近年来，以填土为主体建造交通设施的经济性和适用性受到冲击，由预制混凝土桩和预制道面板装配化建造的桩板结构逐渐在公路扩建和新建工程中得到应用，取代常规填土路基^[1-2]。桩板路基结构为单桩单柱、群桩超静定结构，对下部基桩的承载性能和控沉要求较高，而传统预制混凝土桩在沉桩工艺(静压、锤击等)、地层适用性方面局限性突出，无法满足工程要求。近年来，国内外出现了劲芯搅拌桩、混凝土芯水泥土桩等一系列由内芯预制桩和包裹水泥土桩组成的复合桩技术^[3-4]，取得了较好的工程效果。其中，外围包裹材料早期多采用就地搅拌水泥土，后来逐渐发展为水泥砂浆、细石混凝土等厂拌胶凝材料，并形成孔内灌浆后植入预制桩的成桩工艺^[5]。

引扩孔灌浆后植入桩是采用钻机预先引扩成孔、并向孔内压灌微膨胀水泥砂浆等厂拌浆液，再立即植入预制桩，形成由内芯预制桩与外围固结浆液结石体组成的复合桩^[6]。预先引扩而成的桩孔比内芯预制桩直径大，可为后续预制桩植入提供良好通道，而孔内灌注的厂拌浆液则可为桩孔稳定提供支撑，有效克服传统预制桩沉桩工艺穿越硬土层困难和挤土效应显著的问题^[7]。同时，预制桩后植入对孔内浆液和周围土的挤密作用也可进一步增强桩土相互作用性能^[8]。

目前，国内外学者针对复合桩技术的研究多集中于劲芯搅拌桩等水泥土复合桩^[9]。Jamsawang等^[10]、Voottipruex等^[11]通过室内试验和数值模拟分析了水泥土桩中芯桩面积率、长度比等因素对复合桩承载性能的影响；Wonglert等^[12]开展了木质芯桩的劲芯搅拌桩承载性能模型试验，发现采用木桩也可有效提升搅拌桩的承载性能，但其控沉效果有限；Zhou等^[13-14]的试验和数值分析表明水泥土中采用高强预制竹节桩可使软土地基复合桩的承载性能提升1.05~1.10倍。由此可见，复合桩的承载特性涉及到内芯预制桩、外围包裹材料与周围土体的多材质耦合作用。引扩孔灌浆后植入桩与既有复合桩型具有相似的截面构造，但在成桩工艺、包裹材料性能等方面有明显差异，目前对其承载性能的针对性研究十分有限。郜新军等^[15]针对水泥砂浆复合管桩承载特性开展了室内足尺试验，但受限于室内试验条件，模型桩的成桩工艺与工程实际并不一致，且未涉及芯桩-砂浆-土界面剪切特性对桩土相互作用的影响分析。引扩孔灌浆后植入桩的承载机制现场试验和深化分析还有待积累。

本研究结合G3W德州-上饶高速公路(德上高速)合肥至枞阳段桩板式路基下部植入桩工程，开展引扩孔灌浆后植入预制混凝土桩现场载荷试验，并结合室内界面剪切试验，构建芯桩-包裹砂浆-周围土的荷载传递数值分析模型，探究引扩孔灌浆后植入预制混凝土桩承载机制，为其设计与工程应用提供支撑。

G3W德上高速合肥至枞阳段北接德州至上饶高速公路淮南至合肥段，南连池州长江公路大桥段，采用双向四车道高速公路标准建设，全长为134.158 km，途径江淮波状平原区、舒城冲积平原区、大别山区和沿江丘陵平原区。鉴于沿线多分布大跨径桥梁和桩板式路基(有桩无土)，其下部桩基础的合理布设至关重要(见图 1)。

图 1 桩板式路基结构 Fig. 1 Pile-slab subgrade structure

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由于场区基岩上沉积物不均且厚度偏薄，采用传统预制桩沉桩工法穿越风化残积土、风化岩等坚硬地层时通常较为困难，且浅层挤土不利效应显著，因此现场采用引扩孔灌浆后植入预制混凝土桩。在场地平整、桩位放样等准备工作完成后(见图 2)，首先，采用一体式旋挖钻准确下护筒并旋挖下钻成孔；待桩孔成孔完成并检测后，向孔内下导管，导管底端与孔底距离为0.5~0.8 m，并由下而上灌注微膨胀砂浆；然后，为了确保桩轴位置准确，在桩顶设置自主研发的定位器，并利用桩身自重植入预制管桩，边沉桩边调整桩位与桩身垂直度；待桩端接近孔底或沉桩困难时，采用振动锤桩机将桩体沉至设计标高位置。

图 2 引扩孔灌浆预制桩后植入工法示意图 Fig. 2 Schematic diagram of precast implanted pile after pre-bored grouting

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根据上部结构承载要求，内芯预制桩采用钢板封底PHC-500AB(100)高强预应力管桩，桩长为10 m，扩孔直径为700 mm和800 mm；孔内采用微膨胀无收缩水泥砂浆，设计强度≥15 MPa，配合比为42.5级普通硅酸盐水泥200~300 kg/m³，粉煤灰100 kg/m³，水250~300 kg/m³，外掺料10~50 kg/m³；砂浆截锥流动度为400 mm/h，泌水率为0。

为了揭示引扩孔灌浆后植桩的承载特性，在工程2^#标段开展现场载荷试验。场区土层为粉土、粉质黏土、粗砂和全风化角砾岩，其主要物理力学指标如表 1所示。

分别对扩孔直径700 mm和800 mm的植入桩(记为SZ-1和SZ-2)开展2组载荷试验。为了测试桩身承载力学特征，在生产预制管桩时预先在钢筋笼主筋上布设钢筋计，共布置5个测试断面，每个测试断面布置3个钢筋计，如图 3所示。在载荷试验中，通过采集各断面钢筋计实测频率，基于率定系数即可换算相应的应力值。进而根据钢筋与混凝土变形协调原理，即可换算得出各断面的桩身轴力。现场载荷试验采用堆载法，根据《建筑基桩检测技术规范》(JGJ106—2014)中慢速维持法开展，载荷板直径为500 mm，与管桩直径相同。利用油压千斤顶对试桩进行加载，用位移传感器测量桩顶沉降。

图 3 地层分布与钢筋计布设(单位：m) Fig. 3 Stratigraphic distribution and stress gauges layout(unit: m)

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两根试桩现场测试所得的荷载-位移曲线如图 4所示。试验中最大加载量为4 000 kN，满足该标段桩板式无土路基结构对下部基桩设计荷载为1 500 kN的要求，且设计荷载对应沉降仅为1.96~3.28 mm。加载过程试桩Q-s曲线并没有表现出明显的塑性破坏阶段，但扩孔尺寸对孔内灌浆后植入桩的承载性能影响明显。当扩体直径由700 mm增至800 mm(即外围砂浆包裹厚度由100 mm增至150 mm)时，同一级荷载作用下桩顶沉降变形降低28.9%~41.2%，这表明外围水泥砂浆的设置有益于改善内芯预制桩的承载性能。

图 4 试桩的荷载-位移曲线 Fig. 4 Load-displacement curves of test piles

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同时，试验加载过后，通过对试桩芯桩、外围砂浆与周围土之间界面的观察可发现，芯桩与外围砂浆界面未出现明显裂缝和开裂。这说明充盈水泥砂浆不仅可以避免传统砂浆泌水收缩现象，而且可有效地与内部管桩进行共同承载，实现对内芯管桩的扩径增强作用。

试桩桩身轴力如图 5所示，由桩身预置钢筋计实测应力换算得出。管桩桩身轴力沿桩身向下呈逐渐降低的变化趋势，SZ-1试桩外围砂浆厚为100 mm，上部1.5~5.5 m范围内管桩轴力减小趋势较为明显，5.5~7.5 m范围内管桩轴力的减小幅度降低，7.5 m至桩端范围内管桩轴力减小趋势再次增加。SZ-2试桩由于外围砂浆增厚至150 mm，上部轴力减小明显区域有所缩短，出现在1.5~3.5 m范围，但桩身轴力整体沿深度的减小变化趋势更为明显。桩端承担了约20%的桩顶总荷载，引扩孔灌浆后植入预制桩表现出端承摩擦桩的承载特性。

图 5 试桩桩身轴力 Fig. 5 Axial forces of test piles

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由此可见，上部竖向荷载作用下，由于内芯管桩与外围砂浆刚度差异，在桩身上部和端部附近二者相互作用较为明显，管桩轴力减小幅度较大。而在桩身中段经过芯桩-砂浆的荷载传递与应力调整，管桩轴力减小幅度逐渐变缓，这说明外围砂浆包裹体对桩身承载和荷载传递影响显著。

上述现场载荷试验直观揭示了后植入桩整体承载性能，但受测试条件限制，无法全面反映引扩孔灌浆后植桩芯桩-包裹砂浆-周围土的相互耦合作用，因此进一步建立三维有限元分析模型。

考虑芯桩-包裹砂浆、包裹砂浆-土界面剪切性能对复合桩身承载性能的影响，通过界面剪切试验获取芯桩-包裹砂浆-周围土界面荷载传递模型及其参数。采用自制研发界面剪切试验装置^[16](见图 6)，分别开展包裹砂浆-粉质黏土、包裹砂浆-砂和芯桩混凝土-包裹砂浆的界面直接剪切试验。

图 6 界面剪切试验装置 Fig. 6 Device for interface shear test

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考虑到剪切试样尺寸(φ68 mm×22 mm)较小，芯桩混凝土采用同强度(C80)灌浆料替代，所用土样(粉质黏土、砂)和水泥砂浆皆取自工程现场。为揭示制样时水泥砂浆对土体的渗虑效应，砂浆试样中加注红色指示剂。水泥砂浆-土试样制备时，先将模具下部填充土样至剪切面，然后进行水泥砂浆的浇注，养护14 d后进行界面直剪试验。芯桩混凝土-水泥砂浆试样制备时，则先浇注灌浆料，养护28 d后待灌浆料达到设计抗压强度再浇注水泥砂浆，一并养护14 d后进行界面直剪试验。为尽可能降低尺寸效应影响，剪切速率为0.8 mm/min^[17]。

图 7中，散点曲线分别为不同法向应力下水泥砂浆-粉质黏土和水泥砂浆-砂土的界面剪切试验结果，实曲线则是基于双曲线模型对剪切试验结果的拟合曲线。可以看出，试验剪应力随剪切位移呈非线性增加，界面剪切强度随法向应力增加而增加，且较大法向应力大于200 kPa情况下水泥砂浆-土界面剪切位移曲线表现出一定应变软化。与之相比，在法向应力相对较低时(小于200 kPa)，反演拟合的双曲线与实测剪切位移曲线吻合度较好；但由于双曲线模型不具备软化特征，当法向应力较高时，随着剪切位移增加，反演拟合的双曲线与实测曲线差异逐渐明显。

图 7 水泥砂浆-土界面剪切试验结果 Fig. 7 Shear test result of cement mortar-soil interface

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然而，考虑到本研究试桩桩身埋深相对较浅(10 m)，桩周法向应力相对较低(小于200 kPa)，且实际工程中内芯预制桩后植入对孔内砂浆与周围土界面的挤密增强作用^{[8, 18]}，因此忽略界面剪切的应变软化，采用双曲线模型表征水泥砂浆-土界面的荷载传递^[19]，即：

(1)

式中，τ_cs为水泥砂浆-土界面剪应力；s_cs为界面剪切位移；a和b为模型参数，可基于界面剪切位移曲线反演回归得出。

混凝土-水泥砂浆界面剪切试验结果如图 8(a)所示，界面剪切强度随剪切位移增加近似呈线性增加，且较小剪切位移下就表现出较大的剪切应力；不同法向应力下的极限剪应力为270，351，436 kPa，远大于水泥砂浆-土界面剪切强度。然而，当混凝土-水泥砂浆界面剪应力达到峰值后，会出现脆性破坏，且界面应力降低约90%。鉴于此，可采用如图 8(b)所示的弹性-破坏模型来模拟混凝土-水泥砂浆界面的荷载传递，其中线性弹性刚度k_pc可表示为：

图 8 灌浆料-水泥砂浆界面剪切试验结果与简化模型 Fig. 8 Shear test result and simplified model of grouting material-cement mortar interface

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(2)

式中，τ_{pc, ult}为混凝土-水泥砂浆界面的极限剪应力；s_{pc, ult}为界面极限剪应力对应的剪切位移。

以现场试桩静载试验为原型，采用ABAQUS有限元软件建立数值模型。考虑边界效应影响^[20-21]，三维有限元模型径向直径不小于20倍桩径，即取为16 m；模型深度方向不小于桩长的2.5倍，即取为25 m，如图 9所示。在边界设置中，桩顶处采用荷载边界，加载模式同现场载荷试验荷载分级；三维圆柱模型侧面采用水平向固定、竖向自由边界，模型底表面采用三向固定约束边界。

图 9 数值模型 Fig. 9 Numerical model

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模型中内部预制管桩、外围砂浆包裹层均采用线弹性模型，桩周土采用Mohr-Coulomb模型。预制管桩弹性模量取38 GPa，砂浆包裹层根据砂浆抗压强度参考同强度混凝土，其弹性模量取23 GPa，泊松比分别为0.20和0.25，土层参数见表 1。内部管桩-外围砂浆-周围土之间设置Goodman接触单元，为了更为合理模拟三者之间的荷载传递规律，法向接触采用“硬”接触，以防止计算中接触界面相互穿透。切向接触则基于上述室内界面剪切试验，采用非线性双曲线模型模拟砂浆-土接触界面的剪切性能，采用弹性-破坏模型模拟预制桩-砂浆接触界面的剪切性能。其中，预制桩-砂浆界面的极限剪切位移参考试验取2 mm。

数值计算结果如图 10所示。数值模拟计算的Q-s曲线结果与实测的变化规律较为一致。其中，数值模拟结果相对实测值略有偏大，这可能是由于数值模型中未考虑后植入预制管桩对孔内浆液及周围土的挤压加固作用。同时，对比计算相同工况下内芯预制桩无外围包裹砂浆(DB-1)和外围包裹厚度100 mm强度1.5 MPa水泥土(DB-2)时的Q-s曲线。可以看出，与单纯内芯预制桩和水泥土扩体预制桩相比，外围采用≥15 MPa较高强度的水泥砂浆可有效改善引扩孔灌浆后植桩的承载性能，同一级荷载作用下桩顶沉降分别降低33.4%~44.4%和25.8%~30.9%。

图 10 数值计算结果 Fig. 10 Numerical calculation result

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以试桩SZ-1为例，对引扩孔灌浆后植入桩的承载特性与荷载传递机制进行分析。数值模拟计算得出的内芯管桩与外围砂浆轴力分布曲线如图 11所示，其中前7级荷载下的管桩截面轴力与图 5(a)实测轴力较一致，再次印证了数值模型的可靠性。内芯管桩轴力沿桩身整体呈逐渐减小的变化趋势，而与之相应的包裹水泥砂浆轴力沿桩身呈先增大后减小的变化趋势。当上部荷载较小时，水泥砂浆基本不承担荷载，尤其在桩顶上部3 m范围内，外围水泥砂浆的轴力并不明显，这可能是由于高强度砂浆与内部管桩间具有较高的黏结作用，在桩顶荷载作用下，砂浆随内部管桩共同作用。随着荷载的逐渐增大，芯桩与包裹砂浆的刚度差异使得两者相互作用逐步增强，内部管桩逐步将荷载传递至外围砂浆层，因此，在桩身中部外围砂浆轴力明显提升。

图 11 SZ-1试桩轴力分布曲线 Fig. 11 Curves of axial force distribution of test pile SZ-1

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计算得出的内芯管桩-外围砂浆界面阻力和砂浆-周围土界面阻力分布曲线见图 12。桩顶荷载作用下，管桩与外围砂浆界面处的相互作用发挥明显，且界面阻力明显大于砂浆-周围土界面阻力，管桩-砂浆界面阻力整体呈两端大、中间小的分布模式。这主要是由两者刚度差异所引起的相互作用导致的，桩身中段经过荷载传递和重分配，芯桩与包裹材料呈共同作用模式，界面阻力相应较低。与之相对应，各级荷载作用下砂浆-周围土界面阻力沿深度大体上呈逐渐增大的变化趋势，当荷载加载至5 000 kN时，砂浆-土界面局部出现侧阻力软化，说明砂浆-土界面先于芯桩-砂浆界面达到极限状态，正常工作荷载作用下外围水泥砂浆可将内芯管桩荷载有效地传递至周围土体，从而起到扩径增强作用^[8]。

图 12 SZ-1试桩界面阻力 Fig. 12 Interfacial resistance of test pile SZ-1

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进一步考虑外围砂浆厚度对引扩孔灌浆后植入桩承载性能的影响。厚径比(外围砂浆厚度t与芯桩直径d的比值，即t/d)分别为0.2，0.3，0.5，0.7工况下桩顶荷载-位移曲线如图 13(a)所示。相同芯桩(d=500 mm)工况下，随着外围砂浆厚径比增加，植入桩承载性能逐渐增大；当厚径比由0.3增至0.5时，同一荷载水平下桩顶沉降降低21.9%~46.1%，而随着厚径比进一步增大至0.7，桩顶沉降变形变化量较小，这说明外围包裹水泥砂浆的存在有利于提升传统预制管桩承载性能，但其厚度不宜过大，厚径比宜控制在0.2~0.5。

图 13 外围材料厚度和强度对承载性能的影响 Fig. 13 Influence of thickness and strength of outer material on bearing characteristics

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考虑外围包裹材料强度对植入桩承载性能的影响，在SZ-1试桩算例基础上，分别计算包裹材料强度为1.5，5，15，25 MPa时的桩顶荷载-位移曲线，如图 13(b)所示。其中，1.5 MPa包裹材料可代表常规水泥土工况，5~25 MPa包裹材料可分别代表不同强度等级水泥砂浆工况。可以看出，包裹材料强度性能的提升有利于植入桩承载性能的改善。当强度由1.5 MPa提升至5，15，25 MPa时，最大荷载下的桩顶沉降分别降低了26.8%，37.3%，40.6%。相比于现场就地搅拌的水泥土，厂拌水泥砂浆对桩身承载性能的改善更为明显，且随着砂浆强度的增加，性能提升越明显，但当砂浆强度大于15 MPa后，同级荷载作用下桩顶沉降降低幅度有所减小。参考《砌筑砂浆配合比设计规程》(JGJ/T98—2010)，水泥砂浆水泥用量宜为290~330 kg/m³。

依托G3W德上高速公路合肥至枞阳段桩板式路基下部植入桩工程，通过现场试验与有限元数值分析，研究了引扩孔灌浆后植入桩的承载特性。

(1) 基于现场工艺试验，引扩孔灌浆后植入桩可有效解决传统预制桩沉桩工法(锤击或静压)难以穿越较硬地层的问题，且外围砂浆固结体有利于提升桩身承载性能，桩板式路基结构设计荷载1 500 kN工况下对应沉降仅为1.96~3.28 mm，外围砂浆包裹厚度由100 mm增至150 mm时，同一级荷载作用下桩顶沉降变形降低28.9%~41.2%。

(2) 引扩孔灌浆后植入桩现场承载Q-s曲线呈缓变型，桩端荷载分担约占施加总荷载的20%，整体表现为端承摩擦桩特性，其中内芯管桩轴力沿桩身逐渐减小，与外围砂浆的协同工作效应明显。

(3) 现场试桩和数值分析表明，引扩孔灌浆后植入桩芯桩-包裹砂浆界面阻力沿桩长呈两端大、中间小的分布特点，包裹砂浆-土界面阻力随深度逐渐增大，采用较高强度(M15)包裹砂浆可有效将内芯管桩荷载传递至周围土，改善桩身承载变形性能，试验工况下外围砂浆的厚径比宜为0.2~0.5。