張曉東，程子龍，包小華，沈 俊，蘧樹清，潘飛超

（1、深圳大學(xué)土木與交通工程學(xué)院 深圳 518060；2、中鐵南方投資集團(tuán)有限公司 深圳 518054）

0 引言

隨著我國(guó)東部沿海城市建設(shè)的加快，各種類型的復(fù)合樁不斷應(yīng)用在工程實(shí)際中。其中勁性復(fù)合樁結(jié)合了水泥土攪拌樁和鉆孔樁的優(yōu)點(diǎn)，既有高強(qiáng)度樁芯承擔(dān)和傳遞荷載，又能以大面積的水泥土提供摩擦力，在軟土地基處理中得到了大量的應(yīng)用［1-3］。

國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者從理論分析、模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬等方面對(duì)勁性復(fù)合樁的承載力進(jìn)行研究。楊濤等人［4］基于等應(yīng)變假設(shè)，結(jié)合雙層地基固結(jié)理論，建立了T 型勁性攪拌樁復(fù)合地基固結(jié)解析解；李立頁(yè)等人［5］選取了4個(gè)規(guī)范的承載力計(jì)算方法對(duì)一個(gè)工程實(shí)例進(jìn)行了對(duì)比研究，最后提出了改進(jìn)的承載力計(jì)算公式；任連偉等人［6］基于荷載傳遞法，考慮水泥土與樁芯界面摩擦、水泥土或芯樁與樁周土體界面摩擦，提出了不同組合形式下的高噴插芯組合樁荷載傳遞的簡(jiǎn)化計(jì)算方法，并與模型試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證了方法的可行性；顧士坦等人［7］基于復(fù)合材料力學(xué)原理及明德林位移解，分析了勁性攪拌樁芯樁軸向位移和界面應(yīng)力的分布規(guī)律，最后討論了軸向荷載和水泥土彈性模量對(duì)芯樁荷載傳遞規(guī)律的影響；黃銀冰等人［8］對(duì)在灌注樁周圍打設(shè)水泥土樁，研究水泥土樁對(duì)灌注樁水平承載特性的影響，分析了水平位移與水平力的關(guān)系、樁身彎矩變化規(guī)律及樁周土壓力分布；JAMSAWANG等人［9］對(duì)加筋深層水泥攪拌樁進(jìn)行了樁荷載試驗(yàn)，研究了混凝土樁芯長(zhǎng)度和截面積對(duì)樁的軸向極限承載力、側(cè)向極限承載力和側(cè)摩阻力的影響；WONGLERT等人［10］結(jié)合室內(nèi)模型試驗(yàn)和有限元模擬，討論加筋深層水泥攪拌樁在軸壓下的破壞行為，結(jié)果表明加筋深層水泥攪拌樁的極限荷載和相關(guān)的破壞模式主要取決于芯尺寸、芯體積比和深度水泥攪拌樁的強(qiáng)度；李俊才等人［11］通過現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)和應(yīng)力監(jiān)測(cè)，并結(jié)合ABAQUS 軟件模擬結(jié)果，研究了樁內(nèi)、外芯荷載的分配及荷載沿深度的傳遞，分析素混凝土勁性復(fù)合樁的承載機(jī)理，并與常規(guī)勁性樁進(jìn)行比較；鮑鵬等人［12］采用ANSYS軟件建立三維有限元模型，分析了豎向荷載下勁性攪拌樁的樁身應(yīng)力、位移，討論了不同芯樁強(qiáng)度和截面含芯率對(duì)極限承載力的影響；何杰等人［13-14］對(duì)楔形勁性水泥土復(fù)合樁進(jìn)行了室內(nèi)模型試驗(yàn)，分析了內(nèi)芯楔角、平均截面含芯率和芯長(zhǎng)比對(duì)復(fù)合樁承載形狀、荷載傳遞狀況及內(nèi)外芯荷載分擔(dān)情況的影響；王安輝等人［15-16］利用ABAQUS 軟件建立了考慮混凝土塑性損傷、樁身結(jié)構(gòu)非線性和樁土相互作用等因素的勁性復(fù)合樁三維數(shù)值分析模型，通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證了分析模型的合理性，最后分析了水泥土樁樁徑、水泥土樁強(qiáng)度和水泥土樁樁長(zhǎng)對(duì)勁性復(fù)合樁水平荷載及樁身變形特性的影響。

本文以工程實(shí)例為背景，對(duì)勁性復(fù)合樁開展了現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)，并進(jìn)行了三維有限元數(shù)值模擬，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果和有限元模擬結(jié)果，分析了豎向荷載作用下勁性復(fù)合樁的承載能力，最后討論了水泥土樁摩擦系數(shù)、樁芯截面比、芯樁混凝土強(qiáng)度對(duì)勁性復(fù)合樁承載能力的影響。研究成果可為勁性復(fù)合樁的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

1 現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)與數(shù)值模擬

1.1 現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)

勁性復(fù)合樁的樁身分為3部分：外層水泥土樁、中層混凝土芯樁和內(nèi)層水泥土樁，樁身長(zhǎng)度為12 m，其示意圖如圖1所示。通過在芯樁樁身外側(cè)開槽定線切割并植入U(xiǎn) 型光纜，并應(yīng)用分布式應(yīng)變傳感技術(shù)可測(cè)得光纜的軸向應(yīng)變?，F(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)時(shí)在樁頂上部放置了一塊承壓鋼板，荷載通過承壓鋼板均勻施加在勁性復(fù)合樁及樁周土體上，試驗(yàn)開始時(shí)從660 kN 開始加載，而后進(jìn)行分級(jí)加載，直至加載到3 300 kN，并分別測(cè)量對(duì)于荷載等級(jí)的光纜軸向應(yīng)變。由于光纜與芯樁樁身外側(cè)精密貼合，所以光纜的軸向應(yīng)變也是芯樁的軸向應(yīng)變，并通過式⑴即可計(jì)算得到芯樁的軸向應(yīng)力：

圖1 勁性復(fù)合樁示意圖Fig.1 Schematic Diagram of Stiffening Composite Pile

式中：σ為芯樁的軸向應(yīng)力；Ec為芯樁的彈性模量；ε為芯樁的軸向應(yīng)變。

芯樁的軸向樁身應(yīng)變和軸向應(yīng)力分布如圖2 所示。可得，勁性復(fù)合樁內(nèi)芯樁軸向應(yīng)變隨深度增加而減小，由于內(nèi)芯樁身的彈性模量要遠(yuǎn)大于樁周土體，且內(nèi)芯樁受頂部荷載后樁身發(fā)生壓縮，所以圖2 中樁身軸向應(yīng)變幾乎為直線下降，且由于樁身底部為全風(fēng)化花崗巖，所以樁底的軸向應(yīng)變較小。

圖2 數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的對(duì)比Fig.2 Comparison between Numerical Simulation Results and Field Measurement

1.2 有限元數(shù)值模擬

為了更方便地分析勁性復(fù)合樁的力學(xué)特性，利用PLAXIS 3D 軟件建立了勁性復(fù)合樁三維數(shù)值模型。其中芯樁和水泥土樁采用線彈性模型，其模型參數(shù)如表1 所示。樁周土體采用了HSS 本構(gòu)模性，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)的地質(zhì)勘察報(bào)告提供的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并參考王衛(wèi)東等人［17］的研究成果，綜合確定了樁周土體的材料參數(shù)，其材料參數(shù)如表2所示。模型中設(shè)置了界面單元來考慮水泥土樁與樁周土體、芯樁與水泥土樁之間的相互作用。根據(jù)樁身荷載的影響范圍，模型的計(jì)算范圍為：深度方向取30 m，水平方向的長(zhǎng)寬均取5 m，勁性復(fù)合樁的有限元模型如圖3?所示，整體模型如圖3?所示。

表1 勁性復(fù)合樁的材料參數(shù)Tab.1 Material Parameters of Composite Piles with Stiffness

表2 樁周土體的材料參數(shù)Tab.2 Material Parameters of Soil around Piles

圖3 有限元模型Fig.3 Finite Element Model

從圖2?可知，樁頂沉降的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值較為接近，沉降量的發(fā)展趨勢(shì)一致，在施加的荷載較小時(shí)，樁周土體還處于彈性狀態(tài)，當(dāng)荷載增大到一定值，樁周土體進(jìn)入塑性，位移顯著增大，Q-s曲線的斜率變大。從圖2?可以看出，模型計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果數(shù)值上較為接近，說明該有限元模型能很好地反映勁性復(fù)合樁的力學(xué)特性。從樁身的軸向應(yīng)力分布表明，芯樁的樁身應(yīng)力最大值出現(xiàn)在樁頂，而后隨著深度增加近乎呈直線下降。樁底應(yīng)力僅僅只有樁頂應(yīng)力的10%左右，由此可知，其樁底土體承擔(dān)的應(yīng)力較小，樁頂傳遞過來的荷載大部分由側(cè)摩阻力承擔(dān)，其側(cè)摩阻力承擔(dān)的比例高達(dá)90%，因此可認(rèn)為勁性復(fù)合樁是一種摩擦樁。

2 承載能力影響因素分析

2.1 水泥土摩擦系數(shù)

由于外水泥土芯樁的存在提高了樁身的表面積，擴(kuò)大了樁身與樁周土體的接觸面積，提供了大量的側(cè)摩阻力，因此，研究勁性復(fù)合樁的樁土摩擦性能顯得尤為重要。通過調(diào)整模型中水泥土的摩擦系數(shù)Rinter來討論不同模型系數(shù)下勁性復(fù)合樁的力學(xué)特性。

圖4?為不同摩擦系數(shù)情況下的Q-s曲線，可以看出，隨著摩擦系數(shù)的減小，樁頂位移逐漸增大，但增大的并不是十分明顯，摩擦系數(shù)的改變對(duì)勁性復(fù)合樁的承載力影響很小。圖4?所示為不同摩擦系數(shù)下的軸向應(yīng)力分布，可知，摩擦系數(shù)越小，樁底的軸向應(yīng)力越大，樁頂傳遞過來的荷載開始由底部的土體承擔(dān)，側(cè)摩阻力承擔(dān)的荷載比例越小，在摩擦系數(shù)Rinter=0.05時(shí)，3 300 kN 荷載下，其底部軸向應(yīng)力已達(dá)到10 MPa，此時(shí)勁性復(fù)合樁由原來的摩擦樁向端承摩擦樁轉(zhuǎn)變，若底部為軟土的話，較小的摩擦系數(shù)是非常不利的。

圖4 不同摩擦系數(shù)的Q-s曲線及最終軸向應(yīng)力分布Fig.4 Q-s Curves and Final Axial Stress Distribution of Different Friction Coefficients

2.2 樁芯截面比

勁性復(fù)合樁中高強(qiáng)度芯樁主要起承擔(dān)荷載的作用，水泥土樁主要提供摩擦，兩者共同作用，而合理的樁芯截面比能更好地發(fā)揮兩種材料的性能，因此研究樁芯截面比對(duì)勁性復(fù)合樁的工程應(yīng)用很有必要。保持整個(gè)勁性復(fù)合樁的面積和芯樁的內(nèi)徑不變，通過改變芯樁的外徑來研究不同樁芯截面比對(duì)勁性復(fù)合樁受力特性的影響。

圖5?為不同樁芯截面比的Q-s曲線，其中m表示芯樁面積與整個(gè)勁性復(fù)合樁總面積的比值，可知，隨著樁芯截面比的增大，勁性復(fù)合樁的承載力不斷增大，當(dāng)樁芯截面比達(dá)到0.35 時(shí)，再增大樁芯截面比幾乎不會(huì)提高樁的承載力，此時(shí)該樁的承載能力已接近極限值。從以上可知，當(dāng)樁的承載力足夠時(shí)，提高芯樁的面積并不提高單樁的承載能力，勁性復(fù)合樁存在最優(yōu)樁芯截面比。圖5?為不同樁芯截面比的最終軸向應(yīng)力分布，可知，在3 300 kN的荷載作用下，樁芯截面比越小，其樁頂?shù)妮S向應(yīng)力越大，這主要是因?yàn)槭┘拥暮奢d主要由芯樁承擔(dān)，芯樁面積越小，對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)力越大，不同樁芯截面比對(duì)樁底應(yīng)力的影響較小。

圖5 不同樁芯截面比的Q-s曲線Fig.5 Q-s Curves and Final Axial Stress Distribution of Different Section Ratios of Pile Cores

2.3 芯樁混凝土彈性模量

芯樁混凝土的彈性模量與勁性復(fù)合樁的承載能力密切相關(guān)。通過改變芯樁混凝土的彈性模量，研究不同混凝土彈性模量對(duì)勁性復(fù)合樁受力特性的影響。不同芯樁彈性模量的Q-s曲線如圖6?所示，曲線顯示，芯樁混凝土彈性模量對(duì)勁性復(fù)合樁的承載力影響很大，混凝土彈性模量為16 GPa的勁性復(fù)合樁承載能力是彈性模量為4 GPa的1.83倍。并且從曲線的變化趨勢(shì)可知，隨著荷載的增大，16 GPa 的勁性復(fù)合樁承載能力遠(yuǎn)不止4 GPa 勁性復(fù)合樁承載能力的1.83 倍，兩者的極限承載力相差非常大。因此，適當(dāng)?shù)奶岣呋炷恋膹椥阅Ａ縼硖岣邉判詮?fù)合樁極限承載能力的效果是十分顯著的。圖6?為不同芯樁彈性模量的最終軸向應(yīng)力分布，混凝土彈性模量越大，在樁頂位置芯樁承受的荷載越大，水泥土和樁周土體承受的荷載越小，因此彈性模量大的樁其樁頂應(yīng)力越大，并且因?yàn)閺椥阅Ａ康奶岣撸錁兜椎膽?yīng)力也相應(yīng)增大。

圖6 不同芯樁彈性模量的Q-s曲線及最終軸向應(yīng)力分布Fig.6 Q-s Curves and Final Axial Stress Distribution of Elastic Modulus of Different Core Piles

3 結(jié)論

通過對(duì)勁性復(fù)合樁進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)，并利用PLAXIS 3D 軟件建立了在豎向荷載作用下的勁性復(fù)合樁三維有限元數(shù)值模型，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果，討論了豎向荷載下勁性復(fù)合樁的承載能力，得出了以下結(jié)論：

⑴芯樁的軸向應(yīng)力和軸向應(yīng)變的最大值出現(xiàn)在樁頂，軸向應(yīng)力和軸向應(yīng)變隨著深度的增加而減小；施加在勁性復(fù)合樁上的豎向荷載主要由側(cè)摩阻力承擔(dān)，只有接近10%左右的荷載能夠傳遞到樁底，因此可認(rèn)為勁性復(fù)合樁是一種摩擦性能較好的摩擦樁。

⑵減小水泥土的模型系數(shù)對(duì)勁性復(fù)合樁的承載能力影響較小，但會(huì)影響其軸向應(yīng)力的分布形式，使得樁底軸向應(yīng)力增大，使得勁性復(fù)合樁由摩擦樁朝著端承摩擦樁轉(zhuǎn)變。

⑶勁性復(fù)合樁的承載力并非隨著樁芯截面比的增大而一直提高，而是存在一個(gè)最優(yōu)樁芯截面比，其最優(yōu)樁芯截面比在0.35 左右；芯樁的軸向應(yīng)力隨著樁芯截面比的增大而不斷減小，樁底軸向應(yīng)力受樁芯截面比改變的影響很小。

⑷適當(dāng)?shù)靥岣咝緲痘炷恋膹椥阅Ａ靠娠@著地提高勁性復(fù)合樁的承載力，芯樁樁底與樁底的軸向應(yīng)力隨著混凝土的彈性模量不斷增大。