传统预制管桩施工以静压法和锤击法为主，成桩过程中不可避免地产生挤土效应，进而对周围建(构)筑物造成影响^[1-2]；当遇硬黏土、强风化岩层时，则较难打入，同时还可能对桩体造成一定的内伤^[3]。为解决上述问题，搅拌植桩法应运而生。搅拌植桩法是指通过搅拌钻机先行成桩(大直径水泥土桩)^[4]，并在其终凝前植入管桩，从而形成复合受力桩的一种新桩型^[5]。自搅拌植桩法从日本引入国内后，学者们通过现场试验、室内模型试验、数值模拟等手段对水泥土复合管桩竖向承载特性展开了一系列研究^[5-16]。在承载性状上，李俊才、张永刚等^[5-6]通过现场试验研究发现，水泥土复合管桩的Q-S曲线呈缓变型，并表现出摩擦桩特性，管桩与水泥土的桩侧摩阻力分布相似，其大小比值与两桩的外径比呈正相关。另有学者们^[7-9]对竖向受荷复合桩(等芯桩，即外桩体高度=内芯桩高度)可能发生的破坏模式进行了分析，普遍认为存在芯桩桩顶受压破坏、芯桩刺入破坏和桩周土体破坏等3种破坏模式；其中最常见的是，由于桩周土-水泥土桩界面失稳而发生的芯桩刺入破坏；吴迈等^[9]、李立业^[10]通过室内模型试验发现了桩周土-水泥土界面剪切强度约为水泥土无侧限抗压强度的0.13~0.20倍。徐山岱^[11]、钟佳男^[12]分别通过理论解析、数值模拟方法对水泥土桩与芯桩的荷载分担比展开分析，认为含芯率、桩顶荷载、桩周土模量对荷载的分配具有一定的影响。

然而，上述研究均是针对在桩端无支承条件下的研究；当桩端入岩时，势必会对搅拌植入管桩桩侧摩阻力发挥荷载传递及承载特性造成一定的影响，但目前相关研究相对较少。在福建沿海地区，海积、山地阶地交错形成了典型的上软下硬地层特征，与以往搅拌植入管桩应用地层(粉砂、黏土等)存在较大差别。因此，开展针对桩端有支承条件下的搅拌植入管桩荷载传递机制和承载特性研究，对其进一步推广应用，具有重要意义。

本研究依托福清市国道G324装配式桩板梁桥工程，系搅拌植入管桩在福建滨海软土地层桥梁桩基础的首次应用。通过开展现场载荷试验，获得搅拌植入管桩的Q-S曲线，桩端阻力与荷载、沉降关系曲线，桩身轴力与桩侧摩阻力分布等，以揭示桩端进入强风化岩层条件下搅拌植入管桩的竖向受荷特性，为后续搅拌植入工法桩的工程设计与应用提供参考。

国道G324线福清新厝双屿至大沃段公路工程项目地处福建省福清市新厝镇滨海滩涂区，采用双向六车道标准，为保护滨海环境，沿线约4 km段落采用装配式新型桩板梁桥。装配式桩板梁桥是由工厂化预制的上部梁板、下部管桩柱组成的新型公路框架结构桥梁，该类型公路结构系福建省首次应用，其下部基础采用植入法复合管桩基础^[17]。地理位置临海，属海积阶地地貌，周边分布有鱼塘、耕地、堤坝等，地层自上而下以杂填土、粉质黏土、强风化凝灰岩为主。地基土物理力学参数见表 1。

为探究搅拌植入管桩的竖向承载特性，开展持力层为碎块状强风化凝灰岩的搅拌植入管桩竖向抗压承载试验，并于试验场地内施作3根搅拌植入管桩，以满足测试要求。

搅拌植入管桩外裹层采用长螺旋喷拌一体钻机(干喷工艺)成桩，期间采用大扭矩动力钻头负责钻进、切削原状土(砂土状强风化岩)层，后侧钻杆上带有搅拌叶以及相配适的高压喷头，同步进行喷射高压水泥浆液和机械搅拌土(碎石)与水泥浆，从而形成水泥土桩。水泥浆液掺灰量15%(水泥土28 d强度不低于1.33 MPa)，复合桩体直径900 mm，内芯管桩型号为PHC-600-AB(130)，桩长14.0 m，桩端采用平地十字钢板封底。需要说明的是，为了保证外裹水泥土层强度达到设计要求，本研究静载试验的休止期为28 d。

结合现场土层分布，试验桩上布设有11个监测断面(各土层交界面处均布设监测点位)，每个监测断面处设置有2个桩身应变片，以充分获得桩体在竖向受荷下的受力变形特性，应变计具体布设位置如图 1所示。

图 1 桩身传感器布设情况(单位: cm) Fig. 1 Layout of pile body sensors(unit: cm)

图选项

采用预埋管法在PHC管桩桩身两侧布设应变计，如图 2所示。工程预制阶段通过在管桩外侧对称通长绑扎2根直径3 cm，厚度1 mm的PVC管，然后对管桩进行常规蒸养制作；成桩后，在预定位置切割PVC管形成刻槽，埋设应变计以及测线，并采用钢筋植入胶对刻槽进行封装保护。该埋设方式能有效降低传感器在高温蒸养环境下出现异常的风险，提高传感器的存活率^[18]。

图 2 PHC管桩桩身应变计布设 Fig. 2 Layout of strain gauges on PHC tubular pile body

图选项

本试验采用慢速维持荷载法，加卸载方式按照《公路工程基桩检测技术规程》(JTG/T 3512—2020)的相关规定进行，并取单桩设计竖向承载力的两倍作为最大试验加载量(5 130 kN)，桩顶承压板压力只作用于PHC管桩范围之内。

图 3为各试桩静载试验得到的荷载与沉降(Q-S)曲线图。从图中可知，搅拌植入管桩(JZ-1，JZ-2，JZ-3)的Q-S曲线均未出现拐点，且呈缓降型变化。当竖向荷载加载至最大加载量时，搅拌植入管桩JZ-1，JZ-2，JZ-3分别产生了8.44, 14.40，6.57 mm的桩顶沉降，平均沉降量达9.80 mm。在加载的起始阶段(0~ 1 539 kN)，各试桩桩顶沉降并无明显差异；随着桩顶竖向荷载的增加(1 539~5 130 kN)，各桩顶沉降逐步呈差异化发展，其中JZ-2桩的桩顶沉降显著大于其他两桩，这可能与该桩水泥土施工质量以及桩底处残留水泥土厚度相关。在卸荷阶段，各桩Q-S曲线均呈指数型回弹，平均回弹率高达69.13%。应指出的是，JZ-2桩的残余沉降远大于另外两桩，反映了该桩桩端处土体发生了不可恢复的塑性变形。

图 3 试验桩的荷载-沉降曲线 Fig. 3 Load-settlement curves of test piles

图选项

为获得各试桩的轴力分布情况，在载荷试验中，通过读取桩身应变计的频率，利用式(1)，式(2)可计算得到桩身各截面处的轴力。

(1)

(2)

式中，Q为桩基轴力；Q_钢，A_钢分别为钢筋的轴力值，截面积；ε_混凝土，σ_混凝土，E_混凝土分别为混凝土应变值、应力值与弹性模量。为便于讨论，本研究以JZ-1桩作为典例进行分析。

如图 4所示，管桩的桩身轴力随桩顶荷载的增加而增大，沿桩身自上而下逐步减小，整体表现为上部桩身轴力衰减较慢、中间黏土层处衰减较快，底部凝灰岩层处衰减最快。随着桩顶荷载的增加，不同土层段或同一土层内不同深度处的桩身轴力变化幅度并不相同。其原因在于：桩土交界面的抗剪强度大小主要受土体性质、有效应力，以及桩土相对位移的影响^[19]，不同土层或同一土层不同深度处桩土界面抗剪强度的大小、发挥程度各不相同。因此，桩身轴力的衰减速率与桩顶荷载大小、桩土交界面性质，以及桩土相对位移大小均密切相关。

图 4 桩身轴力-深度曲线 Fig. 4 Curves of asix force-depth of pile body

图选项

为进一步获得搅拌植入管桩桩侧摩阻力分布规律，根据《建筑桩基技术规范》(JGJ94—2008)，简称《建筑桩规》的相关规定，将桩身相邻断面间的轴力作差，并结合桩身参数计算得到该处的桩侧摩阻力平均值。

由图 5可知，桩身侧摩阻力的发挥具有明显的异步性，桩身上部侧摩阻力先于下部发挥。这是因为在加载初期，桩顶荷载沿桩身自上向下传递，桩身上部首先承受较大的轴力，由于浅表处杂填土的均匀性较差、上覆压力小，故而其与水泥土界面侧摩阻力迅速达到了极限值；随着荷载的增大，轴力逐步向下传递，桩身中下部的侧摩阻力才逐渐发挥作用。桩身的侧摩阻力沿深度方向先增大后减小，再增至峰值，该分布特性与土层的性质密切相关。

图 5 桩侧摩阻力-深度曲线(JZ-1) Fig. 5 Curves of side friction-depth of pile body(JZ-1)

图选项

图 6给出了桩体不同埋置深度处的桩侧摩阻力与桩土相对位移之间的关系。从整体来看，桩身的侧摩阻力发展主要可以分为以下两个阶段，即初始的线性增长阶段和后期的相对稳定阶段或缓慢增长阶段。各土(岩)层处的桩侧摩阻力进入相对稳定阶段或缓慢增长阶段所需要的桩土相对位移存在差异。

图 6 不同埋深处桩侧摩阻力与位移关系曲线(JZ-1) Fig. 6 Curves of relation between pile side friction and displacement at different burying depths(JZ-1)

图选项

此外，同一土层不同深度处的桩侧摩阻力随桩土相对位移变化规律大体一致，但极限侧摩阻力会随深度的增大而呈小幅度增加。其原因在于：同一土层内，随着埋深的增加，桩土交界面上的法向应力随之增大，进而提高了桩侧极限摩阻力^[20]。应予以说明的是，在含碎石粉质黏土层中，埋深7.50 m处的桩侧摩阻力比其上部(埋深2.25~6 m)来得更小。这可能是因为该段位于含碎石粉质黏土层与粉质黏土层的过渡段，土体抗剪强度介于含碎石粉质黏土和粉质黏土之间。

由图 7(a)可知，在试验加载的前中期(桩顶荷载：0 ~ 2 052 kN)，同一桩顶荷载下，JZ-2的桩端阻力略大于JZ-1；随着荷载的不断增加，两桩的桩端阻力差异逐渐增大，但总体偏差较小。由此可见，两桩在同一桩端阻力状态下，产生了差异性沉降，即JZ-2桩顶沉降较JZ-1大了70.62%。该现象出现的原因可能与两桩水泥土搅拌桩施工质量差异、桩底残留水泥土厚度差异有关。

图 7 桩端荷载-位移曲线 Fig. 7 Load-displacement curves of pile tip

图选项

从桩端承载占比方面来看，在最大试验荷载下，两桩端阻力承载比相差不大，且均大于0.66，属于摩擦端承桩。桩端承载比与位移曲线中存在明显拐点，拐点之前曲线斜率较小，拐点之后斜率较大，如表 2所示。

值得注意的是，由于本研究试验加载至最大荷载时，桩顶位移未超过控制标准(40 mm)，桩体也没有出现明显损坏，故上述现象及规律的讨论均是基于桩体处于非极限状态下的性状，对于破坏模式下桩基的性状还有待进一步研究。

目前，国内已公开发布了《水泥土复合管桩基础技术规程》(JGJ/T 330—2014，简称《水泥土桩规》)、《劲性复合桩技术规程》(JGJ/T 327—2014，简称《劲性桩规》)等行业规范用于规范工程应用中搅拌植入管桩竖向承载能力的设计与计算。根据破坏模式的不同，可分别计算得到搅拌植入管桩的极限承载力标准值Q₁，Q₂，Q₃，并取其最小值作为搅拌植入管桩的竖向荷载标准值Q_m。由于本研究试验用桩均属等芯复合桩且仅在管桩截面处施加竖向荷载，故Q₁，Q₂，Q₃计算式分别为式(3)~(5)：

(3)

(4)

(5)

式中，Q₁，Q₂，Q₃分别为考虑水泥土-桩周土界面、管桩-水泥土界面，以及桩体材料发生破坏时的竖向极限承载力标准值；U_p为水泥土桩外周长；l_i为桩周土第i层土的厚度；A_p，A_c，A_cf分别为水泥土桩、管桩的横截面面积，以及管桩的侧表面积；f_ck为管桩的轴心抗压强度设计值，本次计算取35.9 MPa；q_pa为桩端地基土未经修正的承载力特征值，本次计算依据勘察成果取650 kPa；q_sia为桩周土第i土层极限侧摩阻力标准值；其他各参数含义及取值情况，如表 3所示。

根据式(3)~(5)计算得到不同破坏模式下的极限承载力标准值Q₁，Q₂，Q₃，并与实测值(未达到极限状态)进行对比，如表 4所示。

从表 4可知，在Q₁，Q₂计算上，《劲性桩规》均大于《水泥土桩规》。应予说明的是，在Q₂计算中，《水泥土桩规》将管桩底端阻力作为安全储备，仅考虑了管桩与水泥土界面的侧摩阻力贡献，而《劲性桩规》还同时考虑了管桩桩端阻力的影响。因此，在桩端进入强风化岩层后，依据《劲性桩规》计算所得的Q₂会更符合福建滨海地区典型工况。

另外，有学者们通过室内试验^[10-12]发现，在水泥土桩强度足够的前提下，水泥土与桩周土界面一般先于管桩-水泥土界面发生破坏。虽然本研究试验所配比的水泥土桩无侧限抗压强度仅为1.33 MPa，但试验中管桩-水泥土界面并未发生相互脱离，而根据《水泥土桩规》计算得到的管桩-水泥土界面破坏强度Q₂却远小于水泥土-桩周土界面破坏强度Q₁和最大试验加载量，即若按《水泥土桩规》判定，试桩将在管桩-水泥土界面首先发生失稳破坏，这与实际结果并不相符。由此可见，当外裹层采用低强度水泥土桩时，宜选用《劲性桩规》对管桩-水泥土界面破坏强度Q₂进行计算，同时也验证了《水泥土桩规》对于水泥土强度下限值要求(标准养护条件下28 d水泥土立方体抗压强度平均值f_cu^{28 d}不宜低于4 MPa)的合理性。

目前，针对水泥土复合桩桩侧(端)阻力的调整方法有两种，一是考虑土(岩)层类别差异的桩侧(端)阻力调整系数法(以《劲性桩规》为代表)，二是采用综合调整系数法(以《水泥土桩规》为代表)。由于本研究试验未获得管桩极限状态时的桩侧摩阻力，故下文以JZ-1桩为例，对桩侧摩阻力实测值与规范特征值进行对比分析。结合图 6、表 5可知，在不同土(岩)层中，管桩桩侧摩阻力实测值与规范特征值的比值差异较大，故不宜采用综合调整系数法修正。对于杂填土，由于其厚度小、均匀性较差，与水泥土胶结质量参差不齐，故在设计中可不对该土层内的桩侧摩阻力特征值进行调整；而搅拌植入管桩在(含碎石)粉质黏土层处的桩侧摩阻力相较于规范特征值，并未出现明显提升。这与周威等^[21]所得的结论有所不同，可能和以下两种原因有关：一是较低强度的水泥土对桩侧摩阻力的提升有限；二是当桩端进入到强风化岩层后，桩侧摩阻力的发挥受到了一定的抑制。根据试验结果分析可知在强风化凝灰岩地层中，桩侧摩阻力实测值与规范特征值的比值虽达到了1.35~1.44，但仍略低于规范中推荐的修正系数1.50~1.60，且该比值随桩侧岩层强度和深度的增大呈增长趋势。初步分析，可能是强风化岩层的搅拌旋喷效果不理想，随着深度的增大岩层越完整，搅拌旋喷反而破坏了岩层的完整性及强度，导致桩侧摩阻力出现下降。由此推断，该抑制效果与桩侧岩层强度以及距桩端的距离相关。

为进一步探究现行规范对桩端进入强风化岩层条件下搅拌植入管桩桩端阻力计算的适用性，对两本规范中桩端阻力计算值与现场实测值(以JZ-1为例)进行对比分析。如表 6所示，若按规范要求取勘察成果中桩端地基土未经修正的承载力特征值作为q_pa代入式(4)，理论计算所得的桩端阻力将远小于现场实测值；而当采用《建筑桩规》推荐的泥浆护壁钻孔桩极限端阻力标准值时，其结果仍然与实测值相差较大。

故而，对于《劲性桩规》而言，宜采用《建筑桩规》中混凝土预制桩的极限桩端阻力标准值的一半(安全系数取2)作为q_pa，这样既保证了在设计上仍留有一定的安全储备，又避免了对搅拌植入管桩桩端承载力的过分低估。

针对现有搅拌植入管桩在滨海典型地层承载性能研究中的不足，本研究在福建滨海地区开展了以强风化凝灰岩为桩端持力层的搅拌植入管桩竖向承载试验，揭示了管桩桩端进入强风化岩层条件下搅拌植入管桩的承载机制与荷载传递规律：

(1) 竖向荷载作用下，搅拌植入管桩Q-S曲线呈缓降型变化；随着荷载的增加，桩端承载比逐渐增大，并表现出摩擦端承桩的工作特性。

(2) 在(含碎石)粉质黏土层处，搅拌植入管桩桩侧摩阻力与规范推荐值相近；而在强风化凝灰岩地层中，桩侧摩阻力较规范推荐值提高了35%~44%，但仍小于规范建议的调整系数(1.5~1.6)，可能是强风化岩层的搅拌旋喷施工效果不理想，反而破坏了岩层的完整性及强度，导致桩侧摩阻力出现下降。故而，在设计中应根据土层类别采用不同的桩侧阻力调整系数对其进行修正。

(3) 当搅拌植入管桩桩端进入强风化岩时，还应充分考虑水泥土强度、桩端岩层强度、桩端入岩深度等对搅拌植入管桩桩侧摩阻力发挥以及荷载分担的影响。

(4) 在福建沿海典型地层中，当搅拌植入管桩桩端进入强风化凝灰岩时，建议桩端地基土未经修正的承载力特征值q_pa采用《建筑桩基技术规范》(JGJ94— 2008) 中混凝土预制桩极限桩端阻力标准值的1/2，以填补《劲性复合桩技术规程》(JGJ/T 327—2014)在桩端入岩条件下端阻力计算的空白。