何軍，左大偉，張嘉泰，王大永

（1.天津津港建設有限公司，天津 300456；2.中交天津港灣工程研究院有限公司，天津 300222；3.中交哈爾濱地鐵投資建設有限公司，黑龍江 哈爾濱 150000）

0 引言

堿渣是堿廠在工業(yè)生產(chǎn)中制堿或堿處理過程中排放的堿性廢料，大量產(chǎn)出的堿渣若被隨意堆放、廢棄則會對周圍環(huán)境造成污染，目前，堿渣處理最有效的方法之一是將堿渣通過混合摻料或真空預壓手段制作為堿渣土，用于場地和地基回填。隨著經(jīng)濟發(fā)展，天津港港區(qū)的擴展需要對堿渣回填區(qū)域進行再利用，因此需要對使用場地的回填堿渣的物理力學性質(zhì)開展研究。堿渣是由礦物質(zhì)為骨架，以液相和氣相填充孔隙形成的多孔介質(zhì)，與天然土相似，也具有三相體系[1]，可采用土工試驗方法進行研究[2]。國內(nèi)外學者針對堿渣的工程應用進行了大量研究，日本學者Mitchell[3]將堿渣與摻合料混合用于填海造田。國內(nèi)學者閆澍旺等[4-5]將堿渣與增鈣灰、粉煤灰、水泥等材料拌和，并驗證堿渣通過采取適當?shù)拇胧┛删哂休^好的工程性；并通過耐久性試驗證明了堿渣不會對鋼筋、混凝土產(chǎn)生腐蝕性。陳運濤等[6]采用真空預壓方式對堿渣地基進行了加固處理，證明堿渣的密實度與承載力正相關。趙獻輝等[7]用堿渣與粉煤灰、元明粉混合，證明堿渣拌合土可以滿足公路路堤填墊工程的應用要求。

目前堿渣在建筑工程中的應用主要作為回填地基使用，針對樁基礎穿透堿渣層或以堿渣為持力層的承載力研究尚不充分。本文以天津港某散貨堆場建設工程為依托，針對直徑800 mm，樁長13 m，樁尖分別為開口、閉口2 種類型的PHC 預制管樁進行試樁，試樁區(qū)域的樁身全部進入堿渣層并以堿渣作為持力層。研究樁與堿渣相互作用的參數(shù)和指標，并探究預制樁在堿渣層應用的可行性。

1 試樁工程

1.1 工程概況

天津港北港路擬建設散貨堆場，堆場原為堿渣回填區(qū)域，地質(zhì)狀況較為復雜。場地表面為厚度10.80～18.00 m 的人工填土層，其中堿渣厚度為8.80～16.40 m。試樁工程共包含4 根試驗基樁，分為2 組，其中第1 組為2 根φ800 mm 的PHC 管樁（樁尖閉口），編號為S1、S2；第2 組為2 根φ800 mm 的PHC 管樁（樁尖開口），編號為S3、S4。4根試樁樁長均為13 m，壁厚110 mm，樁身混凝土強度等級為C80。試樁平面布置及地勘鉆孔位置如圖1 所示。

圖1 試樁及鉆孔位置Fig.1 Test pile and drilling position

1.2 地質(zhì)條件

為開展堿渣特性研究，分析該層作為地基的穩(wěn)定性、均勻性和承載力，對場地區(qū)域進行了地質(zhì)勘察?？辈熘饕扇≡瓲钊⊥?、標準貫入試驗、十字板剪切試驗以及室內(nèi)土、水試驗等綜合勘察方法。以距離試樁區(qū)域最近鉆孔為例，土層分布及土的物理力學特性見表1。

表1 土體物理力學指標Table 1 Physical and mechanical indicators of soil

從土體特性可以看出，場地區(qū)域的堿渣具有高含水率、高壓縮性、高靈敏度、低強度等特性。

1.3 沉樁結(jié)果

施打PHC 試驗樁采用D125 型打樁錘，錘重10.5 t，停錘標準為樁尖達到設計標高（-7.84 m），沉樁過程中試驗樁打至設計標高的總錘擊數(shù)在10~12 錘之間，沉樁統(tǒng)計結(jié)果見表2。

表2 沉樁統(tǒng)計結(jié)果Table 2 Statistical results of pile sinking

2 單樁靜載試驗

散貨堆場擬采用樁基基礎，場地表層為堿渣層且厚度較大。在設計過程中，若保守地忽略該層堿渣對樁承載力的貢獻，則可能造成成本的浪費，但目前對此類研究尚不充分，且無相關試驗結(jié)果進行參考。因此，為探究預制樁在堿渣層應用的可行性，采用單樁靜載試驗的方法確定樁基在堿渣層的極限承載力是很有必要的。

2.1 試驗內(nèi)容

本次單樁靜載試驗的測試內(nèi)容為單樁豎向抗壓極限承載力、單樁豎向抗拔極限承載力以及單樁的側(cè)摩阻力、端摩阻力，具體試驗順序為：

1） 在試驗樁初打15 d 后，對S1—S4 樁進行單樁豎向抗壓極限承載力首輪試驗；

2） 一次豎向抗壓靜載試驗25 d 后，對S1—S4 樁進行單樁豎向抗壓極限承載力次輪試驗；

3） 二次豎向抗壓靜載試驗3 d 后，對S1—S2樁進行單樁豎向抗拔極限承載力試驗。

2.2 試驗方法

本試驗為科研探究性試驗，為設計提供依據(jù)，采用慢速維持載荷法。試驗采用堆載反力法（如圖2 所示），參考對堿渣的地質(zhì)勘察結(jié)果結(jié)合工程經(jīng)驗，初步計算預估試樁的豎向抗壓極限承載力為1 500 kN，選取的堆載試塊總重為預估值的2 倍為300 t。試驗加載方式為千斤頂加載，架設基準梁并在樁頂?shù)乃闹懿贾? 塊百分表來觀測試樁的垂直位移。

圖2 現(xiàn)場試驗照片F(xiàn)ig.2 Site test photos

試驗包括樁的分層側(cè)摩阻力測試，沿樁身兩側(cè)對稱布置埋入式應變傳感器，以確定堿渣層樁側(cè)摩阻力和樁端阻力。為更好地掌握樁身側(cè)摩阻力的分布規(guī)律，共設置4 個測量截面，每斷面?zhèn)鞲衅鞯穆裨O間距大致為3 m，具體布設方式見圖3。

圖3 試驗樁傳感器布置位置Fig.3 Layout position of test pile sensors

依據(jù)JGJ 106—2014《建筑基樁檢測技術規(guī)范》[8]的規(guī)定，本次豎向抗壓、抗拔靜載試驗分10 級加載，加載至最大加載荷載時如未發(fā)生破壞，則繼續(xù)加載至破壞。首輪抗壓試驗中，先以預估值1 500 kN 作為最大加載荷載分級，后續(xù)試驗參考中間結(jié)果對分級方式進行優(yōu)化調(diào)整為1 000 kN?？拱卧囼灥姆旨壸畲蠛奢d則根據(jù)兩輪次抗壓試驗測得的側(cè)摩阻力進行預估為500 kN。

依據(jù)慢速維持載荷法讀數(shù)規(guī)則，對樁頂沉降進行讀數(shù)，應變傳感器的測讀頻率與沉降一致。

2.3 試驗結(jié)果

此次4 根試樁的靜載試驗共計包含8 根次的豎向抗壓試驗和2 根次豎向抗拔試驗。試驗嚴格按照規(guī)范[8]要求，均加載至出現(xiàn)試驗樁判定破壞的條件，根據(jù)各加載級下沉降數(shù)據(jù)，繪制荷載-位移（Q-s）曲線見圖4。

圖4 三輪次試驗樁的荷載-位移曲線Fig.4 The Q-s curves of three rounds of test pile

3 單樁極限承載力分析

3.1 極限承載力判定

豎向抗壓、抗拔靜載試驗結(jié)果顯示，4 根試驗樁在三輪次的試驗過程中，當加載至某一荷載級時，Q-s曲線全部出現(xiàn)明顯陡降段，樁頂位移在該荷載級陡增，大于上一級位移的5 倍，且抗壓試驗的樁頂總位移超過40 mm，均符合判定破壞的條件，可認為破壞荷載級的上一級荷載為試驗樁的豎向極限承載力。根據(jù)試驗過程中測試的樁身截面軸力計算結(jié)果，確定試驗樁在堿渣層的樁側(cè)摩阻力和樁端阻力，與極限承載力結(jié)果一并列于表3。

表3 試樁結(jié)果匯總表Table 3 Summary table of pile testing results

三輪試驗中，各類試驗樁的極限承載力結(jié)果差距均在1.3 倍以內(nèi)，因此可取均值作為此次各類試樁的單樁極限承載力。

3.2 承載機理分析

樁基承載力由側(cè)摩阻力與端阻力構(gòu)成，對于在堿渣層應用預制樁的研究不僅需要確定樁的總承載力，同樣也需要確定樁側(cè)摩阻力與端阻力分擔占比，進而得到打入樁在堿渣層的極限側(cè)摩阻力推薦值及堿渣層作為持力層的極限端阻力推薦值。分析表3 的試樁結(jié)果可得到以下結(jié)論：

1） 首輪豎向抗壓靜力載荷試驗結(jié)果顯示，閉口樁承載力標準值較開口樁高約15%，兩類樁側(cè)摩阻力值相差較小，承載力差距主要體現(xiàn)于端阻力，側(cè)摩阻力與端阻力比值接近1∶1。

2） 次輪豎向抗壓靜力載荷試驗對比首輪結(jié)果顯示，土體恢復25 d 后，兩類樁的承載力均有提升，提升幅度分別為20%和33%，承載力的提升主要體現(xiàn)于樁周土體受到擾動后重新密實，側(cè)摩阻力有了顯著提升，而端阻力基本不變，側(cè)摩阻力與端阻力比值接近6∶4。

3） 豎向抗拔靜力載荷試驗結(jié)果顯示，樁側(cè)阻力與首輪抗壓試驗的樁側(cè)摩阻力較接近，明顯小于次輪抗壓試驗的樁側(cè)摩阻力，說明3 d 間隔未能使受到擾動的堿渣完全恢復，根據(jù)試驗規(guī)律，延長恢復期可進一步提高試驗樁豎向抗拔承載力。

3.3 樁土作用分布

根據(jù)靜載試驗過程中埋設的應變傳感器數(shù)據(jù)，以S1 樁在次輪豎向抗壓靜力載荷試驗的截面軸力分布為例（見圖5），分析樁土相互作用。

圖5 S1 樁截面軸力分布圖Fig.5 Axial force distribution diagram of S1 pile section

由試驗樁S1 在各加載級下的軸力分布情況可以看出，軸力隨深度遞減，土層側(cè)阻力發(fā)揮順序為由上到下，上層土體先到達極限狀態(tài)隨后荷載向下傳遞至中、下層土體，在極限承載力前一級，樁端阻力明顯增大，當樁端土體也到達極限狀態(tài)時，樁頂位移突然增大，試樁發(fā)生破壞。

將上、下截面的軸力做差，得到堿渣層不同深度的摩擦阻力Fi（kN），再根據(jù)式（1），求得堿渣層在不同深度的單位面積側(cè)阻值，將S1 樁單位面積的側(cè)摩阻力、端阻力值列于表4，其余試樁結(jié)果相近，不一一列出。

表4 試樁S1 側(cè)阻與端阻值Table 4 Test pile S1 side resistance and end resistance values

式中：fi為堿渣層不同深度的單位面積側(cè)阻，MPa；U為樁外徑周長，mm；hi為第i層截面厚度，mm。

將次輪抗壓試驗中全部試樁在堿渣層的單位面積側(cè)摩阻力取均值，得到試驗區(qū)域內(nèi)土層深度0~13 m 堿渣的單位面積側(cè)摩阻力為16.3 kPa，單位面積端阻力為680 kPa。

參考JTS 167—2018《碼頭結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》[9]，將其中推薦的黏土（IL>1.0）打入樁單位面積極限樁側(cè)摩阻力標準值列于表5。對比可以看出，本次試驗的堿渣特性類似于液性指數(shù)較高的黏土，但單位面積端阻力存在顯著差異。

表5 打入樁單位面積極限樁側(cè)摩阻力規(guī)范推薦值Table 5 Recommended values for the specification of ultimate side friction resistance per unit area of driven piles

4 堿渣層應用可行性分析

通過一系列的單樁靜載荷試驗得到了PHC 管樁的單樁極限承載力和樁與堿渣相互作用的試驗數(shù)據(jù)。以依托的堆場工程為例，對打入樁在堿渣層應用可行性進行分析。

該堆場工程尚處設計論證階段，根據(jù)實際使用荷載，擬打設φ800 mmPHC 管樁，單樁極限抗壓承載能力標準值初定為1 800 kN。根據(jù)地勘資料，堿渣層（厚度16.07 m）下分別為粉砂層1（中密—密實，厚度3.80 m）、粉質(zhì)黏土層1（軟塑，厚度1.20 m）、粉土層（中密，厚度1.90 m）、粉質(zhì)黏土層2（可塑，厚度4.80 m）、粉砂層2（密實，厚度0.70 m）。

參考規(guī)范[9]中的各土層側(cè)摩阻及端阻力推薦值結(jié)合本文對于堿渣層的試驗結(jié)果對單樁承載力進行計算。對于樁尖閉口樁，選擇以粉土層為持力層，樁入土深度為22.00 m 的工況，在考慮堿渣層的側(cè)阻作用時，計算得到單樁極限抗壓承載能力標準值為1 822 kN，可滿足設計要求；當忽略堿渣層時，計算得到單樁極限抗壓承載能力標準值為1 566 kN，此時不滿足設計要求，需穿透粉質(zhì)黏土層2 以粉砂層2 作為持力層，此時承載力增加至2 903 kN，樁長相較于考慮堿渣層時增長了6.0 m。

從打入樁在堿渣層應用的算例來看，可得到如下分析：

1） 堿渣層對單樁的抗壓極限承載力提升了16.3%，有效地起到了優(yōu)化樁長的作用，但從計算結(jié)果可以看出，持力層的選擇同樣對單樁的極限抗壓承載力有很大影響，因此堿渣層對優(yōu)化樁長的貢獻大小還需具體問題具體分析。

2） 樁在堿渣層的土塞效應明顯，單位面積的端阻力相對較大，若場地的堿渣層較厚，且樁的設計承載力較小時，可以考慮以堿渣作為持力層，但使用的局限性較大。

5 結(jié)語

本文通過對4 根樁徑、樁長、壁厚相同，樁尖類型不同的試驗樁進行三輪次的豎向抗壓、抗拔靜載試驗的方式對預制樁在堿渣層應用的可行性以及樁與堿渣相互作用的參數(shù)和指標開展了系統(tǒng)性的研究。詳細地敘述了試驗的內(nèi)容、方法及試驗結(jié)果，并通過依托工程對打入樁在堿渣層應用的可行性進行了分析，得到如下結(jié)論：

1） 直徑800 mm、樁長13 m 的閉口、開口預制PHC 管樁單樁豎向抗壓極限承載力分別為900 kN、800 kN，單樁豎向抗拔極限承載力為350 kN。

2） 試驗區(qū)域0~13 m 土層深度堿渣的單位面積側(cè)摩阻力為16.3 kPa，單位面積端阻力為680 kPa，本次試驗的堿渣特性類似于液性指數(shù)較高的黏土，但單位面積端阻力較黏土明顯更高。

3） 考慮堿渣層可以起到優(yōu)化樁長的目的，但對該土層的具體使用方法還需針對不同工況具體分析。

4） 若場地的堿渣層較厚，且樁的設計承載力較小時，可以考慮以堿渣作為持力層，但使用的局限性較大。