预制叠合方桩 (PCSP) 是通过工厂预制、现场钻孔、起重机下桩等环节实现的一种节能环保、施工简单、工期短的新型桩型, 因其符合绿色地铁施工理念, 受到越来越多城市建设公司的青睐。进而, 人们对预制桩在桩周浇灌水泥土后的抗拔或抗浮及水平向承载力产生怀疑, 因其与桩周土之间的相互作用关系相对复杂, 对其研究甚少。

近年来, 国内外学者对桩基承载机理展开了大量研究^{[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10,11,12,13]}, 其主要针对钻孔灌注桩、微型桩、群桩、螺旋桩以及抗拔异形桩等桩型展开研究, 研究方法包括足尺试验、室内试验、理论计算和数值模拟, 在一定方面产生了重要结论。国外对异形桩抗拔性能做了大量工作^[1,2,3,4,5];Das等^[6]采用室内试验研究了不用土层里不同长宽比的矩形基础极限抗拔承载力和临界埋置深度规律;Dicking等^[7]采用离心机室内试验研究了扩底桩在砂层不同条件下的抗拔性能;Subba等^[8]通过大量抗拔试验发现抗拔桩承载力的影响因素有施工方法、桩型、土的参数、桩身参数等。国内, 赵晓光^[9]通过现场抗拔静载试验结合灌注桩的施工工艺, 对无粘结后张预应力抗拔灌注桩机理进行了研究;王向军^[10]通过试桩试验研究了桩侧注浆抗拔承载下的桩身荷载传递机理, 对桩的荷载传递规律、桩顶位移与桩侧摩阻力的发展以及破坏模式进行了一系列研究;邵光辉等^[11]对无粘结钢绞线抗拔桩进行了承载试验并对其抗拔系数进行了研究;王卫东等^[12,13]对软土地区桩侧注浆抗拔桩进行了试验研究并取得重大应用;牛亚强等^[14]以西宁火车站试验桩为依据研究了抗浮桩的抗拔承载力等。

国内外对桩周浇筑水泥土的新型预制桩的抗拔、抗浮方面研究甚少, 理论上更是一片空白, 究其原因:桩-水泥土-土三者之间两种桩侧相互作用机理难以掌控。笔者避左倾右, 通过现场试桩试验研究预制叠合方桩 (以下简称预制桩) 承载力和变形特性, 其中包括上拔和回弹变形、桩顶位移与荷载的关系、上拔量与加载时间、桩身轴力分布及冲积黏土层m值变化规律等, 研究结果对工程设计计算及类似桩型的研究和延续具有一定的参考价值, 便于指导施工。

抗拔桩与抗压桩受力机理截然不同, 由于抗拔桩没有端阻, 其承载力完全通过桩侧摩阻力所控制, 因而桩侧摩阻力的发挥机理便成为分析抗拔桩受力性状的关键因素。

图1为抗拔桩周土体在桩基竖向静载受荷时的力学模型。抗拔试桩过程中, 土体单元在受到竖向拉力后, 剪应力发挥作用导致水平应力σ_r不再是主应力, 主应力方向发生了旋转, 剪应力越大, 偏转角越大。抗拔加载时, 剪应力τ发挥作用, 随着荷载增加, τ越来越大, 偏转角越来越大;随着深度增加, τ越来越小, 偏转角越来越小, 水平有效应力越来越小。简言之, 桩侧摩阻力随桩体从上至下逐渐发挥, 上部土体的桩侧阻力较下部土体桩侧阻力易于达到极限状态。上部有效应力的发挥大于下部有效应力的发挥, 在桩体抗拔和抗浮中占主要作用。桩体在抗拔静载试验中, 桩体上端上拔量增加, 并逐步向桩体下端发展, 最后延伸到桩尖。而学者认为抗拔桩侧摩阻力分布为中部大、两端小的结论有待商榷^[14,15,16], 尚不可地区通用。

在建的演马庄西站为济南轨道交通R1线近期起始站, 车站 (22) ~ (44) 轴深基坑采用预制桩与主体结构外墙相结合的“桩墙合一”工艺, 笔者就工程中2种桩型 (24.7m和26.6m) 及不同配合比水泥土展开研究, 场区地层钻孔如图2所示。

本场区地层自上而下成因类型分为:杂填土、黄土、粉土、粉质黏土、细砂、粉质黏土、黏土等土层, 局部含砂层, 车站主体位于粉质黏土层, 预制桩持力层为黏土层, 均为中压缩性土层, 地基土整体稳定性好, 可视为均匀性地基, 地下水位埋深4.1~7.5m, 抗浮设计水位埋深约为地面下1m。场地各地层物理力学参数如表1所示。

试验目的为确定预制桩在不同配合比水泥土及不同桩长下竖向抗拔及水平极限承载力大小关系, 推选最优水泥土配合比及桩长指导施工。根据不同桩长和不同桩周水泥土配合比, 本着变量唯一的原则, 现场试桩试验共对3根预制桩进行试验, 现将试验桩型及水泥土配合比整理如表2所示。

现场试验包含两种:抗拔试验和水平静载试验。

按照JGJ106—2014《建筑基桩检测技术规范》要求, 采用单向多循环分级加载法, 每级加载量为桩基设计承载力的1/10, 每级荷载施加后, 维持荷载不变4min后方可测读水平或竖向位移, 记录完毕, 卸载至零, 维持2min测读残余变形, 如此完成一个加载循环。如此循环5次, 完成一级荷载的变形检测。

竖向抗拔试验及水平静载试验系统如图3, 4所示。

根据基坑概况和桩基规范, 列举预制桩试验终止条件如下: (1) B荷载作用下, 桩顶位移大于荷载A施加下位移的5倍; (2) 按桩顶位移控制, 当累计桩顶位移超过100mm时; (3) 按钢筋抗拉强度控制, 桩顶施加荷载值达到钢筋强度标准值的0.9~0.95倍; (4) 对于验收抽样检测工程桩, 达到设计要求的最大载荷值。

试验所得数据如图5~10所示, 曲线呈现形式反映了试验桩的承载特性及影响因素, 现分析如下。

单桩竖向抗拔试验, 3根预制桩的荷载 (加载、卸载) -位移曲线如图5所示。从图中可以看出, 3颗桩的荷载-上拔量曲线基本相同, 均属于缓变型桩, 变形速率随荷载的施加呈现微弱增强的趋势。对于PCSP1桩, 当加载到1 900k N时, 最大上拔量为1.73mm, 加载和卸载过程中增幅和降幅均有显著增大的现象 (考虑到工程桩安全问题, 没有继续加载) , 卸载后残余上拔量为0.45mm, 回弹率为74.0%。PCSP2和PCSP3 2根桩的最大上拔量均小于PCSP1桩的上拔量, 回弹率分别为69.4%和72.5%, 符合设计理念。改善水泥土配合比后的同桩型具有更好地承担上拔荷载的能力, 即抗浮效果更明显。

试桩抗拔显示, PCSP3桩最大上拔量为1.31mm, 残余上拔量为0.36mm, 均较相同水泥土配合比的PCSP2桩的最大上拔量1.60mm和残余上拔量0.49mm小, 且其桩长比PCSP2短1.9m, 与设计理念不相符, 究其原因为桩长相对较短的PCSP3桩周浇筑水泥土量较PCSP2桩周水泥土量多出2m³, 推测水泥土在浇筑过程中因为沉淀效应, 使得原本桩长更短的桩型具有更大的桩侧摩阻力以及抗拔力。

图6所示为预制桩PCSP1, 2, 3号桩施加水平荷载后的桩顶位移Y₀与水平荷载H之间的关系曲线。图中, 荷载加至500k N之前2号与3号桩位移轨迹线保持一致, 过程中因2号桩身出现破损, 故停止继续加载, 最大水平位移为11.33mm。

对比1号和3号桩的位移曲线, 加载过程中, 桩顶位移逐渐增大, 曲线呈现抛物线增长趋势, 水泥掺量小的1号桩位移从始至终大于3号桩位移, 且位移差在加载过程中逐渐增大, 最大位移差达6.61mm, 桩周水泥土提供抗力的作用机理随荷载施加发挥越来越明显。

单桩抗拔试验遵循分级等量加载原则, 试验结果绘出3根桩的δ-lgt对比曲线, 如图7所示。图7a中可以看出, 桩体上拔量在各加载等级比较分散, 尤其在加载到1 520k N后, 上拔量明显增大, 由此猜测该配合比下的水泥土与桩身侧摩阻力界限值为1 500k N;图7b, 7c中桩体上拔量与时间对数关系曲线相对均匀, 无明显上拔量过大现象, 说明增加水泥的含量、增大水泥土的用量能起良好效果。

3根试桩虽然不在同一位置, 但其桩体所处地层几乎相同, 桩端持力层虽然所处不同黏土层, 但其性质类似, 对单桩抗拔试验影响不大, 由此桩长及水泥土配合比、用量成为单桩竖向承载力至关重要的因素。

桩身轴力的变化趋势可以最大限度地体现水泥土的作用价值, 预制桩浇筑时, 埋设轴力计, 以此检测桩体各重要部位的轴力分布, 抛除分散点, PCSP3桩的桩身轴力随加、卸载的变化趋势如图8所示。

由抗拔桩身轴力分布图可以看出, 桩身上部轴力突兀, 即轴力上大下小, 桩体在受到上拔荷载时, 3号桩体2.3m和6.9m在加载到1 900k N时轴力分别达到1 484.8, 1 472.9k N, 且加载、卸载过程中, 轴力变化呈陡峭趋势, 卸载后残余轴力大致相同, 围绕1 445k N波动。由于水泥土的沉淀增大了桩侧摩阻力, 以致桩身11m处轴力变化趋势不大, 且回弹效果明显, 最大轴力仅1 429k N, 符合抗拔桩承载力主要由侧摩阻力承担的原理, 更是验证了水泥土配合增大、量剂增加的正确理念。

基坑围护结构的平面竖向弹性地基梁法实质上是由水平向受荷桩的计算方法演变而来的, 因此严格意义上讲地基土水平抗力比例系数m的确定应根据水平荷载试验结果确定^{[16,17,18,19]}。

m值计算公式和水平变形系数α分别为:

式中:H为单桩所受水平推力;x为桩身受荷产生的水平位移;b₀为桩体计算宽度;v_x为桩顶位移系数, 按照JGJ94—2008《建筑桩基技术规范》方法计算, 通过试算α求得, 比较αh的大小, 取表3中相应数值, h为桩身入土深度。

圆形桩:当桩径D≤1m时, b₀=0.9 (1.5D+0.5) ;当桩径D>1m时, b₀=0.9 (D+1) 。预制方桩:当截面尺寸B≤1m, b₀=1.5B+0.5;当B>1m, b₀=B+1。

此处对桩体抗弯刚度EI取值做一解释, 由于PCSP型桩在加载过程中, 水泥土与预制芯桩共同参与工作, 试比较其抗弯刚度作用效果。其中, 芯桩抗弯刚度 (EI) _con=6.9×10⁵k N·m², 水泥土抗弯刚度 (EI) _cem=0.32×10⁵k N·m², 显然水泥土抗弯刚度作用效果相比微小, 方便计算, 笔者以桩体抗弯刚度代之。

根据式 (1) , 现得到各级加载下m值的变化趋势, 如图9所示, m值与水平荷载其中关系类似于反比例曲线, 随水平荷载的量值增大, m值逐渐减小, 且减小幅度慢慢降低, 最终表现为以某一稳定值发展。且3根桩始终存在:PCSP1>PCSP2>PCSP3, 桩周水泥土掺量越大、桩长越长, m值越大。

鉴于图中曲线, 发现同一地层、相同环境下, m值的取值不一, 似乎与试验中荷载大小存在某种特殊关系, 即与桩顶位移密切相关。根据试验数据, 描绘出m与桩顶水平位移关系, 如图10所示。

通过对图中3根预制桩m值曲线分析, 不同桩长及不同桩周水泥土配合比的桩顶水平位移与比例系数m关系可以被划分为3个阶段:急速衰减阶段、缓慢衰减阶段和趋于平稳阶段。

1) 当桩顶水平位移Y₀在0~5mm时, m值处在第Ⅰ急速衰减阶段。

2) 当桩顶水平位移Y₀在5~15mm时, m值处在第Ⅱ缓慢衰减阶段。

3) 当桩顶水平位移Y₀>15mm时, m值处在第Ⅲ趋于平稳阶段。

可以发现, 3根桩m值随着桩顶水平位移的不断增大, 最终维持在区间10~30MN·m^-4, 3根不同变量的预制桩m值在第1阶段取值差异较大, 在2, 3阶段相对值迅速减小, 趋于统一稳定值区间。另一方面, 3根桩虽然所处环境不同, 但其具有相同的变化趋势, 即满足3种相关阶段, 本文所提出的m值与桩顶位移的3种变化阶段在不同的预制桩环境下都是适用的, 根据李建光老师类似研究, 该规律同样适用于钻孔灌注桩的m值关系。

1) 调整配合比后的水泥土大大增加了桩体的抗拔、抗浮性能, 容易看出, 桩侧摩阻力在桩体受到竖向荷载时起到四两拨千斤的作用, 且随桩体深度逐渐发挥作用。

2) 桩长在一定程度上影响预制桩的抗拔力, 桩长越长, 侧摩阻力越大, 抗拔性能越明显, 故桩长是桩体抗拔的关键因素, 而不是决定因素。

3) 通过试验成果分析, 地基土比例系数并不是一成不变的, 桩周土强度越大、插入比越大, m值越大, 随桩顶水平位移的增加, m值会经历一个急速衰减、缓慢衰减、趋于平稳3个阶段, 且每个阶段变化模式各不相同。

本次试验试桩为28d工程桩, 为工程安全考虑, 加载保守, 未达到最大承载荷载值, 因此无法得到该地层下桩周浇灌水泥土预制桩的极限承载力;其次, 桩体抗拔性能的时间效应对工程正常使用阶段安全性能十分重要, 笔者后期会针对此两项研究方向继续探讨。