郭晶 戴國亮

(1.東南大學土木工程學院 南京210096；2.混凝土及預應力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點實驗室(東南大學) 南京210096)

靜鉆根植竹節(jié)樁是由預應力竹節(jié)樁、管樁和樁周水泥土組合而成的一種新型組合樁基，結(jié)合了鉆孔樁、預制樁和深層攪拌樁的優(yōu)點，施工過程中對周圍環(huán)境的擾動小并且能夠保證樁身完整性。 靜鉆根植竹節(jié)樁上段樁身采用復合配筋預應力高強混凝土樁或高強預應力混凝土管樁(PRHC或PHC)，下段樁身采用預應力高性能混凝土擴徑竹節(jié)樁(PHDC)，其下端常采用擴底方式以改善組合樁的樁端受力性能。

靜鉆根植竹節(jié)樁是近年從日本引進的新型樁，對其單樁極限承載力的設計計算理論尚未統(tǒng)一。 許多學者對其豎向受壓承載特性進行了一系列研究，側(cè)重于采用現(xiàn)場試驗和數(shù)值模擬手段，研究靜鉆根植竹節(jié)樁的豎向荷載傳遞機理[1-3]，并與鉆孔灌注樁進行對比[3-6]。 除此之外，還研究了竹節(jié)樁和水泥土性質(zhì)對豎向承載特性的影響[1-3，5，7，8]，但較少涉及抗壓破壞模式及承載力計算方法的研究。

本文基于靜鉆根植樁承載機理和類似組合樁的計算方法，提出考慮靜鉆根植竹節(jié)樁破壞模式的極限承載力計算方法，并通過寧波軌道交通工程1 號線靜鉆根植竹節(jié)樁現(xiàn)場靜載試驗數(shù)據(jù)驗證了其計算方法的合理性。

1 靜鉆根植樁承載機理及計算方法

竹節(jié)樁單樁豎向極限承載力由極限側(cè)阻和極限端阻組成，其中極限側(cè)阻由上段PRHC 或PHC樁和下段PHDC 樁組成。

1.1 樁側(cè)承載機理

當承受豎向荷載時，上段樁的荷載主要作用于預制樁，荷載在沿樁身向下傳遞的過程中通過樁周的水泥土傳遞到樁周土中，即產(chǎn)生荷載雙層擴散模式。 水泥土不直接分擔樁頂荷載，只起到了應力傳遞的作用[9]； 下段樁由于竹節(jié)的存在使得竹節(jié)樁與樁周水泥土粘結(jié)效果更好，近似變形協(xié)調(diào)[6]。

1.2 樁端承載機理

靜鉆根植竹節(jié)樁端部的擴底固化性能影響承載力的發(fā)揮。 通過現(xiàn)場試驗[6]和數(shù)值模擬[8]發(fā)現(xiàn)在荷載作用下，管樁軸力在樁端水泥土擴大位置減小速度明顯加快，水泥土的軸力明顯增大，樁-水泥土相對位移很小。 表明樁端水泥土不僅可以增大樁土接觸面積，而且還可以分擔樁端阻力。 在施工過程中為了確保擴底部的強度以及預制樁身和擴大部分共同受力，會根據(jù)持力層土體的強度選擇注入水泥漿的強度。

1.3 現(xiàn)有的靜鉆根植樁承載力計算方法

《靜鉆根植樁基礎(chǔ)技術(shù)規(guī)程》(Q/NZD 002 -2011)[10]中單樁豎向抗壓極限承載力標準值的計算公式：

式中：Quk為單樁豎向極限承載標準值；Qsk為樁身極限承載標準值；Qpk為樁端極限承載標準值；ui為樁身周長(竹節(jié)樁按樁節(jié)外徑計算，其他類型樁按樁身外徑計算)；qsik為樁側(cè)第i層土的極限側(cè)阻力標準值，按預制樁實測值取值；li為樁穿越第i層土(巖)的厚度(樁端2m 范圍不計算側(cè)阻力)；qpk為極限端阻力標準值，按預制樁實測值的三分之二取值；Ap為樁端擴底部投影面積。

該公式認為在上段PRHC 管樁或PHC 樁的側(cè)阻力破壞可能會發(fā)生在樁身與水泥土之間，而在下段PHDC 樁的側(cè)阻力破壞發(fā)生在竹節(jié)外側(cè)的水泥土或水泥土和鉆孔孔壁土之間。

2 靜鉆根植樁破壞模式

靜鉆根植樁側(cè)存在三對接觸面，分別為：芯樁與水泥土內(nèi)芯、芯樁與水泥土外殼以及水泥土外殼與樁周土，由于芯樁與水泥土內(nèi)芯接觸面高粘結(jié)強度，可將芯樁與內(nèi)芯視為整體[4]。 因此側(cè)阻力有兩種破壞模式，一種是破壞面出現(xiàn)在芯樁與水泥土外殼之間，另一種是水泥土與樁周土之間。 兩種破壞模式均有各自的理論和試驗依據(jù)。

2.1 水泥土-土界面破壞模式

不少學者通過現(xiàn)場試驗和模型試驗研究靜鉆根植樁的破壞形態(tài)，當樁周水泥土厚度在一定范圍內(nèi)[4，7]：1.175r≤R≤2r+75mm(R為水泥土樁半徑，r為竹節(jié)樁樁身半徑)，通常會發(fā)生水泥土-土界面破壞。 徐禮閣[1]通過剪切試驗發(fā)現(xiàn)，混凝土-水泥土接觸面的極限側(cè)摩阻力遠大于水泥土-砂土接觸面的極限側(cè)摩阻力，可認為樁側(cè)承載性能主要由水泥土-樁周土接觸面摩擦性質(zhì)控制。 周佳錦等[6，11]在現(xiàn)場試驗和模型試驗中與鉆孔灌注樁對比發(fā)現(xiàn)，靜鉆根植竹節(jié)樁側(cè)摩阻力同樣由水泥土-樁周土界面提供，如圖1a 所示。

2.2 芯樁-水泥土界面破壞模式

原位試驗和模型試驗研究表明[4]，若水泥土樁徑過小或者過大，均會發(fā)生芯樁-水泥土界面破壞。 原因是：過薄的水泥土外殼會導致相對于樁端擴徑處，樁周部位摻加的水泥漿量較少，且由于上部軟弱土層的含水率較高，所形成的水泥土強度較低，樁與水泥土的剛度差異比較大，剪切會發(fā)生在二者的交界面上[9]，并沿樁身向下發(fā)展。 同樣，在相同的外芯水泥土樁徑條件下，過厚的水泥土外殼會降低抗壓剛度，使得竹節(jié)樁與水泥土之間的摩阻力大于樁與水泥土之間的粘結(jié)力，從而發(fā)生芯樁-水泥土界面破壞[2]。

楊淼[5]由ABAQUS 模擬發(fā)現(xiàn)，下部PHDC 樁在竹節(jié)上下存在2 到3 倍樁徑的應力影響范圍，并且在水泥土擠壓處由于水泥土微變形形成的空殼區(qū)導致樁與水泥土接觸長度減少，不利于樁與水泥土的剪切，提出竹節(jié)影響系數(shù)ηz考慮竹節(jié)對水泥土側(cè)摩阻力發(fā)揮的影響。因此樁側(cè)阻破壞可能會發(fā)生在樁身與水泥土之間，即由樁-水泥土界面承載，如圖1b 所示。

圖1 靜鉆根植樁兩種破壞模式Fig.1 Two failure modes of static drill rooted nodular pile

3 靜鉆根植竹節(jié)樁承載力計算方法

3.1 水泥土-土界面破壞模式計算方法

根據(jù)以上分析，當發(fā)生水泥土-土界面破壞模式，樁側(cè)阻力按外芯水泥土樁計算，可借鑒勁性復合樁的計算方法。 《勁性復合樁技術(shù)規(guī)程》(DGJ32/TJ 151 -2013)[11]中在水泥土中施打預制樁(MC 樁)的復合單樁豎向抗壓承載力特征值計算公式：

式中：up為水泥土樁的周長；ξsi為樁身復合段側(cè)摩阻力調(diào)整系數(shù)；qsia為復合段第i土層水泥土樁側(cè)阻力特征值；ξp為復合段端阻力調(diào)整系數(shù)；qpa為水泥土樁(M 樁)或散體水泥土樁(SM 樁)樁端阻力特征值。

靜鉆根植樁工藝是在流塑狀的水泥土中壓入預應力管樁，水泥土在壓力作用下很難滲入土體孔隙，對樁周土體的主要效應是壓密，使得土的凝聚力和內(nèi)摩擦角得到提高，從而提高樁的側(cè)摩阻力。 錢錚[4]通過觀察掘出的整樁發(fā)現(xiàn)插入芯樁對水泥土及樁周土有三種效應：(1)樁上部對高壓縮性土的擠擴作用； (2)樁下部土孔隙較大時滲入； (3)樁下部提高水泥土的密度和彈性模量。根據(jù)現(xiàn)場試驗和模型試驗[3，6]，靜鉆根植竹節(jié)樁的水泥土-樁周土體接觸面摩擦性能優(yōu)于鉆孔灌注樁樁土接觸面，各個土層所提供的極限側(cè)摩阻力約為鉆孔灌注樁的1.05 ～1.10 倍，故第i土層水泥土樁側(cè)阻力標準值qsik取鉆孔灌注樁樁側(cè)阻的 1.05 ～1.10 倍。

式中：Qsk1為靜鉆根植竹節(jié)樁在水泥土-土界面破壞模式下樁身承載力標準值；up為未擴徑段水泥土樁周長；η1為樁周土對樁側(cè)阻力的擠密效應系數(shù)，η1=1.05 ～ 1.1，根據(jù)具體的土體種類取值；qsik1為樁側(cè)第i層土的極限側(cè)阻力標準值，按灌注樁實測值取值；li為樁穿越第i層土(巖)的厚度(擴底部以及變截面以上2d范圍不計側(cè)阻力，d為未擴徑段水泥土樁直徑)。

3.2 芯樁-水泥土界面破壞模式計算方法

根據(jù)以上分析，當發(fā)生芯樁-水泥土界面破壞模式時，由于竹節(jié)樁與支盤樁的樁身均有突起，可參考擠擴支盤樁支盤處承載力計算方法?！稊D擴支盤樁混凝土灌注技術(shù)規(guī)程》[12]中單樁豎向抗壓承載力特征值計算公式：

式中：Qu為單樁豎向極限承載力標準值；up為主樁樁干周長；qski為樁側(cè)第i層土的極限側(cè)阻力標準值；li為樁穿越第i層土折減盤高的有效厚度；qpkj為第j盤盤底土的極限端阻力標準值；Apj為扣除主樁身截面積后第j盤的水平投影面積；qpk為底盤所在土層的極限端阻力標準值；Ap為單樁盤底投影面積； 第二項計算第j支盤的承載力，η為盤底極限端阻力標準值的修正系數(shù)，與承力盤位置和盤徑有關(guān)，根據(jù)盧成原等[13]的分析，還應該考慮支盤j的擠密效應系數(shù)βj=1.1 ～1.3。 由于擠擴支盤樁各支盤下部土體分擔了軸力導致盤上下界面軸力突變，而竹節(jié)樁在竹節(jié)處不直接分擔樁身軸力[8]，故無需單獨計算竹節(jié)處的承載力。

上段PRHC 管樁或PHC 樁部分按預制樁身計算側(cè)摩阻力。 根據(jù)其成樁機理，其芯樁極限側(cè)阻力標準值qsik2應略小于預制樁，同時應大于外芯水泥土與樁周土之間的極限側(cè)阻標準值qsik。

下段PHDC 樁部分按竹節(jié)計算。 通過擴大系數(shù)η2來考慮竹節(jié)對樁側(cè)阻力的放大效應，該系數(shù)與竹節(jié)長度比以及竹節(jié)間距等變量有關(guān)[3]。 由上述支盤和竹節(jié)的擠密原理可知竹節(jié)的擠密效應系數(shù)η2＜βj； 試驗研究發(fā)現(xiàn)[1]竹節(jié)樁段軸力隨深度遞減速率大于上部圓形截面管樁，因此竹節(jié)周圍的水泥土發(fā)揮的作用大于上部管樁η2＞1.0，取η2=1.0 ～1.1。 該系數(shù)與周佳錦通過對竹節(jié)樁試樁數(shù)據(jù)分析得到的系數(shù)ηs= 1.05 ～1.10[14]接近。

式中：Qsk1為靜鉆根植竹節(jié)樁在芯樁-水泥土界面破壞模式下樁身承載力標準值；uns為上段PRHC 或 PHC 樁周長；qsik2為芯樁樁側(cè)第i層土的極限側(cè)阻力標準值，取值介于預制樁和外芯水泥土樁，一般可取為相應預制樁推薦值；unx為下段PHDC 樁竹節(jié)處周長；η2為竹節(jié)樁擠密效應系數(shù)，η2=1.0 ～1.1，根據(jù)具體的土體種類取值；li為樁穿越第i層土(巖)的厚度(擴底部以及變截面以上2d范圍不計側(cè)阻力，d為上段樁身直徑)。

3.3 樁端阻力

理論計算[2]以及數(shù)值模擬[4]發(fā)現(xiàn)在擴徑處水泥土與芯樁對外力的反應較為同步，說明將擴徑處的竹節(jié)樁與水泥土作為整體進行樁端承載性能分析是比較合理的。

《勁性復合樁技術(shù)規(guī)程》中是以整個攪拌區(qū)域作為截面面積計算勁性攪拌樁樁端阻力，其中等芯MC 樁的復合段水泥土樁端阻力調(diào)整系數(shù)ξp=0.6 ～0.8[11]。 考慮地質(zhì)條件和綜合管理的影響，靜鉆根植竹節(jié)樁的復合水泥土樁端阻力的調(diào)整系數(shù)η3=0.6。

式中：Qpk為靜鉆根植竹節(jié)樁樁端承載力標準值；η3為樁端阻力修正系數(shù)；qbk為樁端極限端阻力標準值，按預制樁實測值取值；Ab為擴徑處攪拌區(qū)的截面積。

綜上所述，靜鉆竹節(jié)樁的單樁極限承載力計算公式表示如下：

4 工程實例

為了驗證本文所提出的靜鉆根植竹節(jié)樁豎向抗壓極限承載力計算方法的合理性，依托浙江寧波軌道交通中靜鉆根植竹節(jié)樁的承載力試驗結(jié)果進行驗證。

4.1 試樁概況和地質(zhì)條件

本次寧波軌道交通項目靜載測試選取兩根試樁S2 和S4，均為靜鉆根植竹節(jié)樁。 總樁長均為64m，擴底高度3m，樁頂露出地面0.6m，樁身采用C80 混凝土。 選用竹節(jié)處直徑為800mm，樁身直徑為600mm 的竹節(jié)樁，與直徑為800mm 的管樁搭配使用。 S2 與S4 采用相同的配樁方式，上部為 15mPRHC800(130)、15mPHC800(130)AB、8mPHC800(130)AB、11mPHC800(130)AB，下部為15mPHDC800 -600(130)。 試樁相關(guān)參數(shù)見表1 和圖2，地質(zhì)資料見表2。

表1 試樁參數(shù)Tab.1 Parameters of test piles

圖2 竹節(jié)樁樁身示意Fig.2 Sketch of nodular pile

表2 地質(zhì)鉆孔參數(shù)Tab.2 Parameters of the geological borehole

4.2 自平衡試驗結(jié)果

本工程的兩根靜鉆根植竹節(jié)樁的靜載試驗均采用自平衡法。 荷載箱加卸載采用慢速維持荷載法，按照《建筑樁基檢測技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106 -2003)[15]及《基樁靜載試驗 自平衡法》(JT/T 738-2009)[16]進行。 每級加載為預定加載值的1/10，第一級按兩倍荷載分級加載； 每級卸載量為2 個加載級的荷載值。

根據(jù)試驗所測得數(shù)據(jù)經(jīng)整理后得到兩根試樁的荷載-位移曲線如圖3 所示。 當加載至第12級(對應加載值為2 ×7800kN)時，S2 向上位移1.19mm，向下位移 6.94mm； S4 向上位移1.72mm，向下位移7.23mm。 此時繼續(xù)加載，荷載超過設計要求加載值及荷載箱最大承載能力，故終止加載，開始卸載。 所以，S2 和 S4 試樁在荷載箱以上樁段及以下樁段的極限抗壓承載力均為第12 級加載值Quu=7800kN，Qlu=7800kN。

圖3 試樁自平衡測試曲線Fig.3 Self-balance curves of test piles

根據(jù)《基樁自平衡法靜載試驗技術(shù)規(guī)程》(DGJ 32/T77 -2009)[17]，利用試樁的最終加載值計算各試樁的極限承載力，如表3 所示。 根據(jù)位移協(xié)調(diào)原則將自平衡實測的向上、向下兩條荷載-位移曲線，采用精確轉(zhuǎn)換法轉(zhuǎn)換成傳統(tǒng)靜載試驗等效的樁頂荷載-位移曲線，如圖4 所示。

表3 試樁抗壓承載力計算結(jié)果Tab.3 Calculation results of the pile compression bearing capacity

圖4 S2、S4 等效轉(zhuǎn)換曲線Fig.4 Equivalent transformation curves of S2 and S4

4.3 驗證結(jié)果

因為S2 與S4 采用相同的配樁方式，并且樁周土況相同，所以其豎向抗壓承載力相等。

根據(jù)上述理論分析，靜鉆根植竹節(jié)樁可能發(fā)生兩種破壞模式。 若樁周土體強度不足導致水泥土-土界面破壞模式，即采用式(7)計算單樁極限承載力，計算結(jié)果為：Qu1=16775kN； 若內(nèi)外芯之間有錯動，混凝土高強預制樁刺入土中導致芯樁-水泥土界面破壞模式，即采用式(8)計算單樁極限承載力，計算結(jié)果為：Qu2=16492kN；靜鉆根植竹節(jié)樁極限承載力計算值應取兩種破壞模式中的較小值，即該工程中的靜鉆根植竹節(jié)樁的極限破壞模式為芯樁-水泥土界面破壞模式，故Qu=min(Qu1，Qu2)=16492kN。

現(xiàn)場靜載自平衡試驗測得的極限承載力為16773kN，所以按本文公式計算所得承載力極限值(Qu=16492kN)與現(xiàn)場試驗測得竹節(jié)樁承載力極限值較為接近，且計算所得值小于實測值，即計算所得值偏安全。 說明本文提出的極限承載力計算公式具有一定的實際意義。

5 結(jié)論

本文提出靜鉆根植竹節(jié)樁兩種破壞模式下的極限承載力計算方法，取較小值作為極限承載力標準值。 得到以下結(jié)論：

1.當發(fā)生水泥土-樁周土界面破壞模式時，按水泥土樁周長計算樁側(cè)極限承載力標準值，樁側(cè)土層的極限側(cè)阻取為灌注樁的1.05 ～1.10 倍；當發(fā)生芯樁-水泥土界面破壞模式時，按照預制樁周長計算，樁側(cè)土層極限側(cè)阻力標準值介于擠土樁和水泥土-樁周土界面破壞側(cè)阻之間，一般可取預制樁的推薦值，同時在竹節(jié)處考慮擠密效應系數(shù)。

2.在計算靜鉆根植竹節(jié)樁的樁端承載力時，除了考慮樁端擴大頭對靜鉆根植竹節(jié)樁樁端承載力的改善作用，還要考慮地質(zhì)條件和綜合管理的影響，按照預制樁樁端阻力取值時，選取折減系數(shù)η3為 0.6。

3.基于工程中試樁數(shù)據(jù)和實測的土層參數(shù)，根據(jù)本文提出的計算方法得到靜鉆根植樁的極限承載力標準值與實測極限值較為接近，對靜鉆根植樁計算方法有一定的參考價值。