楊磊

大直徑超長鉆孔灌注樁荷載傳遞特性現(xiàn)場試驗(yàn)研究

楊磊

（河南信息統(tǒng)計(jì)職業(yè)學(xué)院，450008，鄭州//講師）

通過無錫市地鐵1號線高架橋段鉆孔灌注樁試樁工程的現(xiàn)場靜荷載試驗(yàn)及其樁身應(yīng)力測試結(jié)果，分析層狀地基中大直徑超長鉆孔灌注樁在豎向荷載作用下的荷載傳遞規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果表明：大直徑超長鉆孔灌注樁的荷載-沉降曲線無明顯拐點(diǎn)，屬緩變型；樁端承載力僅分擔(dān)了樁頂最大加載值的6.8%，該試樁承載特征為典型的摩擦樁；樁身側(cè)摩阻力與樁端阻力并不是同步發(fā)揮的，且兩者之間相互影響；樁側(cè)摩阻力呈由上而下逐步發(fā)揮的變化趨勢；在具有相似物理力學(xué)特征的土層中，埋深對樁側(cè)摩阻力的影響較顯著，部分土層中樁側(cè)摩阻力的實(shí)測值與規(guī)范的推薦值有明顯差異。關(guān)鍵詞大直徑超長鉆孔灌注樁；荷載傳遞；靜載試驗(yàn)；樁側(cè)摩阻力；樁端阻力

Author′s addressHenan Information and Statistics Vocational College，450008，Zhengzhou，China

大直徑超長鉆孔灌注樁［1-3］（樁長L≥50m，樁徑d≥800mm）已在我國得到廣泛使用。然而，此類樁的荷載傳遞機(jī)制研究仍不夠深入，相應(yīng)的樁身承載力的計(jì)算方法更不成熟。例如，現(xiàn)行規(guī)范［3］多采用中小直徑樁的計(jì)算理論，并通過經(jīng)驗(yàn)修正來反映大直徑超長樁的承載性能。現(xiàn)行規(guī)范僅簡單地考慮了或未考慮樁徑、樁長等因素對鉆孔灌注樁承載性能的影響。此外，由于大直徑超長鉆孔灌注樁的承載力一般較高，極難獲得其完整的現(xiàn)場靜載荷試驗(yàn)資料［4-13］。故大直徑超長鉆孔灌注樁荷載傳遞機(jī)制的研究成果仍較缺乏，迫切需要開展該方面的深入研究。

本文基于無錫市地鐵1號線高架段鉆孔灌注樁試樁工程的現(xiàn)場靜載荷試驗(yàn)，通過對實(shí)測數(shù)據(jù)的分析整理，揭示了大直徑超長鉆孔灌注樁在層狀地基土中的荷載傳遞特性，為該地區(qū)和類似工程地質(zhì)條件下的大直徑超長鉆孔灌注樁的設(shè)計(jì)、施工提供參考。

1 工程概況及現(xiàn)場試驗(yàn)

1.1工程概況

無錫市地鐵1號線高架橋段工程施工場區(qū)位于太湖沖湖積平原區(qū)，地層分布具有明顯的層理性，且區(qū)域全線無變異性，采用大直徑超長灌注樁的基礎(chǔ)形式。為揭示該類樁的承載特性，開展了前期試樁，其中試樁直徑D=1.2m，樁長L=55.0 m，長徑比L/D=45.8。由試樁靜載荷試驗(yàn)前后對樁身的超聲波和低應(yīng)變測試結(jié)果顯示，試樁為I類樁?，F(xiàn)場鉆探資料揭示的試樁靜荷載試驗(yàn)示意圖如圖1所示，其穿越的各層地基土相應(yīng)的物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示。

圖1 試樁靜荷載試驗(yàn)示意圖

表1 地基土物理力學(xué)指標(biāo)

1.2現(xiàn)場試驗(yàn)

為了揭示樁頂豎向荷載作用下此類大直徑超長灌注樁的荷載傳遞機(jī)制，試樁靜載荷試驗(yàn)采用“四錨一”的錨樁反力梁法，通過工程錨樁為試樁提供荷載反力，現(xiàn)場靜載荷試驗(yàn)如圖2所示。試驗(yàn)中，根據(jù)TB 10002.5—2005《鐵路橋涵地基和基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》的單樁承載力預(yù)測分析，將試樁加載級數(shù)分為11級，其中第1級荷載為2 400 kN，以后每級加載1 200 kN。為達(dá)到驗(yàn)證性試樁的技術(shù)要求，最大加載值為14 400 kN。試驗(yàn)方法采用慢速維持荷載法，并根據(jù)JGJ 106—2014《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》對加載方法、加載穩(wěn)定判定標(biāo)準(zhǔn)以及終止加載條件對試驗(yàn)進(jìn)行嚴(yán)格控制。

為監(jiān)測各級荷載作用下試樁樁身的內(nèi)力及變形情況，基于上述場區(qū)地基土層的分布情況，在樁長范圍內(nèi)選取9個(gè)斷面埋設(shè)VWR型振弦式鋼筋計(jì)（見圖1），每個(gè)斷面埋設(shè)4只鋼筋計(jì)，并在樁頂設(shè)置位移傳感器，以監(jiān)測樁的豎向位移；同時(shí)在錨樁頂設(shè)置大量程百分表以監(jiān)測其上拔量。

圖2 現(xiàn)場靜載荷試驗(yàn)

2 現(xiàn)場試驗(yàn)成果分析

2.1荷載-沉降規(guī)律

圖3、圖4分別為試樁荷載-沉降（Q-S）曲線和沉降-時(shí)間（S-t）曲線。

圖3 試樁Q-S曲線

圖4 試樁S-t曲線

由圖3、圖4可以看出，隨著豎向荷載的增加，試樁Q-S曲線和S-t曲線中沒有出現(xiàn)極限破壞的特征，符合驗(yàn)證性試樁的技術(shù)要求。其中，試樁Q-S曲線表明，當(dāng)試樁最終加載至最大荷載14 400 kN時(shí)，樁頂沉降為15.49mm；卸載后試樁回彈量為10.33mm，回彈率為66.7%。由此可知，作為驗(yàn)證性試樁，試驗(yàn)中樁頂?shù)淖畲蟪两盗窟h(yuǎn)沒有達(dá)到規(guī)范中對大直徑樁的極限位移（0.03 D=36mm）的規(guī)定，表明試樁在靜載荷試驗(yàn)過程中仍未達(dá)到承載力極限狀態(tài)；試樁的回彈性能表明樁身殘余應(yīng)力較小，樁頂大部分沉降在卸載后旋即恢復(fù)。此外，試樁S-t曲線尾部未出現(xiàn)明顯向下彎曲的現(xiàn)象，即試樁沉降與時(shí)間的關(guān)系沒有明顯的改變，說明樁身未達(dá)到承載力極限狀態(tài)。試驗(yàn)結(jié)果表明：作為驗(yàn)證性試樁，其單樁極限承載力QU＞14 400 kN，該數(shù)值滿足設(shè)計(jì)要求。

2.2樁身軸力計(jì)算及傳遞特征分析

通過預(yù)埋設(shè)在試樁樁身的鋼弦式鋼筋計(jì)頻率的換算對樁身軸力進(jìn)行分析。換算計(jì)算時(shí)假定樁身為等截面，將程控測試所得的平均孔徑作為計(jì)算樁徑，且假定樁身材料呈線彈性狀。樁身內(nèi)力和位移的計(jì)算方法如下。

現(xiàn)場通過頻率儀監(jiān)測鋼弦式鋼筋計(jì)的輸出頻率，進(jìn)而將其換算成鋼筋應(yīng)力σg，即：

式中：

k——鋼筋計(jì)的測量靈敏度；

b——鋼筋計(jì)的溫度修正參數(shù)；

ΔF——鋼筋計(jì)的實(shí)測頻率差；

ΔT——鋼筋計(jì)的實(shí)測溫度差；

F——鋼筋計(jì)的實(shí)時(shí)測量頻率；

F0——鋼筋計(jì)測量頻率基準(zhǔn)值；

t——鋼筋計(jì)的實(shí)測溫度值；

t0——鋼筋計(jì)的基準(zhǔn)溫度值。

其中，鋼筋計(jì)的標(biāo)定參數(shù)k、b在出廠前均通過嚴(yán)格的計(jì)算后標(biāo)定。由式（1）可推導(dǎo)出鋼筋應(yīng)變?yōu)椋?/p>

式中：

εg——鋼筋的應(yīng)變；

Eg——鋼筋的彈性模量。

樁身截面的軸力N為：

式中：

σgh——鋼筋的等效應(yīng)力；

Egh——樁身的等效彈性模量；

Eh——混凝土的抗壓彈性模量；

ρs——試樁測試斷面的配筋率；

A——樁身截面面積。

圖5為試樁樁身各測試斷面在各級荷載作用下的軸力。由圖5可以看出，試樁樁身軸力分布曲線大致呈線性分布，主要是由于在樁頂豎向荷載作用下，樁身豎向壓縮使得樁土之間發(fā)生相對位移，在樁身側(cè)面產(chǎn)生摩阻力，進(jìn)而豎向荷載沿樁身須克服樁側(cè)摩阻力而向下傳遞，因此樁身軸力從樁頂?shù)綐抖顺手饾u衰減的變化趨勢。其中，樁身軸力分布曲線上各區(qū)段的陡緩程度反映了該區(qū)段土層的側(cè)摩阻力大小，曲線越緩表明側(cè)摩阻力越大，反之側(cè)摩阻力越小。

同時(shí)，由圖5亦可看出，在加載初期，試樁樁身軸力曲線相對較陡，此時(shí)樁側(cè)摩阻力較小，而隨著樁頂豎向荷載的增大，樁身軸力分布曲線逐步變緩，說明在加載過程中，樁側(cè)摩阻力逐漸減小；與之相對應(yīng)，樁端軸力隨樁頂豎向荷載的增大而逐漸增大。在加載初期，樁端軸力近乎為零，說明樁頂豎向荷載較小，此類深長樁的樁底阻力在加載初期幾乎不起作用，豎向荷載主要由樁側(cè)摩阻力來承擔(dān)；而到了加載后期，如樁頂豎向荷載由10 800 kN增加到14 400 kN時(shí)，樁身軸力曲線由上而下逐漸趨于平行，說明樁側(cè)摩阻力由上而下逐漸充分發(fā)揮作用。當(dāng)樁頂豎向荷載增大到最大值14 400 kN時(shí)，樁端截面（即監(jiān)測斷面9）的計(jì)算軸力僅為1 216 kN，約為樁頂軸力的8.4%，表明樁頂豎向荷載近乎全部由樁側(cè)摩阻力來承擔(dān)，樁端軸力相對較小，試樁屬于摩擦樁。

圖5 樁身軸力分布曲線

2.3樁身側(cè)摩阻力的計(jì)算分析

由靜力平衡原理可知，兩監(jiān)測斷面之間的樁身軸力差值即為該段樁身的側(cè)摩阻力合力，即：

式中：

△N——第i樁段上下截面的軸力差；

Ni+1——第i樁段下截面的軸力；

Ni——第i樁段上截面的軸力；

Fi——第i樁段的側(cè)摩阻力合力；

i——第i樁段的平均側(cè)摩阻力；

Li——第i樁段的長度；

D——樁徑。

由式（6）、式（7）可得：

同理可求得樁端反力為：

式中：

Qb——樁端反力；

Nd——監(jiān)測斷面9的軸力；

Ld——樁端至監(jiān)測斷面9的距離；

d——樁端至監(jiān)測斷面9的平均樁側(cè)摩阻力。

圖6各級樁頂荷載作用下樁側(cè)摩阻力隨深度分布曲線

圖6 為各級樁頂豎向荷載作用下的樁側(cè)摩阻力分布曲線。由圖6可以看出，樁側(cè)摩阻力由上而下逐漸發(fā)揮，樁身上部側(cè)摩阻力先于下部發(fā)揮；隨著樁頂豎向荷載的增加，樁身下部土層的側(cè)摩阻力才逐漸發(fā)揮出來。同時(shí)，隨著樁頂豎向荷載的不斷增大，各土層的側(cè)摩阻力亦表現(xiàn)出增速不同的特征。例如：試樁樁頂荷載增大到14 400 kN時(shí)，樁周上部（0～20 m）土層的側(cè)摩阻力增幅降低甚至出現(xiàn)衰減現(xiàn)象，說明上部土層的側(cè)摩阻力已達(dá)到或接近極限狀態(tài)，但此時(shí)中下部土層的側(cè)摩阻力仍在逐步發(fā)揮，表明樁身承載力并未達(dá)到自身的極限狀態(tài)。

表2為各土層在樁頂豎向荷載作用下的側(cè)摩阻力最大值、最大豎向荷載作用下的樁側(cè)摩阻力值與JGJ94—2008《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》推薦極限值的對比。由表2可以看出，規(guī)范中上部土層的最大極限側(cè)摩阻力值為68 kPa，下部土層的極限側(cè)摩阻力值為41 kPa，且各土層間的極限側(cè)摩阻力差別不大。但從實(shí)測值來看，在未達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)的下部土層側(cè)摩阻力比上部土層要大，這主要是因?yàn)椋簭牡鼗列陨峡?，下部土層比上部土層較為堅(jiān)硬密實(shí)，其所提供的側(cè)摩擦系數(shù)也較大；而從應(yīng)力水平上看，下部土層的豎向應(yīng)力水平較高，由此提供的樁土界面法向應(yīng)力也較高。由此可見，采用規(guī)范所得出的樁側(cè)摩阻力極限值，僅考慮了土體物理力學(xué)特性對樁側(cè)摩阻力發(fā)揮的影響，未考慮埋深效應(yīng)對土層側(cè)摩阻力的影響。對比實(shí)測中最大樁身側(cè)摩阻力與最大豎向荷載作用下樁身側(cè)摩阻力發(fā)現(xiàn)，除土層1及土層2表現(xiàn)出最大豎向荷載作用下的側(cè)摩阻力小于最大側(cè)摩阻力以外，其它土層的最大豎向荷載作用下的側(cè)摩阻力均等于或近似等于最大側(cè)摩阻力，這可能是由于樁頂在較大豎向荷載的作用下樁周上部土層出現(xiàn)剪切破壞，引起側(cè)摩阻力削弱所造成的。

表2 實(shí)測樁側(cè)摩阻力值與規(guī)范推薦值對比

2.4樁側(cè)摩阻力-樁土相對位移變化關(guān)系

圖7為計(jì)算得到的各級樁頂豎向荷載作用下的各監(jiān)測斷面處樁身位移分布曲線。由圖7可以看出，在樁頂豎向荷載作用下，不同深度處樁身截面的沉降量由上到下呈非線性減小的變化趨勢，且樁身各截面的沉降量隨著樁頂豎向荷載的增大而增大。在本次試樁試驗(yàn)中，當(dāng)樁頂豎向荷載達(dá)到最大值14 400 kN時(shí)，試樁樁端沉降與樁頂沉降的差值為10.83mm，約占樁頂沉降量（15.49mm）的69.9%，該差值即為樁身壓縮量。因此，樁身壓縮是樁頂沉降中不可忽視的一部分。此外，從樁身各截面的豎向位移量的變化趨勢亦可以看出，樁身豎向位移由上而下逐漸減小，且隨著樁頂豎向荷載的增大，樁身上部區(qū)域和下部區(qū)域的豎向位移量差值亦逐漸增大，這主要是由于樁側(cè)摩阻力逐漸發(fā)揮所引起的。

圖7樁頂各級豎向荷載作用下的樁身豎向位移曲線

圖8 為各土層樁側(cè)摩阻力與樁土相對位移的關(guān)系曲線。由圖8可以看出，樁側(cè)上部土層1、土層2和土層3的樁側(cè)摩阻力分別在樁頂豎向荷載為4 800 kN、6 000 kN及8 400 kN的作用下就已達(dá)到極限值，相應(yīng)的樁土相對位移分別為3.85 mm、4.10 mm及5.36mm；此后，隨著樁頂豎向荷載的增大，樁側(cè)摩阻力有所減小，樁側(cè)摩阻力與樁土位移的關(guān)系曲線呈軟化型，說明此時(shí)土層1、土層2及土層3具有剪切破壞的趨勢，使得樁側(cè)摩阻力具有一定的削弱；土層4、土層5的樁側(cè)摩阻力在樁頂豎向荷載（10 800 kN）的作用下達(dá)到極限，此時(shí)樁土相對位移分別為7.81mm和8.01mm，此后樁側(cè)摩阻力基本保持不變；當(dāng)樁頂豎向荷載達(dá)到最大值（14 400 kN）時(shí)，土層7、土層8及土層9的樁側(cè)摩阻力仍在增大，且該位置的樁土相對位移比上部土層明顯偏小，說明樁側(cè)下部土層未達(dá)到極限狀態(tài)，仍具有一定的承載空間。

圖8 各土層樁側(cè)摩阻力與樁土相對位移曲線

2.5樁端阻力-樁頂豎向荷載的變化關(guān)系

由圖1所示，監(jiān)測斷面9距離樁端最近，因而可近似認(rèn)為樁端阻力值與該監(jiān)測斷面所量測的軸力值相等。圖9為各級樁頂豎向荷載作用下的樁端阻力變化曲線。

由圖9可以看出，加載初期（前2級荷載作用下）樁端阻力較小；直到第3級荷載4 800 kN時(shí)，樁端阻力才開始有所增大；且隨著樁頂豎向荷載的進(jìn)一步增大，樁端阻力的增長速率不斷增大，但其量值仍較小，即使在最大豎向荷載作用下，樁端阻力也僅為1 085 kN，約占最大加載值的6.8%，說明樁端阻力仍存在一定的發(fā)揮空間，此時(shí)絕大部分樁頂豎向荷載仍由樁側(cè)摩阻力來承擔(dān)，因此該試樁承載特征為典型的摩擦樁。然而，對于此類大直徑超長鉆孔灌注樁來說，盡管樁周下部土層的側(cè)摩阻力和樁端阻力一般都不會得到充分發(fā)揮，但有時(shí)樁頂沉降已達(dá)到設(shè)計(jì)限制，因此大直徑超長鉆孔灌注樁的極限承載力通常要由樁頂沉降來控制。

圖9 各級樁頂豎向荷載作用下樁端阻力變化曲線

3 結(jié)論

本文依托無錫市地鐵1號線高架橋段試樁工程，針對試樁的分層荷載傳遞特性進(jìn)行研究分析，得出如下結(jié)論：

（1）大直徑超長鉆孔灌注試樁的Q-S曲線呈緩變型，沒有顯著的破壞點(diǎn)，樁端阻力最終僅占最大樁頂豎向荷載的6.8%，試樁承載特征屬于摩擦樁；

（2）大直徑超長鉆孔灌注試樁的側(cè)摩阻力由上而下逐步發(fā)揮，且隨著樁頂豎向荷載的增大，樁周上部土層的側(cè)摩阻力有剪切破壞趨勢，一定程度上削弱了樁側(cè)摩阻力，側(cè)摩阻力-樁土相對位移關(guān)系曲線呈軟化型；

（3）試驗(yàn)揭示土層的實(shí)測側(cè)摩阻力與勘察報(bào)告推薦值有較大差異，分析表明土層埋深對樁周土層的側(cè)阻力發(fā)揮影響較大；

（4）大直徑超長鉆孔灌注試樁荷載傳遞過程與普通樁存在較大差異，一般情況下樁周下部土層的側(cè)摩阻力和樁端阻力都不會得到充分發(fā)揮，但考慮到樁頂沉降的設(shè)計(jì)要求，其極限承載力應(yīng)由樁頂沉降來控制。

［1］陽吉寶，鐘正雄.超長樁的荷載傳遞機(jī)理［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，1998，20（6）：108-112.

［2］朱向榮,方鵬飛,黃洪勉,等.深厚軟基超長樁工程性狀試驗(yàn)研究［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，2003，25（1）：76-79.

［3］中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.建筑樁基技術(shù)規(guī)范：JGJ 94—2008［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2008.

［4］中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范：JGJ 106—2014［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2014.

［5］中華人民共和國鐵道部.鐵路橋涵地基和基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范：TB 10002.5—2005［S］.北京：中國鐵道出版社，2005.

［6］胡慶立,張克緒.大直徑樁的豎向承載性能研究［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，2002，24（4）：491.

［7］石名磊，鄧學(xué)鈞，劉松玉.大直徑鉆孔灌注樁樁側(cè)極限摩阻力研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)，2003，33（11）：13.

［8］徐新躍.軟土地基大直徑鉆孔灌注樁承載力試驗(yàn)研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)，2004，34（12）：8-10.

［9］王陶，馬曄.超長鉆孔樁豎向承載性狀的試驗(yàn)研究［J］.巖土力學(xué)，2005，26（7）：1053-1057.

［10］黃生根，龔維明.蘇通大橋一期超長大直徑試樁承載特性分析［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2004，23（19）：3370.

［11］鄧友生，龔維明，李卓球.超長大直徑單樁荷載傳遞特性研究［J］.公路，2007（4）：73-76.

［12］吳鵬，龔維明，梁書亭.考慮深度效應(yīng)的超長單樁荷載傳遞性狀的研究［J］.巖土力學(xué)，2007，28（6）：1265-1268.

［13］程曄，龔維明，戴國亮，等.超長大直徑鉆孔灌注樁樁端承載力研究［J］.南京航天航空大學(xué)學(xué)報(bào)，2007，39（3）：407-411.

［14］趙春風(fēng)，魯嘉，孫其超，等.大直徑深長鉆孔灌注樁分層荷載傳遞特性試驗(yàn)研究［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2009，28（5）：1020-1026.

Experimental Study of Load Transm ission Property for Large-diameter and Super-long Bored Piles

YANG Lei

The load transmission property of large-diameter and super-long bored pile in different soil layers under vertical load is analyzed，based on the measuring data of static load test and the pile stressmeasurement in a subway viaduct project of Wuxi City.The study indicates that the Q-s curves of large-diameter and super-long bored piles change gradually w ithout obvious failure features.The pile tested shows characteristics of typical friction piles because the load at the tip is only 6.8%of the total bearing capacity，the skin friction and tip resistance of the pile have mutual influence on each other and display asynchronously；the same situation also exists in side friction in soil layer，which demonstrates a top-down gradual changing trend.Burying depth has significant influence on the side friction of soil layers around the pile which has similar physical mechanical property，and some values about side friction are very different to the recommendation values according to themeasured data.

large-diameter and super-long bored pile；load transm ission；static load test；side friction of pile；tip resistance of pile

TU473.1

10.16037/j.1007-869x.2017.07.027

2016-07-29）