噴擴錐臺壓灌樁抗拔承載特性研究

中圖分類號：TU473.1 文獻標志碼：A

Abstract： Pressure-cast-in-situ pile with spray-expanded frustum （PPSF） is anew type of pile developed by the authors，which has been widely used in practice due to itsadvantages of high bearing capacity and small deformation.To studytheuplift bearing behaviorof the PPSF，static load tests onthe PPSF werecarried out，and a three-dimensional finiteelementnumerical calculationmodel fortheupliftbehaviorof the PPSFwas established. Thereliabilityofthenumerical calculationresults was verified byusing thestaticload testresults of the PSF.Based on the finite element numericalcalculation results，the influence offactors，such as location，length-diameterratio， diameterand frustum angleof expanded bodywithdouble-frustum，ontheuplift bearing behaviorof the PPSF was analyzed，andthe failure mode of the PPSFand the interaction mechanismbetween expanded body with doublefrustumand surrounding soils were clarified.The present research results can provide a reference for the establishment of deformation and bearing capacity calculation methods for the PPSF.

Key Words： pressure-cast-in-situ pile with spray-expanded frustum;uplift bearing capacity; failure mode; staticload test;numerical simulation

近年來，為提高樁的抗拔承載力，國內外學者和技術人員研發了多種新型抗拔樁，例如擠擴支盤樁[1-2]靜鉆根植竹節樁[3-4]、擴底抗拔樁[5-7]和樁側注漿抗拔樁[8.與等截面抗拔樁相比，擴底樁和擠擴支盤樁由于擴底端的存在，能調動更大范圍土體的抗剪能力，從而顯著提升單樁抗拔承載力.樁側注漿抗拔樁通過漿液滲透、擴散和擠密等方式，使樁側一定范圍內的土體得到加固9，從而改善樁-土接觸界面.然而，在傳統樁側壓漿的施工過程中，漿液常沿著樁臂的方向上返、下返或者通過一些較為薄弱的路徑進行擴散.這種擴散方式往往呈現出較大的離散性，導致難以形成形狀規則的擴大頭[10].此外，在擴底抗拔樁和擠擴支盤樁施工過程中，孔壁可能會出現塌孔問題，造成樁底和擴徑腔體處存在較厚的沉渣，導致擴徑體的施工質量難以保證.

筆者研發了一種具有單樁承載力高、變形小等優點的噴擴錐臺壓灌樁\".該樁通過螺旋多功能鉆機成孔、高壓旋噴水泥漿形成擴徑腔體、壓灌擠振超流態混凝土、定噴水泥漿形成樁身肋板等工序成樁，集成了擴體抗拔樁和樁側注漿抗拔樁的優勢.此外，上述施工工藝形成的雙錐臺擴徑體形狀規則，成樁質量可靠.噴擴錐臺壓灌樁獨特的施工工藝和樁身幾何構造大幅提高了樁身承載力[12-13].噴擴錐臺壓灌樁具有獨特的樁身幾何結構，已有擴底抗拔樁和擠擴支盤樁的抗拔承載特性難以應用于噴擴錐臺壓灌樁承載性能分析.豎向上拔荷載作用下噴擴錐臺壓灌樁的荷載傳遞機制和承載特性等方面的研究有待深人.

為研究噴擴錐臺壓灌樁抗拔承載特性，本文開展了噴擴錐臺壓灌樁靜載試驗，建立了豎向上拔荷載作用下噴擴錐臺壓灌樁承載性能三維有限元數值計算模型.根據靜載試驗結果驗證了數值計算結果的可靠性，分析了雙錐臺擴徑體位置、長細比、直徑和錐臺角度等因素對噴擴錐臺壓灌樁抗拔承載特性的影響，揭示了噴擴錐臺壓灌樁抗拔破壞模式和雙錐臺擴徑體-周圍土體的作用機理.

1噴擴錐臺壓灌樁施工工藝

噴擴錐臺壓灌樁采用集成鉆孔、高壓噴射、擴徑、擠振、壓灌和吊放鋼筋籠等多種功能于一體的螺旋多功能鉆機施工完成.噴擴錐臺壓灌樁由雙錐臺擴徑體、肋板和普通段樁身組成，如圖1所示.

圖1噴擴錐臺壓灌樁實物圖

Fig.1Physical photo of thepressure-cast-in-situ pile with spray-expanded frustum

噴擴錐臺壓灌樁的施工流程（圖2）主要包括：

1）采用螺旋多功能鉆機鉆孔至設計深度；

2）在預定位置處高壓旋噴水泥漿切割樁周土體，形成雙錐臺擴徑體腔體；

3）下放鉆桿至樁底后，在樁端處壓灌超流態細石混凝土（塌落度宜為 22～25cm ；

4）壓灌擴徑腔體處的混凝土；

5）下壓鉆桿振動擠壓超流態細石混凝土，形成雙錐臺擴徑體；

6）提升鉆桿壓灌超流態細石混凝土，同時高壓定噴肋板至設計標高；

7）插入鋼筋籠和插筋器導桿，振動下沉至設計標高，形成噴擴錐臺壓灌樁.

噴擴錐臺壓灌樁擴徑體采用高壓旋噴水泥漿和壓灌超流態混凝土形成，相比其他樁型，擴徑體的樁側摩阻力大.此外在擴徑體上部定噴水泥漿形成肋板，高壓水泥漿滲透到樁身周圍，起到良好的樁側注漿效果，同時混凝土壓灌作用會進一步增強漿液的擠密滲透作用.樁頂荷載施加后，樁體上部結構荷載傳遞給水泥土，然后水泥土通過與土層之間的黏結力將荷載傳給樁周土，芯樁到樁周土形成強 $$ 中 $$ 弱的強度漸變過程，形成一種中間強度高、外圍強度低的合理荷載傳遞樁體結構.

圖2噴擴錐臺壓灌樁施工流程

Fig.2 Construction processes of the pressure-cast-in-situ pile with spray-expanded frustum

工程實踐表明，噴擴擠振壓灌法可按設計要求形成與樁身一體的混凝土與水泥土復合的擴徑體和樁身肋板.該特殊幾何構造使擴徑體上部土體受擠壓作用呈現壓剪應力狀態，提高了單樁抗拔承載力.

2噴擴錐臺壓灌樁抗拔靜載試驗

2.1噴擴錐臺壓灌樁抗拔靜載試驗概況

為對噴擴錐臺壓灌樁的豎向抗拔承載特性進行研究，對某工程的噴擴錐臺壓灌樁進行抗拔靜載試驗.由于抗浮設計要求不同，針對不同區域抗浮要求設計了3組噴擴錐臺壓灌樁（UP1、UP2和UP3），每組各3根（分別編號P1～P3、P4～P6、P7～P8）.3組試樁的雙錐臺擴徑體底部到樁端的距離 l₂ 為 0.5m ，錐臺角度為 45^° ，肋板至樁頂的距離 l₄ 為 0.5m ，具體設計參數見表1.

該場地土層為全風化花崗巖，屬于極破碎的極軟巖，巖體基本質量等級為V級.根據勘察報告，土體重度 γ 為 22kN/m³ ，內摩擦角 φ 為 38^° ，黏聚力 c 為5kPa ，壓縮模量 E_s 為 40MPa 試驗采用慢速維持法進行分級加載和卸載，具體加卸載終止條件見《建筑樁基檢測技術規范》（JGJ106—2014）[14].試樁加載和樁頂位移監測裝置見圖3.

表1噴擴錐臺壓灌樁試樁參數

Tab.1 Design parametersof thepressure-cast-in-situpile with spray-expanded frustum

2.2噴擴錐臺壓灌樁抗拔靜載試驗結果

對靜載試驗實測數據進行整理后，繪制的荷載-位移曲線如圖4所示.

由圖4可知，加載過程中試樁樁頂位移均隨著樁頂荷載的增加而增大，且各級樁頂位移增加量較穩定.加載初期，當樁頂荷載小于 256kN 時，首先是樁側摩阻力發揮作用，荷載-位移曲線近似呈線性關系，位移增長速率較為緩慢.隨上拔荷載的增大，樁頂荷載大于 256kN 后，擴徑體擠壓周圍土體，上錐臺周圍土體對擴徑體產生反作用力，且該反作用力隨著樁頂位移的增大而增大，位移增長速率變大.

當試樁UP3樁頂荷載為 1200kN 時，樁頂上拔量為 22mm .由于設計抗拔力特征值為 610kN ，而最大試驗荷載不小于 1220kN ，因此滿足設計要求.此外，3根試樁的回彈率分別為 92.84% 、 87.47% 和83.28% ，試樁回彈率較大，說明其承載潛力較大，樁土體系仍處于彈性工作狀態，噴擴錐臺壓灌樁的承載能力并未完全發揮.

Fig.3 Static load test

3噴擴錐臺壓灌樁抗拔數值模型

3.1噴擴錐臺壓灌樁抗拔數值模型建立

為揭示噴擴錐臺壓灌樁抗拔機理和多種因素對噴擴錐臺壓灌樁抗拔承載特性的影響，本文以現場靜載試驗中的UP3試樁為模擬對象，建立三維數值模型并驗證數值模型建立和參數設置的合理性.

在數值模擬過程中，包裹在擴徑體混凝土外側的擴徑體水泥土過渡層是擴徑體端承受外力結構的一部分，采用式（1）預測水泥土過渡層厚度 a^[15]

式中： d₁ 為長螺旋鉆桿直徑， m;α 為一無量綱參數，與射流性質相關； η 是一個特征速度，與土性條件相關； v₀ 為射流速度， m/s d₀ 為噴嘴直徑， m;q_u 為土的無側限抗壓強度， kPa;p_atm 是標準大氣壓值， kPa ，具體參數取值見文獻[16].經計算，水泥土過渡層厚度為0.05m

圖4試樁荷載-位移曲線Fig.4Load-displacement curves of test piles

本次有限元數值模擬取計算寬度為 10m 豎向深度為 15m 的土體.理論研究和工程實踐表明，選取的土體分析范圍不受邊界效應的影響，樁土幾何模型建立見圖5.利用大型通用有限元軟件建立UP3試樁數值模型，混凝土樁身采用線彈性模型，樁周土采用Mohr-Coulomb本構模型.與文獻中的許多研究相似[17-18]，在數值模擬中水泥土本構采用線彈性和Mohr-Coulomb塑性模型.水泥土本構參數采用Li等[19]和葉觀寶等[20]的研究成果.此外，楊淼等[21]研究表明當水泥土彈性模量大于 100MPa 時，水泥土彈性模量對樁的承載力影響很小.基于現場場地的勘察報告，樁和樁周土的數值模型參數取值見表2.

圖5樁土幾何模型建立（單位： mm ））

表2數值模型樁和土層計算參數

Tab.2Parametersof pileandsoilsinnumericalmodel

模型側面約束水平位移，底面約束水平和豎向位移.樁土接觸界面處的網格進行加密處理，樁底下部土體并非承擔荷載的主要區域，網格選擇C3D8R，劃分后的網格見圖6.創建地應力分析步和加載分析步，樁頂加載方案參考現場靜載試驗加載方案，分10級加載，每級 122kN

樁身混凝土-水泥土接觸面由于采用噴擴擠振壓灌法施工，混凝土和水泥土同時進行水化凝結作用，這與預制樁和水泥土的接觸界面不同.此外從噴擴錐臺壓灌樁的受力機理考慮，混凝土和水泥土接觸面的黏結強度要保證在正常荷載作用下混凝土和水泥土不脫離，這樣才能充分利用此處合理荷載傳遞結構的優勢，因此在混凝土和水泥土之間設置綁定約束[3].

圖6樁土模型的網格劃分 Fig.6Grid division of pile and soil models

樁-土接觸面和水泥土-土接觸面用庫倫摩擦模型來模擬.樁-土摩擦系數 可表示為：

μ=tanδ

式中：δ為樁土界面摩擦角，樁周土為屬于軟質巖石的強風化花崗巖，取 δ=0.75φ^[22] ，即 μ 取0.543.此外，在實際施工過程中，即使在均質土中，水泥土的幾何形狀也并非完美的圓柱形，而是呈現不規則的鋸齒形.這會顯著增大水泥土和原狀土之間的粗糙度，提高側摩阻力.因此， δ 取 φ ，即水泥土-土接觸面摩擦系數為0.78.

3.2噴擴錐臺壓灌樁抗拔數值模型計算結果

將試樁UP3靜載試驗和與有限元分析得到的荷載-位移曲線進行對比分析，結果如圖7所示，

圖7試樁結果和有限元模擬結果比較 Fig.7Comparisonbetween field testdataand FEM results

由圖7可知，數值模型計算結果和現場靜載試驗結果基本一致，因此數值模型可以用來模擬噴擴錐臺壓灌樁的抗拔承載特性.加載過程中荷載-位移曲線并未出現拐點，此時樁頂位移明顯大于上拔位移充許值，因此應采用位移控制的方法確定極限抗拔承載力. Xu 等[23]取樁頂位移為 10%d 對應的樁頂荷載作為極限承載力，認為深埋擴體樁需要較大的位移才會出現拐點，達到破壞狀態.因此，若荷載-位移曲線出現拐點時對應的樁頂位移小于位移允許值，取拐點對應的樁頂荷載作為極限抗拔承載力，否則以位移允許值對應的荷載作為極限抗拔承載力.本文中的計算結果與 Xu 等[23的數值模擬結果相似，故本文取樁頂位移達 10%d=30mm 對應的樁頂荷載作為極限承載力，故UP3試樁極限抗拔承載力為 1400kN

4抗拔承載力影響因素分析

4.1雙錐臺擴徑體位置

為研究雙錐臺擴徑體的豎向位置對極限抗拔承載力及樁周土承載變形特性的影響，建立了4個不同雙錐臺擴徑體位置（ l₂=0.5，1.5，2.5，3.5m） 的工況.數值模擬其他參數設置同上述相同，不同工況的樁頂荷載-位移曲線見圖8.噴擴錐臺壓灌樁的抗拔承載力隨雙錐臺擴徑體位置的變化而顯著變化，這表明增加雙錐臺擴徑體的嵌入深度可提升噴擴錐臺壓灌樁的抗拔承載力，同時減小樁頂位移.

圖8不同雙錐臺擴徑體位置工況下樁頂荷載-位移曲線 Fig.8Load-displacement curves at different positions of expandedbodywithdouble-frustum

由不同雙錐臺擴徑體位置工況下的噴擴錐臺壓灌樁樁身軸力（圖9）可知：

1）樁身軸力曲線沿樁身軸向深度呈遞減趨勢，樁端處軸力為0.在樁頂位置處軸力幾乎沒有變化，這是由于雙錐臺擴徑體的上移會帶動相當大范圍內土體的移動，造成地表較早出現多條環裂縫和淺部樁-土界面脫開的現象.

圖9不同雙錐臺擴徑體位置工況下樁身軸力Fig.9Axial force of pileunder different positions of expandedbodywith double-frustum

2）隨著樁頂荷載的增加，當樁側摩阻力達到峰值后，雙錐臺擴徑體逐步上移擠壓土體，在雙錐臺擴徑體位置的樁身軸力顯著降低，這表明擴徑體的抗拔阻力仍可繼續增大，即軸力曲線在此處的陡降值持續增大.然而在雙錐臺擴徑體埋深較淺的情況下，雙錐臺擴徑體上部土層無法提供足夠的反作用力，此時樁身軸力曲線在此處的陡降值幾乎不發生變化，樁頂荷載-位移曲線因此發生突變，見圖9（b）.

3）軸力曲線在雙錐臺擴徑體上部一段范圍內的遞減值逐步增大，這是因為擴徑體對周圍土體的擠壓作用造成該區域豎向附加應力增大，樁土接觸界面更加緊密，出現側阻強化現象.

為研究雙錐臺擴徑體造成的側阻強化現象，提取樁-土界面處的豎向附加應力，見圖10

圖10不同雙錐臺擴徑體位置工況下樁-土界面豎向附加應力 Fig.1O Vertical additional stressat pile-soil interface under differentpositions ofexpanded bodywith double-frustum

由圖10可知，雙錐臺擴徑體造成擴徑體上部范圍的樁-土界面豎向應力的增大，且豎向附加應力沿著遠離上錐臺的方向呈指數形式逐漸減小.此外，在擴徑體埋深位置較淺的情況下，豎向附加應力的增大也會出現停滯現象，這表明上部土層無法提供足夠的反作用力，最終導致樁頂荷載-位移曲線出現突變.綜上所述，雙錐臺擴徑體的擠壓作用和側阻強化作用共同提高噴擴錐臺壓灌樁的抗拔承載力.

4.2不同長細比對極限抗拔承載力的影響

為研究不同長細比對噴擴錐臺壓灌樁上拔承載特性的影響，進行不同長細比的單樁抗拔數值模擬試驗.在保持擴徑體直徑 D=0.5m 和其他參數不變的情況下，選擇長細比 L/D 為10、11、12、13和15時5個工況，利用3.1節數值模型建立步驟進行數值模擬，計算得到荷載-位移曲線，如圖11所示.

若樁頂荷載-位移曲線出現拐點時對應的樁頂位移按極限狀態小于 10%d（30mm） ，取突變處作為極限承載力，否則以位移充許值對應的荷載作為極限承載力.由圖11可知，只有 L/D 為10時，荷載-位移曲線拐點對應的樁頂位移小于 30mm ，且隨著樁的長細比增加，極限抗拔承載力呈增大的趨勢.當長細比L/D大于12，抗拔承載力的提升幅度變小，說明噴擴錐臺壓灌樁在全風化花崗巖地基中存在最優長細比，最優長細比為12.

圖11不同長細比工況下樁頂荷載-位移曲線 Fig.11 Load-displacement curves at pile head under different conditions of length-diameter ratio

為揭示噴擴錐臺壓灌樁的抗拔破壞模式，提取極限狀態下的樁周土位移云圖，如圖12所示.由圖12可知，極限狀態下不同長細比的樁周土的位移云圖不同，說明破壞機理存在差異.當長細比L/D為10和11時，位移等值線從上錐臺附近開始，呈倒錐形延伸到地表.而當長細比L/D為13和15時，位移等值線云圖呈氣球狀.破壞面上方存在一定厚度的土層，限制破壞面達到地表，破壞模式屬于局部剪切破壞.同時，破壞體周圍的土體會被逐漸壓密，因此當樁頂位移較大時其承載力仍然會繼續增大.樁身軸力曲線和樁-土界面豎向附加應力曲線與圖9、圖10規律類似，在此不再贅述.

4.3雙錐臺擴徑體直徑 D 對抗拔承載力的影響

為評估雙錐臺擴徑體直徑對極限抗拔承載力及樁周土承載變形特性的影響，數值模型建立過程和其他參數不變，建立了4個不同雙錐臺擴徑體直徑（D=0.4，0.5，0.6，0.7m） 的數值模型，提取了不同工況下的樁頂荷載-位移曲線，如圖13所示.

由圖13可知，不同雙錐臺擴徑體直徑的噴擴錐臺壓灌抗拔樁表現出不同的抗拔承載特性.在相同大小的樁頂荷載作用下，雙錐臺擴徑體直徑的增大

圖13不同擴徑體直徑樁頂荷載-位移曲線 Fig.13Load-displacement curvesat pile head under different diametersof expandedbody

可以減小樁頂的變形.這是因為噴擴錐臺壓灌樁的擴徑體直徑越大，雙錐臺擴徑體的表面積就越大，側摩阻力就會越大.另外，圖14所示的不同雙錐臺擴徑體直徑工況下土體應力云圖表明，擴徑體上錐臺表面積的增大會促進雙錐臺擴徑體發揮更大范圍內土體的抗剪強度，增大雙錐臺擴徑體的抗拔阻力.

擴徑體直徑為 0.7m 工況樁-土界面豎向附加應力如圖15所示.擴徑體直徑的增大會在一定程度上增大豎向附加應力的影響范圍和擴徑體的擠壓范圍.相反，雙錐臺擴徑體直徑較小時，不利于發揮樁周土的抗剪強度，抗拔荷載主要靠樁身側摩阻力承擔.然而擴徑體直徑越大，對擴徑體質量要求就越高，因此在實際工程中需合理控制擴徑體直徑.

圖14不同雙錐臺擴徑體直徑工況下土體應力云圖 Fig.14Soil stress nephograms under working conditions of double-cone expandedbodywith different diameters

4.4錐臺角度對抗拔承載力的影響

為研究錐臺角度對噴擴錐臺壓灌樁上拔承載特性的影響，進行不同錐臺角度的單樁抗拔數值模擬試驗，在保持擴徑體直徑 D=0.7m 和其他參數不變的情況下，選擇錐臺角度 α 為 15^°，30^°，45^° 和 90^° 四個工況，利用上述步驟進行數值模擬，計算得到荷載-位移曲線如圖16所示.

由圖16可知，在相同大小樁頂荷載下，錐臺角度為 15^° 的噴擴錐臺壓灌樁樁頂變形量相比其他錐臺角度的變形量較大.當錐臺角度大于 45^° 時，樁頂變形量相差不大，這表明錐臺角度較小會降低噴擴錐臺壓灌樁的抗拔承載力.

圖15 0.7m 擴徑體直徑工況樁-土界面豎向附加應力 Fig.15Vertical additional stressatpile-soil interfaceunderthe conditionof expandedbodywithadiameterof 0.7m

圖16不同錐臺角度工況下樁頂荷載-位移曲線Fig.16Load-displacement curvesat pile head under differentfrustum angles

為進一步揭示錐臺角度對噴擴錐臺壓灌樁變形和承載力的影響機理，提取樁-土界面豎向附加應力進行分析，結果如圖17所示.由圖17可知，其樁-土界面豎向附加應力變化趨勢與圖10一致，在錐臺上部一段范圍內，豎向附加應力沿著遠離上錐臺的方向逐漸減小.當錐臺角度為 15^° 時，樁-土界面豎向附加應力在深度為 3.5m 處接近0；而錐臺角度為 90^° 時，樁-土界面豎向附加應力在深度為 2m 處接近0.這表明，在相同擴徑體直徑下，錐臺角度越大，擠壓范圍越廣.

圖17不同錐臺角度工況下樁-土界面豎向附加應力 Fig.17Vertical additional stressat pile-soil interfaceunder different frustum angles

5結論

本文采用現場靜載試驗和三維有限元數值計算方法研究了噴擴錐臺壓灌樁的抗拔承載特性，取得了如下主要研究結論：

1）雙錐臺擴徑體位置和樁長細比對噴擴錐臺壓灌樁抗拔承載力影響較大，且呈現出不同的破壞機理.隨雙錐臺擴徑體的埋深增大，噴擴錐臺壓灌樁樁頂荷載-位移曲線由陡變型轉為緩變型.擴徑體埋深較大的樁破壞模式屬于局部剪切破壞，而擴徑體埋深較小的樁呈整體破壞，破壞面延伸到地表.噴擴錐臺壓灌樁存在最優長細比，在強風化花崗巖地基中最優長細比為12.

2）雙錐臺擴徑體直徑對噴擴錐臺壓灌樁抗拔承載力影響較大，實際工程中在保證擴徑體施工質量的前提下，可適當增大雙錐臺擴徑體直徑.錐臺角度增大會提高噴擴錐臺壓灌樁的承載力，當錐臺角度大于 45^° 后，噴擴錐臺壓灌樁的抗拔承載力幾乎不變.

3）雙錐臺擴徑體擠壓土體，使擴徑體上部一定樁長范圍內樁-土界面的豎向附加應力增大，側摩阻力提高，且樁-土界面豎向附加應力沿著遠離擴徑體的方向呈指數形式減小.雙錐臺擴徑體直徑和錐臺角度的增大，會擴大擴徑體的擠壓范圍.

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