壓力注漿螺旋鋼管樁抗拔承載性能試驗研究

宗鐘凌，莊瀟軒，黃蘊晗，曹 博，朱建國, 2

(1. 江蘇海洋大學 土木與港海工程學院，江蘇 連云港 222002; 2. 江蘇省海洋工程基礎設施智能建造工程研究中心，江蘇 連云港 222002; 3.江蘇省海洋資源開發研究院(連云港)， 江蘇 連云港 222002)

螺旋鋼管樁因具有施工速度快、對環境影響小等特點，被廣泛應用于房建、路橋、港口、輸電塔架等工程領域。其樁身由焊接著一個或多個螺旋葉片的中心鋼管構成，通過對鋼管頂部施加下壓動力與旋轉扭矩安裝到地下，可利用旋轉扭矩對其軸向承載性能進行經驗評估[1]。

海相軟土地區螺旋鋼管樁存在承載力低、樁身易腐蝕等問題。另外，當海相軟土層較厚時，受壓鋼管樁身易發生失穩破壞[2]。為解決此類問題，目前多采用注漿技術提高樁基承載及耐腐蝕性能。

Sabatini等[3]依據微型樁成樁與注漿方式的不同將其劃分為A類(重力灌漿)、B類(壓力后注漿)、C類(二次壓力注漿)和D類(多次壓力注漿)。Elaziz[4]在前四類微型樁的基礎上提出了E類微型樁，即空心桿下鉆旋噴同步注漿微型樁。借鑒微型樁成樁與注漿技術，國內外學者對螺旋鋼管樁進行了改進。趙成昆等[5]設計了注漿螺旋樁，采用旋進同步注漿工藝成樁，并驗證了工藝的可行性；趙宇[6]采用壓力后注漿以提高螺旋鋼管樁抗壓承載性能，通過模型試驗驗證了后注漿工藝的可行性，但后注漿對樁基極限承載力的提升有限；Vickars等[7]設計了一種重力灌漿螺旋鋼管樁，該類樁旋進過程中利用擠土板成孔，同時借助水泥漿自重將孔注滿，重力灌漿后樁身結構剛度和耐腐蝕性能得到改善，但成樁過程較復雜，成本較高，且易產生負摩阻力；Srijaroen等[8]提出了水泥土螺旋鋼管樁，采用分階段成樁的方式，即先形成水泥土攪拌樁，再旋入螺旋樁加勁，通過現場試驗驗證了該樁型承載性能要優于螺旋鋼管樁，但施工工序繁瑣，實際工程應用范圍有限；Mansour等[9-10]研發了一種壓力注漿螺旋樁，通過室內試驗與數值模擬研究了該樁在砂土中的承載性能，證明了旋進與壓力注漿同步成樁方法能夠顯著提升樁基的抗壓承載力，但研究僅限于砂土中模型樁，現場足尺樁的成樁可行性及效果需進一步驗證，黏性土中樁基的承載機理和性能尚需進一步研究。

針對海相軟土地區螺旋鋼管樁承載力低及腐蝕問題，提出一種新型壓力注漿螺旋鋼管樁，通過現場足尺樁基試驗驗證成樁工藝的可行性，并研究螺旋葉片的直徑與排布方式等因素對其抗拔承載性能的影響，將試驗結果和現行規范抗拔極限承載力計算結果進行對比分析。

1 試驗概況

1.1 工程地質條件

試驗地點位于江蘇省連云港市區，該區域地勢平坦，其地層情況具有代表性。經地質勘查測得在埋深15 m范圍內的地基土層可以劃分為6個工程地質層：①層為素填土，深度范圍約為1.2～1.4 m，松散，稍濕，以黏性土為主，性狀較差。②層為黏土，深度范圍為0.9～1.4 m，厚度薄，土層穩定，壓縮性中-高，工程性能差。③層為淤泥，深度范圍為7.9～8.0 m，厚度薄，土層較穩定，壓縮性高，工程性能極差。④層為含砂姜黏土，深度范圍為1.0～1.2 m，厚度薄，土層穩定，壓縮性中等，工程性能一般。⑤層為黏土，深度范圍為2.0～2.2 m，厚度較大，土層穩定，壓縮性中等，工程性能良好。⑥層為含砂姜黏土，深度范圍為1.0～1.2 m，厚度薄，土層穩定，壓縮性中等。地質剖面圖如圖1所示，各土層的物理力學性能指標見表1。

圖1 現場地質剖面圖Fig. 1 Geological profile of test field

表1 土層物理力學性質指標Tab. 1 Physico-mechanical properties indices of soil layer

1.2 試驗樁設計

現場試驗樁共設計5根足尺樁，包括螺旋鋼管樁HP、空心桿微型樁HM，三根壓力注漿螺旋鋼管樁PGHP1、PGHP2、PGHP3。試驗樁的構造設計如圖2所示。5根樁主軸鋼管外徑d均為89 mm，每節樁身長度均為3 m、3 m、3 m、3 m、2 m，通過精加工高強螺栓與空心螺桿進行連接，可以保證連接處的氣密性，確保注漿效果；注漿孔位于最下部螺旋葉片上方，開孔方式為對稱式開孔，孔徑4 mm；螺旋葉片直徑D按照3倍鋼管直徑d設計，葉片間距S按照3倍螺旋葉片直徑D設計。參數詳見表2。

圖2 試驗樁構造設計示意Fig. 2 Schematic diagram of pile components

表2 試驗樁設計參數Tab. 2 Design parameters of piles

1.3 現場成樁

壓力注漿螺旋鋼管樁的成樁過程如圖3所示，主要包括以下幾個步驟：① 首段引導部分鋼管(a)的安裝，頂部連接件與鉆機對接，樁尖對準施工點位，樁身保持垂直；② 同步注漿下壓旋樁，旋進動力裝置與注漿設備一體，利用主軸鋼管進行注漿，實現壓力注漿與螺旋鋼管旋進同步；③ 安裝延長段鋼管(b/c)，通過其底部的高強螺桿與首段引導部分鋼管頂部連接，上部連接件與鉆機對接，確保垂直度，之后重復步驟②；④ 繼續安裝延長段鋼管直至達到設計深度。整個安裝過程保持勻速，旋樁速度控制在1.0～1.5 m/min，注漿方式應用壓力注漿，水泥凈漿液密度1.55 g/m3，水灰比為0.5，注漿壓力控制在0.6 MPa，預期安裝完成后整個螺旋鋼管應被水泥土柱完全包裹，成樁后效果示意如圖4所示。

圖3 壓力注漿螺旋鋼管樁成樁過程示意Fig. 3 Construction process diagram of PGHP

圖4 成樁示意Fig. 4 Schematic diagram of pile forming

1.4 試驗方案

試驗樁布置如圖5所示。加載方式采用慢速維持荷載法，通過液壓千斤頂與反力梁對樁頂提供上拔力，并通過位移傳感器測量樁頂位移，加載裝置如圖6所示。依據建筑樁基技術檢測規范[11]，試驗出現如下情況之一即可中止加載：

1) 某級荷載作用下，樁頂上拔量大于前一級上拔荷載作用下的上拔量5倍；

2) 按樁頂上拔量控制，累計樁頂上拔量超過100 mm。

圖5 樁位布置Fig. 5 Pile location layout

圖6 加載裝置Fig. 6 Loading device diagram

2 試驗結果及分析

2.1 抗拔極限承載力分析

樁基抗拔荷載—位移曲線如圖7所示。對于鋼管直徑小于300 mm的樁，由于軸向剛度的可變性，可采用與圖形構造相關的Mansur和Kaufman[12]與Butler和Hoy[13]失效準則，前者將樁的極限承載力定義為上拔力—位移曲線的破壞階段的切線延伸部分與初始直線部分延伸之間的交點所對應的載荷，后者取曲線斜率為0.14 mm/kN處切線延伸部分與初始直線部分延伸之間的交點所對應的上拔力。同時依據JGJ106—2014[11]，陡變型曲線可根據上拔量隨荷載變化的特征確定，取陡變起始點對應的荷載值為極限荷載。按照上述失效準測和判據，試驗樁抗拔極限承載力的試驗結果如表3。

圖7 上拔力—位移曲線Fig. 7 Uplift load-displacement curves

表3 抗拔極限承載力Tab. 3 Uplift bearing capacity

由圖7可知，相同荷載條件下壓力注漿螺旋鋼管樁的位移量要明顯小于螺旋鋼管樁，表明采用旋進同步注漿成樁工藝能夠顯著提高樁基的豎向抗拔剛度；壓力注漿螺旋鋼管樁的抗拔極限承載力明顯高于螺旋鋼管樁，其中PGHP1的抗拔極限承載相較于HP提高了約137%，說明采用旋進同步注漿工藝能夠顯著提高螺旋鋼管樁的抗拔極限承載力。

為確定水泥土柱的成型情況，對現場抗拔承載性能較高三根樁PGHP1、PGHP2和PGHP3進行開挖，開挖深度約為3 m，開挖后的樁徑剖面如圖8所示。

圖8 現場樁徑開挖剖面圖Fig. 8 Pile diameter excavation profile

通過卷尺測量直徑與線繩測量水泥土半周長兩種方式得到水泥土柱直徑平均值(后面簡稱黏結直徑Db)，分析螺旋葉片直徑與排布方式對黏結直徑Db的影響。實測PGHP2與PGHP3的黏結直徑Db分別為0.32 m與0.27 m，相較于兩根樁的螺旋葉片直徑D4分別提高了23%與35%，同時PGHP2的螺旋葉片直徑相較于PGHP3增加了30%，PGHP2的抗拔極限承載力對比PGHP3提高了約9.3%，表明螺旋葉片直徑與水泥土柱直徑呈正相關。依據現場實測樁徑，建議壓力注漿螺旋鋼管樁水泥土直徑為螺旋葉片直徑的1.0～1.1倍。

HM、PGHP1、PGHP2的螺旋葉片數量分別為0個、3個與7個。由表3可知，PGHP1的抗拔極限承載力相較于HM提高了約9%，PGHP2的抗拔極限承載力相較于PGHP1提高了約13.6%，由于螺旋葉片被水泥土包裹，承載力增加部分主要由水泥土樁側摩阻力提供，這進一步表明在淤泥層增設螺旋葉片可以使壓力注漿螺旋鋼管樁的水泥土樁身成型更為飽滿，使水泥土柱的成樁柱體更加完整。

2.2 壓力注漿螺旋鋼管樁承載力計算

與螺旋鋼管樁的承載力機理不同，壓力注漿螺旋鋼管樁抗拔承載力主要由側摩阻力提供。基于試驗假定螺旋鋼管被水泥土柱完全包裹，因此壓力注漿螺旋鋼管樁極限抗拔承載力計算可以簡化為微型樁計算模型，如圖9所示。

圖9 抗拔承載力計算模型Fig. 9 Calculation diagram of uplift bearing capacity

對于微型樁承載力計算，FHWA建議的計算公式為：

PG=πDbαbondLb(1)

αbond=αsu(2)

式中：PG為水泥土柱側摩阻力，kN；Db為黏結直徑，m；αbond為黏結強度，kN/m2；Lb為黏結長度，m；α為黏結系數。

同時，參考港口工程樁基規范[14]中對于抗壓與抗拔承載力間的關系，在此基礎上引入了修正系數，式(1)修改為

PG=λπDbαbondLb(3)

式中：λ為抗拔修正系數(無量綱參數，本文取值0.8)。

綜上，壓力注漿螺旋鋼管樁的抗拔極限承載力為：

Qu=PG+Wc=λπDbαsuLb+Wc(4)

式中：Qu為壓力注漿螺旋鋼管樁抗拔極限承載力，kN；Wc為水泥土自重，kN。

對于壓力注漿微型樁，FHWA建議黏結系數α取值為0.6～0.8。但Elaziz等[15]認為采用同步旋進注漿的方式成樁，水泥漿成樁效果更好，其強度遠大于二次注漿的水泥漿體，說明FHWA建議的黏結系數取值過于保守，建議將黏結系數α調整為0.9～1.0。本文設計的PGHP與Elaziz提出的E類樁成樁方式相似，壓力注漿螺旋鋼管樁因螺旋葉片的存在能夠形成更大的成樁直徑，分別按照FHWA與Elaziz提出的黏結系數α取值，結合式(4)進行計算，結果見表4。

表4 壓力注漿螺旋鋼管樁計算值Tab. 4 Calculation value of the pressure grouted helical pile

由表4對比可見，FHWA建議黏結系數α計算得到的樁基抗拔極限承載力與試驗值偏差約為24%，Elaziz建議黏結系數α計算得到的樁基抗拔極限承載力與試驗值偏差約為6.3%，表明壓力注漿螺旋鋼管樁與E類微型樁承載性能接近，且均具有較好的抗拔承載性能。

3 結 語

提出了一種壓力注漿螺旋鋼管樁，通過現場試驗研究了樁基抗拔承載性能，主要結論如下：

1) 壓力注漿螺旋鋼管樁的抗拔極限承載力與抗拔剛度明顯優于螺旋鋼管樁，旋進同步注漿成樁工藝可行，可適用于現場成樁；

2) 螺旋葉片的直徑與黏結直徑呈正相關，增大螺旋葉片直徑能夠提高黏結直徑，適當增加螺旋葉片的數量能夠使水泥土柱的成型更為飽滿；

3) 對于壓力注漿螺旋鋼管樁抗拔極限承載力計算，FHWA建議的黏結系數較為保守，Elaziz對于E類微型樁建議的黏結系數較為合理，計算結果與試驗結果吻合較好。