周志軍，鄭昊

(1.五邑大學(xué) 土木建筑學(xué)院，廣東 江門 529020；2.通山縣交通建設(shè)工程質(zhì)量監(jiān)督站，湖北 通山 437600)

褥墊層是樁體復(fù)合地基的核心構(gòu)成[1-7]，通過褥墊層的變形協(xié)調(diào)作用，使得樁、土共同承擔(dān)上部荷載。

在褥墊層發(fā)揮變形協(xié)調(diào)作用時，樁體逐漸刺入褥墊層。目前，關(guān)于樁體刺入褥墊層的研究較多[8-14]，毛前等[8]認為褥墊層在樁體刺入時呈球孔破壞模式，適用Vesic小孔擴張理論；陶景暉等[9]基于Meyerhof理論分析褥墊層的作用機理；劉杰等[10]、亓樂等[11]、肖耀廷等[12]基于樁頂墊層刺入破壞模式及等沉面思想推導(dǎo)出樁體刺入量計算公式；鄭俊杰等[13]分別采用Terzaghi破壞模式、Mandel-Salencon破壞模式、沖剪破壞模式研究褥墊層厚度不同時的工作特性；朱小軍等[14]通過可視化模型箱研究了復(fù)合地基墊層刺入量的有關(guān)因素。研究表明，樁體刺入時褥墊層的變形過程較復(fù)雜，存在多種破壞模式?，F(xiàn)有研究大多是基于褥墊層為某一厚度時，其變形特性符合某種理論破壞模式假定。然而，事實證明，在樁體刺入褥墊層的過程中，隨著刺入深度變化，褥墊層的受力與變形特性會發(fā)生很大變化。目前，對樁體刺入褥墊層的全過程工作性狀的研究還較少見。

通過室內(nèi)模型試驗，觀測樁體刺入褥墊層不同深度的樁頂壓力、樁頂位移量、褥墊層變形等試驗結(jié)果，來研究褥墊層的全過程工作特性，并分析了樁間土壓力、樁徑等對褥墊層的影響。

1 室內(nèi)模型試驗

1.1 試驗?zāi)M條件

實際工程中，隨上部荷載逐級施加，褥墊層所受壓力多變，另一方面，地基土的固結(jié)、蠕變變形，導(dǎo)致樁、土之間的荷載轉(zhuǎn)移[15]。因此，褥墊層的實際受力情況很難完全模擬，試驗?zāi)M條件做如下簡化：1)褥墊層受到的樁間土壓力在某一工況下恒定不變，不同工況對應(yīng)不同的恒載值。2)樁體以勻速刺入褥墊層。3)試驗僅考慮剛性基礎(chǔ)的情況。

為了方便分析，把圖1(a)所示褥墊層受力模型倒置過來，樁體從上往下刺入，褥墊層底部為剛性基礎(chǔ)，如圖1(b)所示。

圖1 褥墊層受力圖Fig.1 Stress diagram of the

1.2 試驗裝置

模型樁：采用不同直徑的金屬壓桿模擬樁體，桿徑分別為50、76、100 mm，模型試驗的比例系數(shù)為1∶8，模擬的實際樁徑分別為400、608、800 mm。

試驗箱：內(nèi)徑360 mm，高300 mm的金屬筒。按一根樁所分擔(dān)的處理地基面積的等效圓直徑de=360 mm，反算樁間距s與樁徑d的比值，結(jié)果見表1。由表1可知，樁間距在3～7倍樁徑范圍內(nèi)，屬于樁體復(fù)合地基的常見情況。

表1 樁間距與樁徑的比值s/dTable 1 Ratio of pile spacing s to pile diameter d

褥墊層：采用干燥中細砂，最大粒徑不超過1.18 mm，由篩分實驗測得其級配曲線見圖2，計算不均勻系數(shù)Cu≈2.86，曲率系數(shù)Cc≈0.94。按模型比例，試驗?zāi)M的現(xiàn)場褥墊層材料最大粒徑不大于10 mm，符合規(guī)范[16]要求。由直剪試驗測得平均內(nèi)摩擦角約為36.2°。試驗中，褥墊層厚度均大于150 mm(對應(yīng)于實際厚度1.2 m)，目的是研究樁體刺入時褥墊層從厚變薄整個過程的工作性狀。

圖2 砂的級配曲線Fig.2 Grading curves of the

褥墊層的初始密實度是模型試驗的重要影響因素，由于試驗的褥墊層為干燥中細砂，故以干重度γd作為控制指標。實驗通過稱量褥墊層總重G和褥墊層初始厚度h0算得干重度γd值，結(jié)果見表2。

表2 褥墊層在各工況下的試驗參數(shù)值Table 2 Parameter values of the cushion under various test conditions

加壓裝置：采用SANS壓力試驗機，通過與電腦連接自動控制加載過程，試驗數(shù)據(jù)方便保存。

1.3 試驗主要過程

先把裝有褥墊層的試驗箱放在SANS壓力試驗機加載平臺，再在褥墊層上施加恒載模擬樁間土壓力，然后開機加載，使模型樁以速率2 mm/min刺入褥墊層，當(dāng)樁頂壓力接近10 MPa時停止加載。電腦實時記錄試驗測得的樁頂壓力值和位移量。

以恒載0、270、578、1 195 N分別模擬4種工況的樁間土壓力，模型樁直徑分別為50、76、100 mm，褥墊層在各工況下的試驗參數(shù)見表2。圖3顯示了50 mm模型樁在4種工況下的試驗場景。

圖3 50 mm模型樁刺入褥墊層的試驗場景Fig.3 Test scene of the 50 mm model pile penetrating

1.4 試驗結(jié)果

做了12組試驗(3種樁、4種工況)，且每組試驗重復(fù)做了3次，共做了36個試驗。

用“褥墊層承載厚度h”表示褥墊層初始厚度與樁體刺入深度的差值，把褥墊層附加恒載值轉(zhuǎn)化為樁間土壓力σs，整理試驗數(shù)據(jù)，以褥墊層承載厚度h為橫坐標，“樁頂壓力σp為縱坐標繪制褥墊層的σp與h關(guān)系曲線，圖4顯示了50mm模型樁刺入時，褥墊層在每種工況下的3次試驗曲線。

為了便于對比分析，在圖4各工況下的3次試驗曲線中選取居中的曲線作為代表，如圖5所示。同理，76、100mm模型樁刺入時，代表曲線對比情況見圖6和圖7。

圖4 50mm模型樁刺入時σp與h曲線圖Fig.4 Relation curves between σp and h of the cushion when the 50 mm model pile

圖5 50 mm模型樁刺入時σp與h代表曲線對比圖Fig.5 Comparison diagram of the representative curves between σp and h when the 50 mm model pile

圖6 76 mm模型樁刺入時σp與h代表曲線對比圖Fig.6 Comparison diagram of the representative curves between σp and h when the 76 mm model pile

圖7 100 mm模型樁刺入時σp與h代表曲線對比圖Fig.7 Comparison diagram of the representative curves between σp and h when the 100 mm model pile

2 褥墊層的全過程工作特性分析

2.1 褥墊層的壓密變形階段

在樁體刺入初期，褥墊層表面除了靠近樁頭附近稍有沉陷外，其他基本沒有變形，如圖8所示。同時，隨著樁體刺入深度的增加樁頂壓力，大致呈線性增大，見圖4～圖7曲線的初始上升段。結(jié)果表明，樁體刺入褥墊層，樁頂下砂顆粒向下沉降，砂顆粒被逐漸壓密，褥墊層以局部壓密變形為主。

圖8 50 mm模型樁在刺入初期的試驗場景Fig.8 Test scene of the 50 mm model pile at

2.2 褥墊層的剪切變形階段

在樁體刺入中期，觀測到褥墊層表面出現(xiàn)環(huán)形隆起，見圖9，褥墊層局部發(fā)生向樁周圍、向上的剪切隆起變形，此部分褥墊層大多已處于極限狀態(tài)。在此階段，樁頂壓力總體上隨著刺入深度的增加而逐漸增大，對應(yīng)于圖4～圖7的中間平緩上升段曲線。樁體刺入深度增加，樁頂周圍的超載值增大，因而樁頂壓力值也增大。褥墊層在此階段的承載特性符合地基極限承載力理論。

圖9 76 mm模型樁刺入中期時褥墊層表面的局部隆起Fig.9 The local uplift of the cushion surface in the middle penetration of the 76 mm model

2.3 褥墊層的壓碎變形階段

在樁體刺入末期，圖4～圖7曲線的樁頂壓力呈快速增長態(tài)勢。試驗結(jié)束后，分離出樁頂下剩余的褥墊層，發(fā)現(xiàn)砂顆粒大都已被壓碎，形成一個很密實的薄餅狀塊體，見圖10，說明這個階段褥墊層主要是砂顆粒的壓碎變形。顆粒破碎、顆粒間的孔隙變小，墊層材料更加致密，其承擔(dān)的樁頂壓力越來越大。顯然，以剪切變形為主的地基極限承載力理論在此階段已不太適用。

圖10 壓碎變形的褥墊層Fig.10 The Crushing deformation of the

綜上，褥墊層在樁體刺入的全過程中，表現(xiàn)出完全不同的三階段工作特性。褥墊層既有壓密變形，又有剪切變形和材料壓碎變形，圖4-7的試驗曲線大致呈“N”字形的三段式。如前所述，現(xiàn)有研究成果大都局限于揭示褥墊層在某個階段的工作性狀，還不全面。

2.4 樁間土壓力的影響分析

由圖5-7可知：在相同樁徑條件下，樁間土壓力大，曲線就往坐標值大的方向偏移，曲線的相對位置越高，即相同樁徑和相同褥墊層承載厚度時，樁間土壓力越大，褥墊層能承受的樁頂壓力就越大。

以樁頂壓力σp=9MPa為例，從圖5-7的試驗曲線中讀取褥墊層承載厚度值，見表3。由表中數(shù)據(jù)繪制褥墊層承載厚度h與樁間土壓力σs的關(guān)系曲線，見圖11。

表3 σp=9 MPa時褥墊層的承載厚度h值(mm)Table 3 The thickness value of cushion when the pressure at the top of the pile is 9 MPa(mm)

由圖11和表3可知：相同樁徑和樁頂壓力時，褥墊層承載厚度隨樁間土壓力的增大而增大，且增長率總體呈先大后小趨勢。

2.5 模型樁直徑的影響分析

在圖5-7中，選取相同工況條件下各模型樁的試驗曲線進行對比，以樁間土壓力σs=5.68 kPa為例，結(jié)果見圖12所示。

圖12的曲線初始段和中間段與樁徑之間沒有明顯的相關(guān)性，但在曲線急速上升階段，各曲線的先后位置與樁徑之間又存在關(guān)聯(lián)，其定量關(guān)系見表3。樁徑的影響主要在褥墊層壓碎變形階段，相同樁間土壓力和樁頂壓力時，褥墊層在壓碎變形階段的承載厚度隨樁徑的增大而增大，且基本呈線性增加。

圖11 σp=9 MPa時h與σs的關(guān)系曲線Fig.11 Relation curves of h and σs when σp=9

圖12 σs=5.68 kPa時3種樁的代表曲線Fig.12 Representative curves of the three kinds of

3 幾個關(guān)鍵問題的探討

3.1 規(guī)范推薦的褥墊層厚度

《建筑地基處理技術(shù)規(guī)范》[16]對褥墊層設(shè)計厚度，有規(guī)定：CFG樁復(fù)合地基的褥墊層厚度宜取0.4～0.6倍樁徑；水泥攪拌樁的褥墊層厚度可取200～300 mm。

試驗的樁徑為50～100 mm，按規(guī)范的0.4～0.6倍樁徑計算，褥墊層試驗厚度在20～60 mm之間。按規(guī)范的200～300 mm取值，因模型比例為1∶8，對應(yīng)于試驗厚度為25～37.5 mm。

從圖5-7的試驗曲線來看，褥墊層的壓碎變形厚度基本上在0～60 mm范圍內(nèi)。如按規(guī)范推薦的褥墊層厚度，褥墊層只可能有初始的壓密變形和后期的材料壓碎變形，而剪切滑移變形很難發(fā)生。

文獻[6]的褥墊層試驗，模型樁徑300 mm，褥墊層厚度在100～240 mm，與規(guī)范推薦厚度差不多。文獻[6]的圖4表示了樁體刺入量與加載值的關(guān)系，樁體刺入量在加載初期增速較快，在荷載值較大時樁體刺入量反而增長較慢。并未出現(xiàn)褥墊層在加載到某個階段后，刺入量持續(xù)增大而荷載值增加不多的情況，因此，文獻[6]也說明了褥墊層在規(guī)范推薦厚度時很難發(fā)生剪切變形。

3.2 褥墊層的最小極限承載力

取褥墊層在剪切變形階段承受的最小樁頂壓力作為褥墊層的最小極限承載力pu，該承載力是一個與褥墊層的內(nèi)摩擦角、密實度、附加荷載等緊密相關(guān)的重要設(shè)計參量。從圖5-7中讀取各次試驗的褥墊層最小極限承載力值，結(jié)果列于表4。

表4 模型試驗曲線讀取的褥墊層最小極限承載力Table 4 The minimum ultimate bearing capacity of cushion obtained from model test curves

需要說明：當(dāng)圖5-7的曲線中間段有波峰和波谷時，取各波谷的最小值作為最小極限承載力；當(dāng)曲線中間段無波峰和波谷時，通過對曲線中間段的線性擬合來確定最小極限承載力，圖5和圖6的工況3、工況4曲線都屬于此情況，限于篇幅，僅把圖6的工況3曲線擬合情況列出，見圖13所示。

圖13 76 mm模型樁在工況3下的試驗曲線中間段的擬合情況Fig.13 The fitting of the test curve in the middle section about the 76 mm model pile under the third working

由表4可知，樁徑一定時，褥墊層的最小極限承載力隨著樁間土壓力的增大而增大，樁間土壓力一定時，褥墊層的最小極限承載力也隨樁徑的變大而增大。假定褥墊層的最小極限承載力pu與樁徑d、樁間土壓力σs均為線型關(guān)系，擬合分析后按下式計算

(1)

式中：a、b為待定系數(shù)。根據(jù)式(1)及表4數(shù)據(jù)繪制褥墊層最小極限承載力pu與樁徑d、樁間土壓力σs的關(guān)系曲線，見圖14。由圖14可知，試驗值與擬合值相差不多，基本符合線性變化規(guī)律。

圖14 最小極限承載力與樁徑、樁間土壓力的關(guān)系曲線Fig.14 The relationship among the minimum ultimate bearingcapacity and pile diameter and the pressure

3.3 試驗曲線的波峰和波谷

在圖5-7的曲線中，當(dāng)樁間土壓力σs=0時，3種模型樁的試驗曲線在剪切變形階段均有明顯的波峰和波谷；當(dāng)樁間土壓力σs≠0時，試驗曲線的波峰和波谷有的不明顯，有的就沒有出現(xiàn)，如圖5、圖6的工況3、工況4曲線。

褥墊層在樁體刺入初期是個逐漸壓密的過程，即使σs=0，樁頭以下的褥墊層在剪切階段也達到密實狀態(tài)，所以試驗曲線出現(xiàn)波峰和波谷，這與密砂的應(yīng)變軟化特性是相符的[17]。然而，褥墊層在樁間土壓力作用下本應(yīng)該更加密實，試驗曲線卻未有明顯的應(yīng)變軟化特征。經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)，本試驗的樁間土壓力是采用剛性混凝土板上堆重物的方法施加的，見圖15，剛性混凝土板會阻止褥墊層局部向上隆起變形，導(dǎo)致砂的剪切變形被限制，所以波峰和波谷就不明顯。

圖15 剛性混凝土承載板Fig.15 Rigid concrete bearing

3.4 對比試驗的差異性

比較圖4各工況下的3個試驗曲線，總體而言，差異主要在褥墊層的壓密變形階段和剪切變形階段，最后壓碎變形階段的曲線基本趨于相同。

經(jīng)對比分析，造成差異的原因主要是褥墊層的初始密實度，密實度(或干密度)大的褥墊層，砂顆粒的咬合作用較大，顆粒之間發(fā)生相對滑移較為困難，例如，圖4(d)中，試驗1的曲線中間段相對位置最高，試驗2最低，試驗3居中，從表2中讀取各試驗的干密度，試驗1為16.05 kN/m3，試驗2為15.79 kN/m3，試驗3為15.96 kN/m3，說明了干密實大的褥墊層在剪切變形階段能承擔(dān)更大的樁頂壓力，其他幾組試驗也都表現(xiàn)出相同規(guī)律。在壓碎變形階段時，樁頂下的褥墊層所受壓力越來越大，材料破碎并慢慢趨于致密狀態(tài)，因此褥墊層初始密實度的影響逐漸降低

4 結(jié) 論

1)通過室內(nèi)模型試驗，揭示了褥墊層在樁體刺入全過程中存在3個階段，分別為樁體刺入初期的壓密變形階段，樁體刺入中期的剪切變形階段，樁體刺入末期的壓碎變形階段；并獲得了褥墊層承載能力(即樁頂壓力)與褥墊層承載厚度的關(guān)系曲線。

2)分析了樁間土壓力、樁徑對褥墊層的影響，結(jié)論為：樁間土壓力對褥墊層的整個刺入過程均有影響，相同樁徑和褥墊層承載厚度時，樁頂壓力隨著樁間土壓力的增大而增大；相同樁徑和樁頂壓力時，褥墊層承載厚度隨樁間土壓力的增大而增大，且增長率總體呈先大后小趨勢；樁徑對褥墊層的影響主要在壓碎變形階段，相同樁間土壓力和樁頂壓力時，褥墊層承載厚度隨樁徑的增大而增大，且基本呈線性增加。

3)討論了規(guī)范推薦的褥墊層厚度、褥墊層最小極限承載力等問題，結(jié)果表明：褥墊層在規(guī)范推薦厚度時很難發(fā)生剪切變形；褥墊層的最小極限承載力與樁徑、樁間土附加壓力等密切相關(guān)；褥墊層的密實度對其壓密變形和剪切變形存在影響。