潛孔沖擊高壓旋噴管樁樁頂沉降影響因素研究*

張曉東，程子龍，付澤新，戴 斌，包小華，陳湘生，沈 俊

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

0 引言

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

而潛孔沖擊高壓旋噴管樁突破了傳統工法在地層應用方面的局限性，有效克服了在砂卵石層、巖溶、開山填谷等復雜地層施工水泥土樁及水泥土復合管樁的難題。從設備、工藝等多個角度進行綜合研究，將潛孔錘成孔和高壓旋噴有機結合在一起，實現鉆進噴漿一體化，形成了一套可以在任何復雜地層中施工水泥土樁及裝配式樁基礎的施工設備——潛孔沖擊高壓旋噴工法設備，本工法簡稱 DJP 工法[6-9]，其本質也是復合樁，高強預制芯樁是樁頂荷載的主要承擔者。管樁先將荷載通過管樁水泥土接觸界面傳遞到水泥土中并擴散到樁端水泥土層，再由水泥土將部分荷載以剪應力的形式傳遞到樁間土并擴散到復合基樁地基土中。形成荷載由管樁傳遞到水泥土再擴散到樁周土的雙層傳遞模式，從管樁到土體通過水泥土的過渡形成了強-中-弱的漸變過程，形成一種中間強度高、四周強度低的合理樁身結構，充分發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例，以現場試樁試驗對DJP復合樁進行有限元建模，并探討了不同樁型、內芯樁徑、外芯水泥土彈性模量以及不同樁土接觸面對沉降的影響規律。

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，途經前海媽灣及寶安大鏟灣兩區域(如圖1所示)。地貌包括：人工填土，其下為第四系全新統海陸交互沉積淤泥，全新統沖洪積黏土、中粗砂，上更新統湖沼沉積淤泥質黏土，沖洪積細砂(含淤泥)、黏土、粗砂，中更新統殘積砂質黏性土、構造巖及全～微風化薊縣系的混合花崗巖。本項目地基處理樁采用等芯復合樁，復合樁復合段長15m，非復合段長7m，水泥土樁直徑為700mm，水泥摻量為20%；內芯樁樁徑為400mm，型號為PHC400AB95。根據 JGJ 106—2014《建筑基樁檢測技術規范》規定，單樁抗壓靜載試驗的抽檢樁數不能少于總樁數的 1%，且不能少于3根，本工程實際抽檢3根，編號分別為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 現場試驗

2.1 工程地質條件

本項目位于深圳市西部，場地地質條件復雜，主要地層為人工填土層、淤泥層、砂層、黏土層、全～強風化地層，地層強度不均，地基加固條件復雜，詳細地質情況如下。

1)人工填土(Qml) 有素填土、雜填土、填砂、填石、沖填土5個亞類。

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

2.2 試驗加載

本次試驗內芯樁型號為PHC400AB95，采用逐級等量加載的方式，分級荷載取最大加載量或預估極限承載力的 1/10。按設計要求，本工程單樁靜載試驗的最大加載量均擬定為 3 300kN，分為 9 級，第1級取分級荷載的2倍，分級情況如表1所示。

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

2.3 試驗結果

試樁完成28d后檢測單樁承載力，采用單樁豎向抗壓靜載試驗進行，要求單樁承載力≥1 650kN，檢測數量為3根，分別為SZ-4，SZ-5，SZ-7。經檢測，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,滿足設計要求。

3 數值模擬及結果分析

3.1 計算模型

為了將數值模擬計算模型[10-12]與實際模型試驗進行對比，須保證實際模型試驗與數值模擬模型相關參數一致，復合樁樁長L為7m，內芯樁徑d為400mm,外芯樁徑D為700mm，文中所采用的復合樁為等芯樁，通過對單樁受荷時樁土模型中土體邊界的選取進行有限元分析，計算不同邊界范圍土體所能提供的樁的極限承載力，得出單樁受荷時樁土模型所需的合理土體邊界參數，結果表明樁土模型中樁側土體邊界取24D(16.8m)，土體底部距離樁端底部取15D(10.5m)時，可充分利用土的承載能力并滿足計算精度要求[13]。

本文采用對稱建模，在土體模型的下邊界垂直方向約束為固定約束，下邊界水平向為自由；土體圓環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，對稱面上的節點均為y向約束，其余方向均自由。荷載施加采用設置多分析步的方式，包含初始分析步，地應力分析步及荷載1～9，共計11個分析步。在水泥土樁與樁周土、水泥土樁與芯樁接觸面均設置摩擦，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倫摩擦。模型網格劃分如圖2所示。

圖2 網格劃分情況Fig.2 Meshing condition

3.2 模型參數

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 屈服準則，具體模型參數如表2所示。通過比較相同條件下的不同樁型(水泥土樁、PHC管樁和DJP管樁)、不同內芯樁徑(300,400,500mm)的水泥土復合樁、不同外芯水泥土彈性模量(340，370，400MPa)的水泥土復合樁，以及不同水泥土與樁周土接觸面摩擦系數(μ=0.5，0.65，0.8)的水泥土復合樁來研究其對沉降的影響。

表2 DJP復合樁有限元模型計算參數Table 2 Calculation parameters of DJP composite pile finite element mode

3.3 計算結果

DJP管樁試樁與數值模擬的樁頂沉降Q-s曲線如圖3所示。由于模型的建立是在理想情況下，與實際情況存在一定偏差，分析其原因是在水泥土成樁過程中，由于潛孔錘的高頻振動沖擊和高壓空氣的聯合作用，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的接觸，在水泥土凝固以后相當于提高了水泥土與樁周土的摩擦力；同時，由于水泥土在樁周土中的擴散也相當于擴大了芯樁直徑。但總體變化趨勢是一致的，由此可以證明DJP復合管樁數值模擬的正確性，DJP管樁位移云圖如圖4所示。

圖3 樁頂沉降模擬值與實測值比較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、內芯樁徑、外芯水泥土彈性模量以及不同樁土接觸面4個方面進行模擬分析，其他條件與上一節所述模型相同。

4.1 不同樁型

建立了水泥土樁、PHC管樁、DJP管樁3種樁型的沉降對比，所建立模型樁長、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大于DJP復合樁與PHC管樁，Q-s曲線呈急進式破壞，這是由于樁頂荷載全部由水泥土承擔，由于水泥土相比于含有內芯的復合樁自身強度很低，相同面積的水泥土樁承載能力也會下降。

對比PHC管樁與DJP管樁Q-s沉降曲線發現，兩者的樁頂位移差別不大。由于PHC復合樁屬于摩擦樁，主要依靠側摩阻力傳遞上部荷載，由PHC管樁頂位移云圖也可看出樁側土的位移較大，而相比較之下樁端土位移不是很大；同時，PHC管樁的高承載力優勢發揮得不是很明顯。

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

4.2 內芯樁徑影響

為研究DJP管樁內芯樁徑對于復合樁樁頂沉降的影響，在保證DJP管樁外徑和樁長不變的情況下，通過改變內芯樁徑來研究復合樁截面含芯率對沉降的影響，本文分別選取內芯樁徑300，400mm及500mm進行對比，其Q-s曲線如圖8所示，300，500mm樁徑復合樁樁頂位移云圖如圖9所示。

圖8 不同內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

對比圖8～9，可以看出樁徑對DJP管樁頂沉降的影響還是比較大的。隨著內芯樁徑的增加，樁頂沉降會隨之減小。如上文所述，DJP管樁的沉降主要來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數量級，PHC管樁能在高承載力的同時變形很小；而當樁徑減小、復合樁截面含芯率降低時，截面彈性模量降低，在相同荷載作用下，含芯率低的復合樁沉降會更大。在設計中可以考慮將芯樁設計為變截面樁。

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于DJP管樁沉降影響，在內芯樁樁徑、樁長不變的情況，僅改變水泥土的彈性模量進行模擬分析，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

對比圖10,11可知，水泥土彈性模量對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數量級，樁身的位移仍由內芯決定，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，進行模擬分析，選取的摩擦系數為μ=0.5，0.65，0.8，Q-s曲線如圖12所示。μ=0.5與μ=0.8復合樁樁頂位移云圖如圖13所示。

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

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

由圖13可知，當摩擦系數由0.5增大到0.6時，沉降由56.9mm降低至43.6mm，降低了23.4%；當摩擦系數由0.6增大到0.8時，沉降由43.6mm降低至31.2mm，降低了28.44%。結合圖12，13可以看出在該地層條件下，當摩擦系數較小時，主要變形來自復合樁的變形，樁側土側向位移很小；而當摩擦系數較大時，水泥土與樁周土之間接觸更牢固，樁側土側向位移較大。

5 結語

本文通過試驗結果與模擬結果對比，驗證了有限元軟件模擬的合理性。同時比較了樁型、內芯樁徑、外芯水泥土彈性模量以及不同樁土接觸面4個因素對于樁頂沉降的影響，得出如下結論。

1)相比于水泥土樁承載力低，PHC管樁高承載力難發揮及樁側土位移大，DJP管樁結合了水泥土樁與PHC管樁的優點，形成了芯樁-水泥土-樁側土的受力體系。

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

3)當摩擦系數由0.5增大至0.6，沉降降低了23.4%；當摩擦系數由0.6增大到0.8時，沉降降低了28.44%。