0.   引言

近年来，由多桩型、多材质组合形成的复合桩技术在工程中得到了长足发展和广泛应用。例如，在就地搅拌水泥土桩中插入混凝土预制桩形成的劲性搅拌桩（也称“混凝土芯搅拌桩”、“高喷插芯组合桩”等），就是综合利用了水泥土桩较高侧摩阻力和混凝土桩高刚度承载性能好的特点^[1-3]，既降低了传统预制桩沉桩挤土效应，又大幅提升水泥土桩的承载能力，在软土地基加固、基坑支护等领域得到大量实践应用^[4-5]。然而，受搅拌工法（干喷、湿喷）和高压旋喷工法的限制，此类复合桩多适用于软弱土地基，对硬黏土层、密实粉土、砂土层地基则成桩困难，且就地搅拌水泥土的质量难以把控也直接影响了桩身力学性能与工程质量控制。因此，在工程中逐渐形成了扩体预制桩技术，即通过预先扩引孔并向孔内灌注厂拌水泥砂浆或细石混凝土等材料后，植入混凝土预制桩，形成由预制桩与外包浆液固结体组成的扩体桩。

目前，有关扩体预制桩的系统研究并不多见，对其承载性能、构造要求等仍缺乏深入认识。考虑到相似的构造结构，扩体预制桩的工程实践多借鉴既有劲性搅拌桩等复合桩技术的工程经验和研究成果。针对劲性搅拌桩复合桩的工程特性，大量学者依托工程现场试验^[6-10]，研究了不同荷载下水泥土-管桩复合桩的承载性能，并与一般桩基进行了对比分析。李俊才等^[11-12]、张永刚等^[13]研究了水泥土-管桩复合桩的荷载传递规律，研究表明水泥土管桩的荷载-沉降曲线呈缓变型，且桩端阻力占桩顶荷载的分担比较小，复合桩表现为摩擦桩的特性，而水泥土和管桩的侧摩阻分布相似，两者比值约为水泥土和管桩外径的比值。董平等^[14-16]给出了混凝土芯水泥土搅拌桩的设计和施工工艺，并应用桩土作用理论和极限承载力理论，通过原位试验和弹塑性有限元分析相结合的方法对混凝土芯水泥土搅拌桩的荷载传递机理及破坏模式进行了系统研究，指出了混凝土芯水泥土搅拌桩具有荷载传递的双层模式，为该种桩型的推广应用打下基础。Faro等^[17]开展了劲性搅拌桩横截面尺寸与桩长组合影响效应研究，认为劲性搅拌桩竖向极限承载力随芯桩横截面积、桩长的增加而增加，其中芯桩桩长的影响效应高于其横截面积的影响。Jamsawang等^[18]通过室内模型桩试验分析了水泥土和混凝土界面的工作特性，发现界面剪切强度约为水泥土无侧限抗压强度的20%，且随着法向应力的增大而呈增长的变化趋势。方光秀等^[19]通过静载试验分析了桩顶处水泥土与混凝土芯桩的荷载分担比，并给出了劲性搅拌桩的极限承载力计算方法。同时，相关学者^[20-24]也对劲性搅拌桩单桩竖向受荷时可能存在的破坏模式进行了分析，将其分为芯桩桩顶受压破坏、芯桩刺入外桩破坏和桩周土体破坏等3种破坏形式。

然而，既有劲性搅拌桩、高喷插芯组合桩等技术虽然涉及到复合桩体与土的相互作用问题，但成桩工艺与扩体材料的不同，也会造成承载性能的差异。扩体预制桩中孔内土体全置换灌浆后植桩工法和高性能厂拌灌浆料（水泥砂浆、细石混凝土等）的应用，势必影响扩体桩身的整体承载性能；如在郑州农投国际中心、中原大数据中心、郑州护航中心等多个项目桩基工程中，就采用了水泥砂浆扩体预制桩并取得了显著的效果。根据理论计算及现场测试，在同等承载力情况下，该桩相对于传统的后注浆混凝土灌注桩可大幅度缩短桩长、节约工程造价及减少泥浆排放等环境污染；但目前针对这种新工艺桩型的荷载传递机制及承载性状等方面的研究仍不足，造成其技术理论研究严重滞后于工程实践。

本文利用郑州大学岩土工程试验场区进行水泥砂浆扩体预制桩静载足尺试验，分析了内部预制桩单独受压和扩体桩全截面受压两种加载模式下扩体预制桩抗压时的内力、变形特性，并对不同引孔条件下扩体桩身的受力性能进行了对比分析，揭示了竖向荷载作用下预制桩-水泥砂浆-土相互作作用机制，可为扩体预制桩工程实践与设计分析提供支撑。

1.   试验模型

1.1   扩体桩设置

本试验采用的水泥砂浆扩体预制桩外径均为800 mm，内部预制桩统一采用长度7.0 m的PHC-500 (AB)-100型管桩，管桩桩身混凝土强度C80；预制桩外围采用高流态缓凝水泥砂浆，水泥砂浆组分配比为1 m³混合料中含水泥200~300 kg，砂1200~1300 kg，粉煤灰100 kg，水250~300 kg，其他添加剂如保水剂、减水剂、缓凝剂等，该水泥砂浆的稠度为100~120 mm，试验测试材料强度为15 MPa，外围水泥砂浆长度分别为7.5，7.0，6.5 m，进而形成不同引孔条件的扩体预制桩，即：超引孔扩体桩（记为SC）、等长引孔扩体桩（记为EC）和短引孔扩体预制桩（记为LC），引孔直径统一为800 mm，如图 1所示。受试验场区空间条件限制，试验中很难做到先机械成孔灌浆再插入PHC管桩的施工工序，考虑到工程中植桩时高流态缓凝水泥砂浆较易上返、对周围挤压效应有限的情况，试验扩体桩采用PHC管桩埋入法，即首先采用人工挖孔进行成孔，吊入PHC管桩（桩端采用钢板密封）并进行桩轴线定位，然后对管桩周围空隙由底而上连续压力灌注水泥砂浆浆液。桩身应力测试采用预置埋设的钢筋计和应变片进行同步测试，鉴于管桩离心成型、高压蒸养等可能破坏钢筋计导线及传感器灵敏度，桩身钢筋计采用管桩内腔后植入法埋设，即待管桩外围水泥砂浆凝结（7 d）具有一定强度后，将分层设有钢筋计的钢筋笼插入管桩内腔并灌入与桩身同强度（C80）的灌浆料。桩身应变片预先粘贴于管桩外侧壁，布设位置与钢筋计同截面，以便相互校正桩身应力与分析外围水泥砂浆应力情况。试桩如图 2所示。

图  1  水泥砂浆扩体桩

Figure  1.  Cement mortar-expanded piles

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图  2  试验元件布设现场图

Figure  2.  Layout of test elements

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考虑工程实践中扩体预制桩可能出现的扩体桩全截面受压（如建筑桩筏结构等）和内部预制桩单独受压（如非埋入桩板式无土路基结构等）承载的情况，试验中对不同引孔条件的扩体预制桩分别开展预制桩单独受压（简称局压）与扩体桩全截面受压（简称全压）的载荷试验，如图 3所示。桩顶反力采用锚桩反力装置进行施加，锚桩设置与加载分级符合《建筑基桩检测技术规范：JGJ106—2014》中慢速维持荷载法的相关规定。

图  3  试验加载方式图

Figure  3.  Diagram of test loading

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1.2   土层情况

鉴于本次试验是在岩土工程实验室内开展，试验前对试验区域地层情况进行岩土工程勘察，主要土层自上而下分别为杂填土、粉土、粉砂等，通过静力触探测试分析各土层主要力学性能指标，如表 1所示，地下水位埋深位于地表下11 m。

表  1  场地各个土层参数

Table  1.  Parameters of soil layers of site

标号	土层名称	厚度/m	桩侧土极限侧阻力标准值/kPa	桩端土极限端阻力标准值/kPa
②	粉土	1.7	46	—
③	粉土	3.6	36	—
④	粉土粉砂	2.3	40	1500
⑤	粉土	2.2	53	1800
⑥	粉土	1.4	62	1700

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2.   试验结果及分析

2.1   单桩承载力

3种不同引孔条件（SC、EC、LC）的扩体预制桩在全压、局压加载模式下的荷载-位移曲线如图 4所示。水泥砂浆扩体预制桩的荷载-位移曲线（Q-s曲线）呈“缓变型”，对于同一桩长组合形式，两种不同的桩顶加载方式对单桩承载力与沉降变形的影响规律基本一致；但不同引孔条件下水泥砂浆扩体预制桩的单桩极限承载力不同。根据桩顶沉降s=40 mm所对应荷载确定各试桩极限承载力可得，超引孔扩体桩、等长引孔扩体桩和短引孔扩体预制桩的极限承载力分别为1200，880，906 kN。其中，超引孔扩体桩由于桩端具有0.5 m厚的水泥砂浆，桩端“根固”增强作用明显，其承载力在三者中最大；短引孔扩体桩承载力稍大于等长引孔扩体预制桩，其原因可能是由于试桩桩长较短（7 m），考虑桩端阻力和桩侧摩阻发挥的异步性，短引孔扩体桩外围砂浆相对短了0.5 m，管桩与水泥砂浆的共同作用下桩端阻力可及时发挥，内部管桩与外围砂浆的相互作用更为显著，加之外围水泥砂浆对端部管桩周围土体的约束，使得其承载性能与等长引孔扩体预制桩相当或略高。但值得注意的是，当引扩孔长度相对较小时，外围水泥砂浆长度的减小，将削减外围水泥砂浆对内部预制桩的扩径效应，此时短引孔扩体桩的承载力将小于等引孔扩体桩。

图  4  3种桩型试桩在不同加载方式下Q-s曲线

Figure  4.  Q-s curves of three types of test piles under different loading methods

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2.2   桩身轴力

加载时通过对桩身钢筋计的测试，分析预制管桩轴力分布特征。考虑预制管桩内腔灌浆对其桩身受力的影响，在分析中假定各测试断面的应力均匀分布，并基于等荷载的假定将内腔灌浆的实芯管桩应力转化为空芯管桩截面应力，并以此评价内部管桩的轴力。3种不同引孔条件（SC、EC、LC）的扩体预制桩在全压、局压加载模式下内部预制桩轴力分布曲线如图 5，6所示。可以看出，桩顶承压方式对桩身轴力分布影响显著。预制桩单独承压时，超引孔扩体桩、等长引孔扩体桩和短引孔扩体预制桩分别在埋深0~2 m，0~6.5 m和0~5 m内的桩身轴力均大于桩顶全截面承压时相应位置处的轴力，桩顶处全截面承压时预制桩轴力折减约20%~50%，外围高强度水泥砂浆的荷载分担效应明显。因此，在实际工程设计中可将包裹水泥砂浆及预制桩一同嵌入基础承台，以分担预制桩顶所受荷载，避免因上部荷载过大引起的桩身上部压坏情况。

图  5  局压加载方式下

Figure  5.  Half-pressure loading

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图  6  全压加载方式下

Figure  6.  Full-pressure loading modes

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同时，预制桩单独承压时其桩身轴力随深度变化率明显大于全截面承压时。以超引孔扩体桩为例，在预制桩单独承压时，深度0~2 m内桩身轴力曲线斜率相对较大，衰减速率较快；但随着深度的增加，曲线斜率减小，轴力衰减速率减低，桩身下部3.5~6.5 m内曲线斜率最小，轴力变化相对较小。说明预制桩单独承压时扩体桩上部区域预制桩与外围水泥砂浆的相互作用较为明显，预制桩通过其与水泥砂浆界面的剪切作用将上部荷载传至周围，但随着深度的增加，同时考虑到预制桩与水泥砂浆界面剪切强度相对较高的特性，预制桩与水泥砂浆的共同作用明显，呈现出类似全截面承压时扩体桩中预制桩的承载特性。全截面承压时，扩体桩中预制桩桩身轴力随深度的变化相对缓和，呈现出单体桩的承载特性，说明全截面承压下预制桩与外围水泥砂浆的协同受力性更显著，如图 6所示。但对于短引孔扩体桩来说，由于外围水泥砂浆长度短于内部预制桩，全截面承压时由于端部水泥砂浆的竖向约束作用，使得预制桩桩端附近出现应力集中效应。

2.3   预制桩侧阻力

为进一步揭示水泥砂浆扩体预制桩的荷载传递性能，对其侧阻力的分析。图 7，8分别为预制桩单独承压和全截面承压时预制桩侧摩阻力的分布曲线。可以看出，在内部预制桩单独承压时，3种桩型的预制桩侧阻力随深度分布规律大体相同，距桩顶3.5 m范围内衰减速度较快，但预制桩侧阻力普遍大于桩顶全截面承压时预制桩侧阻力，说明内部预制桩单独承压工况下预制桩与外围水泥砂浆的相互作用更为明显；而在全截面承压时由于桩顶等沉降变形，加载初始水泥砂浆即分担部分荷载，随内部预制桩一起发生变形，造成预制桩与水泥砂浆的相互作用更为复杂。

图  7  局压加载方式下

Figure  7.  Half-pressure loading modes

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图  8  全压加载方式下

Figure  8.  Full-pressure loading modes

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同时，考虑不同引孔条件的影响，由于3种桩型桩端的支撑条件不同，对内部预制桩侧阻力分布规律也有影响，尤其在全截面承压工况下，由于短引孔扩体桩下部6.5~7.0 m出现整体桩径的缩小，内部预制桩桩身应力集中效应明显，且外围水泥砂浆在6.5 m处对端部土层具有向下的挤压作用，使得在5.0~6.5 m处预制桩侧阻力出现负摩阻力现象。而等长引孔扩体桩的预制桩侧阻力则表现随深度逐渐增大的变化趋势，如图 8（c）所示；分析其原因可能由于在试桩桩长相对较短（7 m）的情况下，等长引孔扩体桩的桩端条件，即不像超引孔扩体桩有水泥砂浆的端部增强加固，从而有利于内部管桩侧阻力的发挥；也不像短引孔扩体桩在桩端附近整体刚度降低，从而使上部管桩与外围水泥砂浆的剪切作用增强。在桩顶等沉降的全截面承压工况下，等长引孔扩体桩中内部管桩与外围水泥砂浆的共同作用使得两者在桩顶附近的剪切作用并不能很好发挥，而随着深度的增加，尤其是桩端处两者的刚度差异，使其相互作用逐渐发挥。

由此可见，外围水泥砂浆固结体的存在，有利于预制桩侧阻力的发挥，但在工程实践中应考虑桩顶承压方式与引孔条件等的影响。

2.4   水泥砂浆-土界面阻力对比分析

针对水泥砂浆-土界面阻力的发挥，鉴于水泥砂浆固结体的受力较为复杂，同时涉及到其内侧与预制桩的相互作用以及外侧与周围土的相互作用，考虑到混凝土与水泥砂浆的界面剪切强度以及水泥砂浆自身剪切模量都相对较高，在分析中假定受荷时同一横截面处水泥砂浆固结体呈等应变变形，且其变形与管桩外侧壁变形相同，即管桩与外围水泥砂浆界面不出现相对位移。据此，采用设置于管桩外侧壁不同层位处的应变片来计算水泥砂浆固结体的变形与轴力，进而通过扣除内侧壁与管桩间的界面剪切力，推算出水泥砂浆固结体外侧壁与周围土之间的侧摩阻力。图 9，10所示即为计算得出的水泥砂浆固结体与周围土之间的侧摩阻力。

图  9  局压加载方式下

Figure  9.  Half-pressure loading modes

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图  10  全压加载方式下

Figure  10.  Full-pressure loading modes

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可以看出，在预制桩单独承压时，桩顶附近水泥砂浆外侧摩阻力总体上大于全截面承压时的侧摩阻力。分析其原因，可能是由于单独承压时桩顶应力集中明显，内部预制桩传递至水泥砂浆的荷载相对较大。随着深度的增加，单独承压和全截面承压方式下的水泥砂浆外侧摩阻力的变化趋势和大小大体相同，说明采用高强度的水泥砂浆有利于提升灌浆料与预制桩的相互作用，促使两者无论在单独承压还是全截面承压时都能共同作用。

考虑不同引孔条件对扩体桩外侧壁摩阻力的影响，由于桩端支撑条件不同，超引孔扩体桩和等长引孔扩体桩在桩端附近侧摩阻呈现减小的变化趋势；而对于短引孔扩体预制桩，由于预制桩分担荷载相对较大，且预制桩端和外围水泥砂浆固结体端部存在一定距离，两者端部反力发挥不同步，桩侧摩阻力并未出现减小趋势。

2.5   扩体桩身荷载分担

为了进一步反映水泥砂浆扩体预制桩的承载性能，图 11所示为不同竖向荷载水平下各试桩桩端、桩侧荷载分担比，其中桩侧荷载分担是指水泥砂浆外侧壁与土接触界面的作用力荷载分担。由图 11可以看出，随着桩顶竖向荷载的增加，桩端阻力逐渐发挥，其荷载分担比逐渐增大，但大部分荷载仍是桩侧阻力承担。

图  11  3种试桩桩端-桩侧荷载分担比

Figure  11.  Load-sharing ratios of end-side of three test piles

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图 12所示为3种不同桩长组合形式下扩体桩桩侧荷载分担比随竖向荷载水平的变化曲线。可以看出，当竖向荷载水平小于640 kN时，3种桩型的桩侧阻力荷载分担相差不大，但随着荷载的进一步增加，超引孔扩体桩桩侧阻力荷载分担逐渐大于等引孔扩体桩和短引孔扩体桩桩侧阻力。

图  12  3种试桩桩端桩侧荷载分担比对比

Figure  12.  Comparison of load-sharing ratios of end-side of three test piles by different loading methods

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此外，取距桩顶0.5 m处的桩身横截面为研究对象，分析内部预制桩与外围水泥砂浆固结体的荷载分担比，如图 13，14所示。对于超引孔扩体桩，在预制桩单独承压方式下，随着荷载水平的增加，预制桩荷载分担比由80%逐渐增大到90%左右；而在全截面承压下，预制桩荷载分担比由最初的60%逐渐增大至80%。对于短引孔扩体桩，在预制桩单独承压方式下，预制桩荷载分担比随着荷载水平的增加由50%逐渐增大到80%；而在全截面承压时，预制桩荷载分担比占58%左右，随着桩顶荷载的变化不大。对于等引孔扩体桩，在预制桩单独承压方式下，预制桩荷载分担比随荷载水平增加由70%逐渐增加到80%左右；而在全截面承压时，预制桩荷载分担比变化短引孔扩体桩类似，约为60%，随着桩顶荷载的变化不大。

图  13  局压加载方式下SC、LC、EC型桩内芯和外包裹水泥砂浆荷载分担比

Figure  13.  Load-sharing ratios of inner core and outer wrapped cement mortar piles under half-pressure loading mode

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图  14  全压加载方式下SC、LC、EC型桩内芯和外包裹水泥砂浆荷载分担比

Figure  14.  Load-sharing ratios of inner core and outer wrapped cement mortar piles under full-pressure loading mode

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2.6   试桩破坏模式分析

图 15所示是水泥砂浆扩体扩体桩在预制桩单独承压和全截面承压方式的破坏图。可以看出，两种加载方式下扩体桩都是发生整体下沉破坏，并没有在预制桩和水泥砂浆界面处出现破坏，说明当外围灌浆料采用强度15 MPa的水泥砂浆时，预制桩与其具有较高的界面剪切性能，且该剪切作用大于水泥砂浆外侧壁与桩周土之间的剪切作用。

图  15  扩体桩破坏图

Figure  15.  Diagram of expanded pile failure

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3.   结论

针对水泥砂浆扩体预制桩的承载性能，本文在室内试验场区开展了不同承载方式和不同引孔条件下扩体桩的竖向载荷试验，揭示了水泥砂浆扩体桩的承载机制与荷载传递规律。

（1）竖向荷载作用下，桩顶承压方式对扩体桩的极限承载力与沉降变形影响相对较小，但对扩体桩荷载传递的影响明显。预制桩单独承压时，随深度增加预制桩身轴力衰减速度相对更大，预制桩-水泥砂浆界面剪切作用更明显，但桩顶全截面承载时预制桩轴力折减约20%~50%；桩顶承压方式对扩体桩-土侧阻力影响相对较小，说明水泥砂浆扩体材料与内部预制桩协同工作能力较强，灌浆材料性能的提升有利于桩侧阻力的发挥。

（2）3种不同引孔条件的扩体桩静载试验表明，桩端支撑条件对扩体桩承载性能影响明显，其中短引孔扩体桩由于外围水泥砂浆长度短于内部预制桩，端部水泥砂浆的竖向约束作用和对端部土体的挤压作用，使得桩端预制桩附近出现应力集中效应和负摩阻。

（3）不同桩顶承压方式下各试桩均呈现扩体桩整体下沉破坏，桩顶处预制桩和水泥砂浆界面未出现开裂、脱离破坏，说明预制桩与水泥砂浆具有较高的界面剪切性能，且该剪切作用大于水泥砂浆外侧壁与土之间的剪切作用，工程实践中当灌浆料强度大于15 MPa时，可不考虑预制桩与外包材料界面破坏。

（4）试验承载特性表明，在相同横截面构造下，超引孔扩体桩的承载力大于等引孔扩体桩和短引孔扩体桩，因此在桩基选型中可根据具体工况进行构造优化。但由于本试验中试桩长仅7 m，未能更好地反映桩侧阻的发挥，因此在后续工作中有必要加大桩长进行多组对比试验，以更好揭示其荷载传递机制。