郅 彬，武李和樂，王 番，王永鑫，李 戈

(西安科技大學 建筑與土木工程學院，陜西 西安 710054)

0引 言

水泥粉煤灰碎石樁(CFG樁)與樁間土在褥墊層的變形協調作用下共同承擔基礎與上部荷載，它能夠大幅度地提高地基承載力、減少工后沉降，并能有效地消除地基的差異變形[1]。因此，CFG樁復合地基在中國已經獲得了廣泛的實際應用，也取得了一定的研究成果。周愛軍等[2]探究了不同厚度、不同材料的褥墊層對樁土應力比的影響。劉鵬等[3]得到了剛性樁復合地基承載性狀受基礎尺寸大小變化的影響規(guī)律。黃生根[4]研究了不同褥墊層厚度和模量對復合地基承載能力的影響。丁小軍等[5]通過埋設土壓力盒、孔隙水壓計、沉降計等測試元件，依托儲油罐工程開展CFG樁復合地基變形與承載特性試驗研究，認為采用CFG樁處理飽和黃土地基是可行的。鄭剛等[6]對CFG樁復合地基褥墊層的工作機理進行了分析，并設計了CFG樁復合地基模型試驗，研究了CFG樁復合地基褥墊層在豎直荷載作用下的工作性狀。以上研究成果極大地豐富了復合地基的應用理論，具有十分重要的實際意義，但是大多數研究主要集中在承載力特征值小于600 kPa荷載作用下展開[7-12]，缺少對承載力特征值大于600 kPa高應力荷載下的CFG樁復合地基極限承載力探究。CFG樁復合地基能不能適用于高應力荷載條件，在高應力荷載條件下的變形特征是什么，在高應力下其樁-土-褥墊層相互之間的作用機制關系是怎樣，如何調整設計能使得CFG樁復合地基適用于高應力條件，這些問題的研究目前都不十分清楚。隨著城市化進程加劇、高層以及超高層建筑CFG樁復合地基的普及使用，原有的相關理論已經不能適用于現階段的工程實踐，導致了以上這些問題急需得到解決。因此，研究CFG樁復合地基在高應力作用下承載性狀與變形機制成為解決此類工程實際問題的重要途徑。本文依托西安高新區(qū)某項目CFG樁復合地基的豎向增強體高應力靜荷載試驗，探究CFG樁復合地基在高應力作用下的承載性狀及變形機制，并利用FLAC 3D建立模型進行計算，探究在高應力水平下CFG樁復合地基的承載性狀，進一步闡明復合地基的承載作用機制。所得結論可為高層以及超高層建筑CFG樁復合地基設計提供參考。

1試驗研究

1.1工程地質概況

擬建場地位于西安市南郊高新技術產業(yè)開發(fā)區(qū)，場地地貌單元屬皂河Ⅱ級階地。項目由1棟32層高層建筑物、裙樓(2層)及地下車庫組成。地質情況為:①雜填土，成分雜亂，結構松散，厚度0.5～2 m；②黃土狀土，土質較為均勻，以堅硬、硬塑狀態(tài)為主，厚度5.3～7.9 m；③中細砂，以細砂和粉細砂為主，級配一般，厚度2.2 m；④黃土，土質均勻，具大孔性，硬塑狀態(tài)，厚度2.1～4.2 m；⑤古土壤，土質均勻，具團塊狀結構，可塑，厚度2.5～4.7 m；⑥粉質黏土，土質均勻，屬中壓縮性土，厚度3.9～7.9 m；⑦中粗砂，以石英、長石為主，飽和，密實，厚度0.3～1.2 m；⑧粉質黏土，土質均勻，屬中壓縮性土，厚度1.7～5.6 m。由于天然地基承載力難以滿足上部荷載的要求，因此采用CFG樁復合地基進行加強處理。

1.2試驗概述

根據已有的研究成果和相關工程實踐經驗，常規(guī)情況下CFG樁復合地基靜荷載試驗所考慮的承載力特征值一般小于600 kPa，且不會造成復合地基破壞。本次試驗不考慮復合地基承載上限，不斷施加荷載直至復合地基破壞，故可以認為承載力特征值高于600 kPa的靜荷載試驗或造成復合地基發(fā)生破壞的試驗為高應力靜荷載試驗。本次試驗選取長度21 m樁試驗區(qū)3個，樁直徑0.4 m，樁距1.5 m，試驗區(qū)編號分別為SZ1，SZ2，SZ3。試驗前在復合地基頂面鋪150 mm厚的中粗砂層，再將一直徑1.58 m、厚36 mm、彈性模量210 GPa的圓形剛性承壓板放置在褥墊層上；該試驗采用慢速維持荷載法，以堆積重物為反力，加荷設備為630 t油壓千斤頂，壓力量測采用標準壓力表，首級加荷為240 kPa，后每級以120 kPa的壓力遞增至1 200 kPa，再以每級60 kPa的壓力遞增至極限狀態(tài)，進行高應力試驗。試驗裝置如圖1所示，現場荷載試驗如圖2所示。

圖1試驗裝置示意圖Fig.1Schematic Diagram of Test Device

圖2現場荷載試驗Fig.2Field Load Test

1.3試驗方法

沿承壓板邊緣均勻布置4塊百分表(量程為0～30 mm)，百分表與承壓板中心等距，測量復合地基沉降量。

試驗方法：

(1)每級荷載前后均應讀數1次，之后每隔30 min再讀1次。

(2)承壓板沉降相對穩(wěn)定標準為1 h內承壓板沉降量不超過0.1 mm。

(3)待其承壓板沉降速率穩(wěn)定后，再施加下一級荷載。

在粗砂層中將VWE型振弦式土壓力盒埋置在樁側與樁頂測定樁間土與樁頂應力。樁側土壓力盒具體埋置方法如下：在距樁周20 cm左右處挖一個能保證土壓力盒正常埋置和工作的圓形深坑，坑底部墊入少量細砂，保證坑底水平，將邊長為180 mm、厚20 mm的方形鋼板置入坑底并壓實，土壓力盒放置在鋼板上，引出連接線檢測土壓力盒是否正常工作，然后將另一塊同樣規(guī)格的鋼板壓在土壓力盒上保證受力均勻，坑內用細砂填滿避免產生空隙。最后用地基土掩埋深坑并壓實，土壓力盒現場埋置情況如圖3所示。

圖3土壓力盒現場埋置情況Fig.3Site Embedment of Earth Pressure Boxes

1.4試驗結果分析

1.4.1CFG樁復合地基荷載-沉降量(P-S)曲線分析

根據百分表所測數據，取其平均值得到復合地基靜荷載試驗結果，繪制的P-S曲線如圖4所示。

圖4高應力作用下復合地基P-S曲線Fig.4P-S Curves of Composite Foundation Under High Stress

由圖4可知：復合地基沉降量呈現遞增的趨勢，加載到1 300 kPa時，SZ3曲線出現明顯拐點，沉降量開始急劇增加，但未出現陡降，當沉降量大于前一級荷載作用下沉降量的2倍時，停止加載，對應荷載1 620 kPa；SZ1與SZ2曲線則一直為緩變型，當SZ1與SZ2沉降量達到-40 mm時，分別對應荷載1 740 kPa和1 800 kPa。此時承壓板周圍土明顯擠出，依據規(guī)范，認為此時復合地基已經破壞，故停止加載。該場地CFG樁復合地基的破壞模式為沉降量過大與承壓板周圍土的側向擠出造成的，樁體均未發(fā)生沖刺或者剪切破壞。綜上，CFG樁復合地基極限承載力可達到1 666 kPa，承載力特征值可超過833 kPa。

1.4.2CFG樁復合地基應力分析

通過動態(tài)測量儀測量土壓力盒讀數，得出樁頂應力、樁間土應力、樁頂分擔荷載比率隨荷載變化曲線，如圖5～7所示。

圖5樁頂應力隨荷載變化曲線Fig.5Change Curves of Pile Top Stress with Load

圖6樁間土應力隨荷載變化曲線Fig.6Change Curves of Soil Stress Between Piles with Load

圖7樁頂分擔荷載比率隨荷載變化曲線Fig.7Change Curves of Load Sharing Ratio of Pile Top with Load

由圖5，6可知，從加載開始到結束，在復合地基中單樁應力與樁間土應力均增加，但單樁應力的增加量(約1 500 kPa)明顯大于樁間土應力增加量(約50 kPa)。由圖7可知，在加載初期，SZ1，SZ2，SZ3試驗區(qū)樁所分擔的荷載占總荷載的比率分別為93.5%，88.5%，91.2%。3個試驗區(qū)樁頂分擔比率存在一定差距，分析原因認為試驗場地褥墊層在鋪設時其厚度與模量存在一定的差距，造成在分擔上部荷載時存在差距。隨著荷載的增加，樁頂所分擔荷載比率的變化趨勢為先增加后逐漸趨于穩(wěn)定。當荷載達到1 200 kPa時，樁頂分擔荷載比率穩(wěn)定在96.5%左右，且不再隨荷載的增大而增大?？梢姼邞ο聵堕g土發(fā)揮承載作用能力有限，復合地基相當于單樁承載。

在高應力作用下，由于樁間土發(fā)揮作用有限，可以認為當單樁承載力滿足工程要求時，復合地基承載力同樣滿足工程要求。

2數值模擬

2.1模型建立

利用有限差分軟件FLAC 3D建立樁-土-褥墊層三維模型，如圖8所示，土體采用摩爾-庫侖模型，樁體和荷載板采用線彈性模型，樁長取21 m，樁直徑取400 mm，樁間距取1.5 m，考慮對稱和直觀效果，模型1/4對稱，整體模型尺寸為6 m×6 m×42 m。模型的側面和底面采用固定約束，表面為自由邊界。同時對樁體與土體之間采用interface樁接觸處理，如圖9所示。

圖8計算模型Fig.8Calculation Model

法向剛度kn和剪切剛度ks取接觸周圍“最硬”相鄰區(qū)域等效剛度的10倍，即

(1)

式中：K為體積模量；G為剪切模量；Δzmin為接觸面法向方向上連接區(qū)域最小尺寸，本模型取0.5。

樁界面摩擦參數c，φ取相鄰土層c，φ加權平均值的80%。具體接觸面參數見表1。

依據現場勘察報告，在確定泊松比ν及彈性模量E的基礎上根據下列公式(2)確定數值模擬所需剪切模量G及體積模量K，其模型參數整理如表1所示。

(2)

2.2計算模型檢驗

模型首級加荷為240 kPa，然后每級以120 kPa的壓力逐步遞增至1 200 kPa，再以每級60 kPa的壓力遞增，至1 860 kPa時終止加載。分別在褥墊層上部、樁頂處及樁間土處設置位移與應力監(jiān)測點，記錄整個加載過程位移變化。

表1材料特性值Tab.1Characteristic Values of Materials

選取SZ2試驗區(qū)復合地基P-S曲線模擬值與實測值進行對比。由圖10可知，模擬得出的沉降變化曲線相對實測曲線較緩，在荷載大于1 800 kPa之后，實測值與模擬值的差距有逐漸增大的趨勢。當荷載小于1 800 kPa時，模擬值與實測值吻合度較好，驗證了該模型的合理性。

圖10P-S曲線模擬值與實測值對比Fig.10Comparison of P-S Curves Between Simulated Values and Measured Values

2.3不同褥墊層厚度與模量的模擬分析

由現場試驗可知，由于CFG樁復合地基在高應力下的承載能力受褥墊層影響較大，故選擇現場較易控制的褥墊層厚度作為研究對象探究其承載能力與變形機制。

圖11不同褥墊層厚度下樁土應力比隨荷載變化曲線Fig.11Change Curves of Pile-soil Stress Ratio with Load Under Different Thickness of Cushion

圖11為不同褥墊層厚度下樁土應力比隨荷載變化曲線。由圖11可知：不同褥墊層厚度h下的樁土應力比均表現持續(xù)上升的趨勢，當褥墊層較厚時樁土應力比增長幅度較?。划斎靿|層厚度較薄時，樁土應力比增長幅度較大；在荷載大于1 200 kPa后其樁土應力比增長較快。圖12為660～1 860 kPa區(qū)間6個不同荷載條件下的樁頂與樁間土沉降差隨褥墊層厚度變化關系，當褥墊層厚度小于0.35 m時，樁間土與樁的沉降差隨著褥墊層厚度的增大而增大。最大沉降差4.90 mm。當褥墊層厚度大于0.35 m時，樁與樁間土沉降差減小。隨著荷載的增加，樁土沉降差增加量逐漸增大。

圖12不同荷載下樁頂與樁間土沉降差隨褥墊層厚度變化曲線Fig.12Change Curves of Settlement Difference Between Pile Top and Pile Soil with Load Under Different Cushion Thickness

3承載變形機制分析與特性對比

3.1高應力下CFG樁復合地基變形機制分析

根據CFG樁復合地基高應力荷載試驗數據，采用FLAC 3D建立數值模型，對復合地基受力規(guī)律及變形特性進行分析，總結得到其受力變形機制如下：

(1)高應力導致褥墊層發(fā)生破壞，具體表現為側向擠出、邊緣隆起、壓密等，褥墊層厚度降低，調節(jié)樁土共同作用的能力減弱，樁間土承擔荷載量減少，導致樁頂分擔荷載比率逐漸上升。

(2)復合地基在受到荷載作用時，由于樁間土模量遠低于CFG樁身模量[13]，受荷產生沉降相對較大，樁間土與CFG樁之間產生沉降差δ1，在褥墊層的流動補償作用下，可看作是樁頂向上刺入褥墊層，如圖13所示。樁間土與CFG樁沉降差越大，則CFG樁刺入褥墊層程度越大。荷載在褥墊層的傳遞規(guī)律類似如圖13虛線所示，樁頂受荷大小隨著刺入褥墊層程度的增加而增加，荷載逐漸向樁頂轉移[14]，導致樁頂分擔荷載比率逐漸上升。

圖13CFG樁變形Fig.13Deformation of CFG Pile

(3)當樁土沉降差出現時，負摩阻力開始發(fā)揮作用，其與逐漸增加的樁頂荷載共同限制了樁頂進一步刺入褥墊層；荷載的增加又使得樁間土受力增加，樁間土位移量增加。隨著荷載增加，樁土沉降差進一步拉大，中性點位置下移，負摩阻力增強，樁端向下刺入下臥層，產生位移δ2，樁承擔荷載能力減弱，樁間土承擔荷載量急劇上升，位移發(fā)生陡降，復合地基被破壞。

(4)由于褥墊層具有調節(jié)樁土應力比的作用[15-16]，且荷載通過褥墊層較多地傳向剛度較大的樁，較少部分傳向樁間土[17-18]，而厚度較小的褥墊層在高應力作用下易發(fā)生破壞，其調節(jié)樁土共同作用能力降低。同時褥墊層厚度較小，也易于樁頂向上刺入，使得荷載更易向樁頂集中，樁土應力比表現為持續(xù)增加。這與前述分析得出的結論相吻合。雖然增大褥墊層厚度可降低沉降差，同時也能緩解樁頂應力集中程度[19]，但此時由于褥墊層過厚，CFG樁視為置換作用，失去了承載價值。

(5)樁間土模量遠小于樁身模量，當荷載增加時，樁間土產生更大的位移。當褥墊層厚度增加時，褥墊層的變形協調能力增強，較多的荷載被傳遞到樁間土上，樁間土沉降量增加，與樁的沉降差增加。當褥墊層厚度超過0.35 m時，CFG樁承載作用降低且置換作用增加。因此在工程實踐中，在低應力作用下時，褥墊層厚度可取0.35 m左右，該厚度能充分發(fā)揮樁間土的承載能力，這與前人結論相吻合[20-26]；在高應力作用下，復合地基相當于單樁承載，若此時將荷載過多地轉移到樁間土上，易造成樁間土沉降過大，增大與樁的沉降差，增加負摩阻力，樁易向下發(fā)生刺入破壞。這與前述結論相吻合，因此，為保證復合地基在高應力下不發(fā)生破壞，在確保單樁承載力滿足要求的前提下，應減小褥墊層厚度以降低其流動補償能力。

3.2CFG樁復合地基承載變形特性對比分析

由于CFG樁復合地基在低應力下的變形特性包含在整個高應力試驗過程中，故可對高、低應力下CFG樁復合地基承載變形特性進行對比分析。

(1)低應力下褥墊層未發(fā)生破壞，具有一定調節(jié)樁土共同作用的能力，部分荷載被轉移到樁間土上，樁土共同作用明顯；高應力下褥墊層發(fā)生破壞，調節(jié)樁土共同作用能力降低，荷載向樁頂集中，相當于單樁承載。

(2)低應力下，樁間土受荷較小，其變形較小，樁土沉降差較小，樁身所受負摩阻力較?。桓邞ο?，雖然復合地基相當于單樁承載，但隨著上部荷載增加，樁間土受荷量依然不斷增加，樁間土變形增加，樁土沉降差增加，負摩阻力增加，樁身受荷增加。

4結語

(1)依據現場試驗，該場地CFG樁復合地基極限承載力可以達到1 666 kPa。承載力特征值可超過833 kPa。

(2)在高應力作用下，樁承受荷載達到總荷載的96.5%。此時，樁間土發(fā)揮作用有限，復合地基相當于單樁承載?？梢哉J為，當單樁承載力滿足設計要求時，復合地基承載力一定滿足要求。在高層建筑復合地基設計時，為保證安全，在增強CFG樁體強度的同時不應將樁間土承載能力考慮在內。

(3)高應力作用下由于褥墊層承載能力有限，褥墊層易發(fā)生破壞，其調節(jié)樁土共同作用能力降低；同時樁頂易刺入褥墊層，導致荷載向樁端集中，樁土應力比持續(xù)增加。

(4)由于樁間土承載能力有限，為保證復合地基在高應力下不發(fā)生破壞，在確保單樁承載力滿足要求的前提下，應減小褥墊層厚度以降低其流動補償能力。