韓高孝，錢重昌

(蘭州交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730070)

目前采用單樁豎向承載力計算式所得的樁基承載力與靜載試驗所得結(jié)果往往存在一定誤差。造成誤差的原因是多方面的，其中樁側(cè)摩阻力的取值是一個重要因素。眾多學(xué)者對樁側(cè)摩阻力進行了研究，張忠苗等[1]利用預(yù)埋鋼筋應(yīng)力計和滑動測微計進行強夯加固后軟弱土地基的樁身應(yīng)力應(yīng)變測試，分析了彈性模量隨樁身應(yīng)變的變化關(guān)系，研究了不同荷載作用下的樁側(cè)摩阻力分布規(guī)律、樁側(cè)摩阻力隨樁頂沉降的發(fā)揮性狀；宋兵[2]總結(jié)了影響樁基側(cè)摩阻力的因素：樁土界面強度、土體強度、土的剪脹、剪縮特性、樁土共同體的剛度、不同土層側(cè)阻力及端阻力發(fā)揮不同步；王紅梅等[3]研究發(fā)現(xiàn)不同含水率、不同土壤類型的土層都存在界面效應(yīng)；袁時雨[4]在現(xiàn)場試驗與室內(nèi)試驗的基礎(chǔ)上，分析樁基礎(chǔ)在不同入土深度工況下軸力、側(cè)摩阻力的分布特征，發(fā)現(xiàn)樁側(cè)摩阻力過渡帶出現(xiàn)的位置恰好為挖填交界面處，過渡帶上下側(cè)的樁基側(cè)摩阻力發(fā)生較大變化；耿功巧等[5]通過數(shù)值模擬方法，賦值上下土層不同的彈性模量，研究了在上軟下硬和上硬下軟地層條件下超前滯后深度的影響；王遇國等[6]研究了樁在不同荷載作用下的樁側(cè)摩阻力及端阻力分布規(guī)律，樁側(cè)摩阻力隨樁土相對位移的發(fā)揮性狀；趙春風(fēng)等[7]研究了不同樁端注漿量對樁身側(cè)摩阻力值大小的影響；王旭等[8]探討了現(xiàn)場試驗樁底持力層為礫卵石層時樁底灌漿鉆孔灌注樁的承載特性，樁側(cè)摩阻力較常規(guī)樁提高2 倍；陳維家等[9]通過靜力觸探對成層土進行模型試驗，取得了成層土界面效應(yīng)的規(guī)律性；高廣運等[10]研究了大直徑擴底樁承載力隨持力層厚度的增加而增大，且在持力層厚度較小時持力層厚度的變化對承載力和樁端阻力影響顯著；楊劍等[11]采用有限元法分別模擬了豎向和水平向荷載作用下單樁基礎(chǔ)的承載性狀；鄒海峰[12]運用多功能孔壓靜力觸探（CPTU）原位測試不同土體的樁基承載力；羅小艷等[13]基于統(tǒng)一強度理論和圓孔擴張理論對管樁的擠土效應(yīng)進行分析，探討了中間主應(yīng)力對管樁擠土效應(yīng)的影響程度；Ait 等[14]對樁基土體參數(shù)進行數(shù)值分析，得出土體對樁基承載力的影響規(guī)律；林驍騁等[15]采用有限元法建立三維數(shù)值模型，研究受邊載和水平荷載共同作用下超長樁樁側(cè)負摩阻力增強規(guī)律；何智敏等[16]針對CPTU 錐尖阻力與側(cè)摩阻力數(shù)據(jù)與試樁資料中的單位樁端阻力與單位樁側(cè)摩阻力進行對比分析，以修正后的參數(shù)為基礎(chǔ)，更真實地預(yù)測了單樁承載力。

綜上可見，土層交界面會影響側(cè)摩阻力的分布，而現(xiàn)有計算方法中沿樁身方向樁側(cè)摩阻力均按單層土條件進行取值，未考慮土層交界面的影響。因此，本文通過現(xiàn)場試驗對樁在填土和原狀土層交界處的側(cè)摩阻力、原狀土不同土層交界面的側(cè)摩阻力進行分析，在此基礎(chǔ)上利用有限元軟件模擬“上軟下硬”土層和“上硬下軟”土層中樁側(cè)摩阻力的變化差異，為進一步深入研究土層交界面對側(cè)摩阻力的影響提供支撐。

1 工程概況

某新建物流園位于濕陷性黃土地區(qū)，場地以填方為主，填筑厚度為4～6 m，填筑完成后進行站場集裝箱作業(yè)區(qū)場坪硬化，集裝箱作業(yè)區(qū)內(nèi)需設(shè)置起重設(shè)施，為保證起重設(shè)施安全、平穩(wěn)運行，在其下方設(shè)置樁基礎(chǔ)，采用機械鉆孔灌注而成，樁徑1.1 m（圖1），樁長20 m，持力層為粗圓礫石土，樁端進入持力層2～3 m。

圖1 樁基縱斷面Fig.1 Vertical-sectional of pile foundation

樁身范圍內(nèi)土層（圖1）從上往下依次劃分為：人工填土，厚度4～6 m，以黃土、砂土為主，土壤濕潤且密實，土工試驗測得極限側(cè)阻力標準值Pski=20 kPa；沖積黏質(zhì)黃土，厚度12～13 m，土質(zhì)較均勻，硬塑，測得的極限側(cè)阻力標準值Pski=20 kPa；石英巖、花崗巖為主粗圓礫土，厚度7 m，稍濕～飽和，中密，極限側(cè)阻力標準值Pski=135 kPa。

2 單樁豎向靜載試驗

對進行靜載試驗的樁基，從樁頂以下1m 起，沿鋼筋籠兩側(cè)主筋對稱布設(shè)鋼筋計，間距1m，共布設(shè)19 層38 個（圖2）。進行靜載試驗前，將4 個位移計對稱安裝在樁頂。試驗采用分級加載、慢速維持荷載法，最大加載量為設(shè)計載荷量1 000 kN。采用RS-JYC 樁基靜載荷測試系統(tǒng)自動加載記錄，用鋼筋應(yīng)力計記錄樁內(nèi)主筋受力。試驗平臺見圖3。

圖2 鋼筋應(yīng)力計沿樁深布置Fig.2 Arrangement of reinforcement stress gauges along the pile depth

圖3 樁基試驗現(xiàn)場Fig.3 Pile foundation test site

2.1 靜載試驗測試結(jié)果

通過測得不同荷載下樁身的鋼筋應(yīng)力數(shù)據(jù)，計算不同位置的樁側(cè)摩阻力（圖4）。由圖4 可知，在樁端附近和距樁頂4～5 m、17～18 m 處的樁側(cè)摩阻力較大，這些位置存在土層交界面。在樁深10～11 m 處勘探得地下水位，此處同樣有側(cè)摩阻力急劇增大的現(xiàn)象，究其原因，是因為土層在受水浸潤狀態(tài)下會改變其物理力學(xué)參數(shù)和性能。摩阻力突變的范圍均在樁身豎向1～2 m 范圍內(nèi)。在加載到最終設(shè)計荷載時，第1 個土層交界面處的側(cè)摩阻力將樁身側(cè)摩阻力提升了17%～20%，第2 個土層交界面處的側(cè)摩阻力將樁身側(cè)摩阻力提升了18%～20%。

圖4 樁側(cè)摩阻力分布規(guī)律Fig.4 Distribution law of pile side friction resistance

2.2 土層交界面應(yīng)力集中現(xiàn)象理論分析

樁在承受豎向荷載后，樁體發(fā)生側(cè)向擠壓變形（測得試驗樁壓縮量占樁頂位移的46%），從而對土體施加水平力，土層交界面處土體同樣也受到側(cè)向壓力（圖5（a））。由于土層交界面兩側(cè)土體剛度不同（變形模量不同），根據(jù)材料在相同應(yīng)力下不連續(xù)的應(yīng)力集中理論，土層交界面及其附近會產(chǎn)生反向應(yīng)力集聚現(xiàn)象（見圖5（b）），即在軟、硬土層交界（材料突變）處表現(xiàn)出局部應(yīng)力急劇增大的現(xiàn)象，而在稍遠的地方，應(yīng)力迅速降低趨于平均。根據(jù)作用力與反作用力的關(guān)系，樁在土層交界面處所受水平向荷載也相應(yīng)增大，從而導(dǎo)致樁側(cè)摩阻力增大。試驗測得樁在土層交界面間的摩阻力達到43 kPa，遠大于通過靜力觸探試驗得到的單一土質(zhì)極限側(cè)摩阻力（20 kPa），驗證了上述理論分析。

圖5 土層交界面土體應(yīng)力分析Fig.5 Analysis of soil stress at the interface of soil layers

分析土層交界面應(yīng)力集中的原因為：土層交界面處土層受到樁同等側(cè)向擠壓時，排除的空間必須被周圍土體孔隙的減少（即壓縮）所平衡。在土層彈性模量相對較小時，只須較小范圍的彈塑性壓縮就能補償樁側(cè)向擠壓所排除的空間，故應(yīng)力增幅影響范圍h1較小。而在硬土層受到同等幅度擠壓后，壓縮補償所需要的空間補償大，故土層應(yīng)力增幅影響范圍h2較大。

2.3 土層交界面的側(cè)摩阻力比較

統(tǒng)計兩個土層交界面的平均側(cè)摩阻力并進行比較。由圖6 可知，隨著荷載的增加，上下兩個土層交界面處側(cè)摩阻力比值呈減小趨勢，并在最后一級荷載作用后，比值接近于1。

圖6 兩個土層交界面處側(cè)摩阻力比值隨荷載變化Fig.6 Ratio of lateral friction resistance at the interface of two soil layers varying with load

因為兩個土層交界面處的側(cè)摩阻力數(shù)值及變化幾近相同，故選取樁頂以下17～18 m 處的土層交界面處的側(cè)摩阻力與單一土體側(cè)摩阻力進行對比（圖7）?？梢姡涸诤奢d施加過程中，土層交界面處的側(cè)摩阻力和單一土體側(cè)摩阻力的比值呈現(xiàn)階梯式增長，土層交界面的側(cè)摩阻力發(fā)揮效應(yīng)能力不斷增大。加載過程中，土層交界面附近的樁側(cè)摩阻力約為單一土層樁側(cè)摩阻力的2～6 倍。

圖7 土層交界面?zhèn)饶ψ枇ο啾葐我煌翆拥脑鲩LFig.7 Increase of the lateral friction resistance of the soil layer interface compared to a single soil layer

隨著樁頂位移的增加，單一土層的樁側(cè)摩阻力呈緩慢線性增長；而土層交界面的側(cè)摩阻力急劇變化，呈指數(shù)上升趨勢。在試樁樁頂豎向沉降量不到0.6 mm 時，樁頂位移與土層交界面?zhèn)饶ψ枇﹃P(guān)系曲線斜率較??；在0.6～0.7 mm 處有應(yīng)力上升的趨勢，在0.7～0.8 mm 位移變化過程中應(yīng)力曲線急劇上升。

試驗數(shù)據(jù)上升趨勢與應(yīng)力集中理論相符，即隨著荷載的不斷施加，樁側(cè)圍壓上升。材料突變處應(yīng)力集聚上升，其他點的應(yīng)力相對較小、增加緩慢。

3 樁靜載試驗數(shù)值模擬

由于現(xiàn)場試驗的局限性，本文利用有限元軟件進行現(xiàn)場試驗數(shù)值模擬，通過改變土層交界面上下兩側(cè)土體參數(shù)進一步開展研究。模型采用同時關(guān)于x、y方向?qū)ΨQ的1/4 模型，可有效減少運算時間，并對土體邊界面分別添加對稱邊界約束。土層交界面采用上表面-下表面綁定約束。樁土接觸面采用有限滑移的“硬”接觸形式，樁側(cè)為主表面，土層接觸面為從表面。算法能夠表現(xiàn)出每一步靜載時的節(jié)點變化，從而能夠直觀地表現(xiàn)樁在靜載位移過程中周圍土體網(wǎng)格的變化。

3.1 “上軟下硬”和“上硬下軟”土層數(shù)值模擬

模型尺寸為10 m（長）×10 m（寬）×35 m（高），樁徑1.1 m，樁長20 m，在樁頂以下5、17 m 處土體進行分層（見表1），土層采用摩爾庫倫模型，土層參數(shù)見表1，樁身采用彈性模型。工況1 從上至下土層分別為：人工填筑黃土、黏質(zhì)黃土、粗圓礫石黃土，用以模擬“上軟下硬”地層，與現(xiàn)場實際情況一致；工況2 從上至下土層分別為：人工填筑黃土、粗圓礫石黃土、黏質(zhì)黃土，用以模擬“上硬下軟”地層。

表1 土層參數(shù)Tab.1 Soil parameters

樁在靜載過程中數(shù)值的應(yīng)力和剪力如圖8 所示。工況1 計算結(jié)果如圖9(a)所示。可見，在樁深4.8～6.4 m 處出現(xiàn)應(yīng)力集聚現(xiàn)象，1.6 m 的應(yīng)力集聚范圍與現(xiàn)場靜載試驗相似，4.8～5.2 m 處為遞增階段，5.2～6.4 m 處為遞減階段。在樁深17.2～18.8 m 處亦出現(xiàn)應(yīng)力集聚現(xiàn)象，范圍也為1.6 m。樁側(cè)摩阻力在17.2～17.8 m 為應(yīng)力遞增階段，在17.8～18.8 m 處為遞減階段。工況1、工況2 計算結(jié)果對比如圖9(b)所示。兩種工況下第1 個土層交界面的樁側(cè)摩阻力曲線幾近相同。工況2 應(yīng)力聚集位置較工況1 有所提升，在樁身15.2～17.0 m 處出現(xiàn)應(yīng)力集聚現(xiàn)象，集聚范圍1.8 m。樁側(cè)摩阻力在15.2～16.6 m 為應(yīng)力遞增階段，在16.6～17.0 m 處為遞減階段，應(yīng)力值基本相等。

圖8 數(shù)值模擬結(jié)果Fig.8 Numerical simulation result

圖9 數(shù)值模擬的樁側(cè)摩阻力分布Fig.9 Distribution of pile side friction by numerical simulation

在“上軟下硬”土層交界處，側(cè)摩阻力應(yīng)力集聚主要在“硬”土層側(cè)（彈性模量較大處），同理在“上硬下軟”土層應(yīng)力集聚也在“硬”土層界側(cè)。

3.2 土層交界面軟硬程度不同、埋深不同的數(shù)值模擬

在樁身5 m 處通過改變下層土彈性模量，模擬分析不同軟硬程度土層交界面及不同深度處樁側(cè)摩阻力的變化（見圖10）。

圖10 對土層交界面特性數(shù)值模擬Fig.10 Software simulation of soil numerical characteristics

圖10（a）中5 m 以上土層的彈性模量均為4 MPa，5 m 以下土層彈性模量分別為10、20、30、40 MPa?？梢姡S下層土彈性模量增大，在相同荷載作用下土層交界面樁側(cè)摩阻力最大集聚值略增，沿樁身方向應(yīng)力集聚范圍呈略微增趨勢，變化相對較小。圖10（b）為不同深度土層交界面的計算結(jié)果，工況1 在樁5 m 處有土層交界面存在，上層土彈性模量為4 MPa、下層土的為40 MPa；工況2 在樁17 m 處有土層交界面存在，上層土彈性模量為4 MPa、下層土的為40 MPa。工況1 在土層交界面的最大樁側(cè)摩阻力為32 kPa，工況2 的最大樁側(cè)摩阻力為39 kPa。工況2 中土層交界面埋置深度增加并靠近樁端，樁側(cè)摩阻力集聚值較大、應(yīng)力集聚范圍也有所上升。

4 結(jié) 語

基于樁基靜載試驗，研究了豎向分層地基中樁側(cè)摩阻力的分布規(guī)律，發(fā)現(xiàn)在土層分界面處存在側(cè)摩阻力突變的現(xiàn)象，土層交界面附近的樁側(cè)摩阻力約為單一土層樁側(cè)摩阻力的2～6 倍，突變范圍為交界面兩側(cè)1～2 m，并基于應(yīng)力集聚的假設(shè)，進行了理論分析。在物理試驗基礎(chǔ)上，建立有限元模型進一步開展了土層界面對樁側(cè)摩阻力影響研究，計算結(jié)果表明，側(cè)摩阻力應(yīng)力集聚主要在“硬”土層側(cè)，土層分界面兩側(cè)土體彈性模量對側(cè)摩阻力集聚有一定影響，隨著兩側(cè)土體彈性模量差值的增大，該影響逐漸減小。