張曉東，程子龍，付澤新，戴 斌，包小華，陳湘生，沈 俊

(1.中鐵南方投資集團(tuán)有限公司，廣東 深圳 518054；2.深圳大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，廣東 深圳 518060；3.北京榮創(chuàng)巖土工程股份有限公司，北京 100085)

0 引言

為了滿足設(shè)計(jì)所需的承載力和沉降要求，常常需要采取改善措施，常見(jiàn)的加固措施包括：柔性散粒加固體，半剛性加固體，剛性高黏結(jié)度、高強(qiáng)度的混凝土類樁，復(fù)合樁體[1-4]。相比于由于自身強(qiáng)度低而不能有效將上部荷載傳遞到下部的水泥土樁，以及不能發(fā)揮高承載力特性的高強(qiáng)PHC管樁，管樁-水泥土復(fù)合樁綜合了兩者的優(yōu)勢(shì)，既利用PHC管樁承擔(dān)荷載，又能利用大直徑水泥土樁提供側(cè)摩阻力[5]。

而潛孔沖擊高壓旋噴管樁突破了傳統(tǒng)工法在地層應(yīng)用方面的局限性，有效克服了在砂卵石層、巖溶、開(kāi)山填谷等復(fù)雜地層施工水泥土樁及水泥土復(fù)合管樁的難題。從設(shè)備、工藝等多個(gè)角度進(jìn)行綜合研究，將潛孔錘成孔和高壓旋噴有機(jī)結(jié)合在一起，實(shí)現(xiàn)鉆進(jìn)噴漿一體化，形成了一套可以在任何復(fù)雜地層中施工水泥土樁及裝配式樁基礎(chǔ)的施工設(shè)備——潛孔沖擊高壓旋噴工法設(shè)備，本工法簡(jiǎn)稱 DJP 工法[6-9]，其本質(zhì)也是復(fù)合樁，高強(qiáng)預(yù)制芯樁是樁頂荷載的主要承擔(dān)者。管樁先將荷載通過(guò)管樁水泥土接觸界面?zhèn)鬟f到水泥土中并擴(kuò)散到樁端水泥土層，再由水泥土將部分荷載以剪應(yīng)力的形式傳遞到樁間土并擴(kuò)散到復(fù)合基樁地基土中。形成荷載由管樁傳遞到水泥土再擴(kuò)散到樁周土的雙層傳遞模式，從管樁到土體通過(guò)水泥土的過(guò)渡形成了強(qiáng)-中-弱的漸變過(guò)程，形成一種中間強(qiáng)度高、四周強(qiáng)度低的合理樁身結(jié)構(gòu)，充分發(fā)揮了管樁和水泥土樁的性能，提高了承載力。

本文依托深圳市媽灣跨海通道工程實(shí)例，以現(xiàn)場(chǎng)試樁試驗(yàn)對(duì)DJP復(fù)合樁進(jìn)行有限元建模，并探討了不同樁型、內(nèi)芯樁徑、外芯水泥土彈性模量以及不同樁土接觸面對(duì)沉降的影響規(guī)律。

1 工程概況

深圳市媽灣跨海通道(月亮灣大道—沿江高速)，位于深圳市西部，途經(jīng)前海媽灣及寶安大鏟灣兩區(qū)域(如圖1所示)。地貌包括：人工填土，其下為第四系全新統(tǒng)海陸交互沉積淤泥，全新統(tǒng)沖洪積黏土、中粗砂，上更新統(tǒng)湖沼沉積淤泥質(zhì)黏土，沖洪積細(xì)砂(含淤泥)、黏土、粗砂，中更新統(tǒng)殘積砂質(zhì)黏性土、構(gòu)造巖及全～微風(fēng)化薊縣系的混合花崗巖。本項(xiàng)目地基處理樁采用等芯復(fù)合樁，復(fù)合樁復(fù)合段長(zhǎng)15m，非復(fù)合段長(zhǎng)7m，水泥土樁直徑為700mm，水泥摻量為20%；內(nèi)芯樁樁徑為400mm，型號(hào)為PHC400AB95。根據(jù) JGJ 106—2014《建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》規(guī)定，單樁抗壓靜載試驗(yàn)的抽檢樁數(shù)不能少于總樁數(shù)的 1%，且不能少于3根，本工程實(shí)際抽檢3根，編號(hào)分別為SZ-4，SZ-5，SZ-7樁。

圖1 媽灣跨海通道位置Fig.1 Location of Mawan cross-sea passage

2 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

2.1 工程地質(zhì)條件

本項(xiàng)目位于深圳市西部，場(chǎng)地地質(zhì)條件復(fù)雜，主要地層為人工填土層、淤泥層、砂層、黏土層、全～強(qiáng)風(fēng)化地層，地層強(qiáng)度不均，地基加固條件復(fù)雜，詳細(xì)地質(zhì)情況如下。

1)人工填土(Qml) 有素填土、雜填土、填砂、填石、沖填土5個(gè)亞類。

8)薊縣系變質(zhì)巖(Jx-Qby) ⑩1全風(fēng)化巖：極軟巖，干鉆可鉆進(jìn)，巖芯呈較堅(jiān)硬土狀，手可捏碎，浸水后可捏成團(tuán)，風(fēng)化不均，局部含塊狀強(qiáng)風(fēng)化巖；⑩2-1強(qiáng)風(fēng)化層上段為極軟巖，極破碎；⑩2-2強(qiáng)風(fēng)化層下段為軟巖～極軟巖，極破碎；⑩3中風(fēng)化巖錘擊較易碎，聲不清脆，無(wú)回彈，浸水后用指甲可刻出印痕，巖體呈碎裂狀結(jié)構(gòu)，屬較軟巖～較硬巖。

2.2 試驗(yàn)加載

本次試驗(yàn)內(nèi)芯樁型號(hào)為PHC400AB95，采用逐級(jí)等量加載的方式，分級(jí)荷載取最大加載量或預(yù)估極限承載力的 1/10。按設(shè)計(jì)要求，本工程單樁靜載試驗(yàn)的最大加載量均擬定為 3 300kN，分為 9 級(jí)，第1級(jí)取分級(jí)荷載的2倍，分級(jí)情況如表1所示。

表1 單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)Table 1 Vertical static load test of single pile

2.3 試驗(yàn)結(jié)果

試樁完成28d后檢測(cè)單樁承載力，采用單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)進(jìn)行，要求單樁承載力≥1 650kN，檢測(cè)數(shù)量為3根，分別為SZ-4，SZ-5，SZ-7。經(jīng)檢測(cè)，3根試樁單樁豎向抗壓靜載最大加載值為3 300kN，樁身最大沉降為29.17mm,滿足設(shè)計(jì)要求。

3 數(shù)值模擬及結(jié)果分析

3.1 計(jì)算模型

為了將數(shù)值模擬計(jì)算模型[10-12]與實(shí)際模型試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，須保證實(shí)際模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬模型相關(guān)參數(shù)一致，復(fù)合樁樁長(zhǎng)L為7m，內(nèi)芯樁徑d為400mm,外芯樁徑D為700mm，文中所采用的復(fù)合樁為等芯樁，通過(guò)對(duì)單樁受荷時(shí)樁土模型中土體邊界的選取進(jìn)行有限元分析，計(jì)算不同邊界范圍土體所能提供的樁的極限承載力，得出單樁受荷時(shí)樁土模型所需的合理土體邊界參數(shù)，結(jié)果表明樁土模型中樁側(cè)土體邊界取24D(16.8m)，土體底部距離樁端底部取15D(10.5m)時(shí)，可充分利用土的承載能力并滿足計(jì)算精度要求[13]。

本文采用對(duì)稱建模，在土體模型的下邊界垂直方向約束為固定約束，下邊界水平向?yàn)樽杂?；土體圓環(huán)周圍邊界為軸向自由，橫向約束為鉸支座，土體的上邊界為自由端，對(duì)稱面上的節(jié)點(diǎn)均為y向約束，其余方向均自由。荷載施加采用設(shè)置多分析步的方式，包含初始分析步，地應(yīng)力分析步及荷載1～9，共計(jì)11個(gè)分析步。在水泥土樁與樁周土、水泥土樁與芯樁接觸面均設(shè)置摩擦，因水泥土與混凝土及樁周土均存在黏聚力，所以接觸面方式為庫(kù)倫摩擦。模型網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分情況Fig.2 Meshing condition

3.2 模型參數(shù)

樁身、水泥土采用線彈性模型，樁周及樁底土為彈塑性材料，假定服從 Mohr-Coulomb 屈服準(zhǔn)則，具體模型參數(shù)如表2所示。通過(guò)比較相同條件下的不同樁型(水泥土樁、PHC管樁和DJP管樁)、不同內(nèi)芯樁徑(300,400,500mm)的水泥土復(fù)合樁、不同外芯水泥土彈性模量(340，370，400MPa)的水泥土復(fù)合樁，以及不同水泥土與樁周土接觸面摩擦系數(shù)(μ=0.5，0.65，0.8)的水泥土復(fù)合樁來(lái)研究其對(duì)沉降的影響。

表2 DJP復(fù)合樁有限元模型計(jì)算參數(shù)Table 2 Calculation parameters of DJP composite pile finite element mode

3.3 計(jì)算結(jié)果

DJP管樁試樁與數(shù)值模擬的樁頂沉降Q-s曲線如圖3所示。由于模型的建立是在理想情況下，與實(shí)際情況存在一定偏差，分析其原因是在水泥土成樁過(guò)程中，由于潛孔錘的高頻振動(dòng)沖擊和高壓空氣的聯(lián)合作用，使得水泥漿液更好地滲入周圍地層中，因此水泥土與樁周土形成交互相錯(cuò)的接觸，在水泥土凝固以后相當(dāng)于提高了水泥土與樁周土的摩擦力；同時(shí)，由于水泥土在樁周土中的擴(kuò)散也相當(dāng)于擴(kuò)大了芯樁直徑。但總體變化趨勢(shì)是一致的，由此可以證明DJP復(fù)合管樁數(shù)值模擬的正確性，DJP管樁位移云圖如圖4所示。

圖3 樁頂沉降模擬值與實(shí)測(cè)值比較Fig.3 Comparison between simulated value and measured value of pile top settlement

圖4 DJP管樁位移云圖Fig.4 DJP pipe pile displacement nephogram

4 沉降影響因素分析

影響DJP管樁沉降的因素[14]有許多，本文主要從樁型、內(nèi)芯樁徑、外芯水泥土彈性模量以及不同樁土接觸面4個(gè)方面進(jìn)行模擬分析，其他條件與上一節(jié)所述模型相同。

4.1 不同樁型

建立了水泥土樁、PHC管樁、DJP管樁3種樁型的沉降對(duì)比，所建立模型樁長(zhǎng)、樁徑均相同。其中水泥土樁、PHC管樁、DJP管樁Q-s曲線如圖5所示。水泥土樁樁頂沉降如圖6所示，PHC管樁樁頂沉降如圖7所示。

圖5 3種樁型樁頂沉降對(duì)比Fig.5 Settlement comparison of three pile tops

圖6 水泥土樁樁頂沉降云圖Fig.6 Settlement nephogram of cement soil pile top

圖7 PHC管樁樁頂位移云圖Fig.7 Displacement nephogram of PHC pile top

對(duì)比3種不同樁型的樁頂位移云圖，可以看出水泥土樁破壞速度遠(yuǎn)大于DJP復(fù)合樁與PHC管樁，Q-s曲線呈急進(jìn)式破壞，這是由于樁頂荷載全部由水泥土承擔(dān)，由于水泥土相比于含有內(nèi)芯的復(fù)合樁自身強(qiáng)度很低，相同面積的水泥土樁承載能力也會(huì)下降。

對(duì)比PHC管樁與DJP管樁Q-s沉降曲線發(fā)現(xiàn)，兩者的樁頂位移差別不大。由于PHC復(fù)合樁屬于摩擦樁，主要依靠側(cè)摩阻力傳遞上部荷載，由PHC管樁頂位移云圖也可看出樁側(cè)土的位移較大，而相比較之下樁端土位移不是很大；同時(shí)，PHC管樁的高承載力優(yōu)勢(shì)發(fā)揮得不是很明顯。

對(duì)比圖4與圖7，可以看出DJP管樁樁側(cè)土位移小于PHC管樁，這說(shuō)明DJP管樁結(jié)合了PHC管樁與水泥土樁兩者的特點(diǎn)。首先利用了芯樁高承載力的特性承擔(dān)上部荷載，隨后通過(guò)水泥土將荷載以摩阻力的方式分散傳遞到樁周土中，同時(shí)，利用水泥土擴(kuò)大樁徑，增加了力的擴(kuò)散范圍。形成了芯樁-水泥土-樁周土的受力體系。

4.2 內(nèi)芯樁徑影響

為研究DJP管樁內(nèi)芯樁徑對(duì)于復(fù)合樁樁頂沉降的影響，在保證DJP管樁外徑和樁長(zhǎng)不變的情況下，通過(guò)改變內(nèi)芯樁徑來(lái)研究復(fù)合樁截面含芯率對(duì)沉降的影響，本文分別選取內(nèi)芯樁徑300，400mm及500mm進(jìn)行對(duì)比，其Q-s曲線如圖8所示，300，500mm樁徑復(fù)合樁樁頂位移云圖如圖9所示。

圖8 不同內(nèi)芯直徑樁頂沉降比較Fig.8 Comparison of pile top settlement with different inner core diameters

圖9 不同樁徑下樁頂位移云圖Fig.9 Displacement nephogram of pile top with different diameter

對(duì)比圖8～9，可以看出樁徑對(duì)DJP管樁頂沉降的影響還是比較大的。隨著內(nèi)芯樁徑的增加，樁頂沉降會(huì)隨之減小。如上文所述，DJP管樁的沉降主要來(lái)源于外芯水泥土的變形，這是由于水泥土的彈性模量相比于混凝土的彈性模量相差兩個(gè)數(shù)量級(jí)，PHC管樁能在高承載力的同時(shí)變形很??；而當(dāng)樁徑減小、復(fù)合樁截面含芯率降低時(shí)，截面彈性模量降低，在相同荷載作用下，含芯率低的復(fù)合樁沉降會(huì)更大。在設(shè)計(jì)中可以考慮將芯樁設(shè)計(jì)為變截面樁。

4.3 外芯水泥土彈性模量影響

為研究外芯水泥土彈性模量對(duì)于DJP管樁沉降影響，在內(nèi)芯樁樁徑、樁長(zhǎng)不變的情況，僅改變水泥土的彈性模量進(jìn)行模擬分析，選取的彈性模量為340，370MPa及400MPa，如圖10所示。340MPa與400MPa復(fù)合樁樁頂位移云圖如圖11所示。

圖10 不同外芯彈性模量樁頂沉降比較Fig.10 Settlement comparison of different elastic modulus

圖11 不同外芯彈性模量樁頂位移云圖Fig.11 Displacement nephogramof pile top with different elastic modulus

對(duì)比圖10,11可知，水泥土彈性模量對(duì)于樁頂沉降影響并不大。這是由于水泥土與芯樁彈性模量相差兩個(gè)數(shù)量級(jí)，樁身的位移仍由內(nèi)芯決定，因此改變外芯水泥土彈性模量沉降變化不大。

4.4 不同樁土接觸面影響

為研究不同樁土接觸面對(duì)于DJP管樁沉降影響，在其他條件不變的情況下，僅改變水泥土與樁周土接觸面的摩擦系數(shù)，進(jìn)行模擬分析，選取的摩擦系數(shù)為μ=0.5，0.65，0.8，Q-s曲線如圖12所示。μ=0.5與μ=0.8復(fù)合樁樁頂位移云圖如圖13所示。

圖12 不同摩擦系數(shù)樁頂沉降比較Fig.12 Comparison of pile top settlement with different friction coefficients

圖13 不同摩擦系數(shù)樁頂位移云圖Fig.13 Displacement nephogram of pile top with different elastic modulus

由圖13可知，當(dāng)摩擦系數(shù)由0.5增大到0.6時(shí)，沉降由56.9mm降低至43.6mm，降低了23.4%；當(dāng)摩擦系數(shù)由0.6增大到0.8時(shí)，沉降由43.6mm降低至31.2mm，降低了28.44%。結(jié)合圖12，13可以看出在該地層條件下，當(dāng)摩擦系數(shù)較小時(shí)，主要變形來(lái)自復(fù)合樁的變形，樁側(cè)土側(cè)向位移很??；而當(dāng)摩擦系數(shù)較大時(shí)，水泥土與樁周土之間接觸更牢固，樁側(cè)土側(cè)向位移較大。

5 結(jié)語(yǔ)

本文通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證了有限元軟件模擬的合理性。同時(shí)比較了樁型、內(nèi)芯樁徑、外芯水泥土彈性模量以及不同樁土接觸面4個(gè)因素對(duì)于樁頂沉降的影響，得出如下結(jié)論。

1)相比于水泥土樁承載力低，PHC管樁高承載力難發(fā)揮及樁側(cè)土位移大，DJP管樁結(jié)合了水泥土樁與PHC管樁的優(yōu)點(diǎn)，形成了芯樁-水泥土-樁側(cè)土的受力體系。

2)改變樁徑對(duì)于沉降影響較大，改變樁徑相當(dāng)于改變了內(nèi)芯的彈性模量。改變外芯水泥土彈性模量對(duì)于沉降影響不大，由于水泥土與內(nèi)芯彈性模量相差較大。

3)當(dāng)摩擦系數(shù)由0.5增大至0.6，沉降降低了23.4%；當(dāng)摩擦系數(shù)由0.6增大到0.8時(shí)，沉降降低了28.44%。