周威，包華,2*，彭杰，洪俊青

(1.南通大學(xué)交通與土木工程學(xué)院，南通 226019；2.江蘇勁樁巖土科技有限公司，南通 226000)

中國沿江、沿海地區(qū)廣泛分布著軟土，軟土具有強度低、壓縮性高、滲透性差等缺點，傳統(tǒng)工程樁型很難有效、經(jīng)濟(jì)地滿足工程建設(shè)對承載力和沉降的要求。勁擴(kuò)復(fù)合樁是近年來出現(xiàn)并發(fā)展一種新工藝，它是由剛性樁和外包水泥土組成的組合截面構(gòu)件，通過在水泥土攪拌樁初凝前同心插入剛性樁，形成具有擴(kuò)體形態(tài)和力學(xué)特性的一種復(fù)合樁型[1]。

勁擴(kuò)復(fù)合樁是勁性復(fù)合理論[2]和夯擴(kuò)工藝技術(shù)的有效結(jié)合，目前有關(guān)勁擴(kuò)復(fù)合樁的研究較少。關(guān)于勁性復(fù)合理論樁型多方學(xué)者進(jìn)行了試驗探究：凌光容等[3]通過對45根原型樁進(jìn)行現(xiàn)場和室內(nèi)模型試驗對比，初步掌握勁性復(fù)合樁的受力特性、設(shè)計和施工方法。肖昭然等[4]通過現(xiàn)場試驗和理論分析，探討了泥土攪拌墻(soil mixing wall，SMW)工法樁的受力特性。俞建霖等[5]通過數(shù)值模擬分析，進(jìn)一步研究砼芯水泥土樁的沉降影響因素及荷載傳遞特性。朗德伸等[6]、Wonglert等[7]通過現(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬相結(jié)合，對不同參數(shù)下的管樁水泥土復(fù)合樁承載特性進(jìn)行研究。李丹等[8]針對混凝土芯水泥土攪拌樁群樁承載特性進(jìn)行了室內(nèi)模型試驗。宦雯等[9]通過現(xiàn)場靜載試驗，提出了管樁內(nèi)芯勁性復(fù)合樁樁身破壞模式及樁身極限承載力設(shè)計計算方法。李立業(yè)[10]、劉維等[11]、閆南等[12]通過現(xiàn)場載荷試驗結(jié)合數(shù)值模擬分析，提出勁性復(fù)合樁單樁極限承載力計算算公式及預(yù)測模型。上述研究為勁擴(kuò)復(fù)合樁的研究打下了理論基礎(chǔ)。

根據(jù)勁擴(kuò)復(fù)合樁的芯樁長度(lcp)與水泥土樁長度(lcs)的關(guān)系可以分為長芯樁(lcp>lcs)、等芯樁(lcp≈lcs)、短芯樁(lcp

1 現(xiàn)場試驗概況

1.1 試驗場地工程地質(zhì)概況

試驗場地15 m×12 m，位于江蘇省南通市平潮鎮(zhèn)花壩村，地處長江下游三角洲平原北翼，地貌形態(tài)單一。根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)勘探資料，地基土除表層素填土外，均屬于第四紀(jì)全新世長江沖積層，地質(zhì)剖面圖如圖1所示?，F(xiàn)場各土層物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示。

表1 土層分布和土體物理力學(xué)指標(biāo)

圖1 試驗場地地質(zhì)剖面圖

1.2 試樁參數(shù)及試驗內(nèi)容

為確保試驗數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性開展了重復(fù)試驗。試驗共6根試樁，2根混凝土灌注樁，2根管樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁，2 根灌注樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁?；炷凉嘧恫捎媚酀{護(hù)壁水鉆孔工藝，樁徑850 mm，樁長12.0 m；兩種類型勁擴(kuò)復(fù)合樁外樁均為水泥土樁，采用SJW125單軸深層高壓旋噴攪拌機(jī)，干噴工藝，摻灰量15%，樁徑850 mm，樁長12.0 m；管樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁內(nèi)芯采用靜壓沉樁工藝，樁徑400 mm，樁長12.0 m；灌注樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁內(nèi)芯采用柱錘內(nèi)夯沉管澆筑工藝，樁徑420 mm，樁長12.0 m。試樁設(shè)計參數(shù)如表2所示。

表2 試樁設(shè)計參數(shù)

為深入研究勁擴(kuò)復(fù)合樁豎向抗壓承載發(fā)揮特性，在樁身布置鋼筋應(yīng)力計和傳感光纖，輔助測試樁身的應(yīng)力分布情況。在灌注樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁內(nèi)芯樁內(nèi)埋設(shè)JTM-V1000正弦式鋼筋應(yīng)力計，每樁鋼筋應(yīng)力計設(shè)置在各土層交界面處，共6個截面，每個截面布置3個，呈120°布置，在灌注樁內(nèi)芯樁側(cè)壁及水泥土中部位置埋入傳感光纖；在管樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁內(nèi)芯樁側(cè)壁及水泥土中部位置埋入傳感光纖。測量設(shè)備布置如圖2所示。

圖2 樁身測量設(shè)備分布圖

2 單樁靜載試驗

2.1 荷載分級

試驗采取慢速維持荷載法，加、卸載方式依照《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014)相關(guān)規(guī)定[13]進(jìn)行：加載分級時，分級荷載取預(yù)估極限荷載的1/10，其中第一級加載量取分級荷載的兩倍，加載至樁頂位移達(dá)到40 mm或100 mm停止加載；卸載分級時，每級卸載量取加載時分級荷載的兩倍。

2.2 試驗結(jié)果

每次加載后測讀時間為5、15、30、45、60 min，以后每隔30 min測讀一次，直至樁頂沉降量達(dá)到相對穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)，進(jìn)行下一級加載。卸載為加載級數(shù)的一半，每級卸載測讀1 h，按5 min、15 min、30 min、60 min進(jìn)行測讀，即可卸下一級荷載。荷載卸至零時的測讀時間為 5、15、30、60、90、120、150、180 min。試驗樁的單樁極限承載力及沉降見表3。

表3 試驗樁的單樁豎向極限承載力及沉降

6根試樁中，勁擴(kuò)復(fù)合樁的單樁豎向承載力明顯高于同直徑混凝土灌注樁，約為其極限承載力的1.39～1.69倍，其中灌注樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁單樁豎向承載力最優(yōu)，是管樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁的1.22倍；兩類型勁擴(kuò)復(fù)合樁達(dá)到承載力極限所對應(yīng)的沉降量相當(dāng)，略高于同直徑混凝土灌注樁。

2.3 試驗結(jié)果分析

圖3為現(xiàn)場靜載試驗得到的載荷-沉降(Q-S)曲線圖?？梢钥闯?，混凝土灌注樁(CZ-1、CZ-2)的Q-S曲線呈“緩降”型，試樁達(dá)到承載力極限時，傳遞到樁端土層的荷載大于樁端承載力極限時，發(fā)生樁端刺入破壞。管樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁(PZ-1、PZ-2)Q-S曲線總體呈“緩降”型，表現(xiàn)為大直徑樁的承載特性，但在達(dá)到極限荷載時，沉降急劇增大，結(jié)合對其樁身后期檢查和小應(yīng)變檢測分析，發(fā)現(xiàn)樁頭壓碎是沉降急劇增大的主因。灌注樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁(SZ-1、SZ-2)曲線呈“緩降”型，表現(xiàn)為大直徑樁的承載特性，當(dāng)試樁達(dá)到承載力極限時，沉降平緩，說明在達(dá)到承載力極限時芯樁和水泥土樁整體能夠有效地協(xié)同工作。

圖3 Q-S曲線圖

從承載力角度分析，兩類勁擴(kuò)復(fù)合樁的單樁豎向極限承載力約為同直徑鉆孔灌注樁的1.39～1.69倍，灌注樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁承載力最優(yōu)。從破壞模式分析，兩類勁擴(kuò)復(fù)合樁的Q-S曲線均呈“緩降”型，表現(xiàn)出大直徑樁的承載特性，說明芯樁和水泥土可以有效地協(xié)同工作，尤其是灌注樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁，其“芯樁-水泥土”結(jié)合面可以更有效地保證勁擴(kuò)復(fù)合樁的整體協(xié)同工作。國內(nèi)相關(guān)學(xué)者研究表明，“芯樁-水泥土”結(jié)合面可以提供足夠的抗剪強度以保證樁體整體協(xié)同工作[9-10]，與本文分析結(jié)果相符。因此，著重對“水泥土-樁側(cè)土”結(jié)合面之間的變形協(xié)調(diào)機(jī)理進(jìn)行研究。

3 勁擴(kuò)復(fù)合樁樁身軸力

由于現(xiàn)場施工以及技術(shù)問題，傳感光纖未能形成有效數(shù)據(jù)。因此，本文根據(jù)SZ-1、SZ-2所測數(shù)據(jù)，對勁擴(kuò)復(fù)合樁豎向抗壓承載特性進(jìn)行研究。通過計算可知，SZ-1、SZ-2不同樁身軸力分布規(guī)律相似。以SZ-1為例，如圖4所示，隨著深度的增加，樁身軸力逐漸減小，整體表現(xiàn)為上部樁身軸力衰減較慢、中間衰減較快，底部衰減趨于平緩；上部荷載向下傳遞的過程中，荷載主要由樁側(cè)阻力承擔(dān)。因此，著重對勁擴(kuò)復(fù)合樁樁側(cè)阻力發(fā)揮特性展開研究。

圖4 樁身軸力-深度曲線圖

4 勁擴(kuò)復(fù)合樁樁身側(cè)阻力

4.1 樁身側(cè)阻力計算方法

試驗中，鋼筋應(yīng)力計是安裝在灌注樁內(nèi)芯內(nèi)部，所測量值是內(nèi)芯樁的受力情況，但是由于水泥土的彈性模量與內(nèi)芯樁的材料模量相差數(shù)百倍，因此可以忽略水泥土的軸向承壓能力，只考慮利用其抗剪強度傳遞作用[10]。如圖5所示，取一樁的分析單元，假定同一截面處芯樁和水泥土環(huán)樁的單位側(cè)阻力相等，即有

圖5 樁單元內(nèi)力圖

U1qs1i=U2qs2i

(1)

式(1)中：U1、U2分別為勁擴(kuò)復(fù)合樁在此截面處的周長；qs1i、qs2i分別為勁擴(kuò)復(fù)合樁的單位側(cè)阻力；i為樁檢測斷面順序號，i=1，2，…，n,并自樁頂從小到大排列。

根據(jù)《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014)規(guī)定[13]，通過相鄰兩斷面之間的軸力差結(jié)合樁身參數(shù)可計算不同位置樁側(cè)土的平均側(cè)阻力值，計算公式為

(2)

式(2)中:qsi為第i斷面與第i+1斷面間側(cè)阻力；u為樁身周長，m；li為第i斷面和第i+1層斷面之間的樁長，m。

4.2 計算結(jié)果分析

根據(jù)圖4各點位測得的樁身軸力數(shù)據(jù)，通過式(1)和式(2)計算得灌注樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁各點位樁側(cè)阻力值，如圖6所示。

圖6 樁側(cè)阻力沿深度的變化曲線

(1)樁身側(cè)阻力發(fā)揮具有異步性，樁身上部側(cè)阻力先于下部發(fā)揮。加載初期，荷載主要由樁身上部側(cè)阻力承擔(dān)。隨著上部荷載的增加，樁身上部側(cè)阻力完全發(fā)揮并趨于穩(wěn)定，樁頂荷載逐步向下傳遞，樁身下部側(cè)阻力開始發(fā)揮作用。

(2)試樁樁側(cè)阻力沿深度方向呈現(xiàn)出中間大兩端小，并在中部土層樁側(cè)阻力達(dá)到峰值。芯樁的插入使樁身剛度變大，樁身整體壓縮量變小，改變了水泥土樁與土體之間的變形協(xié)調(diào)，使得樁土之間相對位移增大，試樁樁側(cè)阻力提高。

(3)試樁樁側(cè)發(fā)生不同程度側(cè)阻力軟化。樁身上部側(cè)阻力達(dá)到峰值后，其值隨著上部荷載的增加而逐漸減小，最后維持在一個殘余強度。樁側(cè)阻力軟化程度隨荷載的增加而增加，軟化程度越高樁身下部側(cè)阻力越不易完全發(fā)揮，在一定程度上導(dǎo)致樁承載力降低。因此，在承載力計算時應(yīng)考慮承樁身下部摩阻力折減。

(4)SZ-2在中部土層位置出現(xiàn)負(fù)摩阻力。初步分析認(rèn)為，樁體在施工過程中的擾動導(dǎo)致原有土體結(jié)構(gòu)破壞，成樁后樁周土發(fā)生固結(jié)沉降，對樁體產(chǎn)生下拉荷載，雖然這一負(fù)摩阻力被樁身下端的正摩阻力所抵消，但是在實際應(yīng)用中會降低樁身承載力。因此，在施工過程中應(yīng)避免對樁側(cè)土的擾動。

4.3 樁側(cè)阻力發(fā)揮特性

表4、表5為圖6中極限狀態(tài)下樁側(cè)阻力計算值與地質(zhì)勘查報告中樁側(cè)阻力經(jīng)驗值的對比情況，由表4、表5可知，樁身各土層側(cè)阻力發(fā)揮程度并不完全相同，但是各土層側(cè)阻力分布的規(guī)律大體一致。從整體來看，除樁身底部側(cè)摩阻力及樁身負(fù)摩阻力出現(xiàn)位置，勁擴(kuò)復(fù)合樁樁側(cè)阻力計算值與勘察報告中預(yù)制樁及灌注樁側(cè)阻力經(jīng)驗值的比值平均值分別為1.54～2.31和1.67～2.50。勁擴(kuò)復(fù)合樁之所以有較高的側(cè)阻力，結(jié)合勁擴(kuò)復(fù)合樁施工工藝，有以下幾個原因。

表4 SZ-1樁極限側(cè)阻力對比

表5 SZ-2樁極限側(cè)阻力對比

(1)水泥土擠密擴(kuò)散效應(yīng)。水泥土樁施工攪拌過程中具有一定的噴漿壓力，會在水泥土樁和樁周土層之間形成一個擴(kuò)散層，使得水泥土樁-土結(jié)合面形成一種以機(jī)械互鎖為主的界面粘結(jié)機(jī)制；在柱錘夯沉管澆筑過程中，對水泥土樁的擠密效應(yīng)使得水泥土樁徑向擴(kuò)張，提高了擴(kuò)散層的界面粘結(jié)強度；擠密擴(kuò)散層的存在加固了樁側(cè)土體，改變了水泥樁-土結(jié)合面，使勁擴(kuò)復(fù)合樁獲得較高樁側(cè)阻力。

(2)水泥土重組強化效應(yīng)。水泥土通過機(jī)械攪拌，將原有的土體和水泥以一定比例混合重組固化；同時通過插入芯樁，對周圍的水泥土樁產(chǎn)生擠壓作用，使得水泥土進(jìn)一步加密，形成較致密和強度較高的水泥土樁。強度較高的水泥土樁能夠有效地將芯樁上部荷載傳遞到樁周土體中，形成強-中-弱剛度漸變的結(jié)構(gòu)，等效擴(kuò)大了樁的有效直徑，提高了勁擴(kuò)復(fù)合樁的豎向承載力。

5 結(jié)論

(1)兩種類型勁擴(kuò)復(fù)合樁單樁豎向承載力明顯優(yōu)于同直徑混凝土灌注樁，約為其極限承載力的1.39～1.69倍，其中以灌注樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁的承載力最高；兩種勁擴(kuò)復(fù)合樁單樁承載力極限狀態(tài)下的樁頂沉降為26 mm左右，略高于同直徑混凝土灌注樁。

(2)兩種類型勁擴(kuò)復(fù)合樁破壞方式相似。排除勁擴(kuò)復(fù)合樁樁頭壓碎破壞的影響，勁擴(kuò)復(fù)合樁Q-S曲線呈“緩降”型，表現(xiàn)出大直徑樁的承載特性特性。灌注樁內(nèi)芯勁擴(kuò)復(fù)合樁在達(dá)到承載力極限時，樁身沉降更為穩(wěn)定。

(3)勁擴(kuò)復(fù)合樁側(cè)阻力計算值與預(yù)制樁及灌注樁樁側(cè)阻力經(jīng)驗值的比值平均值為1.54～2.50。水泥土擠密擴(kuò)散效應(yīng)和水泥土重組強化效應(yīng)的存在，加固了樁側(cè)土體，改變了樁-土結(jié)合面，等效擴(kuò)大了樁的有效直徑，從而使勁擴(kuò)復(fù)合樁獲得較高的側(cè)阻力。