潘正中，周 洋，李國維，李博煬，熊 力

(1.廣東潮汕環(huán)線高速公路有限公司，廣東 汕頭 515041； 2.河南工業(yè)大學(xué)，河南 鄭州 450001；3.河海大學(xué)，江蘇 南京 210098)

0 引言

樁打入壓縮性較高的軟黏土層時(shí)，樁周土體可能受到某種原因而發(fā)生固結(jié)或沉降，當(dāng)土體沉降大于樁身位移時(shí)，土體對樁產(chǎn)生負(fù)摩阻力[1]。負(fù)摩阻力相當(dāng)于對樁身施加額外荷載，導(dǎo)致樁身承載力相對減少，增加樁體位移。中國濱海地區(qū)廣泛分布著深厚軟土地層，利用樁基進(jìn)行軟土加固時(shí)，常常遇到樁體承受負(fù)摩阻的情況。例如:(1)樁基施工擠壓軟土引起超孔隙水壓，孔壓消散及地下水位下降都會(huì)引起土體固結(jié)沉降，上層土體極有可能對樁體帶來負(fù)摩阻力；(2)在進(jìn)行高速公路等工程時(shí)，有時(shí)在樁體打入軟土地基后不可避免樁周區(qū)域的大面積堆載，從而引起地基沉降。有時(shí)堆載對樁周土體沉降和樁體負(fù)摩阻的影響持續(xù)到工后很長時(shí)間；(3)沿海地區(qū)近10 a來不斷發(fā)展的圍海造地工程帶來了大量的吹填土地基。吹填土含水率極大，這些地基或全部、或局部存在自重固結(jié)未完成的狀況。樁體施工后，樁周土體仍會(huì)在自重下逐步沉降。以上工況下，土體對樁體均會(huì)產(chǎn)生負(fù)摩阻力，樁身安全承載空間相對壓縮，不利于工程安全。2006年，袁燈平等[2]則統(tǒng)計(jì)了由于忽視負(fù)摩阻力而造成工程事故的案例，他的研究表明工程設(shè)計(jì)、咨詢和施工必須考慮負(fù)摩阻的影響。

很多學(xué)者對當(dāng)前國內(nèi)的基樁試樁方法、樁基設(shè)計(jì)方法[3-5]的局限性進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值研究[6-8]。首先，根據(jù)《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》(JGJ106—2014)[3]，試樁過程中樁體本身沉降大于樁周土體，樁側(cè)摩阻力均為正值[6]，這與很多實(shí)際工況有較大出入[7]。其次，《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ106—2014)[3]通過將中性點(diǎn)以上的側(cè)摩阻力按0計(jì)算來考慮負(fù)摩阻力，雖較《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ106—2014)[3]更接近事實(shí)，但與實(shí)際情況仍然有所出入；且規(guī)范僅對端承樁做了說明，忽略了摩擦樁的情況。另外很多學(xué)者依據(jù)不同的地質(zhì)條件、工程狀況開展了對樁基負(fù)摩阻力的試驗(yàn)研究[2,9-15]。例如，宗雪梅等[14]研究了黃土中樁側(cè)負(fù)摩阻力問題；徐兵等[6]、李玲玲等[13]研究了灌注樁的負(fù)摩阻力問題；李光煜等[11]、劉茲勝等[16]研究了管樁的負(fù)摩阻力問題。

葉觀寶等[8]以Indraratna等[17]于1992年在泰國進(jìn)行的樁體拉拔試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ)，通過有效的數(shù)值模擬和理論比較等研究手段，清晰地指出了現(xiàn)有規(guī)范[3-4]可能低估樁體的下拉荷載約300～700 kN。需要指出的是Indraratna等[17]的現(xiàn)場試驗(yàn)是在曼谷軟黏土地層條件下進(jìn)行的，與我國東南沿海軟土地層條件不一致；且他的研究重點(diǎn)放在了瀝青涂層對樁體承載力的綜合影響，不涉及我國規(guī)范中指定的單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)。本研究則以我國粵東地區(qū)的工程實(shí)例為背景，以常見的單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)為基礎(chǔ)，并通過理論分析和數(shù)值模型，研究負(fù)摩阻引起的下拉荷載對工程表現(xiàn)和安全系數(shù)的影響。

1 現(xiàn)場試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)概況

本現(xiàn)場試驗(yàn)位于粵東某高速公路收費(fèi)站及管理大樓區(qū)域，有地質(zhì)勘測資料繪制的土層概況見圖1。從圖中可知，樁側(cè)上部土層為承載力較弱的淤泥質(zhì)軟土層，而下部為較為密實(shí)的黏土層和砂質(zhì)黏土層。其中，淤泥質(zhì)土體孔隙比較大，黏聚力(c)以及內(nèi)摩擦角(φ)由固結(jié)快剪測得，而黏土的黏聚力(c)以及內(nèi)摩擦角(φ)由天然快剪測得。由工程地質(zhì)勘測資料可知淤泥質(zhì)軟土的壓縮模量(Es)較小，不足2 MPa。

圖1 試驗(yàn)場地的工程地質(zhì)概況Fig.1 Profile of engineering geology in test field

本研究以3根樁徑為1.2 m的混凝土灌注樁為測試對象，進(jìn)行破壞性靜載試驗(yàn)。樁長為60.4～66 m，均大于設(shè)計(jì)樁長(60 m)，樁身基本貫穿軟黏土層。3根試樁的設(shè)計(jì)參數(shù)見表1，其中承載力容許值由設(shè)計(jì)方按照規(guī)范[5]計(jì)算而來。

表1 試樁設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of test piles

1.2 試驗(yàn)平臺

本次試驗(yàn)采用壓重平臺反力裝置，尺寸為12×12 m2；堆載重物采用尺寸為2×1×1 m3的預(yù)制混凝土塊(每塊50 kN)，堆載重物逐層堆放、碼放7～8層，直至24 000 kN。主梁、次梁作為堆載平臺，放置在支墩上，支墩下地基采用混凝土管樁進(jìn)行處理。樁頂反力裝置采用4個(gè)量程為8 000 kN的液壓千斤頂。

1.3 樁身軸力測量

試驗(yàn)中樁身軸力采用振弦式鋼筋應(yīng)力計(jì)，量程范圍為-300～300 MPa (壓為正，拉為負(fù))。試驗(yàn)前，應(yīng)力計(jì)沿不同深度，特別是在土層交界處附近，按圖2(a)位置焊接在鋼筋籠主筋上。每個(gè)深度位置處，均勻地布設(shè)鋼筋計(jì)4個(gè)，如圖2(b)所示。試驗(yàn)過程中每級荷載施加穩(wěn)定后，記錄樁身不同斷面處鋼筋應(yīng)力計(jì)的頻率，由此計(jì)算鋼筋力及各斷面軸力，兩個(gè)斷面之間的軸力差值就是該段樁體的側(cè)摩阻力。

圖2 應(yīng)力計(jì)布置(單位：m)Fig.2 Arrangement of stress gauges (unit：m)

2 靜載試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 樁體軸力分布特征

圖3展示了3根試樁Q-S曲線。由圖3可知在某區(qū)間內(nèi)Q-S曲線走勢趨陡，可觀測出較為明顯的破壞特征點(diǎn)，可判定試樁屬于摩擦型樁。取曲線曲率最大點(diǎn)為破壞特征點(diǎn)，對應(yīng)荷載定為其極限承載力(Qw)。表2羅列3個(gè)樁的靜載試驗(yàn)結(jié)果。3根樁的承載力在12 000～15 000 kN之間，其中2#樁的承載力稍低，原因來自土層性質(zhì)的變化等?？傮w上，試樁結(jié)果可以相互驗(yàn)證，特別是1#樁和3#樁，試驗(yàn)結(jié)果可靠。樁體的試驗(yàn)結(jié)果將用于后續(xù)的數(shù)值模擬比較與驗(yàn)證。

表2 各試樁承載能力及位移測試結(jié)果Tab.2 Test result of bearing capacity and displacement of test piles

圖3 各試樁Q-S曲線Fig.3 Q-S curves of test piles

2.2 樁體側(cè)摩阻力分布特征

圖4以1#樁為例，繪制了靜載試驗(yàn)加載過程中，3個(gè)不同的荷載下樁體側(cè)摩阻力沿深度的分布曲線。圖4顯示，當(dāng)應(yīng)力較小時(shí)，樁體上側(cè)是側(cè)摩阻力的承擔(dān)主體，下部樁體表面基本不承擔(dān)阻力。上部摩阻力明顯大于下部摩阻力，樁端尾部摩阻力接近于0。隨著樁頂荷載的增加，樁身通體的側(cè)摩阻力發(fā)揮出來，下層土體是強(qiáng)度較高的含砂黏土層，發(fā)揮主要的側(cè)摩阻作用。另外，淤泥質(zhì)土層范圍的樁側(cè)摩阻力隨樁頂荷載增大雖略有增長，但是增幅較小，而砂質(zhì)黏土層范圍的樁側(cè)摩阻力隨樁頂荷載增大顯著增長。

圖4 1#樁的樁側(cè)摩阻力分布曲線Fig.4 Distribution curves of side friction of pile 1

由圖4結(jié)果可計(jì)算總摩阻力約為13 500 kN，占極限荷載的87%，端部應(yīng)力僅占13%，屬于典型的摩擦型樁。且承載當(dāng)上部荷載與極限荷載相當(dāng)時(shí)，即15 510 kN, 按上部淤泥質(zhì)軟土層范圍為20 m計(jì)算，軟土層產(chǎn)生高達(dá)1 500 kN的摩阻力。

2.3 負(fù)摩阻力的影響

當(dāng)在實(shí)際工況中考慮負(fù)摩阻力對樁基承載力的影響時(shí)，應(yīng)在靜載試驗(yàn)值的基礎(chǔ)上扣除軟土層產(chǎn)生的正摩阻力及負(fù)摩阻力可能產(chǎn)生的下拉荷載。實(shí)際工況下樁基單樁極限承載力取值應(yīng)調(diào)整為：

Q實(shí)=Q試-Q正-Q下拉，

(1)

式中，Q試為試驗(yàn)測試中得到的極限承載力；Q正為靜載試驗(yàn)過程中軟土層產(chǎn)生的正摩阻力；Q下拉為深厚軟土地區(qū)中性點(diǎn)以上負(fù)摩阻力引起的下拉荷載。

依據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ94—2008)可以計(jì)算出樁側(cè)負(fù)摩阻引起的下拉荷載，從而得到實(shí)際工況下樁基的承載力。以本研究中涉及的3根樁為例按式(1)計(jì)算極限承載力和安全系數(shù)(見表3)。由表3可以看出，1#樁和3#樁在不考慮下拉荷載時(shí)，安全系數(shù)大于2，而考慮下來荷載時(shí)安全系數(shù)小于2，2#樁的安全系數(shù)更是低至1.5。因此，在軟土地區(qū)的工程中，若將靜載試驗(yàn)的樁基極限承載力直接作為實(shí)際工況下樁基的極限承載力用于設(shè)計(jì)，將會(huì)導(dǎo)致一定的工程安全隱患。

表3 不同工況下試樁極限承載力與安全系數(shù)Tab.3 Ultimate bearing capacities and safety factors of test piles under different conditions

3 數(shù)值模擬及參數(shù)分析

3.1 數(shù)值模型及驗(yàn)證

采用ABAQUS有限元軟件，進(jìn)行三維數(shù)值模擬計(jì)算，模擬靜載試驗(yàn)過程，模型如圖5所示。數(shù)值模擬中土體本構(gòu)采用Mohr-Coulomb模型，土層簡化厚度為21 m的軟土層、21～60 m的黏土層和下部的基巖，模型初始應(yīng)力為土體自重。樁土之間接觸采用面面接觸，法向接觸為硬接觸，切向接觸形式為摩擦形式，摩擦系數(shù)為tan(φ)以及最大彈性滑動(dòng)距離設(shè)定為10-5m。

圖5 數(shù)值模型(單位：m)Fig.5 Numerical model (unit：m)

表4列出了樁身和各土層參數(shù)的取值，其中樁體密度和彈性模量均采用使用的C35混凝土參數(shù)；土層1中土體剪切強(qiáng)度參數(shù)取3個(gè)淤泥質(zhì)土層均值，土層2中土體剪切強(qiáng)度參數(shù)取2個(gè)黏土層均值。需要注意的是，數(shù)值模擬中M-C模型采用土體彈性模量(E)作為抗壓強(qiáng)度指標(biāo)。因此，如何正確估計(jì)土體的彈性模量是本模擬中的關(guān)鍵點(diǎn)。依據(jù)楊敏和趙錫宏[18]現(xiàn)場靜載試驗(yàn)的研究結(jié)果，樁基土體的彈性模量應(yīng)為1～8.5Es，并建議上海軟土可取2.5～3.5Es。對于本研究而言，筆者取土層1中的E=2Es，土層2中的E=3Es。開始模擬時(shí)，按照與試驗(yàn)一致的加載順序在樁頂施加預(yù)定荷載。由于3個(gè)試驗(yàn)樁距離數(shù)十米，土層性質(zhì)、參數(shù)勢必稍有差異，且試驗(yàn)結(jié)果確實(shí)也略有不同。為了更好地模擬3個(gè)不同試樁結(jié)果，在保持?jǐn)?shù)值模型基本設(shè)置(幾何模型、材料類型、排水條件等)不變的情況下，微調(diào)土體強(qiáng)度參數(shù)。

表4 樁身和土體參數(shù)Tab.4 Parameters of pile and soil

圖6是各樁的數(shù)值模擬Q-S曲線與實(shí)際試樁靜載試驗(yàn)Q-S曲線。由圖6可知，數(shù)值模擬很好地模擬了全部3根試驗(yàn)樁的沉降趨勢和總量，特別是對于1#樁和2#樁。3#樁的模擬曲線和試驗(yàn)曲線有所差距，但在可接受范圍內(nèi)。因此，總體上數(shù)值模型的有效性得以驗(yàn)證，并用于進(jìn)一步模擬更多實(shí)際工況，研究樁基樁側(cè)摩阻力分布情況。

圖6 靜載試驗(yàn)與數(shù)值模擬Q-S曲線Fig.6 Q-S curves of static load test and numerical simulation

3.2 多工況下樁側(cè)摩阻力分布

在實(shí)際工況條件下，橋樁附近可能會(huì)進(jìn)行大面積的回填土堆載。在1#樁靜載試驗(yàn)數(shù)值模型的基礎(chǔ)上，在樁周半徑為5 m的范圍內(nèi)增加5 m高的填土堆載，模擬該工況下樁側(cè)摩阻力，堆載速率為1 m/d。圖7是樁側(cè)摩阻力沿深度分布曲線，中性點(diǎn)深度大約在14.3 m處(軟土層厚度2/3處)，下拉荷載大約為527.5 kN。其中由靜載試驗(yàn)可知中性點(diǎn)以上正摩阻力約為1 070 kN。則可知，考慮負(fù)摩阻力，單樁的實(shí)際承載力由14 410 kN降低為12 810 kN，幅度達(dá)11%。

圖7 1#樁堆載工況模擬下摩阻力分布Fig.7 Distribution of frictions of pile 1 simulated under stacking condition

3.3 軟土厚度及堆載高度的影響

在土層總厚度不變的情況下，變化軟土層和黏土層相對厚度，模擬側(cè)摩阻力的分布規(guī)律。軟土層厚度分別取10，20，30，40 m。圖8為不同軟土層厚度條件下的樁側(cè)摩阻力模擬結(jié)果。圖8所示，隨軟土層厚度增大，摩阻力0點(diǎn)深度加大，下拉荷載增大。圖9顯示軟土層厚度與中性點(diǎn)深度近似為線性關(guān)系，與下拉荷載近似為線性關(guān)系。圖10為軟土層厚度變化對中性點(diǎn)及下拉荷載的影響。由圖8也可間接推算出，當(dāng)軟土厚度遠(yuǎn)大于20 m時(shí)，實(shí)際單樁承載力相比于試驗(yàn)結(jié)果降低幅度遠(yuǎn)大于11%，對工程安全極為不利。

圖8 軟土層厚度影響下樁側(cè)摩阻力分布Fig.8 Distribution of pile side frictions under influence of soft soil layer thickness

圖9 軟土層厚度對中性點(diǎn)深度與下拉荷載的影響Fig.9 Influence of soft soil layer thickness on neutral point depth and downdrag load

圖10 回填土厚度影響下樁側(cè)摩阻力分布Fig.10 Distribution of pile side frictions under influence of backfill soil thickness

圖10為樁體周圍不同回填荷載條件下的樁側(cè)摩阻力的數(shù)值模擬結(jié)果。圖10所示，隨回填土厚度增大，中性點(diǎn)深度略有加大，下拉荷載也有所增大。圖11為回填土厚度變化對中性點(diǎn)及下拉荷載的影響。圖11顯示回填土厚度與中性點(diǎn)深度近似為線性關(guān)系，與下拉荷載近似為拋物線關(guān)系。另外，仔細(xì)比較圖8～11，負(fù)摩阻力大小和中性點(diǎn)位置對軟土厚度更為敏感。

圖11 回填土厚度對中性點(diǎn)深度和下拉荷載影響Fig.11 Influence of backfill thickness on neutral point depth and downdrag load

4 結(jié)論

本研究通過現(xiàn)場試驗(yàn)和數(shù)值分析研究了負(fù)摩阻力對單樁試驗(yàn)結(jié)果的影響，得到以下幾點(diǎn)主要結(jié)論：

(1)試樁荷載較小時(shí)，摩阻力由上部軟土層提供；試樁荷載較大時(shí)，摩阻力主要由下部黏土層提供。就本樁基靜載試驗(yàn)而言，接近極限荷載時(shí)，軟土層承擔(dān)的正摩阻為1 500 kN。

(2)依據(jù)規(guī)范將中性點(diǎn)以上正摩阻力假定為0，同時(shí)考慮下來荷載，則試樁結(jié)果確定極限荷載需要進(jìn)行大幅降低以確定實(shí)際承載力，造成安全系數(shù)顯著降低。

(3)本研究建立了單樁靜載試驗(yàn)的數(shù)值模型并進(jìn)行了驗(yàn)證。數(shù)值模擬結(jié)果顯示，當(dāng)時(shí)堆載高5 m時(shí)，單樁的實(shí)際承載力降低約11%。

(4)軟土層厚度增大，樁基中性點(diǎn)位置深度增大，下拉荷載增大。樁基周圍回填土厚度增大，樁基中性點(diǎn)位置深度增大，下拉荷載增大。相比之下，負(fù)摩阻力大小和中性點(diǎn)位置對軟土厚度更為敏感。