付新照　崔昊　張厚琦

（1.安陽化學(xué)工業(yè)集團(tuán)有限公司，河南安陽　455133；2.鄭州大學(xué)土木工程學(xué)院，河南鄭州　450001；3.河南正弘置業(yè)有限公司，河南鄭州　450001）

復(fù)合載體夯擴(kuò)樁承載性狀分析

付新照1崔昊2張厚琦3

（1.安陽化學(xué)工業(yè)集團(tuán)有限公司，河南安陽455133；2.鄭州大學(xué)土木工程學(xué)院，河南鄭州450001；3.河南正弘置業(yè)有限公司，河南鄭州450001）

根據(jù)復(fù)合載體夯擴(kuò)樁承載力及沉降計(jì)算理論，針對具體工程實(shí)例中的樁基檢測試驗(yàn)對該樁型的承載及沉降特性進(jìn)行分析，認(rèn)為樁端載體的存在使得相同條件下復(fù)合載體夯擴(kuò)樁的承載力提高了50%～200%，且樁端土體的不同對該樁型的沉降影響很大。之后采用ABAQUS有限元軟件對單樁的承載力進(jìn)行模擬計(jì)算分析，并與現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，證明了模型的可行性，在樁長較短的情況下可以將側(cè)摩阻力作為承載力設(shè)計(jì)的安全儲(chǔ)備。

復(fù)合載體夯擴(kuò)樁；承載性狀；沉降；試驗(yàn)研究；數(shù)值分析

復(fù)合載體夯擴(kuò)樁是隨著夯擴(kuò)樁的廣泛應(yīng)用而逐步發(fā)展起來的一種樁型，其發(fā)展經(jīng)歷了3個(gè)階段，第一個(gè)階段是沉管擴(kuò)底灌注樁階段，第二個(gè)階段是等能量等變形夯擴(kuò)擠密樁和夯擴(kuò)超短異型樁階段，第三個(gè)階段就是復(fù)合載體夯擴(kuò)樁階段［1］。復(fù)合載體夯擴(kuò)樁先采用細(xì)長錘夯擊成孔，然后將護(hù)筒沉到設(shè)計(jì)標(biāo)高，再用細(xì)長錘夯擊護(hù)筒到一定深度，最后分批向孔內(nèi)投入填充料和干硬性混凝土，反復(fù)夯實(shí)、擠密，在樁端形成載體后放置鋼筋籠，灌注混凝土、成樁［2-4］。該工藝通過外加填料和夯擊對深層土體擠密形成載體，其核心是基于深層土體的密實(shí)理論，有效地回避了位于淺層的軟弱松散土體，直接對深層壓縮性很高的土體進(jìn)行施工作業(yè)。

傳統(tǒng)樁基的承載力是由樁側(cè)摩阻力和樁端阻力構(gòu)成的，提高樁基的承載能力主要有增大樁身截面面積、增加樁長、將樁底置于堅(jiān)固土層等方法。復(fù)合載體夯擴(kuò)樁主要是通過增加樁底有效承載面積以及提高樁端土體強(qiáng)度來達(dá)到承載力和沉降要求。其施工中最重要的環(huán)節(jié)即為成孔后用細(xì)長錘夯擊加固土體，再分別加入填充料、干硬混凝土等依次夯擊并成型為類似于多級擴(kuò)展基礎(chǔ)的復(fù)合載體以增加下部持力層的承載能力。當(dāng)上部荷載作用在樁頂時(shí)，通過樁身傳遞到復(fù)合載體，并最終將荷載擴(kuò)散到擴(kuò)展基礎(chǔ)底部的持力土層。樁身可以等效為傳力的桿件，復(fù)合載體等效為傳遞荷載的載體基礎(chǔ)。

本文通過對實(shí)際工程項(xiàng)目中的復(fù)合載體夯擴(kuò)樁抽取有代表性的進(jìn)行單樁豎向靜載荷試驗(yàn)，對該樁型的承載及沉降特性進(jìn)行分析，得出以下結(jié)論：由于樁端載體的存在使得相同條件下復(fù)合載體夯擴(kuò)樁的承載能力比一般灌注樁提高50%～200%，具有很好的經(jīng)濟(jì)技術(shù)效益；樁端土體的不同對于該樁型的沉降有很大影響。隨后本文從實(shí)際工程出發(fā)，采用ABAQUS有限元軟件對單樁的承載力進(jìn)行模擬計(jì)算分析，并與現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證了復(fù)合載體夯擴(kuò)樁的樁端承載特性，在設(shè)計(jì)復(fù)合載體夯擴(kuò)樁短樁型承載力時(shí)可忽略側(cè)摩阻力，樁長大于10m時(shí)建議將側(cè)摩阻力折減納入承載力計(jì)算中。

1　復(fù)合載體夯擴(kuò)樁承載及沉降計(jì)算理論

1.1復(fù)合載體夯擴(kuò)樁承載力計(jì)算方法

《載體樁設(shè)計(jì)規(guī)程》（JGJ135-2007）［5］中，單樁豎向承載力特征值按下述經(jīng)驗(yàn)公式估算：

式（1）中，fa為經(jīng)深度修正后的載體樁持力層地基承載力特征值；Ae為載體等效計(jì)算面積（m2）。

復(fù)合載體夯擴(kuò)樁在計(jì)算單樁承載力時(shí)，樁側(cè)摩阻力一般不予計(jì)算和考慮，僅在樁長超過10m時(shí)，才考慮樁側(cè)摩阻力的影響［6］。fa是經(jīng)深度修正后的載體樁持力層地基承載力特征值，即等效擴(kuò)展基礎(chǔ)下地基土承載力特征值。對于地基土承載力的修正深度，并非是樁長本身的修正，而是建筑物基底埋深與樁長深度之和，承載力深度修正計(jì)算為：

式（2）中：ηd為地基承載力深度修正系數(shù)，按基底下土的類別查規(guī)范（GB50007-2002）選用，對不同的土類別和工程性質(zhì)，ηd取值范圍為1.0～4.4；γm為載體基礎(chǔ)計(jì)算深度以上地基土的加權(quán)平均重度，地下水位以下取浮重度；d為等效基礎(chǔ)埋置深度。

1.2復(fù)合載體夯擴(kuò)樁沉降計(jì)算方法

《載體樁設(shè)計(jì)規(guī)程》（JGJ135-2007）［5］對沉降計(jì)算方法采用等代實(shí)體基礎(chǔ)并以單向壓縮分層總和法進(jìn)行計(jì)算，沉降計(jì)算位置從混凝土樁身下2m開始計(jì)算，等代實(shí)體面積為載體外邊緣投影面積，邊長可近似取承臺(tái)下外圍樁投影形成矩形的邊長加2倍的ΔR，附加壓力近似取混凝土樁身下處附加壓力。

規(guī)范中的載體樁基沉降計(jì)算公式為：

式（3）中，s為樁基最終沉降量；ψp為沉降計(jì)算經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，根據(jù)地區(qū)沉降觀測資料及經(jīng)驗(yàn)確定；ˉp0為對應(yīng)荷載效應(yīng)準(zhǔn)永久組合時(shí)壓縮土層頂部的附加壓力；n為樁基沉降計(jì)算范圍內(nèi)所劃分的土層數(shù)；zi，zi-1為載體樁沉降計(jì)算面至第i層土、第i-1層土底面的距離；ai，ai-1為載體樁基礎(chǔ)底面或沉降計(jì)算面計(jì)算點(diǎn)至第i層、第i-1層土底面深度范圍內(nèi)平均附加應(yīng)力系數(shù)；Esi為樁基沉降計(jì)算范圍內(nèi)第i層土的壓縮模量，取土的自重壓力至土的自重壓力與附加壓力之和的壓力段計(jì)算。

載體樁的沉降計(jì)算深度處的附加應(yīng)力與土自重應(yīng)力，應(yīng)符合下式要求：

式（4）中，σc為zn深度的附加應(yīng)力。

2　復(fù)合載體夯擴(kuò)樁現(xiàn)場試驗(yàn)研究

2.1單樁豎向抗壓靜載荷檢測試驗(yàn)

工程為河南省某公司生產(chǎn)基地項(xiàng)目，本工程樁總根數(shù)共計(jì)487根，載體設(shè)計(jì)直徑為1 000mm，施工前試打5根樁，并對這5根樁進(jìn)行單樁靜載荷試驗(yàn)，以確定是否滿足設(shè)計(jì)單樁承載力要求。本次試驗(yàn)中采用的是慢速維持荷載法，壓重平臺(tái)反力裝置，單樁靜載荷試驗(yàn)中加載荷載為3 600kN，分10級加載，每級加載360kN，首次加載720kN，卸載每次卸載2個(gè)級別，即720kN。在試驗(yàn)加載過程中，需隨時(shí)讀取分步加載沉降大小及總沉降大小，當(dāng)出現(xiàn)以下情況時(shí)需終止加載：在加載到某一級別時(shí)，所測得的沉降位移值大于等于上一步荷載級別的沉降值的5倍，且總沉降量超過60mm；在加載某一級荷載時(shí)，樁頂沉降經(jīng)過24h一直沒有穩(wěn)定，且沉降量是前一級荷載下沉降量的2倍以上；加載的荷載達(dá)到設(shè)計(jì)最大加載級別；曲線非線性緩慢變化且最終沉降量達(dá)到60mm。

在檢測中確定單樁豎向極限承載力的方法主要為位移控制的原則，當(dāng)Q-s曲線或者s-lgt曲線明顯下滑，顯示破壞狀況時(shí)，取其前一級荷載值為極限承載力；曲線非線性緩慢變化時(shí)，當(dāng)沉降量達(dá)到60mm時(shí)所對應(yīng)的荷載值取為極限承載力［7］。當(dāng)計(jì)算承載力特征值Ra時(shí)，取安全系數(shù)為2，極限承載力除以安全系數(shù)即為Ra。

2.2靜載荷試驗(yàn)結(jié)果分析

在本次試驗(yàn)研究中共抽檢進(jìn)行靜載荷試驗(yàn)樁根數(shù)為21根，分布于場地中四大不同區(qū)域，除去極限加載的5根樁以及試驗(yàn)中數(shù)據(jù)差異較大的4組，另外12根試驗(yàn)樁加載到最大荷載均未達(dá)到破壞，且Q-s曲線無明顯的拐點(diǎn)和陡降段，為一條完整連續(xù)的平緩、勻滑曲線。極限加載試驗(yàn)中的單樁荷載-沉降（Q-s）曲線、s-lgt關(guān)系曲線見圖1。

分析試驗(yàn)結(jié)果可知：在荷載3 600kN時(shí)沉降為47.29mm，說明樁承載力特征值Ra≥1 800kN，符合要求。持續(xù)加載之后，按s=60mm確定極限荷載為3 812kN，當(dāng)s超過60mm之后可認(rèn)為已經(jīng)達(dá)到破壞或失效狀態(tài)，但slgt曲線中并未有瞬變階段。這種情況可認(rèn)為樁端持力層是強(qiáng)度與密實(shí)度都較高的土層，樁周土層為相對軟弱的土層，這時(shí)樁端阻力所占比例很大，極限荷載下樁端成整體或局部剪切破壞。

圖1　S1#試樁結(jié)果（整體或局部剪切破壞）

2.3土層條件影響下沉降對比分析

工程試驗(yàn)中所有樁型及樁長都相同，只有各樁土層分布厚度、加固土層及樁端持力層有差異，本文主要根據(jù)試驗(yàn)條件分析土層條件影響下復(fù)合載體夯擴(kuò)樁的沉降特性，為其承載機(jī)理找出試驗(yàn)依據(jù)［8］。分別選取各試驗(yàn)區(qū)域中較有代表性的試樁各1根，總數(shù)4根作對比分析，其荷載-沉降對比曲線如圖2所示。

圖2　試驗(yàn)Q-s對比曲線

在4組試驗(yàn)中，荷載小于1 800kN時(shí)，沉降差距很微小，但隨著荷載的增大，持力土層與加固土層發(fā)揮作用的程度開始顯現(xiàn)差別，以致沉降差異變大。75#與39#樁的沉降量為38.92、26.88mm，明顯要高于1#與322#樁。根據(jù)上述沉降對比性質(zhì)，可看出在工程設(shè)計(jì)中，場地土層條件不會(huì)一成不變，一般樁型對于側(cè)摩阻力的依賴較大，故設(shè)計(jì)時(shí)只要選定樁長，其設(shè)計(jì)承載力值一般相差不大；但對于復(fù)合載體夯擴(kuò)樁來說，一定要根據(jù)樁長綜合考慮樁基所在持力土層的最薄弱承載力來進(jìn)行設(shè)計(jì)施工，以免造成承載力不足等不利影響。

3　復(fù)合載體夯擴(kuò)樁數(shù)值模擬分析

3.1有限單元法模型建立過程

本文中模擬的為單樁靜載荷試驗(yàn)，采用二維軸對稱模型。其中，樁長7.0m，樁徑500mm，土體半徑為20m，即80倍的樁橫截面半徑，以保證變形充分；復(fù)合載體半徑設(shè)為1 000mm；將土分為5層，土體厚度為20m，具體各土層分層厚度按照實(shí)際試樁地質(zhì)條件確定；水泥漿與樁長等長度，厚度為30mm；樁體、水泥漿層和土體選取四邊形單元，為精確計(jì)算，網(wǎng)格劃分選用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù)，樁體與水泥漿單元類型選取CAX4（四結(jié)點(diǎn)雙線性軸對稱四邊形單元），土體選取CAX4R（減縮積分的四結(jié)點(diǎn)雙線性軸對稱四邊形單元），由于復(fù)合載體形狀的復(fù)雜性，其單元類型選取CAX3（三結(jié)點(diǎn)線性軸對稱三角形單元）。

在土體的本構(gòu)模型選擇中，使用摩爾-庫侖模型計(jì)算，樁體及水泥漿看做彈性體，土體是彈塑性體，樁身為C30混凝土實(shí)心預(yù)制樁，模型材料參數(shù)如表1所示。

在模擬時(shí)首先加載100kN模擬預(yù)壓情況，撤銷后再按試驗(yàn)步驟正式加載，第一步加載兩級為720kN，然后每加載一級360kN，直至加載至3 600kN，隨后開始卸載，每次卸載2個(gè)級別720kN，直至荷載為0。

3.2樁側(cè)摩阻力分析

為分析復(fù)合載體夯擴(kuò)樁的承載性狀，現(xiàn)提取4根模擬試驗(yàn)樁的側(cè)摩阻力在不同階段隨深度變化的曲線做出圖3以便分析。對于曲線規(guī)律分析可以得出：在樁身上部由于樁側(cè)土體受擾動(dòng)程度較小，故上部樁側(cè)摩阻力隨深度大致呈線性增大，下部土體由于夯擊能量作用以及土體擠密運(yùn)動(dòng)等會(huì)使受力變得復(fù)雜，故側(cè)摩阻力變化較大；一般樁基達(dá)到最大側(cè)摩阻力時(shí)是在樁身中上部，而對于復(fù)合載體夯擴(kuò)樁來說，由于樁身下部靠近載體的土體也受到不同程度的擠密作用，所以其側(cè)摩阻力值也在靠近樁底1m左右達(dá)到最大值；在不同土層接觸面處側(cè)摩阻力有變化，這是由土層性質(zhì)決定的，但差值并不大，說明土層變化并不是主要影響因素；研究曲線可以發(fā)現(xiàn)在樁端部側(cè)摩阻力急劇減小，這是因?yàn)檩d體的體積及形狀不規(guī)則，故在加載到一定級別時(shí)，隨著沉降的發(fā)生樁側(cè)與載體結(jié)合處會(huì)與土稍微脫離產(chǎn)生“陷空面”，樁土有些許的分離而導(dǎo)致側(cè)摩阻力發(fā)揮度迅速減小［9］；樁側(cè)摩阻力的最大值都在35～40kPa，可知相對于3 600kN的荷載是很小的，不足以提供過多承載力，也驗(yàn)證了復(fù)合載體夯擴(kuò)樁的樁端承載特性。

圖3　試驗(yàn)樁模擬側(cè)摩阻力隨深度變化值

3.3樁身軸力分析

在提取4組模擬試驗(yàn)樁的樁身軸力時(shí)發(fā)現(xiàn)其大小相差只有1%，且發(fā)展規(guī)律相同，所以選取1#樁身軸力曲線做代表對其承載力特點(diǎn)進(jìn)行分析，曲線如圖4所示。

圖4　模擬樁身各階段軸力沿深度變化曲線

從模擬結(jié)果可分析出：在加載720kN的較小荷載時(shí)，荷載主要由樁端部載體與土體承受，樁身軸力呈線性緩慢減小，樁底軸力為531kN，反算側(cè)摩阻力總大小為189kN，所占荷載比例約為26.3%；當(dāng)荷載增加時(shí)，可看出樁身1～6m的曲線變化趨勢相同，主要變化為樁頂與樁端數(shù)值差異較大，其原因可能是在沉降變大之后樁頂擠土導(dǎo)致樁頂應(yīng)力分散，軸力下降比較快，而樁底由于載體的承載機(jī)理及擠土效應(yīng)造成應(yīng)力分散，軸力迅速變?。挥蓸兜纵S向力反算出各級荷載下總的樁側(cè)摩阻力占總承載力百分比得，720、1 440、2 160、2 880 kN和3 600 kN時(shí)為26.3%、22.2%、17.3%、15.0%和13.9%。由此可以看出，隨著荷載的增加，樁側(cè)摩阻力所占的比例是不斷減小的，最終其比例小于15%，說明在設(shè)計(jì)復(fù)合載體夯擴(kuò)樁承載力時(shí)可以忽略側(cè)摩阻力，將其作為安全儲(chǔ)備。

經(jīng)過對模擬試驗(yàn)樁的側(cè)摩阻力、樁身軸力的分析，在說明復(fù)合載體夯擴(kuò)樁的承載機(jī)理及沉降特性的同時(shí)，更進(jìn)一步證明了模型的可靠性，可以作為工程指導(dǎo)運(yùn)用。

4　結(jié)語

本文主要研究了復(fù)合載體夯擴(kuò)樁這一工程應(yīng)用樁型，首先對其研究現(xiàn)狀、承載及設(shè)計(jì)理論進(jìn)行簡要闡述，并分析其工程應(yīng)用優(yōu)勢所在，然后根據(jù)現(xiàn)場樁基檢測與靜載試驗(yàn)詳細(xì)分析破壞理論與承載、沉降特性，最后對靜載試驗(yàn)樁進(jìn)行有限元模擬以證明模型的可靠性。通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析復(fù)合載體夯擴(kuò)樁極限承載破壞情況，可得出其承載能力相較于一般樁型有很大的提高，其破壞一般均為超過最大沉降值形成的整體破壞，承載性狀優(yōu)勢明顯。通過單樁靜載荷試驗(yàn)可以得出復(fù)合載體夯擴(kuò)樁對于側(cè)摩阻力的依賴性較小，主要靠樁端阻力來提供其承載能力，所以相對于加固土層來說，持力土層的特性是影響其沉降的主要因素［10，11］。經(jīng)對試驗(yàn)樁的模擬與試驗(yàn)進(jìn)行對比，可證明建立模型的可靠性，并分析驗(yàn)證了復(fù)合載體夯擴(kuò)樁的樁端承載特性，在設(shè)計(jì)復(fù)合載體夯擴(kuò)樁短型樁承載力時(shí)可以忽略側(cè)摩阻力，將其作為安全儲(chǔ)備。

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Analysis on Bearing Properties of Ram Compactionpiles

Fu Xinzhao1Cui Hao2Zhang Houqi3
（1.Anyang Chemical Industry Group Co.Ltd.，Anyang Henan 455133；2.School of Civil Engineering，Zhengzhou University，Zhengzhou Henan 450001；3.Henan Zhenghong Property Co.Ltd.，Zhengzhou Henan 450001）

According to the theory of bearing capacity and settlement calculation of composite carrier pile，the bear?ing and settlement characteristics of pile foundation were analyzed according to the test of pile foundation in concrete engineering cases，which made the carrier pile bearing capacity under the same conditions ram compactionpiles in?creased by 50%～200%，and the settlement of the pile was influenced greatly by the difference of the pile end soil. Then，bearing capacity and behaviour of a single pile was analysed using the finite element software ABAQUS，the analysis were compared with the field test results.It was proved that the model was feasible，under the condition of short pile length，the side frictional resistance could be used as the safety reserve of the bearing capacity design.

ram compactionpiles；bearing capacity；settlement；experimental study；numerical analysis

TU472.3

A

1003-5168（2016）08-0095-05

2016-07-23

付新照（1987-），男，本科，助理工程師，主任工程師，研究方向：建筑施工和地下工程。