郅 彬，任毅龍，周 寧，武李和樂(lè)

(1.西安科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，陜西 西安 710054；2.寧夏世豐實(shí)業(yè)有限公司，寧夏 銀川 750000)

樁基在受荷條件下與樁周土體產(chǎn)生摩擦接觸并相互作用，樁側(cè)摩阻力與樁端摩阻力共同承擔(dān)上部荷載，可有效的控制地基沉降變形，提高基礎(chǔ)承載力.特別是隨著超高層建筑的廣泛普及利用，工程常建設(shè)在軟土地區(qū)，土層承載力不高，沉降變形過(guò)大或者土質(zhì)無(wú)法承擔(dān)建筑物施加的過(guò)大荷載時(shí)，樁基能夠支撐于較硬的持力層，具有高承載力和剛度，發(fā)揮其良好的作用.目前國(guó)內(nèi)對(duì)樁基的采用已經(jīng)較為普遍，也取得豐碩的研究成果.我國(guó)20世紀(jì)70年代利用樁身內(nèi)部安裝測(cè)量元件來(lái)測(cè)土層和樁身軸力分析樁基荷載傳遞的機(jī)理.近年來(lái)，王騰[1]建立了荷載傳遞函數(shù)模型，利用函數(shù)法求出荷載-沉降的解析解；曹衛(wèi)平[2]改進(jìn)了樁土荷載傳遞模型；鐘聞華[3]通過(guò)超長(zhǎng)端承摩擦樁對(duì)比分析側(cè)阻沿樁身長(zhǎng)度發(fā)揮與規(guī)范值的區(qū)別；李永輝[4]對(duì)超長(zhǎng)灌注樁后壓漿處理后計(jì)算出樁側(cè)摩阻力的大小.唐俊巍[5]結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究了樁側(cè)摩阻力在樁端土部分發(fā)揮狀況.以上成果使樁基理論研究得到豐富的同時(shí)對(duì)實(shí)際工程產(chǎn)生巨大影響，加快了現(xiàn)代城市建設(shè)步伐.然而目前尚缺乏針對(duì)端承摩擦樁的專項(xiàng)研究，特別是在高應(yīng)力條件下的性能發(fā)揮，同時(shí)結(jié)合實(shí)際工程的案例也較少.譬如：高應(yīng)力作用下端承摩擦樁的極限承載力到底可以達(dá)到多少；高應(yīng)力條件下端承摩擦樁的端阻與側(cè)阻如何發(fā)揮作用，且二者的承擔(dān)比例如何；場(chǎng)地的土層對(duì)樁基側(cè)阻的發(fā)揮有何影響；大承載力端承摩擦樁摩阻力的樁身最佳發(fā)揮范圍是多少？上述問(wèn)題目前尚未得到解決.然而隨著超高層建筑的普及，特別是高應(yīng)力條件下，既有理論已無(wú)法滿足現(xiàn)階段的工程實(shí)踐，探究大承載力端承摩擦樁在高應(yīng)力作用下承載機(jī)制成為解決實(shí)際工程問(wèn)題的重要途徑之一.本文依托銀川市某超高層項(xiàng)目靜載荷試驗(yàn)(工程為該地區(qū)第一高建筑且具備最大的應(yīng)力作用)，探究大承載力端承摩擦樁在該地區(qū)最高應(yīng)力條件下其極限承載能力的同時(shí)深入研究高應(yīng)力下樁體的承載機(jī)制及變形性狀.該項(xiàng)研究在當(dāng)?shù)鼐哂幸欢ù硪饬x，所得結(jié)論可為日后工程生產(chǎn)或課題研究提供借鑒.

1 靜載荷試驗(yàn)

1.1 工程地質(zhì)概況

1.2 試驗(yàn)概述

試驗(yàn)采用錨樁梁反力裝置，依據(jù)工況選取3根試樁進(jìn)行靜載荷試驗(yàn)，編號(hào)分別為S1，S2，S3.采用強(qiáng)度等級(jí)為C50的混凝土制備試樁，直徑為1.048 m，S1樁單樁長(zhǎng)45.38 m；S2樁單樁長(zhǎng)45.06 m；S3樁單樁長(zhǎng)44.78 m.樁端持力層控制在細(xì)砂層.試驗(yàn)選用慢速維持加載法，待測(cè)試樁周圍均布4根錨樁，錨樁提供反力，加荷設(shè)備選用油壓千斤頂，觀測(cè)設(shè)備為精確度0.01 mm的大量程百表.根據(jù)設(shè)計(jì)計(jì)算，每根試樁預(yù)加載值32 500 kN.首級(jí)加載5 000 kN，后每級(jí)加荷2 500 kN至32 500 kN.加載裝置如圖1所示，現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)如圖2.

圖1 靜載荷試驗(yàn)加載裝置圖Fig.1 Static load test loading device

圖2 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)圖Fig.2 Field test chart

1.3 試驗(yàn)方法

進(jìn)行靜載荷試驗(yàn)同時(shí)于樁身方向每1米設(shè)置一個(gè)量測(cè)斷面，各斷面上均布3個(gè)振弦式鋼筋應(yīng)力計(jì)，呈120°分布，如圖3.

圖3 應(yīng)力計(jì)分布圖Fig.3 Stress meter distribution map

(1)加載：0 kN開(kāi)始，第二級(jí)加載5 000 kN，后每級(jí)加荷2 500 kN至32 500 kN.每級(jí)加載后每隔約15 min測(cè)讀一次沉降數(shù)據(jù)，1 h后隔30 min再讀一次.(沉降相對(duì)穩(wěn)定條件：每1小時(shí)樁頂沉降量不超過(guò)0.1 mm且連續(xù)出現(xiàn)2次)

(2)卸荷：每級(jí)卸荷值取加載時(shí)分級(jí)荷載量的2倍.每級(jí)卸荷維持1 h同時(shí)分別按間隔15 min測(cè)讀一次殘余沉降，2次之后每隔30分鐘讀數(shù)一次，即可卸下一級(jí).

(3)沿S1，S2，S3樁身布設(shè)45個(gè)斷面的鋼筋應(yīng)力計(jì)(各斷面間隔1 m)，進(jìn)行樁周土阻力試驗(yàn)，利用頻率計(jì)測(cè)量初始頻率值.于分級(jí)加載后樁體穩(wěn)定狀態(tài)下讀出相應(yīng)鋼筋應(yīng)力計(jì)頻率值.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 大承載力端承摩擦樁荷載-沉降曲線分析

靜載荷試驗(yàn)結(jié)果繪制Q-S曲線如圖4所示.

圖4 靜載荷試驗(yàn)Q-S曲線 Fig.4 Q-S curve of under static load test

由圖4可知，當(dāng)初期荷載較小的時(shí)候，S1樁曲線基本呈線性增大，曲線趨勢(shì)較為穩(wěn)定；在樁頂荷載從30 000 kN達(dá)到32 500 kN時(shí)，出現(xiàn)了明顯的拐點(diǎn)特征，沉降發(fā)生突變，最大沉降量達(dá)到61.67 mm,樁體發(fā)生破壞，對(duì)應(yīng)極限承載力值取30 000 kN.

S2，S3樁前期荷載量較小時(shí)，各級(jí)加載量下的曲線趨勢(shì)保持平穩(wěn)，隨著荷載的不斷增大，曲線逐漸呈下滑趨勢(shì)，但總體依舊無(wú)明顯變化，需借助S-lgt圖分析.

圖5(a)中S2樁加載至32 500 kN時(shí)，曲線尾部出現(xiàn)彎曲，考慮到試驗(yàn)設(shè)計(jì)最大加載量為32 500 kN，故S2樁的極限承載力取上一級(jí)加載值，即30 000 kN；圖(b)中S3樁加載曲線保持平穩(wěn)無(wú)明顯變化，依據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》[6]判定S3樁的最大加載量作為極限承載力為32 500 kN.整理靜載荷實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，依據(jù)規(guī)范確定該地區(qū)45 m大承載力端承摩擦樁極限承載力為30 000 kN.

圖5 S-lgt曲線圖Fig.5 S-lgt graph

2.2 樁身軸力分析

利用各斷面處鋼筋應(yīng)力計(jì)的實(shí)測(cè)應(yīng)變值計(jì)算得到各級(jí)荷載情況下各量測(cè)斷面的樁身軸力如圖6.

(1)由圖6可知，前期加載時(shí)軸力值沿樁身浮動(dòng)不大，視為相對(duì)線性狀，樁側(cè)摩阻力未完全發(fā)揮作用.隨荷載值不斷增大，軸力分布圖后面階段呈現(xiàn)曲線狀，樁側(cè)摩阻力開(kāi)始逐漸發(fā)揮至極限.同時(shí)加載量增大，S1、S2、S3樁端存在軸力，表明樁體側(cè)阻充分發(fā)揮同時(shí)端阻承擔(dān)上部剩余荷載，符合端承型摩擦樁特點(diǎn).

(2)3根試樁軸力曲線沿樁身方向減弱趨勢(shì)相同，樁身中下部為側(cè)阻最佳發(fā)揮段[7]，由軸力圖可知，各軸力曲線由上至下逐漸衰減，深度在25～35 m處，約樁身2/3段范圍衰減速率最大，即樁側(cè)摩阻力發(fā)揮性最佳，處于峰值范圍，即最佳發(fā)揮段.這是由于樁身與樁周土體作用，荷載較小時(shí)側(cè)摩阻力發(fā)揮不明顯，隨著荷載的增大，側(cè)摩阻力發(fā)揮至極限，且中下部土層相較于上部土層性質(zhì)不同，摩擦阻力更大，樁身中下部在大荷載下側(cè)摩阻力發(fā)揮更明顯，對(duì)應(yīng)軸力遞減越劇烈.

(3)上部荷載達(dá)7 500～10 000 kN間開(kāi)始產(chǎn)生樁端總阻力.由圖6可得，荷載達(dá)5 000 kN時(shí)S1、S2、S3樁40 m處軸力為0；7 500 kN時(shí)3根樁42 m處軸力為0，說(shuō)明前期上部荷載全部由側(cè)阻承擔(dān)，無(wú)傳遞到樁端，端阻不發(fā)揮.

圖6 樁身軸力隨樁長(zhǎng)變化圖Fig.6 Pile body axial force with pile depth variation

2.3 樁側(cè)摩阻力分析

樁側(cè)摩阻力由樁體軸力值推算得出，計(jì)算式如下[8]：

(1)

式中:Pij為第i量測(cè)斷面在j級(jí)荷載加載量下的樁身軸力值/kN;A為第i量測(cè)斷面與第i+1斷面間樁身面積大小/ mm2.

選取加載量為10 000 kN、20 000 kN、30 000 kN的數(shù)據(jù)計(jì)算得到S1、S2、S3樁體側(cè)摩阻力沿樁身長(zhǎng)度分布，如圖7.

圖7 樁側(cè)摩阻力沿樁身分布圖Fig.7 Pile side friction resistance along the pile distribution map

分析樁側(cè)摩阻力分布規(guī)律，可得到以下結(jié)論：

(1)各級(jí)荷載下大承載力摩擦樁側(cè)阻沿樁身長(zhǎng)度發(fā)揮曲線呈拋物線狀.樁頂荷載不斷增大，導(dǎo)致樁身壓縮變形，樁身與土體發(fā)生相對(duì)位移產(chǎn)生剪切力即側(cè)摩阻力.樁側(cè)摩阻力隨上部荷載增大而增加，逐漸至完全發(fā)揮作用，當(dāng)其達(dá)到一定極限時(shí)側(cè)阻保持平穩(wěn)后最終出現(xiàn)衰減，側(cè)阻沿樁身長(zhǎng)度作用曲線近似于拋物線狀.

(2)樁側(cè)摩阻力先發(fā)揮作用至極限后端阻承擔(dān)上部荷載.從圖7中得3根試樁側(cè)摩阻力達(dá)極限后遞減，是由后期樁端阻力發(fā)揮輔助支撐作用，樁土間相對(duì)位移達(dá)最大值后逐漸減小，符合端承型摩擦樁特性.

(3)由圖7的變化曲線更明顯的觀測(cè)出樁體側(cè)摩阻力發(fā)揮趨勢(shì)，在樁身長(zhǎng)度范圍約25～35 m為曲線最凸出部位，即側(cè)摩阻力最佳發(fā)揮段，驗(yàn)證上文軸力分析所得結(jié)論，即樁身2/3段.

(4)對(duì)應(yīng)圖7中一定深度范圍內(nèi)曲線斜率不同，即不同土層摩阻力發(fā)揮程度相異.樁側(cè)摩阻力與土層屬性具有相關(guān)性，土層與樁身接觸摩擦屬性[9]不同導(dǎo)致各土層側(cè)摩阻力發(fā)揮具有較大的差異，存在摩阻力數(shù)值變化.

(5)根據(jù)試驗(yàn)得到的樁身側(cè)摩阻力，劃分地層并計(jì)算出最大荷載作用下各土層范圍內(nèi)摩阻力平均值即為該土層極限側(cè)摩阻力值：②粉質(zhì)粘土101.5 kPa，③粉砂103.9 kPa，④細(xì)粉砂138.3 kPa，⑤粉土146.3 kPa，⑥細(xì)砂205.4 kPa，⑧粉粘210.1 kPa，⑨細(xì)砂211.8 kPa，⑩粉粘200.4 kPa.

(6)該地區(qū)土層側(cè)摩阻力提高倍數(shù).

表1 土層側(cè)摩阻力值

通過(guò)對(duì)樁側(cè)摩阻力沿樁身長(zhǎng)度變化的數(shù)據(jù)采取無(wú)量綱化處理，即實(shí)測(cè)土層樁側(cè)摩阻力與規(guī)范土層建議側(cè)摩阻力值之比，可認(rèn)為是土層側(cè)摩阻力較規(guī)范值提高倍數(shù)[3].由表1可得極限側(cè)摩阻力較規(guī)范均表現(xiàn)為提高，約1.41～2.57倍，平均值2.10.樁側(cè)摩阻力沿樁身長(zhǎng)度變化曲線近似數(shù)理統(tǒng)計(jì)[10]中正態(tài)分布曲線，故將其假定為正態(tài)分布.

進(jìn)一步也可認(rèn)為各土層側(cè)摩阻力提高倍數(shù)也符合正態(tài)分布，為得到提高數(shù)的可信程度，估計(jì)出一個(gè)真實(shí)可靠范圍，即置信區(qū)間.采用t分布法，根據(jù)置信區(qū)間計(jì)算式(2)：

(2)

2.4 樁端總阻力分析

通過(guò)軸力圖可計(jì)算得樁端總阻力.

(1)分析得到樁端總阻力與沉降關(guān)系曲線如圖8.

圖8 樁端阻力隨沉降變化曲線Fig.8 Pile end resistance with settlement curve

3根試樁初始產(chǎn)生樁頂位移時(shí)，樁端阻力均為0即端阻未發(fā)揮作用，說(shuō)明樁側(cè)摩阻力先發(fā)揮，承擔(dān)全部上部荷載，端阻后發(fā)揮，且端阻隨樁頂位移增加而明顯增大.S1樁頂沉降達(dá)6.4 mm時(shí)端阻作用，圖8中S1樁端阻力發(fā)揮最為迅速，樁端持力層明顯發(fā)揮承載作用，樁頂沉降達(dá)29 mm后產(chǎn)生突變即荷載超過(guò)樁身極限承載力后樁體破環(huán)，端阻發(fā)揮到極限，其值為8 640 kN；S2，S3試樁樁端阻力隨樁頂位移增大發(fā)揮較為緩慢，仍為樁側(cè)摩阻力承擔(dān)大部分上部荷載，端阻占總承載力少部.

(2)頂部荷載與端阻增量關(guān)系見(jiàn)圖9.

圖9 端阻增量隨頂部荷載變化曲線Fig.9 End resistance increment with top load curve

端阻作用隨頂部荷載增加而增大.3根試樁端阻增量在頂部加荷7 500 kN前都為0，端阻無(wú)作用.之后產(chǎn)生變化，初期3根試樁增量曲線斜率幾乎相同且增幅不大，說(shuō)明在上部荷載較小時(shí)樁側(cè)摩阻力發(fā)揮主要承載作用，樁底土層的阻力對(duì)承載機(jī)制影響不大.隨著荷載的增大，三曲線隨之增幅，可以明顯看出S1樁端阻增幅迅速，一直保持增長(zhǎng)趨勢(shì)，端阻發(fā)揮作用明顯；S2樁端阻增值曲線在荷載達(dá)12 500～22 500 kN間保持平穩(wěn)，隨后出現(xiàn)陡升，可認(rèn)為是端阻充分發(fā)揮；S3樁曲線先逐步上升后保持平穩(wěn)，在荷載為25 000 kN時(shí)出現(xiàn)陡升，端阻作用明顯.

(3)依據(jù)上述極限承載力結(jié)果，得到3根試樁達(dá)到極限承載力時(shí)，樁端阻力與樁側(cè)阻力承載發(fā)揮比.由表2可知，S1樁達(dá)到極限承載力時(shí)樁側(cè)摩阻力發(fā)揮71%，端阻發(fā)揮29%；S2樁側(cè)阻發(fā)揮73%，端阻發(fā)揮占比27%[11]；S3樁達(dá)承載力特征值時(shí)，側(cè)摩阻力與端阻分別發(fā)揮77%和23%.由此表明，3根試樁均符合端承型摩擦樁特性，在達(dá)極限承載力時(shí)，平均由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)74%的上部荷載同時(shí)端阻力發(fā)揮作用，承擔(dān)剩余荷載8 080 kN，比重約為26%.

表2 極限承載力端阻側(cè)阻發(fā)揮

3 結(jié)論

(1)依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)靜載荷試驗(yàn)，該地區(qū)樁長(zhǎng)45 m直徑1 m的大承載力端承摩擦樁極限承載力可達(dá)30 000 kN.

(2)大承載力端承摩擦樁側(cè)阻發(fā)揮與土層性質(zhì)相關(guān)，該地區(qū)土層摩阻力較規(guī)范值均提高，建議土層摩阻力提高倍數(shù)采用1.81～2.39.

(3)大承載力端承摩擦樁在分級(jí)荷載下側(cè)阻沿樁身長(zhǎng)度發(fā)揮曲線近似呈拋物線狀；側(cè)阻最佳發(fā)揮范圍約為樁身2/3段.

(4)在高應(yīng)力作用下，端承摩擦樁承載機(jī)制如下：前期樁側(cè)摩阻力先發(fā)揮，完全承擔(dān)應(yīng)力作用，隨著荷載增大，端阻逐漸發(fā)揮，側(cè)摩阻力先發(fā)揮至極限后端阻承擔(dān)剩余上部荷載.最終達(dá)到單樁極限承載力時(shí)端阻承擔(dān)作用占比26%，側(cè)阻起到主導(dǎo)作用，占比74%.