彭世江

(四川省交通勘察設計研究院有限公司，四川成都 610041)

CFG樁是水泥粉煤灰碎石樁的簡稱(即Cement FIyash Gravel Pile)。它是由水泥、粉煤灰、碎石或砂加水拌和形成的高粘結(jié)強度樁，和樁間土、褥墊層一起形成復合地基。CFG樁復合地基通過褥墊層與基礎連接，無論樁端落在一般土層還是堅硬土層，均可保證樁間土始終參與工作。由于樁體的強度和模量比樁間土大，在荷載作用下，樁頂應力比樁間土表面應力大。樁可將承受的荷載向較深的土層中傳遞并相應減少了樁間土承擔的荷載。這樣，由于樁的作用使復合地基承載力提高，變形減小，再加上CFG樁不配筋，樁體利用工業(yè)廢料粉煤灰作為摻和料，大大降低了工程造價。

CFG樁復合地基的加固機制為褥墊層受上部基礎荷載作用產(chǎn)生變形后，以一定比例的荷載分擔給樁及樁間土，使二者共同受力。同時土體在CFG樁施工中受到樁的擠密作用而提高一定的承載力，樁又由于周圍土體的擠密對樁的約束加強樁的受力狀態(tài)，二者共同作用，形成了一個復合地基受力整體，共同承擔上部基礎傳來的荷載。顯然，上部荷載作用大小及樁土的結(jié)構性態(tài)和力學特性不同，準確了解樁及樁間土的受力情況在CFG樁復合地基工程中是非常重要的[1-4]。

1 工程概況

該高層建筑物位于南充嘉陵區(qū)，為8棟電梯公寓，建筑物高度為72.2 m，其層數(shù)為21層，框剪結(jié)構。建筑物安全等級為I級，屬I類高層建筑?；A為筏板基礎，埋深-6.2 m。地基土為粉質(zhì)黏土、粉土和粉砂，不能直接作為基礎持力層，需要采用復合地基進行加固處理。進過論證采用了CFG樁復合地基方案。CFG樁樁長8～11 m，樁直徑600 mm，正三角形布置，樁中心距為1.8 m，樁端至于稍密卵石層上。單樁豎向承載力1 700 kN，復合地基承載力特征值fspk滿足550 kPa。

場地在地貌上屬于嘉陵江水系I級階地，砂卵石層為地下水的主要含水層，其厚度約6.0 m，粉土為弱透水層，勘察期間測得場地地下水初見水位埋深為6.0～7.0 m。場地內(nèi)自上而下的土層順序及主要物理力學性質(zhì)指標見表1。

表1 地基土主要物理力學性質(zhì)指標

2 褥墊層在復合地基中的作用及設計原則

在CFG樁的設計中，褥墊層是設計的關鍵，它對最終沉降、調(diào)整樁土應力比、調(diào)整樁土水平荷載，起重要作用，太厚了樁的優(yōu)點沒有發(fā)揮，太薄了應力過于集中在樁上，土的作用沒有發(fā)揮。由于褥墊層的存在，在荷載剛開始作用時，樁和樁間土共同承擔上部荷載，這時的樁土應力比比較??；隨著荷載的增加，土體進入極限承載力狀態(tài)，樁逐漸承擔外部增加的荷載，樁土應力比不斷增大(如果沒有褥墊層，由于在相同荷載作用下，土體的沉降變形比樁的刺入和壓縮變形大，此時土體可能處于懸空狀態(tài)，外部荷載大部分作用于樁上，沒有充分發(fā)揮樁間土的作用，這樣設計的樁數(shù)必將增加，會增加工程的造價)。

無褥墊層條件下剛性樁復合地基是先發(fā)揮樁的承載力，隨后，荷載往土體轉(zhuǎn)移，從樁土共同承擔的受力機理來說，應該為另一種剛性樁復合地基。又由于樁體與基礎連接，它顯然不屬于樁基礎的范疇，可以認為它是介于復合地基和樁基礎之間的一種復合地基。

因此，在CFG樁復合地基設計時，應根據(jù)樁間土的極限承載力，復合地基承載力，樁土應力比等因素考慮褥墊層的材料和厚度，來保證樁土變形協(xié)調(diào)，充分發(fā)揮樁間土的極限承載力。本工程基礎底面清底結(jié)束后，鋪設30～35 cm砂卵石褥墊層，采用平板振動器壓實。

3 現(xiàn)場試驗結(jié)果分析

3.1 儀器埋設

為了進一步檢驗按承載力和沉降量設計的復合地基樁基基礎設計方法的可靠性，對采用該法設計的川北高層建筑物，在樁頂和褥墊層上，褥墊層下(土層上)埋設土壓力盒，進行短期觀測試驗，包括天然地基、單樁、樁間土和復合地基載荷等試驗。

3.2 天然地基土承載力分析

天然地基土的承載力通過現(xiàn)場慢速維持荷載試驗取得。本次地基土載荷試驗采用1.0 m×1.0 m承壓板，面積為1.0 m2。根據(jù)荷載-沉降關系，由于其P-S曲線圖呈現(xiàn)出緩變型，無明顯比例界限荷載和極限荷載，在這里按《建筑地基基礎設計規(guī)范》關于地基土載荷試驗要求來求得天然地基承載力基本值。

對于低壓縮土和砂土，可以取s/b=0.01～0.015，其在P-S曲線上對應的荷載值即為承載力基本值。本次試驗采用s/b=0.012對應荷載值為天然地基土的承載力基本值。

從表2可以看出，極差與平均值之比為16.5%<30.0%，可以取平均值165 kPa作為天然地基土的承載力基本值。

表2 天然地基土載荷試驗承載力基本值匯總

3.3 樁間土承載力發(fā)揮系數(shù)β分析

對于CFG剛性樁復合地基承載力特征值常采用如下經(jīng)驗公式估算：

fspk=mRa/Ap+β(1-m)fsk

(1)

式中：fspk復合地基承載力特征值(kPa)；m為面積置換率；Ap為單樁的截面面積(m2)；fsk為天然地基承載力特征值(kPa)；β為樁間土承載力發(fā)揮系數(shù)；Ra為單樁承載力特征值(kN)。

由于所做的復合地基試驗未做到破壞，于是可以假設每一級荷載都為復合地基承載力特征值，來反算樁間土承載力發(fā)揮系數(shù)β，可得以下樁的樁間土承載力發(fā)揮系數(shù)β，見表3。

3.4 復合地基承載力分析

根據(jù)反算得出樁間土承載力發(fā)揮系數(shù),來驗算復合地基的承載力,在本工程取樁間土承載力發(fā)揮系數(shù)β為0.90。從現(xiàn)場單樁的測試數(shù)據(jù)來看,加載到1 680 kN時,樁的承載力也沒有達到極限,因此取單樁的承載力特征值為840 kN,進行復合地基的校核。樁間土取天然地基土的承載力基本值，即基本值為165 kPa，帶入特征值經(jīng)驗公式(1)估算得。CFG剛性樁復合地基承載力為615kPa>550kPa,滿足設計要求。

表3 樁間土承載力發(fā)揮系數(shù)β

3.5 CFG樁受力過程及樁土應力比分析

樁-土作用是一個典型的非線性過程。通過現(xiàn)場試驗發(fā)現(xiàn),當在褥墊層逐級加荷載時,可以將樁-土過程簡化為兩個階段：第一階段,當荷載較小時,平均各樁頂?shù)暮奢d小于單樁極限承載力時，褥墊層頂部的反力相對于樁頂處的反力要較大一些,而且隨著時間的增長,樁土的分擔比也隨著發(fā)生變化，土承擔的比例會越來越少。因此,可以近似地認為在第一階段,土充分發(fā)揮了較大的承載力。第二階段，當荷載不斷的增加時,樁承擔的荷載隨著外部荷載的增加不斷的增加,此時,土基本已經(jīng)達到土的極限承載力了,因此,這個階段外部增加的荷載幾乎全部由樁來承擔。在整個過程中， CFG樁復合地基褥墊層下的土體只在第一階段時，才真正參與了共同承擔上部荷載的工作；在第二階段,樁-土共同承擔外部荷載,此時,樁和土共同工作的極限承載力要大于外部荷載之和。圖1是某樁現(xiàn)場試驗成果圖。從圖1不難看出，在荷載加載過程中，樁間土就達到極限承載力后，土體承載力基本維持不變，在后期繼續(xù)加載階段，外部荷載幾乎全部由樁來承擔，此時，樁間土基本維持極限承載力狀態(tài)。

圖1 樁土共同分擔荷裁隨時間變化過程在整個加載過程

樁土應力比隨外部荷載加載情況在不停的變化。隨著外部荷載的增加，樁土應力比亦逐漸增大，樁上應力集中越來越明顯。從實測的樁頂反力和樁間土的極限承載力來看，樁頂反力是不斷變化的，而樁間土在達到極限承載力后，幾乎沒有多少變化。在加載過程中，由于樁頂荷載不停的變化，因此可以證明，樁土應力比在加載過程中是不斷變化的。從實測數(shù)據(jù)成果(圖2)可以驗證。

圖2 樁-土分擔比隨荷載變化曲線

從圖2還可以看出在荷載穩(wěn)定后，由于褥墊層的調(diào)整作用，樁間土達到極限承載力后，樁頂應力和樁間土表面應力基本保持不變，此時樁土應力比基本保持不變。

4 結(jié)論

(1)對于設置墊層的CFG剛性樁復合地基，其受力特征是首先發(fā)揮樁間土的承載力極限值，隨著外部荷載的增加，樁承擔其余增加的外部荷載。

(2)隨著施工荷載的增加，樁體所分擔的荷載有所增加，且增加較快，樁間土分擔比有所較低，其原因是樁間土基本發(fā)揮了其承載力特征值。

(3)在加載過程中，實測的樁頂反力和樁間土反力是不斷變化的，說明樁土分擔比也是不斷變化的，與工程界固定的分擔比有別。

(4)在荷載穩(wěn)定后，由于褥墊層的調(diào)整作用，樁間土承達到極限承載力后，樁頂應力和樁間土表面應力基本保持不變，此時樁土應力比基本保持不變。