靜鉆根植竹節(jié)樁承載力及荷載傳遞機(jī)制研究

周佳錦，王奎華，龔曉南，張日紅，嚴(yán)天龍，許遠(yuǎn)榮

（1.浙江大學(xué) 濱海與城市巖土工程研究中心，杭州 310058；2.浙東建材集團(tuán)，浙江 寧波 315000）

1 引 言

靜鉆根植竹節(jié)樁是一種新型組合樁基，它是用螺旋鉆先噴漿攪拌形成水泥土達(dá)到設(shè)計(jì)深度，然后將竹節(jié)樁放入到充滿水泥土的鉆孔中而形成的一種組合樁。靜鉆根植竹節(jié)樁利用樁周水泥土相對(duì)較大的比表面積來(lái)獲得更大的側(cè)摩阻力，同時(shí)用預(yù)應(yīng)力竹節(jié)樁承擔(dān)上部荷載使樁身不易發(fā)生破壞。因此，靜鉆根植竹節(jié)樁結(jié)合了預(yù)應(yīng)力管樁樁身強(qiáng)度大和水泥土樁側(cè)摩阻力大的優(yōu)點(diǎn)，而且使用靜鉆根植工法進(jìn)行施工能夠大量減少泥漿排放量。

竹節(jié)樁在日本已經(jīng)得到了比較廣泛的應(yīng)用，許多日本學(xué)者對(duì)這種樁進(jìn)行過(guò)研究[1－3]，并提出了竹節(jié)樁的承載力計(jì)算公式；國(guó)內(nèi)對(duì)竹節(jié)樁的研究幾乎處于空白階段，但一些類似的組合樁基在國(guó)內(nèi)已經(jīng)有了比較多的研究，能夠?yàn)檫@種新型組合樁的研究提供一定的幫助。董平[4]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析并結(jié)合有限元模擬，對(duì)混凝土芯水泥土攪拌樁的荷載傳遞機(jī)制進(jìn)行了研究，提出了硅芯水泥土攪拌樁單樁極限承載力公式和混凝土芯水泥土攪拌樁荷載傳遞的雙層模式；吳邁[5]對(duì)水泥土組合樁進(jìn)行了室內(nèi)模型試驗(yàn)來(lái)研究其荷載傳遞特性；劉漢龍[6]、任連偉[7]等通過(guò)大模型尺寸試驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)高噴插芯組合樁的承載力及荷載傳遞機(jī)制進(jìn)行了研究。

本文首先通過(guò)靜鉆根植竹節(jié)樁與鉆孔灌注樁的破壞性抗壓靜載試驗(yàn)，將竹節(jié)樁與普通鉆孔灌注樁的抗壓承載特性進(jìn)行比較，并通過(guò)樁身埋設(shè)有應(yīng)力計(jì)的靜鉆根植竹節(jié)樁的靜載試驗(yàn)，對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁的荷載傳遞機(jī)制進(jìn)行分析，然后用ABAQUS有限元程序?qū)χ窆?jié)樁抗壓靜載試驗(yàn)進(jìn)行模擬，對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁荷載傳遞機(jī)制進(jìn)行更加詳細(xì)的分析。

2 竹節(jié)樁抗壓靜載破壞性試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)概況

為了研究靜鉆根植竹節(jié)樁的承載性能，并將竹節(jié)樁與鉆孔灌注樁的承載特性進(jìn)行比較，在同一場(chǎng)地對(duì)4根靜鉆根植竹節(jié)樁和2根灌注樁進(jìn)行單樁抗壓靜載破壞性試驗(yàn)。

選用竹節(jié)處直徑為650 mm、樁身直徑為500 mm（650（500）mm型）和竹節(jié)處直徑為800 mm、樁身直徑為600 mm（800（600）mm型）這兩種類型的竹節(jié)樁。650（500）mm竹節(jié)樁與直徑為600 mm的管樁搭配使用，上部為3段直徑為600 mm的PHC管樁，分別長(zhǎng)12、12、10 m，共34 m；下部為2段15 m長(zhǎng)的650（500）mm型竹節(jié)樁，2段合計(jì)30 m，試樁總長(zhǎng)為64 m，鉆孔直徑為700 mm；800（600）mm竹節(jié)樁與直徑為800 mm的管樁搭配使用，上部為3段直徑為800 mm的PHC管樁，分別長(zhǎng)4、15、15 m，3段合計(jì)34 m；下部為2段15 m長(zhǎng)的800（600）mm型竹節(jié)樁，共30 m，試樁總長(zhǎng)為64 m，鉆孔直徑為850 mm。鉆孔灌注樁樁長(zhǎng)也為64 m，直徑分別為800 mm和1000 mm。靜載試驗(yàn)樁位布置圖以及竹節(jié)樁樁身示意圖如圖1所示。試驗(yàn)場(chǎng)地工程地質(zhì)條件如表1所示。

圖1 竹節(jié)樁樁身示意圖及靜載試驗(yàn)樁位布置圖(單位: mm)Fig.1 Sketch of nodular pile and pile layout of static loading test(unit: mm)

表1 試驗(yàn)場(chǎng)地土的物理力學(xué)指標(biāo)Table 1 Physico-mechanical indexes of soils in test site

2.2 靜鉆根植竹節(jié)樁施工工藝

靜鉆根植樁的施工過(guò)程由鉆孔、擴(kuò)孔、樁端水泥漿注入、樁周水泥漿注入和植樁5個(gè)部分組成。采用特殊的單軸螺旋鉆機(jī)，按照設(shè)定深度進(jìn)行鉆孔；樁孔修整完成后，通過(guò)專業(yè)可控液壓技術(shù)打開(kāi)樁底部位鉆頭擴(kuò)大翼，按照設(shè)定的擴(kuò)大直徑分?jǐn)?shù)進(jìn)行擴(kuò)底；擴(kuò)孔完成后，注入樁端水泥漿和樁周水泥漿，邊注漿邊提鉆；鉆孔完成后依靠樁的自重將預(yù)制樁放入到充滿水泥土的鉆孔中。靜鉆根植工法施工過(guò)程如圖2所示。

圖2 靜鉆根植竹節(jié)樁施工過(guò)程示意圖Fig.2 Construction process of static drill rooted nodular pile

2.3 單樁靜載試驗(yàn)

單樁豎向靜荷載試驗(yàn)執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)為建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范（JGJ106-2003）[8]。本工程的4根靜鉆根植竹節(jié)樁和2根鉆孔灌注樁均采用堆載-反力架裝置，并用千斤頂反力加載-位移傳感器和自動(dòng)靜載記錄儀測(cè)讀樁頂荷載與沉降的試驗(yàn)方法。根據(jù)試驗(yàn)所測(cè)得數(shù)據(jù)經(jīng)整理后所得試樁Q-S曲線如圖3和圖4所示。圖3是鉆孔直徑為700 mm，竹節(jié)樁尺寸為650（500）mm的靜鉆根植竹節(jié)樁與直徑為800 mm的鉆孔灌注樁的Q-S曲線。從圖3中可以看出，3條Q-S曲線都屬于陡降型。3號(hào)試樁加載至8000 kN時(shí)，樁頂沉降突然增大，樁端土發(fā)生刺入破壞，取前一級(jí)荷載作為極限荷載，3號(hào)試樁極限承載力可取為7200 kN；4號(hào)試樁加載至8600 kN時(shí)，樁端土發(fā)生刺入破壞，取其前一級(jí)荷載8100 kN為其極限荷載；6號(hào)試樁加載到8800 kN時(shí)，樁端發(fā)生刺入破壞，其極限承載力可取為8000 kN。其中3號(hào)和4號(hào)試樁是水泥土直徑為700 mm，內(nèi)插直徑650（500）mm型竹節(jié)樁的靜鉆根植竹節(jié)樁，6號(hào)試樁是直徑為800 mm的鉆孔灌注樁，可以認(rèn)為700 mm直徑的靜鉆根植竹節(jié)樁與800 mm直徑的鉆孔灌注樁的承載力相近。

圖4為鉆孔直徑為850 mm，竹節(jié)樁尺寸為800（600）mm的靜鉆根植竹節(jié)樁與直徑為1000 mm的鉆孔灌注樁的Q-S曲線。從圖4中可以看出，1號(hào)靜鉆根植竹節(jié)樁極限承載力可取為8800 kN；2號(hào)靜鉆根植竹節(jié)樁極限承載力可取為9500 kN；5號(hào)鉆孔灌注樁極限承載力為 9600 kN，可以認(rèn)為850 mm直徑的靜鉆根植竹節(jié)樁與直徑為1000 mm的鉆孔灌注樁的承載力相近。

圖3 650(500) mm型竹節(jié)樁和800 mm直徑灌注樁Q-S曲線Fig.3 Q-S curves of 650(500) mm nodular pile and 800 mm bored pile

圖4 800(600) mm型竹節(jié)樁和1000 mm直徑灌注樁Q-S曲線Fig.4 Q-S curves of 800(600) mm nodular pile and 1000 mm bored pile

根據(jù)上述兩組破壞性單樁豎向靜載試驗(yàn)可以看出，靜鉆根植竹節(jié)樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)的Q-S曲線與普通鉆孔灌注樁的Q-S曲線的走向相似，都是先由樁周土提供側(cè)摩阻力，待樁側(cè)摩阻力充分發(fā)揮后樁端開(kāi)始承受荷載，并最終發(fā)生樁端刺入破壞。然而由于靜鉆根植竹節(jié)樁側(cè)摩阻力由水泥土-樁周土界面提供，與鉆孔灌注樁樁-土界面不同，其所能提供的側(cè)摩阻力也不同。試驗(yàn)中700 mm靜鉆根植竹節(jié)樁與800 mm鉆孔灌注樁的承載力相近，850 mm靜鉆根植竹節(jié)樁與1000 mm灌注樁承載力比較接近，可以說(shuō)明靜鉆根植竹節(jié)樁豎向承載性能相比鉆孔灌注樁有所提高。

3 竹節(jié)樁荷載傳遞機(jī)制試驗(yàn)研究

3.1 試驗(yàn)概況

為了研究靜鉆根植竹節(jié)樁的荷載傳遞機(jī)制，對(duì)一根樁身埋有應(yīng)力計(jì)的72 m長(zhǎng)的靜鉆根植竹節(jié)樁進(jìn)行了抗壓靜載試驗(yàn)。試樁上部為管樁，下部為竹節(jié)樁，其中上部管樁直徑為800 mm，共3段，分別長(zhǎng)15、15、12 m，總長(zhǎng)為42 m；下部竹節(jié)樁竹節(jié)處直徑為 800 mm，樁身直徑為 600 mm（800（600）mm型），每段長(zhǎng)度為15 m，2段共30 m，所以試樁總長(zhǎng)72 m，鉆孔直徑為850 mm。根據(jù)試驗(yàn)場(chǎng)地土層分布情況在試樁 8個(gè)截面上埋設(shè)應(yīng)力計(jì)，每個(gè)截面上對(duì)稱貼2個(gè)應(yīng)力計(jì)，共計(jì)16個(gè)。試驗(yàn)場(chǎng)地土的物理力?學(xué)指標(biāo)見(jiàn)表2，其中qc和fs分別為靜力觸探試驗(yàn)中探頭所測(cè)得的土體的端阻力和側(cè)阻力。樁身應(yīng)力計(jì)布置及應(yīng)力計(jì)構(gòu)造分別如圖5(a)和圖5(b)所示。試驗(yàn)加載采用堆載法，加載系統(tǒng)由5個(gè)3200 kN級(jí)油壓千斤頂，70 MPa超高壓油路和油泵組成，靜載試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采用武漢巖海公司生產(chǎn)的RS-JYC樁基靜荷載測(cè)試儀，加、卸載時(shí)荷載由0.4級(jí)精密油壓表和RS-JYC的壓力傳感器雙重控制。加卸載方法按建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范（JGJ106-2003）[8]中的慢速維持法執(zhí)行，試驗(yàn)荷載總加載量為12000 kN，第一級(jí)加載量為兩倍的分級(jí)量。

表2 試驗(yàn)場(chǎng)地土的物理力學(xué)指標(biāo)Table 2 Physico-mechanical indexes of soil in test site

圖5 樁身應(yīng)力計(jì)埋設(shè)示意圖Fig.5 Sketch of strain gauges attached on pile shaft

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.2.1 承載力分析

加載期間，荷載在2400～10800 kN之間時(shí)，Q-S曲線基本保持線性，地基土未出現(xiàn)破壞現(xiàn)象。當(dāng)加載至12000 kN時(shí)，樁頂破碎，試驗(yàn)無(wú)法繼續(xù)進(jìn)行。根據(jù)試驗(yàn)所測(cè)得數(shù)據(jù)，經(jīng)整理后繪制的試樁Q-S曲線如圖6所示。從圖中可以看出，加載至12000 kN時(shí)，樁頂沉降突然增大，而且由于樁頭被壓壞，試驗(yàn)無(wú)法繼續(xù)進(jìn)行，所以取其前一級(jí)荷載作為極限荷載，其豎向極限承載力為10800 kN。

圖6 靜鉆根植竹節(jié)樁Q-S曲線Fig.6 Q-S curve of static drill rooted nodular pile

3.2.2 樁身軸力分析

試樁在各級(jí)荷載作用下的樁身軸力可由埋設(shè)在樁身8個(gè)截面處的應(yīng)力計(jì)所測(cè)得。試樁在各級(jí)荷載下的樁身軸力如圖7所示。從圖中可以看出，在荷載作用下，試樁樁身軸力從上向下逐漸減小，這是由于為了阻止樁身下沉，樁周土體對(duì)樁身產(chǎn)生了向上的側(cè)摩阻力。當(dāng)荷載水平較小時(shí)，樁身下部軸力為 0，隨著荷載的增加，樁側(cè)摩阻力得到進(jìn)一步發(fā)揮；試樁樁身軸力也在增加，樁身下部逐漸產(chǎn)生軸力；樁端阻力也開(kāi)始發(fā)揮，且端阻所占比例逐漸增大。當(dāng)樁頂荷載加載到10800 kN時(shí)，試樁樁端阻力為2566 kN，占樁頂所受總荷載的23.76%。從圖中還可以看出，每一級(jí)荷載作用下試樁樁身軸力曲線在兩土層交界面處的斜率會(huì)發(fā)生改變，反映出不同土層所能提供的側(cè)摩阻力不同。

圖7 各級(jí)荷載下靜鉆根植竹節(jié)樁樁身軸力圖Fig.7 Axial force of test pile under different loads

3.2.3 樁側(cè)摩阻力分析

靜鉆根植竹節(jié)樁側(cè)摩阻力由水泥土-樁周土界面提供，各土層樁側(cè)平均摩阻力fsi可以用下式進(jìn)行計(jì)算[9]：

式中：Pi、Pi+1分別為第i和i+1截面軸力；Ai為第i段復(fù)合樁水泥土的側(cè)面積。試樁在不同樁頂荷載作用下樁側(cè)摩阻力沿樁身分布曲線如圖8所示。

圖8 試樁樁側(cè)摩阻力圖Fig.8 Shaft resistance of test pile

從圖8中可以看出，試樁樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮和樁頂荷載水平有關(guān)。當(dāng)樁頂荷載較小時(shí)，樁側(cè)摩阻力隨荷載的增加而增大；當(dāng)樁頂荷載達(dá)到某一值后，樁側(cè)摩阻力達(dá)到極限值，此后隨著樁頂荷載的增加樁側(cè)摩阻力會(huì)有所減小，并逐漸趨于穩(wěn)定，即樁側(cè)摩阻力出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，文獻(xiàn)[10]中指出超壓密的軟黏土的應(yīng)變軟化和砂土的剪脹會(huì)引起這種現(xiàn)象。從圖中還可以看出，試樁樁身上部土層的摩阻力先于下部土層摩阻力發(fā)揮。當(dāng)荷載水平較小時(shí)，上部土層摩阻力未充分發(fā)揮，下部土層摩阻力為 0；隨著荷載水平的增大，樁身上部土層的樁側(cè)摩阻力達(dá)到極限值，下部土層側(cè)摩阻力開(kāi)始發(fā)揮。

3.2.4 靜鉆根植竹節(jié)樁樁-土相對(duì)位移

由于靜鉆根植竹節(jié)樁在受力過(guò)程中將預(yù)制竹節(jié)樁與樁周水泥土看作一個(gè)整體，所以，在計(jì)算樁-土相對(duì)位移時(shí)只需考慮水泥土與樁周土之間的相對(duì)位移。第i段樁-土相對(duì)位移量可由文獻(xiàn)[9]中所述公式進(jìn)行計(jì)算：

式中：Li為第i段樁長(zhǎng)度；S為樁頂沉降；εj、εj+1分別為第j和j+1截面處鋼筋應(yīng)力計(jì)應(yīng)變。樁-土相對(duì)位移沿樁身分布曲線如圖9所示，樁側(cè)摩阻?力與樁-土相對(duì)位移曲線如圖10所示。

圖9 試樁樁-土相對(duì)位移曲線Fig.9 Pile-soil relative displacement of test pile

圖10 試樁樁側(cè)摩阻力-樁土相對(duì)位移曲線Fig.10 Shaft resistance versus pile-soil relative displacement of test pile

從圖9中可以看出，在每級(jí)加載情況下，樁身上部的樁-土位移要大于樁身下部的樁-土相對(duì)位移，說(shuō)明樁-土相對(duì)位移是從樁身上部到樁身下部逐漸發(fā)揮的。隨著試樁所受荷載的增加，樁頂位移逐漸增大，當(dāng)加載到12000 kN時(shí)，樁頂沉降從53 mm突然增大到87 mm，由于測(cè)試時(shí)工作人員的疏忽，沒(méi)有讀出這級(jí)加載情況下的樁身軸力值，無(wú)法推算出樁端位移，可是根據(jù)前幾級(jí)加載情況下的規(guī)律可以推算出，在12000 kN荷載作用下，試樁發(fā)生樁端刺入破壞。

從圖10可以看出，隨著樁-土相對(duì)位移的增加，各個(gè)土層所提供的側(cè)摩阻力也逐漸增大，當(dāng)樁-土相對(duì)位移達(dá)到某一值后，樁側(cè)摩阻力達(dá)到極限值，隨后隨著樁-土相對(duì)位移的增加樁側(cè)摩阻力會(huì)有所減小，并逐漸趨于穩(wěn)定。文獻(xiàn)[10]指出，對(duì)于傳統(tǒng)樁基基礎(chǔ)，黏性土中完全發(fā)揮樁側(cè)阻力所需樁-土相對(duì)位移為 6～12 mm，砂類土中完全發(fā)揮樁側(cè)摩阻力所需樁土相對(duì)位移為 8～15 mm，而從圖中可以看出，黏性土樁側(cè)摩阻力完全發(fā)揮所需樁-土相對(duì)位移為 10～20 mm，比傳統(tǒng)樁基所需樁-土相對(duì)位移要大，這很可能是因?yàn)殪o鉆根植竹節(jié)樁樁側(cè)摩阻力是由水泥土與樁周土界面所提供，而水泥土模量介于預(yù)制樁模量和樁周土體模量之間，形成了一個(gè)緩沖層，使得組合樁樁側(cè)摩阻力發(fā)揮所需樁-土相對(duì)位移增大。對(duì)比圖10和表2還可以發(fā)現(xiàn)，靜鉆根植竹節(jié)樁中各個(gè)土層所提供的側(cè)摩阻力是鉆孔灌注樁的1.05～1.10倍。

4 有限元模擬

為了更加深入地研究靜鉆根植竹節(jié)樁的荷載傳遞機(jī)制，深入地分析組合樁內(nèi)部的荷載分擔(dān)比以及相對(duì)位移，通過(guò)大型有限元分析軟件 ABAQUS對(duì)上述靜鉆根植竹節(jié)樁抗壓靜載試驗(yàn)開(kāi)展三維有限元建模計(jì)算。

4.1 模型建立

由于組合樁豎向受荷情況為軸對(duì)稱問(wèn)題，可以取1/2模型進(jìn)行建模計(jì)算。將模型樁定義為線彈性材料，水泥土和樁周土體定義為Mohr-Coulomb彈塑性材料。考慮竹節(jié)樁與水泥土、水泥土和樁周土之間的相對(duì)滑動(dòng)；考慮土體自重應(yīng)力產(chǎn)生的初始應(yīng)力場(chǎng)，運(yùn)用位移控制法施加豎向荷載[11]。選用第 2部分中72 m靜鉆根植竹節(jié)樁試樁進(jìn)行建模計(jì)算。樁周土體范圍水平方向?yàn)?0 m，豎直方向?yàn)?00 m，即竹節(jié)樁樁端向下28 m。土體參數(shù)取值如表2所示，水泥土彈性模量取為200 MPa，泊松比0.3[12]，預(yù)制樁彈性模量為38 GPa，泊松比為0.15。

4.2 接觸面模擬

接觸面的選取對(duì)有限元建模計(jì)算至關(guān)重要，本模型需定義3個(gè)接觸面：竹節(jié)樁-水泥土、竹節(jié)樁-土與水泥土-土。3種接觸面法向均定義為硬接觸，切向采用庫(kù)侖摩擦模型，并定義接觸摩擦系數(shù)。竹節(jié)樁-水泥土接觸面摩擦系數(shù)μ取0.65[5]，竹節(jié)樁-土接觸面摩擦系數(shù)可按下式進(jìn)行計(jì)算[13]：

式中：?為土體的內(nèi)摩擦角；ψ為樁土界面的摩擦角。而文獻(xiàn)[11]中指出，樁-土界面內(nèi)摩擦角可取為（0.75～1.00）?。水泥土-土接觸面的摩擦系數(shù)，一般混凝土樁對(duì)黏性土的摩擦系數(shù)為 0.25～0.40；對(duì)砂土的摩擦系數(shù)為0.5～1.0[14]。而水泥土-土接觸面具有類似剛性樁的性質(zhì)，其側(cè)摩阻力要高于泥漿護(hù)壁鉆孔灌注樁[15]，Potyondy[16]通過(guò)幾百組模型試驗(yàn)對(duì)不同材料和不同土體之間的摩擦性質(zhì)進(jìn)行研究，歸納出各種材料與不同土體之間的摩擦角。參照上述文獻(xiàn)中所述經(jīng)驗(yàn)公式，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際土質(zhì)情況，取水泥土-黏性土接觸面摩擦系數(shù)μ=0.3，水泥土-砂土接觸面摩擦系數(shù)μ=0.39。ABAQUS程序中有限元建模整體網(wǎng)格劃分和竹節(jié)樁網(wǎng)格劃分如圖11所示。

圖11 整體模型及竹節(jié)樁網(wǎng)格示意圖Fig.11 Grid diagram of the whole model and nodular pile

4.3 計(jì)算結(jié)果

建模完成后，運(yùn)用ABAQUS軟件對(duì)受豎向荷載作用的靜鉆根植竹節(jié)樁進(jìn)行模擬計(jì)算。圖12為現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和ABAQUS模擬計(jì)算的Q-S曲線對(duì)比圖。

圖12 有限元計(jì)算與實(shí)測(cè)Q-S曲線對(duì)比Fig.12 Contrast between Q-S curves calculated by FEM and measured in-site ones

從圖12中可以看出，ABAQUS模擬所得Q-S曲線雖然與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的曲線有一定的差距，但是兩條曲線整體變化趨勢(shì)一致，模型樁也發(fā)生樁端刺入破壞。Q-S曲線對(duì)比結(jié)果說(shuō)明本文建立的ABAQUS模型是可靠的，可以用該方法對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁的荷載傳遞機(jī)制進(jìn)行研究。

4.4 破壞性靜載試驗(yàn)?zāi)M

為了進(jìn)一步驗(yàn)證本文建模方法的可靠性，使用上述建模方法對(duì)本文第1部分中破壞性靜載試驗(yàn)的竹節(jié)樁進(jìn)行建模計(jì)算。建模步驟與4.1節(jié)所述相同，采用竹節(jié)處直徑為 800 mm，樁身直徑為 600 mm（800（600）mm型）的竹節(jié)樁進(jìn)行建模計(jì)算。竹節(jié)樁-水泥土接觸面摩擦系數(shù) μ仍然取 0.65，結(jié)合實(shí)際地質(zhì)條件水泥土-黏性土接觸面摩擦系數(shù)μ=0.36，水泥土-砂性土接觸面摩擦系數(shù)μ=0.40。

圖13為破壞性靜載試驗(yàn)試樁實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與ABAQUS模擬計(jì)算所得的Q-S曲線對(duì)比圖。從圖中可以看出，模擬所得Q-S曲線與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的曲線的初始位移有一定的偏差，但曲線整體走向基本吻合，且后期曲線重合，極限承載力幾乎相同，驗(yàn)證本文建模方法的可靠性。

圖13 破壞性靜載試驗(yàn)有限元計(jì)算與實(shí)測(cè)Q-S曲線對(duì)比Fig.13 Contrast between Q-S curves calculated by FEM and measured in the destructive test

4.5 樁、水泥土荷載分擔(dān)比

圖14 不同荷載下竹節(jié)樁軸力沿樁身分布Fig.14 Axial force of nodular pile along pile shaft under different loads

圖15 不同荷載下水泥土軸力沿樁身分布及變截面處水泥土分布圖Fig.15 Axial force of cemented soil under different loads and sketch of cement soil on variable cross-section

圖16 樁身及水泥土在竹節(jié)處應(yīng)力突變示意圖(單位: kPa)Fig.16 Stress mutation on the node of nodular pile and cemented soil(unit: kPa)

由于現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)只在樁身埋設(shè)了應(yīng)力計(jì)，只測(cè)出了竹節(jié)樁樁身軸力隨深度的變化，沒(méi)有對(duì)樁周水泥土中的軸力進(jìn)行測(cè)試，而樁周水泥土作為組合樁的重要組成部分，對(duì)組合樁的荷載傳遞機(jī)制有著非常重要的影響。圖14、15分別為ABAQUS建模計(jì)算所得的竹節(jié)樁和樁周水泥土軸力沿樁身的分布圖。圖 16(a)、16(b)分別為竹節(jié)樁豎向應(yīng)力分布云圖與水泥土豎向應(yīng)力分布云圖，由于樁身長(zhǎng)度太長(zhǎng)，為了能夠清楚地顯示竹節(jié)處的應(yīng)力突變，圖16中只截取了樁身的一部分?？紤]到所模擬的竹節(jié)樁樁身較長(zhǎng)，而且竹節(jié)的存在使得有限元模擬計(jì)算時(shí)容易出現(xiàn)不收斂的情況，在計(jì)算時(shí)沒(méi)有限定計(jì)算步長(zhǎng)，從中挑出樁頂位移為20、40、57、70、100 mm這5步來(lái)分析竹節(jié)樁與樁周水泥土的荷載傳遞機(jī)制。從圖14中可以看到，模擬計(jì)算所得樁身軸力分布曲線與圖7現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)所得的樁身軸力分布曲線的走向以及斜率變化規(guī)律基本一致。從圖14中還可以看出，在樁身下部有竹節(jié)的地方樁身軸力減小幅度會(huì)突然增大，并且樁身軸力越大，這種現(xiàn)象越明顯。這很可能是因?yàn)橹窆?jié)處樁身截面積比較大，而且節(jié)點(diǎn)下面的水泥土?xí)?duì)竹節(jié)有一個(gè)向上的支持力。竹節(jié)處由于截面積的改變，還造成了竹節(jié)周邊一定范圍內(nèi)的應(yīng)力突變，從圖16(a)可以清楚地看到竹節(jié)節(jié)點(diǎn)附近發(fā)生的應(yīng)力突變情況。

從圖 15可以看出，水泥土中軸力與竹節(jié)樁軸力的分布不同。建模時(shí)荷載加載在竹節(jié)樁上，加載后水泥土受到樁向下的摩擦力，因此，樁身上部水泥土軸力沿著樁身逐漸增大；水泥土軸力值在20 m深處突然開(kāi)始減小，然后又開(kāi)始遞增，這是由于20 m處土層性質(zhì)發(fā)生改變，這與文獻(xiàn)[6]中所述土層改變會(huì)引起水泥土軸力走向發(fā)生改變一致；在樁頂位移為20 mm時(shí)水泥土軸力達(dá)到60 kN左右后基本維持不變，這是由于樁身軸力水平較小，樁身對(duì)水泥土的摩擦力也較小，水泥土軸力值較??；水泥土軸力在42 m深處突然增大，這是因?yàn)樵?2 m深度處開(kāi)始出現(xiàn)竹節(jié)樁，竹節(jié)樁樁身直徑為 600 mm，而水泥土直徑仍然為 850 mm，水泥土厚度增加使得軸力也相應(yīng)增加；在深度超過(guò)42 m以后，由于竹節(jié)的存在，水泥土中也出現(xiàn)了應(yīng)力突變的現(xiàn)象。由圖16(b)可以清楚地看出，水泥土應(yīng)力在節(jié)點(diǎn)處會(huì)發(fā)生突變，對(duì)水泥土應(yīng)力值進(jìn)行處理可以得到水泥土中軸力沿樁身逐漸減小。第1步加載時(shí)由于樁身軸力水平偏小，出現(xiàn)水泥土軸力隨著深度稍微有所增加的情況；樁端處預(yù)制樁直徑與上部管樁直徑相同，水泥土厚度又減小，其軸力值也隨之減小。

對(duì)比圖14、15，竹節(jié)樁與樁周水泥土的軸力值相差巨大，不屬于同一個(gè)數(shù)量級(jí)，說(shuō)明水泥土承擔(dān)的荷載比例幾乎可以忽略不計(jì)，與文獻(xiàn)[4]結(jié)論相符。因此，靜鉆根植竹節(jié)樁中樁周水泥土主要承擔(dān)傳遞荷載的作用，組合樁所受上部荷載主要由預(yù)制樁承擔(dān)，荷載在沿著樁身向下傳遞的同時(shí)，也逐步通過(guò)樁周水泥土傳遞到樁周土中，形成了竹節(jié)樁-水泥土、水泥土-樁周土的雙層應(yīng)力擴(kuò)散模型。而從破壞性靜載試驗(yàn)中可以看出，靜鉆根植竹節(jié)樁的承載性能比鉆孔灌注樁要好，這種擴(kuò)散模式使得土體能夠提供更大的側(cè)摩阻力。

4.5 樁、水泥土相對(duì)位移

靜鉆根植竹節(jié)樁要發(fā)揮其雙層應(yīng)力擴(kuò)散模型的前提是預(yù)制樁與樁周水泥土在受荷過(guò)程中不能在內(nèi)部發(fā)生破壞，需要滿足近似變形協(xié)調(diào)。圖17為預(yù)制樁與樁周水泥土沿樁身的位移曲線。建模時(shí)荷載施加在預(yù)制樁上，樁頂處預(yù)制樁位移與水泥土位移相差最大，隨著深度增加位移差逐漸減小并趨于穩(wěn)定，在逐級(jí)加載過(guò)程中，樁頂預(yù)應(yīng)力樁與水泥土位移差分別為 8.9%、6.9%、5.5%、5.1%、4.2%，由此可以說(shuō)明，靜鉆根植竹節(jié)樁樁身變形由預(yù)應(yīng)力竹節(jié)樁所控制，竹節(jié)樁與樁外圍水泥土近似變形協(xié)調(diào)。從圖17中還可以看出，在深度超過(guò)42 m，即預(yù)制樁變?yōu)橹窆?jié)樁后，竹節(jié)樁位移與樁周水泥土位移幾乎重合，說(shuō)明由于竹節(jié)的存在使得竹節(jié)樁相比于普通管樁與樁周水泥土的黏結(jié)效果更好。

圖17 竹節(jié)樁和水泥土位移曲線Fig.17 Settlement curves of nodular pile and cemented soil under different loads

4.6 靜鉆根植竹節(jié)樁與灌注樁承載性能對(duì)比

破壞性靜載試驗(yàn)中對(duì)直徑為800 mm的鉆孔灌注樁與鉆孔直徑為 700 mm的靜鉆根植竹節(jié)樁和1000 mm鉆孔灌注樁與850 mm靜鉆根植樁進(jìn)行了對(duì)比試驗(yàn)，為了研究相同直徑的兩種樁的承載性能，用ABAQUS對(duì)兩種樁進(jìn)行建模計(jì)算。文中4.4節(jié)已經(jīng)證明本文所用建模方法可以比較好地模擬靜鉆根植竹節(jié)樁的豎向受荷過(guò)程，對(duì)直徑為800、1000 mm的灌注樁分別進(jìn)行模擬，Q-S對(duì)比曲線如圖18、19所示。從兩圖中可以看出，有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果基本吻合，說(shuō)明本文所用有限元建模方法也可以比較有效地模擬鉆孔灌注樁的豎向受荷試驗(yàn)。

將模型中的1000 mm鉆孔灌注樁改成850 mm的鉆孔灌注樁，樁身參數(shù)、土體參數(shù)以及樁土接觸面性質(zhì)等都不變進(jìn)行建模計(jì)算。將計(jì)算結(jié)果與850 mm靜鉆根植竹節(jié)樁進(jìn)行對(duì)比，Q-S對(duì)比曲線如圖20所示。從圖中可以看出，靜鉆根植樁與鉆孔灌注樁的Q-S曲線走向大體一致，但靜鉆根植樁極限承載力比鉆孔灌注樁的極限承載力大。

圖18 800 mm灌注樁有限元計(jì)算與實(shí)測(cè)Q-S曲線對(duì)比Fig.18 Contrast between Q-S curves of 800 mm bored pile calculated by FEM simulation and measured in-site ones

圖19 1000 mm灌注樁有限元計(jì)算與實(shí)測(cè)Q-S曲線對(duì)比Fig.19 Contrast between Q-S curves of 1000 mm bored pile calculated by FEM simulation and measured in-site ones

圖20 850 mm灌注樁和靜鉆根植竹節(jié)樁有限元計(jì)算Q-S曲線對(duì)比Fig.20 Contrast of Q-S curves between 850 mm bored pile and nodular pile in FEM simulation

為了進(jìn)一步研究靜鉆根植樁與鉆孔灌注樁的荷載傳遞機(jī)制，分別選取沿著樁長(zhǎng)的樁身應(yīng)力值，并進(jìn)行轉(zhuǎn)換后得到樁身軸力值如圖 21所示。從圖中可以看出，靜鉆根植竹節(jié)樁樁頂處軸力值比鉆孔灌注樁高，而樁端軸力值卻比鉆孔灌注樁小，說(shuō)明靜鉆根植樁所受樁側(cè)摩阻力比鉆孔灌注樁所受側(cè)摩阻力大，而兩根樁樁周土性質(zhì)完全相同，樁徑也相同，說(shuō)明靜鉆根植竹節(jié)樁中水泥土與樁周土體接觸面的摩擦性質(zhì)相比灌注樁與樁周土接觸面的摩擦性質(zhì)要好。

圖21 鉆孔灌注樁與靜鉆根植竹節(jié)樁軸力沿樁身分布Fig.21 Axial force of bored pile and nodular pile along pile shaft

5 結(jié) 論

（1）在軟土地區(qū)，靜鉆根植竹節(jié)樁這種新型組合樁的承載力比普通鉆孔灌注樁要高。

（2）靜鉆根植竹節(jié)樁集合了水泥土樁側(cè)摩阻力大與預(yù)應(yīng)力管樁樁身強(qiáng)度大的優(yōu)點(diǎn)。組合樁所受上部荷載主要由預(yù)制樁承擔(dān)，在荷載沿樁身向下傳遞的同時(shí)，也逐步通過(guò)樁周水泥土傳遞到樁周土中，形成了竹節(jié)樁-水泥土、水泥土-樁周土的雙層應(yīng)力擴(kuò)散模型。這種荷載傳遞方式既保證了樁身強(qiáng)度，又使得樁側(cè)摩阻力能夠得到充分發(fā)揮。

（3）靜鉆根植竹節(jié)樁樁身變形由預(yù)制樁所控制，在逐級(jí)加載過(guò)程中，預(yù)應(yīng)力樁與水泥土最大位移差位移差分別為8.9%、6.9%、5.5%、5.1%、4.2%，竹節(jié)樁與樁周水泥土近似變形協(xié)調(diào)。

（4）竹節(jié)樁竹節(jié)的存在對(duì)組合樁承載性能有著極其重要的作用，組合樁樁身軸力在經(jīng)過(guò)竹節(jié)時(shí)減小幅度會(huì)突然增大，而預(yù)應(yīng)力樁-水泥土相對(duì)位移在竹節(jié)段迅速減小，樁、水泥土位移曲線幾乎重合。

（5）根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)，在軟土中靜鉆根植樁側(cè)摩阻力是灌注樁側(cè)摩阻力的1.05～1.10倍。

[1]HORIGUCHI T,KARKEE M B.Load tests on bored PHC nodular piles in different ground conditions and the bearing capacity based on simple soil parameters[J].Proceedings of Technical Report of Japanese Architectural Society,1995,(1): 89－94.

[2]KARKEE M B,KANAI S,HORIGUCHI T.Quality Assurance in bored PHC nodular piles through control of design capacity based on loading test data[C]//Proceedings of the 7th International Conference and Exhibition,Piling and Deep Foundations.Vienna: [s.n.],1998.

[3]HONDA T,HIRAI Y,SATO E.Uplift capacity of belled and multi-belled piles in dense sand[J].Soils and Foundations,2011,51(3): 483－496.

[4]董平.混凝土芯水泥土攪拌樁荷載傳遞機(jī)制研究[博士學(xué)位論文 D].廣州: 中國(guó)科學(xué)院廣州地球化學(xué)研究所,2004.

[5]吳邁.混凝土芯水泥土樁單樁豎向承載性狀研究與可靠度分析[博士學(xué)位論文D].天津: 天津大學(xué),2008.

[6]劉漢龍,任連偉,鄭浩,等.高噴插芯組合樁荷載傳遞機(jī)制足尺模型試驗(yàn)研究[J].巖土力學(xué),2010,31(5):1395－1401.LIU Han-long,REN Lian-wei,ZHENG Hao,et al.Full-scale model test on load transfer mechanism for jet grouting soil-cement-pile strengthened pile[J].Rock and Soil Mechanics,2010,31(5): 1395－1401.

[7]任連偉,劉漢龍,張華東,等.高噴插芯組合樁承載力計(jì)算及影響因素分析[J].巖土力學(xué),2010,31(7): 2219－2225.REN Lian-wei,LIU Han-long,ZHANG Hua-dong,et al.Bearing capacity calculation and influence factors analysis of jet grouting soil-cement-pile strengthened pile[J].Rock and Soil Mechanics,2010,31(7): 2219－2225.

[8]中國(guó)建筑科學(xué)研究院.JGJ106－2003 建筑樁基檢測(cè)技術(shù)規(guī)范[S].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2003.

[9]董金榮,林勝天,戴一鳴.大口徑鉆孔灌注樁荷載傳遞性狀[J].巖土工程學(xué)報(bào),1994,16(6): 123－131.DONG Jin-rong,LIN Sheng-tian,DAI Yi-ming.The load transfer behavior of large diameter cast-in-situ pile in crushed pebble stratum[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,1994,16(6): 123－131.

[10]張忠苗.樁基工程[M].北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2007: 72－84.

[11]費(fèi)康,張建偉.ABAQUS在巖土工程中的應(yīng)用[M].北京:中國(guó)水利水電出版社,2009.

[12]黃鶴,張俐,楊曉強(qiáng).水泥土材料力學(xué)性能的試驗(yàn)研究[J].太原理工大學(xué)學(xué)報(bào),2000,36(6): 705－709.HUANG He,ZHANG Li,YANG Xiao-qiang.Experimental study of the mechanical properties of the cement soil material[J].Taiyuan University of Technology,2000,36(6): 705－709.

[13]RANDOLPH M F,WORTH C P.Application of the failure state in undrained simple shear to the shaft capacity of driven piles[J].Geotechnique,1981,31(1):143－157.

[14]許宏發(fā),吳華杰,郭少平.樁土接觸面單元參數(shù)分析[J].探礦工程,2002,(5): 10－12.XU Hong-fa,WU Hua-jie,GUO Shao-ping.Study on the parameters of pile soil contact surface element[J].Exploration Engineering,2002,(5): 10－12.

[15]鄭剛,姜忻良.水泥攪拌樁復(fù)合地基承載力研究[J].巖土力學(xué),1999,20(3): 46－50.ZHENG Gang,JIANG Xin-liang.Research on the bearing capacity of cement treated composite foundation[J].Rock and Soil Mechanics,1999,20(3): 46－50.

[16]POTYONDY J G.Skin friction between various soils and construction materials[J].Geotechnique,1961,11(4):339－353

[17]KARKEE M B,HORIGUCHI T,KISHIDA H.Limit state formulation for the vertical resistance of bored PHC nodular piles based on field load test results[C]//Eleventh Asian Regional Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering.Seoul: Kluwer Academic Publishers,1999: 237－240.