管樁水泥土復合樁荷載傳遞規(guī)律研究

1、<p>　　管樁水泥土復合樁荷載傳遞規(guī)律研究</p><p>　　李俊才 1，張永剛 1，鄧亞光 2，華小龍 1</p><p>　　(1. 南京工業(yè)大學 交通學院，江蘇 南京 210009；2. 江蘇如東水利電力建筑有限公司，江蘇 南通 226400)</p><p>　　摘要：管樁水泥土復合樁是一種新樁型，可用于軟土地基處理。為研究其荷載傳遞規(guī)律

2、，采用現(xiàn)場荷載試驗、樁 身光纖光柵應力測試及數(shù)值模擬，分析各級荷載下管樁及水泥土樁身軸力、樁側(cè)摩阻力及樁端阻力分布特征。研 究管樁、水泥土有效復合變形協(xié)調(diào)條件及各自荷載承擔比例；給出各段壓縮量隨樁頂荷載的變化規(guī)律；比較該樁 型區(qū)別于一般管樁的沉降、抗力特點。研究表明：復合樁 Q-s 曲線呈緩變型；管樁是上部荷載的主要承擔者，其 工作特性與剛性單樁相似；樁端阻力占樁頂荷載比例較小，復合樁表現(xiàn)出摩擦樁的工作特性；管樁和水泥土側(cè)摩 阻力分布規(guī)

3、律相似，其比值約為水泥土和管樁外徑的比值。 關(guān)鍵詞：樁基礎(chǔ)；光纖布拉格光柵；荷載傳遞規(guī)律；現(xiàn)場試驗；數(shù)值模擬</p><p>　　中圖分類號：TU 473.1文獻標識碼：A文章編號：1000–6915(2014)增 1–3068–09</p><h2>　　LOAD TRANSFER MECHANISM OF COMPOSITE PILE COMPOSED OF JET-MIXING

4、CEMENT AND PHC PILE WITH CORE CONCRETE</h2><p>　　LI Juncai1，ZHANG Yonggang1，DENG Yaguang2，HUA Xiaolong1</p><p>　　(1. College of Traffic Engineering，Nanjing University of Technology，Nanjing，Jiang

5、su 210009，China；2. Jiangsu Rudong Water Conservancy and Electric Power Construction Engineering Corporation，Nantong，Jiangsu 226400，China)</p><p>　　Abstract：The composite pile composed of jet-mixing cement an

6、d PHC pipe pile with core concrete(CPCP) is a new kind of composite pile used in soft ground treatment. For practical project，the static load test associated with</p><p>　　fiber Bragg grating(FBG) stress tes

7、ts and numerical simulations was conducted to understand the load transfer mechanism of the composite pile. With the pile tests，the side friction resistance and the tip resistance were measured in terms of axial stresses

8、 under different loads. Then the compatible deformation of pipe pile and</p><p>　　cement-soil is obtained associated with their stress distribution. The change rule of compression of each segment is also ac

9、hieved with the imposed top load. Finally，the differences between general pipe pile and CPCP in terms of resistance characteristics were compared. It shows that：(1) load-displacement(Q-s) curve of pile head varies gradua

10、lly；(2) pipe pile rather than cement-soil bears a majority of structural load，whilst the bearing capacity characteristics of the composite pile are similar</p><p>　　Key words：pile foundations；fiber Bragg gra

11、ting(FBG)；load transfer mechanism；field test；numerical simulations</p><p><b>　　1引言</b></p><p>　　管樁水泥土復合樁可用于軟土地基小高層或</p><p>　　高層建筑樁基工程。它可綜合管樁和水泥土樁的優(yōu) 點：既利用 PHC 管樁承擔荷載，又利

12、用大直徑水泥 土樁提供側(cè)摩阻力。其結(jié)構(gòu)特點和受力機制與已有 的 pin 樁、混凝土芯水泥土攪拌樁[1-2]、勁性攪拌</p><p>　　收稿日期：2013–08–13；修回日期：2013–10–08</p><p>　　作者簡介：李俊才(1963–)，1989 年畢業(yè)于中國地質(zhì)大學(武漢)工程地質(zhì)專業(yè)，現(xiàn)任教授，主要從事巖土工程方面的教學與研究工作。E-mail：</p>

13、;<p>　　1452643191@qq.com</p><p>　　第 33 卷 增 1李俊才等：管樁水泥土復合樁荷載傳遞規(guī)律研究? 3069 ?</p><p>　　樁[3-4]及高噴插芯組合樁[5-7]等樁型相似。</p><p>　　作為一種獲得國家專利的新樁型[8]，管樁水泥 土復合樁已在江蘇、山東等地軟土地區(qū)樁基工程中 得到應用。宋義

14、仲等[9-10]總結(jié)了該樁型的結(jié)構(gòu)特點、 設(shè)計及優(yōu)化過程、施工機械及工藝流程，研究了噴 漿工藝、沉樁時間間隔、樁位偏差控制、豎向承載 性能等關(guān)鍵技術(shù)。研究表明：其承載力高于同尺寸 鉆孔灌注樁 40%以上，且造價降低約 35%；荷載傳 遞規(guī)律兼具剛性樁與半剛性樁特性；管樁與水泥土 接觸界面黏結(jié)力發(fā)揮度為 6.90%～15.70%，管樁和 水泥土樁可有效復合，共同承擔豎向荷載。</p><p>　　目前，對該樁型極限

15、承載力、施工工藝、檢測 方法等方面的研究已較成熟，但對其豎向受荷荷載 傳遞規(guī)律、管樁與水泥土荷載承擔比例、管樁與水 泥土有效復合所應滿足的條件等方面有待進一步研 究。本文依托南通中天潤園管樁水泥土復合樁工程 應用實例，結(jié)合現(xiàn)場試驗及數(shù)值模擬成果對管樁水 泥土復合樁承載性能進行研究，以期完善和發(fā)展其 承載理論，為其進一步推廣使用提供可靠依據(jù)。</p><p><b>　　2現(xiàn)場試驗</b>&

16、lt;/p><h3>　　2.1 場地工程地質(zhì)條件</h2><p>　　中天潤園項目位于南通市如東縣掘港鎮(zhèn)。試驗 樁所在樓層為 26+1F 住宅樓，建筑面積 27 614 m2。 擬建場地地貌類型屬長江下游沖積平原區(qū)濱海平 原。場地成陸時間較晚，主要覆蓋第四紀松散沉積 物，以粉土、粉砂、粉質(zhì)黏土為主。地基土物理力 學參數(shù)見表 1。</p><p>　　本工程軟土層厚

17、度大、壓縮性高、承載力低， 不能滿足上部結(jié)構(gòu)荷載的需要，原設(shè)計方案采用</p><p>　　500 mm 的 PHC 管樁，樁底進入較理想的 11–1</p><p>　　粉砂層，單樁承載力極限值 4 000 kN；自地表起所</p><p>　　需樁長約 38 m，工程造價較高。經(jīng)對比分析現(xiàn)采用 管樁水泥土復合樁，充分利用場地地表下 18 m 左右， 承載力 1

18、80 kPa，厚度較大的中等壓縮性 6–3 粉砂 層。在復合樁成樁 90 d 后進行單樁荷載試驗，其 承載力比單一管樁高一倍以上，而造價僅為原方案 的一半左右。</p><p>　　表 1 土層物理力學參數(shù)</p><p>　　Table 1 Physico-mechanical parameters of soil layers</p><p>　　注：qc

19、 為錐尖阻力標準值，fs 為側(cè)壁摩阻力標準值，fak 為地基承載力特征值。</p><p>　　? 3070 ?巖石力學與工程學報2014 年</p><p>　　現(xiàn)場試驗樁采用 ZYC900S 型壓樁機在水泥土 初凝前將 PHC500AB–(125)–11 m 單節(jié)管樁壓入 長 14 m，直徑800 mm 的水泥粉噴樁中至地面下 約 16.6 m，形成管樁水泥土復合樁(樁深度 5.6

20、 m)， 其樁身結(jié)構(gòu)見圖 1。粉噴樁采用 42.5(R)級復合硅酸 鹽水泥，摻入量為 18%，管樁下端另加 5%復攪。 粉噴機械為國內(nèi)最大功率的武漢產(chǎn)天寶深攪機械， 送灰壓力達 0.7 MPa，單樁送灰總質(zhì)量達 1.8 t。</p><p>　　每級荷載 420 kN，單樁連續(xù)加載 840～4 200 kN，共 9 級荷載。2 根試驗樁的測試結(jié)果見圖 3～4。</p><p>　　圖 3

21、 試驗樁 Q-s 曲線</p><p>　　Fig.3 Q-s curves of test piles</p><p>　　圖 1 管樁水泥土復合樁結(jié)構(gòu)</p><p>　　Fig.1 Structure of composite pile composed of jet-mixing cement and PHC pile with core conc

22、rete(CPCP)</p><h3>　　2.2 現(xiàn)場荷載試驗</h2><p>　　現(xiàn)場靜荷載試驗采用慢速維持荷載法。試驗采 用 YDC6500 型千斤頂，JCQ–503A 型靜力荷載測 試儀，CYB–10S 型油壓傳感器。加載反力裝置采 用 8 000 kN 靜荷載試驗反力架，混凝土方塊做配重，</p><p>　　總配重不少于最大試驗荷載的 1.2 倍，位

23、移量測采 用 FP–50 型位移傳感器。試驗嚴格按照《建筑基 樁檢測技術(shù)規(guī)范》(JGJ106—2003)進行。單樁靜載 試驗采用500 mm 的荷載板，荷載通過荷載板均勻 施加在管樁上?，F(xiàn)場靜荷載試驗如圖 2 所示。</p><p>　　圖 2 現(xiàn)場荷載試驗</p><p>　　Fig.2 Field loading test</p><p>　　圖 4

24、 各級荷載下 s-lgt 曲線</p><p>　　Fig.4 Curves of s-log10t under various loading steps</p><p>　　如圖 3 所示，隨著樁頂荷載的增加，復合樁的 沉降量逐漸增大，直至最大荷載。荷載和沉降始終 近似同步增長，整個 Q-s 曲線呈緩變型。試驗樁累 積沉降量均較小，1# 試驗樁累積沉降量為 13.13 mm，最大回

25、彈量 6.45 mm，回彈率 49.1%；2#試驗 樁累積沉降量為 15.43 mm，最大回彈量 6.75 mm， 回彈率 43.7%，承載力均滿足設(shè)計要求。</p><p>　　對于大多數(shù)管樁靜荷載試驗，隨著加載量的增 加，每一級沉降穩(wěn)定時間加長，最終一級沉降瞬間 發(fā)生陡變而中止試驗。如圖 4 所示，1#試驗樁各級 加載穩(wěn)定時間分別為 150，120，210，150，120， 180，180，210 及 270

26、 min，每一級沉降穩(wěn)定時間不 完全一致，除施工質(zhì)量有問題及壓屈影響外，管樁 水泥土復合樁荷載試驗極少出現(xiàn)沉降瞬間陡變，Q-s 曲線呈緩變型。其原因在于：加載過程中水泥土受</p><p>　　第 33 卷 增 1李俊才等：管樁水泥土復合樁荷載傳遞規(guī)律研究? 3071 ?</p><p>　　豎向壓縮側(cè)向伸長使樁周土體又受到水平向的擠 壓，兩者咬結(jié)更緊密，承載力相應提高。以管樁為 中

27、心向外擴展的水泥土樁、被擠壓咬合的擠密加強 帶組成的共同體(由內(nèi)向外)的彈性模量和應力依次 減小，而橫截面增大，使得共同體壓縮變形協(xié)調(diào)， 不僅沉降量小承載力高且 Q-s 曲線呈緩變型。</p><h3>　　2.3 FBG 樁身應力測試</h2><p>　　光纖布拉格光柵(FBG)利用光纖的光敏性在纖 芯內(nèi)形成空間相位光柵，其實質(zhì)是在纖芯內(nèi)形成一 個窄帶的濾波器或反射鏡，使光在其中的

28、傳播行為 得以改變和控制。FBG 傳感器分布在纖芯的一小 段范圍內(nèi)，其折射率沿光纖軸線發(fā)生周期性變化。 通過測量由外界擾動引起的 FBG 中心波長漂移量， 換算成應變值可計算得到相關(guān)參數(shù)。該技術(shù)不僅能 對樁身內(nèi)力進行測試，還可通過應變分布特征和多 組測線間的應變對樁身質(zhì)量進行檢測判斷，有著許 多傳統(tǒng)應變應力計無法比擬的優(yōu)勢[11-14]。</p><p>　　試驗現(xiàn)場光纖布點按如下順序進行：(1) 先在 管樁樁身

29、表面沿著設(shè)計線路開槽，將光纖放入槽內(nèi) 設(shè)計位置點固定。(2) 然后用高強膠劑 502 膠水及 302 膠水將光纖光柵傳感器進行黏貼，在光纖的兩 頭采用套管保護后再用緩沖材料包裹固定。(3) 光 纖點布設(shè)好后槽段采用環(huán)氧樹脂和固化劑按一定比 例混合進行封口和防水處理。(4) 靜置 24 h 以上待 環(huán)氧樹脂凝固成型后方可將管樁壓入。</p><p>　　在光纖布點過程中還需注意施工保護：布設(shè)傳 導光纖時，光纖與光纖

30、間的熔接處需要進行外套保 護。傳導光纖具有怕折怕彎的弱點，在現(xiàn)場布設(shè)光 纖時盡量使光纖貼緊被測物體，可以每隔一段距離 用膠帶將光纖固定在被測物體上。在走線時不要發(fā) 生過大彎折，在多路光纖匯合處，線多容易纏繞， 也容易導致光信號的損耗，所以需要及時整理走線， 避免互相纏繞打結(jié)。</p><p>　　為測得樁身應力分布，與荷載試驗同步進行 FBG 樁身應力測試。沿樁頂向下布置 6 個剖面，每 個剖面對稱布置 2 個

31、FBG 傳感器，共 12 個測點。 具體加載裝置及測點布置見圖 5。</p><p>　　(1) 樁身軸力、樁端阻力 豎向荷載作用下樁產(chǎn)生軸向壓縮變形，其變形</p><p>　　量可由沿樁身鋪設(shè)在樁表面的傳感光纖進行測試。 管樁樁身 z 深度的軸力 Q(z) 為</p><p>　　圖 5 加載裝置及測點布置(單位：mm)</p><p>

32、;　　Fig.5 Loading devices and testing points(unit：mm)</p><p>　　式中： a (z) 為樁身 z 深度的應變值， Ec 為樁身混 凝土彈性模量，Ac 為樁身混凝土截面面積，Es 為樁 身鋼筋彈性模量， As 為樁身鋼筋截面面積。當 z 為 樁長 h 時，Q(h) 就等于樁端阻力 qn 。實測管樁樁身 軸力見圖 6，各級荷載下樁端阻力承載比例見圖 7

33、。</p><p><b>　　(a) 1#試驗樁</b></p><p><b>　　(b) 2#試驗樁</b></p><p>　　圖 6 管樁樁身軸力</p><p>　　Q(z) a (z)(Ec Ac Es As )</p><p><b>　　(1

34、)</b></p><p>　　Fig.6 Axial forces of pipe piles</p><p>　　? 3072 ?巖石力學與工程學報2014 年</p><p>　　發(fā)生在二者最優(yōu)組合位置。如圖 8 所示，隨著荷載 增加，側(cè)摩阻力逐漸增大且樁身側(cè)摩阻力最大值位 置逐漸下移?？拷軜稑渡砩喜克嗤恋膫?cè)阻力要 先于管樁樁身下部水

35、泥土發(fā)揮，在管樁底部側(cè)摩阻 力也得以充分發(fā)揮，復合樁呈現(xiàn)剛性單樁工作特性。 管樁和有管樁段水泥土樁微單元受力如圖 9 所示 (不考慮微單元自重)。</p><p>　　圖 7 樁側(cè)、樁端傳遞荷載比</p><p>　　Fig.7 Load transfer ratio between side and tip of pipe piles</p><p>　　如

36、圖 6 所示，管樁樁身軸力隨荷載的增加而增 加，軸力沿樁身急劇減小，隨樁頂荷載增加軸力沿 深度衰減速率逐漸變小且趨于穩(wěn)定，即樁端阻力所</p><p><b>　　Ni1</b></p><p><b>　　fifi</b></p><p><b>　　Ni</b></p><p

37、><b>　　fi</b></p><p><b>　　Ni1</b></p><p><b>　　fi</b></p><p><b>　　Ni</b></p><p><b>　　Ni1</b></p><

38、;p><b>　　fifi</b></p><p><b>　　Ni</b></p><p>　　承擔的荷載比例逐漸增大且逐漸趨于一個穩(wěn)定值。 各級荷 載下 管樁樁 端承 擔的荷 載為 總荷載 的 8.2%～14.8%。如圖 7 所示，最大荷載下樁端阻力 約占樁頂荷載的 10%～15%，復合樁表現(xiàn)出摩擦樁</p><p

39、>　　(a) 管樁(b) 有管樁段水泥土樁</p><p>　　圖 9 管樁和水泥土樁微單元受力分析</p><p>　　Fig.9 Force element analysis of PHC and cement-soil</p><p>　　圖 9 中， f 為水泥土側(cè)摩阻力； f 為樁周土側(cè)</p><p>　　的工作特性

40、。隨著樁頂荷載的增加，樁端阻力傳遞ii</p><p>　　荷載比例逐漸增大。原因在于：隨著樁頂荷載的增 加，樁頂位移、樁身位移及樁端位移均逐漸增大， 而管樁水泥土復合樁樁側(cè)阻力充分發(fā)揮所需位移遠 小于樁端阻力充分發(fā)揮所需位移，即樁側(cè)阻力要先</p><p>　　摩阻力；Ni ，Ni 1 分別為 i 和 i+1 截面管樁軸力；Ni，</p><p>　　Ni1

41、 分別為 i 和 i+1 截面水泥土軸力。由樁體微單 元受力平衡條件，可得管樁及水泥土樁微單元受力 平衡方程：</p><p>　　于樁端阻力充分發(fā)揮。</p><p><b>　　(2) 樁側(cè)摩阻力</b></p><p>　　πd1Li fi Ni 1 Ni</p><p>　　πd2 Li fi Ni

42、Ni 1 πd1Li fi</p><p><b>　　(3)</b></p><p><b>　　(4)</b></p><p>　　由樁身荷載傳遞關(guān)系，可得</p><p>　　式中：d 為管樁外徑，d 為水泥土樁外徑， L 為第</p><p><b>　

43、　12i</b></p><p>　　q (z) 1dQ( z) Ec Ac Es As </p><p><b>　　(2)</b></p><p>　　i 截面和第 i+1 截面之間的樁長。</p><p>　　sUdzUz</p><p>　　假設(shè)承載力極限

44、狀態(tài)下樁周土達到極限側(cè)摩阻</p><p>　　式中：U 為管樁周長， qs (z) 為樁側(cè)摩阻力， 為 兩截面軸向應變變化量，z 為樁身兩截面間距。實 測 1#試驗樁管樁各截面?zhèn)饶ψ枇θ鐖D 8 所示。</p><p>　　力 fiu，管樁水泥土復合樁設(shè)計尺寸采用：</p><p><b>　　d2 nd1</b></p>&l

45、t;p>　　將式(5)代入式(4)中可得</p><p>　　πd1Li (nfiufi ) Ni1 Ni</p><p><b>　　(5)</b></p><p><b>　　(6)</b></p><p>　　接近極限荷載下有管樁段水泥土樁身應力近 似相同[6]，乘以截面積后其樁身軸力

46、近似相同，即</p><p><b>　　NiNi1</b></p><p>　　將式(5)及(7)代入式(6)，可得</p><p><b>　　(7)</b></p><p><b>　　f d2</b></p><p><b>　　d1

47、</b></p><p><b>　　fiu</b></p><p><b>　　(8)</b></p><p>　　圖 8 1#管樁樁側(cè)平均摩阻力</p><p>　　考慮管樁水泥土有效復合條件及工程安全儲備 可得</p><p>　　Fig.8 Mean

48、 friction resistances of #1 pipe pile</p><p><b>　　d</b></p><p><b>　　fiu≤fiu＜u</b></p><p><b>　　d1</b></p><p><b>　　(9)</b>

49、</p><p>　　樁側(cè)摩阻力受樁側(cè)有效法向應力和管樁、水泥 土相對位移 2 個因素制約，而在一定深度范圍內(nèi)其 隨深度的變化趨勢恰好相反，故側(cè)摩阻力的最大值</p><p>　　式中： fiu 為水泥土極限摩阻力；u 為管樁水泥土接 觸面極限黏結(jié)應力。式(9)即為管樁水泥土復合樁水 泥土極限摩阻力、樁周土極限摩阻力及管樁、水泥</p><p>　　第 33 卷

50、增 1李俊才等：管樁水泥土復合樁荷載傳遞規(guī)律研究? 3073 ?</p><p>　　土接觸界面黏結(jié)應力所應滿足的條件。 實測管樁水泥土復合樁水泥土和樁周土、單一</p><p>　　壓縮量 ss 得到，即</p><p><b>　　sb s ss</b></p><p><b>　　(13)</

51、b></p><p>　　管樁、鉆孔灌注樁側(cè)摩阻力如表 2 所示。管樁水泥</p><p>　　土復合樁水泥土側(cè)摩阻力為單一管樁樁周土的 3.9～7.7 倍。按等效均一土層計算是其 5.2 倍；為鉆 孔灌注樁的 4.3～8.2 倍，按等效均一土層計算是其 5.6 倍。即水泥土樁所能提供的側(cè)摩阻力是原地基土</p><p>　　的 5 倍以上。管樁水泥土復合樁充

52、分利用大直徑水 泥土樁提供側(cè)摩阻力的能力。水泥土在攪拌過程中 有一定的噴漿壓力，使樁側(cè)土被擠密，管樁壓入過 程中水泥土除自身被擠壓外又對樁周土產(chǎn)生擠密， 接觸面凸凹交替彼此咬合促使樁周土側(cè)摩阻力遠大 于單一管樁的樁周土的數(shù)值。實測管樁水泥土復合 樁樁周土側(cè)阻力值為單一管樁樁周土的 2.4～4.8 倍。按等效均一土層計算是其 3.2 倍，為鉆孔灌注 樁的 2.7～5.1 倍。</p><p>　　表 2 試樁側(cè)摩

53、阻力</p><p>　　Table 2 Lateral friction resistance of test pile</p><p>　　計算得到各級荷載下 2 個試驗樁的管樁樁身各</p><p>　　斷面壓縮量如圖 10 所示；相應的，1#試驗樁的樁端</p><p>　　阻力與樁端沉降關(guān)系如圖 11 所示。</p>

54、;<p><b>　　(a) 1#試驗樁</b></p><p><b>　　AA</b></p><p><b>　　CD</b></p><p><b>　　B B</b></p><p><b>　　CD</b&

55、gt;</p><p>　　7.7 8.2 4.8 5.1</p><p>　　4.6 4.9 2.9 3.0</p><p>　　5.5 6.2 3.4 3.9</p><p>　　3.9 4.3 2.4 2.7</p><p>　　4.5 4.8

56、2.8 3.0</p><p>　　5.2 5.6 3.2 3.5</p><p>　　注：表中 A，B 分別為 2 根試驗樁最大荷載下水泥土和樁周土側(cè)摩 阻力平均值；C，D 分別為原勘察報告中管樁和鉆孔灌注樁按土層厚度 加權(quán)平均的樁周土極限摩阻力。</p><p>　　(3) 樁身壓縮變形</p><p>　　管樁單獨受荷時

57、樁頂沉降 s 由樁身壓縮量 ss 和 樁端土沉降量 sb 兩部分構(gòu)成。設(shè)樁長為 L，第 i 截 面和第 i+1 截面的軸力分別為 Q(i) 和 Q(i 1) ，兩截 面到樁頂?shù)木嚯x分別為 li 和 li 1 ，則樁身第 i 截面和 第 i+1 截面之間的壓縮量 ssi 為</p><p><b>　　(b) 2#試驗樁</b></p><p>　　圖 10 管樁樁身

58、壓縮量</p><p>　　Fig.10 Compressive deformation of pipe piles</p><p><b>　　ssi</b></p><p><b>　　li1</b></p><p><b>　　i</b></p><

59、;p>　　Q(i)dh Ec Ac Es As</p><p><b>　　(10)</b></p><p>　　圖 11 樁端阻力與樁端沉降關(guān)系</p><p>　　把式(1)代入式(10)，得</p><p>　　Fig.11 Relationship between pile tip resist

60、ance and pile</p><p><b>　　ssi</b></p><p><b>　　li1</b></p><p><b>　　l</b></p><p><b>　　Q(i)dh </b></p><p>　　E

61、c Ac Es As</p><p><b>　　li1</b></p><p><b>　　l </b></p><p><b>　　mdh</b></p><p><b>　　(11)</b></p><p>　

62、　displacement</p><p>　　管樁樁頂受荷后，樁身壓縮而向下產(chǎn)生位移。</p><p>　　式中： m 為測點處的應變值。</p><p><b>　　樁身總壓縮量為</b></p><p><b>　　nnli1</b></p><p><b&g

63、t;　　ss ssi </b></p><p><b>　　mdh</b></p><p><b>　　(12)</b></p><p>　　由于樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮，樁身軸力沿深度減小，因 此樁身壓縮量也隨深度遞減。樁端位移加大了樁身 各截面的位移，并促使側(cè)摩阻力進一步發(fā)揮。當樁</p><

64、;p><b>　　i 1</b></p><p><b>　　l</b></p><p><b>　　i 1</b></p><p>　　端產(chǎn)生位移時，樁端阻力才開始發(fā)揮，樁端阻力與</p><p>　　對于樁端沉降量 sb 通過樁頂沉降 s 減去樁身總</p>

65、;<p>　　樁端位移近似呈雙曲線分布表示，即</p><p>　　? 3074 ?巖石力學與工程學報2014 年</p><p>　　qn s / (a bs)</p><p>　　式中： qn 為樁端阻力；a，b 為擬合系數(shù)。</p><p><b>　　3有限元模擬</b></p>

66、;<h3>　　3.1 計算模型的建立</h2><p><b>　　(14)</b></p><h3>　　3.2 計算結(jié)果分析</h2><p>　　(1) Q-s 曲線 管樁與水泥土共同受荷現(xiàn)場試驗樁采用 PHC</p><p>　　500AB–(125)–15 m 的單節(jié)管樁壓入長度為 18 m

67、， 直徑900 mm 的水泥粉噴樁中至地表以下 20.6 m (送樁深度 5.6 m)。加載方式為在管樁水泥土復合樁</p><p>　　采用 ABAQUS 有限元軟件建立數(shù)值模型，有</p><p>　　限元模型計算范圍徑向為樁中心向外 20 倍復合樁</p><p>　　直徑，樁長方向為復合樁樁端向下 1 倍復合樁樁長， 考慮對稱性選取樁心為對稱軸建立軸對稱模型

68、。數(shù) 值分析時假設(shè)復合樁樁身預應力鋼筋、高強混凝土、 水泥土為線彈性體，均質(zhì)各向同性材料，應力–應 變關(guān)系符合廣義胡克定律；土體為彈塑性體，屈服 準則符合 Mohr-Coulomb 準則。為簡化分析模型結(jié) 合現(xiàn)場地質(zhì)情況將計算模型范圍內(nèi)土層簡化為單 層，土層及其他材料參數(shù)見表 3。</p><p><b>　　表 3 材料參數(shù)</b></p><p>　　Table

69、 3 Material parameters</p><p>　　樁頂先澆筑 100 mm 厚 C20 混凝土再鋪設(shè)直徑900 mm 的剛性荷載板加壓。每一級荷載 480 kN，復合 單樁連續(xù)加載 960～4 800 kN 共 9 級荷載。數(shù)值模 擬中各部件的尺寸參數(shù)與現(xiàn)場試驗相同，數(shù)值模擬 與實測結(jié)果如圖 13 所示。</p><p>　　編號名稱彈性模 量/MPa</

70、p><p><b>　　泊松比內(nèi)摩擦</b></p><p><b>　　角/(°)</b></p><p><b>　　剪脹 角/(°)</b></p><p><b>　　黏聚 力/kPa</b></p><p&g

71、t;　　1 粉砂夾粉土600.4037104</p><p>　　2鋼筋200 0000.30–––</p><p>　　3混凝土38 0000.20–––</p><p>　　4水泥土5000.26–––</p><p>　　5荷載板210 0000.30––– </p

72、><p>　　在初始分析步中定義荷載板、復合樁及地基土 的邊界條件。復合樁體及土體自重應力產(chǎn)生的初始 應力場作為第 1 個分析步，正式加載每一級荷載作 為一個靜力學分析步，共 11 個分析步。荷載以均布 力的方式施加在荷載板上。</p><p>　　管樁、水泥土樁、地基土及荷載板均采用四邊 形單元，結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù)，四節(jié)點雙線性軸對 稱單元。網(wǎng)格劃分時管樁及水泥土樁的網(wǎng)格相對較 密，且管樁的

73、網(wǎng)格劃分密于水泥土樁，樁周土體網(wǎng) 格相對較疏。有限元模型網(wǎng)格劃分如圖 12 所示。</p><p>　　圖 12 網(wǎng)格劃分示意圖</p><p>　　Fig.12 Schematic diagram of meshes</p><p>　　圖 13 各級荷載下計算獲得的 Q-s 曲線</p><p>　　Fig.13 Calc

74、ulated Q-s curves under various load steps</p><p>　　如圖 13 所示，除去最后一級荷載，現(xiàn)場試驗 與數(shù)值模擬沉降最大相差 2.75 mm；2 條曲線較為 吻合，有限元模型較為合理。Q-s 曲線呈緩變型， 可分為 2 段，前五級荷載對應彈性變形段，Q-s 呈 直線關(guān)系，這一階段土呈彈性狀態(tài)，Q=2 880 kN 為 對應的臨塑荷載。后幾級荷載下 Q-s 不再呈線

75、性關(guān) 系，地基土除發(fā)生豎向壓縮，局部發(fā)生剪切，呈塑 性狀態(tài)。</p><p><b>　　(2) 樁身應力</b></p><p>　　如圖 14 所示，管樁樁身應力分布可分為 3 段。 第一段，與鮑 鵬等[15]規(guī)律相同，樁身應力在樁頂 以下較小深度內(nèi)有所增大，原因在于管樁的彈性模 量遠大于水泥土樁。在荷載作用下，應力向管樁集 中，而荷載通過荷載板傳遞到樁頂時，并沒

76、有完全 完成應力集中這一過程，樁頂以下一定深度仍有 部分荷載傳遞到管樁上。第二段，樁頂荷載較小時 (960～1 920 kN)，樁身應力在達到最大值后沿深度 衰減速率恒定，基本呈直線減??；隨荷載增大，樁 身應力沿樁身呈曲線減小。第三段，當接近管樁樁 端時，樁身應力急劇減小。由于在樁端附近，管樁 的應力水平較水泥土樁高，樁端的變形相對較大， 相對位移的趨勢明顯，因此荷載由管樁向水泥土樁 傳遞效果增大，管樁樁身應力急劇減小。</p&g

77、t;<p>　　第 33 卷 增 1李俊才等：管樁水泥土復合樁荷載傳遞規(guī)律研究? 3075 ?</p><p><b>　　軸向應力/kPa</b></p><p>　　05 000 10 000 15 000 20 000 25 000 30 000 35 000</p><p><b>　　0&l

78、t;/b></p><p><b>　　2</b></p><p><b>　　4</b></p><p><b>　　6</b></p><p><b>　　960 kN</b></p><p>　　81 440 kN&l

79、t;/p><p><b>　　1 920 kN</b></p><p>　　102 400 kN</p><p><b>　　2 880 kN</b></p><p>　　123 360 kN</p><p><b>　　3 840 kN</b><

80、/p><p>　　144 320 kN</p><p><b>　　4 800 kN</b></p><p><b>　　16</b></p><p>　　圖 14 管樁軸向應力</p><p>　　Fig.14 Axial stress distribution of

81、the pipe pile</p><p>　　如圖 15 所示，與管樁應力分布對應，有管樁 段水泥土樁身應力分布也可分為 3 段。(1) 在樁頂 以下較小深度范圍內(nèi)(約 0.5 m)，水泥土樁身應力先 減??；(2) 其后沿樁身基本上呈線性增大但增長幅 度較小，且荷載越大增長幅度越??；(3) 在管樁樁 端附近由于管樁應力急劇減小，水泥土樁身應力又 逐漸增大?？傮w來說，有管樁段水泥土樁與管樁軸 向應力變化規(guī)律相反。

82、在管樁樁端以下，水泥土樁 身應力急劇變化，應力最大值發(fā)生在管樁樁端下約 0.4 m 處，且荷載的變化不改變該最危險截面的位 置，該位置為水泥土最危險截面。工程上可采取復 攪復噴方式提高水泥摻入量，對該段水泥土進行加 固處理。</p><p><b>　　軸向應力/kPa</b></p><p>　　03006009001 200 1 500 1 8

83、00</p><p><b>　　0</b></p><p><b>　　960 kN</b></p><p>　　21 440 kN</p><p>　　41 920 kN</p><p>　　62 400 kN</p><p><b&g

84、t;　　2 880 kN</b></p><p>　　83 360 kN</p><p>　　103 840 kN</p><p>　　124 320 kN</p><p><b>　　4 800 kN</b></p><p><b>　　14</b><

85、;/p><p><b>　　16</b></p><p><b>　　18</b></p><p><b>　　軸向應力比</b></p><p>　　01020304050607080</p><p><b>　　0</b&

86、gt;</p><p><b>　　2</b></p><p><b>　　4960 kN</b></p><p>　　61 440 kN</p><p>　　81 920 kN</p><p><b>　　2 400 kN</b></p&g

87、t;<p>　　102 880 kN</p><p><b>　　3 360 kN</b></p><p>　　123 840 kN</p><p>　　144 320 kN</p><p>　　164 800 kN</p><p>　　圖 16 管樁與水泥土軸向應力比&l

88、t;/p><p>　　Fig.16 Axial stress ratio between pipe pile and cement-soil</p><p>　　1 920 kN)，當樁身應力比值沿深度減小速率先增大 后減小，呈凸曲線減?。浑S著荷載增大，樁身應力 比值沿深度速率基本恒定呈現(xiàn)線性減小規(guī)律。第三 段，當接近管樁樁端時，樁身應力比值急劇減小， 原因在于此深度范圍管樁樁身應力急劇減

89、小，而水 泥土樁身應力逐漸增大。但在樁端附近，管樁的應 力水平仍高于水泥土樁，各級荷載下管樁樁端應力 為樁端截面水泥土應力的 1.6～2.6 倍，且荷載越大 比值越高，管樁樁端位置水泥土的變形相對越大， 相對位移的趨勢越明顯，越利于管樁端阻力的發(fā)揮。 各級荷載下管樁樁身應力遠高于水泥土樁身 應力，管樁水泥土復合樁豎向受荷時應力集中現(xiàn)象 顯著。隨著樁頂荷載的增加，管樁和水泥土樁豎向 應力都逐漸增大，但管樁應力增大速率大于外圍的 水泥土樁，

90、應力逐漸向管樁集中。假設(shè)管樁與水泥 土樁橫截面上軸向應力均勻分布，則軸向應力與各 自橫截面積的乘積即為相應的軸向承載。經(jīng)換算后 各級荷載下管樁、水泥土樁頂荷載分擔情況如表 4</p><p><b>　　所示。</b></p><p>　　表 4 樁頂管樁、水泥土荷載分擔比</p><p>　　Table 4 Distribution of

91、load between pipe pile and cement-soil</p><p><b>　　各級荷載分擔比/%</b></p><p>　　圖 15 水泥土樁軸向應力</p><p>　　Fig.15 Axial stress distribution of the cement-soil</p><p&

92、gt;　　(3) 管樁、水泥土樁荷載承擔比例</p><p>　　如圖 16 所示，管樁、水泥土樁身應力比值分</p><p>　　布也可分為 3 段。第一段，應力比值在樁頂以下較 小深度內(nèi)逐漸增大，原因在于該深度范圍管樁樁身 應力逐漸增大，水泥土樁身應力逐漸減小。第二段， 應力比值由最大值逐漸減小，樁頂荷載較小時(960～</p><p><b>　　構(gòu)

93、件</b></p><p><b>　　管樁 水泥土</b></p><p>　　如表 4 所示，各級荷載下管樁承擔荷載比例為</p><p>　　93.43%～94.34%，水泥土承擔荷載比例為 5.66%～</p><p>　　6.57%。外圍水泥土樁承載比例很小，主要負責提 供側(cè)摩阻力，大部分荷載由管樁

94、承擔，且上部荷載 越大，管樁承擔荷載比例越高，管樁水泥土復合樁</p><p>　　? 3076 ?巖石力學與工程學報2014 年</p><p><b>　　顯示剛性樁基特性。</b></p><p><b>　　4結(jié)論</b></p><p>　　(1) 管樁水泥土復合樁在各級荷載作用下

95、的沉 降穩(wěn)定時間不完全一致，Q-s 曲線呈緩變型。</p><p>　　(2) 管樁復合基樁工作特性與剛性單樁相似。 樁端阻力大約只占樁頂荷載的 10%～15%，復合樁 表現(xiàn)出摩擦樁的工作特性。</p><p>　　(3) 管樁極限側(cè)摩阻力、水泥土極限側(cè)摩阻力、 管樁水泥土極限黏結(jié)力應滿足式(9)才能保證管樁 水泥土有效復合協(xié)同受荷。</p><p>　　(4) 管

96、樁和水泥土樁側(cè)摩阻力分布規(guī)律類似， 其比值約為水泥土樁和管樁外徑的比值。水泥土樁 所能提供的側(cè)摩阻力是原樁周土的 5 倍以上。管樁</p><p>　　水泥土復合樁樁周土極限側(cè)摩阻力是原樁周土的 3</p><p><b>　　倍以上。</b></p><p>　　(5) 管樁是豎向荷載的主要承擔者，各級荷載 下管樁承載比例為 93.43%～9

97、4.34%，水泥土承擔荷 載比例為 5.66%～6.57%，且荷載越大，應力向管樁 集中現(xiàn)象越顯著，管樁承擔的荷載比例越高。</p><h3>　　參考文獻(References)：</h2><p>　　[1] 李俊才，鄧亞光，宋桂華，等. 素混凝土勁性水泥土復合樁承載機 制分析[J]. 巖土力學，2009，30(1)：181–185.(LI Juncai，DENG</p>

98、<p>　　Yaguang，SONG Guihua，et al. Analysis of load-bearing mechanism of composite foundation of plain concrete reinforced cement-soil mixing piles[J]. Rock and Soil Mechanics，2009，30(1)：181–185.(in Chinese))</p&

99、gt;<p>　　[2] 董 平，陳征宙，秦 然. 混凝土芯水泥土攪拌樁在軟土地基 中的應用[J]. 巖土工程學報，2002，24(2)：204–207.(DONG Ping， CHEN Zhengzhou，QIN Ran. Use of concrete-cored DCM pile in soft ground[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2002，2

100、4(2)： 204–207.(in Chinese))</p><p>　　[3] 丁永君，李進軍，劉 峨，等. 勁性攪拌樁的荷載傳遞規(guī)律[J]. 天 津大學學報，2010，43(6)：530–536.(DING Yongjun，LI Jinjun， LIU E，et al. Load transfer mechanism of reinforced mixing pile[J]. Journal of Tian

101、jin University，2010，43(6)：530–536.(in Chinese))</p><p>　　[4] 李進軍，丁永君，李 輝，等. 勁性攪拌樁的優(yōu)化設(shè)計[J]. 建筑科 學，2007，23(7)：101–103，107.(LI Jinjun，DING Yongjun，LI Hui， et al. The optimization design of reinforced mixing pil

102、es[J]. Building Science，2007，23(7)：101–103，107.(in Chinese))</p><p>　　[5] 劉漢龍，任連偉，鄭 浩，等. 高噴插芯組合樁荷載傳遞機制足尺 模型試驗研究[J]. 巖土力學，2010，31(5)：1 395–1 401.(LIU Hanlong， REN Lianwei，ZHENG Hao，et al. Full-scale model tes

103、t on load transfer</p><p>　　mechanism for jet grouting soil-cement-pile strengthened pile[J]. Rock and Soil Mechanics，2010，31(5)：1 395–1 401.(in Chinese))</p><p>　　[6] 任連偉，劉希亮，王光勇，等. 高噴插芯組合單

104、樁荷載傳遞簡化計</p><p>　　算分析[J]. 巖石力學與工程學報，2010，29(6)：1 279–1 287.(REN Lianwei，LIU Xiliang，WANG Guangyong，et al. Simplified calculation and analysis of load transfer behavior for single JPP[J]. Chinese Journal of R

105、ock Mechanics and Engineering，2010，29(6)：1 279–1 287.</p><p>　　(in Chinese))</p><p>　　[7] 任連偉，張華東，鄭 浩，等. 高噴插芯組合群樁豎向承載特性的 數(shù)值分析[J]. 防災減災工程學報，2009，29(4)：438–443.(REN Lianwei，ZHANG Huadong，ZHENG Hao

106、，et al. Numerical analysis</p><p>　　on vertical bearing behavior of JPP pile group[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering，2009，29(4)：438–443.(in Chinese))</p><p>　　[8] 宋義仲

107、，馬鳳生，趙西久，等. 填芯管樁水泥土復合基樁的施工方 法[P]. 中國：CN102127910A，2011–07–20.(SONG Yizhong，MA</p><p>　　Fengsheng，ZHAO Xijiu，et al. The construction method of the composite pile composed of jet-mixing cement and PHC pile w

108、ith core concrete[P]. China：CN102127910A，2011–07–20.(in Chinese))</p><p>　　[9] 宋義仲，程海濤，卜發(fā)東，等. 管樁水泥土復合基樁工程應用研究[J]. 施工技術(shù)，2012，41(5)：89–91，99.(SONG Yizhong，CHENG Haitao，</p><p>　　BU Fadong，et al. S

109、tudy on engineering application of composite pile made up of jet-mixing cement and PHC with core concrete[J]. Construction Technology，2012，41(5)：89–91，99.(in Chinese))</p><p>　　[10] 宋義仲，卜發(fā)東，程海濤，等. 管樁水泥土復合基樁承

110、載性能試驗 研究[J]. 工程質(zhì)量，2012，30(5)：12–16.(SONG Yizhong，BU Fadong， CHENG Haitao，et al. Experimental study on bearing properties of tubular cement composite pile[J]. Construction Quality，2012，30(5)： 12–16.(in Chinese))</p>

111、<p>　　[11] 魏廣慶，施 斌，賈建勛，等. 分布式光纖傳感技術(shù)在預制樁基樁 內(nèi)力測試中的應用[J]. 巖土工程學報，2009，31(6)：911–916.(WEI Guangqing，SHI Bin，JIA Jianxun，et al. Application of distributed</p><p>　　optical fiber sensing to testing inner fo

112、rce of prefabricated piles[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2009，31(6)：911– 916.(in Chinese))</p><p>　　[12] HONG Chengyu，YIN Jianhua，JIN Wei，et al. Comparative study on the elongation measur

113、ement of a soil nail using optical lower</p><p>　　coherence interferometry method and FBG method[J]. Advances in Structural Engineering，2010，13(2)：309–319.</p><p>　　[13] ZHU H H， YI

114、N J H， ZHANG L， et al. Monitoring internal displacements of a model dam using innovative FBG sensing bars[J]. Advances in Structural Engineering，2010，13(2)：249–261.</p><p>　　[14] 朱鴻鵠，殷建華，靳 偉，等. 基于光纖光柵傳感技術(shù)的地基

115、基礎(chǔ) 健康監(jiān)測研究[J]. 土木工程學報，2010，43(6)：109–115.(ZHU</p><p>　　Honghu，YIN Jianhua，JIN Wei，et al. Health monitoring of a foundation using fiber Bragg grating sensor technology[J]. China Civil Engineering Journal，201

116、0，43(6)：109–115.(in Chinese))</p><p>　　[15] 鮑 鵬，姜忻良，盛桂琳. 勁性攪拌樁復合地基承載性能靜動力分 析[J]. 巖土力學，2007，28(1)：63–68.(BAO Peng，JIANG Xinliang， SHENG Guilin. Static and dynamic analysis of bearing capacity of</p>&l