郅 彬，武李和樂(lè)，王 番，王永鑫，李 戈

(西安科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，陜西 西安 710054)

0引 言

水泥粉煤灰碎石樁(CFG樁)與樁間土在褥墊層的變形協(xié)調(diào)作用下共同承擔(dān)基礎(chǔ)與上部荷載，它能夠大幅度地提高地基承載力、減少工后沉降，并能有效地消除地基的差異變形[1]。因此，CFG樁復(fù)合地基在中國(guó)已經(jīng)獲得了廣泛的實(shí)際應(yīng)用，也取得了一定的研究成果。周愛(ài)軍等[2]探究了不同厚度、不同材料的褥墊層對(duì)樁土應(yīng)力比的影響。劉鵬等[3]得到了剛性樁復(fù)合地基承載性狀受基礎(chǔ)尺寸大小變化的影響規(guī)律。黃生根[4]研究了不同褥墊層厚度和模量對(duì)復(fù)合地基承載能力的影響。丁小軍等[5]通過(guò)埋設(shè)土壓力盒、孔隙水壓計(jì)、沉降計(jì)等測(cè)試元件，依托儲(chǔ)油罐工程開(kāi)展CFG樁復(fù)合地基變形與承載特性試驗(yàn)研究，認(rèn)為采用CFG樁處理飽和黃土地基是可行的。鄭剛等[6]對(duì)CFG樁復(fù)合地基褥墊層的工作機(jī)理進(jìn)行了分析，并設(shè)計(jì)了CFG樁復(fù)合地基模型試驗(yàn)，研究了CFG樁復(fù)合地基褥墊層在豎直荷載作用下的工作性狀。以上研究成果極大地豐富了復(fù)合地基的應(yīng)用理論，具有十分重要的實(shí)際意義，但是大多數(shù)研究主要集中在承載力特征值小于600 kPa荷載作用下展開(kāi)[7-12]，缺少對(duì)承載力特征值大于600 kPa高應(yīng)力荷載下的CFG樁復(fù)合地基極限承載力探究。CFG樁復(fù)合地基能不能適用于高應(yīng)力荷載條件，在高應(yīng)力荷載條件下的變形特征是什么，在高應(yīng)力下其樁-土-褥墊層相互之間的作用機(jī)制關(guān)系是怎樣，如何調(diào)整設(shè)計(jì)能使得CFG樁復(fù)合地基適用于高應(yīng)力條件，這些問(wèn)題的研究目前都不十分清楚。隨著城市化進(jìn)程加劇、高層以及超高層建筑CFG樁復(fù)合地基的普及使用，原有的相關(guān)理論已經(jīng)不能適用于現(xiàn)階段的工程實(shí)踐，導(dǎo)致了以上這些問(wèn)題急需得到解決。因此，研究CFG樁復(fù)合地基在高應(yīng)力作用下承載性狀與變形機(jī)制成為解決此類(lèi)工程實(shí)際問(wèn)題的重要途徑。本文依托西安高新區(qū)某項(xiàng)目CFG樁復(fù)合地基的豎向增強(qiáng)體高應(yīng)力靜荷載試驗(yàn)，探究CFG樁復(fù)合地基在高應(yīng)力作用下的承載性狀及變形機(jī)制，并利用FLAC 3D建立模型進(jìn)行計(jì)算，探究在高應(yīng)力水平下CFG樁復(fù)合地基的承載性狀，進(jìn)一步闡明復(fù)合地基的承載作用機(jī)制。所得結(jié)論可為高層以及超高層建筑CFG樁復(fù)合地基設(shè)計(jì)提供參考。

1試驗(yàn)研究

1.1工程地質(zhì)概況

擬建場(chǎng)地位于西安市南郊高新技術(shù)產(chǎn)業(yè)開(kāi)發(fā)區(qū)，場(chǎng)地地貌單元屬皂河Ⅱ級(jí)階地。項(xiàng)目由1棟32層高層建筑物、裙樓(2層)及地下車(chē)庫(kù)組成。地質(zhì)情況為:①雜填土，成分雜亂，結(jié)構(gòu)松散，厚度0.5～2 m；②黃土狀土，土質(zhì)較為均勻，以堅(jiān)硬、硬塑狀態(tài)為主，厚度5.3～7.9 m；③中細(xì)砂，以細(xì)砂和粉細(xì)砂為主，級(jí)配一般，厚度2.2 m；④黃土，土質(zhì)均勻，具大孔性，硬塑狀態(tài)，厚度2.1～4.2 m；⑤古土壤，土質(zhì)均勻，具團(tuán)塊狀結(jié)構(gòu)，可塑，厚度2.5～4.7 m；⑥粉質(zhì)黏土，土質(zhì)均勻，屬中壓縮性土，厚度3.9～7.9 m；⑦中粗砂，以石英、長(zhǎng)石為主，飽和，密實(shí)，厚度0.3～1.2 m；⑧粉質(zhì)黏土，土質(zhì)均勻，屬中壓縮性土，厚度1.7～5.6 m。由于天然地基承載力難以滿(mǎn)足上部荷載的要求，因此采用CFG樁復(fù)合地基進(jìn)行加強(qiáng)處理。

1.2試驗(yàn)概述

根據(jù)已有的研究成果和相關(guān)工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，常規(guī)情況下CFG樁復(fù)合地基靜荷載試驗(yàn)所考慮的承載力特征值一般小于600 kPa，且不會(huì)造成復(fù)合地基破壞。本次試驗(yàn)不考慮復(fù)合地基承載上限，不斷施加荷載直至復(fù)合地基破壞，故可以認(rèn)為承載力特征值高于600 kPa的靜荷載試驗(yàn)或造成復(fù)合地基發(fā)生破壞的試驗(yàn)為高應(yīng)力靜荷載試驗(yàn)。本次試驗(yàn)選取長(zhǎng)度21 m樁試驗(yàn)區(qū)3個(gè)，樁直徑0.4 m，樁距1.5 m，試驗(yàn)區(qū)編號(hào)分別為SZ1，SZ2，SZ3。試驗(yàn)前在復(fù)合地基頂面鋪150 mm厚的中粗砂層，再將一直徑1.58 m、厚36 mm、彈性模量210 GPa的圓形剛性承壓板放置在褥墊層上；該試驗(yàn)采用慢速維持荷載法，以堆積重物為反力，加荷設(shè)備為630 t油壓千斤頂，壓力量測(cè)采用標(biāo)準(zhǔn)壓力表，首級(jí)加荷為240 kPa，后每級(jí)以120 kPa的壓力遞增至1 200 kPa，再以每級(jí)60 kPa的壓力遞增至極限狀態(tài)，進(jìn)行高應(yīng)力試驗(yàn)。試驗(yàn)裝置如圖1所示，現(xiàn)場(chǎng)荷載試驗(yàn)如圖2所示。

圖1試驗(yàn)裝置示意圖Fig.1Schematic Diagram of Test Device

圖2現(xiàn)場(chǎng)荷載試驗(yàn)Fig.2Field Load Test

1.3試驗(yàn)方法

沿承壓板邊緣均勻布置4塊百分表(量程為0～30 mm)，百分表與承壓板中心等距，測(cè)量復(fù)合地基沉降量。

試驗(yàn)方法：

(1)每級(jí)荷載前后均應(yīng)讀數(shù)1次，之后每隔30 min再讀1次。

(2)承壓板沉降相對(duì)穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)為1 h內(nèi)承壓板沉降量不超過(guò)0.1 mm。

(3)待其承壓板沉降速率穩(wěn)定后，再施加下一級(jí)荷載。

在粗砂層中將VWE型振弦式土壓力盒埋置在樁側(cè)與樁頂測(cè)定樁間土與樁頂應(yīng)力。樁側(cè)土壓力盒具體埋置方法如下：在距樁周20 cm左右處挖一個(gè)能保證土壓力盒正常埋置和工作的圓形深坑，坑底部墊入少量細(xì)砂，保證坑底水平，將邊長(zhǎng)為180 mm、厚20 mm的方形鋼板置入坑底并壓實(shí)，土壓力盒放置在鋼板上，引出連接線(xiàn)檢測(cè)土壓力盒是否正常工作，然后將另一塊同樣規(guī)格的鋼板壓在土壓力盒上保證受力均勻，坑內(nèi)用細(xì)砂填滿(mǎn)避免產(chǎn)生空隙。最后用地基土掩埋深坑并壓實(shí)，土壓力盒現(xiàn)場(chǎng)埋置情況如圖3所示。

圖3土壓力盒現(xiàn)場(chǎng)埋置情況Fig.3Site Embedment of Earth Pressure Boxes

1.4試驗(yàn)結(jié)果分析

1.4.1CFG樁復(fù)合地基荷載-沉降量(P-S)曲線(xiàn)分析

根據(jù)百分表所測(cè)數(shù)據(jù)，取其平均值得到復(fù)合地基靜荷載試驗(yàn)結(jié)果，繪制的P-S曲線(xiàn)如圖4所示。

圖4高應(yīng)力作用下復(fù)合地基P-S曲線(xiàn)Fig.4P-S Curves of Composite Foundation Under High Stress

由圖4可知：復(fù)合地基沉降量呈現(xiàn)遞增的趨勢(shì)，加載到1 300 kPa時(shí)，SZ3曲線(xiàn)出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，沉降量開(kāi)始急劇增加，但未出現(xiàn)陡降，當(dāng)沉降量大于前一級(jí)荷載作用下沉降量的2倍時(shí)，停止加載，對(duì)應(yīng)荷載1 620 kPa；SZ1與SZ2曲線(xiàn)則一直為緩變型，當(dāng)SZ1與SZ2沉降量達(dá)到-40 mm時(shí)，分別對(duì)應(yīng)荷載1 740 kPa和1 800 kPa。此時(shí)承壓板周?chē)撩黠@擠出，依據(jù)規(guī)范，認(rèn)為此時(shí)復(fù)合地基已經(jīng)破壞，故停止加載。該場(chǎng)地CFG樁復(fù)合地基的破壞模式為沉降量過(guò)大與承壓板周?chē)恋膫?cè)向擠出造成的，樁體均未發(fā)生沖刺或者剪切破壞。綜上，CFG樁復(fù)合地基極限承載力可達(dá)到1 666 kPa，承載力特征值可超過(guò)833 kPa。

1.4.2CFG樁復(fù)合地基應(yīng)力分析

通過(guò)動(dòng)態(tài)測(cè)量?jī)x測(cè)量土壓力盒讀數(shù)，得出樁頂應(yīng)力、樁間土應(yīng)力、樁頂分擔(dān)荷載比率隨荷載變化曲線(xiàn)，如圖5～7所示。

圖5樁頂應(yīng)力隨荷載變化曲線(xiàn)Fig.5Change Curves of Pile Top Stress with Load

圖6樁間土應(yīng)力隨荷載變化曲線(xiàn)Fig.6Change Curves of Soil Stress Between Piles with Load

圖7樁頂分擔(dān)荷載比率隨荷載變化曲線(xiàn)Fig.7Change Curves of Load Sharing Ratio of Pile Top with Load

由圖5，6可知，從加載開(kāi)始到結(jié)束，在復(fù)合地基中單樁應(yīng)力與樁間土應(yīng)力均增加，但單樁應(yīng)力的增加量(約1 500 kPa)明顯大于樁間土應(yīng)力增加量(約50 kPa)。由圖7可知，在加載初期，SZ1，SZ2，SZ3試驗(yàn)區(qū)樁所分擔(dān)的荷載占總荷載的比率分別為93.5%，88.5%，91.2%。3個(gè)試驗(yàn)區(qū)樁頂分擔(dān)比率存在一定差距，分析原因認(rèn)為試驗(yàn)場(chǎng)地褥墊層在鋪設(shè)時(shí)其厚度與模量存在一定的差距，造成在分擔(dān)上部荷載時(shí)存在差距。隨著荷載的增加，樁頂所分擔(dān)荷載比率的變化趨勢(shì)為先增加后逐漸趨于穩(wěn)定。當(dāng)荷載達(dá)到1 200 kPa時(shí)，樁頂分擔(dān)荷載比率穩(wěn)定在96.5%左右，且不再隨荷載的增大而增大?？梢?jiàn)高應(yīng)力下樁間土發(fā)揮承載作用能力有限，復(fù)合地基相當(dāng)于單樁承載。

在高應(yīng)力作用下，由于樁間土發(fā)揮作用有限，可以認(rèn)為當(dāng)單樁承載力滿(mǎn)足工程要求時(shí)，復(fù)合地基承載力同樣滿(mǎn)足工程要求。

2數(shù)值模擬

2.1模型建立

利用有限差分軟件FLAC 3D建立樁-土-褥墊層三維模型，如圖8所示，土體采用摩爾-庫(kù)侖模型，樁體和荷載板采用線(xiàn)彈性模型，樁長(zhǎng)取21 m，樁直徑取400 mm，樁間距取1.5 m，考慮對(duì)稱(chēng)和直觀效果，模型1/4對(duì)稱(chēng)，整體模型尺寸為6 m×6 m×42 m。模型的側(cè)面和底面采用固定約束，表面為自由邊界。同時(shí)對(duì)樁體與土體之間采用interface樁接觸處理，如圖9所示。

圖8計(jì)算模型Fig.8Calculation Model

法向剛度kn和剪切剛度ks取接觸周?chē)白钣病毕噜弲^(qū)域等效剛度的10倍，即

(1)

式中：K為體積模量；G為剪切模量；Δzmin為接觸面法向方向上連接區(qū)域最小尺寸，本模型取0.5。

樁界面摩擦參數(shù)c，φ取相鄰?fù)翆觕，φ加權(quán)平均值的80%。具體接觸面參數(shù)見(jiàn)表1。

依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)勘察報(bào)告，在確定泊松比ν及彈性模量E的基礎(chǔ)上根據(jù)下列公式(2)確定數(shù)值模擬所需剪切模量G及體積模量K，其模型參數(shù)整理如表1所示。

(2)

2.2計(jì)算模型檢驗(yàn)

模型首級(jí)加荷為240 kPa，然后每級(jí)以120 kPa的壓力逐步遞增至1 200 kPa，再以每級(jí)60 kPa的壓力遞增，至1 860 kPa時(shí)終止加載。分別在褥墊層上部、樁頂處及樁間土處設(shè)置位移與應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)，記錄整個(gè)加載過(guò)程位移變化。

表1材料特性值Tab.1Characteristic Values of Materials

選取SZ2試驗(yàn)區(qū)復(fù)合地基P-S曲線(xiàn)模擬值與實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比。由圖10可知，模擬得出的沉降變化曲線(xiàn)相對(duì)實(shí)測(cè)曲線(xiàn)較緩，在荷載大于1 800 kPa之后，實(shí)測(cè)值與模擬值的差距有逐漸增大的趨勢(shì)。當(dāng)荷載小于1 800 kPa時(shí)，模擬值與實(shí)測(cè)值吻合度較好，驗(yàn)證了該模型的合理性。

圖10P-S曲線(xiàn)模擬值與實(shí)測(cè)值對(duì)比Fig.10Comparison of P-S Curves Between Simulated Values and Measured Values

2.3不同褥墊層厚度與模量的模擬分析

由現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)可知，由于CFG樁復(fù)合地基在高應(yīng)力下的承載能力受褥墊層影響較大，故選擇現(xiàn)場(chǎng)較易控制的褥墊層厚度作為研究對(duì)象探究其承載能力與變形機(jī)制。

圖11不同褥墊層厚度下樁土應(yīng)力比隨荷載變化曲線(xiàn)Fig.11Change Curves of Pile-soil Stress Ratio with Load Under Different Thickness of Cushion

圖11為不同褥墊層厚度下樁土應(yīng)力比隨荷載變化曲線(xiàn)。由圖11可知：不同褥墊層厚度h下的樁土應(yīng)力比均表現(xiàn)持續(xù)上升的趨勢(shì)，當(dāng)褥墊層較厚時(shí)樁土應(yīng)力比增長(zhǎng)幅度較小；當(dāng)褥墊層厚度較薄時(shí)，樁土應(yīng)力比增長(zhǎng)幅度較大；在荷載大于1 200 kPa后其樁土應(yīng)力比增長(zhǎng)較快。圖12為660～1 860 kPa區(qū)間6個(gè)不同荷載條件下的樁頂與樁間土沉降差隨褥墊層厚度變化關(guān)系，當(dāng)褥墊層厚度小于0.35 m時(shí)，樁間土與樁的沉降差隨著褥墊層厚度的增大而增大。最大沉降差4.90 mm。當(dāng)褥墊層厚度大于0.35 m時(shí)，樁與樁間土沉降差減小。隨著荷載的增加，樁土沉降差增加量逐漸增大。

圖12不同荷載下樁頂與樁間土沉降差隨褥墊層厚度變化曲線(xiàn)Fig.12Change Curves of Settlement Difference Between Pile Top and Pile Soil with Load Under Different Cushion Thickness

3承載變形機(jī)制分析與特性對(duì)比

3.1高應(yīng)力下CFG樁復(fù)合地基變形機(jī)制分析

根據(jù)CFG樁復(fù)合地基高應(yīng)力荷載試驗(yàn)數(shù)據(jù)，采用FLAC 3D建立數(shù)值模型，對(duì)復(fù)合地基受力規(guī)律及變形特性進(jìn)行分析，總結(jié)得到其受力變形機(jī)制如下：

(1)高應(yīng)力導(dǎo)致褥墊層發(fā)生破壞，具體表現(xiàn)為側(cè)向擠出、邊緣隆起、壓密等，褥墊層厚度降低，調(diào)節(jié)樁土共同作用的能力減弱，樁間土承擔(dān)荷載量減少，導(dǎo)致樁頂分擔(dān)荷載比率逐漸上升。

(2)復(fù)合地基在受到荷載作用時(shí)，由于樁間土模量遠(yuǎn)低于CFG樁身模量[13]，受荷產(chǎn)生沉降相對(duì)較大，樁間土與CFG樁之間產(chǎn)生沉降差δ1，在褥墊層的流動(dòng)補(bǔ)償作用下，可看作是樁頂向上刺入褥墊層，如圖13所示。樁間土與CFG樁沉降差越大，則CFG樁刺入褥墊層程度越大。荷載在褥墊層的傳遞規(guī)律類(lèi)似如圖13虛線(xiàn)所示，樁頂受荷大小隨著刺入褥墊層程度的增加而增加，荷載逐漸向樁頂轉(zhuǎn)移[14]，導(dǎo)致樁頂分擔(dān)荷載比率逐漸上升。

圖13CFG樁變形Fig.13Deformation of CFG Pile

(3)當(dāng)樁土沉降差出現(xiàn)時(shí)，負(fù)摩阻力開(kāi)始發(fā)揮作用，其與逐漸增加的樁頂荷載共同限制了樁頂進(jìn)一步刺入褥墊層；荷載的增加又使得樁間土受力增加，樁間土位移量增加。隨著荷載增加，樁土沉降差進(jìn)一步拉大，中性點(diǎn)位置下移，負(fù)摩阻力增強(qiáng)，樁端向下刺入下臥層，產(chǎn)生位移δ2，樁承擔(dān)荷載能力減弱，樁間土承擔(dān)荷載量急劇上升，位移發(fā)生陡降，復(fù)合地基被破壞。

(4)由于褥墊層具有調(diào)節(jié)樁土應(yīng)力比的作用[15-16]，且荷載通過(guò)褥墊層較多地傳向剛度較大的樁，較少部分傳向樁間土[17-18]，而厚度較小的褥墊層在高應(yīng)力作用下易發(fā)生破壞，其調(diào)節(jié)樁土共同作用能力降低。同時(shí)褥墊層厚度較小，也易于樁頂向上刺入，使得荷載更易向樁頂集中，樁土應(yīng)力比表現(xiàn)為持續(xù)增加。這與前述分析得出的結(jié)論相吻合。雖然增大褥墊層厚度可降低沉降差，同時(shí)也能緩解樁頂應(yīng)力集中程度[19]，但此時(shí)由于褥墊層過(guò)厚，CFG樁視為置換作用，失去了承載價(jià)值。

(5)樁間土模量遠(yuǎn)小于樁身模量，當(dāng)荷載增加時(shí)，樁間土產(chǎn)生更大的位移。當(dāng)褥墊層厚度增加時(shí)，褥墊層的變形協(xié)調(diào)能力增強(qiáng)，較多的荷載被傳遞到樁間土上，樁間土沉降量增加，與樁的沉降差增加。當(dāng)褥墊層厚度超過(guò)0.35 m時(shí)，CFG樁承載作用降低且置換作用增加。因此在工程實(shí)踐中，在低應(yīng)力作用下時(shí)，褥墊層厚度可取0.35 m左右，該厚度能充分發(fā)揮樁間土的承載能力，這與前人結(jié)論相吻合[20-26]；在高應(yīng)力作用下，復(fù)合地基相當(dāng)于單樁承載，若此時(shí)將荷載過(guò)多地轉(zhuǎn)移到樁間土上，易造成樁間土沉降過(guò)大，增大與樁的沉降差，增加負(fù)摩阻力，樁易向下發(fā)生刺入破壞。這與前述結(jié)論相吻合，因此，為保證復(fù)合地基在高應(yīng)力下不發(fā)生破壞，在確保單樁承載力滿(mǎn)足要求的前提下，應(yīng)減小褥墊層厚度以降低其流動(dòng)補(bǔ)償能力。

3.2CFG樁復(fù)合地基承載變形特性對(duì)比分析

由于CFG樁復(fù)合地基在低應(yīng)力下的變形特性包含在整個(gè)高應(yīng)力試驗(yàn)過(guò)程中，故可對(duì)高、低應(yīng)力下CFG樁復(fù)合地基承載變形特性進(jìn)行對(duì)比分析。

(1)低應(yīng)力下褥墊層未發(fā)生破壞，具有一定調(diào)節(jié)樁土共同作用的能力，部分荷載被轉(zhuǎn)移到樁間土上，樁土共同作用明顯；高應(yīng)力下褥墊層發(fā)生破壞，調(diào)節(jié)樁土共同作用能力降低，荷載向樁頂集中，相當(dāng)于單樁承載。

(2)低應(yīng)力下，樁間土受荷較小，其變形較小，樁土沉降差較小，樁身所受負(fù)摩阻力較??；高應(yīng)力下，雖然復(fù)合地基相當(dāng)于單樁承載，但隨著上部荷載增加，樁間土受荷量依然不斷增加，樁間土變形增加，樁土沉降差增加，負(fù)摩阻力增加，樁身受荷增加。

4結(jié)語(yǔ)

(1)依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，該場(chǎng)地CFG樁復(fù)合地基極限承載力可以達(dá)到1 666 kPa。承載力特征值可超過(guò)833 kPa。

(2)在高應(yīng)力作用下，樁承受荷載達(dá)到總荷載的96.5%。此時(shí)，樁間土發(fā)揮作用有限，復(fù)合地基相當(dāng)于單樁承載?？梢哉J(rèn)為，當(dāng)單樁承載力滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求時(shí)，復(fù)合地基承載力一定滿(mǎn)足要求。在高層建筑復(fù)合地基設(shè)計(jì)時(shí)，為保證安全，在增強(qiáng)CFG樁體強(qiáng)度的同時(shí)不應(yīng)將樁間土承載能力考慮在內(nèi)。

(3)高應(yīng)力作用下由于褥墊層承載能力有限，褥墊層易發(fā)生破壞，其調(diào)節(jié)樁土共同作用能力降低；同時(shí)樁頂易刺入褥墊層，導(dǎo)致荷載向樁端集中，樁土應(yīng)力比持續(xù)增加。

(4)由于樁間土承載能力有限，為保證復(fù)合地基在高應(yīng)力下不發(fā)生破壞，在確保單樁承載力滿(mǎn)足要求的前提下，應(yīng)減小褥墊層厚度以降低其流動(dòng)補(bǔ)償能力。