压力型抗拔桩承载机理模型试验研究

高笑娟,董佳蓉,谢 镭,马佳星,查支祥

(1.河南科技大学 土木建筑学院,河南 洛阳 471023;2.浙大宁波理工学院,浙江 宁波 315100)

0 引言

桩基础作为一种重要的基础形式在海洋工程中普遍应用,海洋中所用的抗拔桩不仅要有足够的承载能力,还要有较高的抗裂性能来适应特殊环境要求。在提高桩抗拔承载能力上主要有3个方面的措施。一是将传统直杆桩做成变截面形式,如文献[1]利用PLAXIS 3D有限元分析软件模拟挤扩支盘桩和等体积直孔灌注桩2种桩型的单桩静载试验,对比分析二者承载特性和破坏模式,发现挤扩支盘桩的承载能力优于等体积直孔灌注桩;文献[2]对竖向荷载作用下支盘桩桩周土体变形特性进行非介入式测量,考虑了埋深率、砂土密实度以及支盘桩盘径对抗拔承载力的影响,提出各种土体内支盘的最佳直径;文献[3]利用挤扩支盘桩和普通桩的抗拔承载力对比试验结果,提出了对两种桩型承载力计算公式的修正建议。二是通过对桩侧后注浆增大桩侧摩阻力,如文献[4]通过足尺试验研究了桩侧注浆抗拔桩的承载性能与受力机理,发现桩侧注浆能更好地发挥桩-土摩擦效应。三是通过施工工艺提高桩端的抗拔力,如文献[5]结合现场试验,用NAKS(Nakabori Kakutei system,NAKS)工法对扩底大直径预应力高强度混凝土管桩的承载性状进行了现场试验研究,结果表明,该工法扩底管桩端的最大沉降和最终沉降明显低于其他试验桩,这有利于减小上部结构的基础沉降。

实际应用结果表明,通过改变桩身形状来提高承载力所形成的桩体,在承受上拔荷载时仍然是处于受拉状态,桩身混凝土易产生裂缝。因此,通过改变桩身受力状态来提高桩身完整度与力学性能至关重要。许多学者将压力型锚杆技术[6-9]运用于基桩设计上,如抗浮柔性桩顶抗拔桩[10]、内置预应力筋桩芯的组合抗拔桩[11]、无粘结后张预应力抗拔桩[12]等,能有效解决裂缝和耐久性问题,但这些桩型均运用预应力的思路,施工工艺较为复杂,且均未涉及管桩的抗裂新型结构研究。

因此,本文运用非预应力方法,开发出带“扩大头锚固端”的压力型抗拔管桩,其由带注浆管的桩底锚固端和套于锚固端上的直桩段两部分组成。加载前通过“囊袋式”后注浆技术在锚固端处形成扩大头,上拔过程中由注浆管顶受力拉动锚固端不断向上挤压直桩段,将锚固端的锚固力传递到管桩顶部,使得桩身受压挤密,减少裂缝开展。通过室内模型试验,与传统拉力型抗拔桩进行对比,研究两种桩型的抗拔机理和破坏特征。

1 模型桩设计与制作

1.1 模型桩设计

本试验为拉力型抗拔桩与带“扩大头锚固端”的压力型抗拔桩的对比试验,试件均为直径70 mm,长900 mm的细石混凝土桩,注浆管露出桩顶100 mm,加载前通过后注浆技术在出浆口处形成扩大头,提高端承力,模型设计尺寸如图1所示。

(a) 拉力型抗拔桩-竖向剖面图 (b) 压力型抗拔桩-竖向剖面图

图1a所示为拉力型抗拔桩,由注浆管与外部混凝土组合而成,注浆管顶为上拔受力点,在荷载作用下,桩身整体受拉,目前普通抗拔桩大多为此种受力模式;图1b为本次设计的压力型抗拔桩,其桩身由锚固段与直桩段两部分组成,如图2a与2b所示。上部直桩套于锚固段上,两者之间预留小缝隙,上拔过程中随着荷载增大,由注浆管拉动锚固端不断向上挤压直桩,使之受压拔出,因此称为压力型抗拔桩。

(a) 压力型抗拔桩-锚固段截面图 (b) 压力型抗拔桩-上部直桩及俯视图

1.2 注浆管设计

模型桩内置注浆管均采用内径20 mm、厚度2 mm的304不锈钢钢管,管头焊接19 mm内丝12.5 mm外丝的异形管箍,距离管底100 mm处十字对称布置4个边长为10 mm的不锈钢方管作为出浆口,用AB胶将焊接缝粘严,并用棉花和黑胶带堵住出浆口,以保证浇筑过程中不发生渗漏,不影响后期出浆。其中,压力型抗拔桩的注浆管充当传递锚固力作用,保持光滑即可;拉力型抗拔桩的注浆管充当受力构件使用,为防止钢管光滑的表面与混凝土之间产生相对滑动,在管外缠绕一圈铁丝,保证钢管与混凝土之间的粗糙度与粘结性。注浆管构造如图3所示。图3a为注浆管顶部的异型管箍,其上部外螺纹与注浆机自带的高压注浆管口内螺纹搭配使用; 图3b为注浆管整体示意图; 图3c为被棉花与黑胶带封住的出浆口。

(a) 异形管箍 (b) 注浆管 (c) 出浆口

1.3 模型桩制作

浇筑前,将长短两种模具对半切开并在内侧涂抹润滑油,两半模具对齐利用喉箍与胶带进行封底固定,如图4所示。将密封好的直桩钢管与注浆管中心垂直插入模具中,在倒入细石混凝土的同时,用细铁丝不断往下捅,确保出浆口方管处没有砂石堵住,后将模型放置于振动台上振动均匀密实,保持模型竖直固定。待3 d后打开模具,用小刀把注浆口、直桩两端的胶带拆除,并注水验证其通畅性,浇水养护28 d至设计强度,养护成型后的压力型抗拔桩如图5所示。

图4 模具

图5 拆模后的压力型抗拔桩

模型制作完成后,借鉴浆囊式锚杆的设计[11],将土工布套进锚固端,出浆口上下各50 mm处用喉箍扎紧。桩埋入土体后,将小型注浆机上的高压注浆管与桩顶管箍连接,浆液泵进不锈钢注浆管内,从4个出浆口喷入土工布形成“囊袋式”扩大头,成型后可进行后续加载试验。后注浆浆液选材时考虑到流动性好、灌浆方便、容易取材、性质稳定等因素,选取编号42.5的普通硅酸盐水泥。由于0.5∶1左右水灰比(质量比,下同)的水泥较为稳定[12],因此,选取0.6∶1的水灰比进行水泥制备,同时为缩短养护时间、提高混凝土的早期强度,掺入质量分数2%的胶凝材料作为早强剂。

2 模型桩加载装置及试验系统

2.1 模型箱与加载系统设计

模型箱的尺寸需充分考虑边界效应,减小试验过程中箱壁对土受力及变形的影响。文献[13-15]的研究成果表明,箱体直径大于7D(D为模型桩直径)可忽略边界效应。考虑到抗拔桩受力时主要影响桩端以上的土体,对桩端以下土层厚度可适度减小。因此采用内径1 m(>14D),1.2 m高的圆桶,桩底预埋200 mm作为垫层。参照文献[10, 16-20]的相关桩试验装置,本试验选取千斤顶作为加载装置。千斤顶由液压油缸与手动液压泵组成,置于箱体的反力架上固定牢靠。

2.2 桩身埋土及土压力盒布置

为更加贴近实际工程土质,土样取自浙江省宁波市镇海区某工地粉土层土壤。箱底预先填筑200 mm高度的土,采用分层填土法,每层填筑土体高度为200 mm,桶内埋入共6个土压力盒。土压力盒与压力型抗拔桩应变片布置位置如图6所示。

图6 压力盒位置示意图(单位：mm)

2.3 试验加载方式及终止条件

安装好加载与测量系统后,待扩大头硬化成型,进行加载试验。本试验采取“慢速维持荷载法”,利用数据采集器连续采集各项数据,每级加载重量设为500 N,其中模型破坏的判定标准参照相关文献,以力-位移曲线拐点处对应的力值作为抗拔极限承载力值[21-24]。试验加载过程如图7所示。其中左图为整体示意图,右上图为千斤顶加载工具,右下图为桩顶受力连接处。

图7 试验加载装置图

3 试验结果及分析

3.1 破坏形态对比

试验结束后,将桩挖出观察其破坏形态。图8a所示为拉力型抗拔桩模型整体图,达到破坏状态时扩大头处浆液饱满直径最大处达到13.5 cm,图8b和图8c所示为应变片1与2之间出现的长为2/3周长的横向裂缝。桩身达到极限荷载时土体破坏形态如图8d所示。

如用种子重量0.3%～0.4%的70%的敌克松粉剂拌种，可防治番茄、茄子、辣椒、黄瓜的立枯病；用种子重量的0.3%～0.4%的氧化亚铜拌种，可防治黄瓜猝倒病；用种子重量0.3%的50%的福美双拌种，可防治菜豆叶烧病。

(a) 拉力型抗拔桩整体图 (b) 裂缝一侧 (c) 裂缝另一侧 (d) 桩身破坏时土体

压力型抗拔桩达到破坏状态时桩本身完整性较好没有裂缝出现,如图9a中模型整体图所示,扩大头处较为饱满,最大直径处达13.8 cm。桩身达到极限荷载时土体破坏形态如图9b所示。

(a) 压力型抗拔桩整体图 (b) 桩身破坏时土体

3.2 Q-s曲线对比分析

如图10所示,两桩在前期荷载作用下位移变化较为平缓,拉力型桩在2 000 N荷载下Q-s曲线出现拐点,压力型桩在2 500 N荷载下Q-s曲线出现拐点,拐点后曲率明显增加,后期模型承担上拔荷载的能力下降,上拔位移量明显增大。根据试验模型破坏标准,曲线拐点处对应荷载值即为极限抗拔承载值,因此本试验拉力型桩、压力型桩的极限抗拔承载力分别为2 000 N和2 500 N,后者承载力是前者的1.25倍,说明压力型抗拔桩具有更好的抗拔能力。

图10 Q-s曲线图

两桩在相同荷载作用下,拉力型桩的上拔位移量始终大于压力型桩。在发生相同位移量时,压力型抗拔桩所需施加的荷载始终大于拉力型抗拔桩。这是由于抗拔桩承载力由桩身自重、侧摩阻力、桩底真空吸力组成,在其它条件相近的情况下,因桩体受力模式的差异,直接影响到侧摩阻力。拉力型桩从受力开始便逐渐产生轴向拉伸变形,径向面积收缩,减少了与土体的接触面积,桩土相互摩擦力作用面减小,容易发生更多的上拔位移;压力型抗拔桩上拔过程中不断受到下部锚固端的挤密压实,截面面积扩张,增大了桩土间受力面积,使得侧摩阻力变大,桩体难以拔出,具备更好的抗拔能力。

由此可见,压力型抗拔桩的抗拔承载力不仅优于拉力型抗拔桩,桩身抗裂性能也明显高于拉力型桩,表明其具有更高的安全性与耐久性。

3.3 桩侧摩阻力对比分析

假设测点间的侧摩阻力均匀分布,取两种桩型各测点单位表面积的摩阻力随深度的变化数据绘制于图11与图12中。

图11 拉力型桩侧摩阻力随深度变化曲线

拉力型桩侧摩阻力随深度变化曲线如图11所示。在同一上拔荷载下,拉力型抗拔桩随着深度加深,桩侧摩阻力呈现“先变大后变小”的趋势;在同一高度处,侧摩阻力随着荷载的增大而增大。这是由于桩在上拔荷载作用下,力由上至下逐渐传递,桩身拉伸变形最先出现在桩身上部,由上至下逐渐减小。本试验桩底扩大头使桩具有较大的端承力,使得桩顶累积拉伸变形增大,相应的颈缩分布长度较大,从而导致桩顶附近较长的一段距离内侧摩阻力小。随着荷载向下传递,桩身径向收缩不明显,桩与土体的相对位移逐渐发展,应变片1至2处侧摩阻力逐渐增大。由于深度越深桩身变形越小,且扩大头与其上部承载的小部分土体一起发生上拔位移,因此,扩大头上部的土体与桩身的相对位移不明显,从而导致此区域(应变片2～3处)的侧摩阻力相应减少。

压力型桩侧摩阻力随深度变化曲线如图12所示。压力型桩的侧摩阻力随深度也同样呈现“先变大后变小”的趋势,在测点2处达到最大侧摩阻力,但与拉力型抗拔桩不同的是靠近锚固端的测点3处出现负摩阻力,方向朝上。理论上桩底锚固端向上挤压,上部直桩桩底受到向上的压力,压缩变形致使应变片3至1处的横截面膨胀程度逐渐减小,同理,侧摩阻力也逐渐减少。而出现负摩擦,可能是由于锚固端与直桩之间有少许空隙,锚固端在上提至压紧的过程中带动扩大头上端土一起上移,导致测点3附近受到土向上的摩擦力,抵消掉了原本向下的摩擦力。

对比之下,两种桩型的侧摩阻力最大值均为桩顶下350 mm附近,压力型桩的摩阻力最大值约为拉力型桩的3倍,更好的利用了桩土之间的摩擦力,减少桩身破坏风险,提高了抗拔承载力。

3.4 桩侧土压力对比分析

图13 土压力-上拔荷载图

4 结论

(1)拉力型抗拔桩桩身混凝土受拉易开裂,压力型抗拔桩桩身混凝土受压后被挤密,桩身的完整度更高,不易产生裂缝,更适用于海洋等特殊坏境,具有较好的耐久性与安全性。

(2)压力型抗拔桩的单位面积摩阻力最大值为拉力型抗拔桩的3倍,极限抗拔承载力高于拉力型抗拔桩25%,表明压力型抗拔桩能更好利用桩土间摩擦力来提高承载力。

(3)压力型抗拔桩与拉力型抗拔桩在土内应力水平扩散范围相近。