大直徑鉆孔灌注樁的豎向承載性能

劉念武，龔曉南，俞 峰

（1.浙江大學 濱海和城市巖土工程研究中心，浙江 杭州310058；2.浙江大學 軟弱土與環境土工教育部重點實驗室，浙江 杭州310058；3 浙江理工大學 建筑工程學院，浙江 杭州310018）

隨著工程規模的不斷擴大，對于樁基礎承載力以及變形的要求越來越高，具有更大承載力的超長樁越來越受到工程界的青睞.對于大直徑超長樁，由于承載力較高，采用傳統的靜載測試方法很難進行樁的承載力測試，而自平衡法具有裝置簡單、省錢、省時、省力、安全等優點［1］.美國于80年代中期開展了樁承載力自平衡試驗方法的研究［2］，首先應用于橋梁工程并逐漸推廣至不同樁型.龔維明等［3-5］結合工程中樁的承載性能測試，對自平衡理論和實踐在國內的發展作出了巨大的推動，給出由自平衡測試結果向普通靜載測試結果的轉化方法，并得到了較高的可靠度，同時給出了黏土、粉土的側摩阻力折減系數.龔維明等［4，6-9］對不同土質條件下的基樁進行自平衡法試驗研究；徐長節等［10］通過分別采用自平衡和靜載的測試方法對樁的承載性能進行分析，認為砂性土、黏性土及圓礫的側摩阻力折減系數可取0.688、0.744、0.860.對于目前使用較多的灌注樁，注漿對大直徑灌注樁的端阻有很大的提高作用，還能夠提高端部以上一定上返高度內的側阻，張忠苗等［11-13］對注漿后樁的側阻及端阻的影響進行分析.

為了研究大直徑超長樁的的承載性能，本文結合工程實踐對2根大直徑超長樁進行自平衡試驗，同時對1根進行注漿，通過預埋的鋼筋應力計對不同深度處樁身軸力進行記錄，分析注漿對端阻及不同土層側阻的影響.對樁周土層分別進行十字板剪切試驗及動力觸探（63.5kg）試驗，分析極限側阻與原位測試的結果的關系.

1 工程概述

本工程試驗場地位于舟山沿海，該工程用樁為永久性輸電鐵塔用樁，為了更好地了解場地地質情況，對該場地的土層進行地質調查，各土層的物理力學參數如表1所示.表中，e為孔隙比，c為黏聚力，φ為內摩擦角，Es為壓縮模量.對不同深度處圓礫混卵石層的顆粒組成進行分析，分析結果如表2所示.

表1 土層物理力學性質指標Tab.1 Physico-mechanical parameters of soil layers

表2 不同顆粒直徑下的顆粒質量分數Tab.2 Particle mass fraction under different particle diameters

2 試樁基本情況

本次試樁共2根，編號為S1（未注漿）和S2（注漿），直徑為2 200 mm，試樁的樁身混凝土強度為C40，樁身配筋圖以及樁身剖面示意圖如圖1所示.S1樁長為60m，S2樁長為60.3 m，樁端持力層為圓礫混卵石層.

荷載箱位置為試樁樁端以上1m 位置處，在深度為-10、-20、-30、-40、-45、-50、-55、-59m位置對應的鋼筋籠主筋上對稱安裝3 個鋼筋應力計，共8組.從上到下對應鋼筋應力計之間的斷面分別 稱為1-2 斷 面、2-3 斷 面、3-4 斷 面、4-5 斷 面、5-6斷面、6-7斷面、7-荷載箱斷面以及荷載箱-8斷面.利用鋼筋應力計測試所得的數據可以轉換成樁身軸力，再根據樁身軸力、樁身自重可以求得不同斷面的樁側摩阻力.荷載箱直接焊接在鋼筋籠上，導管沿主筋連接至地面.同時在荷載箱上部和下部分別布置3根位移傳感器，位移傳感器采用四分鍍鋅水管進行保護，因此可以測得荷載箱的向上及向下位移.

圖1 樁身剖面示意圖及樁身配筋情況Fig.1 Profile map of pile body and reinforcement

3 現場試驗結果分析

3.1 注漿對荷載-位移曲線的影響

為了分析注漿對樁端為圓礫混卵石層大直徑樁承載性能的影響，對其中一根試樁進行注漿，注漿采用均勻流量的方式.在注漿過程中，對注漿壓力進行記錄，注漿量為6t.隨著注漿量的增大，注漿壓力有所變化，當注漿量小于4t時，注漿壓力為2.0～3.0 MPa；隨著注漿量的進一步增大，注漿壓力進一步提高并上下浮動，最終注漿壓力約為5MPa；在注漿過程中后期，注漿壓力的變化幅度較大.根據過去的工程經驗推測，在注漿前期，注漿形式主要為滲透注漿，隨著注漿壓力的增大，注漿形式可能包括滲透、壓密和劈裂注漿等多種形式.

圖2 荷載箱上、下的Q-s曲線Fig.2 Q-s curves of S1，S2

圖2中，s為樁土相對位移，Q 為荷載.從圖2可以看出，隨著荷載的增大，向上和向下的位移均呈增大的趨勢，向下位移的變化速率大于向上位移的變化速率.注漿對荷載位移曲線的變化趨勢有一定的影響，注漿使得向上及向下的荷載-位移曲線變化更加緩慢；同時，向下的極限荷載增大，未注漿樁的向下極限荷載為13 500kN，注漿樁的向下極限荷載為15 000kN.因此，可以推斷，注漿使得側阻和端阻提高，且注漿能夠更好地控制樁的沉降.未注漿樁和注漿樁的極限端阻分別為2 834、3 561kPa，端阻的提高幅度為25.7%.從圖2 可以看出，在注漿前后，當樁端位移均為20mm（1%D，其中D 為樁徑）左右時，端阻達到極限狀態，該結果小于Hirayama等［14-15］的研究成果，Hirayama認為樁極限端阻力發揮所需位移為10%D ～15%D，主要是由于持力層以及樁徑大小造成的差異.

3.2 注漿對不同土層的側阻影響

樁土相對位移被認為是影響樁身側阻的重要因素，最終會影響到樁的極限位移及極限承載力.為了研究樁土相對位移對樁身側摩阻力的影響，圖3給出樁身側阻qsi隨樁土相對位移的變化曲線，樁土相對位移的計算公式為

式中：sui為第i層土的樁土相對位移，st為荷載箱的向上位移，Li為第i層土的高度，Fi為第i層土上部樁身軸力，Fi＋1為第i層土下部樁身軸力，Ea為樁身彈性模量，A 為樁身截面積.

圖3 單位側阻隨樁土相對位移的變化曲線Fig.3 Curves of unit side resistance-pile soil relative displacemnt

從圖3可以看出，隨著樁土相對位移的增大，不同土層的側阻-樁土相對位移的變化趨勢不同，6-7斷面以及7-荷載箱斷面的側阻隨樁土相對位移的變化更明顯.樁身側阻受樁周土層、所處深度、成樁工藝等多種因素的影響，而樁周土層差異是造成側阻不同的重要因素，6-7斷面以及7-荷載箱斷面樁周主要為圓礫混卵石層，因而樁周側阻較大，6斷面以上樁周土層主要由淤泥、淤泥質粉土和黏土夾粉砂組成，樁周側阻較小.注漿前后樁身側阻隨著樁土相對位移的增大呈先迅速增大，后有所放緩，最后基本保持穩定的趨勢，保持穩定后側阻沒有明顯的軟化現象.從圖3可以看出，1-2斷面所處淤泥質土層的側阻在達到最終樁土相對位移時沒有保持穩定，淤泥質粉土層、黏土夾粉砂層、圓礫混卵石層的側阻在樁土相對位移為1.5～3.0mm 時達到穩定.不同斷面上，注漿后側阻的增加值不同，表3給出注漿前后不同斷面的側阻以及注漿后側阻的增加幅度.表中，qsub、qsua分別為注漿前、后的側阻.

從表3可以看出，注漿對側阻有一定程度的提高；注漿對不同深度處樁身側阻的影響不同，在2-3斷面、3-4斷面、4-5斷面上，注漿后側阻的提高幅度分別為4.0%、-2.6%、5.1%.可見注漿對樁身上部側阻的影響較小，這主要是由于漿液的上返高度受到注漿壓力、地質條件等因素的影響［16］.在5 斷面以下時，側阻的提高幅度較大，對應于5-6斷面、6-7斷面、7-荷載箱斷面極限側阻的提高幅度分別為11.9%、17.6%、18.9%，可以推測漿液的上返高度至少為10m，即漿液上返到5-6斷面之間，因此樁周圓礫混卵石層都受到了注漿的影響，下部極限側阻的提高幅度大于上部極限側阻的提高幅度，圓礫混卵石層中樁周側阻的提高幅度的平均值約為18%.

表3 不同斷面極限單位側阻對比Tab.3 Comparison of ultimate unit side resistance in different cross section

3.3 不同位移方向的荷載-樁土相對位移曲線

在傳統加載時，側阻力將使土層壓密；在自平衡加載時，樁側阻力將使土層減壓松散，故采用自平衡法測出的摩阻力小于常規摩阻力［3］.在本次自平衡試驗中，荷載箱處于樁端附近，樁周土層為圓礫混卵石層，荷載箱以上樁側阻的受力機理有別于樁頂受豎向向下荷載的受力機理，在本次試驗中，在荷載箱上部2.5m 和荷載箱以下1m 深度處分別安裝鋼筋應力計以觀測樁身軸力的變化，可以求得不同受力方向樁身側阻隨樁土相對位移的變化.

從圖4可以看出，荷載箱上部樁身側阻隨樁土相對位移和荷載箱樁身下部側阻隨樁土相對位移的變化趨勢有所不同，荷載箱下部側阻隨位移的變化速度相比于荷載箱上部側阻隨位移的變化更加緩慢，可能是受到端部位移的變化影響了側阻的發揮速度，但是不管是否注漿，荷載箱下部的極限側阻都大于荷載箱上部的極限側阻.規范［17］給出自平衡測試方法的抗壓極限承載力公式，

圖4 荷載箱上、下的單位側阻-樁土相對位移變化曲線Fig.4 Side resistance vary with upwards and downwards displacement

3.4 側阻與十字板剪切強度的關系

通過地質勘查的方法估測樁的承載力具有重要的現實意義，十字板剪切試驗在原位測試中經常運用，圖5 給出十字板剪切強度與實測極限側阻qsu的關系.圖中，h為深度.

從圖5可以看出，隨著深度的增加，十字板試驗的剪切強度近似呈線性的變化，對應于深度為20～30、30～40、40～45、45～49m 時十字板剪切強度的平均值分別為30.67、46.90、55.27、65.67kPa.過去的研究表明，qsu與su呈線性關系，對于黏性土來說，

式中：α為經驗系數.

根據樁身軸力的實測結果進行計算，注漿前20～30、30～40、40～45、45～49m 范圍內極限側阻分別為17.40、26.77、35.02、41.91kPa，分別為對應深度處十字板剪切強度的0.56、0.57、0.63、0.64倍，α 的取值在0.6 左右且具有較好的擬合度.可見，當α的取值合理時，通過十字板剪切強度進行灌注樁極限側阻的估計具有較高的精度，誤差最大為6.7%，Reese等［18］建議的取值范圍是0.4～0.9，與本文的試驗結果一致.

圖5 實測側阻與十字板剪切強度的關系Fig.5 Relationship between measured side resistance and undrained vane-shear strength

3.5 動力觸探與側阻的關系

為了更好地研究圓礫混卵石層的側阻，在自平衡試驗前對不同深度處的圓礫混卵石層進行動力觸探試驗，采用重型動力觸探（63.5kg）并記錄每10cm的擊數N.

從圖6可以看出，隨著深度的增加，動力觸探的擊數和實測的單位側阻均呈增大的趨勢，N 為25～42；同時可以看出，側阻和動力觸探擊數呈正相關性，且可以用線性關系進行表述.最新工程地質手冊［19］給出打入樁的qsu與N 的關系，對鉆孔灌注樁的研究較少.為了探究機械成孔鉆孔灌注樁樁周為圓礫層時qsu與N 的關系，對實測極限側阻與動力觸探擊數進行擬合，得到圓礫混卵石層中qsu與N的關系為

圖6 動力觸探與側阻的關系Fig.6 Relationship between measured side resistance and dynamic sounding（63.5kg）hits N

式（4）擬合的相關系數為0.86，由于式（4）的N 是在25～32處的擬合，式（4）有一定的使用范圍.可見，對于圓礫混卵石層中極限側阻的估值，可以采用動力觸探（63.5kg）的方法進行估算，圓礫混卵石層中極限側阻的估算還需大量工程實測數據的驗證.

4 結 論

（1）注漿后的荷載箱向上及向下荷載-位移曲線的變化更加緩慢，樁端位移為20mm（1%D，其中D為樁徑）左右時，端阻達到極限狀態.未注漿樁和注漿樁的極限端阻分別為2 834、3 561kPa，注漿后端阻的提高幅度為25.7%.

（2）樁身側阻隨著樁土相對位移的增大呈先增大后保持穩定的趨勢，淤泥質粉土層、黏土夾粉砂層、圓礫混卵石層的側阻在樁土相對位移為1.5～3mm時達到穩定.注漿能夠提高樁端以上一定深度的樁身側阻，在圓礫混卵石層中側阻的提高幅度為18%左右.

（3）荷載箱上下的側阻隨位移的變化模式不同，圓礫混卵石層中未注漿樁和注漿樁的λ取值分別為0.92、0.91.

（4）樁的qsu與su呈線性關系，α 的取值約為0.6，且具有較好的擬合度.

（5）圓礫混卵石層中qsu與N 有一定的相關性，可用公 式qsu＝2.53 N ＋53.7 對 樁 身 極 限 側 阻 進行估計.

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