基于黏性土的開閉口管樁承載性狀室內(nèi)試驗對比研究

張明義，管金萍，王永洪，劉俊偉，桑松魁，苗德滋

(1.青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島 266033;2.山東省高等學(xué)校藍色經(jīng)濟區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心，山東 青島 266033)

0 引 言

樁基礎(chǔ)經(jīng)歷了幾千年的發(fā)展，無論是樁基材料和樁類型，還是施工機械和施工方法都有了巨大發(fā)展。如今，樁基礎(chǔ)已被廣泛應(yīng)用于各大建筑工程中，其承載能力對設(shè)計、施工至關(guān)重要，確定樁基礎(chǔ)單樁承載能力最準(zhǔn)確和可靠的試驗方法是單樁豎向靜載試驗[1]。對此諸多專家學(xué)者進行了相關(guān)研究：馮世進等[2]通過對超長鉆孔灌注樁進行單樁靜載荷試驗，研究了黃土地基中超長鉆孔灌注樁的承載性能、樁身軸力傳遞規(guī)律、樁側(cè)阻力和樁端阻力的發(fā)揮性狀；施尚偉等[3]通過大型現(xiàn)場靜載試驗，分析了預(yù)制管樁-攪拌樁復(fù)合地基荷載的傳遞規(guī)律；王衛(wèi)東等[4-5]以現(xiàn)場試驗為基礎(chǔ)，對超長灌注樁和嵌巖樁的承載特性及荷載傳遞機理進行了研究；姜振春[6]通過對軟黏土中超長預(yù)應(yīng)力高強度混凝土(簡稱PHC)管樁進行豎向承載特性試驗，分析了超長PHC管樁承載力機制與傳遞規(guī)律；郭志廣等[7]在深厚軟土地基對超長預(yù)制管樁進行現(xiàn)場靜載試驗，結(jié)合樁身應(yīng)力測試結(jié)果，分析了超長預(yù)制管樁的承載機理和變形特性；S.Rezazadeh等[8]、陳小鈺等[9-10]通過現(xiàn)場試驗，研究了灌注樁的承載特性以及荷載的傳遞規(guī)律。

由于現(xiàn)場試驗工程地質(zhì)條件復(fù)雜、各種不確定性因素較難控制，因此很多學(xué)者對現(xiàn)場比例縮尺進行室內(nèi)模型樁試驗研究。A.D.E.Nicola等[11]借助模型樁試驗，研究了均質(zhì)砂土中模型樁的受力性能；B.M.Lehane等[12]通過在砂土中進行模型槽壓樁試驗，研究了樁徑和壁厚對開口管樁承載性狀的影響；S.Karthigeyan[13]探討了豎向荷載對樁周土體的影響以及樁身荷載的傳遞規(guī)律；葉華真等[14]對不同樁端條件的鋁制樁和木制樁進行承載性狀模型試驗，分析了樁側(cè)摩阻力“折減”的原因；周建等[15-16]對砂土中群樁和單樁進行模型試驗，分析了群樁樁土的宏觀特性以及研究了不同樁徑、不同土體密實度對單樁隨沉降發(fā)揮性狀的影響；孟慶山等[17]考慮不同埋深、砂土顆粒級配等影響因素，分析了軸力、側(cè)摩阻力、端阻力等與樁基埋深、樁周砂土特性等因素的關(guān)系；趙春風(fēng)等[18-19]研究了砂土中組合荷載作用下，模型樁的單樁承載特性；雷金波等[20]通過室內(nèi)模型試驗的方法，對帶帽有孔管樁的承載機制進行了研究;王俊煒等[21]對不同閉口階梯型變截面和等截面管樁進行單樁靜載試驗，對比研究不同截面形式荷載與沉降的關(guān)系。

目前，室內(nèi)試驗研究大多在砂土中進行，而在黏性土中同時對開口樁和閉口樁的承載特性研究有待深入。另模型試驗中研究開口管樁承載特性的較少，目前還沒有專門針對開口管樁內(nèi)側(cè)摩阻力在承載特性中的發(fā)揮展開研究。鑒于此，本文對黏性土中的雙壁開口樁和閉口樁的承載性狀進行室內(nèi)模型對比試驗研究。

1 試驗概況

1.1 土樣制備

試驗用土選擇某工程場地地基的粉質(zhì)黏土層，采用人工與機器相結(jié)合的方法，將3 000 mm×3 000 mm×2 000 mm模型箱中的土樣分層振實均勻。靜置大約30 d后進行壓樁試驗。根據(jù)《土工試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50123—1999)[22]測定模型箱中土樣的物理力學(xué)參數(shù)，具體參數(shù)如表1所示，土樣實物如圖1所示。

表1 土樣物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of soil samples

圖1 土樣

Fig.1 Soil sample

1.2 傳感器安裝

由于試驗?zāi)Ｐ凸軜稑抖说氖芰^大，F(xiàn)BG傳感器均沿管樁樁身方向安裝，總體呈下密上疏分布，從樁端到樁頂傳感器編號依次為1～6號，從距樁端50 mm處開始布置第1個傳感器，其余傳感器距離樁端依次為100，200，400，600，900 mm，其中開口管樁T1內(nèi)外管傳感器位置相同，模型樁傳感器安裝示意圖如圖2所示。FBG傳感器的FC接頭與解調(diào)儀的接線口連接前應(yīng)使用酒精和

圖2 傳感器安裝示意圖Fig.2 Schematic diagram of sensor layout

棉球擦洗干凈，以保證數(shù)據(jù)測量的準(zhǔn)確性。

2 試 驗

本次試驗選用1根開口和1根閉口的模型樁，編號為T1,T2，根據(jù)相似比理論確定管樁的具體參數(shù)如表2所示。模型樁為雙壁鋁制管樁，試樁內(nèi)外壁均通過內(nèi)六角螺栓相連。開口樁端處內(nèi)管與底座之間有微小縫隙，用密封膠填充密封。

表2 管樁參數(shù)Tab.2 Parameters of pipe piles

試驗設(shè)計最外側(cè)的樁距模型箱側(cè)壁900 mm(6.5D)，樁端距模型箱底部700 mm(5D)，因此,本次試驗不考慮邊界效應(yīng)。靜載試驗開始前,樁身有100 mm未入土，試驗測得深度為850 mm范圍的數(shù)據(jù)信息。靜載試驗采用反力梁加載體系，按照《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014)[23]的相關(guān)規(guī)定，試驗采用分級且逐級等量加載的方式，首級加載量為1.4 kN，每級加載量為0.7 kN，當(dāng)樁頂沉降量相對穩(wěn)定時施加下一級荷載，每級荷載保持1 h。當(dāng)某一級荷載下管樁沉降量超過前一級的2倍且長時間未達到相對穩(wěn)定狀態(tài)，可停止加載，結(jié)束試驗。試樁T1，T2的最大加載值分別為7.0,7.7 kN。試驗過程中測量內(nèi)容主要包括荷載-沉降曲線(Q-s曲線)、樁身軸力、樁側(cè)摩阻力，其中Q-s曲線直接由伺服加載系統(tǒng)直接測量，并可通過電腦顯示屏直接觀看，無需使用靜載試驗主機以及在樁側(cè)安裝位移傳感器；樁側(cè)摩阻力由樁身軸力計算得到。試驗現(xiàn)場如圖3所示。

本試驗采用MPS-XS-1000mm-A2∶2拉線位移計測量土塞高度，并用XSR21R無紙記錄儀記錄拉線位移計的數(shù)據(jù)。

3 結(jié)果與分析

3.1 Q-s曲線分析

根據(jù)試驗結(jié)果，繪制出2根試樁靜載試驗的Q-s曲線，如圖4所示。

圖3 試驗現(xiàn)場Fig.3 Test field

圖4 Q-s曲線Fig.4 Curves of Q-s

由圖4可以看出：試樁T1和T2的Q-s曲線均呈陡降型，曲線形式大致可以分為3個階段：當(dāng)樁頂荷載由0增加到3.5 kN時，試樁T1和T2的Q-s曲線均近似直線，荷載與沉降基本呈線性關(guān)系，此階段樁側(cè)摩阻力開始發(fā)揮作用；試樁T1樁頂荷載由3.5 kN增加到5.6 kN、試樁T2樁頂荷載增加到6.3 kN時，兩試樁的Q-s曲線表現(xiàn)為非線性，沉降速率增大，此階段樁側(cè)摩阻力發(fā)揮較充分；在最后兩級荷載作用下，兩試樁的Q-s曲線出現(xiàn)陡降，此階段樁周土進入屈服狀態(tài)。試樁T1先于T2出現(xiàn)陡降段的原因是試樁T1為開口樁，在靜載過程中樁壁會繼續(xù)鏟土，荷載較大時沉降量也較大。

試樁T1的荷載為7.0 kN時，樁頂沉降量為47.72 mm；試樁T2的荷載為7.7 kN時，樁頂沉降量為43.24 mm，在此荷載作用下兩試樁的樁頂沉降量均超過40 mm，并且均高于前一級荷載對應(yīng)沉降量的2倍且未能達到穩(wěn)定，可終止試驗。按照規(guī)范[23]規(guī)定，確定試樁T1與T2的單樁豎向抗壓極限承載力分別為6.3,7.3 kN。

3.2 樁身軸力分布規(guī)律

試樁T1為開口樁，由于土塞作用內(nèi)管應(yīng)力也發(fā)生變化，根據(jù)試驗結(jié)果，整理得到試樁T1的內(nèi)管樁身軸力如圖5所示，試樁T1和T2外管樁身軸力的分布曲線，如圖6所示。

由圖5可以看出：試樁T1的內(nèi)管軸力在深度500 mm以下才出現(xiàn)變化，這是因為土塞作用引起內(nèi)管軸力變化，在土塞高度范圍內(nèi)有1～3號FBG傳感器，4～6號傳感器位于土塞上方，所以只有1～3號傳感器范圍內(nèi)在靜載試驗過程中需克服側(cè)摩阻力。從圖5可以看出：在每級樁頂荷載作用下試樁T1的內(nèi)管軸力在土塞范圍內(nèi)從上到下逐漸遞減。這是因為軸力在沿樁身傳遞過程中一部分力被土塞產(chǎn)生的摩阻力抵消；另外，軸力分布曲線斜率逐漸減小，這表明側(cè)摩阻力沿樁身自上而下逐漸發(fā)揮。樁頂荷載較小時，樁端處的軸力值與樁頂軸力值相差不大，樁身軸力的減小幅度較小，表明側(cè)摩阻力發(fā)揮程度較小；隨著樁頂荷載增加，樁身軸力的減小幅度也逐漸增加，說明隨著樁頂荷載的增大樁側(cè)摩阻力發(fā)揮程度逐漸增大。

從圖6可以看出：盡管兩試樁的加載級數(shù)、樁端形式不同，但兩者的軸力變化規(guī)律相似，其原因是樁側(cè)摩阻力沿樁身自上而下逐漸發(fā)揮，在各級荷載作用下，管樁產(chǎn)生的彈性變形引起樁-土相對位移，從而產(chǎn)生向上的樁側(cè)摩阻力，抵消一部分軸力，致使樁身軸力隨著深度沿樁身逐漸遞減。另一方面，同一深度處隨著荷載增加樁身軸力減小的幅度呈增大趨勢，從而說明樁側(cè)摩阻力隨著荷載的增大逐漸減少。

由圖6還可以看出：在同一土層、同一級荷載作用下，與試樁T2相比，試樁T1外管的樁身軸力較小，T2比T1大24.2%～102.7%。其原因是，開口管樁不僅外管產(chǎn)生樁側(cè)摩阻力，內(nèi)管在土塞范圍內(nèi)也產(chǎn)生側(cè)摩阻力，致使開口管樁的外管樁身軸力較小。

3.3 樁側(cè)單位摩阻力分布規(guī)律

根據(jù)圖5中試樁T1內(nèi)管的樁身軸力分布曲線，計算兩相鄰傳感器軸力差值并結(jié)合樁身截面尺寸，可得到相鄰斷面之間土層的樁側(cè)單位摩阻力值，如圖7所示。

圖7 試樁T1內(nèi)管樁側(cè)單位摩阻力分布Fig.7 Distribution of side unit frictional resistance of the inner tube of test pile T1

從圖7可知：試樁T1內(nèi)管的側(cè)摩阻力，在每級荷載作用下，樁側(cè)摩阻力在土塞范圍內(nèi)沿樁身向下逐漸增大，且增量不均勻。究其原因，越靠近樁端土塞提供的側(cè)壓力越大，使樁-土之間的接觸越緊密，在土塞發(fā)生微小變形時的靜摩擦阻力越大，故內(nèi)管越靠近樁端樁側(cè)摩阻力越大。

還可以看出，同一深度處的樁側(cè)摩阻力隨著荷載的增加逐漸增大，但在上部土層中增大的幅度越來越小，在較大荷載作用下約600 mm處的樁側(cè)摩阻力基本趨于穩(wěn)定。這主要是因為樁側(cè)摩阻力自上而下逐漸發(fā)揮，且隨著荷載增加內(nèi)管側(cè)摩阻力增大，當(dāng)荷載較大時，上部土層的樁側(cè)摩阻力首先發(fā)揮到極限。

根據(jù)圖6試樁T1和T2外管軸力分布，可計算得到兩試樁的外管樁側(cè)單位摩阻力沿樁身的變化分布，如圖8所示。

圖8 外管樁側(cè)單位摩阻力分布Fig.8 Distribution of side unit friction resistance of the outer tube

樁側(cè)摩阻力的大小與樁-土間相對位移、樁側(cè)徑向壓力以及樁周土的性質(zhì)等密切相關(guān)。當(dāng)樁頂荷載較小時，樁側(cè)摩阻力較?。坏S著荷載逐級增加，樁側(cè)摩阻力也隨之增大且增幅逐漸降低，且當(dāng)荷載達到一定值后，樁側(cè)摩阻力逐漸趨于穩(wěn)定，數(shù)值基本不變。

從圖8可以發(fā)現(xiàn)，試樁T1和T2的樁側(cè)摩阻力分布規(guī)律相近，同一深度處的樁側(cè)摩阻力隨樁頂荷載的增加逐漸增大，這是因為樁側(cè)摩阻力隨著荷載增大而逐漸減小。當(dāng)試樁T1樁頂荷載小于7.0 kN，試樁T2小于7.7 kN時，樁側(cè)摩阻力沿深度先增大后減小，說明樁側(cè)摩阻力自上而下逐漸減?。浑S著荷載增加下部土層樁側(cè)摩阻力逐漸增大，當(dāng)試樁T1樁頂荷載達到7.0 kN時，試樁T2達到7.7 kN時，樁側(cè)摩阻力沿樁身一直呈增大趨勢，兩試樁的最大樁側(cè)摩阻力分別為8.27，6.85 kPa。這是因為當(dāng)樁頂荷載較小時，中上部土層的樁側(cè)摩阻力先于下部土層發(fā)揮；隨著樁頂荷載增加，下部土層的樁側(cè)摩阻力不斷發(fā)揮出來；當(dāng)最大樁頂荷載作用時，試樁M1、M2樁頂沉降均達到40 mm以上，下部土層的樁側(cè)摩阻力發(fā)揮較充分，以致樁側(cè)摩阻力沿樁身呈繼續(xù)增大的趨勢。

從圖8還可知：隨著樁頂荷載增大，距樁頂約150 mm處的樁側(cè)摩阻力增大的幅度逐漸減小，試樁T1在樁頂荷載達到5.6，6.3，7.0 kN，試樁T2達到5.6，6.3，7.0，7.7 kN時，該處的樁側(cè)摩阻力基本不變。究其原因，樁頂荷載較小時管樁上部發(fā)生變形使得上部土體的土層先減??；在較大荷載作用下上部土層的樁側(cè)摩阻力首先達到極限，致使此處的樁側(cè)摩阻力基本趨于穩(wěn)定。

3.4 樁端阻力分布規(guī)律

根據(jù)圖6的軸力分布，可計算得到兩試樁各級荷載下樁端阻力占樁頂荷載的百分比，如表3所示。

表3 試樁T1，T2樁端阻力分擔(dān)比Tab.3 Resistance sharing ratio of test pile T1 and T2 pile end

注“/”表示荷載沒有加載到7.7 kN

表3中的數(shù)據(jù)表明試樁T1和T2的樁端阻力隨著荷載增加而不斷減小，數(shù)值逐漸增大。在最大荷載作用下試樁T1的樁端阻力占比為65.1%，試樁T2的樁端阻力占比為72.3%，表明樁端阻力承擔(dān)了大部分荷載，樁側(cè)摩阻力占樁頂荷載的較小部分，呈現(xiàn)出較好的端承樁特性。還可以看出：在相同荷載荷載作用下，T1樁端阻力的占比都小于T2樁端阻力的占比，其原因是T1為開口樁，其樁端阻力主要依靠土塞的作用，靜載過程中使原來閉塞的土塞又產(chǎn)生滑動，致使樁端阻力占樁頂荷載比例較小。樁端阻力隨樁頂沉降變化曲線如圖9所示。

圖9 樁端阻力隨樁頂沉降變化曲線Fig.9 Curves of pile end resistance with displacement of pile top

由圖9可以看出：當(dāng)樁頂沉降小于5 mm，樁端阻力隨著樁頂沉降的增大而增大的速率較快；當(dāng)樁頂沉降超過5 mm時，樁端阻力增大的速率較緩；隨著樁頂沉降的繼續(xù)增大，樁端阻力逐漸趨于穩(wěn)定。究其原因，樁頂沉降小，說明樁-土之間的相對沉降以及樁的變形量較小，此時樁側(cè)摩阻力先發(fā)揮作用，但由于模型箱中的地基土為黏性土，其產(chǎn)生的樁側(cè)摩阻力較小，對樁端阻力發(fā)揮的限制較小，致使樁端阻力增大的速率較快；隨著樁-土之間的相對沉降以及樁變形量增大，樁側(cè)摩阻力逐漸增大，限制了樁端阻力的發(fā)揮，導(dǎo)致樁端阻力增大速率變緩，并趨于穩(wěn)定。

4 結(jié) 論

(1)樁頂沉降隨著樁頂荷載的增大呈增大趨勢，試樁T1和T2的Q-s曲線均呈陡降型，兩試樁的最大沉降量分別為47.72,43.24 mm，兩試樁的單樁豎向抗壓極限承載力分別為6.3,7.3 kN。

(2)開口樁內(nèi)管樁身軸力在土塞范圍內(nèi)隨著深度增加逐漸減??；開口和閉口樁外管樁身軸力，隨著深度增加遞減，且隨著荷載增大，減小的速率增大。同一深度處，隨著樁頂荷載的增加內(nèi)外管樁身軸力逐漸增大。閉口樁外管樁身軸力比開口樁外管樁身軸力大的幅值為24.2%～102.7%。

(3)試樁T1內(nèi)管樁側(cè)摩阻力在土塞范圍內(nèi)隨著深度增大逐漸增大，試樁T1和T2樁頂荷載分別小于7.0，7.7 kN時，外管樁側(cè)摩阻力均呈先增大后減小趨勢；當(dāng)兩試樁樁頂荷載分別達到7.0，7.7 kN時，呈逐漸增大趨勢。

(4)在各級荷載作用下樁端阻力始終發(fā)揮主要作用，試樁T1樁端阻力的占比為53.6%～65.1%，試樁T2樁端阻力的占比為55.7%～72.3%。在相同荷載作用下，閉口管樁的樁端阻力占比高于開口管樁的樁端阻力。