樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁樁側(cè)極限摩阻力計(jì)算方法

李永輝，王衛(wèi)東，吳江斌

（1. 鄭州大學(xué) 土木工程學(xué)院，河南 鄭州 450001；2. 華東建筑設(shè)計(jì)研究院總院，上海 200002）

1 引 言

超長(zhǎng)灌注樁系指樁長(zhǎng)不小于50 m、長(zhǎng)徑比不小于50的鉆孔灌注樁。這類樁基承載力高、沉降變形控制性能好，且具有施工相對(duì)便捷、噪音較小、無(wú)振動(dòng)、對(duì)周圍環(huán)境及建、構(gòu)筑物影響較小、適應(yīng)各類土層地質(zhì)條件等優(yōu)點(diǎn)，加之樁端后注漿技術(shù)成熟應(yīng)用，其在大型橋梁、超高層建筑等工程中應(yīng)用越來越普遍[1－3]。

大量現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果表明，樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁為摩擦型樁，其承載力主要由樁側(cè)摩阻力提供，樁端阻力所占承載比例通常不足 10%[4]，因此，樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁樁側(cè)極限摩阻力的準(zhǔn)確計(jì)算是進(jìn)行其承載力及沉降變形估算的關(guān)鍵。基于土力學(xué)與單樁靜力平衡原理，采用樁側(cè)土體強(qiáng)度指標(biāo)計(jì)算樁側(cè)極限摩阻力的方法，一般有α法、β法和γ法[5]。α 法、γ法適用于黏性土，由于超長(zhǎng)灌注樁樁身穿越土層較多，樁側(cè)不可能僅為黏性土層，因此，這兩種方法不適合計(jì)算其樁側(cè)極限摩阻力。β法為有效應(yīng)力法，可以用于計(jì)算黏性土和非黏性土層中的樁側(cè)極限摩阻力，但其計(jì)算參數(shù)取值主要依據(jù)常規(guī)樁基的經(jīng)驗(yàn)和認(rèn)知而獲得的，其也難以合理地進(jìn)行樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁樁側(cè)極限摩阻力計(jì)算。

本文基于樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁工程特點(diǎn)及樁側(cè)與土體的相互作用性狀，對(duì)傳統(tǒng)β法進(jìn)行改進(jìn)，建立其樁側(cè)極限摩阻力計(jì)算新方法，通過工程實(shí)例驗(yàn)證計(jì)算方法的合理性與可行性，其研究成果可為樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁承載力的確定及承載變形計(jì)算提供參考。

2 樁側(cè)極限摩阻力基本計(jì)算公式

根據(jù)β法，樁側(cè)極限摩阻力fs計(jì)算公式為

采用上述公式計(jì)算時(shí)，Kh值的合理確定至關(guān)重要，傳統(tǒng)β法認(rèn)為Kh等于土層靜止土壓力系數(shù)K0，而基于大量試樁實(shí)測(cè)結(jié)果反分析表明，對(duì)于樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁，Kh值通常大于K0。因此，應(yīng)在分析樁側(cè)土壓力增大機(jī)制的基礎(chǔ)上，合理計(jì)算Kh值，進(jìn)而合理確定樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁樁側(cè)極限摩阻力。

3 樁側(cè)土壓力分析與Kh計(jì)算

3.1 樁側(cè)土壓力增大現(xiàn)象分析

由于成孔施工擾動(dòng)，通常認(rèn)為鉆孔灌注樁樁側(cè)土體表現(xiàn)出應(yīng)力松弛，使得其樁側(cè)土壓力小于土層靜止土壓力。然而，基于大量試樁實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)反分析發(fā)現(xiàn)，樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁樁側(cè)土壓力通常大于土層靜止土壓力，筆者認(rèn)為主要由以下因素引起：

（1）施工過程產(chǎn)生的擴(kuò)孔現(xiàn)象

超長(zhǎng)灌注樁成孔時(shí)間較長(zhǎng)，受施工擾動(dòng)的影響，孔壁土體或多或少會(huì)產(chǎn)生流失，使得成樁直徑通常大于設(shè)計(jì)直徑，其中上部土層經(jīng)歷的施工時(shí)間更長(zhǎng)，其擴(kuò)孔現(xiàn)象通常更為明顯，如圖1所示。馬曄[6]對(duì)2 630根超長(zhǎng)鉆孔灌注樁統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)，成樁擴(kuò)徑率達(dá)3.70%～13.91%。然而，基于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)反算樁側(cè)摩阻力通常仍按設(shè)計(jì)樁徑進(jìn)行，導(dǎo)致實(shí)測(cè)樁側(cè)極限摩阻力較大，此時(shí)，在不改變土性指標(biāo)的情況下，為使計(jì)算的樁側(cè)摩阻力與實(shí)測(cè)值相匹配，必將采用較大的樁側(cè)土壓力值。

圖1 上海白玉蘭廣場(chǎng)試樁樁孔實(shí)測(cè)曲線Fig.1 Measured curve of a test pile hole of Shanghai Magnolia Plaza Project

（2）土體的剪脹效應(yīng)

樁側(cè)土體若具有剪脹性，則在剪切應(yīng)力作用下，將產(chǎn)生體積膨脹，而樁基的存在，限制了土體的剪脹變形，進(jìn)而增加了土體對(duì)樁側(cè)的法向作用力。

（3）樁身的泊松效應(yīng)

樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁通常承受較大的豎向荷載，其樁身產(chǎn)生較大壓縮變形的同時(shí)，也發(fā)生了明顯的橫向膨脹變形，此時(shí)，土體約束樁基橫向變形的同時(shí)，也增加了其對(duì)樁側(cè)的作用力。

（4）樁側(cè)摩阻力引起的樁側(cè)土體豎向應(yīng)力增加效應(yīng)

某一截面樁側(cè)摩阻力傳遞至周圍土體中，將引起該截面以下一定范圍內(nèi)土體壓縮變形和豎向應(yīng)力的增加，進(jìn)而引起樁側(cè)法向應(yīng)力的增大。

（5）后注漿工藝的擠壓與擴(kuò)徑效應(yīng)

樁端后注漿上泛對(duì)樁側(cè)土體產(chǎn)生滲透、壓密及固化等作用，使得在樁側(cè)形成加固區(qū)，這相當(dāng)于擴(kuò)大了樁徑，見圖 2。此外，高壓注漿對(duì)樁周土體的擠壓效應(yīng)也將有助于消除因樁孔附近土體應(yīng)力松弛和擾動(dòng)引起的樁側(cè)法向土壓力降低問題。

圖2 樁端后注漿在樁側(cè)形成的固化層Fig.2 Solidified layers around pile shafts formed by pile tip post grouting

3.2 樁側(cè)土壓力系數(shù)的計(jì)算

基于上述因素，樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁樁側(cè)土壓力系數(shù)處于靜止土壓力與被動(dòng)土壓力之間。Yasufuku等[7]認(rèn)為接近地面的土層樁側(cè)壓力系數(shù)受施工工藝及樁基承載影響較大，隨著埋深的增加，影響逐漸減小。對(duì)于樁端后注漿灌注樁，通過分析其樁側(cè)摩阻力現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，其樁側(cè)壓力系數(shù)沿樁身分布也具有文獻(xiàn)[7]所述之規(guī)律，如圖3所示。因此，假定地面處樁側(cè)土壓力系數(shù)為被動(dòng)土壓力系數(shù)，樁端處樁側(cè)壓力系數(shù)為靜止土壓力系數(shù)，建立了計(jì)算公式：

式中：ζ為計(jì)算參數(shù)；L為樁長(zhǎng)；z為樁體埋深。Kp為被動(dòng)土壓力系數(shù)。其中靜止土壓力系數(shù)和被動(dòng)土壓力系數(shù)計(jì)算表達(dá)式分別為

式中：φ′、OCR分別為土體有效內(nèi)摩擦角和超固結(jié)比。

由現(xiàn)場(chǎng)試樁足尺試驗(yàn)獲得的樁側(cè)極限摩阻力，可根據(jù)式（1）、（2）反算出樁側(cè)土壓力系數(shù)實(shí)測(cè)值，此時(shí)，通過樁側(cè)土壓力系數(shù)實(shí)測(cè)值與其理論計(jì)算值比較分析，可反演確定計(jì)算參數(shù)ζ的取值。文獻(xiàn)[7]通過試樁實(shí)測(cè)資料反演分析推薦ζ取值為 0.2。筆者收集了8個(gè)工程21根試樁現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，結(jié)合工程勘察獲得的各場(chǎng)地土層情況和土體物理力學(xué)參數(shù)（土體OCR均取1）進(jìn)行反分析發(fā)現(xiàn)，采用該推薦值計(jì)算的樁側(cè)壓力系數(shù)與工程試樁實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)反算值差異較大，如圖3所示，且實(shí)測(cè)Kh的分布與土體有效內(nèi)摩擦角φ′存在聯(lián)系。因此，在現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果反分析的基礎(chǔ)上，建立如下ζ取值表達(dá)式：

圖3 樁側(cè)土壓力系數(shù)理論計(jì)算結(jié)果與試樁實(shí)測(cè)結(jié)果Fig.3 Pile shaft pressure coefficient results by theoretical calculated and measured

從圖3為樁側(cè)土壓力系數(shù)理論計(jì)算值與其相應(yīng)工程的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果比較可知，基于式（6）計(jì)算得到的Kh值較Yasufuku理論計(jì)算值更接近實(shí)測(cè)結(jié)果，表明本文對(duì)參數(shù)ζ的取值計(jì)算更具合理性。

4 工程實(shí)例計(jì)算與分析

4.1 上海世博地下變電站工程

上海500 kV世博地下變電站工程抗壓樁采用樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁，樁徑為 950 mm，樁端埋深 89.7 m，樁端持力層為⑨2粗砂層，試樁及樁周土層剖面如圖4所示。

工程樁基樁側(cè)極限摩阻力計(jì)算結(jié)果如圖 5所示，其在樁身上部與試樁實(shí)測(cè)結(jié)果比較吻合，在樁身下部存在差異，究其原因，試樁在最大加載作用下，樁端位移不足 3 mm，試樁遠(yuǎn)未達(dá)到其承載極限，樁身下部也由于樁土相對(duì)位移較小，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮水平較低，其分布曲線亦呈現(xiàn)出未展開的現(xiàn)象。與樁側(cè)摩阻力的勘察推薦值及規(guī)范[8]取值相比，本文計(jì)算結(jié)果更符合樁側(cè)極限摩阻力實(shí)際大小與分布，表明所建立的計(jì)算方法具有其合理性。

圖5 上海世博地下變電站樁基樁側(cè)極限摩阻力計(jì)算結(jié)果Fig.5 Calculations of pile shaft ultimate friction of Shanghai World Expo Underground Substation

4.2 上海中心大廈工程

上海中心大廈深基礎(chǔ)為樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁基礎(chǔ)，樁徑為1 000 mm，樁端埋深88 m，樁端持力層為⑨2粉砂夾中粗砂層。該工程現(xiàn)場(chǎng)試樁采用雙套管技術(shù)，隔離基坑開挖25 m范圍內(nèi)的樁土接觸，能較好地反映樁基的實(shí)際承載性能，且最大加載作用下，試樁發(fā)生了刺入破壞，即樁基達(dá)到了其極限承載狀態(tài)。試樁及工程場(chǎng)地地層剖面如圖6所示。

圖6 上海中心大廈試樁與土層剖面圖(單位: m)Fig.6 Profile of soil layers and test pile of Shanghai Center Tower(unit: m)

圖7為上海中心大廈樁基樁側(cè)極限摩阻力計(jì)算結(jié)果。與試樁實(shí)測(cè)結(jié)果相比，在樁身上部存在差異，樁身下部吻合較好。究其原因，筆者認(rèn)為該工程試樁穿越60余米深厚砂層，為保證其成孔質(zhì)量，采用了較大比重和黏度的泥漿，且樁身上部在泥漿中浸泡時(shí)間較長(zhǎng)，樁身泥皮較厚，采用樁端后注漿后，漿液上泛對(duì)樁身上部影響也較小，這導(dǎo)致了該樁身部位實(shí)測(cè)極限摩阻力較小。但與勘察推薦值及規(guī)范[8]取值相比，本文計(jì)算結(jié)果更接近實(shí)測(cè)值，這進(jìn)一步表明所建立的樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁樁側(cè)極限摩阻力計(jì)算方法具有合理性與可行性。

圖7 上海中心大廈樁基樁側(cè)極限摩阻力計(jì)算結(jié)果Fig.7 Calculations of pile shaft ultimate friction of Shanghai Center Tower

5 結(jié) 語(yǔ)

樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁越來越多地應(yīng)用于工程實(shí)踐，在其設(shè)計(jì)及承載變形計(jì)算中，樁側(cè)極限摩阻力的確定甚為關(guān)鍵。由于受到施工擾動(dòng)造成的擴(kuò)孔問題、土體的剪脹效應(yīng)、樁身壓縮的泊松效應(yīng)、樁側(cè)摩阻力引起的樁側(cè)土體豎向應(yīng)力增加效應(yīng)以及后注漿擴(kuò)徑與側(cè)向擠壓效應(yīng)等因素的影響，樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁樁側(cè)土壓力存在介于土層靜止土壓力與被動(dòng)土壓力之間的現(xiàn)象。本文對(duì)樁側(cè)極限摩阻力計(jì)算的β法進(jìn)行了改進(jìn)，建立了樁端后注漿超長(zhǎng)灌注樁樁側(cè)土壓力計(jì)算方法，并給出了相關(guān)計(jì)算參數(shù)取值方法。工程實(shí)例計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果比較分析表明，本文所建立的計(jì)算方法具有合理性和可行性。

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