不同组合下高喷插芯组合桩抗拔承载特性试验研究

(1.河南理工大学 土木工程学院，河南 焦作 454000；2.河南大学 土木建筑学院，河南 开封 475004)

随着经济的发展、社会的进步，建(构)筑物规模不断扩大，抗拔桩应用也越来越多，在隧道、地铁、桥梁、输电线塔、高耸建(构)筑物的地下室抗浮基础中得到了广泛应用。学者们对抗拔桩的承载特性进行了大量研究工作，并取得一定的研究成果。黄广龙等[1]进行了软土地基中微型桩的抗拔试验研究，试验结果表明，采用二次注浆工艺能显著提高微型桩抗拔极限承载力，有效地减小抗拔桩位移。雍军等[2]进行了等截面积X形桩和圆形桩抗拔性能对比模型试验研究，试验结果表明,在相同的桩头位移下X形桩的侧摩阻远大于圆形桩，其极限抗拔力高出圆形桩约16.7%。周佳锦等[3]进行了静钻根植竹节桩抗拔静载试验，试验结果表明，静钻根植抗拔桩中水泥土与桩周土接触面摩擦性质比灌注桩中桩土接触面摩擦性质要好，静钻根植抗拔桩的桩侧摩阻力是钻孔灌注桩的1.47～2.11倍。王卫东等[4]结合地下车库项目开展了扩底抗拔桩的极限承载力试验，有限元数值模拟分析表明，扩大头受周边土体法向力的竖向分量是扩大头抗力的主要组成部分，极限状态下，其可占扩大头抗力的70%左右。邵光辉等[5]通过室内模型试验，对比分析了普通抗拔桩与托底抗拔桩在极限抗拔承载力、桩身轴力传递、桩侧摩阻力分布方面的差异及其原因。Gaaver等[6]进行了钢桩的抗拔载荷模型试验，试验结果表明，单桩的抗拔承载力主要取决于桩体的埋置深度与桩径的比值以及土体的性质。Reddy等[7]分别对受单向抗拔桩以及水平抗拔组合荷载的模型桩进行了对比模型试验，试验结果表明在组合荷载作用下，水平和抗拔极限承载力会有所提高。Nasr[8]对油污染砂中竖向桩抗拔承载特性进行了研究，试验结果表明,油污染后抗拔摩阻力显著降低。Khatri1等[9]提出了一种确定抗拔承载力的方法，并分析了主要影响因素。Xu等[10]对新型的旋喷注浆锚桩进行了抗拔试验研究，依据试验结果提出了荷载沉降简化计算方法。

由于承载力、环境保护的要求及工程地质与水文地质条件等的限制，采用单一工艺的桩型往往不能满足某些情况下的工程要求，因此，有向组合式工艺桩方向发展的趋势。高喷插芯组合桩(JPP桩)[11]结合了预应力管桩抗压强度高、刚度大和高压旋喷桩侧摩阻较大、穿透能力强的优点，兼具两种桩型的优势,是一种既经济又施工速度快的桩型。JPP桩在竖向及水平荷载作用下的承载机理，相关学者已进行了大量研究[12-13]，而対抗拔承载特性研究较少，但在实际工程中常用于高层建筑地下室的抗浮设计，因此，理论落后于实践。本文基于自主研发的大型桩基模型试验台，砂雨法施工，进行了不同组合形式下JPP桩抗拔承载特性模型试验研究，对JPP桩的抗拔承载性能、桩身轴力、界面剪切规律等进行了分析。

1 试验概况

1.1 模型槽

试验模型槽的尺寸为2 m×2 m×2.5 m(长×宽×高)，模型槽东西南三侧挡板均采用钢板拼接组装而成，模型槽的北侧部分使用了有机玻璃，便于观察土体变化情况。模型槽顶部有一个长方形钢梁，由螺栓固定在模型槽顶部，能够提供较大的竖向抗压承载力和抗拔承载力。试验使用机械式千斤顶进行手动加载，千斤顶量程为5 t，具有良好的稳载效果，通过荷载传感器以及马歇尔数显仪来手动控制每级施加荷载的大小。抗拔试验加载系统如图1(a)、(c)所示。

图1 模型试验系统实物图Fig. 1 In-site pictures of model test

1.2 试验土样

试验所用的土体为干砂，通过室内试验测得砂土的密度ρ=1.63 g/cm3，内摩擦角φ=31°，黏聚力c=0，压缩模量Es=11.61 MPa，对试验中所用的干砂进行颗粒筛分试验得到其颗粒级配曲线，如图2所示。

图2 颗粒级配曲线

试验中采用砂雨法施工，砂土填筑时通过控制砂土与地面之间的落距来保证密实度，试验过程中采用的砂雨法成桩现场操作如图1(b)所示。在埋桩之前，预先在模型槽内填0.5m厚砂性土，找平后、将桩进行定位。在砂土填筑过程中控制堵头与土面的间的落距为0.5 m，通过室内土工试验测得土体的最大孔隙比为0.827，砂雨法后测得的最小孔隙比为0.505，天然孔隙比为0.625，从而得到密实度为62.7%。

1.3 模型桩制作

首先,确定实际工程中JPP桩常用的4种组合形式，如图3所示。JPP模型桩尺寸为：桩长2 m，芯桩直径70 mm，水泥土厚度15 mm，组合段直径100 mm，模拟现场工程桩(桩长20 m，芯桩700 mm，水泥土厚度150 mm，组合段直径1 000 mm)的承载性能。4种组合形式下的JPP桩水泥土总长度均为1 200 mm，分段组合I分两段，每段桩长600 mm，分段组合II分3段，每段长400 mm。

图3 模型JPP桩尺寸图及实物图(单位：mm)Fig. 3 Size of model JPP piles under different

JPP桩由芯桩和水泥土两部分组成、钢筋笼在芯桩内部，主筋为3根φ6的冷拉筋，箍筋为φ2@20，用细铁丝绑扎。芯桩的模具为内径70 mm，长2 m的PVC管，水泥土模具为内径110 mm、长度与相应组合段对应的PVC管。芯桩采用C40的混凝土，配合比为水泥∶砂∶碎石∶水=1∶1.35∶2.62∶0.43，在浇筑前，预制标准试块，养护后测得试块无侧限抗压强度为41.7 MPa。水泥土配合比为水∶水泥∶砂土=2∶3∶12，所用的砂土与填筑时所用的砂土一致，按照规范要求制作标准试块养护好，测得其无侧限抗压强度为4.26 MPa，根据相关经验公式、水泥土的弹性模量取800 MPa。

1.4 模型试验布置

模型试验中4种不同组合形式的JPP桩在模型槽中的布置如图4所示。

图4 模型试验布置示意图(单位：mm)Fig. 4 The layout of model

通过在芯桩表面粘贴应变片来测得不同位置处芯桩的应变，从而得出芯桩轴力在相应荷载作用下沿桩身的变化情况。在模型试验中，JPP桩水泥土的变形检测是一个难点。为了保证应变协调，用弹性模量与水泥土相近的PPR管上粘贴应变片来实现。在保证垂直度的情况下，将PPR管对称埋设在每段水泥土环壁中间，这样就可以检测每级荷载作用下水泥土应变的变化，从而求出水泥土轴力随荷载的变化情况。试验中，采用502胶作为应变片的胶粘剂，一般室温下固化1 d，检验贴片质量后，用703胶做保护层。桩身测点贴片示意图如图5所示。

图5 测点布设(单位：mm)Fig. 5 Distributions of measuring

试验采用维持荷载法分级加载，各级荷载下的稳定标准以及终止加载条件都参照相关规范[14-15]中关于抗拔试验的内容来确定。试验中每级加载后，在维持荷载不变的前提下，进行桩顶竖向上拔位移及桩身应変片的测量，然后,再进行下一级荷载，直到试验终止条件出现。

2 单桩模型试验结果与分析

2.1 荷载与桩头上拔位移关系曲线的分析

进行了4种不同组合形式的JPP桩抗拔对比试验。试验采用快速维持荷载法，进行竖向加载后得到上拔荷载U(上拔变形量)与位移Δ曲线，如图6所示。4根单桩的抗拔极限承载力分别为：下组合1.9 kN、分段组合II 1.7 kN、分段组合I 1.5 kN、上组合1.4 kN。下组合抗拔极限承载能力最大，其承载能力是分段组合II的近1.1倍，是分段组合I的近1.3倍，是上组合的近1.4倍。

图6 单桩竖向上拔荷载位移曲线Fig. 6 Uplifting load-displacement curves of four model

在极限荷载下，分段组合I组合段处的桩侧摩阻力提供的上拔承载力为1.14 kN,分段组合II组合段处的桩侧摩阻力提供的上拔承载力为1.23 kN,上组合组合段处的桩侧摩阻力提供的上拔承载力为1.0 kN，下组合组合段处的桩侧摩阻力提供的上拔承载力为1.40 kN。可见，当组合段位于桩身中下部时，桩侧摩阻力发挥较充分，能够提供较大的上拔承载力。

2.2 芯桩桩身轴力

图7为各级荷载作用下，不同组合形式JPP桩的芯桩轴力沿桩身的分布情况。由图7可知，在各级荷载作用下，芯桩桩身轴力由上到下依次逐渐减小，在不同的加载阶段、不同的桩身位置，轴力曲线有着不同的减小速率，轴力曲线的斜率反映了桩侧摩阻力的大小。

图7 不同组合形式下的JPP芯桩轴力分布Fig. 7 Axial force curves of core pile under

分段组合I在0.25～0.85 m、1.15～1.75 m区间内，分段组合II在0.2～0.6 m、0.8～1.2 m、1.4～2.0 m区间内，轴力沿着桩身递减比较迅速，说明在该区间内桩侧摩阻力发挥比较充分。分段组合I在0.85～1.15 m的区间内桩身轴力递减较为缓慢，这可能是由于该位置刚好处于相邻水泥土段的中间，组合段的桩径较芯桩而言较大，桩体在上抬过程中使位于组合段之间的土体形成一定的空穴，导致该部位的土体产生应力松弛。该部位的侧摩阻力较小，在轴力变化曲线上体现为该段曲线斜率较小，同样的现象也在分段组合II的0.6～0.8 m以及1.2～1.4 m区间的轴力曲线斜率变化上得以体现。上组合在0～1.2 m桩身轴力曲线近似为线性分布，桩身轴力向下传递速率比较快，上部侧摩阻力发挥比较充分、且较为稳定。1.2～1.6 m区间内轴力曲线斜率较小，这可能是因为组合段桩径较大，在桩体上抬过程中导致下部土体应力松弛，下部芯桩与桩周土体间的侧摩阻力较小，使得轴力曲线斜率较小，在该影响范围以外。1.6～2.0 m区间内桩身轴力曲线斜率又开始变大。下组合的桩身轴力沿深度递减较为均匀，桩身上部轴力递减比较缓慢，桩身下部轴力递减明显加大，随着荷载的不断增加，逐渐由上部转移到桩身下部，使得下部桩侧摩阻力发挥较为充分。

2.3 桩侧摩阻力分析

由芯桩桩身轴力变化可得4种不同组合形式的JPP桩在各级荷载作用下桩侧摩阻力的变化情况，芯桩侧摩阻力由式(1)求得。

fsi=(Ni-Ni+1)/Asi

(1)

式中：fsi为第i个断面与第i+1个断面之间的平均侧摩阻力；Ni为第i个断面的桩身轴力；Ni+1为第i+1个断面的桩身轴力；Asi为第i个断面与第i+1个断面间的桩侧表面积。其中，组合段时用JPP桩组合段直径，非组合段用芯桩直径。JPP桩在各级荷载作用下的桩侧摩阻力分布如图8所示。

图8 不同组合形式的JPP桩侧摩阻力的分布Fig. 8 Side resistance distributions of different

参考相关文献[16-17]，由图8可知，分段组合I与分段组合II的侧摩阻力分布规律较为一致，沿着桩身自上至下侧摩阻力依次呈现出先增后减的变化趋势。分段组合I在1.15～1.75 m区间内侧摩阻力达到最大，分段组合II在0.8～1.2 m区间内侧摩阻力达到最大。对于分段组合而言，在相邻组合段的中间位置桩侧摩阻力较小，分段组合I的0.85～1.15 m区间内，分段组合II的0.6～0.8 m、1.2～1.4 m区间内的侧摩阻力都比较小。这与分段组合的桩型构造特点有关，位于相邻组合段中间的芯桩，桩径相较于组合段而言较小。桩体在上拔过程中，位于组合段之间的土体形成一定的空穴，导致该部位的土体产生应力松弛，且下部的组合段桩径较大，阻碍了芯桩部位土体的下移，使得桩土间的相对位移变化较小。而桩侧摩阻力的产生主要是由桩土之间产生的相对位移引起的，因此，限制了该处侧摩阻力的发挥，在该部位的侧摩阻力具有一定的弱化现象。上组合的侧摩阻力在0～1.2 m区间内由上到下逐渐递增，在0.6～1.2 m区间内侧摩阻力达到最大，呈现出在一定区间内逐渐递增的规律。在1.2～1.6 m区间内侧摩阻力值达到最小值，这可能是因为组合段桩径较大，在桩体上抬过程中导致下部一定范围内土体应力松弛，使得下部桩径较小的芯桩与桩周土体间的侧摩阻力变小。在该影响范围之外的1.6～2.0 m区间内侧摩阻力又开始变大。下组合在0～1.4 m区间内侧摩阻力沿着桩身自上之下依次递增，在0.8～1.4 m区间内侧摩阻力达到最大，区间递增规律明显，在1.4～2.0 m区间内呈现小幅度的减小。

2.4 桩侧摩阻力与桩土相对位移

JPP桩作为一种组合桩基，在分析过程中将芯桩与水泥土作为一个整体，在荷载作用下芯桩与水泥土变形协调，在此基础上分析桩侧摩阻力与桩土相对位移的变化关系。

桩土相对位移由式(2)求出。

(2)

式中：Sj为为桩土相对位移；S为桩顶上拔位移实测值；li为第i断面和i+1断面之间的桩长；εi和εi+1分别为第i断面和第i+1断面处应变片应变。

参考相关文献[18-19]，对桩侧摩阻力、桩顶位移及桩身变形相关数据进行分析、处理，得到4种桩型的各段桩侧摩阻力与桩土相对位移关系，如图9所示。

图9 桩侧摩阻力桩土相对位移曲线Fig. 9 Relationships between side resistance and relative displacement for different

从图9可以看出，不同组合形式的JPP桩侧摩阻力在桩土相对位移较小时便增长至较大值，在达到较大值之前，随桩土相对位移的变化曲线均表现出近似线性相关。随着桩土相对位移的继续增加，不同组合桩型的桩身不同位置处的桩侧摩阻力的变化表现出一定的差异。分段组合I在桩身0～0.25 m区间处，桩土相对位移不足3 mm时，桩侧摩阻力便达到基本不变的状态，趋于稳定极限值1.6 kPa。在0.85～1.15 m区间处，当桩土相对位移达到1.3 mm之后，桩侧摩阻力随桩土相对位移的增加略有变大趋势，但变化较小。在桩身0.25～0.85、1.15～1.75、1.75～2.0 m区间处，桩侧摩阻力在达到较大值后并没有表现出软化现象，而是随着桩土相对位移的增加，桩侧摩阻力值仍有逐渐增大的趋势。分段组合II在桩身0～0.2、0.2～0.6、0.6～0.8 m的区间位置处，桩侧摩阻力在达到极限值后趋于稳定，不再随着桩土相对位移的增加而增大。在桩身0.8～1.2、1.2～1.4、1.4～1.8、1.8～2.0 m区间处，桩侧摩阻力在桩土相对位移达到6 mm以后并没有减弱的迹象，随桩土相对位移的增加，桩身各区间处的桩侧摩阻力表现出不同程度的增加。上组合桩侧摩阻力在达到极限值前，与桩土相对位移的变化曲线近似线性相关，桩侧摩阻力亦在桩土相对位移较小时便达到较大值。随着桩土相对位移的继续增加，桩侧摩阻力基本保持不变，表现出较为理想的弹塑性特征。下组合桩侧摩阻力随桩土相对位移的增加而增加，表现出间断的线性相关。在桩侧摩阻力0～1、1～3 kPa区间上，与之相对应的桩土相对位移曲线表现出线性变化关系。在桩身0～0.4 m区间处，桩土相对位移达到2.5 mm时，桩侧摩阻力便达到基本不变的状态，趋于稳定极限值1.8 kPa。在桩身0.4～0.8、0.8～1.4、1.4～2.0 m区间处，桩侧摩阻力在达到较大值后，随着桩土相对位移的增加，仍表现出不同程度的增加。

从图9中可以看出，桩侧摩阻力与桩土相对位移关系，均呈现出近似双曲线分布，可用式(3)近似表示。

τ=s/(a+bs)

(3)

式中：τ为桩侧摩阻力；s为桩土相对位移；a、b为拟合系数。

通过非线性拟合，得出各类型JPP桩组合段位置处水泥土与桩周土平均侧摩阻力与相对位移双曲线模型的拟合系数a、b，如表1所示。

表1 拟合系数表Table 1 Fitting coefficient for Eq. (3)

3 结论

基于自主研发的大型桩基模型试验系统，进行了不同组合形式下JPP桩抗拔模型试验，对上拔承载力、桩身轴力、桩侧摩阻力等进行了全面分析，得出如下结论：

1)在抗拔试验中，不同组合形式对JPP桩抗拔承载力影响较大。下组合抗拔承载能力最大，是分段组合II的近1.1倍，是分段组合I的近1.3倍，是上组合的近1.4倍。并且，同长度组合段所提供的抗拔承载力中下组合也是最大，可见，组合段位于芯桩的下部能充分发挥JPP桩承受竖向上拔荷载的能力。

2)JPP桩不同位置处的侧摩阻力随桩土相对位移的增加而逐渐变大，呈现双曲线形，并在桩土相对位移较小时,桩侧摩阻力便达到较大值。砂土中JPP桩侧摩阻力达到极限值所需要的位移在2 mm左右,JPP桩上部的侧摩阻力较容易达到极限值，然后趋于稳定。在JPP桩中下部不同位置处，桩侧摩阻力随桩土相对位移的增加仍有递增的趋势，桩侧摩阻力并没有完全达到极限值，仍有发挥的潜力。

3)上组合桩侧摩阻力发挥潜力较小，下组合发挥充分，在实际工程中JPP桩宜将组合段设置到桩身中下部，充分发挥JPP桩侧摩阻力，提高抗拔承载力。

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