高回填地基自支護變徑旋挖樁豎向承載性狀現(xiàn)場試驗研究

劉習前，張 瑜*，劉啟胤，黃 平，趙亞強，梁 勇，雷 強，楊 強，丁選明

（1.重慶建工住宅建設(shè)有限公司，重慶 400015；2.重慶大學 土木工程學院，重慶 400045）

0 引 言

近年來，重慶作為新一線城市，其城市化進程飛速發(fā)展，常規(guī)建筑用地尤為緊張，選擇高回填場地作為建筑物地基的案例越來越多。這些場地通?；靥盥裆钶^大，原始形態(tài)為沖溝；填筑方式多為拋填，壓實度低；回填物大多是生活垃圾及山體爆破后的碎石，結(jié)構(gòu)松散，顆粒級配較差[1-4]。

針對類似復雜地基，工程研究人員開展了多種類型樁體的承載力特性、荷載傳遞機制及施工工藝的試驗研究[5-6]。李成芳等[7]研究分析了重慶市高填方地基的工程特性，并結(jié)合具體工程案例，針對性的提出了旋挖成孔灌注工藝，介紹了工藝的施工方法及其特點，對其技術(shù)難題提出了解決措施，并討論了該工藝下旋挖樁的成樁效果及其優(yōu)勢。但同時提出該工藝還在起步階段，仍存在不少亟待解決的問題。隨后，趙偉等[8]從深圳沿海地區(qū)復雜地層下旋挖樁的工程應用實例出發(fā)，介紹了該地區(qū)復雜地層樁基旋挖鉆孔施工難題，詳細闡述了旋挖鉆孔施工的關(guān)鍵技術(shù)，驗證了鉆孔工藝及其參數(shù)的合理性，為旋挖樁施工提供了較成熟的技術(shù)方案。此外，工程研究人員針對復雜地基，還提出了一種承載特性優(yōu)勢顯著的樁體，即變徑樁，并對其受力機制進行了研究[9-12]。易耀林等[13]針對多層軟弱地基提出了變徑攪拌樁加固工藝，結(jié)合現(xiàn)場試驗介紹了變徑攪拌樁的施工及質(zhì)量檢測方法，并對該樁體開展了單樁載荷試驗，研究了變徑攪拌樁的單樁承載力特性，闡明了該類型樁體相較于常規(guī)攪拌樁在承載力方面的優(yōu)越性，并進一步確定了變徑攪拌樁的單樁極限承載力計算方法。方燾等[14]開展了室內(nèi)大型模型試驗，對大直徑變截面單樁的豎向承載性能和破壞模式與機制進行了研究分析，從而得出了樁體變截面對其承載力影響因素，并對變截面樁的承載力計算方法進行了改進。

旋挖鉆孔工藝與變徑樁技術(shù)各有其獨特的優(yōu)勢，針對高回填等復雜地基可以考慮在實際工程中同時應用。但對于變徑旋挖樁的研究相對較少，其承載力特性、荷載傳遞機理及樁身內(nèi)力分布等尚未明確，需要進一步進行研究分析。

目前分段變徑自支護旋挖樁施工技術(shù)已在重慶兩江新區(qū)金科照母山項目B5-1/05地塊二標段得到了應用，本文進一步依托重慶市巴南地區(qū)某現(xiàn)場建筑高回填地基，開展自支護變徑旋挖樁單樁豎向抗壓靜載試驗和樁身內(nèi)力測試，分析了高回填地基下自支護變徑旋挖樁的單樁豎向承載力特性與荷載傳遞機理，獲得了其樁身軸力及側(cè)摩阻力的分布規(guī)律，為高回填地基變徑旋挖樁的應用提供參考依據(jù)。

1 現(xiàn)場試驗概況

1.1 工程概況

試驗場地位于重慶市巴南區(qū)魚洞高職城大道附近，原始地貌為構(gòu)造剝蝕丘陵，內(nèi)分布有素填土層、粉質(zhì)土層，下伏基巖。場地內(nèi)素填土層厚度變化較大，結(jié)構(gòu)松散，均勻性差；粉質(zhì)黏土層厚度變化大，局部區(qū)域存在少量泥巖碎屑，均勻性較差。場區(qū)下伏基巖主要為砂巖及泥巖，變異系數(shù)較小，變異性較低，巖體較完整，均勻性較好。場地巖土層具體物理力學參數(shù)如表1和表2所示。

表1 場地土層物理力學參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of soil layers

表2 場地基巖巖體參數(shù)Table 2 Parameters of bedrocks

1.2 試驗樁基

試驗樁基采用機械旋挖成孔樁，每5 m變徑，試驗樁長度為 10 m，0～5 m 直徑為 1.2 m，5～10 m直徑為0.8 m，試驗樁均為端承摩擦樁，樁身混凝土強度等級為C30。樁體內(nèi)部安置有混凝土應變計，應變計安裝位置以及樁體整體示意圖如圖 1所示。

圖1 樁體示意圖Fig.1 Test piles

1.3 試驗設(shè)備

采用靜載試驗，試驗過程中加荷、監(jiān)測以及數(shù)據(jù)采集所用到的主要大型設(shè)備概況如表3所示。

表3 主要設(shè)備概況Table 3 Main equipment

1.4 試驗過程

試驗樁側(cè)預先澆筑錨樁，用于固定反力梁，提供荷載反力，采用慢速維持荷載法，靜載試驗采用液壓千斤頂加荷，荷載反力由錨樁提供。樁體沉降由4只對稱電子百分表測量，測表支架點安置在不受擾動影響的位置。試驗樁加載按《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》（JGJ 106—2014）[15]的標準進行。試驗前在試壓表面用粗砂找平，其厚度不超過20 mm。放上承壓板，安裝設(shè)備并加載。每級加載量為設(shè)計單樁承載力特征值2倍的1/10，第一級按2倍分級荷載加載。每級荷載施加后第 5、15、30、45、60 min觀測1次讀數(shù)，以后每30 min測讀1次。當每1 h的沉降不超過0.1 mm，并連續(xù)出現(xiàn)2次（由1.5 h內(nèi)連續(xù)3次觀測值計算），認為已達到相對穩(wěn)定，可加下一級荷載。卸載時，每級荷載維持1 h，按第15、30、60 min測讀樁頂沉降量后，即可卸下一級荷載。卸載至0后，測量樁頂殘余沉降量，維持時間為3 h，測讀時間為第15、30 min，以后每隔30 min測讀1次，圖2為試驗現(xiàn)場測試圖。

圖2 現(xiàn)場試驗測試圖Fig.2 Picture of field load system layout

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 荷載-位移曲線分析

圖3所示為試驗樁沉降變化規(guī)律。試驗樁的荷載-位移曲線在荷載為0到4 800 kN時呈緩慢線性發(fā)展，近似為直線段。在荷載為4 800 kN時出現(xiàn)了第一個陡降段，在荷載為6 000 kN時出現(xiàn)了第二個陡降段，在4 800 kN到7 200 kN之間為曲線段。當荷載達到6 000 kN之后，呈急劇下滑態(tài)勢，近似為斜直線變形段。曲線整體未呈線性發(fā)展，出現(xiàn)了陡降段，表現(xiàn)出了輕微的極限破壞特征。當荷載從6 000 kN上升到7 200 kN時，樁身的側(cè)阻力已達極限，同時樁端阻力開始發(fā)揮作用。此后，增加的荷載幾乎全由端阻力承擔，短時間內(nèi)端阻力超過了樁端巖土的極限承載力，樁端巖土迅速被壓實，樁頂位移較之前顯著增大，使得荷載-位移曲線急劇下滑。當加載至12 000 kN時，樁體內(nèi)鋼筋斷裂，終止加載，取前一級10 800 kN作為極限荷載，所對應的沉降量為3.67 mm，由此可得出試樁1的承載力特征值為5 400 kN。荷載加載至12 000 kN時，試樁1的累計沉降量為4.72 mm，卸載后殘余沉降量為2.49 mm，最大回彈量為2.23 mm，回彈率僅為47.2%，說明樁端巖土（如沉渣）產(chǎn)生了較大的塑性壓縮變形不能回彈。圖3（b）所示為樁頂沉降隨時間的變化規(guī)律，結(jié)果表明，當荷載未超過7 200 kN時，對應的s-lgt曲線（s即為樁體沉降）整體上來講還是較為平緩，當荷載超過7 200 kN時，沉降隨時間增長有較為明顯的增大。

圖3 試驗樁沉降變化規(guī)律Fig.3 Settlement of the test pile

2.2 樁身軸力分析

樁身軸力測試基于以下假定：樁體在非變徑段均為等截面樁，樁徑不變，認為樁體材料均呈線彈性，并按下式計算各斷面處的樁身軸力：

式中：Qi為樁身第i斷面處軸力；為第i斷面處應變平均值；Ei為第i斷面處樁身材料彈性模量；Ai為第i斷面處樁身截面面積。

圖4所示為樁身軸力沿深度分布規(guī)律。試驗樁在深度0～4.75 m范圍內(nèi)，軸力曲線大致呈直線分布，沿深度衰減較小，軸力與施加的荷載差別不大。在深度4.75～5.25 m范圍內(nèi)，樁身軸力有了明顯的衰減，而試樁直徑在深度為5 m處由1.2 m減小至0.8 m，由此可見在變截面處，樁體軸力有較為明顯的改變，這可能是由于變截面處，樁體截面面積較小部位的土體一部分已經(jīng)開始發(fā)揮端阻力的作用，從而較大的降低了樁體軸力。在5.25～7 m深度范圍內(nèi)，軸力也有一定程度的衰減，但衰減幅度較小。在 7～8.5 m 深度范圍內(nèi)，樁身軸力有了明顯的衰減，尤其靠近樁端處，說明較深處側(cè)摩阻力有了較為充分的發(fā)揮，也體現(xiàn)了端承摩擦樁所具有的特點。且從試驗樁的軸力分布圖可以看出，在 7～8.5 m深度范圍內(nèi)，隨著荷載的增大，軸力曲線衰減幅度越大，說明側(cè)摩阻力發(fā)揮的強度與樁體沉降之間存在著正比例的關(guān)系，樁體沉降越大，側(cè)摩阻力被調(diào)動的越充分，所承擔荷載的比例也不斷增大。

圖4 樁身軸力分布規(guī)律Fig.4 Distribution of axial force along depth

從荷載傳遞特點中可以發(fā)現(xiàn)，樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的作用存在先后順序，不同階段兩者發(fā)揮作用的比例也不同。

2.3 樁身側(cè)摩阻力分析

樁側(cè)土的分層側(cè)阻力應按下列公式計算：

式中：qsi為樁第i斷面與i+1斷面間側(cè)阻力；i為樁檢測斷面順序號，i=1，2，……，n，并自樁頂以下從小到大排列；u為樁身周長；li為第i斷面與第i+1斷面之間的樁長。

樁身第i斷面處的鋼筋應力應按下式計算：

式中：σsi為樁身第i斷面處的鋼筋應力；Es為鋼筋彈性模量；εsi為樁身第i斷面處的鋼筋應變。

圖5所示為各級荷載下樁側(cè)摩阻力隨深度分布規(guī)律。試驗樁1在0～3 m深度范圍內(nèi)側(cè)阻力近似為0，在3～4.75 m以及5.25～7 m范圍內(nèi)側(cè)摩阻力也較小，說明該范圍內(nèi)側(cè)阻力還遠遠未發(fā)揮。而在變截面處以及靠近樁端部位樁側(cè)摩阻力較大?？拷兘孛嫣帢秱?cè)摩阻力較大的原因可能是變截面土體端阻力的原因，而靠近樁端處樁側(cè)摩阻力較大是由于試驗樁為嵌巖樁，達到一定深度后，樁側(cè)巖石阻力發(fā)揮了較大作用，因此樁側(cè)摩阻力較大。

圖5所示的樁側(cè)摩阻力變化進一步證實了這一最佳深度范圍的存在。并且這個最佳深度和土層性質(zhì)、樁體截面積影響因素有關(guān)。試樁在 0～4.75 m處由于土層軟弱、地應力水平低，即使有較大的樁-土相對位移，側(cè)摩阻力依然較低；而在靠近樁端處，由于較大的樁側(cè)巖石阻力，側(cè)摩阻力隨荷載等級迅速增加。

圖5 樁身側(cè)摩阻力分布規(guī)律Fig.5 Distribution of side resistance along depth

3 結(jié) 論

基于現(xiàn)場試驗開展了高回填地基下變徑旋挖樁的靜載試驗及樁身內(nèi)力測試，獲得了樁體沉降、樁身軸力及側(cè)摩阻力的現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，為今后進一步深入研究變徑旋挖樁的承載特性及荷載傳遞機理提供了重要的工程參考。主要結(jié)論有：

（1）對比短變徑樁，相同荷載下長變徑樁的沉降較小，但荷載達到一定程度時，長變直徑樁內(nèi)部鋼筋先發(fā)生斷裂，混凝土發(fā)生破裂，達到樁體極限承載力。當荷載超過極限承載力特征值一定范圍時，隨著時間的增加，可以觀察到位移存在有明顯的下降區(qū)段。

（2）在樁體變截面處，樁體軸力有較大明顯的改變，這可能是由于變截面處樁體截面面積較小部位的土體一部分已經(jīng)開始發(fā)揮端阻力的作用，從而較大的降低了樁體軸力。

（3）樁側(cè)阻力發(fā)揮的程度與樁體沉降之間存在著正比例的關(guān)系，樁體沉降越大，側(cè)阻力被調(diào)動的越充分，所承擔荷載的比例也不斷增加；在樁體變截面位置，樁體側(cè)摩阻力較大，這可能由于變截面處土體端阻力發(fā)揮了較大的作用，被作為樁體側(cè)摩阻力的一部分。

（4）樁側(cè)阻力存在最佳發(fā)揮區(qū)段，并且這個最佳深度和土層性質(zhì)、樁體截面積影響因素有關(guān)。因此在樁基設(shè)計中一味地增加樁長，并不是滿足承載力的最佳方案。