基于載荷試驗的振沉鋼管樁承載力研究

蔣益平張爾海沙麗新李衛超章蘇亞李 崧龐玉麟金 易

（1.上海市城市建設設計研究總院（集團）有限公司，上海 200125；2.上海浦東工程建設管理有限公司，上海 201210；3.同濟大學土木工程學院，上海 200092；4.上海公路橋梁（集團）有限公司，上海 200433；5.上海同納建設工程質量檢測有限公司，上海 200063）

0 引言

隨著各地工程規模、要求、難度的增大，具有沉降量小、承載力高、抗震能力好等優點［1］，應用已非常廣泛。其中樁的豎向抗壓極限承載力（下文簡稱承載力）是樁基礎設計的一個重要指標，例如一些學者［2-3］報道的因樁承載力不足引起建筑物沉降過大或無法正常施工的案例，因此如何確定單樁承載力一直是備受關注的話題。研究表明［4］，單樁豎向抗壓極限承載力受樁周土物理力學性質、樁的幾何尺寸、成樁工藝、休止時間等因素的影響。

對于預制樁，存在靜壓沉樁、錘擊沉樁和振動沉樁三種主要沉樁工藝，其中主要通過振動降低樁周土阻力、驅動樁下沉的振動沉樁工藝導致的土阻力下降和孔隙水壓力上升現象十分明顯［5-7］。這也導致了液壓免共振錘沉鋼管樁的極限承載力有別于錘沉樁和靜壓樁［8-10］。且當孔隙水壓力消散時，樁的承載力隨時間上升的趨勢也有所不同［11-14］。但目前各規范對使用振動沉樁工藝的樁承載力的說明和規定依然較少，多數規范對預制樁承載力的計算仍是基于錘擊沉樁和靜壓沉樁工藝的相關經驗。

本文將對我國各規范推薦的敞口鋼管樁承載力確定方法進行總結比較，并通過上海地區開展的現場靜載荷試驗結果展開討論。此外，本文對比了不同規范給出的設計承載力之間的差異，進一步圍繞液壓免共振錘沉鋼管樁休止期對承載力的影響進行了討論。

1 當前設計方法

樁基承載力的確定方法主要有根據原位試驗確定和根據經驗公式估算兩種方法，其中原位試驗一般以靜載試驗作為最主要的承載力判定依據，也是最有說服力的確定方式；而經驗公式則是通過式（1）進行計算，在計算時不同規范會根據樁身材料、樁長、樁周土性質及沉樁工藝等因素對承載力Q或其中某部分參數進行修正。

式中：up是樁的周長；Ap是樁的凈截面積；li是樁與第i層土沿深度方向上的接觸長度；τi是第i層土的極限側摩阻力標準值；q是樁端土的極限端阻力標準值。

本文將對我國常用規范推薦的單樁承載力確定方法進行簡述和對比。

1.1 根據靜載試驗

關于靜載試驗的相關規定，本文將根據《建筑地基基礎設計規范》（GB 50007—2017）［15］（以下簡稱“地基規范”）、上海市工程建設規范《地基基礎設計標準》（DGJ 08-11—2018）［16］（以下簡稱“上海規范”）、《建筑基樁檢測技術規范》（JGJ 106—2014）［17］（以下簡稱“基樁規范”）、《碼頭結構設計規范》（JTS 167-4—2012）［18］（以下簡稱“碼頭規范”）、《公路橋涵施工技術規范》（JTG/T F50—2011）［19］（以下簡稱“公路施工規范”）和《鐵路工程基樁檢測技術規程》（TB 10218—2019）［20］（以下簡稱“鐵路檢測規范”）共6本規范進行討論。

由于沉樁過程會對樁周土造成較大的擾動甚至破壞，樁周土體孔隙水壓力上升。而隨沉樁后孔隙水壓力的消散，土體強度逐漸恢復從而使樁的極限承載力隨時間逐漸提高。不同規范規定的休止時間如表1所示。可見，砂土地基中樁基所需的休止時間不超過黏土的一半，這與土體的滲透性有很大的關系。

表1 不同規范對預制樁休止時間的規定Table 1 The commended rest duration in codes

目前工程上，振動沉樁試樁的休止時間普遍采用錘擊沉樁和靜壓沉樁工藝的相關經驗。上海地區采用液壓免共振錘沉鋼管樁施工工藝，多個項目靜載荷試驗實測數據顯示，休止期28 d對應的振沉樁承載力低于設計計算值，部分試樁承載力不足設計計算值的80%；而嘉興某市政項目沉樁后60 d樁的承載力仍低于設計計算值。由此可見，液壓免共振錘沉鋼管樁施工工藝的休止時間值得進一步研究。

通過靜載試驗得到樁的荷載Q和沉降s的關系曲線后，可通過曲線的情況確定試樁的承載力。一般規范中常見的確定方法依據有：

（1）取Q-s曲線發生明顯陡降的起始點對應荷載值（圖表中簡稱方法1，如圖1（a）所示）；

（2）取s-lgt曲線尾部出現明顯向下彎曲的前一級荷載值（圖表中簡稱方法2，如圖1（b）所示）；

圖1 靜載試驗確定承載力方法示意圖Fig.1 The illustration of capacity determination by static load tests

（3）經24 h尚未達到試樁沉降相對穩定時取前一級荷載值（圖表中簡稱方法3）。

各規范規定的承載力確定方法如表2所示，可見所有規范均推薦方法1確定樁的承載力。

表2 通過靜載試驗確定承載力的方法Table 2 Capacity determination by static load tests

對于緩變型Q-s曲線，大部分規范均認為可取樁頂沉降達一定值時對應的荷載，但不同規范對于該沉降值的規定有差異。例如，地基規范中取s＝40 mm所對應的荷載值，當樁長大于40 m時，宜考慮樁身的彈性壓縮。上海規范在地基規范的基礎上，更多地考慮了樁身材料的壓縮變形，認為混凝土樁宜取s=40 mm對應荷載，鋼樁和超過40 m長的混凝土樁應考慮樁身彈性壓縮。基樁規范和鐵路規范則考慮了樁徑對樁豎向受荷特性的影響，除取s=40 mm對應的荷載值外，對于Dt（Dt為樁端直徑）大于或等于800 mm的樁，可取s等于0.05Dt對應的荷載值，當樁長大于40 m時，宜考慮樁身彈性壓縮。

1.2 根據規范計算

根據原位鉆探、室內土工試驗，結合當地工程經驗，勘察報告會提供各土層的樁側極限摩阻力τi和樁端極限端阻力q。根據勘察報告提供的參數，設計人員可按地基規范、上海市工程建設規范《巖土工程勘察規范》（DGJ 08-37—2018）［21］（以下簡稱“上海巖土規范”）、《港口工程樁基規范》（JTJ 254—2109）［22］（以下簡稱“港口規范”）、《建筑樁基技術規范》（JGJ 94—2008）［23］（以下簡稱“樁基規范”）和《公路橋涵地基與基礎設計規范》（JTG 3363—2019）［24］（以下簡稱“公路規范”）、《鐵路橋涵地基和基礎設計規范》（TB 10093—2017）［25］（以下簡稱“鐵路規范”）等規范在式（1）基礎上結合分項系數、折減系數等估算預制樁的承載力設計值。

對于敞口管樁，港口規范對敞口管樁的樁端承載力進行了折減，其折減主要是根據其樁身材料、樁徑、樁身入土深度和樁端進入持力層深度四個因素綜合確定的。其中對于混凝土管樁的折減較鋼管樁低、對小直徑樁的折減較大直徑樁低、對進入持力層深度小的樁較進入持力層深度大的樁低。上海巖土規范和樁基規范中提出了敞口鋼管樁端土塞效應系數，該系數通過樁端進入持力層深度和樁徑，對樁端土塞效應進行了估計，并對樁端阻力進行了修正。

針對振動沉樁對承載力的影響，公路規范和鐵路規范根據不同樁徑、不同土類型給出了影響系數，見表3，其中D是樁徑。該系數代表了振沉樁與同場地靜壓樁和打入樁的承載力比值。在設計時，分別對樁側極限摩阻力和樁端極限端阻力乘以表中對應系數進行修正。目前這一影響系數還未被地基規范、上海巖土規范提及。

表3 振沉影響系數Table 3 The coefficient of vibratory driving

從表3中可以看出，多數情況下振動沉樁會降低樁的承載力，僅當樁徑不大于0.8 m的砂土場地中，振動沉樁承載力較打入樁和錘擊樁更高。由于上海地區典型土層分布以黏土為主，若持力層不是密實砂土，采用振動沉樁工藝的鋼管樁承載力將低于打入樁和靜壓樁；上海市政工程中鋼管樁樁徑一般不大于0.8 m，如采用公路規范和鐵路規范設計，則振沉鋼管樁黏性土的側摩阻力低于同直徑的鉆孔灌注樁側摩阻力，上述影響系數有值得探討之處。

1.3 小結

根據靜載試驗確定單樁承載力時，在Q-s曲線存在明顯陡降的情況下，我國各規范對極限承載力的確定方法一致。但各規范對于靜載試驗休止期的建議尚無定論，且未專門針對振沉樁提出推薦值。

在估算樁的承載力值方面，各規范考慮的影響因素各不相同。但僅公路規范和鐵路規范考慮了振動沉樁對承載力的影響，這兩部規范中指出大部分情況下振沉樁承載力低于相同條件的靜壓樁和打入樁。

2 現場靜載荷試驗

為對比討論不同規范推薦的單樁承載力確定方法，本文結合上海某實際工程項目開展的液壓免共振錘沉鋼管樁試驗結果進行分析。

本文討論的試樁為同一承臺下兩根相鄰的工程樁TP42和TP72。兩根樁均為直徑700 mm、總長49.7 m的敞口鋼管樁，壁厚12～16 mm。經免共振高頻液壓振動錘分節沉至設計標高，沉樁過程未能形成土塞，即鋼管樁內土體表與樁外地表基本齊平。樁位處地基土沿樁身共劃分10個土層（亞層），樁底貫入第⑦2-2層8.3 m。場地各土層分布情況見圖2，各土層的物理力學指標、樁側極限側阻力和極限端阻力如表4所示。

表4 場地土層相關參數Table 4 Parameters of field stratums

圖2 試樁位置的靜力觸探端阻力曲線圖Fig.2 Cone resistance of cone penetration test close to test piles

沉樁完成后分別對同承臺下兩根工程樁TP42和TP72各進行一次加載，其中TP42試樁的休止期為42d、TP72試樁為72d。兩根試樁的加載通過錨樁法。

兩次加載試驗得到的樁頭處荷載-沉降曲線如圖3所示，通過表2中方法1可知TP42的單樁承載力為6030 kN。由于TP72在7000 kN荷載下仍未出現破壞跡象，說明TP72承載力不低于7000 kN，在后續討論中按照下限7000 kN作為其承載力進行討論。從上述分析中可以看出，TP72相較TP42提高了至少16%；對比表1中一般15～28 d的休止期規定，42～72 d實測的承載力明顯較高，說明振沉樁與打入樁和靜壓樁相比，具有更長的時效性現象，即振沉樁若需發揮相同承載力需要的休止期較靜壓樁和打入樁更長。為實現樁基承載力在通常規定的28 d內達到設計值，本研究發現應重點采取能提高樁端土塞效應的措施或方法，如后注漿等。

鋼管樁樁身的彈性壓縮量與試樁荷載、樁長、鋼管樁材料模量等相關，可按加載曲線的回彈量取值。根據圖3中試驗數據可知，兩試樁最大沉降量分別為48.61 mm和71.94 mm，而卸載后的殘余變形分別為11.44 mm和42.01 mm，可認為樁身彈性壓縮變形最大分別為37.17 mm和29.93 mm，即分別為總沉降量的76%和42%。需要說明的是，樁身壓縮量占總沉降量的比例與樁身殘余變形大小有關，也與樁端是否有刺入變形及刺入變形多少有關，即刺入變形越大，樁身彈性壓縮變形占比越小。工程中可以通過鋼管樁填混凝土芯減少鋼管樁的樁身壓縮量。

圖3 荷載-沉降曲線Fig.3 Load-settlement curves

通過上述地勘報告推薦極限樁側阻力和極限樁端阻力，可根據式（1）結合各規范計算公式，得到估算的樁基承載力。計算說明如下：

（1）公路規范對土塞效應折減適用最小樁徑為1.2 m，本次鋼管樁直徑較小，參考樁基規范取土塞效應系數；

（2）考慮到試樁進入持力層深度大，港口規范的樁端承載力折減系數取0.85；

（3）由于各規范中分項系數不同，現將各規范得到的設計值、標準值和容許值換算為同規范中靜載試驗確定的極限承載力值。

依據各規范計算的極限承載力、靜載試驗確定值如圖4所示，港口規范和鐵路規范計算值最大，公路規范和上海巖土規范計算值最小，計算的最大差值約675 kN，小于上海巖土規范計算值的10%。對于直徑700 mm的敞口鋼管樁，由于樁端土層為⑦2-2層粉砂，考慮震動影響的公路規范計算值稍大于上海巖土規范計算值，鐵路規范由于未考慮土塞效應，偏差相對較大。

圖4 各方法估算標準值與靜載試驗確定值對比Fig.4 Comparison on capacity by estimation and static load tests

以休止期為42 d時靜載試驗確定的承載力為基準，試樁承載力均小于各規范的計算值。在休止期達到72 d時，單樁承載力相較42 d時已有明顯增長，達到了公路規范和上海巖土規范計算值。

結合上海其他市政工程試樁結果，說明現有振沉鋼管樁極限承載力計算方法有值得改進之處；當樁端持力層為密實砂土時，對于直徑700 mm的敞口鋼管樁，采用公路規范和上海巖土規范的計算公式是較合理的，但應注意公路規范中土塞效應系數取值。

3 結論

本文通過對我國多部規范中單樁豎向抗壓承載力確定方法的介紹和對比，以及靜載荷試驗結果的分析，得到了以下結論：

（1）對比各規范，港口規范和鐵路規范計算值最大，公路規范和上海巖土規范計算值最小，計算的最大差值約675 kN，小于上海巖土規范計算值的10%。

（2）休止期從42 d增加到72 d，振沉樁承載力提升不少于16%。休止42 d時，樁的承載力無法達到規范的計算值；休止期達72 d時，樁基承載力達到公路規范和上海巖土規范的計算值。

（3）目前我國規范尚未針對振沉樁靜載試驗休止期給出明確的規定，本文試驗結果顯示振沉樁的休止期不應少于42 d，該建議值高于目前規范對靜壓樁和打入樁的推薦休止期。為實現樁基承載力在通常規定的28 d內達到設計值，建議采取能提高樁端土塞效應的措施或方法，如后注漿等。

（4）現有振沉鋼管樁極限承載力計算方法有值得改進之處；當樁端持力層為密實砂土時，對于外徑700 mm的敞口鋼管樁，采用公路規范和上海巖土規范的計算公式是較合理的，但應注意公路規范中土塞效應系數取值，建議取0.8。

（5）約50 m長的鋼管樁樁身彈性壓縮變形最大可達37.17 mm，可達最大荷載時總沉降量的76%。樁身壓縮量占總沉降量的比例與樁身殘余變形大小有關，也與樁端是否有刺入變形及刺入變形多少有關，即刺入變形越大，樁身彈性壓縮變形占比越小。