商志清 周阜軍 謝仕杰

(1.江蘇鹽城水利建設(shè)有限公司，江蘇 鹽城 224014；2.新城控股集團(tuán)常州華誠造價(jià)咨詢有限公司，江蘇 常州 213000)

1 概 述

剛性樁復(fù)合地基中的混凝土樁復(fù)合地基、柔性樁復(fù)合地基中的水泥土攪拌樁復(fù)合地基都是目前比較常用的復(fù)合地基類型。在對軟弱土體進(jìn)行加固處理時(shí)，兩種樁型各有利弊。水泥土攪拌樁在成樁的施工過程中對周圍土體的擾動(dòng)和對環(huán)境的影響都比較小。并且其施工工藝簡單，造價(jià)低廉，具有較高的性價(jià)比。但其本身材料強(qiáng)度較低，且當(dāng)土層中含有軟弱土層時(shí)產(chǎn)生的沉降較大，極易因樁身強(qiáng)度不足而發(fā)生破壞。而剛性混凝土樁樁身材料強(qiáng)度較大，因此可以承受較大的上部荷載。通常情況下，其樁身強(qiáng)度還未得到充分發(fā)揮，樁土接觸面上的側(cè)摩阻力就已經(jīng)超過其剪切強(qiáng)度而發(fā)生破壞，導(dǎo)致樁整體下沉喪失承載能力。我們希望綜合這兩種樁型各自在加固軟弱土地基上的優(yōu)點(diǎn)。

出于這個(gè)目的，把預(yù)制好的混凝土樁打入剛剛成樁還未硬結(jié)的水泥土攪拌樁中，將剛性的混凝土樁作為內(nèi)芯樁，將柔性的水泥土攪拌樁作為外層樁，形成勁性芯水泥土攪拌樁[1]。這樣，既能使內(nèi)芯混凝土樁強(qiáng)度高的優(yōu)點(diǎn)得到充分發(fā)揮，又可以充分利用水泥土攪拌樁較高的側(cè)摩阻力，兩者共同提高樁的整體承載力。兼具外層水泥土攪拌樁性價(jià)比高、經(jīng)濟(jì)性好的優(yōu)點(diǎn)，同時(shí)因?yàn)閮?nèi)芯混凝土預(yù)制樁的存在，彌補(bǔ)了傳統(tǒng)水泥土攪拌樁承受荷載長度有限(有效樁長)和樁身抗彎強(qiáng)度低易受彎使樁身發(fā)生破壞的缺點(diǎn)。具有良好的應(yīng)用前景和較高的應(yīng)用價(jià)值，受到工程界的廣泛關(guān)注[2]。這種樁的基本型式見圖1。

圖1 復(fù)合樁構(gòu)造示意圖

1994年，河北滄州機(jī)械公司聯(lián)合河北工業(yè)大學(xué)對一種新型樁開展了試驗(yàn)研究。他們將一根預(yù)制好的混凝土電桿壓入水泥土攪拌樁之中組合成復(fù)合樁，并對該樁型進(jìn)行了試樁試驗(yàn)研究。試驗(yàn)測得該復(fù)合新樁型的豎向承載力為450kN，而同尺寸的單一水泥土樁的豎向承載力僅為150kN。且該樁型最終因?yàn)闃俄斚录s2m處的混凝土被壓碎而發(fā)生破壞。這次試驗(yàn)標(biāo)志我國對該種新樁型研究的開端，預(yù)制電線桿與水泥土攪拌樁的組合也是該種樁型在我國運(yùn)用研究的雛形。

當(dāng)前國內(nèi)與該樁型相關(guān)的規(guī)范中，對豎向荷載作用下該樁型承載力計(jì)算的規(guī)定各有不同。幾種規(guī)范的差異主要集中在對破壞模式種類的涉及和定義以及承載力的計(jì)算公式上。本文在涉及勁性芯水泥土攪拌樁承載力計(jì)算的國內(nèi)規(guī)范中，選出具有代表性的4種規(guī)范進(jìn)行研究，這4種規(guī)范分別是：全國性規(guī)范《勁性復(fù)合樁技術(shù)規(guī)程》(JGJ/T 327—2014)[3]和《水泥土復(fù)合管樁基礎(chǔ)技術(shù)規(guī)程》(JGJ/T 330—2014)[4]、江蘇省地方性規(guī)范《勁性芯水泥土攪拌樁技術(shù)規(guī)程》(DGJ32/TJ 151—2013)[5]、云南省地方性規(guī)范《加芯攪拌樁技術(shù)規(guī)程》(YB13(J) 70—2007)[6]。

2 現(xiàn)有承載力計(jì)算方法介紹

上述4種規(guī)范都認(rèn)為，該樁型可能發(fā)生因樁周土體強(qiáng)度不足而產(chǎn)生的破壞。此時(shí)該樁型的豎向荷載由樁周土體與樁端土體共同分擔(dān)，其極限承載力由極限樁側(cè)摩阻力與極限樁端阻力共同構(gòu)成。由規(guī)范總結(jié)得出等芯樁的承載力計(jì)算公式如下：

(1)

式中up——外層水泥土攪拌樁的樁周周長，m；

qsia——樁復(fù)合段第i層土的側(cè)摩阻力特征值，kPa；

qpa——?jiǎng)判孕舅嗤翑嚢铇稑抖俗枇μ卣髦?，kPa；

li——樁身復(fù)合段第i層土的厚度，m；

ξsi——樁身復(fù)合段的側(cè)摩阻力調(diào)整系數(shù)；

α——樁端天然地基土承載力折減系數(shù)；

ξp——樁身復(fù)合段的端阻力調(diào)整系數(shù)；

Ap——外層水泥土樁的橫截面面積，m2；

Ac——內(nèi)芯樁的橫截面面積，m2。

除此之外，在《加芯攪拌樁技術(shù)規(guī)程》(YB13(J) 70—2007)中，不僅考慮了由樁周土強(qiáng)度確定的承載力，還考慮了由該樁型樁身頂端處內(nèi)芯混凝土和外層水泥土材料強(qiáng)度共同確定的承載力[見式(2)]、芯樁樁周和芯樁樁端水泥土抗力確定的單樁豎向承載力[見式(3)]。

Ra2=ψcAcfck+ηfcu(Ap-Ac)

(2)

Ra3=ξcηfcuAcf+ηfcuAp

(3)

上二式中Ra2——樁頂混凝土和水泥土抗壓強(qiáng)度共同確定的單樁豎向承載力,kN；

Ra3——內(nèi)外層接觸面的側(cè)摩阻力和端阻力共同確定的單樁堅(jiān)向承載力,kN；

Acf——芯樁側(cè)表面積，m2；

η——水泥土強(qiáng)度折減系數(shù)；

ψc——芯樁的工作條件系數(shù)；

ξc——芯樁側(cè)阻力換算系數(shù)，不同的規(guī)范中取值范圍不同；

fcu——水泥土標(biāo)準(zhǔn)試塊在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下28d齡期的抗壓強(qiáng)度平均值，kPa；

fck——芯樁混凝土的抗壓強(qiáng)度，kPa，取混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，或取混凝土試塊標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下28d齡期的抗壓強(qiáng)度平均值的1/2或1/3；

其余符號意義同前。

通過上述4種規(guī)范中對該樁型豎向承載力的總結(jié)發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)有的規(guī)范中有的只考慮了某一種或者兩種破壞模式下該樁型的極限承載力，有的只考慮了短芯樁、等芯樁和長芯樁中的某一個(gè)樁型而忽略了其他。在相關(guān)參數(shù)值的選取上也有差異。

3 基于破壞模式構(gòu)建計(jì)算體系

3.1 破壞模式

由勁性芯水泥土攪拌樁豎向荷載傳遞模式分析可知，其重要的組成部分為五個(gè)部分，分別為剛性的混凝土預(yù)制內(nèi)芯、柔性的水泥土外層、樁周土體、混凝土與水泥土接觸面(內(nèi)外層接觸面)和水泥土與樁周土接觸面(樁土接觸面)。由不同部分可能發(fā)生的破壞可定義相應(yīng)的破壞模式?，F(xiàn)根據(jù)該樁型不同部分可能出現(xiàn)的破壞將該樁型的破壞模式分為三種(見圖2)。

圖2 破壞模式示意圖

破壞模式一：由于內(nèi)芯樁身混凝土材料強(qiáng)度不足而發(fā)生破壞并使樁失去承載力，具體表現(xiàn)為內(nèi)芯樁在某橫截面處被壓碎。

破壞模式二：由于內(nèi)外層樁之間接觸面的強(qiáng)度不足，接觸面上所能提供的最大側(cè)摩阻力值與芯樁樁端水泥土提供的端阻力之和小于內(nèi)芯樁向外層樁傳遞的荷載值。具體表現(xiàn)為內(nèi)外層樁之間發(fā)生相對位移，對于短芯樁表現(xiàn)為內(nèi)芯樁樁底刺入水泥土樁中，對于等芯和長芯樁則表現(xiàn)為內(nèi)芯樁樁底刺入樁底土體中。此時(shí)，樁周土和內(nèi)外層樁身均完好，沒有發(fā)生破壞。

破壞模式三：由于樁周側(cè)摩阻力和樁端阻力之和小于樁所承受的豎向荷載，樁周土體強(qiáng)度不足發(fā)生破壞，樁土接觸面發(fā)生錯(cuò)動(dòng)，表現(xiàn)為樁身整體下沉，但樁身完好，內(nèi)外層樁沒有產(chǎn)生相對位移，內(nèi)外層接觸面沒有破壞。

從大量的實(shí)際工程案例來看，每一種破壞模式都有可能在該樁型承受豎向荷載的過程中發(fā)生，因此，有必要對每一種破壞模式所對應(yīng)的承載力計(jì)算公式進(jìn)行研究。

3.2 承載力計(jì)算體系

在前文中，分別分析了等芯樁在破壞模式一、破壞模式二、破壞模式三下對應(yīng)的單樁豎向承載力公式。而在一般情況下，單樁的三種破壞模式不會(huì)同時(shí)發(fā)生，而是只發(fā)生其中一種破壞該樁就將喪失承載能力。在這種情況下，單樁的豎向承載力應(yīng)該由三種破壞模式確定的最小豎向承載力來確定。基于這種分析，對單樁豎向承載力進(jìn)行總結(jié)(見表1)。

表1 承載力公式總結(jié)

4 計(jì)算公式修正

不同破壞模式下，豎向荷載承載力的組成各不相同。本文從水泥土的膠結(jié)作用、水泥土與混凝土的彈性模量比值、混凝土中的應(yīng)力集中三個(gè)方面，對勁性芯水泥土攪拌樁不同破壞模式下的豎向承載力計(jì)算公式進(jìn)行修正。

4.1 水泥土膠結(jié)作用

水泥土漿會(huì)在混凝土表面硬結(jié)并產(chǎn)生膠結(jié)強(qiáng)度。當(dāng)樁體發(fā)生的破壞模式為破壞模式二時(shí)，內(nèi)外層樁接觸面發(fā)生破壞，內(nèi)外層樁產(chǎn)生相對位移。此時(shí)內(nèi)外層樁接觸面上由水泥土產(chǎn)生的膠結(jié)強(qiáng)度遭到破壞，而只剩余由摩擦力提供的側(cè)摩阻力?？梢娖茐哪Ｊ蕉l(fā)生后該樁型的承載力值要小于破壞發(fā)生前該樁型的承載力，出于安全考慮我們應(yīng)取破壞模式發(fā)生后該樁型的承載力作為該破壞模式下的承載力極限值。

Tanchaisawat等[7]對混凝土與水泥土接觸面進(jìn)行了室內(nèi)直剪試驗(yàn)的研究，在水泥漿和水泥土漿接觸面上分別施加50kPa、100kPa、200kPa的法向荷載。試驗(yàn)結(jié)果表明該接觸面上的最大剪切強(qiáng)度受到水泥土強(qiáng)度、水泥土摻量、在接觸面上所施加法向荷載的大小的影響。

試驗(yàn)結(jié)果表明，在接觸面破壞發(fā)生后的剩余剪切強(qiáng)度比破壞發(fā)生前的最大剪切強(qiáng)度要小，說明由于接觸面破壞，膠結(jié)強(qiáng)度也隨之消失。膠結(jié)強(qiáng)度隨著水泥土中水泥的摻入量(即水泥土強(qiáng)度)的提升而提升。該試驗(yàn)測定了水泥土的膠結(jié)強(qiáng)度是水泥土抗剪強(qiáng)度的20%～30%。根據(jù)相關(guān)規(guī)范手冊，水泥土的抗剪強(qiáng)度與抗壓強(qiáng)度比例一般取1/3。因此，取水泥土膠結(jié)強(qiáng)度為水泥土抗壓強(qiáng)度的10%。

綜上所述，對于內(nèi)外層界面的側(cè)摩阻力最大值應(yīng)考慮設(shè)置折減系數(shù)θ，該折減系數(shù)θ的取值為0.9。對于等芯樁破壞模式二對應(yīng)的承載力公式應(yīng)修正為

(4)

4.2 水泥土與混凝土彈模比值

由勁性芯水泥土攪拌樁豎向荷載的傳遞機(jī)理和該樁型的組成介紹可知，該樁型的內(nèi)芯樁材料為混凝土而外層樁材料為水泥土?；炷敛牧系膹椥阅Ａ恳话阍?0GPa左右而水泥土材料的彈性模量一般在0.1～0.5GPa，再根據(jù)內(nèi)外層樁的橫截面面積比(一般內(nèi)芯樁橫截面面積與外層樁橫截面面積的比值在0.3～0.6之間)，可以計(jì)算出當(dāng)內(nèi)外層樁在兩者接觸面上的側(cè)摩阻力的作用下保持同步變形(即兩者應(yīng)變相同且接觸面沒有發(fā)生破壞)時(shí)內(nèi)芯樁分擔(dān)的荷載是外層樁分擔(dān)荷載的100倍左右。由于內(nèi)外層樁彈性模量的巨大差異，當(dāng)兩者處在變形協(xié)調(diào)且接觸面沒有發(fā)生破壞的階段時(shí)該樁型的豎向承載力主要由內(nèi)芯樁提供而外層樁分擔(dān)的豎向荷載十分有限。并且水泥土樁身的質(zhì)量控制難度較大，當(dāng)水泥土樁長超過一定長度時(shí)，其樁身質(zhì)量難以得到保障，因此，不考慮攪拌樁在變截面處的樁端阻力。公式應(yīng)修正為

(5)

4.3 混凝土中的應(yīng)力集中

對于破壞模式一來說，大多數(shù)研究都認(rèn)為內(nèi)芯樁在樁頂處應(yīng)力達(dá)到最大值，但李俊才等[8]通過試驗(yàn)和理論分析研究表明內(nèi)芯樁的應(yīng)力最大值會(huì)出現(xiàn)在樁頂以下靠近樁頂位置的某個(gè)點(diǎn)。其主要原因是外層樁水泥土材料和內(nèi)芯樁混凝土材料之間巨大的彈性模量差使得應(yīng)力會(huì)在混凝土中產(chǎn)生集中的現(xiàn)象。樁頂處受到豎向荷載時(shí)應(yīng)力集中尚未完成，這使得在樁頂以下靠近樁頂位置的某個(gè)部位處有部分應(yīng)力從水泥土外層樁中向內(nèi)芯樁中集中，因此內(nèi)芯樁應(yīng)力最大值點(diǎn)不在內(nèi)芯樁的樁頂位置而在樁頂以下的某個(gè)點(diǎn)處。研究還表明因?yàn)樗嗤恋膽?yīng)力最大值點(diǎn)在外層樁樁頂處，所以當(dāng)該橫截面混凝土達(dá)到極限強(qiáng)度時(shí)水泥土并沒有達(dá)到極限強(qiáng)度。而規(guī)范中認(rèn)為兩者同時(shí)達(dá)到強(qiáng)度極限則會(huì)導(dǎo)致最終計(jì)算結(jié)果偏大。因此出于安全因素和簡便計(jì)算公式的考量，可不計(jì)該應(yīng)力最大截面處水泥土提供的強(qiáng)度，簡化后的承載力計(jì)算公式為

Ra1=ψcAcfck

(6)

公式經(jīng)過修正后，將等芯樁勁性芯水泥土攪拌樁單樁豎向承載力總結(jié)在表2中。

表2 修正后承載力公式總結(jié)

5 工程案例驗(yàn)證與分析

本文以常州市新孟河奔牛水利樞紐試樁工程為例對改進(jìn)后基于破壞模式的豎向承載力公式計(jì)算效果進(jìn)行驗(yàn)證。該工程場地的土層條件、試樁參數(shù)見表3、表4。

表3 土 層 條 件

表4 試 樁 參 數(shù)

將本工程中試樁試驗(yàn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)整理并繪制對應(yīng)的Q-S曲線圖(見圖3)，觀察試樁試驗(yàn)所得的兩根樁的曲線圖可知，兩根試樁均在2700kN的豎向荷載下出現(xiàn)明顯的陡降段。因此取前一級荷載2430kN作為這兩根試樁的承載力極限值。在樁的承載力特征值與靜載荷試驗(yàn)得出的極限承載力值之間，應(yīng)考慮安全系數(shù)。一般按規(guī)范中規(guī)定，安全系數(shù)應(yīng)取2，即樁的承載力特征值為極限承載力值的一半。所以本次試樁試驗(yàn)中，兩根試樁的豎向承載力特征值均為1215kN。

用本文提出的修正后豎向承載力計(jì)算公式計(jì)算出的兩根試樁的承載力特征值均為1144.53kN。將試樁試驗(yàn)的承載力實(shí)測值與本文修正后的承載力計(jì)算公式計(jì)算值繪制于圖4中進(jìn)行比較。

圖4 承載力實(shí)測值與本文公式計(jì)算值對比

用本文等芯樁承載力計(jì)算公式計(jì)算得出的值與試樁試驗(yàn)的實(shí)測值進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)其誤差在5%左右，表明用上文所總結(jié)的修正承載力計(jì)算公式能計(jì)算出與工程所測的實(shí)際承載力較為接近的數(shù)值。試樁試驗(yàn)中，單樁在2700kN的豎向荷載下發(fā)生破壞，其破壞的形式為內(nèi)外層之間發(fā)生相對錯(cuò)動(dòng)即破壞模式二。破壞模式二的計(jì)算公式所得出的極限承載力值與實(shí)測值最為接近。最后與未經(jīng)修正的計(jì)算公式所得的承載力值進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)修正后的承載力計(jì)算公式所得的承載力值與實(shí)際的試驗(yàn)結(jié)果更加接近，證明了修正的合理性。故該結(jié)果表明本文所提出的計(jì)算公式能較為準(zhǔn)確地得出與實(shí)測值相接近的承載力值,并且還準(zhǔn)確反映了破壞模式，對樁型承載力的設(shè)計(jì)有參考意義。

6 結(jié) 論

在勁性復(fù)合樁承載力的計(jì)算過程中，要充分考慮這種樁型的破壞模式：樁周土強(qiáng)度不足、混凝土強(qiáng)度不足、芯樁和水泥土樁之間的側(cè)摩阻力不足以及水泥土強(qiáng)度不足等，只有充分考慮了所有的破壞模式，計(jì)算結(jié)果才能符合實(shí)際。

根據(jù)涉及勁性芯水泥土攪拌樁的相關(guān)規(guī)范中有關(guān)豎向荷載承載力計(jì)算的相關(guān)公式，結(jié)合提出的勁性芯水泥土攪拌樁破壞模式進(jìn)行分析，按破壞模式構(gòu)建承載力計(jì)算體系，并從三個(gè)方面對承載力計(jì)算公式進(jìn)行了修正。

以常州市新孟河奔牛水利樞紐工程試樁試驗(yàn)為依托，將所得的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與本文得出的修正承載力計(jì)算公式計(jì)計(jì)算出的結(jié)果進(jìn)行對比，兩者的誤差在5%以內(nèi)。證明修正后的公式不僅可以較準(zhǔn)確反映樁基承載力，還可以較為準(zhǔn)確地反映出樁的破壞模式。