潜孔冲击高压旋喷管桩桩顶沉降影响因素研究*

张晓东，程子龙，付泽新，戴 斌，包小华，陈湘生，沈 俊

(1.中铁南方投资集团有限公司，广东 深圳 518054；2.深圳大学土木与交通工程学院，广东 深圳 518060；3.北京荣创岩土工程股份有限公司，北京 100085)

0 引言

为了满足设计所需的承载力和沉降要求，常常需要采取改善措施，常见的加固措施包括：柔性散粒加固体，半刚性加固体，刚性高黏结度、高强度的混凝土类桩，复合桩体[1-4]。相比于由于自身强度低而不能有效将上部荷载传递到下部的水泥土桩，以及不能发挥高承载力特性的高强PHC管桩，管桩-水泥土复合桩综合了两者的优势，既利用PHC管桩承担荷载，又能利用大直径水泥土桩提供侧摩阻力[5]。

而潜孔冲击高压旋喷管桩突破了传统工法在地层应用方面的局限性，有效克服了在砂卵石层、岩溶、开山填谷等复杂地层施工水泥土桩及水泥土复合管桩的难题。从设备、工艺等多个角度进行综合研究，将潜孔锤成孔和高压旋喷有机结合在一起，实现钻进喷浆一体化，形成了一套可以在任何复杂地层中施工水泥土桩及装配式桩基础的施工设备——潜孔冲击高压旋喷工法设备，本工法简称 DJP 工法[6-9]，其本质也是复合桩，高强预制芯桩是桩顶荷载的主要承担者。管桩先将荷载通过管桩水泥土接触界面传递到水泥土中并扩散到桩端水泥土层，再由水泥土将部分荷载以剪应力的形式传递到桩间土并扩散到复合基桩地基土中。形成荷载由管桩传递到水泥土再扩散到桩周土的双层传递模式，从管桩到土体通过水泥土的过渡形成了强-中-弱的渐变过程，形成一种中间强度高、四周强度低的合理桩身结构，充分发挥了管桩和水泥土桩的性能，提高了承载力。

本文依托深圳市妈湾跨海通道工程实例，以现场试桩试验对DJP复合桩进行有限元建模，并探讨了不同桩型、内芯桩径、外芯水泥土弹性模量以及不同桩土接触面对沉降的影响规律。

1 工程概况

深圳市妈湾跨海通道(月亮湾大道—沿江高速)，位于深圳市西部，途经前海妈湾及宝安大铲湾两区域(如图1所示)。地貌包括：人工填土，其下为第四系全新统海陆交互沉积淤泥，全新统冲洪积黏土、中粗砂，上更新统湖沼沉积淤泥质黏土，冲洪积细砂(含淤泥)、黏土、粗砂，中更新统残积砂质黏性土、构造岩及全～微风化蓟县系的混合花岗岩。本项目地基处理桩采用等芯复合桩，复合桩复合段长15m，非复合段长7m，水泥土桩直径为700mm，水泥掺量为20%；内芯桩桩径为400mm，型号为PHC400AB95。根据 JGJ 106—2014《建筑基桩检测技术规范》规定，单桩抗压静载试验的抽检桩数不能少于总桩数的 1%，且不能少于3根，本工程实际抽检3根，编号分别为SZ-4，SZ-5，SZ-7桩。

图1 妈湾跨海通道位置Fig.1 Location of Mawan cross-sea passage

2 现场试验

2.1 工程地质条件

本项目位于深圳市西部，场地地质条件复杂，主要地层为人工填土层、淤泥层、砂层、黏土层、全～强风化地层，地层强度不均，地基加固条件复杂，详细地质情况如下。

1)人工填土(Qml) 有素填土、杂填土、填砂、填石、冲填土5个亚类。

8)蓟县系变质岩(Jx-Qby) ⑩1全风化岩：极软岩，干钻可钻进，岩芯呈较坚硬土状，手可捏碎，浸水后可捏成团，风化不均，局部含块状强风化岩；⑩2-1强风化层上段为极软岩，极破碎；⑩2-2强风化层下段为软岩～极软岩，极破碎；⑩3中风化岩锤击较易碎，声不清脆，无回弹，浸水后用指甲可刻出印痕，岩体呈碎裂状结构，属较软岩～较硬岩。

2.2 试验加载

本次试验内芯桩型号为PHC400AB95，采用逐级等量加载的方式，分级荷载取最大加载量或预估极限承载力的 1/10。按设计要求，本工程单桩静载试验的最大加载量均拟定为 3 300kN，分为 9 级，第1级取分级荷载的2倍，分级情况如表1所示。

表1 单桩竖向抗压静载试验Table 1 Vertical static load test of single pile

2.3 试验结果

试桩完成28d后检测单桩承载力，采用单桩竖向抗压静载试验进行，要求单桩承载力≥1 650kN，检测数量为3根，分别为SZ-4，SZ-5，SZ-7。经检测，3根试桩单桩竖向抗压静载最大加载值为3 300kN，桩身最大沉降为29.17mm,满足设计要求。

3 数值模拟及结果分析

3.1 计算模型

为了将数值模拟计算模型[10-12]与实际模型试验进行对比，须保证实际模型试验与数值模拟模型相关参数一致，复合桩桩长L为7m，内芯桩径d为400mm,外芯桩径D为700mm，文中所采用的复合桩为等芯桩，通过对单桩受荷时桩土模型中土体边界的选取进行有限元分析，计算不同边界范围土体所能提供的桩的极限承载力，得出单桩受荷时桩土模型所需的合理土体边界参数，结果表明桩土模型中桩侧土体边界取24D(16.8m)，土体底部距离桩端底部取15D(10.5m)时，可充分利用土的承载能力并满足计算精度要求[13]。

本文采用对称建模，在土体模型的下边界垂直方向约束为固定约束，下边界水平向为自由；土体圆环周围边界为轴向自由，横向约束为铰支座，土体的上边界为自由端，对称面上的节点均为y向约束，其余方向均自由。荷载施加采用设置多分析步的方式，包含初始分析步，地应力分析步及荷载1～9，共计11个分析步。在水泥土桩与桩周土、水泥土桩与芯桩接触面均设置摩擦，因水泥土与混凝土及桩周土均存在黏聚力，所以接触面方式为库伦摩擦。模型网格划分如图2所示。

图2 网格划分情况Fig.2 Meshing condition

3.2 模型参数

桩身、水泥土采用线弹性模型，桩周及桩底土为弹塑性材料，假定服从 Mohr-Coulomb 屈服准则，具体模型参数如表2所示。通过比较相同条件下的不同桩型(水泥土桩、PHC管桩和DJP管桩)、不同内芯桩径(300,400,500mm)的水泥土复合桩、不同外芯水泥土弹性模量(340，370，400MPa)的水泥土复合桩，以及不同水泥土与桩周土接触面摩擦系数(μ=0.5，0.65，0.8)的水泥土复合桩来研究其对沉降的影响。

表2 DJP复合桩有限元模型计算参数Table 2 Calculation parameters of DJP composite pile finite element mode

3.3 计算结果

DJP管桩试桩与数值模拟的桩顶沉降Q-s曲线如图3所示。由于模型的建立是在理想情况下，与实际情况存在一定偏差，分析其原因是在水泥土成桩过程中，由于潜孔锤的高频振动冲击和高压空气的联合作用，使得水泥浆液更好地渗入周围地层中，因此水泥土与桩周土形成交互相错的接触，在水泥土凝固以后相当于提高了水泥土与桩周土的摩擦力；同时，由于水泥土在桩周土中的扩散也相当于扩大了芯桩直径。但总体变化趋势是一致的，由此可以证明DJP复合管桩数值模拟的正确性，DJP管桩位移云图如图4所示。

图3 桩顶沉降模拟值与实测值比较Fig.3 Comparison between simulated value and measured value of pile top settlement

图4 DJP管桩位移云图Fig.4 DJP pipe pile displacement nephogram

4 沉降影响因素分析

影响DJP管桩沉降的因素[14]有许多，本文主要从桩型、内芯桩径、外芯水泥土弹性模量以及不同桩土接触面4个方面进行模拟分析，其他条件与上一节所述模型相同。

4.1 不同桩型

建立了水泥土桩、PHC管桩、DJP管桩3种桩型的沉降对比，所建立模型桩长、桩径均相同。其中水泥土桩、PHC管桩、DJP管桩Q-s曲线如图5所示。水泥土桩桩顶沉降如图6所示，PHC管桩桩顶沉降如图7所示。

图5 3种桩型桩顶沉降对比Fig.5 Settlement comparison of three pile tops

图6 水泥土桩桩顶沉降云图Fig.6 Settlement nephogram of cement soil pile top

图7 PHC管桩桩顶位移云图Fig.7 Displacement nephogram of PHC pile top

对比3种不同桩型的桩顶位移云图，可以看出水泥土桩破坏速度远大于DJP复合桩与PHC管桩，Q-s曲线呈急进式破坏，这是由于桩顶荷载全部由水泥土承担，由于水泥土相比于含有内芯的复合桩自身强度很低，相同面积的水泥土桩承载能力也会下降。

对比PHC管桩与DJP管桩Q-s沉降曲线发现，两者的桩顶位移差别不大。由于PHC复合桩属于摩擦桩，主要依靠侧摩阻力传递上部荷载，由PHC管桩顶位移云图也可看出桩侧土的位移较大，而相比较之下桩端土位移不是很大；同时，PHC管桩的高承载力优势发挥得不是很明显。

对比图4与图7，可以看出DJP管桩桩侧土位移小于PHC管桩，这说明DJP管桩结合了PHC管桩与水泥土桩两者的特点。首先利用了芯桩高承载力的特性承担上部荷载，随后通过水泥土将荷载以摩阻力的方式分散传递到桩周土中，同时，利用水泥土扩大桩径，增加了力的扩散范围。形成了芯桩-水泥土-桩周土的受力体系。

4.2 内芯桩径影响

为研究DJP管桩内芯桩径对于复合桩桩顶沉降的影响，在保证DJP管桩外径和桩长不变的情况下，通过改变内芯桩径来研究复合桩截面含芯率对沉降的影响，本文分别选取内芯桩径300，400mm及500mm进行对比，其Q-s曲线如图8所示，300，500mm桩径复合桩桩顶位移云图如图9所示。

图8 不同内芯直径桩顶沉降比较Fig.8 Comparison of pile top settlement with different inner core diameters

图9 不同桩径下桩顶位移云图Fig.9 Displacement nephogram of pile top with different diameter

对比图8～9，可以看出桩径对DJP管桩顶沉降的影响还是比较大的。随着内芯桩径的增加，桩顶沉降会随之减小。如上文所述，DJP管桩的沉降主要来源于外芯水泥土的变形，这是由于水泥土的弹性模量相比于混凝土的弹性模量相差两个数量级，PHC管桩能在高承载力的同时变形很小；而当桩径减小、复合桩截面含芯率降低时，截面弹性模量降低，在相同荷载作用下，含芯率低的复合桩沉降会更大。在设计中可以考虑将芯桩设计为变截面桩。

4.3 外芯水泥土弹性模量影响

为研究外芯水泥土弹性模量对于DJP管桩沉降影响，在内芯桩桩径、桩长不变的情况，仅改变水泥土的弹性模量进行模拟分析，选取的弹性模量为340，370MPa及400MPa，如图10所示。340MPa与400MPa复合桩桩顶位移云图如图11所示。

图10 不同外芯弹性模量桩顶沉降比较Fig.10 Settlement comparison of different elastic modulus

图11 不同外芯弹性模量桩顶位移云图Fig.11 Displacement nephogramof pile top with different elastic modulus

对比图10,11可知，水泥土弹性模量对于桩顶沉降影响并不大。这是由于水泥土与芯桩弹性模量相差两个数量级，桩身的位移仍由内芯决定，因此改变外芯水泥土弹性模量沉降变化不大。

4.4 不同桩土接触面影响

为研究不同桩土接触面对于DJP管桩沉降影响，在其他条件不变的情况下，仅改变水泥土与桩周土接触面的摩擦系数，进行模拟分析，选取的摩擦系数为μ=0.5，0.65，0.8，Q-s曲线如图12所示。μ=0.5与μ=0.8复合桩桩顶位移云图如图13所示。

图12 不同摩擦系数桩顶沉降比较Fig.12 Comparison of pile top settlement with different friction coefficients

图13 不同摩擦系数桩顶位移云图Fig.13 Displacement nephogram of pile top with different elastic modulus

由图13可知，当摩擦系数由0.5增大到0.6时，沉降由56.9mm降低至43.6mm，降低了23.4%；当摩擦系数由0.6增大到0.8时，沉降由43.6mm降低至31.2mm，降低了28.44%。结合图12，13可以看出在该地层条件下，当摩擦系数较小时，主要变形来自复合桩的变形，桩侧土侧向位移很小；而当摩擦系数较大时，水泥土与桩周土之间接触更牢固，桩侧土侧向位移较大。

5 结语

本文通过试验结果与模拟结果对比，验证了有限元软件模拟的合理性。同时比较了桩型、内芯桩径、外芯水泥土弹性模量以及不同桩土接触面4个因素对于桩顶沉降的影响，得出如下结论。

1)相比于水泥土桩承载力低，PHC管桩高承载力难发挥及桩侧土位移大，DJP管桩结合了水泥土桩与PHC管桩的优点，形成了芯桩-水泥土-桩侧土的受力体系。

2)改变桩径对于沉降影响较大，改变桩径相当于改变了内芯的弹性模量。改变外芯水泥土弹性模量对于沉降影响不大，由于水泥土与内芯弹性模量相差较大。

3)当摩擦系数由0.5增大至0.6，沉降降低了23.4%；当摩擦系数由0.6增大到0.8时，沉降降低了28.44%。