劉源，張可能，劉創(chuàng)，何杰

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微型CFG樁側(cè)阻力提高系數(shù)試驗(yàn)研究

劉源1, 2，張可能1，劉創(chuàng)1，何杰3

(1. 中南大學(xué)地球科學(xué)與信息物理學(xué)院，有色資源與地質(zhì)災(zāi)害探查湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙 410083；2. 中國(guó)有色桂林礦產(chǎn)地質(zhì)研究院，廣西桂林，541004；3. 湖南工業(yè)大學(xué)計(jì)算機(jī)與通信學(xué)院，湖南株洲，412008)

為分析微型CFG樁單樁承載力實(shí)測(cè)值比按現(xiàn)行CFG樁規(guī)范公式所得計(jì)算值大的原因，選擇150 mm和 250 mm這2種樁徑、不同長(zhǎng)徑比的微型CFG樁進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)足尺試驗(yàn)。試驗(yàn)樁采用先擠土成孔后分段填混合料振密法施工工藝，樁端阻力通過(guò)土壓力盒測(cè)定，單樁承載力通過(guò)靜載荷試驗(yàn)測(cè)定，并對(duì)試驗(yàn)樁進(jìn)行實(shí)地開挖。提出微型CFG樁單樁承載力計(jì)算修正公式。研究結(jié)果表明：微型CFG樁單樁承載力實(shí)測(cè)值大于按規(guī)范公式所得計(jì)算值，單樁承載力提高主要是由于樁側(cè)阻力提高，為此引入微型CFG樁側(cè)阻力提高系數(shù)；在相同樁徑條件下，長(zhǎng)徑比增大，微型CFG樁側(cè)阻力提高系數(shù)減小；當(dāng)長(zhǎng)徑比相同時(shí)，樁徑小的單樁側(cè)阻力提高系數(shù)大；工程運(yùn)用時(shí)可取1.1~1.4。

微型CFG樁；樁側(cè)阻力；提高系數(shù)

直徑小于250 mm的微型CFG樁在很多軟弱地基處理工程中得到廣泛應(yīng)用[1?2]，很多學(xué)者從不同方面對(duì)CFG樁復(fù)合地基單樁及樁間土等承載力的發(fā)揮情況進(jìn)行了研究，如：楊麗君等[3]通過(guò)室內(nèi)單剪試驗(yàn)，研究了樁?土接觸面剪切性質(zhì)；陳昌仁等[4]修正了CFG樁復(fù)合地基承載力經(jīng)驗(yàn)公式，提出了樁間土強(qiáng)度提高系數(shù)；薛新華等[5]通過(guò)CFG樁復(fù)合地基室內(nèi)模型試驗(yàn)，總結(jié)了CFG樁復(fù)合地基存在擴(kuò)徑現(xiàn)象，且從下至上擴(kuò)徑現(xiàn)象明顯，實(shí)際的成樁直徑通常大于設(shè)計(jì)的樁體直徑；龍曄君等[6]認(rèn)為對(duì)于靜壓樁復(fù)合地基，單樁承載力及樁間土承載力發(fā)揮系數(shù)可能會(huì)大于1.0；楊明等[7]從考慮樁體、樁間土體與復(fù)合地基沉降量之間關(guān)系的基礎(chǔ)上，推導(dǎo)出求解單樁復(fù)合地基及樁間土承載力發(fā)揮系數(shù)的方法；席寧中等[8]認(rèn)為樁端土層剛度對(duì)樁側(cè)阻力具有增強(qiáng)效應(yīng)；劉念武等[9]對(duì)黏性土中微型樁抗壓和抗拔進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，研究結(jié)果表明微型樁抗壓時(shí)，其端阻力隨著荷載的增加不斷增加，端部荷載占總荷載的9.7%~15%，端部荷載的發(fā)揮要慢于側(cè)阻力的發(fā)揮；蔡江東等[10]對(duì)大直徑嵌巖樁側(cè)阻強(qiáng)化樁土界面影響因素進(jìn)行了研究；TAHA等[11?14]對(duì)不同土體與不同建筑材料樁體之間的力學(xué)特性進(jìn)行了研究；POTYONDY等[15]利用應(yīng)力控制式和應(yīng)變控制式直剪儀研究了多種土料與建筑材料接觸面的力學(xué)特性；BRANDT等[16]對(duì)土體與結(jié)構(gòu)物接觸面問題進(jìn)行了研究；DESAI等[17]進(jìn)行了接觸面的動(dòng)力試驗(yàn)，建立了接觸面的本構(gòu)模型。上述研究主要對(duì)常規(guī)直徑(不少于400 mm)的樁進(jìn)行了研究，而在大量實(shí)際工程案例中發(fā)現(xiàn)，微型CFG樁單樁承載力的實(shí)測(cè)值與按現(xiàn)行規(guī)范公式所得計(jì)算值之間有較大差異。目前，人們對(duì)微型CFG樁單樁承載力實(shí)測(cè)值與按規(guī)范公式所得計(jì)算值之間存在較大差異的原因研究很少，為此，本文作者通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)足尺試驗(yàn)并結(jié)合工程實(shí)踐，對(duì)實(shí)測(cè)值比計(jì)算值增大原因進(jìn)行研究，并提出微型CFG樁單樁承載力特征值計(jì)算修正公式；引入微型CFG樁單樁承載力側(cè)阻力提高系數(shù)，以便為微型CFG樁設(shè)計(jì)與施工提供依據(jù)。

1 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)場(chǎng)地

試驗(yàn)場(chǎng)地為長(zhǎng)、寬均約為20.0 m平地，場(chǎng)地內(nèi)土層為硬塑狀黏土，厚度大于10 m，硬塑狀黏土承載力特征值ak為200 kPa。

在試驗(yàn)場(chǎng)地上開挖1座長(zhǎng)寬均約為10.0 m的正方形基槽，深度分別為2.0，3.5和4.5 m(如圖1和圖2所示)，槽底標(biāo)高、平面尺寸等嚴(yán)格控制，且開挖過(guò)程中不損壞槽底土層。

選用成分較純的素填土體作為基槽填土，分層碾壓回填至試驗(yàn)槽內(nèi)，每層厚度約為0.5 m。填土密實(shí)度采用輕型動(dòng)力觸探進(jìn)行檢測(cè)，試驗(yàn)場(chǎng)地內(nèi)的素填土要求達(dá)到稍密狀態(tài)且密實(shí)程度較均勻。為確保填土達(dá)到試驗(yàn)要求的密實(shí)度，基槽填土靜置1 a。

微型CFG樁施工前，先對(duì)基槽填土進(jìn)行勘察及靜載荷試驗(yàn)，得出填土在試驗(yàn)前的主要參數(shù)如表1所示。

1.2 微型CFG樁施工

采用3種不同樁長(zhǎng)、2種不同樁徑(150 mm和250 mm)的微型CFG樁作為試驗(yàn)樁。試驗(yàn)樁樁底均進(jìn)入硬塑黏土中1.0 m，開挖清除樁頭后，有效樁長(zhǎng)為2.5 m，4.0 m和5.0 m，長(zhǎng)徑比為10.0~33.3。試驗(yàn)場(chǎng)地內(nèi)微型CFG樁平面分布、樁長(zhǎng)等如圖1和圖2所示。

試驗(yàn)樁采用先擠土成孔后分段填料振密法施工，樁體混合料強(qiáng)度為C10。成孔至設(shè)計(jì)深度后，在試驗(yàn)樁的樁底埋設(shè)土壓力盒(見圖3)。填料成樁施工時(shí)，確保土壓力盒和導(dǎo)線不受損害。樁孔內(nèi)填料按充盈系數(shù)1.3~1.5控制填料量分段振密，樁孔縮徑或塌孔時(shí)加鋼套管，樁施工采取跳打，防止對(duì)已有樁體造成損傷。

基槽中的素填土地基經(jīng)微型CFG樁加固處理 28 d后，對(duì)加固后的地基進(jìn)行勘察及靜載荷試驗(yàn)。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果及有關(guān)規(guī)范，得到加固處理后試驗(yàn)場(chǎng)地內(nèi)土層主要參數(shù)如表2所示。通過(guò)對(duì)比加固前后樁間素填土主要物理力學(xué)參數(shù)可以得出：采用先擠土成孔后分段填料振密法施工工藝，樁間土得到加密，重度從17.3 kN/m3提高到17.9 kN/m3，承載力特征值從90 kPa提高到130 kPa左右，土的壓縮模量、內(nèi)黏聚力、內(nèi)摩擦角以及側(cè)阻力特征值也都得到提高，其中樁側(cè)素填土對(duì)樁的側(cè)阻力從12 kPa提高到15 kPa。

表1 加固前土層主要物理力學(xué)參數(shù)

注：為土層厚度；為土的重度；ak為地基承載力特征值；s為土的壓縮模量；為土的內(nèi)黏聚力；為土的內(nèi)摩擦角；si為樁側(cè)第層土的側(cè)阻力特征值；p為樁端端阻力特征值。

圖1 微型CFG樁平面局部布置圖

數(shù)據(jù)單位：mm

數(shù)據(jù)單位：mm

1.3 單樁承載力特征值測(cè)試

測(cè)試試驗(yàn)樁單樁承載力采用壓重平臺(tái)反力加載靜載荷試驗(yàn)方法。靜載荷試驗(yàn)嚴(yán)格按照J(rèn)GJ 79—2012“建筑地基處理技術(shù)規(guī)范”所規(guī)定慢速維持荷載法進(jìn)行。

先按規(guī)范公式計(jì)算單樁承載力特征值，取該特征值的2倍作為設(shè)計(jì)最大加載量，分10級(jí)加載，每級(jí)加載為設(shè)計(jì)最大加載量的1/10。當(dāng)加載達(dá)到設(shè)計(jì)最大加載量時(shí)，若未達(dá)到極限值，則繼續(xù)按設(shè)計(jì)的分級(jí)荷載加下一級(jí)荷載，直至可判定極限承載力的陡降段或樁頂總沉降量超過(guò)40 mm后即終止試驗(yàn)。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

根據(jù)測(cè)試系統(tǒng)讀數(shù)，得到1~12號(hào)試驗(yàn)樁的荷載–沉降關(guān)系，如圖4所示。樁端阻力與荷載關(guān)系曲線如圖5所示。

表2 加固后土層主要物理力學(xué)參數(shù)表

樁長(zhǎng)/m：(a) 2.5；(b) 4.0；(c) 5.0

樁長(zhǎng)/m：(a), (d) 2.5；(b), (e) 4.0；(c), (f) 5.0

JGJ 79—2012“建筑地基處理技術(shù)規(guī)范”中CFG樁單樁豎向承載力特征值計(jì)算公式為

式中：a為單樁豎向承載力特征值，kN；sk為樁側(cè)摩阻力特征值，kN；pk為樁端阻力特征值，kN；p為樁的截面面積，m2；p為樁的周長(zhǎng)，m；pi為樁長(zhǎng)范圍內(nèi)第層土厚度，m；p為樁端端阻力發(fā)揮系數(shù)。根據(jù)試驗(yàn)場(chǎng)地加固前地質(zhì)資料，按式(1)求得試驗(yàn)樁單樁側(cè)阻力特征值計(jì)算值sk，根據(jù)靜載試驗(yàn)和樁底土壓力盒測(cè)試，測(cè)得單樁承載力特征值a實(shí)、樁端端阻力特征值pk實(shí)等實(shí)測(cè)值，由此可得實(shí)際側(cè)摩阻力特征值sk實(shí)。sk實(shí)大于sk，用單樁側(cè)阻力提高系數(shù)表示，即=sk實(shí)/sk，試驗(yàn)結(jié)果見表3和圖3。

表3 樁徑150 mm和250 mm微型CFG樁試驗(yàn)結(jié)果

從表3可以看出：1) 由于微型CFG樁樁徑小，樁的截面面積p更小，樁端阻力也較小，端阻力特征值pk只占單樁承載力特征值a的10%~20%，對(duì)提高a的影響不大，所以，微型CFG樁實(shí)測(cè)單樁承載力提高主要是樁側(cè)阻力提高所致； 2) 微型CFG樁側(cè)阻力比計(jì)算值大，提高系數(shù)為1.28~1.71。微型CFG樁樁端承載力發(fā)揮情況見圖5。從圖5可知：當(dāng)樁頂施加荷載較小時(shí)，微型CFG樁樁端荷載隨樁頂施加荷載增加幅度很小，荷載主要由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)；隨著荷載增大，樁端荷載增加幅度逐漸增大，微型CFG樁破壞時(shí)樁端荷載為280~400 kPa。微型CFG樁側(cè)阻力提高系數(shù)與樁徑、長(zhǎng)徑比關(guān)系參見圖6。從圖6可知：1) 在相同樁徑條件下，隨著長(zhǎng)徑比增大，微型CFG樁側(cè)阻力提高系數(shù)減?。粚?duì)于樁徑150 mm樁，長(zhǎng)徑比從16.7增大至33.3，樁側(cè)阻力提高系數(shù)平均從1.75降至1.37；對(duì)于樁徑250 mm樁，長(zhǎng)徑比從10.0增大至20.0，樁側(cè)阻力提高系數(shù)平均從1.70降至1.36；2) 當(dāng)長(zhǎng)徑比相同時(shí)，樁徑小的樁，微型CFG樁側(cè)阻力提高系數(shù)相對(duì)增大。

樁徑/mm：1—250; 2—150。

3 影響微型CFG樁側(cè)阻力提高系數(shù)k的主要因素

微型CFG樁側(cè)阻力受多種因素影響，準(zhǔn)確掌握微型CFG樁側(cè)阻力發(fā)揮作用的機(jī)理存在一定的困難。綜合已有理論資料、實(shí)測(cè)資料及本次試驗(yàn)研究分析，主要有如下因素影響微型CFG樁樁側(cè)阻力的發(fā)揮。

3.1 樁周土強(qiáng)度的影響

樁周土性質(zhì)是影響樁側(cè)阻力發(fā)揮最直接的決定因素，樁周土的強(qiáng)度越高，相應(yīng)的樁側(cè)阻力就越大[16]。對(duì)比研究場(chǎng)地勘察與靜載荷試驗(yàn)結(jié)果可以看出：加固處理后，樁周素填土得到有效擠密，素填土承載力特征值ak，和以及樁側(cè)阻力特征值si等均比處理前有較大程度增大，樁周土強(qiáng)度增大1.4倍。當(dāng)不考慮其他因素(如樁徑)變化而僅考慮樁周土強(qiáng)度增大、樁側(cè)阻力特征值增大時(shí)，微型CFG樁單樁承載力實(shí)測(cè)值必將比計(jì)算值大。

3.2 樁徑的影響

微型CFG樁施工時(shí)，樁身混合料按充盈系數(shù)1.3~1.5分層投料振密，試驗(yàn)結(jié)束后對(duì)樁進(jìn)行開挖，量測(cè)樁徑，實(shí)際施工樁徑比設(shè)計(jì)樁徑增大2~3 cm，即150 mm樁徑達(dá)到170~180 mm，250 mm樁徑可達(dá)到280~300 mm。相應(yīng)地，施工后實(shí)際樁側(cè)面積比設(shè)計(jì)樁側(cè)面積增大12.0%~13.3%。當(dāng)其他因素不變(如樁周土強(qiáng)度)而僅樁徑增大時(shí)，微型CFG樁側(cè)阻力提高系數(shù)可達(dá)1.2~1.3。

3.3 樁體形狀與粗糙程度的影響

樁體的粗糙度對(duì)于樁–土接觸界面的力學(xué)特性有重要影響。隨著樁與土接觸面粗糙度的增大，接觸面上剪切應(yīng)力峰值相應(yīng)增大[18]，相應(yīng)的樁的承載力增 大[19]。對(duì)樁體開挖發(fā)現(xiàn)：樁身側(cè)面粗糙，樁體形狀為由無(wú)數(shù)個(gè)似葫蘆狀組成的似葫蘆串狀圓柱體，樁體材料擠入樁周土體之中；樁體形狀不均一和樁身側(cè)面粗糙，顯著增大了樁體與樁周土體之間的摩擦因數(shù)，樁側(cè)摩阻力由此增加。對(duì)于微型CFG樁這種小直徑的摩擦樁，當(dāng)忽略樁體粗糙程度對(duì)樁摩擦因數(shù)的增大和樁側(cè)阻力的提高時(shí)，必將導(dǎo)致單樁承載力計(jì)算值比實(shí)測(cè)值大幅度減少。

3.4 樁–土相對(duì)位移的影響

樁側(cè)阻力是樁與土之間相互作用并產(chǎn)生相對(duì)位移的結(jié)果。樁–土間相對(duì)位移越小，樁側(cè)阻力則發(fā)揮作用越小。當(dāng)樁–土間位移達(dá)到極限時(shí)，樁側(cè)阻力則發(fā)揮到最大值。從圖3可知：在荷載加載初期，荷載小，樁–土之間產(chǎn)生的相對(duì)位移小；隨著荷載不斷增大，沉降量逐步增大，當(dāng)單樁承載力到達(dá)極限后，樁–土之間位移達(dá)到最大，樁側(cè)阻力最大。開挖后發(fā)現(xiàn)：?jiǎn)螛冻休d力達(dá)到極限值時(shí)，樁體沒有發(fā)生破壞，這說(shuō)明微型CFG樁靜載荷試驗(yàn)達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，樁體向樁端土產(chǎn)生“鍥入”；當(dāng)試驗(yàn)樁達(dá)到極限承載力時(shí)，位移1為17.5~40.1 mm； 2倍設(shè)計(jì)承載力時(shí)的位移(此時(shí)未達(dá)到極限狀態(tài))僅為6.5~22.6 mm，1/=1.76~3.43；達(dá)到極限承載力時(shí)，樁–土之間相對(duì)位移最大，使極限側(cè)阻力發(fā)揮到最大。

影響微型CFG樁側(cè)阻力的因素很多，在目前技術(shù)條件下，還無(wú)法準(zhǔn)確測(cè)定各種因素對(duì)微型CFG樁承載力的影響權(quán)重。為此，在微型CFG樁設(shè)計(jì)計(jì)算中，引入樁側(cè)阻力提高系數(shù)，計(jì)算微型CFG樁單樁承載力特征值a公式可修正為

經(jīng)試驗(yàn)研究結(jié)合工程案例統(tǒng)計(jì)，式(2)中側(cè)阻力提高系數(shù)可取1.1~1.4。

4 結(jié)論

1) 在采用先擠土成孔后分段填料振密(混合料充盈系數(shù)1.3~1.5)法加固軟弱地基時(shí)，微型CFG樁單樁承載力比按規(guī)范公式計(jì)算值有較大幅度提高，為此，引入樁側(cè)阻力提高系數(shù)予以修正。微型CFG樁單樁承載力設(shè)計(jì)時(shí)可按修正公式(2)計(jì)算。

2) 修正公式(2)中試驗(yàn)值為1.36~1.75，根據(jù)已有研究成果結(jié)合大量工程案例進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，從安全性、經(jīng)濟(jì)性綜合考慮，在實(shí)際工程應(yīng)用時(shí)，取1.1~1.4。

3) 對(duì)于微型CFG樁，在相同樁徑條件下，長(zhǎng)徑比增大，微型CFG樁側(cè)阻力提高系數(shù)相應(yīng)減??；當(dāng)長(zhǎng)徑比相同時(shí)，樁徑減小，微型CFG樁側(cè)阻力提高系數(shù)相應(yīng)增大。因此，修正公式(2)中，長(zhǎng)徑比大時(shí)，可取較小值；樁徑小時(shí)，可取較大值。

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(編輯 陳燦華)

Test on enhancement coefficient of lateral resistance about CFG micro pile

LIU Yuan1, 2, ZHANG Keneng1, LIU Chuang1, HE Jie3

(1. Key Laboratory of Non-Ferrous Resources and Geological Hazard Detection, School of Geosciences and Info-Physics, Central South University, Changsha 410083, China;2. China Nonferrous Metal Guilin Research Institute of Geology for Mineral Resources, Guilin 541004, China;3. College of Computer and Communication, Hunan University of Technology, Zhuzhou 412008, China)

In order to analyze the reason why the micro CFG pile bearing capacity of single pile test value is greater than the calculated value according to CFG pile specification, two kinds of pile diameter including 150 mm and 250 mm and different ratios of length to diameter of micro CFG pile were selected to conduct the field test. Pile was squeezed into the hole using the construction technology of the vibratory compaction of the sub filled mixture. The pile tip resistance was determined by soil pressure box. The single pile bearing capacity was tested by the static load, and the test pile on-site was excavated. The micro CFG single pile bearing capacity calculation of correction formula was presented. The results show that the micro CFG pile bearing capacity of single pile test value is larger than the calculated value according to CFG pile specification. The reason is that the pile side resistance increases, and the increase coefficientof the micro CFG pile side resistance is introduced. Under the condition of same diameter of pile, the length diameter ratio increases, the micro CFG pile side resistance increase coefficient decreases. For the same length to diameter ratio, when the pile diameter is small, the coefficient of pile side resistance improves. Combined with engineering cases,can be chosen 1.1?1.4.

CFG micro-pile; lateral resistance of pile; enhancement coefficient

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.01.026

TU447

A

1672?7207(2017)01?0184?07

2016?01?11；

2016?03?22

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51108176) (Project(51108176) supported by the National Natural Science Foundation of China)

張可能，博士，教授，博士生導(dǎo)師，從事地基與基礎(chǔ)工程領(lǐng)域研究；E-mail: ken@csu.edu.cn