钻孔灌注桩因具有承载力高、地层适应性强、施工工艺简单等优点被广泛应用于建筑、桥梁及近海等工程中。在钻孔中浇筑混凝土时，孔内泥浆、岩土渣等会随着混凝土的灌入与水泥浆一起在桩头形成一定厚度浮浆。为保证桩顶混凝土强度满足设计值，往往需进行超灌处理，当后续工序施工时再凿除。JGJ 94—2008《建筑桩基技术规范》 ^[1]规定水下钻孔灌注桩超灌高度宜为0.8～1.0m，然而受实际施工环境的影响，混凝土超灌高度差异较大 ^[2]，有时远大于规定值，加之一般钻孔灌注桩直径较大，使得破除超灌部分混凝土桩头成为施工难题。

　　 传统桩头破除施工普遍采用人工辅助小型机械的方式，缓慢凿除桩头，该方法人力消耗大、施工速度慢、扬尘污染严重，与现有经济、环保、高效的施工理念不符。为此，工程技术人员提出桩头绿色破除施工工艺。严建峰 ^[3]介绍桩头绿色破除的3种主要施工方法，分别为机械挤压破除法、Elliott, Recepieux整体截除法，2种整体截除法前期施工工艺相同，均在混凝土浇筑前预先采用柔性PE等材料包裹钢筋，消除钢筋与混凝土间的握裹力。Elliott法后期破除方式主要采用凿岩机沿垂直桩身的方向钻孔，然后向钻孔内插入锲形体或劈裂枪并施加外力，使桩头沿同一高度产生劈裂面，最终实现桩头与桩身的完全分离。而Recepieux法借助混凝土内膨胀剂产生的膨胀作用力，使桩头沿既定方向形成开裂面。由于混凝土属于准脆性材料，抗压强度远大于抗拉强度，因此整体截除法能较好地实现超灌桩头与桩身的分离。

　　 Elliott法较Recepieux法施工速度快、工艺简单，通常Elliott法需在设计桩顶标高周围布置钻孔，以便在钻孔内施加劈裂力。在保证桩头能被劈裂的前提下，施加的劈裂力越小，所需的钻孔数量越多，施工效率越低。而单孔劈裂力越大越易导致孔洞周围混凝土被压坏，影响有效桩身混凝土质量。因此，合理判断劈裂力值与钻孔数量的关系具有重要工程意义。通过数值模拟结合理论分析，以Elliott法破除钻孔灌注桩桩头为工程背景，从劈裂面塑性变形开裂机理角度分析劈裂力与劈裂深度的函数关系，为桩头整体破除施工提供技术支持。

　　 Elliott法施工工艺流程如图1所示，具体为: (1) 在钢筋笼完全吊入灌注桩孔前，采用柔性PE等材料对设计桩顶标高以上的钢筋 (含声测管) 进行包裹，避免与浇筑的混凝土接触，同时避免桩头破除时损伤钢筋。在保证桩孔内混凝土自由流动的前提下，增大钢筋与周围混凝土的距离，便于后续整个超灌桩头的吊离作业。 (2) 按常规做法 ^[4]，在设计桩顶标高以上一定高度处 (约0.1m) ，根据劈裂枪枪口尺寸，采用小型钻孔设备沿桩周均匀钻取尺寸相当的孔洞。 (3) 向钻孔内插入劈裂枪，按顺序逐个或同时施加劈裂力，迫使超灌桩头与桩身分离。 (4) 采用吊装设备吊离超灌桩头至指定位置。

　　 由于仅分析超灌桩头的破除过程，为保证计算精度和计算效率，截取上部桩身一定长度进行分析，设钻孔灌注桩模型高1.4m，直径1.2m，超灌部分桩头高1.1m。考虑竖向钢筋所占体积较小，且混凝土与钢筋不存在握裹力，为简化模型，将桩头简化为纯混凝土材料体，即忽略钢筋的作用。根据现有施工经验，在设计桩顶标高以上0.1m处采用凿岩机钻取若干孔洞，孔洞直径按FL70A型劈裂枪技术参数取为0.036m。一般情况下，劈裂枪或其他劈裂机均需借助插入钻孔的锲形片施加上下界面的劈裂力，为更加真实地模拟劈裂力在桩头劈裂过程中的作用，将直径为0.036m的圆形孔洞简化为边长0.036m的方形孔洞，通常孔洞深度约为桩径的1/4即可满足施工要求。

　　 采用ABAQUS软件建立的有限元模型如图2所示，约由1.6万个实体单元组成，单元类型为C3D8R。由于桩头破除施工对设计桩顶标高以下一定深度范围内的桩身影响较小，故模型底端边界条件设为固定约束，其他为自由边界。

　　 采用抗压强度等级为C30的混凝土模拟灌注桩，计算时本构模型的选取至关重要，直接决定结果的正确性。采用混凝土塑性损伤模型揭示桩头混凝土的破坏机理，该本构模型能较好地模拟混凝土在动、静荷载作用下的力学行为，但需指定受压和受拉时应力与非弹性应变的关系，然而GB50010—2010《混凝土结构设计规范》 (2015年版) ^[5]并未给出与之匹配的获取方法，为此基于该规范给出的混凝土单轴受力应力-应变关系，借助文献[6]提出的理论计算方法，计算得到塑性损伤本构模型所需参数 (见表1) ，其他参数与《混凝土结构设计规范》规定和文献[7]指定的常规数值相同。

　　 采用FL70A型小型劈裂枪作为劈裂设备进行桩头破除施工，最大理论劈裂力为3 000kN，考虑锲形片与混凝土界面的摩阻力作用，实际最大劈裂力仅为理论值的30%～60% ^[8]，即劈裂枪实际劈裂力约为882～1 764kN。有限元数值模拟时考虑单孔和双孔劈裂力作用下劈裂面塑性应变的形成与发展规律，以揭示断裂机理。首先对桩体施加自重荷载，以模拟桩体固有自重的影响，然后施加劈裂力进行劈裂模拟。

　　 通常，当混凝土拉应变大于峰值拉应变的2倍时，可认为混凝土截面不再承受拉力作用，即截面完全开裂，故以此作为超灌桩头与桩身完全分离的判断依据。对于C40以下的混凝土，当拉应变>2×10^-4时，可认为截面已完全被劈裂。

　　 不同单孔劈裂力F作用下，桩身最薄弱劈裂面处塑性拉应变变化情况如图3所示。由图3可知，随着劈裂力的增大，塑性拉应变区域不断增大，但增幅差异显著。当F≤250kN时，塑性拉应变主要出现在孔洞周围，因为孔洞受到周围混凝土大范围拉力的约束作用。随着劈裂力的进一步增大，开裂面继续以弧形峰面向外扩张。当塑性开裂面面积超过桩横截面面积的1/2时，开裂峰面变为平行峰面向未开裂区域继续推进。此外，当F由300kN增至360kN时，拉裂区域急剧变大，说明此时劈裂力达到桩头完全开裂破坏时的临界值。

　　 实际工程中一般桩头整体破除的钻孔数≥2个，钻孔均匀布置在桩身同一标高处，依次对每个钻孔施加劈裂力，既可消除部分受压区混凝土不易被完全分离的可能，又可避免单孔施加的劈裂力过大，从而影响下部有效桩身混凝土质量。由于混凝土一旦被劈裂便不再承受拉力，所以依次对钻孔施加劈裂力不会改变已开裂的劈裂面。由图3可知，当一侧钻孔施加约330kN劈裂力且劈裂面面积占桩身横截面面积的1/2后，再向另一侧孔洞施加相同条件的劈裂荷载即可完成桩头分离工作。

　　 双孔同时施加劈裂力时劈裂面处塑性拉应变变化情况如图4所示，由图4可知，随着双孔劈裂力的增大，劈裂面的面积不断增大，当F>400kN时，劈裂面开始急剧变大，证明此时桩头逐渐趋于完全被分离的状态。塑性拉应变区仍最先在孔洞附近形成，并以弧形峰面逐渐向内部扩展，直至劈裂面相互贯通，再向两侧远处推进，与单孔劈裂力作用时不同。

　　 对比图3, 4可知，2种桩头整体破除施工工艺在劈裂面的变化上存在明显差异。由图3a, 4a可知，施加较小的劈裂力不会影响邻近孔洞劈裂面的形成与发展，随着劈裂力的增大，孔洞劈裂力间的相互影响越来越明显。由图3c, 4b可知，在相同劈裂力作用下，单孔劈裂力的劈裂效果优于双孔劈裂力，主要由于双孔劈裂力的反向同时施加约束了各自劈裂面的反向拉裂运动，即增加了劈裂面的开裂难度。总体而言，达到相同劈裂效果时，单孔劈裂施工工艺明显优于双孔劈裂，且桩头被完全劈裂破除所需的劈裂力远小于双孔劈裂，因此建议桩头整体劈裂时优先选用单孔劈裂施工工艺。

　　 单孔劈裂力作用下的桩头可视为偏心受拉构件，靠近劈裂力一侧的混凝土受拉，远离一侧受压。随着劈裂力的增大，受拉区拉应力不断增大，当劈裂面上的应力达到混凝土极限抗拉强度时，劈裂面开裂，部分混凝土退出工作，同时受压区混凝土压应力也将随之变大，以平衡增加的劈裂力。

　　 双孔劈裂工况下的桩头可视为纯受拉构件，劈裂面上混凝土全部受拉。考虑一般钻孔灌注桩横截面较大，劈裂力受周围混凝土强大的约束作用，导致劈裂面仍在劈裂力作用点附近形成，然后才随着劈裂力的增大逐渐向外部扩展。

　　 由以上分析可知，劈裂面上混凝土应力存在2种不同的分布规律，理论推导也有所不同。偏心受拉构件理论公式的推导较纯受拉构件复杂，从工程实用性角度出发，首先建立双孔劈裂作用下的力学模型，进行桩头劈裂理论分析，然后修正公式，进而求解单孔劈裂工况。

　　 由劈裂面变化规律可知，在相邻劈裂面完全贯通前，各孔处的劈裂面近似以弧形分布，故以此为基础推导劈裂力值与劈裂面面积的函数关系。由于劈裂面上部分混凝土随着劈裂力的增加达到抗拉强度后退出工作，处于极限状态，因此劈裂面主要由完全分离区和极限拉裂区组成。图5所示为极限状态下劈裂面的简化拉应力分布，假设劈裂面上2个区域径向深度均为a，即劈裂面总径向深度为2a。假设极限拉裂区混凝土拉应力等于抗拉强度，根据纵轴向力平衡条件，单个劈裂面上力的平衡方程为:

　　 式中:f_t为混凝土抗拉强度;A_cr为混凝土极限拉裂区面积。

　　 由于A_cr不易求得，采用等效方法进行处理。假设A_cr由2个矩形组成，长边为2b，短边为a，桩半径为R，如图5所示。因此，根据矩形求积公式可得:

　　 结合式 (1) 和式 (2) ，可建立纯受拉状态下劈裂力与劈裂面开裂深度的关系式为:

　　 根据图3, 4对比结果可知，单孔劈裂桩头所需劈裂力小于双孔劈裂，且劈裂面的深度越深需增加的劈裂力越小。因此，通过修正式 (3) 可进一步得到单孔劈裂工况下的理论表达式:

　　 式中:R/ (R+a) 为单孔劈裂力非线性折减系数。

　　 通常劈裂力较大时会造成下部有效桩身混凝土压坏，故施加的劈裂力不宜过大。假设劈裂力以45°角向下扩散至设计桩顶标高处，距离约0.1m，且钻取的孔洞直径一般为0.036～0.050m，钻孔深度约为0.2R，混凝土抗压强度约为10f_t，由此可得到允许施加的最大值劈裂力约为0.5Rf_t。考虑实际工程施工因素的影响，该理论值需做相应折减。

　　 采用式 (3) 对双孔劈裂力作用下的工况进行计算，并与图4有限元结果进行对比，如图6所示，二者变化趋势一致，吻合较好，仅在开裂深度较大时存在一定差异，主要由于相邻劈裂面上的拉应力进行了叠加，从而降低了劈裂面的开裂难度，所需劈裂力也大幅减小。总体而言，理论值大于有限元数值模拟结果，理论公式趋于保守，在实际工程中可借助式 (3) 进行桩头劈裂力估算。对于图4工况 (R=0.6m, f_t=2.01MPa) ，算得允许施加的最大劈裂力约为600kN (未折减) ，开裂深度等于桩半径时所需的劈裂力约为623kN。若考虑实际施工因素影响，需钻取3个孔洞才能完成对超灌桩头的整体破除工作。

　　 借助式 (4) 可求得单孔劈裂力作用下的劈裂面开裂深度，并将其与图3数值模拟结果进行对比，如图7所示。由图7可知，模拟分析值与理论计算值吻合较好，即证明本文提出的修正公式可用于单孔劈裂力的计算。对于图3工况 (R=0.6m, f_t=2.01MPa) ，同样可利用式 (4) 算得开裂深度等于桩半径时所需的劈裂力约为415kN。综上所述，采用单孔劈裂桩头只需钻取2个孔洞。

　　 对钻孔灌注桩桩头整体破除施工过程进行有限元数值模拟及理论分析。基于《混凝土结构设计规范》给出的混凝土应力-应变关系曲线和能量法推导出塑性损伤模型中损伤因子确定方法，对单孔和双孔劈裂荷载作用下桩头劈裂面塑性应变变化规律和破坏机理进行分析。数值模拟结果表明，依次对钻孔施加劈裂力时达到的劈裂效果优于多孔同时施加，且所需劈裂力较小。对桩头劈裂面应力分布进行简化，并结合劈裂深度的影响，推导出劈裂力与劈裂深度理论计算公式及允许施加的最大劈裂力值，并通过与有限元计算结果的对比验证证明了本文提出计算方法的正确性与合理性。