劲性搅拌桩的荷载传递规律

丁永君，李进军，刘 峨，李 辉

(1. 天津大学建筑设计研究院，天津 300072；2. 天津华汇工程建筑设计有限公司，天津 300381)

近年来，随着桩基技术的普及、提高和发展，桩基技术在土木工程中得到越来越多的应用．劲性搅拌桩作为一种崭新的桩基基础型式，由于其独特的优点而被广泛应用于工业与民用建筑中[1]，并取得了良好的社会效益和经济效益．1998年，本课题组[2]在天津进行了 3批共 45根原型桩的对比试验工作，初步掌握了劲性搅拌桩的工作特性、设计方法、施工工艺和检测方法，并应用于试点工程；2000年，吴迈等[3]在河北工业大学南院草坪进行了2根模型桩试验，初步考查了劲性搅拌桩的侧摩阻力特性；2000年，吴迈等[4]在河北工业大学结构实验室进行了芯桩与水泥土环桩共同工作情况的抗拔试验；1998年，董平等[5]在上海市万里小区进行了6根劲性搅拌桩的竖向承载力试验；2002年，陈颖辉等[6]在云南省昆明市黄土坡谷堆村进行了4根加芯搅拌桩的竖向静压载荷试验，并应用于基础工程和基坑支护工程中；文献[7-9]利用通用有限元程序对劲性搅拌桩的工作性状进行了三维有限元数值分析．北京地区的干作业复合灌注桩是由水泥土环内包钢筋混凝土灌注桩复合而成，其桩身构造和受力机理与劲性搅拌桩类似[10]．SMW、日本的肋型钢管水泥土桩及欧美地区pin pile的受力机理与劲性搅拌桩均有相似之处[11-12]．

但对劲性搅拌桩的研究目前仅局限于单桩竖向承载力试验、与预制桩和水泥土搅拌桩的对比试验、模型桩试验和有限元分析，而单桩竖向承载力试验及对比试验已远远不能满足工程中对其的技术参数要求；对于桩，由于土体本身的离散性及试验设备的局限性，模型试验很难反映出桩的工作特性；有限元分析中，对于土体参数、接触面的单元选择以及破坏准则的选择有很大异议，较难得到令人满意的分析结果．至今有关劲性搅拌桩的荷载传递机理、理论计算、设计方法等方面都存在不足或不完善的地方，工程应用中多以实践经验为主，设计计算依据也比较少．

为了深入了解劲性搅拌桩的荷载传递机理，促进劲性搅拌桩的应用，完善并发展劲性搅拌桩的理论，笔者通过埋设应变片的足尺劲性搅拌桩的现场静载荷试验[13]，对劲性搅拌桩在竖向荷载作用下的荷载传递规律进行了系统的研究与分析．

1 试验场地工程地质概况

该场地位于天津市西青区郭村，地貌类型属于河流冲积、海积平原，第四纪以来堆积了巨厚的松散堆积物．场区原为农田，地势较平坦，上部为厚度不等的素填土．距离试桩最近的钻孔土层分布及各有关土层物理力学性质指标如表1所示．

表1 各土层的主要物理力学指标Tab.1 Main physico-mechanical indexes of soil layers

2 试桩的设计制作和测点的布置

图1 芯桩配筋示意Fig.1 Detailed drawing of reinforcement of core pile

试验劲性搅拌桩桩径为600,mm，桩长为14,m和14.5,m两种，所用的芯桩截面尺寸及配筋如图1所示．为方便研究劲性搅拌桩侧摩阻力的分布情况，各个截面尺寸均为 270,mm×270,mm，其中上节桩上端处增设3层双向的钢筋网片，钢筋直径为6,mm，并在向下200,mm段内减小箍筋间距为50,mm，其目的是保证上节桩在向水泥土中压入和在静载荷试验时桩顶不被破坏．为保证下节桩中的导线顺利到达桩顶，在上节桩中心预埋了直径为40,mm的PVC管，每间隔500,mm 用直径 6,mm 的钢筋固定．本次试验劲性搅拌桩芯桩长均为14,m，由2节7,m长的芯桩对接而成．预埋钢板(M1)厚8,mm，其中上节桩下端预埋钢板尺寸为254,mm×254,mm，下节桩上端预埋钢板尺寸为270,mm×270,mm，为保证下节桩中的导线穿过，在上下节桩的预埋钢板上均打孔，预埋钢筋长为 350,mm，连接节点处两块钢板四周用8,mm角焊连接．

针对地质勘察报告，在各个主要土层交界处设置应变片，应变片粘贴在对角的两根钢筋上，桩身应变片的定位见图 2．每根桩身共计埋设 8组 16个应变片．试验采用的电阻应变片的型号为 B×120-10AA，标准电阻为120Ω，灵敏系数为2.12，栅长10,mm，栅宽 2,mm．为了防止外界的干扰及保证所测得数据的准确性，试验所用导线均采用高质量铜芯屏蔽导线．贴完应变片后把导线与钢筋有效地绑在一起，以防止浇注混凝土时振捣棒振断导线．

图2 试桩应变片分布Fig.2 Distribution of stain gauges

3 试验依据

试验采用堆载反力法，加载方式为慢速维持荷载法，竖向抗压静载试验按照《建筑基桩检测技术规范》(JGJ 106—2002)、《建筑桩基技术规范》(JGJ94—2008)和《岩土工程技术规范》(DB 29—2000)中的相关条文进行．

4 试验结果与分析

试验测得3根桩(1号、2号和4号桩)的荷载-沉降(Q-s)曲线和两根桩(1号和4号桩)的应变值(3号桩由于施工原因报废，2号桩应变片出现问题未能测得其应变)．

4.1 极限承载力与沉降

图3 Q-s曲线Fig.3 Q-s curves

图4 s-lg t曲线Fig.4 s-lg t curves

根据试验所得的Q-s曲线(见图3)和s-lg t曲线(见图4)综合判定试验桩的极限承载力，其中 1号桩由于荷载为 2,300,kN时，其沉降大于上级荷载的 2倍且 24,h没有达到相对稳定标准，判断其破坏；2号桩由于荷载为 2,300,kN时，其沉降 24,h未达到相对稳定标准，判断其破坏；4号桩由于荷载为 2,300,kN时，本级沉降为上级沉降的5倍，判断其破坏．3根桩均取破坏荷载的上级荷载即 2,070,kN为极限承载力，对应的沉降分别为 14.64,mm、19.20,mm 和11.07,mm．单桩承载力特征值下的沉降仅为4,mm左右，从中也可以看出劲性搅拌桩有较高的承载力和较小的沉降．

4.2 桩身轴力及单位侧摩阻力的分布

4.2.1 桩身轴力的计算方法

由试验实测各级荷载下的应变片读数，整理各土层分界处的应变值，假定混凝土与钢筋位移协调，即两者应变值相同，可得到芯桩i截面处的桩身轴力

式中：iN为 i截面处的芯桩桩身轴力；sE为钢筋弹性模量，按实验室实测值计算；cE为混凝土弹性模量，按实验室实测值计算；sA为钢筋截面积；cA为混凝土截面积；iε为i截面处的应变值．

4.2.2 桩身单位侧摩阻力的计算方法

试验中，应变片都是有意识地安装在各土层的分界面上．由于水泥土的弹性模量较混凝土的弹性模量小数百倍，故可忽略水泥土承受轴向压力，芯桩周围的水泥土只负责传递侧摩阻力，因此假定同一截面处混凝土芯桩和水泥土环桩外侧的总侧摩阻力相等，即有

式中：1U、s1q分别为混凝土芯桩在此截面的周长和单位侧摩阻力；2U、s2q 分别为水泥土环桩外侧的周长和单位侧摩阻力．

根据上面计算的芯桩轴力值，芯桩的平均侧摩阻力可表示为

式中：s1iq 为第 i层土中芯桩的平均侧摩阻力；iN为 i截面处的芯桩桩身轴力；1iN+为i＋1截面处的芯桩桩身轴力；iF为第i土层中桩的侧表面积为芯桩边长，il为该土层的厚度．

根据计算结果绘制的 1号和 4号桩的芯桩轴力沿深度的分布曲线见图 5，劲性搅拌桩的单位侧摩阻力沿深度的分布曲线分别见图6和图7．

图5 桩身轴力-深度曲线Fig.5 Axis force-depth curves

图6 不同荷载级别下单位侧摩阻力沿深度的分布(1号桩)Fig.6 Skin resistance-depth curves with various load levels(No.1)

图7 不同荷载级别下单位侧摩阻力沿深度的分布(4号桩)Fig.7 Skin resistance-depth curves with various load levels(No.4)

4.3 试验结果分析

4.3.1 劲性搅拌桩的沉降

2号桩芯桩桩端下无水泥土，1号和 4号桩均有0.5米的水泥土，而两种类型的桩在极限荷载作用下的沉降相差比较大，可以推测芯桩桩端下的水泥土有效地减小了桩端沉降，尽管其对承载力无太大的影响，这与水泥土搅拌桩临界桩长以下水泥土的作用相似，但这个结论是否具有普遍性还有待进一步试验的证明，它至少可以提示在芯桩桩端下留出一定长度的水泥土对控制沉降是有效的．

4.3.2 劲性搅拌桩的荷载传递规律

水泥土搅拌桩主要受力范围一般在桩顶下 5～7倍的桩径范围内，而在其中插入合理长度的刚性预制混凝土芯桩后，其荷载传递与工作机理变得与刚性桩相同．显然，刚性芯桩的插入改变了水泥土桩的工作特性．

在荷载作用下，桩顶的绝大部分荷载首先由混凝土桩芯承担，以剪应力的形式传递给水泥土(根据河北工业大学[3]对水泥土与混凝土芯桩黏结力的室内试验研究表明：当水泥土达到某一强度 fcu时，芯桩与水泥土之间的极限侧摩阻力值至少可以达到0.194fcu．而实际工程中劲性搅拌桩与桩周土的极限侧摩阻力值在 50,kPa左右，比芯桩与水泥土之间的摩阻力值低数倍．可知，劲性搅拌桩在小于极限荷载的荷载作用下，可认为芯桩与周围水泥土共同作用)，然后由水泥土传递给桩侧土．这样，上部荷载通过混凝土芯桩传递到一定深度范围内，使下部水泥土搅拌桩桩周的侧摩阻力得以发挥，形成从芯桩到水泥土再到土体的过渡，即强—中—弱的抗压强度渐变过程，充分利用了芯桩较大的抗压刚度和大表面积水泥土的侧摩阻力，形成了合理的桩身结构，提高了极限承载力，同时降低了造价．

试验中，芯桩的抗压刚度为 0.32×1010,N，而理想状态下软土地区水泥土的无侧限抗压强度在1,MPa左右，水泥土的弹性模量可取 150,MPa，其抗压刚度为0.32×108,N，二者的抗压刚度之比为 0.01．可见水泥土环桩的抗压刚度远小于混凝土芯桩的抗压刚度，因此水泥土环桩承担的竖向荷载可忽略不计，仅考虑其传递剪切应力的作用．

4.3.3 3种桩型荷载传递规律的比较

水泥土搅拌桩的极限承载力一般由桩身强度控制，桩身上部侧阻力发挥比较充分，侧阻力沿桩身分布大致是上部大、下部小的状态[14]；灌注桩属刚性桩，桩顶荷载可以传递到一定深度，但由于桩顶附近桩周软弱泥皮的存在及桩周土体发生松弛，其侧摩阻力也有所削弱，呈现上部小、中部大、下部小的状态，典型的水泥土搅拌桩、灌注桩侧摩阻力分布曲线见文献[1]．如前文所述，劲性搅拌桩集上述两种桩型的优点于一身，但文献[15]中也指出，天津市一般7,m以下水泥土强度明显降低，这对侧阻力发挥情况的影响尚未定论．

4.3.4 劲性搅拌桩侧摩阻力的发挥

由图6和图7可以看出：1号和4号桩相距9,m，但其各土层的侧摩阻力发挥程度并不完全相同，然而其侧摩阻力分布的规律大致是一致的．结合表 2和表 3，1号和 4号劲性搅拌桩的侧摩阻力与规范推荐的混凝土预制桩的侧摩阻力的比值在 1.29～3.90之间，但这一结论是否具有普遍性，还有待于进一步试验证明．

劲性搅拌桩之所以有如此高的侧摩阻力，笔者认为有以下原因：首先，在竖向荷载作用下，水泥土有较大的横向变形，导致桩侧产生附加法向应力，从而使桩侧摩阻力增大；其次，水泥土桩在搅拌过程中有一定的喷浆压力，使桩侧土被挤密；再者沉桩时芯桩对其周围的水泥土产生挤压作用，使芯桩侧的水泥土被挤密；同时水泥浆与桩周土的扩散、共生作用加固了桩侧地基土，改变了水泥土环桩与地基土的接触面，良好的桩-土接触面可以提供较大的侧摩阻力．

表2 1号桩极限侧摩阻力对比Tab.2 Comparison of ultimate skin resistance(No.1)

表3 4号桩极限侧摩阻力对比Tab.3 Comparison of ultimate skin resistance(No.4)

5 计算方法的提出

结合本课题组所进行的劲性搅拌桩试验结果和工程中的试桩结果，进行了大量的统计分析，笔者提出：当无试验资料时，劲性搅拌桩单桩极限承载力标准值为

式中：ukQ 为劲性搅拌桩单桩极限承载力标准值，kN；sη为劲性搅拌桩桩周侧摩阻力调整系数，可取1.30～1.70；pu为劲性搅拌桩周长，m；j为桩长范围内计算侧摩阻力的土层数；skiq 为混凝土预制桩桩周第 i层土的极限侧摩阻力标准值，kPa；il为桩长范围内第 i层土计算侧摩阻力的厚度，m；pη为桩端天然地基承载力折减系数，无可参考经验时可取 0.40～0.60，承载力高时取低值；pkq 为混凝土预制桩桩端处地基土未经修正的承载力标准值，kPa；pA为劲性搅拌桩截面面积，m2．

根据式(4)计算单桩竖向极限承载力公式计算的劲性搅拌桩极限承载力标准值为 1,740,kN，该值是试验结果的 84%，从中也可见劲性搅拌桩的承载力尚有潜力，而其造价不高，可以说该桩型是近年来研发的性价比最高的桩型之一．

6 结 论

(1)1、2、4号劲性搅拌桩的极限承载力均为2,070,kN，单桩承载力特征值下对应的桩顶沉降为4,mm左右，与同比砼预制桩比较接近，小于同比的钻孔灌注桩．

(2)劲性搅拌桩的荷载传递规律为：当桩顶作用有竖向荷载时，芯桩承担了绝大部分的荷载，一部分轴力通过芯桩与水泥土环桩之间的剪切应力传递到水泥土桩，然后由水泥土传递给桩侧土，另一部分轴力由芯桩传递到更深的水泥土层中，水泥土的抗压刚度相对于混凝土芯桩的抗压刚度而言很小，故可忽略其抗压能力，只考虑其传递剪切应力．由芯桩、水泥土环桩和土体形成强—中—弱的刚度渐弱的结构，合理利用了材料的特长，提高了承载力，降低了造价．

(3)1号和4号劲性搅拌桩的侧摩阻力与规范推荐的混凝土预制桩的侧摩阻力的比值在 1.29～3.9之间．

(4)当无试验资料时，劲性搅拌桩单桩承载力标准值可按式(4)计算．

(5)劲性搅拌桩在水平荷载作用下的载荷性状的研究亟待解决．

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