任連偉　呂陳陳　張建偉　肖揚(yáng)　張敏霞

摘要：

基于自主研發(fā)的大型樁基模型試驗(yàn)加載系統(tǒng)，采用砂雨法施工，對(duì)4種不同組合形式的高噴插芯組合樁（JPP樁）進(jìn)行了抗拔承載性能對(duì)比試驗(yàn)研究。結(jié)果表明：1） JPP樁的不同組合形式對(duì)抗拔承載力有較大影響，下組合抗拔承載能力最高，其承載能力是分段組合II的1.1倍，是分段組合I的1.3倍，是上組合的1.4倍。2） 極限荷載下，組合段所提供的總側(cè)摩阻力中，下組合最高。3） 在樁體上拔過(guò)程中，樁身軸力沿樁身向下依次遞減；隨著荷載的增加，樁身上部側(cè)摩阻力首先達(dá)到極限值并趨于穩(wěn)定，然后樁身中下部側(cè)摩阻力逐漸發(fā)揮。4） 側(cè)摩阻力隨樁土相對(duì)位移的增加而逐漸變大，在樁土相對(duì)位移較小時(shí)便達(dá)到較大值，樁身上部的側(cè)摩阻力在達(dá)到較大值后趨于穩(wěn)定，樁身中下部不同位置處的側(cè)摩阻力在達(dá)到較大值仍有不同程度遞增的趨勢(shì)，總體上呈現(xiàn)出雙曲線的分布形式。

關(guān)鍵詞：組合樁；抗拔承載力；模型試驗(yàn)；樁土界面剪切

中圖分類號(hào)：TU473.1

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號(hào)：16744764（2018）03009408

Abstract：

Model tests on the uplift bearing capacity of jet grouting soilcementpile strengthened piles （JPP for short） under four different combinations were carried out based on the selfdeveloped largescale pile foundation load test equipment system， the model piles were buried by sand pour method. The test results show that：1） different combinations have a great effect on uplift bearing capacity of JPP piles， lower combination carries the highest uplift bearing capacity， its bearing capacity is nearly 1.1 times of threesegment combination， nearly 1.3 times of twosegment combination， nearly 1.4 times of upper combination. 2） the total side resistance of lower combination is the maximum in four combinations under the ultimate uplift capacity. 3） in the process of uplifting test， axial force decreases along the pile depth under each load； the upper lateral resistance reaches firstly the ultimate value and tends to be stable， with the load increasing， the upper lateral resistance takes gradually a full play. （4） the lateral resistance increases gradually and reachs the ultimate value when the relative displacement is small for sand， upper lateral resistance tends to be stable after being ultimate value； lower lateral friction， however， has the increasing trend after reaching the ultimate. In the whole， the relationships between side friction and relative displacement show the hyperbolic model.

Keywords： pile； uplift bearing capacity； model test； interface shear between pile and soil

隨著經(jīng)濟(jì)的發(fā)展、社會(huì)的進(jìn)步，建（構(gòu)）筑物規(guī)模不斷擴(kuò)大，抗拔樁應(yīng)用也越來(lái)越多，在隧道、地鐵、橋梁、輸電線塔、高聳建（構(gòu)）筑物的地下室抗浮基礎(chǔ)中得到了廣泛應(yīng)用。學(xué)者們對(duì)抗拔樁的承載特性進(jìn)行了大量研究工作，并取得一定的研究成果。黃廣龍等[1]進(jìn)行了軟土地基中微型樁的抗拔試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明，采用二次注漿工藝能顯著提高微型樁抗拔極限承載力，有效地減小抗拔樁位移。雍軍等[2]進(jìn)行了等截面積X形樁和圓形樁抗拔性能對(duì)比模型試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明，在相同的樁頭位移下X形樁的側(cè)摩阻遠(yuǎn)大于圓形樁，其極限抗拔力高出圓形樁約16.7%。周佳錦等[3]進(jìn)行了靜鉆根植竹節(jié)樁抗拔靜載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，靜鉆根植抗拔樁中水泥土與樁周土接觸面摩擦性質(zhì)比灌注樁中樁土接觸面摩擦性質(zhì)要好，靜鉆根植抗拔樁的樁側(cè)摩阻力是鉆孔灌注樁的1.47～2.11倍。王衛(wèi)東等[4]結(jié)合地下車庫(kù)項(xiàng)目開(kāi)展了擴(kuò)底抗拔樁的極限承載力試驗(yàn)，有限元數(shù)值模擬分析表明，擴(kuò)大頭受周邊土體法向力的豎向分量是擴(kuò)大頭抗力的主要組成部分，極限狀態(tài)下，其可占擴(kuò)大頭抗力的70%左右。邵光輝等[5]通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)，對(duì)比分析了普通抗拔樁與托底抗拔樁在極限抗拔承載力、樁身軸力傳遞、樁側(cè)摩阻力分布方面的差異及其原因。Gaaver等[6]進(jìn)行了鋼樁的抗拔載荷模型試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，單樁的抗拔承載力主要取決于樁體的埋置深度與樁徑的比值以及土體的性質(zhì)。Reddy等[7]分別對(duì)受單向抗拔樁以及水平抗拔組合荷載的模型樁進(jìn)行了對(duì)比模型試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明在組合荷載作用下，水平和抗拔極限承載力會(huì)有所提高。Nasr[8]對(duì)油污染砂中豎向樁抗拔承載特性進(jìn)行了研究，試驗(yàn)結(jié)果表明，油污染后抗拔摩阻力顯著降低。Khatri1等[9]提出了一種確定抗拔承載力的方法，并分析了主要影響因素。Xu等[10]對(duì)新型的旋噴注漿錨樁進(jìn)行了抗拔試驗(yàn)研究，依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果提出了荷載沉降簡(jiǎn)化計(jì)算方法。

由于承載力、環(huán)境保護(hù)的要求及工程地質(zhì)與水文地質(zhì)條件等的限制，采用單一工藝的樁型往往不能滿足某些情況下的工程要求，因此，有向組合式工藝樁方向發(fā)展的趨勢(shì)。高噴插芯組合樁（JPP樁）[11]結(jié)合了預(yù)應(yīng)力管樁抗壓強(qiáng)度高、剛度大和高壓旋噴樁側(cè)摩阻較大、穿透能力強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn)，兼具兩種樁型的優(yōu)勢(shì)，是一種既經(jīng)濟(jì)又施工速度快的樁型。JPP樁在豎向及水平荷載作用下的承載機(jī)理，相關(guān)學(xué)者已進(jìn)行了大量研究[1213]，而対抗拔承載特性研究較少，但在實(shí)際工程中常用于高層建筑地下室的抗浮設(shè)計(jì)，因此，理論落后于實(shí)踐。本文基于自主研發(fā)的大型樁基模型試驗(yàn)臺(tái)，砂雨法施工，進(jìn)行了不同組合形式下JPP樁抗拔承載特性模型試驗(yàn)研究，對(duì)JPP樁的抗拔承載性能、樁身軸力、界面剪切規(guī)律等進(jìn)行了分析。

1試驗(yàn)概況

1.1模型槽

試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒鄣某叽鐬? m×2 m×2.5 m（長(zhǎng)×寬×高），模型槽東西南三側(cè)擋板均采用鋼板拼接組裝而成，模型槽的北側(cè)部分使用了有機(jī)玻璃，便于觀察土體變化情況。模型槽頂部有一個(gè)長(zhǎng)方形鋼梁，由螺栓固定在模型槽頂部，能夠提供較大的豎向抗壓承載力和抗拔承載力。試驗(yàn)使用機(jī)械式千斤頂進(jìn)行手動(dòng)加載，千斤頂量程為5 t，具有良好的穩(wěn)載效果，通過(guò)荷載傳感器以及馬歇爾數(shù)顯儀來(lái)手動(dòng)控制每級(jí)施加荷載的大小。抗拔試驗(yàn)加載系統(tǒng)如圖1（a）、（c）所示。

1.2試驗(yàn)土樣

試驗(yàn)所用的土體為干砂，通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)測(cè)得砂土的密度ρ=1.63 g/cm3，內(nèi)摩擦角φ=31°，黏聚力c =0，壓縮模量Es=11.61 MPa，對(duì)試驗(yàn)中所用的干砂進(jìn)行顆粒篩分試驗(yàn)得到其顆粒級(jí)配曲線，如圖2所示。

試驗(yàn)中采用砂雨法施工，砂土填筑時(shí)通過(guò)控制砂土與地面之間的落距來(lái)保證密實(shí)度，試驗(yàn)過(guò)程中采用的砂雨法成樁現(xiàn)場(chǎng)操作如圖1（b）所示。在埋樁之前，預(yù)先在模型槽內(nèi)填0.5m厚砂性土，找平后、將樁進(jìn)行定位。在砂土填筑過(guò)程中控制堵頭與土面的間的落距為0.5 m，通過(guò)室內(nèi)土工試驗(yàn)測(cè)得土體的最大孔隙比為0.827，砂雨法后測(cè)得的最小孔隙比為0.505，天然孔隙比為0.625，從而得到密實(shí)度為62.7%。

1.3模型樁制作

首先，確定實(shí)際工程中JPP樁常用的4種組合形式，如圖3所示。JPP模型樁尺寸為：樁長(zhǎng)2 m，芯樁直徑70 mm，水泥土厚度15 mm，組合段直徑100 mm，模擬現(xiàn)場(chǎng)工程樁（樁長(zhǎng)20 m，芯樁700 mm，水泥土厚度150 mm，組合段直徑1 000 mm）的承載性能。4種組合形式下的JPP樁水泥土總長(zhǎng)度均為1 200 mm，分段組合I分兩段，每段樁長(zhǎng)600 mm，分段組合II分3段，每段長(zhǎng)400 mm。

JPP樁由芯樁和水泥土兩部分組成、鋼筋籠在芯樁內(nèi)部，主筋為3根6的冷拉筋，箍筋為2@20，用細(xì)鐵絲綁扎。芯樁的模具為內(nèi)徑70 mm，長(zhǎng)2 m的PVC管，水泥土模具為內(nèi)徑110 mm、長(zhǎng)度與相應(yīng)組合段對(duì)應(yīng)的PVC管。芯樁采用C40的混凝土，配合比為水泥∶砂∶碎石∶水=1∶1.35∶2.62∶0.43，在澆筑前，預(yù)制標(biāo)準(zhǔn)試塊，養(yǎng)護(hù)后測(cè)得試塊無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度為41.7 MPa。水泥土配合比為水∶水泥∶砂土=2∶3∶12，所用的砂土與填筑時(shí)所用的砂土一致，按照規(guī)范要求制作標(biāo)準(zhǔn)試塊養(yǎng)護(hù)好，測(cè)得其無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度為4.26 MPa，根據(jù)相關(guān)經(jīng)驗(yàn)公式、水泥土的彈性模量取800 MPa。

1.4模型試驗(yàn)布置

模型試驗(yàn)中4種不同組合形式的JPP樁在模型槽中的布置如圖4所示。

通過(guò)在芯樁表面粘貼應(yīng)變片來(lái)測(cè)得不同位置處芯樁的應(yīng)變，從而得出芯樁軸力在相應(yīng)荷載作用下沿樁身的變化情況。在模型試驗(yàn)中，JPP樁水泥土的變形檢測(cè)是一個(gè)難點(diǎn)。為了保證應(yīng)變協(xié)調(diào)，用彈性模量與水泥土相近的PPR管上粘貼應(yīng)變片來(lái)實(shí)現(xiàn)。在保證垂直度的情況下，將PPR管對(duì)稱埋設(shè)在每段水泥土環(huán)壁中間，這樣就可以檢測(cè)每級(jí)荷載作用下水泥土應(yīng)變的變化，從而求出水泥土軸力隨荷載的變化情況。試驗(yàn)中，采用502膠作為應(yīng)變片的膠粘劑，一般室溫下固化1 d，檢驗(yàn)貼片質(zhì)量后，用703膠做保護(hù)層。樁身測(cè)點(diǎn)貼片示意圖如圖5所示。

試驗(yàn)采用維持荷載法分級(jí)加載，各級(jí)荷載下的穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)以及終止加載條件都參照相關(guān)規(guī)范[1415]中關(guān)于抗拔試驗(yàn)的內(nèi)容來(lái)確定。試驗(yàn)中每級(jí)加載后，在維持荷載不變的前提下，進(jìn)行樁頂豎向上拔位移及樁身應(yīng)変片的測(cè)量，然后，再進(jìn)行下一級(jí)荷載，直到試驗(yàn)終止條件出現(xiàn)。

2單樁模型試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1荷載與樁頭上拔位移關(guān)系曲線的分析

進(jìn)行了4種不同組合形式的JPP樁抗拔對(duì)比試驗(yàn)。試驗(yàn)采用快速維持荷載法，進(jìn)行豎向加載后得到上拔荷載U（上拔變形量）與位移Δ曲線，如圖6所示。4根單樁的抗拔極限承載力分別為：下組合1.9 kN、分段組合II 1.7 kN、分段組合I 1.5 kN、上組合1.4 kN。下組合抗拔極限承載能力最大，其承載能力是分段組合II的近1.1倍，是分段組合I的近1.3倍，是上組合的近1.4倍。

4根單樁的上拔荷載位移曲線為陡變型，在加載初期樁頂?shù)奈灰圃黾佣驾^為緩慢，上拔荷載位移曲線近似線性變化。4根單樁的樁側(cè)表面積相同，但是，由于水泥土組合段位置的不同及組合段形式的不同，抗拔承載力差別較大。上組合的抗拔承載能力最差，這是因?yàn)?，其他樁型與上組合相比，分段組合I、分段組合II及下組合在上拔過(guò)程中的抗拔承載力除了有樁側(cè)摩阻力提供外，還有組合段水泥土上部的土體重量阻止樁體的上拔。分段組合II與分段組合I相比，多了一個(gè)組合段的存在，上拔過(guò)程中水泥土上部土體所提供的端阻力要大于分段組合I，分段組合II的抗拔承載能力大于分段組合I。下組合與分段組合II相比，下組合由于其組合段位于樁身下部，樁側(cè)摩阻力較大，在樁體上拔過(guò)程中，提供的側(cè)摩阻力與端阻力比較大，其抗拔承載能力大于分段組合II。

在極限荷載下，分段組合I組合段處的樁側(cè)摩阻力提供的上拔承載力為1.14 kN，分段組合II組合段處的樁側(cè)摩阻力提供的上拔承載力為1.23 kN，上組合組合段處的樁側(cè)摩阻力提供的上拔承載力為1.0 kN，下組合組合段處的樁側(cè)摩阻力提供的上拔承載力為1.40 kN?？梢?jiàn)，當(dāng)組合段位于樁身中下部時(shí)，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮較充分，能夠提供較大的上拔承載力。

2.2芯樁樁身軸力

圖7為各級(jí)荷載作用下，不同組合形式JPP樁的芯樁軸力沿樁身的分布情況。由圖7可知，在各級(jí)荷載作用下，芯樁樁身軸力由上到下依次逐漸減小，在不同的加載階段、不同的樁身位置，軸力曲線有著不同的減小速率，軸力曲線的斜率反映了樁側(cè)摩阻力的大小。

分段組合I在0.25～0.85 m、1.15～1.75 m區(qū)間內(nèi)，分段組合II在0.2～0.6 m、0.8～1.2 m、1.4～2.0 m區(qū)間內(nèi)，軸力沿著樁身遞減比較迅速，說(shuō)明在該區(qū)間內(nèi)樁側(cè)摩阻力發(fā)揮比較充分。分段組合I在0.85～1.15 m的區(qū)間內(nèi)樁身軸力遞減較為緩慢，這可能是由于該位置剛好處于相鄰水泥土段的中間，組合段的樁徑較芯樁而言較大，樁體在上抬過(guò)程中使位于組合段之間的土體形成一定的空穴，導(dǎo)致該部位的土體產(chǎn)生應(yīng)力松弛。該部位的側(cè)摩阻力較小，在軸力變化曲線上體現(xiàn)為該段曲線斜率較小，同樣的現(xiàn)象也在分段組合II的0.6～0.8 m以及12～1.4 m區(qū)間的軸力曲線斜率變化上得以體現(xiàn)。上組合在0～1.2 m樁身軸力曲線近似為線性分布，樁身軸力向下傳遞速率比較快，上部側(cè)摩阻力發(fā)揮比較充分、且較為穩(wěn)定。1.2～1.6 m區(qū)間內(nèi)軸力曲線斜率較小，這可能是因?yàn)榻M合段樁徑較大，在樁體上抬過(guò)程中導(dǎo)致下部土體應(yīng)力松弛，下部芯樁與樁周土體間的側(cè)摩阻力較小，使得軸力曲線斜率較小，在該影響范圍以外。1.6～2.0 m區(qū)間內(nèi)樁身軸力曲線斜率又開(kāi)始變大。下組合的樁身軸力沿深度遞減較為均勻，樁身上部軸力遞減比較緩慢，樁身下部軸力遞減明顯加大，隨著荷載的不斷增加，逐漸由上部轉(zhuǎn)移到樁身下部，使得下部樁側(cè)摩阻力發(fā)揮較為充分。

2.3樁側(cè)摩阻力分析

由芯樁樁身軸力變化可得4種不同組合形式的JPP樁在各級(jí)荷載作用下樁側(cè)摩阻力的變化情況，芯樁側(cè)摩阻力由式（1）求得。

fsi=（Ni-Ni+1）/Asi（1）

式中：fsi為第i個(gè)斷面與第i+1個(gè)斷面之間的平均側(cè)摩阻力；Ni為第i個(gè)斷面的樁身軸力；Ni+1為第i+1個(gè)斷面的樁身軸力；Asi為第i個(gè)斷面與第i+1個(gè)斷面間的樁側(cè)表面積。其中，組合段時(shí)用JPP樁組合段直徑，非組合段用芯樁直徑。JPP樁在各級(jí)荷載作用下的樁側(cè)摩阻力分布如圖8所示。

參考相關(guān)文獻(xiàn)[1617]，由圖8可知，分段組合I與分段組合II的側(cè)摩阻力分布規(guī)律較為一致，沿著樁身自上至下側(cè)摩阻力依次呈現(xiàn)出先增后減的變化趨勢(shì)。分段組合I在1.15～1.75 m區(qū)間內(nèi)側(cè)摩阻力達(dá)到最大，分段組合II在0.8～1.2 m區(qū)間內(nèi)側(cè)摩阻力達(dá)到最大。對(duì)于分段組合而言，在相鄰組合段的中間位置樁側(cè)摩阻力較小，分段組合I的0.85～1.15 m區(qū)間內(nèi)，分段組合II的0.6～0.8 m、1.2～1.4 m區(qū)間內(nèi)的側(cè)摩阻力都比較小。這與分段組合的樁型構(gòu)造特點(diǎn)有關(guān)，位于相鄰組合段中間的芯樁，樁徑相較于組合段而言較小。樁體在上拔過(guò)程中，位于組合段之間的土體形成一定的空穴，導(dǎo)致該部位的土體產(chǎn)生應(yīng)力松弛，且下部的組合段樁徑較大，阻礙了芯樁部位土體的下移，使得樁土間的相對(duì)位移變化較小。而樁側(cè)摩阻力的產(chǎn)生主要是由樁土之間產(chǎn)生的相對(duì)位移引起的，因此，限制了該處側(cè)摩阻力的發(fā)揮，在該部位的側(cè)摩阻力具有一定的弱化現(xiàn)象。上組合的側(cè)摩阻力在0～1.2 m區(qū)間內(nèi)由上到下逐漸遞增，在0.6～1.2 m區(qū)間內(nèi)側(cè)摩阻力達(dá)到最大，呈現(xiàn)出在一定區(qū)間內(nèi)逐漸遞增的規(guī)律。在1.2～1.6 m區(qū)間內(nèi)側(cè)摩阻力值達(dá)到最小值，這可能是因?yàn)榻M合段樁徑較大，在樁體上抬過(guò)程中導(dǎo)致下部一定范圍內(nèi)土體應(yīng)力松弛，使得下部樁徑較小的芯樁與樁周土體間的側(cè)摩阻力變小。在該影響范圍之外的1.6～2.0 m區(qū)間內(nèi)側(cè)摩阻力又開(kāi)始變大。下組合在0～1.4 m區(qū)間內(nèi)側(cè)摩阻力沿著樁身自上之下依次遞增，在0.8～1.4 m區(qū)間內(nèi)側(cè)摩阻力達(dá)到最大，區(qū)間遞增規(guī)律明顯，在1.4～2.0 m區(qū)間內(nèi)呈現(xiàn)小幅度的減小。

2.4樁側(cè)摩阻力與樁土相對(duì)位移

JPP樁作為一種組合樁基，在分析過(guò)程中將芯樁與水泥土作為一個(gè)整體，在荷載作用下芯樁與水泥土變形協(xié)調(diào)，在此基礎(chǔ)上分析樁側(cè)摩阻力與樁土相對(duì)位移的變化關(guān)系。

樁土相對(duì)位移由式（2）求出。

Sj=S-∑ji=1li（εi+1+εi）/2（2）

式中：Sj為為樁土相對(duì)位移；S為樁頂上拔位移實(shí)測(cè)值；li為第i斷面和i+1斷面之間的樁長(zhǎng)；εi和εi+1分別為第i斷面和第i+1斷面處應(yīng)變片應(yīng)變。

參考相關(guān)文獻(xiàn)[1819]，對(duì)樁側(cè)摩阻力、樁頂位移及樁身變形相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析、處理，得到4種樁型的各段樁側(cè)摩阻力與樁土相對(duì)位移關(guān)系，如圖9所示。

從圖9可以看出，不同組合形式的JPP樁側(cè)摩阻力在樁土相對(duì)位移較小時(shí)便增長(zhǎng)至較大值，在達(dá)到較大值之前，隨樁土相對(duì)位移的變化曲線均表現(xiàn)出近似線性相關(guān)。隨著樁土相對(duì)位移的繼續(xù)增加，不同組合樁型的樁身不同位置處的樁側(cè)摩阻力的變化表現(xiàn)出一定的差異。分段組合I在樁身0～0.25 m區(qū)間處，樁土相對(duì)位移不足3 mm時(shí)，樁側(cè)摩阻力便達(dá)到基本不變的狀態(tài)，趨于穩(wěn)定極限值1.6 kPa。在0.85～1.15 m區(qū)間處，當(dāng)樁土相對(duì)位移達(dá)到1.3 mm之后，樁側(cè)摩阻力隨樁土相對(duì)位移的增加略有變大趨勢(shì)，但變化較小。在樁身0.25～085、115～1.75、1.75～2.0 m區(qū)間處，樁側(cè)摩阻力在達(dá)到較大值后并沒(méi)有表現(xiàn)出軟化現(xiàn)象，而是隨著樁土相對(duì)位移的增加，樁側(cè)摩阻力值仍有逐漸增大的趨勢(shì)。分段組合II在樁身0～0.2、0.2～0.6、0.6～0.8 m的區(qū)間位置處，樁側(cè)摩阻力在達(dá)到極限值后趨于穩(wěn)定，不再隨著樁土相對(duì)位移的增加而增大。在樁身0.8～1.2、1.2～1.4、1.4～1.8、1.8～2.0 m區(qū)間處，樁側(cè)摩阻力在樁土相對(duì)位移達(dá)到6 mm以后并沒(méi)有減弱的跡象，隨樁土相對(duì)位移的增加，樁身各區(qū)間處的樁側(cè)摩阻力表現(xiàn)出不同程度的增加。上組合樁側(cè)摩阻力在達(dá)到極限值前，與樁土相對(duì)位移的變化曲線近似線性相關(guān)，樁側(cè)摩阻力亦在樁土相對(duì)位移較小時(shí)便達(dá)到較大值。隨著樁土相對(duì)位移的繼續(xù)增加，樁側(cè)摩阻力基本保持不變，表現(xiàn)出較為理想的彈塑性特征。下組合樁側(cè)摩阻力隨樁土相對(duì)位移的增加而增加，表現(xiàn)出間斷的線性相關(guān)。在樁側(cè)摩阻力0～1、1～3 kPa區(qū)間上，與之相對(duì)應(yīng)的樁土相對(duì)位移曲線表現(xiàn)出線性變化關(guān)系。在樁身0～0.4 m區(qū)間處，樁土相對(duì)位移達(dá)到2.5 mm時(shí)，樁側(cè)摩阻力便達(dá)到基本不變的狀態(tài)，趨于穩(wěn)定極限值1.8 kPa。在樁身0.4～0.8、0.8～1.4、1.4～2.0 m區(qū)間處，樁側(cè)摩阻力在達(dá)到較大值后，隨著樁土相對(duì)位移的增加，仍表現(xiàn)出不同程度的增加。

通過(guò)上述分析可知，4種不同組合形式的JPP樁側(cè)摩阻力樁土相對(duì)位移曲線均表現(xiàn)出在樁身頂部隨著樁土相對(duì)位移的增加，樁側(cè)摩阻力比較容易達(dá)到極限值，然后趨于穩(wěn)定。此時(shí)，樁身上部的樁側(cè)摩阻力已達(dá)極限，樁側(cè)土體發(fā)生剪切破壞。在樁身中下部的不同位置處，樁側(cè)摩阻力隨著樁土相對(duì)位移的增加，在達(dá)到較大值后并沒(méi)有呈現(xiàn)出明顯的軟化現(xiàn)象，而是隨著樁土相對(duì)位移的增加，仍有不同程度的增加。說(shuō)明樁身中下部側(cè)摩阻力并沒(méi)有完全達(dá)到極限值，仍有發(fā)揮的潛力。

從圖9中可以看出，樁側(cè)摩阻力與樁土相對(duì)位移關(guān)系，均呈現(xiàn)出近似雙曲線分布，可用式（3）近似表示。

3結(jié)論

基于自主研發(fā)的大型樁基模型試驗(yàn)系統(tǒng)，進(jìn)行了不同組合形式下JPP樁抗拔模型試驗(yàn)，對(duì)上拔承載力、樁身軸力、樁側(cè)摩阻力等進(jìn)行了全面分析，得出如下結(jié)論：

1）在抗拔試驗(yàn)中，不同組合形式對(duì)JPP樁抗拔承載力影響較大。下組合抗拔承載能力最大，是分段組合II的近1.1倍，是分段組合I的近1.3倍，是上組合的近1.4倍。并且，同長(zhǎng)度組合段所提供的抗拔承載力中下組合也是最大，可見(jiàn)，組合段位于芯樁的下部能充分發(fā)揮JPP樁承受豎向上拔荷載的能力。

2）JPP樁不同位置處的側(cè)摩阻力隨樁土相對(duì)位移的增加而逐漸變大，呈現(xiàn)雙曲線形，并在樁土相對(duì)位移較小時(shí)，樁側(cè)摩阻力便達(dá)到較大值。砂土中JPP樁側(cè)摩阻力達(dá)到極限值所需要的位移在2 mm左右，JPP樁上部的側(cè)摩阻力較容易達(dá)到極限值，然后趨于穩(wěn)定。在JPP樁中下部不同位置處，樁側(cè)摩阻力隨樁土相對(duì)位移的增加仍有遞增的趨勢(shì)，樁側(cè)摩阻力并沒(méi)有完全達(dá)到極限值，仍有發(fā)揮的潛力。

3）上組合樁側(cè)摩阻力發(fā)揮潛力較小，下組合發(fā)揮充分，在實(shí)際工程中JPP樁宜將組合段設(shè)置到樁身中下部，充分發(fā)揮JPP樁側(cè)摩阻力，提高抗拔承載力。

參考文獻(xiàn)：

[1] 黃廣龍，方乾，蘇榮臻.軟土地基微型樁抗拔試驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)， 2010， 32（11）： 17881793.

HUANG G L， FANG Q， SU R Z. Field test on uplift behavior of micropiles in soft ground [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2010， 32（11）： 17881793.（in Chinese）

[2] 雍君，陸曉敏，劉漢龍.X形混凝土樁抗拔特性試驗(yàn)研究[J].巖土力學(xué)， 2010， 31（11）： 34303434.

YONG J， LU X M， LIU H L. Model test study of antipulling property of Xshaped concrete pile [J]. Rock and Soil Mechanics， 2010， 31（11）： 34303434.（in Chinese）

[3] 周佳錦，龔曉南，王奎華，等.靜鉆根植竹節(jié)樁抗拔承載性能試驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)， 2015， 37（3）： 570576.

ZHOU J J， GONG X N， WANG K H， et al. Behavior of the static drill rooted nodular piles under tension [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2015， 37（3）： 570576.（in Chinese）

[4] 王衛(wèi)東，吳江斌，王向軍.基于極限載荷試驗(yàn)的擴(kuò)底抗拔樁承載變形特性的分析[J].巖土工程學(xué)報(bào)， 2016， 38（7）： 13301338.

WANG W D， WU J B， WANG X J. Ultimate load tests on bearing and deformation behavior of uplift piles with enlarged base [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2016， 38（7）： 13301338.（in Chinese）

[5] 邵光輝，趙志峰，吳正余.托底抗拔樁承載特性的模型試驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)， 2016， 38（6）： 11401146.

SHAO G H， ZHAO Z F， WU Z Y. Model tests on shaft capacity properties of bottom uplift pile [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2016， 38（6）： 11401146.（in Chinese）

[6] GAAVER K E. Uplift capacity of single piles and pile groups embedded in cohesionless soil [J]. Alexandria Engineering Journal， 2013， 52（3）： 365372.

[7] REDDY K M，AYOTHIRAMAN R. Ayothiraman. experimental studies on behavior of single pile under combined uplift and lateral loading [J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering， 2016， 142（8）：07016016.

[8] NASR A M A. Uplift behavior of vertical piles embedded in oilcontaminated sand [J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering， 2013， 139（1）： 162174

[9] KHATRI1 V N， KUMAR J. Uplift capacity of axially loaded piles in clays [J]. International Journal of Geomechanics， 2011， 11（1）： 2328.

[10] XU H Y， CHEN L Z， DENG J L. Uplift tests of jet mixing anchor pile [J]. Soils and Foundations， 2014， 54（2）： 168175.

[11] 任連偉，劉漢龍，雷玉華.高噴插芯組合樁技術(shù)及其應(yīng)用[J].巖土工程學(xué)報(bào)， 2008， 30（Sup1）： 518522.

REN L W， LIU H L， LEI Y H. Technology and application of jet grouting soilcementpile strengthened pile [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2008， 30（Sup1）：518522.（in Chinese）

[12] 劉漢龍，任連偉，鄭浩，等.高噴插芯組合樁荷載傳遞機(jī)制足尺模型試驗(yàn)研究[J].巖土力學(xué)， 2010， 31（5）： 13951401.

LIU H L， REN L W， ZHENG H， et al. Fullscale model test on load transfer mechanism for jet grouting soilcementpile strengthened pile [J]. Rock and Soil Mechanics， 2010， 31（5）： 13951401.（in Chinese）

[13] 鄭浩，劉漢龍，雷玉華，等.高噴插芯組合樁水平承載特性大尺寸模型試驗(yàn)研究[J].巖土力學(xué)， 2011， 32（1）： 217223.

ZHENG H， LIU H L， LEI Y H， et al. Largescale model test analysis of behaviors of jet grouting soilcementpile strengthened pile under lateral load [J].Rock and Soil Mechanics， 2011， 32（1）： 217223.（in Chinese）

[14] 中國(guó)人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范：GB 50007—2011[S].北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社， 2011.

Ministry of Housing and UrbanRural Development of the People's Republic of China. Code for design of building foundation： GB 500072011 [S]. Beijing： China Architecture & Building Press， 2011. （in Chinese）

[15] 中華人民共和國(guó)建設(shè)部.建筑樁基技術(shù)規(guī)范：JGJ 94—2008 [S].北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社， 2008.

The People's Republic of China Ministry of Construction. Technical code for building pile foundations： JGJ 942008 [S]. Beijing： China Architecture & Building Press， 2008. （in Chinese）

[16] VOOTTIPRUEX P， BERGADO D T， SUKSAWAT T， et al. Behavior and simulation of deep cement mixing （DCM） and stiffened deep cement mixing （SDCM） piles under full scale loading [J]. Soils & Foundations， 2011， 51（2）： 307320.

[17] 陳小強(qiáng)，趙春風(fēng)，甘愛(ài)明.砂土中抗拔樁與抗壓樁模型試驗(yàn)研究[J].巖土力學(xué)， 2011， 32（3）： 738744.

CHEN X Q， ZHAO C F， GAN A M. Study of model test of uplift and compression piles in sand [J]. Rock and Soil Mechanics， 2011， 32（3）： 738744.（in Chinese）

[18] 李永輝，王衛(wèi)東，黃茂松，等.超長(zhǎng)灌注樁樁土界面剪切試驗(yàn)研究[J].巖土力學(xué)， 2015， 36（7）： 19811988.

LI Y H， WANG W D， HUANG M S， et al. Experimental research on pilesoil interface shear behaviors of superlong bored pile [J]. Rock and Soil Mechanics， 2015， 36（7）： 19811988.（in Chinese）

[19] 錢(qián)建固，陳宏偉，賈鵬，等.注漿成型螺紋樁接觸面特性試驗(yàn)研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)， 2013， 32（9）： 17441749.

QIAN J G， CHEN H W JIA P， et al. Experimental study of mechanical behaviours of groutingscrew pile interface [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2013， 32（9）： 17441749.（in Chinese）

（編輯王秀玲）