天津厚地層超長鉆孔灌注樁單樁承載特性研究

柯 洪，吳 翔，王繼華，曾云川，趙春宏，馮慶高

（1. 云南省電力設(shè)計院勘測部，昆明 650051；2. 中國地質(zhì)大學(xué) 工程學(xué)院，武漢 430074；3. 云南交通規(guī)劃設(shè)計院工程勘察分院，昆明 650051；4. 新疆大學(xué) 地質(zhì)與勘查工程學(xué)院，烏魯木齊 830047）

1 引 言

天津市西青區(qū)天津高新區(qū)（華苑科技園區(qū)）擬建集商貿(mào)服務(wù)、辦公、住宅、酒店服務(wù)與休閑娛樂為一體的綜合性建筑群落，其中標(biāo)志性建筑為 117層主塔樓，建筑高度約597 m，屬于大型超高層建筑。塔樓樓層平面呈正方形，大樓首層平面尺寸約67 m×67 m。

后壓漿超長鉆孔灌注樁具有單樁承載力高、變形小、抗震性能好、施工方便和經(jīng)濟效益好等優(yōu)點[1－3]，所以選用后壓漿超長鉆孔灌注樁作為主塔樓樁基。為確保樁基設(shè)計經(jīng)濟和安全，決定做兩組試樁（共8根）。2組試樁施工和試驗約用8個月時間。

2 試樁概況

2.1 試樁參數(shù)

117塔樓場地內(nèi)需要開挖基坑，工程樁位于基坑底面之下，為了更真實地反應(yīng)超長樁基承載力，對基坑深度非摩擦段采用雙護筒設(shè)計，雙護筒結(jié)構(gòu)如圖1所示。雙護筒的特性是：保證基坑開挖深度的雙護筒范圍內(nèi)不存在樁側(cè)阻力，內(nèi)外護筒之間采用滑動裝置連接，內(nèi)護筒沉降和回升過程中不受外護筒的摩阻力。雙護筒段稱為非摩擦段，如圖2所示；雙護筒之下與土層直接接觸的樁身段稱為阻力樁身，由其承擔(dān)試樁荷載，阻力樁身段長度設(shè)計為76.0 m和95.5 m兩種。

圖1 雙護筒圖片F(xiàn)ig.1 Diagram of the double protective cylinders

圖2 試樁剖面圖Fig.2 Sectional diagram of the test piles

8根試樁預(yù)估加載值為42 000 kN[4－5]，其他詳細(xì)參數(shù)如表1所示。

表1 試樁主要參數(shù)Table 1 Main parameters of the test piles

2.2 地層概況

試樁位置地層情況如圖2所示。

2.3 試樁施工情況[6]

試樁成孔過程采用泥漿護壁，保證了土層內(nèi)深孔鉆進的順利完成[7]。

試樁采用 C50混凝土，彈性模量 E1為 3.45×104N/mm2；試樁采用了23根直徑為5 cm的主筋，彈性模量E2為2.0×105N/mm2。

試樁采用后壓漿技術(shù)，注漿采用的水泥為普通硅酸鹽水泥，強度為42.5 MPa；漿液水灰比0.6～0.7。D3和D6試樁深度達(dá)到阻力樁身長95.5 m位置，采用了樁側(cè)、樁端注漿，樁側(cè)每一道注漿量為2 m3，樁端注漿量為2 m3，注漿間距如圖2所示；D9、D12、S1和S2試樁深度達(dá)到阻力樁身長76.0 m位置，采用樁側(cè)、樁端注漿，樁側(cè)進行了4道注漿，其他注漿參數(shù)與D3和D6試樁一致；S3和S4試樁深度達(dá)到阻力樁身長76.0 m，僅樁端注漿，注漿量為2 m3。

試樁預(yù)埋了鋼弦式鋼筋應(yīng)力計，D3和D6試樁對稱布置18層鋼弦式鋼筋應(yīng)力計；D9、D12、S1、S2、S3和S4在樁身范圍內(nèi)對稱布置15層鋼弦式鋼筋應(yīng)力計，如圖2所示。

為了監(jiān)測阻力樁身沉降情況，在試樁內(nèi)裝有監(jiān)測阻力樁身頂部、中部和底端的沉降管。

3 單樁豎向抗壓靜載試驗方法

本試驗加載共采用11個油壓千斤頂，千斤頂型號為QF320/200，推力為5 000 kN。千斤頂布置于樁帽上，合力中心與樁軸線重合。荷載測量采用并聯(lián)于千斤頂油路的壓力表測定油壓，根據(jù)千斤頂率定曲線換算荷載。

加載反力裝置為錨樁；D9號試樁試驗過程中錨樁上拔量過大，臨時采用錨樁壓重聯(lián)合反力裝置。試驗時錨樁與橫梁之間采用鋼套筒和精軋螺紋鋼連接，橫梁對稱擱置主梁兩側(cè)。當(dāng)千斤頂加壓頂起主梁，橫梁受力，通過鋼套筒和精軋螺紋鋼將力傳向錨樁，錨樁受拉，此時錨樁起到反力裝置的作用[8]。反力裝置作用原理如圖2所示。

試驗錨樁樁徑1 m，樁長100 m，每一組4根試樁周圍布置10根錨樁，共兩組，錨樁和試樁分布情況如圖3所示。試驗完成后，錨樁與試樁均作為工程樁使用。

圖3 試樁和錨樁分布示意圖Fig.3 Schematic diagram of the test and anchor piles

4 樁側(cè)、樁端后壓漿技術(shù)

后壓漿技術(shù)通過使用高壓裝置把漿液壓向地層，漿液以填充、滲透、擠密和劈裂等形式與樁周、樁端土體相互作用，具體作用方式與土層的物理力學(xué)性質(zhì)、壓漿工藝和參數(shù)、漿液的種類及流變性能等有關(guān)，并根據(jù)后壓漿經(jīng)驗，漿液與土體作用方式往往會相互轉(zhuǎn)化或并存，多種作用方式共同出現(xiàn)。在一定的條件下，漿液一般以某種作用方式為主，如在滲透性?。╧ ＜10-5cm/s）的黏土中主要以劈裂作用為主。試樁采用樁側(cè)、樁端后壓漿技術(shù)，加固樁周和樁端土體，保證了樁土相互作用加強[9－10]。

本工程設(shè)計樁側(cè)注漿的試樁按指定位置預(yù)埋了注漿管；樁端利用聲測管作壓漿管，每個試樁有 3根聲測管。

5 試驗情況

試驗前對8根試樁采用低應(yīng)變反射波法、聲波透射法進行了質(zhì)量檢測，結(jié)果表明，樁身質(zhì)量完好；試驗結(jié)束后對8根試樁采用鉆芯法進行全長抽芯，并對抽芯取出的混凝土芯樣做強度試驗，通過芯樣特征和強度試驗結(jié)果綜合判斷，樁身完整性判定為I類[5]。

試驗采用武漢巖海公司生產(chǎn)的 JYC型靜載荷測試儀實時對試驗數(shù)據(jù)進行監(jiān)控和定時記錄，并對每級荷載進行自動判穩(wěn)、自動加載、自動補載。加載方法采用慢速維持荷載法，按3 000 kN一級加載，在 30 000 kN后的高荷載階段，每級加載為1 500 kN，達(dá)到相對穩(wěn)定，才可加下一級荷載。卸載穩(wěn)定后應(yīng)測讀樁頂最終殘余沉降量[5－6]。每一次分級加載穩(wěn)定后，通過鋼弦頻率測定儀測讀振動頻率值。

在加載試驗之前，將沉降桿插入沉降管內(nèi)，試驗時所監(jiān)測到的沉降桿頂部位移量就是阻力樁身頂部、中部和底部3個層面的沉降量。

6 試驗結(jié)果分析

6.1 試樁承載性能分析

S3與S4試樁條件一致，而S4試樁成孔時由于機械因素，成孔時間較長，泥皮較厚導(dǎo)致樁側(cè)承載性能更差。如圖4，S4試樁極限承載力為37 500 kN，而S1、S2、D9和D12試樁加載到42 000 kN未達(dá)到極限承載力，樁端樁側(cè)注漿的試樁比僅樁端注漿的 S4試樁承載力提高大于（42 000－37 500）/37 500=12%；S4試樁加載到極限承載力，樁底位移量為9.6 mm；S4試樁加載到39 000 kN，試樁的樁底沉降達(dá)到 36.65 mm，樁土的相對位移大于36.65 mm，樁-土相互作用和樁底地層已破壞；S3試樁各層沉降量均比樁端、樁側(cè)注漿的試樁大。所以樁端注漿的試樁承載性能弱于樁端、樁側(cè)注漿的試樁。

D6試樁監(jiān)測阻力樁身頂部的沉降管遭受施工時掉落混凝土堵塞，沉降管深度為-18.734 m，監(jiān)測數(shù)據(jù)反應(yīng)不了阻力樁身頂部沉降情況。D3試樁阻力樁身頂部沉降大于承載性能良好的D12、D9和S1試樁，而阻力樁身底部沉降小于該3根試樁。由于樁頂沉降與樁底沉降差為樁身壓縮量，所以可知樁長更長的D3試樁樁身壓縮較大。

根據(jù)圖4可判斷，試樁受荷時樁身分層沉降量由上到下逐漸減小，樁身壓縮量亦為由上到下逐漸減小。

圖4 試樁樁身分層荷載-沉降曲線Fig.4 Load-settlement curves of the layers of test piles

6.2 樁身軸力與樁側(cè)阻力

圖5、6分別為試樁的樁身軸力分布圖和樁側(cè)阻力分布圖，樁身軸力隨深度變化越大、曲線越平緩說明樁側(cè)阻力較大，反之樁側(cè)阻力較小。

圖5 樁身軸力分布Fig.5 Distribution of axial forces in test piles

圖6 試樁最大荷載的樁側(cè)阻力分布Fig.6 Distribution of side resistance of maximum load of test piles

S4試樁加載到39 000 kN已超過極限承載力，沉降達(dá)不到穩(wěn)定，樁端位置樁身軸力4 133 kN，這部分軸力傳到樁底地層，使樁底土層發(fā)生較大沉降和破壞。S3和S4試樁樁身軸力曲線基本在其他試樁樁身軸力曲線下方，即同一深度的樁身軸力值更大，說明樁側(cè)未注漿的樁身側(cè)摩阻力相對較小，樁身軸力向下傳遞更多，如 S3試樁樁端軸力為988 kN，而S2和S1試樁樁端軸力分別為341 kN和278 kN。D9試樁樁端阻力為200 kN，而D3試樁樁端阻力為50 kN，樁端承載性能發(fā)揮較少，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮范圍較長，這說明達(dá)到有效樁長后，樁越長其承載性能越發(fā)揮不充分，導(dǎo)致浪費現(xiàn)象。

樁側(cè)未注漿的S3和S4試樁樁端附近樁側(cè)摩阻力比樁側(cè)注漿的S1和S2試樁發(fā)揮更充分，這是由于S3和S4試樁樁端附近位移較大。S2樁側(cè)整體阻力要比S4試樁大，可見S2試樁樁側(cè)注漿發(fā)揮了較顯著的效果。

6.3 雙循環(huán)試驗樁頂沉降的變化

D6、S1、S3和S4試樁采用雙循環(huán)加載試驗，當(dāng)加載到21 000 kN時，第2循環(huán)的沉降量小于第1循環(huán)，如表2所示。這說明第1次循環(huán)加載克服了樁土塑性變形，硬化了樁土相互作用，增強樁土彈性性能，因此，采用預(yù)壓加載可以增強超長樁的彈性，減少樁頂?shù)某两怠?/p>

表2 雙循環(huán)樁頂沉降Table 2 Double loop settlement of the top of test piles

6.4 卸荷穩(wěn)定后樁身受力狀態(tài)

在試樁試驗中，全程記錄D3和D9試樁鋼筋計頻率值，比較卸荷穩(wěn)定后的鋼筋計頻率值和加載前的鋼筋計頻率值，得出卸荷穩(wěn)定后樁身仍然具有樁身軸力，試樁上段樁身軸力逐漸增大，下段軸力逐漸變小，如圖7所示。由樁身軸力可以計算出樁側(cè)阻力，樁身上段所受阻力為負(fù)摩阻力，下段為正摩阻力，如圖8所示。

試樁在卸荷過程中，發(fā)生了塑性變形的樁土作用會阻礙樁身回彈，形成了負(fù)摩阻力。在試樁上部樁身沉降較大，樁土相對位移較大（樁土最大位移值達(dá)到45 mm），部分樁土作用發(fā)生塑性變形[11]，樁身回彈容易形成負(fù)摩阻力；負(fù)摩阻力使樁身不能充分回彈，回彈力與負(fù)摩阻力達(dá)到平衡穩(wěn)定。負(fù)摩阻力段端部截面樁身軸力為最大值，最大軸力向下傳遞原理和試樁加載過程一致，樁周土產(chǎn)生正摩阻力[12－13]。

圖7 卸荷穩(wěn)定后樁身軸力分布Fig.7 Distribution of axial forces in test piles after unloading stability

圖8 卸荷穩(wěn)定后樁側(cè)阻力Fig.8 Distribution of side resistance of test piles after unloading stability

卸荷穩(wěn)定后，樁身軸力使樁身處于壓縮狀態(tài)，可通過樁身軸力計算出壓縮量。令混凝土橫截面積為S1，主筋的總橫截面積為S2，試樁總橫截面積為S，應(yīng)變?yōu)棣?；?dāng)樁身截面受力為F時，混凝土受力F1，主筋受力F2。計算公式如下：

由于樁身受力后同一截面各點應(yīng)變相同[14]，所以

可由公式（6）計算試樁彈性模量，計算后得到E =4.4×104N/mm2。

由圖7可知，D3樁身軸力曲線可以近似為三角形，樁身深度三角形范圍為底邊，底邊寬約70 m，最大樁身軸力為高，高值約11 306 kN，可以近似等效為70 m樁身所受的樁身軸力平均值為 11 306 kN/2=5 653 kN，壓縮量公式為

將數(shù)據(jù)代入式（7），得到D3試樁卸荷后樁身壓縮量約為11.45 mm；D9試樁樁身軸力等效為60 m樁身所受的軸力11 418 kN/2=5 709 kN，代入數(shù)據(jù)得到D9試樁的壓縮量約為9.92 mm。卸荷結(jié)束后試樁殘余變形量包含了樁身壓縮量，D3和D9試樁殘余變形量分別為12.69 mm和13.26 mm，計算出壓縮量占?xì)堄嘧冃瘟堪俜直确謩e為 90.2%和 74.8%，其殘余變形主要是由卸荷后樁身軸力壓縮試樁所致。由此可知，超長鉆孔灌注樁卸荷穩(wěn)定后樁身軸力產(chǎn)生的試樁壓縮量為形成殘余變形量的重要因素。

7 結(jié) 論

（1）試驗結(jié)果表明，該地層內(nèi)超長鉆孔灌注樁具有較高的豎向承載力，采用樁端、樁側(cè)后壓漿技術(shù)可進一步提高超長樁的承載力；樁側(cè)、樁端注漿的超長樁承載性能明顯高于僅樁端注漿的試樁。

（2）超長樁經(jīng)過一次循環(huán)加載后克服了樁土塑性變形，硬化了樁-土相互作用，增強樁土彈性性能，因此，采用預(yù)壓加載可以增強超長樁的彈性，再次循環(huán)加載時樁頂沉降減少。

（3）試驗卸荷穩(wěn)定后，試樁還具有樁身軸力，上段軸力逐漸增加，下段軸力逐漸減小，對應(yīng)的樁身上段受到負(fù)摩阻力，下段受到正摩阻力。樁身軸力使試樁產(chǎn)生一定的壓縮，經(jīng)試驗數(shù)據(jù)和理論計算表明，試樁樁身軸力產(chǎn)生的試樁壓縮量為形成殘余變形量的重要因素。

[1]王寶燁. 樁基基礎(chǔ)的發(fā)展及其應(yīng)用[J]. 建材技術(shù)與應(yīng)用, 2002, 2: 12－13.WANG Bao-ye. Development and applications of pile foundation[J]. Research & Application of Building Materials, 2002, 2: 12－13.

[2]王惠. 超長鉆孔樁豎向承載能力試驗及沉降計算方法的研究[D]. 哈爾濱: 東北林業(yè)大學(xué), 2009.

[3]史佩棟主編. 實用樁基工程手冊[M]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 1999.

[4]北京勘察設(shè)計研究院. 117塔樓巖土工程勘察報告[R].北京: 北京勘察設(shè)計研究院有限公司, 2009.

[5]孫應(yīng), 吳永紅. 117塔樓試樁單樁豎向抗壓靜載荷試驗報告[R]. 天津: 天津勘察設(shè)計院, 2009.

[6]訾兵. 117塔樓試樁施工方案報告[R]. 武漢: 中建三局建設(shè)工程股份有限公司, 2009.

[7]陸大偉. 大直徑鉆孔灌注樁泥漿護壁工藝與質(zhì)量[J].中國港灣建設(shè), 2002, 12: 35－39.LU Da-wei. Technique and quality control of slurry to protect drilled bores for large diameter bored cast-in-place piles[J]. China Harbour Engineering, 2002, 12: 35－39.

[8]中國建筑科學(xué)研究院. JGJ106－2003 建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范[S]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2003.

[9]黃生根, 張曉煒, 曹輝. 后壓漿鉆孔灌注樁的荷載傳遞機理研究[J]. 巖土力學(xué), 2004, 25(2): 251－254.HUANG Sheng-gen, ZHANG Xiao-wei, CAO Hui.Mechanism study on bored cast-in-place piles with post-grouting technology[J]. Rock and Soil Mechanics,2004, 25(2): 251－254.

[10]龔維明, 于清泉, 戴國亮. 越南大翁橋樁基承載性能試驗研究[J]. 巖土力學(xué), 2009, 30(2): 558－562.GONG Wei-ming, YU Qing-quan, DAI Guo-liang.Experimental research on bearing behavior of piles with self-balanced method in Daweng bridge in Vietnam[J].Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(2): 558－562.

[11]王秀哲. 超長鉆孔灌注單樁軸向荷載-沉降曲線研究[D]. 南京: 東南大學(xué), 2005.

[12]顧培英, 王德平, 呂惠明. 大直徑灌注樁樁側(cè)摩阻力試驗研究[J]. 公路交通科技, 2004, 1: 62－66.GU Pei-ying, WANG De-ping, Lü Hui-ming. Test study on side friction of large diameter bored pile[J]. Highway and Transportation Research and Development, 2004,1: 62－66.

[13]張景魁. 負(fù)摩阻力作用下的樁基礎(chǔ)[D]. 四川: 西南交通大學(xué), 2001.

[14]楊伯源, 李和平, 劉一華. 材料力學(xué)[M]. 北京: 機械工業(yè)出版社, 2009.