擠密樁預處理后黃土地基灌注樁承載特性

楊新文，張海龍，羅 揚，劉軍生

(1.陜西城際鐵路有限公司，陜西 西安 710018；2.西安建筑科技大學 土木工程學院，陜西 西安 710055； 3.陜西省建筑科學研究院有限公司，陜西 西安 710082)

受上部建(構(gòu))筑荷載影響，樁基受荷時樁身與樁周土體發(fā)生作用產(chǎn)生樁側(cè)摩阻力與端阻，二者起到共同承載作用，從而有效控制建筑沉降變形.樁基是國內(nèi)普遍采用的地基處理方法之一，具備良好的工程適用性，目前樁基在黃土地基中的應用也取得了一定研究成果.費鴻慶[1]利用黃土地基中超長鉆孔灌注樁試驗證明了樁在黃土地基中有較高的承載潛力和良好的工程性狀；汪保明[2]探討了在自重濕陷性黃土場地可以取樁側(cè)摩阻力殘余強度為負摩阻力，從而確定單樁豎向壓力設計值的方法；張獻輝[3]利用試驗發(fā)現(xiàn)大直徑樁在自重濕陷性黃土中的破壞以樁端土層壓縮引起的漸進破壞為主，提出在確定承載力時注意變形控制；李大展[4]根據(jù)現(xiàn)場試驗分析負摩阻力變化規(guī)律，提出浸水濕陷全過程中大直徑樁的荷載傳遞機理的三階段分析法；孫軍杰[5]利用試驗資料從理論上對樁的負摩阻力最大值出現(xiàn)深度進行分析研究，推導出不同沉降性能土體濕陷時樁的負摩阻力最大值出現(xiàn)的深度；俞宗衛(wèi)[6]結(jié)合靜壓樁試驗研究了土層下存在厚度較大的密實砂層時，試樁的Q-S曲線以陡降型為主，樁荷載傳遞方式為摩擦端承樁特性；朱彥鵬等[7]研究了黃土塬上樁基的承載特性，認為該場地的樁基為典型的摩擦型樁；雒紅麗[8]搜集了黃土地區(qū)灰土擠密樁工程實例的靜載荷試驗資料，統(tǒng)計分析得到了復合地基承載力的統(tǒng)計參數(shù)和分布類型；王端端[9]指出，黃土地區(qū)成孔方式對樁基承載特性影響較大；上述研究成果對黃土地區(qū)樁基的應用與發(fā)展起到了有效推動作用.在自重濕陷性黃土場地，先采用擠密樁預處理地基消除濕陷性然后采用樁基礎這種基礎方式已經(jīng)被廣泛應用.但對擠密樁預處理黃土地基的樁基礎研究僅限于數(shù)值模擬分析和靜載試驗，王劍[10]采用數(shù)值模擬的方法，以現(xiàn)場靜載試驗為基礎，研究了擠密后灌注樁的承載性狀；屈耀輝[11]研究了強夯結(jié)合CFG樁的地基處理方法.目前對擠密樁預處理黃土地基的樁基承載特性研究仍有以下不足：(1)擠密樁預處理黃土地基的樁基承載特性如何，側(cè)阻力端阻力分布規(guī)律如何；(2)目前的文獻中基于現(xiàn)場靜載試驗對樁基承載形狀分析往往采用樁基設計值進行側(cè)阻力計算，而沒有實測樁基孔徑，忽略了由于施工原因造成孔徑變化對側(cè)阻力分析的影響；(3)擠密樁預處理黃土地基后地層的側(cè)阻力如何取值，《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ94-2008)》(以下簡稱規(guī)范)中并未有對應的取值可供參考.鑒于此，本文依托實際工程項目，通過現(xiàn)在靜載試驗、孔徑測試及數(shù)值模擬分析，開展擠密樁預處理黃土地基灌注樁承載特性研究，研究結(jié)果可為擠密樁預處理黃土地基樁基設計提供可靠的依據(jù)，對類似工程項目提供參考.

1 工程概況

擬建場地為自重濕陷性場地，地基濕陷等級為Ⅲ～Ⅳ級(嚴重～很嚴重).根據(jù)設計要求對上部自重濕陷土層：①3-1新黃土②3-2古土壤③4-1-1-1老黃土④4-1-1-2黃土土層采用素土擠密樁預處理，素土擠密樁樁徑為400 mm，樁長14 m，樁距800 mm，等邊三角形布置，外放尺寸取2 m，樁體土壓實系數(shù)不小于0.97，樁間土平均擠密系數(shù)不小于0.93.灌注樁選取S1，S2，S3試樁試驗，試樁混凝土強度等級取C40，試樁直徑均為1 m，長度為28.5 m.

由于施工需求對第一層新黃土進行開挖，開挖深度5 m.假定地面相對標高為0.00 m，素土擠密樁樁頂標高為-5.00 m，處理土層厚14 m；試樁樁頂標高-5.00 m，樁長28.5 m.

2 試驗方案

(1)靜載荷試驗：堆載法.依據(jù)設計要求，加荷方式采用慢速維持荷載法，由千斤頂施壓，荷載由聯(lián)于千斤頂上的壓力傳感器測定，沉降采用百分表測量，試驗裝置如圖1.

試驗采用分級加載，每級加載增量為承載力特征值的五分之一取586 kN；首級加載量為加載增量的兩倍為1 172 kN，最終加載值為承載力特征值的2倍達到6 446 kN.每級加荷后隔5、10、15、15、15 min各測讀一次沉降值，之后每隔30 min測讀一次.(沉降相對穩(wěn)定條件：每小時的樁頂沉降增量不超過0.1 mm，并連續(xù)出現(xiàn)兩次)

圖1 靜載試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of static load test device

(2)內(nèi)力試驗：采用鋼弦式鋼筋應力傳感器.第一個布設在樁頂下1 m處，之后沿樁身長度方向約每2 m埋設1組(2支)鋼筋應力計，同時在土層變化處做一定調(diào)整，使土層變化處必須埋設一組，埋置鋼筋計焊接在試樁鋼筋籠的主筋上.

沿S1，S2，S3樁身長度方向布設13組JMZX-4XX系列型鋼筋應力計進行內(nèi)力試驗，通過測試振弦式鋼筋測力計在不同載荷下的頻率數(shù)值，換算得到鋼筋的應力.

(3)成孔質(zhì)量檢測：試樁成孔質(zhì)量檢測所采用的儀器為JJC-1D型井徑儀孔徑儀.下放孔徑儀至孔底，然后彈開四根測量腿，使測量腿端部觸及孔壁，孔徑不同，測量腿張開的角度就不同.隨著提升儀器，測量腿張開角度變化，不同深度處的孔徑值直接由自動記錄儀記錄下來，形成一條連續(xù)的孔徑曲線.

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 成孔質(zhì)量檢測結(jié)果及分析

實測各試樁孔徑質(zhì)量曲線如圖2，結(jié)果列于表1.

圖2 成孔質(zhì)量曲線圖Fig.2 Hole quality curve

設計樁徑為1.0 m，然而由于實際施工等因素造成試樁成孔超徑，為深入探究樁基承載特性需借助實測孔徑數(shù)據(jù).

根據(jù)對實測孔徑曲線數(shù)據(jù)分析，S1、S2、S3樁實測最大孔徑分別為1 264 mm、1 156 mm及1 225 mm；最小孔徑為994 mm、1 001 mm和1 005 mm；平均孔徑介于1 069～1 087 mm，平均孔徑均大于設計孔徑1 m，滿足設計要求.

3.2 載荷試驗Q—S曲線分析

由圖3可知，3根試樁曲線均為緩變型，且頂部沉降均未達40 mm，依據(jù)《規(guī)范》判定:樁的豎向抗壓承載力未達到極限時，樁的豎向抗壓承載力極限值取樁頂沉降穩(wěn)定時對應的最大試驗荷載值，即最大加載值6 446 kN.則S1、S2和S3試樁單樁豎向抗壓承載力值都為6 446 kN，對應樁頂最大沉降為22.98 mm、22.87 mm及23.88 mm.

圖3 靜載荷試驗Q-S曲線Fig. 3 Q-S Curve of Static Load Test

3.3 軸力分析

試樁在荷載影響下樁身產(chǎn)生應力變化，記錄鋼筋應力計在不同載荷下的頻率數(shù)值，通過計算得到樁身軸向力.

圖4 樁身軸力圖Fig.4 Axial force of pile shaft

(1)由圖4可知，在頂部荷載作用下曲線衰減趨勢明顯，表明試樁軸力隨樁身深度的增加而遞減，樁端阻力發(fā)揮值較小，樁承載力以側(cè)阻力為主.

(2)施加各級荷載，3根試樁軸力曲線隨樁身的長度方向變化趨勢相近，說明在該試驗區(qū)內(nèi)，試樁承載力性狀表現(xiàn)出一定穩(wěn)定性.

3.4 樁側(cè)摩阻力分析

由樁身軸力數(shù)據(jù)按式(1)計算樁側(cè)摩阻力，為

(1)

式中：qsi為每段地層的側(cè)摩阻力，kPa；Di為每段地層的樁徑平均值(由于成孔試驗故選用每段地層的實測孔徑)，m；ΔNi為每段地層的上下界面的軸力差，kN；Hi為每段地層的厚度，m；得到S1、S2、S3樁體側(cè)摩阻力沿樁身長度分布圖5.

圖5 樁側(cè)摩阻力沿樁身分布圖Fig.5 Distribution of pile side friction resistance along pile shaft

分析試樁側(cè)摩阻力分布規(guī)律可知，

試樁在各級加載作用下，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮曲線呈正偏態(tài)分布狀.受荷載作用影響，樁身壓縮變形，導致與樁周土體發(fā)生樁土相對位移，從而產(chǎn)生樁側(cè)摩擦阻力承擔上部荷載.由圖5可知，側(cè)摩阻力在受荷情況下迅速發(fā)揮作用，保持相對穩(wěn)定后出現(xiàn)衰減狀態(tài).曲線分布狀態(tài)上下不對稱，存在作用不均勻情況，曲線峰值對應大約樁身12 m處，位于樁身中點以上，上半部分曲線比正態(tài)分布曲線更陡，下半部分曲線趨勢較平緩，并且其尾線比上半部分曲線更長，曲線屬于偏態(tài)分布中的正偏態(tài).

樁身中上部是側(cè)阻力發(fā)揮的主要區(qū)域，樁側(cè)摩阻力最佳發(fā)揮范圍為樁身4～18 m左右.3根試樁的側(cè)阻力曲線變化趨勢明顯，均在樁身某一位置出現(xiàn)峰值.隨著頂部荷載增加，峰值在逐漸增大，但峰值出現(xiàn)的位置隨著樁頂荷載的增加不產(chǎn)生明顯移動，3根試樁移動規(guī)律相近，峰值位置均出現(xiàn)在樁頂下12 m左右，峰值側(cè)阻力則從20 kPa增加到85 kPa；從曲線總體形態(tài)上看，側(cè)阻力主要由樁頂下4 m增加至極限值，并相對穩(wěn)定發(fā)揮至18 m左右后出現(xiàn)明顯減小，說明試樁樁側(cè)摩阻力最佳發(fā)揮段為4～18 m左右，與上文軸力分析結(jié)果一致.

實測擠密樁預處理黃土地基各土層側(cè)摩阻力值及其與規(guī)范值的對比如表1.

表1 土層側(cè)摩阻力值與規(guī)范值對比

從表1中可看出，擠密樁預處理后土層側(cè)摩阻力實測值比規(guī)范值都大，比值為1.0～1.3，其中4-1-1-1老黃土(擠密樁預處理)4-1-1-2黃土(擠密樁預處理)4-2-1古土壤(擠密樁預處理)土層摩阻力增大約1.3倍.由于黃土地基擠密后，樁周土體密實度增大，樁體與土層摩擦力隨之增大，摩擦樁特性發(fā)揮更明顯同時土層承載性能得到提高.故在設計當中需考慮當樁基受荷達到終止荷載時，擠密樁預處理的土層樁側(cè)阻力取值應大于規(guī)范建議值.

但總體來看，終止荷載下擠密區(qū)各層土的側(cè)阻力取值與規(guī)范的相差并不是很大且本次樁基靜載試驗并未加載達到極限值，樁側(cè)阻力未發(fā)揮到極限，故樁側(cè)摩阻力需要進一步探究分析.

3.5 端阻分析

依據(jù)上文的樁身軸力結(jié)果，可以計算得到樁端阻力變化過程：

端阻力占樁頂荷載百分比如圖6所示.

圖6 不同荷載作用下端阻占比曲線Fig.6 End resistance ratio curve under different pile top loads

頂部荷載達4 000 kN后端阻力發(fā)揮顯著.從圖6中可得：當樁頂荷載超過起始荷載以后，樁端阻力占樁頂荷載的比例隨著樁頂荷載的增加逐漸增大.加載初期曲線增幅相對較小，加至4 000 kN后曲線斜率陡增，說明樁端阻力初期增長緩慢，4 000 kN后樁端阻力顯著發(fā)揮，同時3個試樁增長速率表現(xiàn)出來的規(guī)律較為相近，可視為具有一致性.

歸納得到試樁達到終止荷載時端阻與樁側(cè)摩阻力發(fā)揮比例.當荷載達到終止荷載6 446 kN時S1樁端阻力發(fā)揮相對較大為5 530 kN，占總摩阻力的14.2%；S2、S3樁端阻占比9.6%和9.2%.但從總體平均值來看，側(cè)摩阻力發(fā)揮占89%，端阻力發(fā)揮占11%，灌注樁表現(xiàn)為明顯摩擦樁特性，側(cè)摩阻力為主要承載方式，更加突出了擠密處理后黃土地基的側(cè)摩阻力發(fā)揮作用.

4 基于ABAQUS軟件模擬擠密預處理地基承載性狀分析

4.1 模型建立

由于實際試驗未達到極限荷載，故進一步分析樁體極限承載力.根據(jù)工程實際情況，選用二維軸對稱模型應力—應變關(guān)系，建立樁身與土體區(qū)域.模擬對象為S2樁，樁長28.5 m，樁直徑1.0 m，樁身材料取C40混凝土；依托場地條件，場地模擬尺寸為57 m×28.5 m.由于①3-1新黃土②3-2古土壤③4-1-1-1老黃土④4-1-1-2黃土經(jīng)過擠密樁預處理，可將其視為一層特殊處理土層，故模型總共劃分為4層土，同時參考地勘報告得到各土層黏聚力及摩擦角等數(shù)值，具體參數(shù)如表2所示.

表2 材料特性值Tab.2 Material property values

整體模型呈長方形，選用摩爾—庫倫塑性模型，樁土作用面采用“硬”摩擦法向行為接觸和小滑移公式，同時進行地應力平衡.

創(chuàng)建邊界條件時，在樁土接觸面添加水平約束，固定整體模型底部豎向位移及設定整體側(cè)面U1為0；選取剛度大，網(wǎng)格劃分較密的樁身表面為主面，樁側(cè)土體為從面；整個模型劃分網(wǎng)格，樁與土網(wǎng)格單元類型選用S4R單元，模型建立如圖7.

圖7 模型圖Fig.7 Model creation diagram

4.2 模型驗證

對樁體進行靜載荷試驗模擬，模擬樁體分級加載過程，分析步設定為17步，每級加載量為586 kN，記錄加載過程中各個節(jié)點對應的荷載與樁頂沉降數(shù)值，并擬合實測值，如圖8.

圖8 Q-S對比圖Fig.8 Q-S comparison chart

對比模擬與實測的Q-S曲線，二者曲線變化趨勢基本一致，模擬樁在加載到實際終止荷載6 446 kN時，樁頂沉降模擬值與實測誤差較小.故可認為基于ABAQUS軟件擬合S2樁樁基承載力合理.

根據(jù)《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》(JGJ106-2014)規(guī)定，對于緩變型Q-S曲線可根據(jù)沉降量確定，取S=40 mm對應的荷載為單樁極限承載力.經(jīng)模擬可知，S2模擬樁Q-S曲線屬于緩變型，無明顯拐點，故可認為S=40 mm時對應的荷載值7 618 kN為S2樁單樁極限承載力.

4.3 承載機制模擬

通過模擬分析樁體承載性狀，以樁土接觸面為單元提取XY路徑，選取沿樁身長度方向為Y軸，應力為X軸，讀取加載時對應分析步，得到數(shù)據(jù)：

(1)模擬可得S2模擬樁加載到極限承載力過程中側(cè)摩阻力數(shù)值，故進一步可分析端阻與樁側(cè)摩阻力發(fā)揮情況，如圖9所示.受荷載作用，樁身壓縮變形發(fā)生樁土相對位移，產(chǎn)生了樁側(cè)摩阻力.初期荷載基本全部由樁側(cè)摩阻力承擔，第一級加載1 172 kN時，端阻發(fā)揮只占比1.79%，施加第二級荷載，端阻曲線明顯上升，增幅2.87%.之后由于樁側(cè)摩阻力處于最佳發(fā)揮階段，主要有由其承擔荷載，故曲線趨于平穩(wěn).當荷載達到5 274 kN后，曲線斜率增大，說明此時側(cè)摩阻力已達極限，樁端持力層開始主要承擔剩余荷載.最終曲線尾端趨于平穩(wěn)，表明端阻接近極限，樁體達到極限承載力時端阻占比10.58%，側(cè)阻占比89.42%.故可判別出樁體為摩擦樁，與上文分析一致.

圖9 端阻側(cè)阻發(fā)揮比例曲線Fig.9 End resistance side resistance curve

(2)利用ABAQUS模擬樁體達到極限承載力時樁土接觸面摩擦應力變化曲線，進一步可分析得到土層的側(cè)摩阻力大小，為樁基設計提供依據(jù).

圖10 樁側(cè)摩阻力沿樁身方向圖Fig.10 Direction diagram of pile side friction along pile shaft

模擬樁體達極限承載荷載情況下樁土摩擦情況，抽取其中7條曲線.由圖10可知，樁側(cè)摩阻力曲線變化雖有差異但總體相差較小且趨勢符合正偏態(tài)分布狀，兩條曲線在上部變化幅度較大，樁身2～15 m范圍樁土緊密接觸產(chǎn)生摩擦，側(cè)摩阻發(fā)揮明顯，最大可達到106 kPa，樁身中上部為側(cè)阻最佳發(fā)揮段；隨著上部荷載的逐級增大，側(cè)摩阻力也隨之增加；計算得到單樁極限承載力下土層平均側(cè)摩阻力值如表3，與規(guī)范建議值比較提高約1.19～1.52倍左右，與試驗實測所得的有明顯提高.

由于工程實際因素，無法實測到第一層新黃土擠密后土層摩阻力，然可通過數(shù)值模擬計算出新黃土摩阻力為89.5 kPa，較規(guī)范值提高1.49倍.從表中可明顯看出，土層經(jīng)過擠密預處理后側(cè)摩阻力增大，擠密區(qū)側(cè)摩阻力平均提高倍數(shù)為1.41，土層承載性能顯著提高.下部非擠密土層側(cè)摩阻力也有一定提升，整體使得樁基承載性能發(fā)揮更好，所得土層摩阻力數(shù)據(jù)可為該地區(qū)實際工程設計提供一定參考價值.

表3 極限荷載下各層土摩阻力取值與規(guī)范的比較Tab.3 Comparison between the values of soil friction resistance at each layer under ultimate load and the norms

4.4 不同擠密系數(shù)下樁基承載特性分析

地基處理中當采用擠密樁預處理黃土地基時需要考慮不同的影響因素，包括擠密樁材料的選擇、樁距分布、擠密系數(shù)等.本文通過數(shù)值模擬的方法，分析不同擠密系數(shù)下地基預處理后黃土地基承載力，探究擠密系數(shù)對樁基承載的影響大小.

依據(jù)設計報告，分別對擠密系數(shù)為0.87、0.90、0.93的素土擠密樁預處理地基進行承載力模擬，不同擠密系數(shù)對應的土層參數(shù)如表4所示.

表4 擠密區(qū)均質(zhì)化天然狀態(tài)力學參數(shù)取值Tab.4 Value of mechanical parameters of homogenized natural state in compaction area

(1)荷載—沉降(Q-S)

如圖11得到不同擠密系數(shù)下樁基的Q-S曲線，可知三條曲線總體變化趨勢相似，不存在明顯突變，都屬于緩變型；但不同擠密系數(shù)對應的樁基承載性狀不同，S=40 mm對應的荷載為單樁極限承載力，擠密系數(shù)=0.93對應的單樁極限承載力為7 618 kN，系數(shù)=0.90的極限承載力達7 010 kN，系數(shù)0.87的為6 930 kN.從中看出擠密系數(shù)大小與樁基極限承載力存在相關(guān)性，隨著系數(shù)增大，土體密實度提高，樁基極限承載力越大；對于相同頂部荷載情況下，擠密系數(shù)大的樁基樁頂沉降值越小，基礎沉降控制更好.

圖11 不同擠密系數(shù)的Q-S曲線Fig.11 Q-S curves with different compaction factors

(2)最大側(cè)摩阻力

圖12 不同擠密系數(shù)的樁側(cè)摩阻力曲線Fig.12 Pile side friction curve with different compaction factors

5 結(jié)論

(1)通過現(xiàn)場靜載荷試驗實測，擠密樁預處理黃土地基中長度28.5 m、直徑1.0 m的灌注樁單樁豎向抗壓承載力為6 446 kN；數(shù)值模擬得到其最終極限承載力可達7 618 kN.

(2)灌注樁在頂部荷載作用下表現(xiàn)為摩擦樁特性，側(cè)阻發(fā)揮占比89%，樁端阻力發(fā)揮比例為11%；樁側(cè)摩阻力發(fā)揮曲線具有一定規(guī)律性，呈正偏態(tài)分布；樁體側(cè)摩阻力最佳發(fā)揮段為樁頂以下4～18 m.

(3)實測得到擠密樁預處理后土層側(cè)摩阻力值略大于規(guī)范值；數(shù)值模擬樁體達極限承載力下各土層側(cè)摩阻力與規(guī)范比值為1.19～1.52；其中土層通過擠密預處理后側(cè)摩阻力顯著提高，樁基承載性能更加突出，平均提高1.41倍.說明擠密預處理對樁側(cè)阻力取值影響顯著，在設計當中需考慮該地區(qū)擠密樁預處理的地層側(cè)阻力標準值大于規(guī)范建議值.

(4)土體擠密系數(shù)與樁基承載性狀具有相關(guān)性，隨著擠密系數(shù)提高，土層側(cè)摩阻力越大，樁基的單樁極限承載力越大，基礎沉降越小，整體承載性狀更好.