中国约有一半以上的国土面积处于季节冻土区。近年来，随着中国经济的发展，季节冻土区的工程建设规模迅速增大，工程等级逐渐增高，桩基础的应用十分广泛。在季节冻土地区，地基土体的冻胀是各种工程建筑物产生冻害的主要原因^[1]。埋设于冻胀敏感性土中的桩在冻胀作用下可能会发生冻拔破坏，造成上部建筑物出现安全隐患。例如：输电线塔基的冻拔导致上部结构的倾斜、光伏发电系统螺旋桩的冻拔破坏及桩基冻拔造成建筑物墙面的破裂等^[2-4]。因此，在季节冻土区的工程建设中，桩基的抗冻拔研究是保障上部建筑物安全的先行条件，也是寒区工程的关键科学问题。

桩在冻拔作用下常表现出整体拔出和桩身局部拔断的现象。为防止桩的冻拔破坏，寒区工程中常采用的方法有：将桩侧冻胀敏感性土换填为弱冻胀或不冻胀的岩土材料，控制季节冻土区桩周温度场^[5]，将桩基表面处理光滑以减小桩身受到的冻拔力^[6]，以及使用锥形桩、螺旋桩及扩大式桩基础^[7-9]等具有锚固效果等形式的桩以防止桩冻拔。其中，采用扩底形式的桩可以有效抵抗冻拔力对桩稳定性的影响。相比于普通直桩，在上拔荷载作用下扩底桩能够很大幅度地提高其上拔承载力^[10]，保证桩的抗拔稳定性。桩土破坏机理为扩底桩的上拔可导致桩周土的减压软化和损伤软化，从而引起渐进性破坏^[11]。因此，国内外学者对扩底桩的抗拔性能做了大量试验研究、理论分析及数值模拟研究。

Dickin等^[12-13]通过离心试验研究了不同埋深与扩底直径比、扩底直径、回填土密度、扩底直径与桩身直径比及扩角等影响因素下扩底桩的抗拔性能，同时进行了相同条件下等截面直桩的研究；结果表明，扩底桩的抗拔能力随着埋深与扩底直径的比值及回填土密度的增大而增大，随着扩角的增大而降低。陈仁朋等^[14]采用大比例尺模型试验研究了扩底桩在不同土体饱和度下的抗拔能力，结果表明土体饱和度从49%增加至100%时，扩底桩的极限上拔承载力降低至原来的30%～50%。Sego等^[15]将扩底桩的应用研究引入到多年冻土区，通过理论方法预测了扩底桩在富冰多年冻土区的承载性能。王晓黎^[16]通过静载试验，比较了扩底桩与直孔桩的抗拔能力，结果表明扩底桩的抗拔能力要高于直孔桩。郦建俊^[17]、Lin^[18]等采用极限平衡法，假定扩底桩–土破坏面形式，推导得到扩底桩极限上拔力的理论解。Zhang等^[19]改进了扩底桩承载力计算模型，将抗拔桩的桩土相互作用归结为1阶常微分方程组在特定边界条件约束下的定解问题，求解得出桩身内力及变形值。吴江斌等^[20]建立了等截面桩与扩底桩的抗拔分析有限元模型，研究了上拔过程中轴力、侧摩阻力的大小与分布，以及桩身与扩大头附近土体变形与塑性区的发展规律。常林越等^[21]通过数值模拟的方法对扩底桩的抗拔承载特性、破坏模式和受力机制开展了分析研究。

桩–土界面的冻结条件、土体冻胀性能、冻胀过程中各力的变化情况等因素对普通桩基和扩底桩冻拔性能同样重要。但和普通桩基不同的是，扩底桩在冻拔力作用下扩大头可挤压其上部土体而形成锚固作用，因此扩底桩有着结构性的优势抵抗桩的冻拔。然而，目前扩底桩的研究多集中于非冻土区或多年冻土区的抗拔承载性能，季节冻土区扩底桩受到土体冻胀导致冻拔问题的研究非常有限。本文通过在相同土质和冻结条件下进行不同桩型扩底桩抗冻拔室内试验，监测土体内部温度及桩和桩周土位移变化规律，研究有无扩底对桩冻拔性能的影响规律，以及不同扩角、埋深及扩底直径扩底桩冻拔过程的抗冻拔性能；基于此，对扩底桩的抗冻拔性能及其影响因素进行分析。

试验土样取自黑龙江省黑河市郊区，土样天然干密度为1 540 kg/m³，液限含水率（W_L）和塑限含水率（W_P）分别为35.1%和22.8%，塑性指数（I_P）为12.3，根据文献[22]规定，土样为粉质黏土。通过土样颗粒级配曲线（图1）可以看出，由于试验土样粉粒（0.050～0.005 mm）含量占32.1%，细颗粒含量较多，是一种冻胀敏感性土^[23]。为更好地测试扩底桩的抗冻拔性能，试验土样含水率设定为34%。通过对不同含水率下的土样进行冻结温度试验（图2），得到试验土样在含水率为34%时的冻结温度约为–0.19 ℃。

图1(Fig. 1)

图1 土样颗粒级配曲线 Fig. 1 Grading curve of test soil

图2(Fig. 2)

图2 冻结温度随含水率的关系 Fig. 2 Freezing temperature varing with water content

模型桩采用混凝土预制而成，强度等级为C30。模型桩具体参数见表1。

表1(Tab. 1)

表1 桩几何参数 Tab. 1 Geometrical parameters of piles

表1 桩几何参数 Tab. 1 Geometrical parameters of piles 组号 编号 Ds/mm Db/mm α/(º) Ls/mm Lb/mm Lm/mm 1 KJ45 40 98 45 320 30 340 KJ60 40 98 60 300 50 340 KJ70 40 98 70 270 80 340 Z 40 40 — 350 — 340 2 MS240 40 98 60 200 50 240 MS290 40 98 60 250 50 290 MS340 40 98 60 300 50 340 3 KD74 40 74 70 290 60 340 KD98 40 98 70 270 80 340 KD114 40 114 70 240 110 340 　　注：Ds为桩身直径，Db为扩底直径，对于直桩而言，Ds=Db；α为扩角；Ls为桩身高度；Lb为扩底高度；Lm为桩的埋置深度；每根桩预留10 mm露出土表面。

为方便描述，将不同扩角、埋深和直径的扩底桩代号分别用KJ、MS和KD表示，Z表示直桩，如扩角为60°的桩用KJ60表示。采用单因子试验，仅对某一试验条件改变，如：不同扩角扩底桩试验采用的扩角分别为45°、60°、70°，严格控制模型桩的埋深和扩底直径均相同。由于试验外部条件（温度和含水率）相同，不同埋深和直径扩底桩两组试验不再设直桩对比。

试验在中国科学院西北生态资源研究院冻土工程国家重点实验室进行。试验系统由小型模型试验箱、温度控制系统、数据采集系统和观测系统组成（图3）。其中：小型模型试验箱内部尺寸（长×宽×高）为70 cm×70 cm×40 cm，箱体内部自带5 cm保温层以减小冻结过程中温度对试验箱侧的影响。温度控制系统包括两台制冷循环机和控制面板，可通过控制面板调节模型试验箱内环境温度，通过循环冷风对小模型试验箱内部空间进行整体降温，控温范围为–40～100 ℃。数据采集系统由各种测试元件及其相应的采集仪器共同组成，测试元件包括实验室自制温度传感器，控温精度为±0.01 ℃；位移传感器型号为NS–WY02，测量精度为±0.01 mm，对应的数采仪分别选用DT80和CR3000。观测系统通过数采仪将温度及位移的数据以信号的方式传输至电脑，进行实时采集并分析。

图3(Fig. 3)

图3 试验系统示意图 Fig. 3 Schematic diagram of test system

桩及测试元件的平面布设方式如图4（a）、（b）所示。桩的布设为等间距放置在试验箱内，由于桩中心间距均大于3倍的平均桩底直径，可忽略由群桩效应带来的影响^[24]，故本文中所有桩均可按照单桩进行分析。如图4（c）所示：温度传感器沿深度方向每隔5 cm布设于每组试验扩底桩桩侧约4 cm的位置，试验箱外部放置一个温度探头测量降温过程；位移传感器分别布置在各桩桩顶及各桩桩侧3、7、12 cm处，用以测量冻结过程中桩及桩侧土的冻胀变化过程。

图4(Fig. 4)

图4 测试元件布置图 Fig. 4 Arrangement diagram of test cells

1）试验准备：首先，晒干并碾碎土样，加水搅拌成含水率为34%的湿土；然后，将足量的土体静置48 h左右，以保证试验水样分布均匀。在填土之前，将凡士林均匀涂抹在试验箱内壁，尽可能减小冻结过程中土体与箱内壁的摩擦。

2）填土：以天然干密度为填土质量控制因素进行分层。首先，铺设约为6 cm的密实砂，以尽量减小桩在试验过程中的沉降，并在砂层上铺设防水布。然后，将桩放置在预定位置后进行填土，并布设测试元件，各层填土高度按照温度传感器的位置控制。顶层填筑完之后，在土体表层覆盖塑料薄膜，以减少试验过程中土层表面的水分损失（图5）。

图5(Fig. 5)

图5 填土及传感器完成安装图 Fig. 5 Completion diagram of filling soils and installing sensor

3）测试过程：关闭测试验箱，并打开数据采集系统，通过温度控制系统调节试验箱内部温度至–15 ℃进行冻结。整个试验过程每5 min采集一次。

4）试验后处理：当冻结深度至预期值（20 cm）时，关闭温度控制系统，沿深度方向对土样进行含水量测试。试验结束后，将打开试验箱门，让土体在室温环境下（约18 ℃）进行融化。待土体完全融化后，将土体移除并观测模型桩，发现扩底桩及直桩均未被拔断。值得注意的是，第2、3组试验在进行约40 h时，箱体内部温度出现较大幅度的波动，试验被迫中止。

由于本文主要是基于扩底桩的抗冻拔研究，因此，在温度数据处理时仅考虑了冻结过程中的变化。将温度数据以试验调节至–15 ℃时作为计算的初始值，基于温度监测数据得到桩侧各土层温度随时间及深度的关系（图6）。如图6所示，3组试验对应的各土层温度随时间和深度的变化规律基本相似。随着深度的增大，土层降温幅度呈减小趋势。随着时间增大，土体内部温度整体降低；试验结束时，地表温度可达–8 ℃左右，未冻结区的温度接近0。

图6(Fig. 6)

图6 土层温度随时间的变化曲线 Fig. 6 Temperature of each soil layer varying with time

为确定3组试验冻结深度随时间的变化规律，以各层探头位置处的开始冻结时间为控制点，分别对3组试验各个时刻两层土之间的冻结深度进行线性插值，公式如下：

式中，h_f为冻结深度，h_a、h_b分别为相邻两层温度探头埋深，T_a、T_b分别为两探头所对应的温度，T_f为冻结的温度。

图7为冻结深度插值结果和计算得到的冻结速率随时间的变化规律。结果表明，3组试验最终冻结深度分别为19.51、14.36、14.80 cm。冻结深度随着时间呈阶梯型发展，主要是由于冰透镜体的形成是不连续的，在形成一层冰透镜体后，一定长度范围内的土颗粒间不能形成冰透镜体。此外，随着距离的增加，上一层分凝冰压密效应减弱，孔隙比的改变量减小，冰晶能轻松分离土颗粒，没有形成隔水层，水分大量迁移到此处，形成下一层的分凝冰^[25]，故土样的冻结速率呈多峰值发展规律。

图7(Fig. 7)

图7 冻结深度及冻结速率随时间变化规律 Fig. 7 Frozen depth and freezing rate varying with time

采用桩顶无荷载形式，仅研究在冻拔作用下直桩和不同几何尺寸桩的抗冻拔效果。桩的冻拔过程可以分为两个阶段：第1阶段为无明显冻拔阶段，桩–冻土相互作用产生的切向冻胀力小于桩的自重、桩–未冻土间的摩阻力及扩大头锚固力3种力的合力。第2阶段为稳定冻拔阶段，切向冻胀力大于上述3种力的合力而表现出桩发生明显的冻拔现象。桩的冻拔量随时间的变化规律如图8所示。第1组试验（图8（a））中，不同扩角对桩的影响较小，且3根桩的最终冻拔量基本无差别；比较扩底桩和直桩的冻拔量随时间的变化规律，扩底桩起始冻拔所需时间长，且冻拔幅度明显小，其最终冻拔量仅为直桩冻拔量的28.3%，说明在整个冻拔阶段扩大头均起到很重要的抗冻拔作用。第2组试验（图8（b））中，由于埋深较浅、自重较轻，MS240和MS290桩相继出现冻拔现象，两桩的冻拔幅度基本一致；MS340最后出现冻拔，在稳定冻拔阶段，MS340的冻拔幅度略小于埋深较浅的两桩；3根桩的埋深差量相同，但埋深较浅的两桩的冻拔量差距较小，且远大于（相对）埋深最大桩的冻拔量，说明随着桩的埋深等比例减小，其冻拔量并非按照等比例增大，埋深较浅的两桩扩底的锚固性能发挥相当。第3组试验（图8（c））中，与第2组试验冻拔量随着埋深变化的规律不一致，随着扩底直径等比例增大，稳定冻拔阶段内桩的冻拔量基本为等比例增大；当扩底直径达到114 cm时，桩的冻拔量及其增幅均很小。

图8(Fig. 8)

图8 桩冻拔量随时间的变化 Fig. 8 Frost jacking amount of pile varying with time

图9为桩冻拔量随冻结深度及冻结速率的变化规律。从图9可以看出：桩的冻拔量变幅随土冻结深度的增大呈阶梯型增大，且冻拔幅度在各阶梯段不一致。桩在起始冻拔阶段的冻拔幅度明显大于后期阶梯段对应的冻拔幅度；随着冻深的继续增大，桩的冻拔幅度呈减小趋势（图9（a）、（b））。对于第3组试验（图9（c）），由于桩出现冻拔较晚，这种关系并不明显。3组试验中，桩的冻拔量随土的冻结速率变化均呈负相关关系，且存在明显的拐点，主要是由冻结过程中冰透镜体的不连续形成而导致的。在冻结过程中，土体的冻结速率较快时，水分迁移速率较慢，形成少量不连续的分凝冰，不利于冻胀的发生，此时作用于桩身上的切向冻胀力较小，桩的冻拔幅度较缓；相反，冻结速率较慢时，未冻区的水分有充足的时间迁移至冻结锋面而发生冻结膨胀，促使末冰透镜体快速生长^[26]，此时作用于桩身上的切向冻胀力较大，加大了桩的冻拔。

图9(Fig. 9)

图9 桩冻拔量随冻结深度及冻结速率的变化 Fig. 9 Frost jacking amount of pile varying with frozen depth and freezing rate

图10给出了各组试验桩的冻拔速率随冻结深度的变化过程。3组试验表现出的规律基本相同：冻拔初期，各桩冻拔速率随着冻深的增大而快速增大；随着冻结深度的继续增大，冻拔速率不同程度减小。比较直桩和扩底桩的冻拔速率沿冻结深度的分布情况由图10（a）可以看出：直桩的冻拔速率始终比扩底桩的大，随着冻结深度的增大，直桩的冻拔速率率先增大到峰值，然后明显减小，说明作用在直桩桩身上的切向冻胀力先增大后逐渐趋于稳定；对于扩底桩，其冻拔速率在达到峰值后缓慢减小，说明在冻拔过程中，作用在桩身上的切向冻胀力和扩底产生的锚固力形成对撞，但切向冻胀力始终占据主导作用力，因此扩底桩的冻拔速率在峰值后呈缓慢减小的趋势。对于第2、3组试验（图10（b）、（c）），由于不同埋深和扩底直径，以及试验过程中其他因素的干扰，冻拔速率峰值出现时所对应的冻结深度也不一致，但随着冻拔深度增大，呈现出的规律较为一致。

图10(Fig. 10)

图10 桩的冻拔速率随冻深的变化 Fig. 10 Frost jacking rate of pile varying with frozen depth

在没有任何约束的情况下，土体的冻胀为自由冻胀。由于桩和土的材料性质不同，桩的存在对土的冻胀形成约束，称为约束冻胀^[27]，其表现形式为桩–冻土界面的冻胀往往很小，随着距离桩越远，土的冻胀越接近自由冻胀。产生约束冻胀的原因是冻拔作用产生的切向冻胀力超过冻结力时，靠近桩基的土层产生向上位移，但由于冻结力的作用，位移量要比不受此限制的较远土层小得多^[28]。由于篇幅关系，本文仅给出Z和KJ60桩周土的冻胀量随时间的规律（图11（a）、（b）），其余桩周土发展规律类似。由图11（a）可以看出：直桩在稳定冻拔阶段的冻胀变化规律和桩周土的冻胀变化规律较为一致；直桩桩侧3 cm位置的冻胀量较7和12 cm位置处小，但7和12 cm位置处的冻胀变形在幅度和大小上均保持一致。由图11（b）可知，扩底桩桩侧3 cm土表在桩的约束下，冻胀幅度比7和12 cm处的土体冻胀幅度缓慢，7 cm处的冻胀幅度略小于12 cm处的冻胀幅度。相比于直桩，扩底桩对桩周土的冻胀约束大于直桩，且约束的范围更大。

图11(Fig. 11)

图11 桩侧土冻胀量随时间变化曲线 Fig. 11 Frost heaving amount of soil adjacent to pile varying with time

基于上述分析，假定桩–冻土接触界面在冻拔稳定阶段没有相对滑动，桩侧土的最终冻胀变形随桩侧距离的变化规律如图12所示。由图12可知：桩对桩侧土的约束冻胀主要表现在其对桩侧土的冻胀量大小的影响，约束越大，冻胀量越小；整体上，桩侧土在桩的约束下形成“漏斗状”，随着桩侧距离的增大，约束减小。因此，可将桩侧土的约束冻胀分为两个区域：1）强约束区。这个区域内土的冻胀量随着桩侧距离增大而较大幅度增大。2）弱约束区。此区域内土的冻胀量随着桩侧距离的增大，冻胀增幅较小或不变。第1组试验结果表明（图12（a））：桩侧距离7 cm内，土的冻胀幅度明显较大；桩侧距离大于7 cm时，土的冻胀增幅减小。3根扩底桩对桩侧土的冻胀约束规律基本一致。比较扩底桩和直桩，强约束区内扩底桩较直桩对桩侧土的约束大，弱约束区内扩底桩和直桩对桩侧土的冻胀约束相当。第2组试验表明（图12（b））：冻胀约束两个区的交点仍在7 cm处；整体而言，随着桩的埋深增大，桩对桩侧土的冻胀约束影响增大。第3组试验表明（图12（c））：冻胀约束两个区的交点在5 cm左右；整体而言，随着扩底直径的增大，桩对桩侧土的冻胀约束影响同样增大。

图12(Fig. 12)

图12 桩侧土最终冻胀量随距离的变化规律 Fig. 12 Ultimate frost heaving amount of soil adjacent to pile varying with distance to pile

影响桩冻拔的因素不仅是桩型，还应考虑土的冻结深度及冻结速率的变化对桩冻拔的影响。桩的冻拔幅度随着冻结深度的变化呈阶梯型关系，随着冻结速率呈负相关关系。试验过程中，很难把控每组试验土的冻结速率的一致性，可能导致不同组土体的冻胀规律和桩的冻拔规律出现差异。为了尽可能消除这种差异，定义桩的冻拔量增量和桩侧土的冻结速率比在冻结时间内的平均值为抗冻拔因子，用以描述桩的抗冻拔性能，公式如下：

式中，N为抗冻拔因子，t_f为桩起始冻拔至结束的时间，ΔV_ft和Δh分别为两相邻时刻之间土的平均冻结速率和桩冻拔量的增量。计算结果如表2所示。

表2(Tab. 2)

表2 桩抗冻拔因子 Tab. 2 Anti-frost jacking factors of piles

表2 桩抗冻拔因子 Tab. 2 Anti-frost jacking factors of piles 第1组试验 第2组试验 第3组试验 Z KJ45 KJ60 KJ70 MS240 MS290 MS340 KD74 KD98 KD114 1.12 0.37 0.34 0.36 0.60 0.56 0.31 0.44 0.32 0.06

计算结果表明抗冻拔因子越小，桩的抗冻拔效果越好，当抗冻拔因子为0时，桩为全锚固状态，不会随着土的冻胀而冻拔。对于第1组试验：计算得到的直桩抗冻拔因子最大，因此直桩的抗冻拔效果比扩底桩差；随着扩底桩扩角增大，3个不同扩角的抗冻拔效果接近，因此在3个桩的埋深及扩底直径相同情况下，扩角的变化并不能明显改变桩的抗冻拔性能。对于第2组试验，随着埋深的增大，扩底桩的抗冻拔能力增强，但埋深240和290 mm扩底桩的抗冻拔能力相近。可能是由于埋深240 mm的扩底桩更接近冻结深度，扩底的锚固效果发挥得更明显。对于第3组试验，扩底直径的增大直接增大了扩底上表面与土的接触面积，因此随着扩底直径增大，扩底桩的抗冻拔能力明显增大；当扩底直径为114 mm时，扩底桩几乎能达到完全锚固状态。综合比较每个桩的抗冻拔因子，影响扩底桩抗冻拔性能最主要的因素为扩底直径，其次为桩的埋深，影响最小的为桩扩角。

在季节冻土区，负温条件下桩基常会受到冻拔破坏。本文将非冻土区常用的扩底桩应用到季节冻土区，并进行了影响扩底桩抗冻拔稳定性因素的试验研究。根据试验结果与分析，得到以下结论：

1）相比于直桩，扩底桩初始冻拔时间晚，冻拔幅度小，且最终冻拔量仅为直桩的28.3%，说明季节冻土区使用扩底桩能够有效抵抗冻拔带来的不利影响。

2）直桩对桩侧土的冻胀约束小于扩底桩，间接说明了扩底桩的抗冻拔能力优于直桩。扩角对桩侧土的约束冻胀影响较小，随着埋深及扩底直径的增大，桩对桩侧土的冻胀约束也增大。

3）桩的冻拔量随冻结速率的增大而变化缓慢，据此定义了评估桩抗冻拔性能的抗冻拔因子。结果表明，扩角对桩的抗冻拔能力影响较小，埋深和扩底直径的增大可提高桩的抗冻拔能力。