大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁基承載特性現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究

朱 文 功

(中國(guó)鐵建港航局集團(tuán)有限公司 第二工程分公司，浙江 寧波 315000)

0 引 言

大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁(上混下鋼)主要應(yīng)用于深水港口碼頭結(jié)構(gòu)中，是在大直徑管樁樁底錨固一段鋼管樁形成的新型復(fù)合樁基(圖1)[1]，結(jié)合了混凝土管樁造價(jià)低和鋼管樁抗彎性能好的優(yōu)點(diǎn)，在滿足工程質(zhì)量要求的前提下可降低成本，同時(shí)還便于施工，能夠很好地適應(yīng)較堅(jiān)硬的土層。

圖1 大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁基Fig. 1 Large diameter tubular pile-steel pipe composite pile foundation

現(xiàn)有港口工程相關(guān)設(shè)計(jì)規(guī)范沒(méi)有明確大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁的設(shè)計(jì)計(jì)算方法，工程實(shí)踐中通常是參照其他樁型進(jìn)行設(shè)計(jì)。因此，有必要對(duì)大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁的承載性能開(kāi)展系統(tǒng)研究，以提出準(zhǔn)確的設(shè)計(jì)計(jì)算方法。

歐安寶[2]結(jié)合工程實(shí)際總結(jié)了大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁的施工工藝；周枝榮等[3]介紹了大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁應(yīng)用于碼頭樁基中需要考慮的因素，并提出了解決方案，總結(jié)了施工經(jīng)驗(yàn)；張祥[4]對(duì)大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁在施工中的吊裝計(jì)算、施工錘選擇、樁基質(zhì)量確定等進(jìn)行了綜合研究；卓楊等[5]分析了將預(yù)應(yīng)力混凝土管樁與鋼管樁組合在一起的新型鋼混組合樁的設(shè)計(jì)方法，采用GRLWEAP打樁分析軟件，對(duì)比研究了大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁、鋼管樁與鋼混組合樁這3種樁的可打性及滿足質(zhì)量前提下的經(jīng)濟(jì)性；郭偉等[6]采用動(dòng)應(yīng)力測(cè)試方法分析了鋼混組合樁聯(lián)接段的應(yīng)力傳遞效果；陳學(xué)國(guó)[7]分析了鋼管樁與長(zhǎng)管節(jié)大管樁組合樁的應(yīng)用特點(diǎn)，并結(jié)合實(shí)際工程總結(jié)了該樁型在復(fù)雜地質(zhì)環(huán)境下的施工工藝；葉上揚(yáng)等[8]對(duì)高樁碼頭超長(zhǎng)組合樁開(kāi)展了靜載荷試驗(yàn)，得到了豎向承載力、樁端閉塞效應(yīng)系數(shù)，驗(yàn)證了該樁型的適用性；蘇曉棟等[9]采用有限元軟件ABAQUS分析了不同因素對(duì)上鋼下混組合樁型的水平承載能力。以上研究多從施工工藝及數(shù)值計(jì)算等方面展開(kāi)，而現(xiàn)場(chǎng)載荷試驗(yàn)方面的研究很少。筆者依托溫州港狀元岙碼頭二期工程，開(kāi)展了大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁原位豎向及水平向靜載試驗(yàn)，深入分析了復(fù)合樁的承載特性。研究結(jié)果可為大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁的推廣運(yùn)用提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)方案

根據(jù)溫州港狀元岙碼頭二期工程碼頭區(qū)域地勘資料，靜載試樁區(qū)域土層埋深大，樁周土層分布如圖2。

圖2 土層分布及應(yīng)變計(jì)布置Fig. 2 Distribution of soil layer and layout of strain gauge

選取2根工程樁作為靜載試驗(yàn)樁S1、S2，樁基布置如表1。試驗(yàn)包含豎向靜載試驗(yàn)與水平靜載試驗(yàn)2部分。

表1 靜載試驗(yàn)樁基資料Table 1 Static load test pile foundation data

1.1 現(xiàn)場(chǎng)豎向靜載試驗(yàn)

1.1.1 試驗(yàn)樁及測(cè)試儀布置

現(xiàn)場(chǎng)樁基豎向靜載試驗(yàn)由6根錨樁(M1～M6)、試驗(yàn)平臺(tái)及數(shù)據(jù)采集部分組成。試驗(yàn)平臺(tái)采用工字鋼、槽鋼縱橫搭建呈“井”字形結(jié)構(gòu)，并與 6 根錨樁連成整體，如圖3。

圖3 試驗(yàn)平臺(tái)Fig. 3 Test platform

試驗(yàn)時(shí)，在試樁樁頂?shù)闹髁禾幊省捌贰弊中尾贾?臺(tái)5 000 kN千斤頂，如圖4。3臺(tái)千斤頂由高壓油泵聯(lián)動(dòng)裝置同步供油，并施加相應(yīng)荷載。荷載傳遞順序?yàn)榍Ы镯敗髁骸瘟骸^樁。為了提高試驗(yàn)平臺(tái)整體穩(wěn)定性，用錨樁樁頂?shù)募訌?qiáng)筋將次梁與錨樁連接。

圖4 三臺(tái)千斤頂安裝在試樁樁頂Fig. 4 Three jacks installed on pile top of test pile

在試樁的四周對(duì)稱(chēng)位置處共布設(shè)4個(gè)電子位移計(jì)，用于測(cè)量靜載作用下樁基的下沉量。同時(shí)，在每個(gè)錨樁相同位置處各安裝1個(gè)電子位移計(jì)，測(cè)量樁的上拔量，如圖5。

圖5 電子位移計(jì)布置示意Fig. 5 Arrangement of electronic displacement meter

沿樁身對(duì)稱(chēng)位置布設(shè)應(yīng)變計(jì)，每層土至少設(shè)置一對(duì)測(cè)點(diǎn)(如圖2)，以測(cè)量相應(yīng)截面應(yīng)變值ε，根據(jù)式(1)計(jì)算不同截面樁身軸力Qaxial(單位：kN)：

Qaxial=εEA

(1)

式中：ε為豎向靜載時(shí)測(cè)點(diǎn)處應(yīng)變值；E為樁身材料的彈性模量；kPa；A為樁的截面積，m2。

1.1.2 加載及卸載

加載：采用快速維持荷載法等量分級(jí)加載，每級(jí)加載為最大荷載的1/10，第1級(jí)按2倍分級(jí)荷載加載。

卸載：按2倍分級(jí)荷載卸載。

采用永久荷載標(biāo)準(zhǔn)值(2 500 kN)與可變荷載標(biāo)準(zhǔn)值(3 000 kN)往復(fù)加、卸載循環(huán)3次。參考設(shè)計(jì)說(shuō)明，確定試樁S1、S2的試驗(yàn)設(shè)計(jì)最大豎向荷載Qmax=10 500 kN。若試驗(yàn)結(jié)果滿足JTS167-4—2012《港口工程樁基規(guī)范》要求，則說(shuō)明試樁S1、S2的豎向極限承載力均不小于Qmax，樁基承載能力滿足實(shí)際工程要求。由于試驗(yàn)樁為工程樁，故不再開(kāi)展破壞試驗(yàn)。取趨于穩(wěn)定的最后一次循環(huán)的首尾點(diǎn)來(lái)計(jì)算確定樁的豎向剛性系數(shù)K。

加載與卸載過(guò)程中各級(jí)荷載值如圖6，每一級(jí)荷載維持時(shí)間如表2。

圖6 豎向靜載試驗(yàn)中加載與卸載(單位：kN)Fig. 6 Loading and unloading in vertical static load test

表2 各級(jí)加、卸載維持時(shí)間Table 2 Loading and unloading duration for all levels

1.1.3 豎向靜載試驗(yàn)結(jié)果(表3)

表3 豎向靜載時(shí)試樁S1、S2截面應(yīng)變值ε試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test results of section strain ε of test pile S1 and S2 under vertical static load

1.2 現(xiàn)場(chǎng)水平靜載試驗(yàn)

1.2.1 加載布置

豎向靜荷載試驗(yàn)后繼續(xù)對(duì)試驗(yàn)樁進(jìn)行水平靜荷載試驗(yàn)。水平靜荷載試驗(yàn)與豎向靜載試驗(yàn)時(shí)間間隔不小于48 h。將4根錨樁通過(guò)槽鋼焊成一體作為反力樁，采用水平千斤頂對(duì)試樁分級(jí)施加荷載，水平加載布置如圖7。

圖7 水平加載試驗(yàn)布置Fig. 7 Horizontal loading test arrangement

1.2.2 測(cè)點(diǎn)布置

1)從泥面處到設(shè)計(jì)第1彎矩0點(diǎn)區(qū)段內(nèi)，按1 m間距布置測(cè)點(diǎn)，在測(cè)點(diǎn)處預(yù)埋應(yīng)變計(jì)，并做好應(yīng)變計(jì)與信號(hào)電纜的防護(hù)措施。

2)由提前預(yù)埋在樁身的傳感器連接靜態(tài)應(yīng)變計(jì)，在分級(jí)加載過(guò)程中由軟件采集樁身截面拉應(yīng)變?chǔ)舕及壓應(yīng)變?chǔ)舮，按式(2)換算得到樁身彎矩M：

(2)

式中：εl為試樁截面拉應(yīng)變；εy為試樁截面壓應(yīng)變；D為樁基直徑，m；I為樁身界面慣性矩，m4；其他符號(hào)同前。

3)在樁頂以下20 cm處布置電子位移計(jì)，以測(cè)量樁頂水平位移Y。

4)在水平荷載作用點(diǎn)以上10 cm 處，沿著樁的水平位移方向安裝傾角傳感器，以測(cè)量樁頂轉(zhuǎn)角θ。

1.2.3 加載及卸載

采用單向單循環(huán)水平維持荷載法等量分級(jí)加載，加載過(guò)程中每級(jí)加載為最大試驗(yàn)荷載的1/10。根據(jù)工程設(shè)計(jì)說(shuō)明文件，試樁S1、S2最大樁頂水平力分別為45、60 kN。水平靜載試驗(yàn)時(shí)，加載每級(jí)維持20 min，達(dá)到試驗(yàn)設(shè)計(jì)的最大荷載或變形值時(shí)，進(jìn)入卸載過(guò)程，卸載每級(jí)維持10 min。試驗(yàn)每隔5 min測(cè)試一次。試樁S1、S2加、卸載各級(jí)水平荷載值H如圖8。

圖8 水平靜載試驗(yàn)加載與卸載各級(jí)荷載值(單位:kN)Fig. 8 Loading and unloading values in horizontal static load test

根據(jù)JTJ 255—2002《港口工程基樁靜載荷試驗(yàn)規(guī)程》，由試驗(yàn)測(cè)得的樁頂水平位移Y和樁頂轉(zhuǎn)角θ，按式(3)、式(4)計(jì)算得到泥面處樁的位移Y0及轉(zhuǎn)角θ0，結(jié)果見(jiàn)表4：

(3)

(4)

式中：θ為樁頂轉(zhuǎn)角，rad；θ0為泥面處樁的轉(zhuǎn)角，rad；H為水平荷載，kN；h0為水平荷載作用點(diǎn)至泥面的距離，m；Y0為樁在泥面高程處水平位移，m；Y為樁頂水平位移，m；其他符號(hào)同前。

1.2.4 水平靜載試驗(yàn)結(jié)果(表4)

表4 試樁S1、S2水平靜載試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Horizontal static load test results of test pile S1 and S2

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 豎向靜載試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1.1 豎向荷載-樁頂位移(Q-S)曲線

由豎向荷載-樁頂位移(Q-S)曲線(圖9)可見(jiàn)，試樁S1、S2的Q-S曲線均為緩變型，滿足實(shí)際工程要求。

圖9 試樁S1、S2豎向荷載-樁頂位移(Q-S)曲線Fig. 9 Curves of Q-S of test pile S1 and S2

2.1.2 豎向剛性系數(shù)K

依據(jù)JTS 167-1—2010《高樁碼頭設(shè)計(jì)與施工規(guī)范》，按式(5)計(jì)算樁的豎向剛性系數(shù)K(單位:kN/m)：

(5)

C=TcQud

式中：L0為樁在計(jì)算泥面以上長(zhǎng)度,m，L0=21.48 m；C為樁入土部分單位變形所需的軸向力，kN/m；Tc為系數(shù)，m-1；Qud單樁垂直極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值，kN；其他符號(hào)同前。

從而得到試樁S1、S2的豎向剛性系數(shù)K分別為490.19、457.68 kN/mm。故推薦類(lèi)似復(fù)合樁基豎向剛性系數(shù)取二者平均值 473.94 kN/mm。

2.1.3 不同截面樁身軸力Qaxial

將表3試驗(yàn)得到的截面應(yīng)變值ε代入式(1)，計(jì)算得到Qaxial。各級(jí)加載條件下試樁S1、S2不同入土深度z處截面樁身軸力Qaxial分布曲線如圖10。

圖10 不同加載條件下試樁S1、S2不同入土深度z處的軸力Qaxial曲線Fig. 10 Curves of axial force Qaxial of test pile S1 and S2 at different embedded depth z under different loading conditions

由圖10可以看出：

1)在各級(jí)加載條件下，樁身軸力Qaxial均隨樁入土深度z的增加而降低。在樁基正常工作條件下，豎向荷載Q等于樁側(cè)摩阻力Qs與樁端阻力Qpu之和(Q=Qs+Qpu)；同時(shí)，豎向荷載Q又等于任一截面樁身軸力Qaxial與該截面以上樁側(cè)摩阻力之Qs和(Q=Qaxial+Qs)。即，任意一級(jí)荷載下，Q一定，Qaxial隨著z的增加而降低，從而，Qs隨著z的增加而增加。

2)樁頂豎向荷載Q=9 450 kN時(shí)，試樁S1、S2截面變化位置(試樁入土深度約55 m)以上土體分別承擔(dān)了樁頂豎向荷載的57%、55%。兩試樁底部測(cè)得的豎向荷載Qd隨著樁頂豎向荷載Q的增大而增大，但是增大的幅度并不明顯，且軸力值較小。

綜上，兩樁樁底端部分擔(dān)的荷載均較小，表明兩樁表現(xiàn)為端承摩擦樁，荷載主要由摩阻力承擔(dān)。

2.1.4 閉塞效應(yīng)系數(shù)λp

閉塞效應(yīng)系數(shù)λp用于評(píng)定開(kāi)口鋼管樁形成土塞的程度，按式(6)計(jì)算：

(6)

式中：Qpu為樁端阻力即樁端軸力值，kN；Qpk為樁端下部截面積范圍內(nèi)地基極限承載力，kN；qpk為持力層土體單位面積極限承載力，kPa，qpk=3 945 kPa；Ap為單樁樁端面積，m2；D為樁端直徑，D=0.942 m。

由式(6)計(jì)算得到Qpk=2 749.67 kN。

試驗(yàn)中，試樁S1、S2樁端標(biāo)高處土芯與鋼管內(nèi)壁摩阻力共同形成的樁端阻力Qpu分別為1 484.82、1 044.87 kN。從而，試樁S1、S2的樁端閉塞效應(yīng)系數(shù)分別為0.54與0.38。故推薦類(lèi)似工程閉塞效應(yīng)系數(shù)取二者平均值λp=0.46。

2.1.5 樁側(cè)摩阻力Qs

相鄰兩個(gè)界面的軸力差即為樁側(cè)摩阻力Qs，由試驗(yàn)數(shù)據(jù)換算得到最大豎向荷載Qmax時(shí)(試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表3)，試樁S1、S2的側(cè)摩阻力分布如圖11。由圖11可以看出：

圖11 最大豎向荷載Qmax下試樁S1、S2不同入土深度z處側(cè)摩阻力Qs分布Fig. 11 Distribution of lateral friction Qs at different embedded depth z of test pile S1 and S2 under maximum vertical load Qmax

1)最大豎向荷載Qmax時(shí)，隨著樁入土深度z的增大，樁側(cè)摩阻力Qs發(fā)揮程度也增大。

2)隨著試樁入土深度z的增大，在樁基截面變化處(試樁入土深度約55 m)以上，Qs逐漸得到發(fā)揮；在截面變化處以下直至試樁入土深度約69 m處，Qs發(fā)生突變的可能性先增大，隨后逐漸減小，表現(xiàn)為“駝峰型”。分析原因主要是：一方面樁截面突變減小，樁上豎向軸力加大，加之樁周土體性質(zhì)隨深度增加而變好，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮程度得以提升；另一方面，樁頂試驗(yàn)荷載逐漸被樁基上部周?chē)馏w側(cè)摩阻力承擔(dān)，樁基下部周?chē)馏w所承擔(dān)的荷載逐漸變小，最后由樁端和鋼管內(nèi)摩阻力承擔(dān)殘余的荷載。

3)在最大豎向荷載下，試樁S1、S2樁端阻力Qpu占樁頂荷載比例分別為9.55%和8.45%，樁端的荷載分擔(dān)比也較文獻(xiàn)[10]中樁端的荷載分擔(dān)比小。表明超長(zhǎng)大直徑管樁有利于樁周土承載力的發(fā)揮，可大大提高樁基的豎向承載能力。

2.2 水平靜載試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 水平加、卸載過(guò)程中樁頂位移Y曲線(圖12)

由圖12可見(jiàn)，當(dāng)試樁S1、S2樁頂水平荷載H分別從0開(kāi)始增大直至最大值 45、60 kN時(shí)，樁頂位移曲線均沒(méi)有出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)，說(shuō)明尚未達(dá)到最大水平承載力極限值。顯示水平方向上滿足設(shè)計(jì)承載力。于是，進(jìn)行卸載操作，不做破壞試驗(yàn)。

圖12 試樁S1、S2水平加載時(shí)樁頂位移Y曲線Fig. 12 Curves of pile top displacement Y of test pile S1 and S2 under horizontal loading

2.2.2 水平加載過(guò)程中樁身彎矩M

不同水平荷載H作用下，試樁S1、S2不同入土深度z處的彎矩M如圖13。由圖13可見(jiàn)：

圖13 不同水平荷載H作用下試樁S1、S2不同樁入土深度z處的彎矩MFig. 13 Bending moment M at different embedded depth z of test pile S1 and S2 under different horizontal load H

1)不同水平荷載H作用下，試樁S1、S2出現(xiàn)最大彎矩Mmax的位置變化極小，且彎矩值在界面變化處沒(méi)有明顯變化。表明大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁中，截面變化位置埋深較深，不受水平荷載H的影響。

2)試樁S1在最大水平荷載Hmax=45.0 kN下的最大彎矩Mmax=820 kN·m，試樁S2在最大水平荷載Hmax=60.0 kN下的最大彎矩Mmax=1 038 kN·m，均出現(xiàn)在泥面以下3.0 m附近，表明泥面以下3.0 m位置是大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁的抗彎薄弱位置。

3 結(jié) 論

筆者依托溫州港狀元岙碼頭二期工程，對(duì)大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁開(kāi)展了豎向靜載和水平靜載原位試驗(yàn)研究，得到了復(fù)合樁Q-S曲線及不同截面樁身軸力Qaxial、樁側(cè)摩阻力Qs；分析了樁頂水平位移Y隨著水平荷載H而變化的趨勢(shì)，及樁身不同入土深度z處的彎矩M。得到主要結(jié)論如下：

1)大直徑管樁-鋼管復(fù)合樁綜合了鋼管樁與混凝土樁的優(yōu)點(diǎn)，即能滿足抗彎性能和豎向承載特性，又能精確定位，很好地適應(yīng)較堅(jiān)硬土層，可降低施工成本。

2)豎向靜載下樁基典型的Q-S曲線呈緩變型，試樁S1、S2豎向承載力均滿足工程實(shí)際要求。試樁S1、S2的樁端閉塞效應(yīng)系數(shù)λp分別為0.54、0.38，因此，推薦類(lèi)似工程樁端閉塞效應(yīng)系數(shù)取值λp=0.46。

3)截面變化對(duì)樁基的側(cè)摩阻力Qs有較明顯的影響。在截面變化位置以上，試樁S1、S2樁周土分別承擔(dān)了頂部荷載的57%、55%，樁側(cè)摩阻力Qs發(fā)揮較為緩慢，到達(dá)截面位置時(shí)，Qs明顯增大，在入土深度約69 m位置出現(xiàn)峰值，隨后逐漸降低，呈“駝峰型”分布。在最大豎向荷載Qmax時(shí)，試樁S1、S2樁端荷載分擔(dān)比η分別為9.55%、8.45%，兩試樁均為端承摩擦樁。

4)試樁S1、S2最大彎矩Mmax分別為820 kN·m、1 038 kN·m，均出現(xiàn)在泥面以下3.0 m附近。