薄壁錐端注漿微型鋼管樁抗拔承載特性的現場試驗

崔 強，郭超溢，張 楷，張傳慶

(1.中國電力科學研究院有限公司，北京 102401；2.沈陽工業(yè)大學 建筑與土木工程學院，遼寧 沈陽 110870；3.中國科學院 武漢巖土力學研究所，湖北 武漢 430071；4.中國電建 河北省電力勘測設計研究院，河北 石家莊 050021)

近年來，隨著中國電網工程的大力建設和快速發(fā)展，越來越多的架空輸電線路穿越中國東部沿江沿海地區(qū)，如：淮南—南京—上海1 000 kV特高壓交流工程、舟山聯網交直流工程，分別跨越中國長江和東海，沿線塔位普遍地下水位較高，以細粒土為主。

與其他行業(yè)不同的是，架空輸電線路基礎以承受上拔荷載為主。多年以來，針對地下水位較高的地基，架空輸電線路工程中多采用灌注樁基礎。近年來的工程實踐表明：在臨近居民區(qū)或農作物集中區(qū)進行灌注樁施工時，存在修路困難、噪音污染、破壞生態(tài)等社會和環(huán)境問題，不利于工程順利進行。同時，對于施工周期嚴格控制的城網搶修或農網改造工程，灌注樁這類傳統(tǒng)的現澆基礎已經無法完全滿足新時期電網建設“保質、保速、保優(yōu)”的高標準、高要求。

鋼管樁屬于預制類基礎，與傳統(tǒng)的現澆基礎相比，其采用工廠化、專業(yè)化、標準化生產，可充分保證樁身本體質量，也省去了混凝土澆筑與凝固的過程，適用于多種類型的地基條件。同時，在使用過程中，可與近年來國家大力提倡發(fā)展的裝配式結構及機械化施工技術有機結合，因此在電網基建工程中具有廣闊的市場應用前景。

然而，工程實踐表明，傳統(tǒng)的鋼管樁在承載力、材料防腐方面存在諸多問題，從而限制了該類基礎大范圍的推廣應用。近年來，國內外學者對鋼管樁的抗拔承載特性開展大量的試驗和理論研究，如：Huo[1]、Watanabe[2]、任國峰[3]、岳歡歡[4–5]、汪明元[6]、熊漢東[7]、葉仲韜[8]、徐海濱[9]、王成[10]等通過室內或現場上拔靜載荷試驗，分析了海上風電、跨海大橋等工程中大直徑鋼管樁的荷載位移曲線特征、樁側摩阻力分布及抗拔承載力，并提出鋼管樁工程設計參數的建議值；La[11]、Ito[12]、Nam[13]、王玉琳[14]、羅耀武[15]、鄭衛(wèi)鋒[16]等通過室內模型試驗或現場真型試驗，分析了直徑小于800 mm的鋼管樁抗拔承載特性；Zhou[17]、楊曉楠[18]、劉德風[19]、楊吉新[20]、徐本春[21]、羅太安[22]、馮建光[23]等采用數值模擬技術，分析了不同規(guī)格鋼管樁的抗拔承載特性及影響因素。上述研究工作為揭示鋼管樁的抗拔承載機理提供了理論依據，同時也為鋼管樁的工程應用提供了實踐經驗。

近年來，一些學者嘗試著將注漿技術應用到鋼管樁中，如：馬忠政[24]通過現場試驗及數值模擬分析了注漿作用對直徑95 mm鋼管樁荷載位移曲線及抗拔承載力的影響，但由于試驗樣本少，缺乏對抗拔樁承載機理及破壞模式的深入分析；宗鐘凌等[25]開展了直徑102 mm的靜壓鋼管注漿微型樁在不同注漿量條件下的上拔試驗，著重分析了注漿量對樁基承載力的影響，然而該樁體需要焊接，不利于承受較大的上拔荷載，同時需要二次注漿；徐運生[26]以輸電線路工程中的群樁為研究對象，采用數值模擬方法，分析了注漿厚度及布樁形式對鋼管樁抗拔承載力的影響，但分析結果缺乏現場試驗的驗證。

針對上述問題，本文通過工程調研和廠家走訪，基于現有微型鋼管樁技術[25]，提出一種改進的薄壁錐端微型鋼管樁（以下簡稱“鋼管樁”）。該樁型一次加工制成，采用現場靜壓入樁、管口直接注漿的施工方式，利用漿液透過預留的注漿孔在樁周形成一定范圍的“水泥固結體”，可有效改善樁周土的力學性能，從而提高樁基承載能力。為揭示注漿作用對鋼管樁抗拔承載性能的影響機制，以真型鋼管樁為研究對象，通過開展注漿與不注漿鋼管樁的現場抗拔承載性能試驗，從荷載位移曲線、承載力、土體破壞模式、樁土界面4個方面分析注漿作用對鋼管樁抗拔承載性能的影響機制，并采用數值模擬與微觀測試予以佐證，為該類基礎在輸電線路工程中的應用提供理論依據和實踐經驗。

1 鋼管樁抗拔承載特性現場試驗

1.1 試驗場地地基條件

試驗場地位于河北省滄州市東光縣吳定桿村西北側擬建的220 kV東光變電站站址附近。場地位于華北平原中東部、黑龍港流域，地勢平坦，地面高程+9 m左右，為常年用于種植玉米的水澆地，如圖1所示?，F場勘察表明，場地主要以第四系沖積、湖積成因的粉質黏土、粉土及砂類土為主。

圖1 試驗場地全貌Fig. 1 Full view of test site

根據地層成因、巖土類型及物理力學性質，將試驗場地10 m勘探深度范圍內的地基土體分為3層；開挖探坑，對每層土體現場取原狀土樣（圖2），并開展土體物理力學指標測試試驗，結果如表1所示。

圖2 現場取樣Fig. 2 Field sampling

表1 試驗場地地基土物理力學指標Tab. 1 Physical and mechanical indexes of foundation soil of test site

1.2 試驗樁設計

為研究注漿作用對不同型號鋼管樁抗拔承載性能的影響，同時考慮后續(xù)線路工程中的應用，本文以雙樓—交河220 kV線路工程ZM2型桿塔上拔作用力為依據（T=382.2 kN），結合現場勘察資料，設計3種不同長細比（h/d）、注漿與不注漿兩種條件，每種工況3根樣本，共18根試驗樁，試驗樁外形結構如圖3所示，每根試驗樁尺寸參數詳見表2。

圖3 試驗用鋼管樁Fig. 3 Steel pipe pile for test

表2 試驗用鋼管樁尺寸及參數Tab. 2 Size and design parameters of test steel pipe piles

1.3 試驗樁制作及施工

試驗用鋼管樁材質均采用Q235鋼，統(tǒng)一在工廠制作完成。每根樁的底部焊接一塊封口鋼板，形成閉口樁，底部用4根肋板加工成錐頭，便于打樁。對于不注漿的試驗樁，閉口鋼板與樁體截面尺寸相同；對于注漿的試驗樁，閉口鋼板寬出鋼管外徑40 mm（圖3（a）中t0=20 mm），保證沉樁時在樁側形成間隙，預留出溢漿通道。注漿孔孔徑12 mm，位于樁底，沿樁周均勻布置4個，如圖3所示。

試驗鋼管樁的施工步驟如下：

1）按照基礎布置圖，確定每個試驗樁的中心位置。

2）進行沉樁，試驗采用靜壓法沉樁（圖4（a））；為確保沉樁時樁身始終垂直，采用如圖4（b）所示的定位板用于沉樁時的定位。

3）沉樁完成后，拆除定位板，采用氣動力注漿機，選用P.O42.5水泥，以3.0 MPa的注漿壓力從鋼管樁頂部注入水灰比為0.6的水泥漿，以漿液開始從頂部注漿孔溢出作為注漿結束的條件（圖4（c））。

4）18根試驗樁在2 d內全部施工完畢，靜置14 d后，開展現場試驗（圖4（d））。

圖4 試驗樁現場施工Fig. 4 Production process of test pile in site

1.4 試驗裝置及加卸載方案

試驗采用錨樁法[27]加載，加載裝置由穿心千斤頂、反力支撐、連接桿、基準梁等組成。其中：上拔荷載由穿心千斤頂通過連接桿施加于鋼管樁頂部；連接桿底部與鋼管樁頂部通過法蘭和螺栓連接；千斤頂上安裝有拉力傳感器，可實時顯示施加的荷載值；反力支撐由2根工字梁與鋼制墩塊共同組成。試驗裝置如圖5所示。

圖5 試驗加載裝置Fig. 5 Test set-up for uplift loading

為真實模擬桿塔基礎的受力，試驗采用維持荷載法加載[27–28]，整個試驗過程采用伺服液壓控制系統(tǒng)進行實時補載，以維持荷載恒定。所有基礎均加載到破壞狀態(tài)，即該級荷載值無法穩(wěn)定或變形不斷增大而無法加上荷載的狀態(tài)。

1.5 測試原件布置

試驗過程中，地基基礎的豎向位移采用量程50 mm、精度為0.01 mm的位移傳感器測量。2個位移傳感器布置在基礎中心兩側，用于測試基礎中心上拔位移；6個位移傳感器分別布置于距基礎邊緣100、300、500、700、900、1 100 mm處，用于測試地表位移，見圖6。

圖6 位移傳感器布置Fig. 6 Arrangement plan of the displacement sensors

2 注漿作用對鋼管樁抗拔承載特性影響的試驗分析

2.1 荷載位移曲線特征

記錄每級荷載作用下的樁頂位移量，繪制出18個鋼管樁的荷載–位移曲線，如圖7所示。

圖7 試驗樁的荷載–位移曲線Fig. 7 Load–displacement curves of test piles

由圖7可知：注漿后，1類、3類鋼管樁的荷載位移曲線特征均由呈“直線–直線”變化趨勢的“陡變型”曲線轉變?yōu)槌省爸本€–曲線–直線”變化趨勢的“緩變型”曲線，樁土體系的彈塑性變形特性增強；2類鋼管樁荷載位移曲線變化不明顯。由此表明，注漿作用對鋼管樁變形特性的改善與樁體的長細比有關，長細比越大，改善程度越不明顯。

圖8為樁土體系臨近破壞時，鋼管樁和地表土體上拔位移量與距鋼管樁距離l間的關系曲線。

圖8 地表不同位置處的位移分布曲線Fig. 8 Displacement distribution curves of ground surface at different locations

由圖8可知：距離樁體越近，地表處的上拔位移量越大。對于同種型號的鋼管樁，注漿后鋼管樁的本體位移及樁側不同位置處土體的位移量均有所增加。這主要是由于注漿過程中承壓水泥漿與樁側土體形成水泥土，使得樁體與樁側土之間形成一個整體，樁體上抬的同時帶動樁側土體同步變形。

2.2 抗拔承載力

極限承載力是指基礎失效前承受的最大荷載，是基礎設計中的關鍵參數，工程中通常利用靜載荷試驗中獲得的荷載位移曲線獲取。

為分析注漿作用對鋼管樁承載力的影響，基于不同失效準則在荷載位移曲線上獲取鋼管樁的抗拔承載力值。參考文獻[28]，針對“陡變型”曲線，取陡變起始點對應的荷載值作為極限承載力；針對“緩變型”曲線，取上拔位移25 mm對應的荷載值作為極限承載力。依據上述原則，確定各試驗鋼管樁的極限承載力Qu（為平均值），見表3。同時，取每一類試驗樁3個樣本的平均值（極差大于均值30%的樣本剔除），對比分析注漿前后承載力的提升率（圖9）。

表3 試驗樁抗拔承載力Tab. 3 Uplift bearing capacities of all test piles

圖9 注漿前后鋼管樁抗拔承載力對比結果Fig. 9 Comparison of uplift bearing capacity of steel pipe pile before and after grouting

由表3和圖9可知，注漿作用對鋼管樁抗拔承載力的提升效果顯著，提升率在59%～148%之間。同時，對于不同長細比的試驗樁，注漿作用對其抗拔承載力提高的程度也存在差異。注漿前后，3類試驗樁抗拔承載力的提升率從大到小依次為1、3、2，即注漿作用對鋼管樁承載力提高的程度與其長細比呈負相關。注漿作用對鋼管樁抗拔承載力的提升主要取決于漿液與樁側土體的結合程度。樁體與土體之間形成的間隙在土壓力作用下有向樁體變形的趨勢，造成溢漿通道減小。樁體長細比越大，樁側土體越容易向樁體變形，導致有效的溢漿通道減少，漿液與樁側土體結合程度減小，這也是長細比較大的樁體注漿后承載力提升有限的主要原因之一。

2.3 地表裂縫

眾所周知，地表裂縫是地基土體發(fā)生破壞的宏觀表現。為分析注漿作用對抗拔鋼管樁樁周土體破壞模式的影響，試驗結束后，沿著地面裂縫處涂上白色涂料，如圖10所示?，F場觀測發(fā)現：未注漿的2和3類樁，周圍土體并未出現明顯的裂縫；1類樁僅在樁周出現徑向裂縫。注漿后的3類鋼管樁周邊土體均形成不同開口寬度的徑向和環(huán)向兩類裂縫，并且徑向裂縫先于環(huán)向裂縫產生，如圖10（a）～（c）所示。

圖10 地基破壞時地表形成的貫通裂縫Fig. 10 Through cracks appear on the ground when soil around piles were destroyed

由土體的力學特性可知，徑向裂縫主要由土體張拉破壞形成，環(huán)向裂縫主要由土體剪切破壞形成。由此表明：注漿后的鋼管樁樁周土體先是經歷了局部張拉，后伴隨著樁土相對位移的不斷增加，逐漸發(fā)展為張拉與剪切并存，最終在剪切作用下土體發(fā)生整體破壞；未注漿的鋼管樁樁周土體的破壞模式與其長細比（h/d）有關。對于h/d較小的1類鋼管樁，主要由于樁側土體張拉破壞所致；而對于h/d較大的2和3類樁，基本是由于樁體從土中被抽出而發(fā)生大變形，導致樁土體系失穩(wěn)。

2.4 樁土界面

工程實踐表明，抗拔樁的破壞主要以樁周土體發(fā)生剪切破壞為主，其中，樁土界面為其剪切面。為分析注漿作用對樁土界面的影響，試驗結束后，采用機械配合人工的手段，將注漿后的試驗樁拔出，拔樁過程中盡量避免對樁周土體的擾動，以最大限度維持樁周形成的水泥固結體的完整性。

開挖過程中發(fā)現，隨著樁周土體開挖，形成于鋼管樁周圍的水泥固結體逐漸從樁體上剝落，見圖11。這主要是由于樁周土體開挖導致作用于樁土界面的法向應力減小乃至消失，進而導致鋼管樁與水泥固結體之間的覆著力降低，最終在重力作用和擾動下，剝離樁體掉落。圖12為現場裸露出的鋼管樁照片。

圖11 開挖過程中脫落的水泥固結體Fig.11 Cement consolidated material falling off during excavation

由圖12可知，從地面算至樁底處，樁周形成一定厚度的水泥固結體覆著于樁體上。對DZ2–1樁2 m深度處的樁周形態(tài)進行3D掃描，如圖13所示。由圖13可知，鋼管樁周圍糊上了一圈水泥固結體，沿樁深方向，樁土界面的水泥固結體厚度及表面凹凸起伏情況均存在差異，與常規(guī)鋼管樁樁土之間光滑的界面相比，注漿后的鋼管樁樁土界面更加粗糙，形態(tài)更加復雜。

圖13 注漿后樁側表面的3D掃描結果Fig. 13 3D scanning results of pile side surface after grouting

圖14為現場拔出的鋼管樁外壁形態(tài)的照片，從拔出的5根鋼管樁整體來看，基本上均在鋼管樁外壁附近形成約20 mm厚度的水泥固結體，此厚度與圖3（a）中的t0值相近。由此表明，漿液主要是通過預留的溢流通道自下而上翻漿，從而與樁體及樁周土體之間形成兩個界面，如圖15所示。抗拔樁的破壞主要以發(fā)生在水泥固結體外表面與樁周土體之間界面的剪切破壞為主（圖15中的界面1）。

圖14 鋼管樁拔出時樁周形成的水泥固結體Fig. 14 Cement consolidated material formed around the pile when the steel pipe pile was pulled out

圖15 注漿前后樁土界面的變化Fig. 15 Pile–soil interface before and after grouting

綜上所述，注漿作用對鋼管樁樁土界面的影響機制可概括為：壓力注入的水泥漿與鋼管樁及樁周土體之間均產生膠凝作用，形成膠結強度較高的雙重界面，如圖15所示。與未注漿鋼管樁相比，注漿作用使得原有鋼管樁與土的接觸界面轉變?yōu)殇摴軜杜c水泥固結體、水泥固結體與土體兩個接觸界面，其中，水泥固結體與樁周土體之間的接觸界面為主要剪切面。

3 注漿抗拔樁樁土界面形成機制的數值模擬分析

為進一步驗證第2節(jié)中提出的注漿作用對鋼管樁樁土界面影響機制的正確性，以試驗中的3類鋼管樁為例，采用非線性有限元軟件ABAQUS對上拔荷載作用下的樁土體系變形破壞過程進行數值分析，數值網格模型如圖16所示。

圖16 樁土體系的數值網格模型Fig. 16 Numerical grid model of pile–soil system

試驗用鋼管樁為鋼制材料，在承受荷載的過程中，樁身一直處于彈性變形階段，因此，選用線彈性力學模型作為鋼管樁的本構模型。由圖7可知，鋼管樁的荷載位移曲線無明顯硬化或軟化段，較符合理想彈塑性曲線特征，因此地基土體選用Mohr–Coulomb本構模型。由第2.4節(jié)分析可知，水泥固結體的厚度與t0值（圖3（a））相近，且沿樁長方向分布，分布范圍和厚度與注漿壓力、樁周土體特性、地下水條件等因素有關，認為在該地質條件和注漿壓力下，水泥固結體沿樁長方向通長分布，因此，取水泥固結體的厚度為20 mm，長度與樁體埋深相同；同時認為水泥固結體內側與鋼管樁緊密膠結，兩者變形同步，故其界面采用tie約束定義；水泥固結體與地基土體接觸面采用主–從接觸面定義，其中，主面為水泥固結體外側，從面為土體內側，接觸面法向行為選用硬接觸，切向行為采用罰函數摩擦模型；文獻[28]給出了地基土與混凝土接觸面間的摩阻系數推薦值范圍為0.25～0.70，本文基于勘測階段的8根試樁的抗拔承載力試驗值，通過參數反演分析，綜合確定摩阻系數μ 取0.6。參數反演的詳細流程如下：

1）以試樁承載力的試驗結果為目標函數，以摩阻系數為基本變量，采用均勻設計方法，設計出8組計算方案（μ =0.20、0.25、0.30、0.40、0.50、0.60、0.70、0.80）；

2）對步驟1）中的8組計算方案進行正向的數值計算，獲得相應的抗拔承載力值；

3）以步驟2）中的計算結果為輸入樣本，訓練人工神經網絡，應用遺傳算法搜索最佳的神經網絡結構，建立摩阻系數與抗拔承載力之間的非線性映射關系；

4）在步驟3）的基礎上，以目標函數（本文為試樁承載力的試驗結果）最小為優(yōu)化目標，采用遺傳算法進行全局優(yōu)化，獲得與試樁試驗結果匹配的摩阻系數取值。

根據前期土工試驗結果，確定本次數值模擬的參數取值如表4所示。

表4 數值模擬參數Tab. 4 Numerical simulation parameters

綜上，根據現場試驗過程中鋼管樁與周圍土體的受力特征，設定邊界條件如下：地基域的4個側面和底面設置為法向約束，頂面設置為自由邊界。加載方式采用位移控制法，設置一剛性面與樁頂表面tie約束連接，通過對剛性面參考點的位移控制來施加上拔荷載，模擬鋼管樁的上拔過程。計算與試驗得出鋼管樁的荷載–位移曲線如圖17所示。

由圖17可知，通過數值計算獲得的荷載位移曲線與試驗得到的曲線整體趨勢較為接近。依據第2.2節(jié)中抗拔承載力的確定原則，分別在荷載位移曲線上找出3類鋼管樁的抗拔承載力值，并與試驗結果進行對比，結果見表5。

圖17 鋼管樁荷載位移曲線的計算結果與試驗結果對比Fig. 17 Comparison of calculation results and test results of load displacement curves of steel pipe piles

由表5可知：3類樁的抗拔承載力計算值與試驗值兩者誤差在±15%以內，可滿足工程需求。對于1類和3類樁，數值模擬得出的抗拔承載力均小于現場試驗值。這主要是由于注漿過程中，漿液沿著預留的溢流通道向上返漿的同時，部分漿液也浸入到樁周土體的內部，從而改善了樁周土體的力學特性；然而，數值模擬中并未考慮水泥漿液對樁周土體力學特性的改善作用，故出現上述計算偏差。

表5 鋼管樁抗拔承載力的計算值與試驗值對比結果Tab. 5 Comparison between calculation results and test results of uplift capacity of steel pipe piles

4 注漿作用對樁土界面力學參數及微觀結構的影響分析

4.1 樁周土體平均側摩阻力

以上分析表明，注漿后的鋼管樁主要以發(fā)生在水泥固結體外表面與樁周土體之間界面的剪切破壞為主。定義單位長度的鋼管樁外壁產生剪切作用的面積為“有效剪切面積”，則注漿前鋼管樁與樁周土體之間的有效剪切面積為單位長度的樁體表面積，注漿后的有效剪切面積為單位長度的水泥固結體表面積。統(tǒng)計得出，注漿前、后3類抗拔樁發(fā)生破壞時的有效剪切面積分別增加25%、25%、20%。同樣基于圖15，參照文獻[29]，分別計算出注漿前后樁長范圍內，樁周土體的平均側摩阻力值sik，如表6所示。

表6 注漿前后樁身范圍內樁周土體平均側摩阻力對比結果Tab. 6 Comparison results of average side friction of soil around piles before and after grouting

由表6可知，對于3類鋼管樁，注漿前后樁周土體的平均側摩阻力值均得到不同程度的提高。由此也表明，注漿作用對鋼管樁抗拔承載能力的改善，一方面加大了樁土界面的剪切面積，另一方面也提高了樁土界面的力學參數值。需要說明的是，表6中的sik值，并未考慮樁周土體的分層，僅作為對注漿前后樁周土體力學性能改善的定量分析。

4.2 樁周土體微觀結構

土體宏觀表現出的力學特性從根本上由土體的微觀結構所決定。為進一步分析注漿作用對樁周土體微觀結構的影響，現場采集了樁側土體樣品，在試驗室內分別開展了CT與SEM掃描試驗。圖18為待測樣品，其中，用于CT掃描的樣品為注漿前后距樁側5 cm處的土樣，用于SEM測試的樣品為樁側形成的水泥土的樣品。

圖18 現場取回的樁周土樣Fig. 18 Soil samples around the pile taken at site

圖19為注漿前后樁側土體CT切片的對比結果。由圖19可知：注漿前的土體切面均勻分布著不同大小的微觀缺陷，包括較大的空隙和細小的裂隙；注漿后，整個土體切面的缺陷減少，并且形成明顯的分界線。分界線一側土體密實，鮮見缺陷；另一側缺陷密集，多以開口較小的裂隙為主；兩側土體的密實程度形成鮮明對比，這也從微觀角度進一步說明了注漿作用對樁周土體的加固作用。

圖19 注漿前后樁側5 cm處土體CT掃描結果Fig. 19 CT scanning results of soil at 5 cm of pile side before and after grouting

圖20為樁側形成的水泥土樣品的SEM掃描圖像。由圖20可知：注漿后，在樁土界面處形成一層水泥漿凝固體，成為水泥漿與樁周土體明顯的“分界線”?！胺纸缇€”一側的水泥顆粒排列致密且分布均勻，另一側的土顆粒間距較大，分布較松散。壓力注漿作用使得漿液滲入并填充于土體骨架的空隙中，包裹在土顆粒周圍，形成一層水泥漿與土的固化體。從圖20（b）中可以明顯看到水泥漿液滲入空隙的痕跡，這也進一步說明了水泥漿液向上返漿的同時，也浸入到樁周土體內部，從而改善了樁周土體的力學特性。

圖20 注漿后樁側水泥土SEM掃描結果Fig. 20 SEM scanning results of cement soil on pile side after grouting

5 工程應用

基于本文提出的注漿鋼管樁樁土界面破壞機制，借鑒現有鋼管樁設計方法和參數取值，設計出適用于架空輸電線路工程的鋼管樁形式，并應用于雙樓—交河220 kV線路工程中的NN5、BN5兩基塔的建設中?；A采用2×2群樁布置，基樁采用?159＠8 m的注漿鋼管樁，承臺采用工廠化預制，現場裝配，如圖21所示。應用結果表明：該鋼管樁除具有良好的抗拔、抗壓、抗水平承載力外，還在施工周期和環(huán)境保護方面具有較大的優(yōu)勢。具體表現為：施工周期與灌注樁相比縮短50%，同時現場避免了開挖泥漿池，減少了現場濕作業(yè)數量，將工程建設對環(huán)境和生態(tài)的破壞減到最小，取得了良好的經濟和社會效益，具備在220 kV及以下電壓等級的架空輸電線路工程中推廣應用的條件。

圖21 工程現場鋼管樁施工照片Fig. 21 Photos of steel pipe pile construction on the project site

6 結 論

本文提出的薄壁錐端注漿微型鋼管樁具有施工周期短、本體強度高、作業(yè)面小的特點，滿足新時期電網綠色建設的要求。通過現場試驗及理論分析，獲得如下結論：

1）未注漿的鋼管樁荷載位移曲線均呈陡變型，注漿后：對于長細比較大的2類樁，曲線特征變化不明顯；對于1、3兩類樁，荷載位移曲線由陡變型轉變?yōu)榫徸冃?，彈塑性變形特征增強；樁側同一位置處，注漿后其上拔位移量較注漿前大幅度提高，注漿作用使得樁體與樁側土之間形成一個整體，樁土體系變形趨于同步。

2）注漿前后，鋼管樁抗拔承載力提高59%～148%，提高程度與其長細比（h/d）呈負相關。對于未注漿的鋼管樁，h/d較小時，地表僅出現徑向細微裂縫；h/d較大時，地表鮮見裂縫，樁體沿界面被抽出。注漿后的鋼管樁，地表土體先后出現徑向、環(huán)向裂縫，樁周土體經歷了局部張拉—剪切+張拉—剪切破壞過程。

3）注漿后，樁體外壁覆著約20 mm厚、表面粗糙的水泥固結體，注漿作用使得原有鋼管樁與土之間的接觸界面轉變?yōu)殇摴軜杜c水泥固結體、水泥固結體與土體兩個接觸界面；綜合試驗及有限元計算結果得出，水泥固結體與樁周土體之間的接觸界面為注漿抗拔樁發(fā)生破壞時主要的剪切面。

4）注漿前后3類抗拔樁發(fā)生破壞時，單位長度的有效剪切面積分別增加25%、25%、20%，而樁長范圍內平均側摩阻力分別增加109%、17%、50%。微觀結果測試表明：注漿作用使得漿液滲入土體空隙，改善了樁周土體的力學特性；注漿作用對鋼管樁抗拔承載特性的影響機制主要體現在剪切面積的加大和樁周土體側摩阻力的提高兩個方面。

5）工程應用表明：與灌注樁相比，注漿鋼管樁施工周期較灌注樁縮短50%；同時，現場減少了濕作業(yè)數量，具有良好的經濟和環(huán)保效益，具備在220 kV及以下電壓等級的架空輸電線路工程中推廣應用的條件。