豎向高荷載作用下大直徑超長(zhǎng)鉆孔灌注樁承載性能試驗(yàn)

桑偉鋒

1.河南省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院股份有限公司，鄭州 450052；2.河南省交院工程檢測(cè)科技有限公司，鄭州 450052

0 引 言

隨著超高層建筑和大跨度橋梁的不斷涌現(xiàn)，大直徑超長(zhǎng)鉆孔灌注樁[1--4]在中國(guó)己被廣泛使用，雖然國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)大直徑超長(zhǎng)灌注樁的荷載傳遞機(jī)理進(jìn)行了一定的研究，但研究還不夠深入，其承載性能還有待進(jìn)一步研究。

超高層建筑和大跨度橋梁的樁基需要具備極大的承載能力，但現(xiàn)行規(guī)范中關(guān)于大直徑超長(zhǎng)鉆孔灌注樁的設(shè)計(jì)理論依然根據(jù)中小直徑樁的計(jì)算理論，按經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行簡(jiǎn)單的修正，而并非以其承載變形機(jī)制為基礎(chǔ)，并沒(méi)有考慮高荷載作用下超長(zhǎng)樁承載性能的差異。大直徑超長(zhǎng)鉆孔灌注樁的荷載傳遞特性[5--12]、側(cè)摩阻力和樁端阻力發(fā)揮特性跟上部結(jié)構(gòu)形式、荷載大小、地層巖性及水文地質(zhì)條件等眾多因素相關(guān)。

筆者通過(guò)鄭州機(jī)場(chǎng)至西華高速公路一期工程現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)，獲得了實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，分析了豎向高荷載作用下大直徑超長(zhǎng)鉆孔灌注樁在各土層中的樁側(cè)摩阻力、樁端阻力及荷載傳遞特性，并得出了結(jié)論，為從理論上進(jìn)一步研究大直徑超長(zhǎng)鉆孔灌注樁的承載性能以及大直徑超長(zhǎng)鉆孔灌注樁的工程設(shè)計(jì)和實(shí)踐，提供了重要的參考。

1 工程概況

擬建鄭州機(jī)場(chǎng)至周口西華高速公路項(xiàng)目位于河南省腹地，經(jīng)鄭州、開(kāi)封、許昌和周口4個(gè)地級(jí)市，是《河南省高速公路網(wǎng)調(diào)整規(guī)劃》中的新增高速公路規(guī)劃項(xiàng)目中的重要支撐項(xiàng)目。一期建設(shè)里程106.3 km，雙向四車(chē)道高速公路標(biāo)準(zhǔn)，設(shè)計(jì)速度120 km/h，路基寬28 m。共設(shè)大橋6座，中橋26座，分離式立交51座，天橋6座，通道111道，涵洞120道，互通式立交9處，服務(wù)區(qū)2處，收費(fèi)站5處。

橋梁上部結(jié)構(gòu)采用預(yù)應(yīng)力砼空心板，基礎(chǔ)采用鉆孔灌注樁， 設(shè)計(jì)樁徑為1.5 m，設(shè)計(jì)樁長(zhǎng)為56 m。

試樁場(chǎng)地處于砂崗砂地地貌單元上，地形較平坦，地形條件較簡(jiǎn)單，四周為田地，地面標(biāo)高為79.1～92.7 m。

項(xiàng)目區(qū)地層上部為新生代第四紀(jì)的松散沉積物，巖性以沖積物為主。立體交叉工程場(chǎng)地內(nèi)地層均為第四系全新統(tǒng)和上更新統(tǒng)地層，試樁場(chǎng)地土層分布及物理力學(xué)特性見(jiàn)表1。

表1 場(chǎng)地土層分布及物理力學(xué)參數(shù)

Table 1 Soil layer and physical and mechanical parameters of construction site

層號(hào)巖土名稱(chēng)層底標(biāo)高/m土層厚度/m狀態(tài)側(cè)摩阻力推薦值qik /kPa2--31粉土81.53.5稍密202--32粉土74.56.1中密402--22粉質(zhì)黏土68.56.9可塑452--23粉質(zhì)黏土60.38.2硬塑502--43粉砂58.12.2密實(shí)552--23粉質(zhì)黏土54.43.7硬塑552--23粉質(zhì)黏土45.19.3硬塑603--23粉質(zhì)黏土32.512.6硬塑703--23粉質(zhì)黏土31.01.5硬塑70

試樁場(chǎng)地內(nèi)地下水類(lèi)型以潛水為主，含水層主要為粉土層，為強(qiáng)透水層，水力坡度小，徑流弱。其主要接受大氣降水補(bǔ)給，地下水的排泄主要是蒸發(fā)排泄及人工開(kāi)采排泄。地下水位受氣候因素影響，水位年變幅1.0～2.5 m，勘察期間地下水位埋深為3.4～6.9 m。

試樁場(chǎng)地主要位于黃淮河沖積平原。地勢(shì)較平坦，起伏不大，土層結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單。地層上部為第四系全新統(tǒng)沖洪積地層，巖性以粉土、粉質(zhì)黏土為主，工程地質(zhì)性質(zhì)一般；下部為第四系上更新統(tǒng)沖積地層，巖性以粉質(zhì)黏土、粉土、粉砂及細(xì)砂為主，工程地質(zhì)性質(zhì)較好。綜合工程地質(zhì)條件，該場(chǎng)地工程地質(zhì)條件屬簡(jiǎn)單類(lèi)型。

此處地下水位埋深為3.4～6.9 m，地下水對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)具微腐蝕性。

根據(jù)勘察報(bào)告，此場(chǎng)地涉及到的不良地質(zhì)主要為2--32粉土層的砂土液化。

本項(xiàng)目區(qū)不涉及到特殊性巖土，但由于部分地層中巖土承載力相對(duì)上下地層較軟，而形成軟弱下臥層。如2--22粉質(zhì)黏土(可塑狀)由于其含水量較大，工程地質(zhì)條件較差，表現(xiàn)為軟弱土性質(zhì)。

根據(jù)勘察報(bào)告，項(xiàng)目區(qū)地震動(dòng)峰值加速度為0.10 g,地震動(dòng)反應(yīng)譜特征周期為0.40 s，地震基本烈度VII度。本項(xiàng)目區(qū)域穩(wěn)定性為次穩(wěn)定區(qū)域。

2 試樁靜載試驗(yàn)方案

根據(jù)場(chǎng)地的地質(zhì)條件和設(shè)計(jì)文件要求，初步確定本次試樁靜載試驗(yàn)最大加載量為24 000 kN。根據(jù)本次試驗(yàn)的特點(diǎn)，經(jīng)過(guò)分析采用能夠提供大噸位反力的拉壓錨法，在樁頂面對(duì)稱(chēng)布置6個(gè)500 t的油壓千斤頂，油壓千斤頂?shù)暮狭χ行膽?yīng)與樁軸線重合。

油壓千斤頂通過(guò)6根液壓油管并聯(lián)到多通轉(zhuǎn)換器，多通轉(zhuǎn)換器由一根主進(jìn)油管連接到電動(dòng)油泵。加載時(shí)，電動(dòng)油泵驅(qū)動(dòng)液壓油通過(guò)主進(jìn)油管進(jìn)入多通轉(zhuǎn)換器，多通轉(zhuǎn)換器同時(shí)向6個(gè)千斤頂供油，驅(qū)動(dòng)油壓千斤頂上升。電動(dòng)油泵由樁基靜載儀通過(guò)電壓變頻器自動(dòng)控制，從而實(shí)現(xiàn)自動(dòng)加載。

油壓千斤頂上部布置厚40 mm的鋼板，然后在鋼板上部焊接兩層承載體，以將油壓千斤頂?shù)姆戳鬟f到鋼絞線上。承載體由20 mm厚鋼板焊接而成，承載體1與承載體2約成90°，以承受不同方向錨樁拉力。

每一層鋼絞線沿中線對(duì)稱(chēng)布置，防止豎向靜載試驗(yàn)過(guò)程中，承載體受力不均而傾覆。試驗(yàn)前應(yīng)進(jìn)行預(yù)壓，使每一根鋼絞線張緊，以防止鋼絞線受力不均而破壞。鋼絞線通過(guò)錨固構(gòu)件與錨樁錨固，錨樁錨固構(gòu)件施工前應(yīng)保證鋼絞線的角度適宜。為了減小錨樁試驗(yàn)過(guò)程中上拔裂縫寬度，對(duì)錨樁進(jìn)行了配筋加固。傳遞到錨樁上部的水平荷載通過(guò)水平立柱，傳遞到環(huán)梁上。

圖1 拉壓錨法加載裝置平面圖Fig.1 Diagrams of loading device of tension-press-anchor method

圖2 拉壓錨法裝置靜載試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖Fig.2 Field loading test using tension-press-anchor method

本次單樁豎向靜載試驗(yàn)最大加載量24 000 kN，加載采用慢速維持單循環(huán)法一次逐級(jí)加載，至最大加載量后分級(jí)卸載。由于試樁噸位較大，每級(jí)加載量為最大加載量的1/12，即每級(jí)加載2 000 kN，最大加載量為24 000 kN，第一級(jí)可按2倍的分級(jí)荷載進(jìn)行加載，即第一級(jí)加載4 000 kN，以后每級(jí)加載2 000 kN。試驗(yàn)過(guò)程中的讀數(shù)間隔、穩(wěn)定條件及終止加載條件嚴(yán)格按照規(guī)范《建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106--2014)[13]執(zhí)行。

單樁豎向靜載試驗(yàn)前，采用超聲波透射法進(jìn)行了樁身完整性檢測(cè)，結(jié)果表明樁身完整無(wú)缺陷，為Ⅰ類(lèi)樁。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 Q--S(荷載--沉降)曲線分析

通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)單樁豎向靜載荷試驗(yàn)測(cè)試得到的2根試樁的Q--S曲線如圖3所示。由圖3可知，兩根試樁在整個(gè)加載范圍內(nèi)，樁頂沉降均未出現(xiàn)突然急劇增大的現(xiàn)象，Q--S曲線呈現(xiàn)出較好的一致性,均表現(xiàn)為緩變型，呈現(xiàn)出明顯的摩擦樁的性狀，承載性能相對(duì)穩(wěn)定。

(a)1#試樁；(b)2#試樁。圖3 試樁Q--S曲線Fig.3 Q--S curves of test piles

1#試樁加載到24 000 kN達(dá)到穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，樁頂沉最大降量為32.35 mm，卸載后最大回彈量為14.09 mm，回彈率為43.6%；2#試樁加載到24 000 kN達(dá)到穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，樁頂沉最大降量為35.32 mm，卸載后最大回彈量為15.21 mm，回彈率為43.1%。兩根試樁的回彈率大約均為43%，這表明樁頂沉降大部分來(lái)自于樁身的彈性壓縮，樁的承載力還有較大的發(fā)揮空間。

兩根試樁在整個(gè)加載范圍內(nèi)，樁頂沉降均未出現(xiàn)突然急劇增大的現(xiàn)象，Q--S曲線表現(xiàn)出較好的一致性,均為緩變型，呈現(xiàn)出明顯的摩擦樁的性狀，承載性能相對(duì)穩(wěn)定。兩根試樁的回彈率大約均為43%，這表明樁頂沉降大部分來(lái)自于樁身的彈性壓縮，樁的承載力還有較大的發(fā)揮空間。

3.2 樁身軸力分析

樁身軸力的計(jì)算按以下假定為基礎(chǔ)：①整個(gè)樁身截面積相等；②樁身材料為線彈性；③設(shè)計(jì)孔徑作為計(jì)算孔徑；④鋼筋和混凝土澆筑在一起，二者應(yīng)變協(xié)調(diào)[14--15]。

計(jì)算方法如下：

(1)

(2)

(1)、(2)式中：Pz為某級(jí)荷載作用下樁身某截面的軸向力；Psi為鋼筋計(jì)在某級(jí)荷載作用下所受的壓力；Ec為樁身混凝土彈性模量；A為樁截面面積；Es為鋼筋的彈性模量；As為主筋截面積；K為鋼筋應(yīng)力計(jì)系數(shù)；f0為鋼筋應(yīng)力計(jì)埋設(shè)后加載前的量測(cè)值；fi為鋼筋應(yīng)力計(jì)在某級(jí)荷載作用下的量測(cè)值。

根據(jù)上述假定，結(jié)合材料力學(xué)理論，計(jì)算得出各截面在各級(jí)荷載下土層界面處的樁身軸力。

各截面在各級(jí)荷載下土層界面處的軸力如圖4所示。

由圖4可知，在各級(jí)荷載作用下，樁身軸力隨深度增加而減小，這說(shuō)明樁身軸力由上而下逐步發(fā)揮。樁身軸力曲線大致呈線性分布，曲線的斜率大小反映了各樁身的側(cè)摩阻力的大小，曲線斜率越大，則樁身的側(cè)摩阻力越??；反之則側(cè)摩阻力越大。試驗(yàn)加載初期，由于施加到樁頂上的豎向荷載較小，樁身的側(cè)摩阻力較小，曲線斜率較大曲線較陡，隨著荷載增加，曲線逐步變緩，說(shuō)明樁的側(cè)摩阻力在逐漸發(fā)揮，樁端阻力也隨之不斷增大，這說(shuō)明了各測(cè)試截面軸力隨加載等級(jí)的增加逐漸發(fā)展。

當(dāng)樁頂荷載≤10 000 kN時(shí)，樁端附近側(cè)摩阻力和端阻力幾乎為零，都未發(fā)揮作用，這說(shuō)明大直徑超長(zhǎng)樁樁身的側(cè)摩阻力和樁端阻力是異步發(fā)揮的； 隨著樁頂荷載的增大， 樁身下部逐漸產(chǎn)生軸力，端阻也開(kāi)始逐漸發(fā)揮。當(dāng)1#試樁靜載試驗(yàn)加載至23 000 kN時(shí)，樁端阻力為2 118.61 kN,占極限荷載的9.21%；當(dāng)2#試樁靜載試驗(yàn)加載至24 000 kN時(shí)，樁端阻力為956.78 kN，占極限荷載的3.98%。兩根試樁均呈現(xiàn)出純摩擦樁的特點(diǎn)。

圖4 各級(jí)荷載水平下試樁樁身軸力Fig.4 Axial force of test piles under different loads

3.3 側(cè)摩阻力分析

沿樁身各土層的側(cè)摩阻力qs可根據(jù)下式求得：

(3)

式中：qs為樁側(cè)各土層的摩阻力，kN·m-2；ΔPZ為樁身量測(cè)截面之間的軸力PZ之差值，kN；ΔF為樁身量測(cè)截面之間樁段的側(cè)表面積，m2。

1#試樁和2#試樁在不同荷載水平作用下樁側(cè)摩阻力分布曲線如圖5所示。

由圖5可知，在試驗(yàn)加載初期，樁頂荷載較小，樁側(cè)摩阻力隨荷載的增加而增大。當(dāng)樁頂荷載達(dá)到某一個(gè)值后，樁身上部某些土層的側(cè)摩阻力達(dá)到極限值，而后隨著荷載的增加樁側(cè)摩阻力會(huì)有不同程度的減小，即發(fā)生側(cè)摩阻軟化現(xiàn)象。

由圖5(a)可知，當(dāng)試驗(yàn)加載到18 000 kN 時(shí)，樁身上部的一些土層(2--31稍密粉土、2--32中密粉土、2--22可塑粉黏和2--23硬塑粉黏)的樁側(cè)摩阻力已經(jīng)達(dá)到極限值，而樁身中下部土層的側(cè)摩阻力還未完全發(fā)揮，仍有較大的增長(zhǎng)趨勢(shì)?？梢?jiàn)，樁身上部和下部土層側(cè)摩阻力是一個(gè)異步發(fā)揮的過(guò)程，即上部土層的側(cè)摩阻力比下部土層的側(cè)摩阻力先發(fā)揮。例如當(dāng)試驗(yàn)的加載量≤6 000 kN 時(shí)，上部土層(2--31稍密粉土、2--32中密粉土、2--22可塑粉黏、2--23硬塑粉黏和2--43密實(shí)粉砂)的側(cè)摩阻力已經(jīng)發(fā)揮作用，而下部土層(2--23硬塑粉黏和3--23硬塑粉黏)的側(cè)摩阻力仍為零。

圖5 各土層側(cè)摩阻力隨荷載等級(jí)變化曲線Fig.5 Changing curves of pile lateral friction resistance versus load at different soil layers

由表1可知，試樁場(chǎng)地內(nèi)上部(標(biāo)高為68.5～60.3m)、下部(標(biāo)高為58.1～45.1 m)均分布有2--23硬塑粉黏層。由圖5可知，場(chǎng)地內(nèi)上、下部2--23硬塑粉黏層處樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮特點(diǎn)完全不同，上部2--23硬塑粉黏層處樁側(cè)摩阻力隨著加載水平的不斷提高呈現(xiàn)出先增大后減小最后趨于穩(wěn)定的規(guī)律，而下部2--23硬塑粉黏層處樁側(cè)摩阻力隨著加載水平的不斷提高呈現(xiàn)出一直增大直至某一荷載水平趨于穩(wěn)定的規(guī)律。出現(xiàn)這種規(guī)律的原因主要是：下部2--23硬塑粉黏層處樁受到的土壓力(朗肯土壓力理論)遠(yuǎn)大于上部2--23硬塑粉黏層處樁受到的土壓力，下部2--23硬塑粉黏層處樁受到的土壓力大,則下部2--23硬塑粉黏層處樁側(cè)摩阻力遠(yuǎn)大于上部2--23硬塑粉黏層處；大直徑超長(zhǎng)鉆孔灌注樁樁側(cè)摩阻力是由上而下逐步發(fā)揮的。

由上述可知，樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮與土層性質(zhì)、土層埋深及樁頂荷載水平有關(guān)。

為了進(jìn)一步研究樁側(cè)摩阻力的軟化(強(qiáng)化)效應(yīng)，將最大加載量時(shí)樁側(cè)摩阻力的殘余值除以實(shí)測(cè)樁側(cè)摩阻力極限值得到軟化系數(shù)，將實(shí)測(cè)樁側(cè)摩阻力極限值除以勘察報(bào)告樁側(cè)摩阻力推薦值得到強(qiáng)化系數(shù)，不同土層實(shí)測(cè)樁側(cè)摩阻力極限值、最大加載量時(shí)摩阻力實(shí)測(cè)值和勘察報(bào)告樁側(cè)摩阻力推薦值見(jiàn)表2。

表2 不同土層樁側(cè)摩阻力軟化(強(qiáng)化)系數(shù)

Table 2 Softening and enhanced coefficients of lateral friction resistance in different soil layers

層號(hào)實(shí)測(cè)摩阻力極限值/kPa最大加載量時(shí)摩阻力實(shí)測(cè)值/kPa 1#2#1#2#勘察報(bào)告推薦值/kPa軟化(強(qiáng)化)系數(shù)均值2--3149564050200.852--3267614242400.662--2292865876450.762--23120118105108500.902--431169811395551.952--239711597110551.932--23126128120128602.123--236057605770—3--236979697970—

由表2可知，樁身上部的一些土層如2--31稍密粉土、2--32中密粉土、2--22可塑粉黏和2--23硬塑粉黏都出現(xiàn)了不同程度的軟化現(xiàn)象；樁身下部的一些土層如2--43密實(shí)粉砂、2--23硬塑粉黏出現(xiàn)了不同程度的強(qiáng)化現(xiàn)象，產(chǎn)生強(qiáng)化現(xiàn)象的原因可能是深部土層在巨大的上覆土壓力作用下對(duì)樁身產(chǎn)生了強(qiáng)烈的水平約束；在最大加載條件下，3--23硬塑粉黏層的側(cè)摩阻力未完全發(fā)揮，不具有參考意義。

上述可知，在進(jìn)行大直徑超長(zhǎng)鉆孔灌注樁承載力計(jì)算時(shí)，采用勘察報(bào)告提供的參數(shù)按規(guī)范計(jì)算和實(shí)際承載能力會(huì)有一定誤差，故在實(shí)際計(jì)算超長(zhǎng)樁承載力時(shí)不同深度土層的側(cè)摩阻力應(yīng)乘以相應(yīng)不同的修正系數(shù)。

3.4 樁土相對(duì)位移分析

筆者在計(jì)算樁土相對(duì)位移時(shí)假設(shè)樁周土不發(fā)生位移，則樁土相對(duì)位移即為樁身位移。

1#試樁和2#試樁的樁土相對(duì)位移與樁側(cè)摩阻力關(guān)系曲線如圖6所示。

圖6 樁土相對(duì)位移與樁側(cè)摩阻力關(guān)系Fig.6 Relationship between pile-soil relative displacement and lateral friction resistance

由圖6可知，樁身上部土層(2--31稍密粉土、2--32中密粉土和2--22可塑粉黏)的側(cè)摩阻力隨樁土相對(duì)位移的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的規(guī)律(即加工軟化型)，分析其原因是隨著荷載水平的增加,樁身上部土體的側(cè)摩阻力逐漸增大并達(dá)到極限,此時(shí)土體結(jié)構(gòu)發(fā)生了破壞，之后側(cè)摩阻力出現(xiàn)不同程度的減?。粯渡硐虏客翆?2--43密實(shí)粉砂、2--23硬塑粉黏和3--23硬塑粉黏)的側(cè)摩阻力隨樁土相對(duì)位移的增大呈現(xiàn)出先增大后趨于穩(wěn)定的規(guī)律(即加工硬化型)；樁身上部土層(2--31稍密粉土、2--32中密粉土和2--22可塑粉黏)的側(cè)摩阻力充分發(fā)揮時(shí)對(duì)應(yīng)的樁土相對(duì)位移分別為：8～15 mm、7～12 mm和13～18 mm。通過(guò)樁身上部土層2--23硬塑粉黏和樁身下部土層2--23硬塑粉黏地質(zhì)條件的對(duì)比可以看出，即使是同一類(lèi)土且土的稠度狀態(tài)都相同，但是由于其所處的位置不同，其側(cè)摩阻力完全發(fā)揮所需的樁土相對(duì)位移也不相同。

4 結(jié)論

(1) 大直徑超長(zhǎng)鉆孔灌注樁樁身的側(cè)摩阻力和樁端阻力是異步發(fā)揮的，隨著樁頂荷載的增大，樁身下部逐漸產(chǎn)生軸力，端阻也開(kāi)始逐漸發(fā)揮。本次試驗(yàn)側(cè)摩阻力提供了絕大部分的承載力，在工作荷載下樁端阻力的發(fā)揮空間極其有限，呈現(xiàn)出純摩擦樁性狀。

(2)大直徑超長(zhǎng)鉆孔灌注樁樁側(cè)摩阻力是由上而下逐步發(fā)揮的。根據(jù)試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果結(jié)合朗肯土壓力理論，對(duì)同一土層而言樁身下部處的側(cè)摩阻力要大于樁身上部處的側(cè)摩阻力。在高荷載作用下樁側(cè)上部土層側(cè)摩阻力具有不同程度的軟化現(xiàn)象，而中下部土層側(cè)摩阻力具有不同程度的強(qiáng)化現(xiàn)象。樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮與土層性質(zhì)、土層埋深以及樁頂荷載水平有關(guān)。

(3) 在進(jìn)行大直徑超長(zhǎng)鉆孔灌注樁承載力計(jì)算時(shí)，采用勘察報(bào)告提供的參數(shù)按規(guī)范計(jì)算和實(shí)際承載能力會(huì)有一定誤差，故在實(shí)際計(jì)算超長(zhǎng)樁承載力時(shí)不同深度土層的側(cè)摩阻力應(yīng)乘以相應(yīng)不同的修正系數(shù)。

(4) 樁身上部土層的側(cè)摩阻力與樁土相對(duì)位移曲線呈加工軟化型，樁身下部土層的側(cè)摩阻力與樁土相對(duì)位移曲線呈加工硬化型。