費(fèi)緯，朱火根.軟土地區(qū)地下室基坑注漿斜撐設(shè)計(jì)方 法研究[J].巖土工程技術(shù)，2018，32（6）：306-312. ZHAO TC，F(xiàn)EI W，ZHU HG. Study on the design method of grouting steel inclined support in the foundation of clay area[J]. Geotechnical Engineering Technique，2018，32（6）：306-312. （in Chinese）