于寶來(lái)

(1.鐵道第三勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，天津300251;2.同濟(jì)大學(xué) 地下建筑與工程系，上海200092)

0 引 言

鉆孔灌注樁和地基處理在軟弱土工程中的應(yīng)用廣泛，通過(guò)對(duì)軟弱地基土的加固處理，可以提高鉆孔灌注樁的承載力，減小樁徑和樁長(zhǎng)，從而降低成本.此外，伴隨著城市建筑改造和修復(fù)工程的發(fā)展，既有樁基礎(chǔ)的承載力達(dá)不到要求，此時(shí)采用地基處理來(lái)提高樁基礎(chǔ)的承載能力和利用率，其經(jīng)濟(jì)效益和工程效率明顯高于重新施工樁基礎(chǔ).因此，對(duì)鉆孔灌注樁與地基處理聯(lián)合應(yīng)用的研究具有工程應(yīng)用價(jià)值.

高壓旋噴是一種常見(jiàn)的地基處理工藝，國(guó)內(nèi)已有許多研究［1～4］.而對(duì)于高壓旋噴地基處理和樁基的聯(lián)合使用，國(guó)內(nèi)的工程應(yīng)用不多，可借鑒的成功案例文獻(xiàn)較少.孫喜峰［5］研究了高壓旋噴注漿法對(duì)挖孔樁樁端地基土加固處理作用;楊敏［6］采用有限元法，模擬深層攪拌法被動(dòng)加固軟土地基與受水平荷載鄰近樁基的相互作用;陳國(guó)棟［7］通過(guò)數(shù)值模擬及實(shí)際測(cè)試，表明高壓旋噴注漿處理地基對(duì)PHC 樁身的最大水平位移和最大彎矩均比地基處理前至少減少30%.

地基處理加固樁基礎(chǔ)的理論分析及研究可以借鑒砼芯水泥土攪拌樁或高噴插芯組合樁的研究方法，這類(lèi)工藝目前已經(jīng)有一些使用和研究.針對(duì)砼芯水泥土攪拌樁，吳邁［8］通過(guò)模型試驗(yàn)表明，混凝土樁與水泥土之間的黏結(jié)強(qiáng)度與水泥土強(qiáng)度呈近似的線性關(guān)系;董平［9，10］通過(guò)試驗(yàn)和工程應(yīng)用，提出了從砼內(nèi)芯－水泥土外芯－樁周土體雙層擴(kuò)散模式的承載力發(fā)揮機(jī)理.對(duì)于高噴插芯組合樁，劉漢龍［11］通過(guò)足尺模型試驗(yàn)，得到高噴插芯組合樁極限側(cè)摩阻力是灌注樁的1.47 倍，內(nèi)摩阻是外摩阻的1.62 倍，工作機(jī)理為管樁內(nèi)芯向水泥土外芯擴(kuò)散和水泥土外芯向樁周土擴(kuò)散的雙層擴(kuò)散模式;任連偉［12，13］對(duì)影響承載機(jī)理的主要因素進(jìn)行了分析，基于荷載傳遞法提出不同組合形式下JPP樁荷載傳遞的簡(jiǎn)化計(jì)算方法.

本文通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，分析高壓旋噴加固灌注樁后樁基的抗壓承載特性，得到旋噴加固對(duì)提高單樁抗壓承載力和控制沉降的作用，以及旋噴加固樁側(cè)土體抗力分布規(guī)律和提升作用.

1 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

試驗(yàn)場(chǎng)地位于上海市郊，屬濱海平原，低洼水塘區(qū)域.試驗(yàn)場(chǎng)地土層情況及物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示.

試驗(yàn)設(shè)計(jì)采用直徑500mm，樁長(zhǎng)26.1m 的鉆孔灌注樁，樁端位于灰綠色粉質(zhì)黏土層.分別設(shè)置未旋噴加固試樁和旋噴加固試樁各一組，分別記為SY－1，SY－2.為測(cè)得各土層側(cè)摩阻力，在各土層交界處，兩組試樁相應(yīng)位置布置鋼筋測(cè)力計(jì)，每層分界斷面布置兩組取平均值.現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)采用錨樁反力靜載荷裝置，加載過(guò)程按相關(guān)規(guī)范要求進(jìn)行.

在預(yù)加固的鉆孔灌注樁兩側(cè)對(duì)稱(chēng)進(jìn)行高壓旋噴，每一側(cè)各設(shè)一個(gè)旋噴點(diǎn)，旋噴點(diǎn)距樁身0.25m，旋噴加固半徑0.8m.加固深度沿樁身從地表至樁端以下3 倍樁徑范圍.

表1 各土層分布及物理力學(xué)指標(biāo)

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 荷載－沉降規(guī)律分析

試樁荷載－沉降關(guān)系如圖1 所示.SY－1 已加載至地基土破壞，SY－2 未加載到破壞，但已出現(xiàn)較大沉降，并出現(xiàn)明顯拐點(diǎn).根據(jù)規(guī)范，試樁SY－1與SY－2 的極限承載力分別為2700kN 和3600kN，旋噴加固后試樁的極限承載力提高了約33.3%，高壓旋噴加固提高承載力的效果明顯.

圖1 SY－1，SY－2 靜載試驗(yàn)荷載－沉降曲線

兩組試樁在第一級(jí)加載時(shí)便產(chǎn)生沉降差，旋噴加固控制沉降的效果在較小荷載下便有所體現(xiàn).兩組試樁的荷載－沉降曲線均成直線，同時(shí)，二者的沉降差伴隨荷載的增大而增大.豎向承載力達(dá)到極限值時(shí)，SY－2 的沉降量為10.10mm，小于SY－1在極限狀態(tài)下的沉降12.01mm，單從控制沉降來(lái)看，SY－2 取3600kN 作為其極限承載力是可行且偏保守的.當(dāng)荷載為SY－1 豎向承載力極限值2700kN 時(shí)，SY－2 的沉降量為7.43mm，不足SY－1 樁頂沉降12.01mm 的2/3，旋噴加固對(duì)控制沉降起到一定作用.

圖2 SY－1 樁身軸力分布曲線

2.2 樁身軸力分析

通過(guò)預(yù)先埋設(shè)在樁身內(nèi)的鋼筋測(cè)力計(jì)，可以得到各級(jí)荷載下的鋼筋應(yīng)力σs，進(jìn)而計(jì)算鋼筋應(yīng)變?chǔ)?，假定鋼筋與混凝土應(yīng)變協(xié)調(diào)，均為ε，可算得各個(gè)斷面的樁身軸力P.試樁SY－1，SY－2 在各級(jí)荷載下的樁身軸力分布見(jiàn)圖2，圖3.

圖3 SY－2 樁身軸力分布曲線

各組試樁樁身軸力隨深度逐漸減小，表現(xiàn)了荷載傳遞的一般規(guī)律.荷載較小時(shí)，上部土層分擔(dān)了大部分荷載，當(dāng)荷載逐漸增大時(shí)，荷載逐漸向下傳遞，下部土層分擔(dān)荷載比例逐漸增大.試樁SY－1，SY－2 極限荷載下樁端軸力分別為193.08kN 和260.15kN，樁端分擔(dān)的荷載分別占總荷載的7.15%，7.22%，樁側(cè)摩阻力分擔(dān)了大部分的荷載，試驗(yàn)采用的旋噴方案對(duì)樁側(cè)的加固作用大于樁端.

2.3 樁側(cè)摩阻力特性分析

通過(guò)已測(cè)得的各土層分界處的樁身軸力，可計(jì)算得到各土層的樁側(cè)摩阻力.各試樁側(cè)摩阻力分布如圖4，圖5 所示.

圖4 試樁SY－1 側(cè)摩阻力分布

由各級(jí)荷載下的樁側(cè)摩阻力分布可進(jìn)一步驗(yàn)證樁身荷載傳遞的一般規(guī)律:上部土層的側(cè)摩阻力先行發(fā)揮，隨著荷載不斷增加，上部土層的側(cè)摩阻力趨于極限，下部土層逐漸發(fā)揮作用.試樁SY－2淺部填土層①在開(kāi)始加載時(shí)就發(fā)揮了很大的側(cè)摩阻力，使荷載主要集中在淺部填土層①，側(cè)摩阻力在后續(xù)加載中增長(zhǎng)幅度也較大，在最后一級(jí)荷載下其值已接近110kPa.③層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土與淤泥質(zhì)黏土互層性質(zhì)較差，由于旋噴作用，側(cè)摩阻力有明顯的提高幅度，由于①層側(cè)摩阻力的發(fā)揮，③層側(cè)摩阻開(kāi)始時(shí)發(fā)揮較小，在后續(xù)加載中增長(zhǎng)幅度較大.在前幾級(jí)的加載中，下部土層的側(cè)摩阻基本沒(méi)得到發(fā)揮.對(duì)比下部?jī)蓪英?和⑤4層的側(cè)摩阻力可看出，由于荷載傳遞規(guī)律，上部土層先承擔(dān)荷載，在相同荷載等級(jí)下，SY－2 對(duì)應(yīng)⑤1和⑤4層的側(cè)摩阻力值小于SY－1.

圖5 試樁SY－2 側(cè)摩阻力分布

圖6 試樁SY－1，SY－2 側(cè)阻力極限值對(duì)比

圖6 所示為試樁SY－1、SY－2 實(shí)測(cè)極限側(cè)摩阻力對(duì)比，可以看出，旋噴加固后SY－2 的極限側(cè)摩阻力明顯提高.由于旋噴加固，上部土層極限側(cè)摩阻力提高幅度大于下部土層，土層①和土層③的極限側(cè)摩阻力平均增加約89.4%，而下部其余土層平均增加約24.8%.上部土層極限側(cè)摩阻力提高比較大的原因如下:旋噴施工自下而上，當(dāng)旋噴到上部土層時(shí)，土層自重應(yīng)力場(chǎng)不及下部土層，由于高壓旋噴的升揚(yáng)擠壓作用［14］，土層自重應(yīng)力與旋噴壓力之間的差值致使水泥漿的滲流范圍更廣;同時(shí)，由于高壓旋噴工藝，需要將加固點(diǎn)開(kāi)挖一米左右，在旋噴加固到淺層土?xí)r，由于滲透充填作用［14］，水泥漿會(huì)上涌至地表，在淺層流動(dòng)，并將開(kāi)挖處充填滿，實(shí)際上在淺層土區(qū)域?qū)儆谌珮吨芗庸袒驑吨艽蠓秶庸?，因此淺層土的極限側(cè)摩阻力提升幅度較大.

圖7 SY－1 樁側(cè)摩阻力與樁土相對(duì)位移的關(guān)系

圖8 SY－2 樁側(cè)摩阻力與樁土相對(duì)位移的關(guān)系

對(duì)比SY－1 與SY－2 下部各土層的極限側(cè)摩阻力，土層④1至⑤4的極限側(cè)摩阻力在加固后提高百分比分別為28.4%，32.9%，26.3%，22.7%，21.4%，其增長(zhǎng)幅度自上而下逐漸減小，因?yàn)橥翆幼灾貞?yīng)力與旋噴壓力的差值影響實(shí)際加固范圍，同時(shí)也受荷載自上而下傳遞的影響，底部土層的側(cè)摩阻力尚未完全發(fā)揮.④3層為砂質(zhì)粉土，其側(cè)摩阻極限值增加百分比為32.9%，略大于其余粉質(zhì)黏土層，因?yàn)楫?dāng)壓力和提升速度不變時(shí)，一般黏土含量越高，旋噴加固半徑越?。?5］，由于土層性質(zhì)的不同，旋噴對(duì)砂質(zhì)粉土的加固效果比粉質(zhì)黏土要好.

2.4 樁土相對(duì)位移

根據(jù)樁頂沉降s0和各截面的應(yīng)變?chǔ)?，結(jié)合土層厚度，即截面間的單元長(zhǎng)度l，可計(jì)算各個(gè)截面的樁身位移δi:

則各單元相對(duì)與土的位移si為:

在加載過(guò)程中，各土層樁側(cè)摩阻力與樁－土相對(duì)位移的關(guān)系如圖7，圖8 所示.

根據(jù)圖7，圖8 的關(guān)系曲線可以看出，淺層土發(fā)揮作用較快，當(dāng)荷載加載至極限荷載的1/2 左右時(shí)，土層①和土層③的側(cè)摩阻力基本達(dá)到極限狀態(tài)，之后側(cè)摩阻力變化很小，沒(méi)有出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，荷載傳遞函數(shù)可近似用雙曲線模型來(lái)描述.淺層土在未加固時(shí)，較小位移下便趨于極限狀態(tài)，而旋噴加固后，側(cè)摩阻力隨相對(duì)位移的增大，有較大的增長(zhǎng)趨勢(shì).土層④1至土層⑤4相對(duì)較薄，其樁側(cè)摩阻力－樁土相對(duì)位移關(guān)系曲線介于雙曲線模型與理想彈塑性型模型之間，且加固后的曲線更接近理想彈塑性模型.當(dāng)樁－土位移較小時(shí)，樁側(cè)阻力曲線斜率比較大，且隨著土層加深，斜率大致呈增大趨勢(shì).隨著樁土位移的增大，曲線斜率逐漸減小，曲線逐步趨于水平，進(jìn)入彈塑性變形狀態(tài).

由于深層的樁土相對(duì)位移較小，其土層的側(cè)摩阻力并沒(méi)有充分發(fā)揮，土層③淤泥質(zhì)類(lèi)土側(cè)摩阻力充分發(fā)揮所需的位移小于黏土.即使是同類(lèi)土，其側(cè)摩阻力發(fā)揮所需的極限位移也隨土層深度不同而不同.旋噴加固前，土層的側(cè)摩阻力發(fā)揮所需的極限相對(duì)位移大約為5 ～7mm，與傳統(tǒng)經(jīng)驗(yàn)認(rèn)為的黏性土和粉土其側(cè)摩阻力充分發(fā)揮所需的極限樁土相對(duì)位移5 ～10mm［15］基本相符.旋噴加固后，土層的側(cè)摩阻力發(fā)揮所需的極限相對(duì)位移大約為4～6mm，相比加固前略有減小.

3 結(jié) 論

(1)針對(duì)樁徑500mm 的鉆孔灌注樁，沿樁身至樁端以下3 倍樁徑范圍兩側(cè)對(duì)稱(chēng)旋噴加固，旋噴加固后鉆孔灌注樁的抗壓極限承載力為承載力提高幅度不小于33.3%.

(2)相同荷載下，旋噴加固對(duì)控制樁頂位移具有一定的作用.

(3)由于旋噴工藝以及旋噴壓力與地應(yīng)力差異的影響，旋噴加固對(duì)淺層土的側(cè)摩阻力提升效果高于深層土.由于荷載是由旋噴樁體和土體共同分擔(dān)，對(duì)于側(cè)摩阻力較小的淤泥質(zhì)土層的提升幅度稍大.同時(shí)，由于土體性質(zhì)的影響，旋噴加固對(duì)砂質(zhì)粉土的加固效果要好于粉質(zhì)黏土.

(4)各土層的樁側(cè)摩阻力－樁土相對(duì)位移關(guān)系近似可用雙曲線模型或理想彈塑性模型描述，旋噴加固后的曲線更接近于理想彈塑性模型.旋噴加固后，土層側(cè)摩阻力發(fā)揮所需的極限相對(duì)位移相比加固前略有減小.

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