第四系地層預(yù)應(yīng)力混凝土管樁承載性狀現(xiàn)場試驗(yàn)研究

閆楠，孫淦，袁炳祥，范清厚，岳志興，桑松魁，李方強(qiáng)，孫建文，白曉宇

(1. 青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島，266520；2. 廣東工業(yè)大學(xué) 土木與交通工程學(xué)院，廣東 廣州，510006；3. 中國二冶集團(tuán)有限公司，內(nèi)蒙古 包頭，014010；4. 山東電力建設(shè)第三工程有限公司，山東 青島，266037；5. 山東省核工業(yè)二四八地質(zhì)大隊(duì)，山東 青島，266041)

通過先張法預(yù)應(yīng)力工藝和離心成型法制成的預(yù)應(yīng)力混凝土管樁(PC 管樁)，因其具有單樁承載力高、成樁質(zhì)量高、施工簡單、造價(jià)低廉及施工污染小等優(yōu)點(diǎn)，被大量應(yīng)用于工業(yè)與民用建筑等領(lǐng)域[1-2]。近年來，PC管樁的承載力問題也引起了眾多學(xué)者的關(guān)注。諸多學(xué)者通過現(xiàn)場試驗(yàn)[3-5]和理論研究[6-9]等方法對PC 管樁的承載力問題開展研究，并取得了諸多成果。蔡健等[10]基于靜載試驗(yàn)對軟土地基中PHC管樁的豎向承載特性開展研究，探討了基樁極限承載力的影響因素，但僅針對樁長和樁身強(qiáng)度展開試驗(yàn)，未考慮樁徑和樁周土對單樁承載性能的影響。CHEN等[11]通過建立力學(xué)模型，提出了計(jì)算PC管樁豎向承載力的新方法，并驗(yàn)證了該方法的可行性，進(jìn)一步完善了單樁承載力的預(yù)測方法。董全楊等[12]使用ABAQUS 軟件模擬分析了帶肋PC管樁的承載性能，并將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，為提高PC管樁的承載力提供了新思路。丁昕[13]結(jié)合實(shí)際工程分析了影響PC管樁抗壓、抗拔及水平承載力的因素，提出了相應(yīng)的提升承載力的處理措施。張鶴年等[14]基于PHC 管樁單樁水平靜載試驗(yàn)，對水平荷載作用下樁的承載特性進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)水平荷載作用下PHC 管樁的受力性質(zhì)主要受上部土層影響，樁徑對樁頂位移的影響最大。侯勝男等[15]基于水平靜載試驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果，研究了PC管樁在水平荷載作用下的受力特性，提出了不同變形要求下PC管樁的水平承載力判定標(biāo)準(zhǔn)，但該方法尚未結(jié)合地基土水平抗力系數(shù)比例系數(shù)m對單樁水平承載力進(jìn)行分析。LUO 等[16]通過循環(huán)載荷試驗(yàn)對樁的側(cè)向位移進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)m僅適用于計(jì)算直線和小變形下樁的側(cè)向位移，但未對m的取值問題進(jìn)行深入探討。施峰等[17]通過現(xiàn)場靜載試驗(yàn)與規(guī)范推薦的計(jì)算方法進(jìn)行比較，討論了PHC 管樁水平承載力的取值問題，揭示了上覆填土層的力學(xué)性質(zhì)對PHC 管樁水平承載性能的影響機(jī)制，同時(shí)對m的取值進(jìn)行了研究。

綜上所述，目前對PC 管樁的承載特性已經(jīng)開展了部分研究，但大部分研究僅針對PC管樁豎向抗壓承載力、豎向抗拔承載力及水平承載力中的某一種展開試驗(yàn)研究，并且鮮有將試驗(yàn)結(jié)果與相關(guān)規(guī)范中的取值標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行對比分析，缺乏在相同試驗(yàn)場地同時(shí)進(jìn)行PC管樁抗壓、抗拔、水平承載性能的系統(tǒng)研究。鑒于此，本文作者通過印尼地區(qū)15根PC管樁的單樁豎向抗壓、豎向抗拔及單樁水平靜載試驗(yàn)，結(jié)合現(xiàn)行規(guī)范討論P(yáng)C管樁單樁承載力的取值問題；采用指數(shù)曲線模型對PC管樁的荷載-沉降曲線(Q-s曲線)進(jìn)行擬合分析，預(yù)測其豎向抗壓極限承載力，對地基土水平抗力系數(shù)的比例系數(shù)m的取值問題進(jìn)行探討，從而揭示PC管樁的承載機(jī)制。

1 試驗(yàn)概況

瑪拉札瓦2×27.5 MW 燃煤電站位于印尼東加里曼丹省瑪拉札瓦地區(qū)，地處三馬林達(dá)及港口城市巴厘巴板之間，是瑪拉札瓦地區(qū)的重要基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)項(xiàng)目。試驗(yàn)場地的土層結(jié)構(gòu)相對簡單，主要為第四系淤泥質(zhì)黏土、粉細(xì)砂和粉質(zhì)黏土，各土層的物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示。其中試樁均采用開口PC管樁，打樁采用錘擊施工工藝。

表1 巖土層物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of rock and soil layers

2 試驗(yàn)方案

針對該項(xiàng)目的場地地層情況，擬采用單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)、單樁豎向抗拔靜載試驗(yàn)及單樁水平荷載試驗(yàn)分別對PC 管樁的豎向抗壓承載力、豎向抗拔承載力、水平承載力以及破壞特性進(jìn)行研究。所有試樁在進(jìn)行試驗(yàn)之前均進(jìn)行低應(yīng)變動(dòng)力測試，根據(jù)實(shí)測得到的反射波時(shí)域曲線進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)各試樁樁端反射信號清晰，樁身結(jié)構(gòu)完整，均為Ⅰ類樁，滿足現(xiàn)場試驗(yàn)要求。為避免單樁試驗(yàn)對其他試樁產(chǎn)生影響，控制樁間距不小于樁徑的6 倍，各試樁的參數(shù)見表2，試樁區(qū)域平面位置圖、A區(qū)樁位平面布置圖及樁周主要土層情況分別見圖1、圖2 及圖3，其余各試樁區(qū)的試樁布置圖與試樁A區(qū)的相同，且部分試樁區(qū)僅取其中2根試樁進(jìn)行試驗(yàn)。

圖1 試樁區(qū)域平面位置示意圖Fig. 1 Plane location diagram of test pile area

圖2 A區(qū)樁位平面布置圖Fig. 2 Layout plan of pile location in A area

圖3 試樁樁周土層情況Fig. 3 Soil layer around test pile

2.1 單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)

對試樁SZ-01～SZ-08進(jìn)行單樁豎向抗壓荷載試驗(yàn)。試驗(yàn)采用壓重平臺反力系統(tǒng)，通過在反力平臺堆放砂袋提供荷載，使用千斤頂配合電動(dòng)油泵施加各級荷載，千斤頂采用6 300 kN 和3 200 kN這2種規(guī)格，安裝時(shí)確保千斤頂中心與試樁軸線重合。使用正方形鋼板作為沉降測定平面固定在樁頂，測定平面中軸線與試樁軸線重合，在測定平面4角等距布置4個(gè)位移傳感器，用于監(jiān)測試樁每級加載后的沉降量，保證位移傳感器垂直于測定平面。試驗(yàn)加載采用慢速維持荷載法，分級等量進(jìn)行加載，根據(jù)預(yù)估的基樁豎向抗壓極限承載力確定每級荷載施加值，首次加載取分級荷載的2倍，之后分級等量加載，每級荷載之間按規(guī)范要求持荷一定時(shí)間。卸載同樣采用分級進(jìn)行，每級卸荷量取加載時(shí)分級荷載的2 倍，逐級等量卸載；卸載至零后，測讀樁頂殘余沉降量。試驗(yàn)具體操作依據(jù) JGJ 106—2014《建筑樁基檢測技術(shù)規(guī)范》[18](以下簡稱《規(guī)范》)的相關(guān)規(guī)定執(zhí)行。

2.2 單樁豎向抗拔靜載試驗(yàn)

對試樁SZ-09～SZ-11進(jìn)行單樁豎向抗拔靜載試驗(yàn)。試樁采用反力梁系統(tǒng)加載，將試樁的主筋焊接在鋼筒上，通過轉(zhuǎn)換鋼筋連接至千斤頂上的反力塊，安裝千斤頂時(shí)確保其軸心與反力塊和試樁的軸心重合，以保證加載過程不會(huì)出現(xiàn)偏心軸力，試樁所用千斤頂量程均為3 200 kN。在整個(gè)反力系統(tǒng)中，需盡量保證每根鋼筋均勻受力，焊縫完好。將4個(gè)位移傳感器等間距安裝在距樁頂約30 cm的樁周，用于監(jiān)測每級加載下試樁的沉降量，傳感器支座安裝在水平鋼梁上，并確保鋼梁不接觸試樁與加載裝置，加載方式與單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)的加載方式相同。試驗(yàn)加載、卸載、上拔量測讀、終止加載條件等均按《規(guī)范》[18]執(zhí)行。

2.3 單樁水平靜載試驗(yàn)

對試樁SZ-12～SZ-15 進(jìn)行單樁水平荷載試驗(yàn)。本次試驗(yàn)擬采用單向多循環(huán)加卸載法，使用鄰近土層提供反力，通過傳力桿和1 臺500 kN 千斤頂配合電動(dòng)油泵施加各級水平荷載，2個(gè)位移傳感器分別固定在力作用點(diǎn)及力作用點(diǎn)以上50 cm 的位置，用于監(jiān)測每級荷載下試樁的水平位移，用精度0.4級標(biāo)準(zhǔn)壓力表測量水平荷載，在傳力桿與試樁接觸處安裝球鉸支座，保證千斤頂施加的荷載作用于樁身軸線。每級加荷量由觸探結(jié)果和土層力學(xué)參數(shù)進(jìn)行預(yù)估。每級荷載施加后，維持荷載4 min 測讀水平位移，然后卸載至零，停2 min 測讀殘余水平位移，至此完成1個(gè)加卸載循環(huán)。如此循環(huán)5 次，便完成一級荷載的施加和水平位移觀測。單樁水平靜載試驗(yàn)均在天然狀態(tài)、樁頂無荷載的情況下進(jìn)行。本試驗(yàn)水平位移的測量及終止加載的條件均按《規(guī)范》[18]中的相關(guān)規(guī)定執(zhí)行。單樁水平靜載試驗(yàn)加載系統(tǒng)見圖4。

圖4 水平靜載試驗(yàn)現(xiàn)場照片F(xiàn)ig. 4 Horizontal static load test site photo

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

靜載試驗(yàn)?zāi)軌驗(yàn)榇_定試樁豎向極限承載力、評價(jià)試樁變形及分析試樁破壞特征提供有力的依據(jù)。對于試樁水平承載性能的判定，則需要通過單樁水平荷載試驗(yàn)所得的H-t-Y0曲線來確定，并結(jié)合基于彈性地基反力法的m法，繪制出H-m和Y0-m曲線來進(jìn)一步分析。

3.1 單樁抗壓靜載試驗(yàn)

3.1.1 單樁抗壓靜載試驗(yàn)結(jié)果分析

各試樁的Q-s曲線如圖5所示，單樁豎向抗壓極限承載力根據(jù)規(guī)范[18]推薦的方法確定。由圖5可知：試樁SZ-01、SZ-02、SZ-03、SZ-06 及SZ-08的Q-s曲線在加載初期呈緩變型發(fā)展，隨著樁頂荷載的增加，曲線出現(xiàn)陡降段；試樁SZ-06的Q-s曲線隨著樁頂荷載的逐漸增加，沉降速率基本保持不變，其余試樁的沉降速率逐漸增加；對于試樁SZ-01，當(dāng)樁頂荷載加載至2 160 kN 時(shí)，樁頂最大沉降量達(dá)到41.83 mm，且此時(shí)樁頂沉降比前一級荷載作用下沉降量大5倍，曲線發(fā)生明顯陡降，由此確定試樁SZ-01 的單樁豎向抗壓極限承載力為1 980 kN，其余破壞試樁的Q-s曲線與試樁SZ-01的類似；試樁SZ-02 卸載后樁頂回彈率為66.04%，試樁彈性工作性能良好，樁體未發(fā)生明顯破壞，其余試樁的樁頂荷載卸載后，沉降回彈率在30%左右，試樁彈性性能不明顯。對于試樁SZ-04、SZ-05與SZ-07，其Q-s曲線均呈緩變型，且3根試樁隨著樁頂荷載的增加，沉降量的變化趨勢基本保持不變，3根試樁回彈率均在65%以上，試樁的彈性性能良好；由于樁身材質(zhì)及試驗(yàn)器材的限制，3根試樁并未發(fā)生破壞，所以，取最大加載量作為其單樁極限抗壓承載力。各試樁具體靜載試驗(yàn)結(jié)果見表3。

圖5 單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)Q-s曲線Fig. 5 Q-s curves of single pile vertical compressive static load test

表3 單樁抗壓靜載試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Single pile compressive static load test results

與試樁SZ-01～SZ-04 相比：試樁SZ-01～SZ-03的樁周土層主要為軟黏土，試樁SZ-04的樁周主要為粉細(xì)砂，通過試樁的Q-s曲線可得，試樁SZ-04的單樁豎向抗壓極限承載力明顯比其余3根試樁的大，說明樁側(cè)摩阻力對單樁豎向抗壓承載力有較大的影響。試樁SZ-04 和SZ-05 的持力層均為密實(shí)粉細(xì)砂，但試樁SZ-04的Q-s曲線更平緩，承載能力更強(qiáng)，說明在持力層基本相同的情況下，樁徑越大，單樁豎向抗壓承載力越高。試樁SZ-07比試樁SZ-06具有更高的豎向抗壓承載力，說明樁長對單樁豎向抗壓承載力也具有較大的影響；試樁SZ-06 的單樁豎向抗壓極限承載力明顯比試樁SZ-08的大，說明樁端持力層的力學(xué)性質(zhì)與樁長相比，持力層的力學(xué)性質(zhì)對單樁豎向抗壓承載力的影響更加顯著。

3.1.2 單樁豎向抗壓極限承載力預(yù)測模型

單樁豎向抗壓極限承載力對樁基設(shè)計(jì)、工程造價(jià)等問題有較大影響，因此，準(zhǔn)確確定單樁豎向抗壓極限承載力十分重要。在實(shí)際工程中進(jìn)行單樁靜載荷試驗(yàn)時(shí)，一般取單樁承載力特征值的2倍作為試驗(yàn)中最大荷載加載值。在實(shí)際操作中，試樁不可能全部加載至破壞狀態(tài)，往往不能得到準(zhǔn)確的單樁豎向抗壓極限承載力。本文擬通過現(xiàn)場的靜載試驗(yàn)與可靠的數(shù)學(xué)模型對PC管樁單樁豎向抗壓極限承載力進(jìn)行預(yù)測，將得到的預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證預(yù)測模型的準(zhǔn)確性與可行性，這對確定單樁極限承載力具有重要意義。

采用指數(shù)曲線模型、雙曲線模型以及調(diào)整雙曲線模型預(yù)測單樁豎向抗壓極限承載力，并對各種數(shù)學(xué)模型的預(yù)測結(jié)果進(jìn)行對比，分析結(jié)果見表4。經(jīng)綜合考慮，最終選用更適合本試驗(yàn)地質(zhì)情況的指數(shù)曲線模型，預(yù)測曲線見圖6和圖7。

圖6 破壞試樁Q-s預(yù)測曲線Fig. 6 Q-s prediction curves of failure test pile

圖7 未破壞試樁Q-s預(yù)測曲線Fig. 7 Q-s prediction curves of undamaged test piles

1) 指數(shù)曲線模型。通過對試樁加載過程分析，隨著荷載的增加，樁的承載性狀由荷載較小時(shí)的彈性階段逐漸發(fā)展到彈塑性階段，最后樁頂荷載超過極限承載力發(fā)生破壞。對單樁不同受荷階段的承載特性進(jìn)行分析，得到的Q-s曲線形狀類似于指數(shù)函數(shù)形式，可用下式描述[19]：

式中：P為樁頂預(yù)測荷載，kN；Qmax為單樁承受的最大荷載即破壞荷載，kN；s為樁頂沉降，mm；a1為沉降衰減因子，mm-1。參數(shù)Qmax、a1及樁頂沉降采用最小二乘法求解。

2) 雙曲線模型。假設(shè)Q-s曲線符合雙曲線方程[20]為

式中：a2和b1為擬合參數(shù)。

令y=s/P，x=s，則式(2)變?yōu)閥=a+bx，通過最小二乘法原理求得參數(shù)a2和b1，代入式(2)即可求得雙曲線模型擬合曲線。

3) 調(diào)整雙曲線模型。大量的靜載試驗(yàn)結(jié)果與理論研究結(jié)果已經(jīng)證實(shí)雙曲線模型在預(yù)測單樁豎向抗壓極限承載力的可行性，但在地質(zhì)條件或土層分布較復(fù)雜的工程中，采用雙曲線模型預(yù)測的單樁豎向抗壓極限承載力與現(xiàn)場載荷試驗(yàn)得到的單樁豎向極限承載力存在較大誤差，特別是進(jìn)入塑性變形階段，雙曲線模型預(yù)測的Q-s曲線尾部會(huì)出現(xiàn)失真現(xiàn)象，最終導(dǎo)致預(yù)測結(jié)果偏離實(shí)際結(jié)果，不利于工程應(yīng)用[21]。為此，提出以下雙曲線模型[22]：

式中：sn-1為倒數(shù)第二級樁頂荷載下的實(shí)測沉降，mm；a3，b2和c為擬合參數(shù)。

令y=s/P，x1=s，x2=s/(s1.5+sn-1)，則式(3)變?yōu)閥=ax1+bx2+c，通過二元線性回歸求出參數(shù)a3、b2和c，代入式(3)即可求得調(diào)整雙曲線模型擬合曲線。

與雙曲線模型進(jìn)行對比，式(3)分母中多了含參數(shù)b2的項(xiàng)，且當(dāng)b2=0 時(shí)，該模型退化為雙曲線模型。由此可見，雙曲線模型是調(diào)整雙曲線模型的一個(gè)特例。因此，在一般情況下，調(diào)整雙曲線模型的預(yù)測精度比雙曲線模型的高。

3.1.3 抗壓極限承載力預(yù)測

根據(jù)上述3種單樁豎向抗壓極限承載力預(yù)測模型對已經(jīng)破壞的5根試樁的Q-s曲線進(jìn)行擬合，按照《規(guī)范》[18]要求將樁頂沉降為40 mm 對應(yīng)的樁頂荷載作為單樁豎向抗壓極限承載力，3種模型的單樁豎向抗壓極限承載力預(yù)測結(jié)果見表4，指數(shù)曲線模型擬合的Q-s曲線見圖6。

表4 單樁豎向抗壓極限承載力預(yù)測值與實(shí)測值對比Table 4 Comparison of predicted and measured values of vertical compressive ultimate bearing capacity of single piles

由于試樁SZ-06在荷載加載至3 200 kN時(shí)，本級荷載沉降量約為前一級荷載沉降量的15 倍，產(chǎn)生較大陡降，對各數(shù)學(xué)模型預(yù)測產(chǎn)生了較大影響。試樁SZ-06樁端持力層為中密粉細(xì)砂，其余4根試樁的樁端持力層為密實(shí)粉細(xì)砂和硬塑粉質(zhì)沙土，力學(xué)性能差別較大，且所需預(yù)測承載力的試樁SZ-04 與試樁SZ-05 的樁端持力層為密實(shí)粉細(xì)砂。因此，在分析3種模型的精度時(shí)僅采用其余4根試樁的數(shù)據(jù)。從表4可知：調(diào)整雙曲線模型雖然在一定程度上提高了Q-s擬合曲線的精度，但其預(yù)測精度仍比指數(shù)曲線模型的低。從圖6可以看出：各試樁通過靜載試驗(yàn)得到的數(shù)據(jù)緊密分布在指數(shù)曲線模型所擬合出的Q-s曲線周圍，試樁SZ-01、SZ-02 及SZ-08 的相關(guān)系數(shù)均在97%以上，尤其在試樁彈塑性階段，試驗(yàn)結(jié)果與預(yù)測結(jié)果基本重合，更加反映出指數(shù)曲線模型預(yù)測結(jié)果的可靠性。因此，對3根未破壞的試樁進(jìn)行豎向抗壓極限承載力預(yù)測時(shí)，均采用指數(shù)曲線模型，3根未破壞試樁的Q-s預(yù)測曲線見圖7。

由圖7 可知：3 條指數(shù)曲線模型所擬合的Q-s曲線均呈現(xiàn)出收斂的趨勢，與現(xiàn)場載荷試驗(yàn)加載到破壞狀態(tài)時(shí)試樁的Q-s曲線變化規(guī)律基本一致，進(jìn)一步驗(yàn)證了指數(shù)曲線模型預(yù)測的單樁豎向抗壓極限承載力的可行性。對于試樁SZ-04 和SZ-05，指數(shù)曲線模型對試樁彈塑性階段的擬合程度較高；對于試樁SZ-07，其擬合度略低于試樁SZ-04 和SZ-05擬合度，但絕大多數(shù)的試驗(yàn)結(jié)果均與預(yù)測結(jié)果相同，預(yù)測結(jié)果完全滿足實(shí)際工程需求。取樁頂沉降為40 mm所對應(yīng)的樁頂荷載為單樁豎向抗壓極限承載力，試樁SZ-04、SZ-05和SZ-07的單樁豎向抗壓極限承載力分別為4 241，1 959和3 639 kN。

3.2 單樁豎向抗拔靜載試驗(yàn)

各試樁的荷載-上撥量(U-δ)曲線如圖8 所示，其中，試樁SZ-07和SZ-09發(fā)生上拔破壞，U-δ曲線呈“緩變-陡升”形狀，根據(jù)《規(guī)范》[18]中單樁抗拔極限承載力確定方法，取曲線發(fā)生陡升的前一級荷載作為試樁的極限抗拔承載力，故試樁SZ-07和SZ-09的抗拔極限承載力分別為400 kN和1 200 kN，單樁抗拉承載力特征值分別為200 kN 和600 kN。對于試樁SZ-10，由于樁身錨筋發(fā)生破壞，試驗(yàn)荷載并未加載到極限荷載，其U-δ曲線呈緩變形，樁頂荷載卸載后，樁頂上拔量回彈率達(dá)到86.0%，說明試樁彈性工作性能較好，具有一定可拉伸性。各試樁單樁抗拔靜載荷試驗(yàn)結(jié)果見表5。

圖8 單樁豎向抗拔靜載試驗(yàn)U-δ曲線Fig. 8 U-δ curves of vertical uplift static load test of single pile

表5 單樁抗拔靜載試驗(yàn)結(jié)果Table 5 Single pile uplift static load test results

對比試樁SZ-10與試樁SZ-09的U-δ曲線可以發(fā)現(xiàn)：試樁SZ-10的曲線更為平緩，在相同抗拔荷載下樁頂上拔量更小，表現(xiàn)出更高的單樁抗拔承載力，說明樁徑對單樁抗拔承載力有較大影響；試樁SZ-10的樁長比試樁SZ-11的樁長大6.5 m，根據(jù)勘察報(bào)告提供的土層極限側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值，推測試樁SZ-10具有更高的抗拔承載力。由此可見樁側(cè)摩阻力是影響單樁極限抗拔承載力的主要因素之一。

3.3 單樁水平靜載試驗(yàn)

3.3.1 單樁水平靜載試驗(yàn)結(jié)果分析

各試樁的H-t-Y0曲線見圖9，H-ΔY0/ΔH曲線見圖10，H-m及Y0-m曲線見圖11。根據(jù)《規(guī)范》[18]中單樁水平臨界荷載及單樁水平極限承載力的確定方法，取H-ΔY0/ΔH曲線的第一拐點(diǎn)和第二拐點(diǎn)分別作為試樁的單樁水平臨界荷載及單樁水平極限承載力。對于試樁SZ-13 及試樁SZ-14，僅存在第二拐點(diǎn)，于是，按《規(guī)范》[18]取水平位移為10 mm附近處的加載量作為單樁水平臨界荷載。各試樁的單樁水平靜載試驗(yàn)結(jié)果見表6。

圖9 水平力(H)-時(shí)間(t)-位移(Y0)曲線Fig. 9 Curves of horizontal force(H)-time(t)-displacement(Y0)

圖10 水平力(H)-位移梯度(ΔY0/ΔH)曲線Fig. 10 Curves of horizontal force(H)-displacement gradient(ΔY0/ΔH)

圖11 試樁H-m和Y0-m曲線圖Fig. 11 H-m and Y0-m curves of test pile

表6 試樁水平靜載試驗(yàn)結(jié)果Table 6 Horizontal static load test results of test piles

從圖9可以看出：當(dāng)加載較小時(shí)，每級荷載增量與水平位移增量基本呈線性關(guān)系，且卸載后大部分變形可以恢復(fù)，殘余應(yīng)變較小，此時(shí)的土體處于彈性工作狀態(tài)；當(dāng)荷載超過臨界荷載之后，隨著荷載水平的增加，水平位移增量逐漸增大，并且在每級荷載的循環(huán)加卸載過程中，水平位移隨循環(huán)次數(shù)的增加逐漸增大；當(dāng)荷載超過單樁水平極限承載力時(shí)，水平位移變化速率突然增大，在相同荷載下，每次循環(huán)荷載都將使水平位移不斷增大。

由圖11 可以看出：當(dāng)水平荷載及水平位移較小時(shí)，其對m的影響較大；隨著水平荷載和水平位移的逐漸增加，則對m的影響逐漸減??；當(dāng)水平荷載超過60 kN時(shí)，m基本趨于穩(wěn)定；同樣，當(dāng)水平位移超過10 mm時(shí)，m的變化較小并逐漸收斂于某一常數(shù)，這一現(xiàn)象也驗(yàn)證了《規(guī)范》[18]中的第6.4.7 條“對于預(yù)制樁，可根據(jù)靜載試驗(yàn)結(jié)果取地面處水平位移為10 mm 所對應(yīng)荷載的75%作為單樁水平承載力特征值”。對比圖11 中的試樁SZ-12和SZ-13 可知：2 根試樁處于同一場地，樁周土層一致，在粉細(xì)砂中的PC管樁隨著樁徑的增大，單樁水平承載力有所提高，但m減小。

由于m隨著樁頂水平荷載、水平位移的增大而減小，因此，當(dāng)根據(jù)現(xiàn)場水平靜載試驗(yàn)結(jié)果確定m時(shí)：若m取值較大，則對應(yīng)的水平荷載較小，水平位移也較小，在這種情況下，單樁水平承載力特征值由水平極限承載力確定，從而使設(shè)計(jì)結(jié)果偏于安全；若由水平位移確定，則會(huì)使設(shè)計(jì)結(jié)果偏于危險(xiǎn)。反之，若m取較小值，則對應(yīng)的樁頂水平荷載、水平位移較大，此時(shí)，單樁水平承載力特征值由水平極限承載力確定，設(shè)計(jì)結(jié)果將偏于危險(xiǎn)；若由水平位移確定，則設(shè)計(jì)結(jié)果偏安全。因此，在使用臨界荷載或樁頂水平位移確定單樁承載力特征值存在安全隱患時(shí)，應(yīng)綜合考慮承載力和水平位移這2個(gè)控制要素確定單樁水平承載力特征值。

3.3.2 地基土水平抗力系數(shù)的比例系數(shù)的取值

單樁水平承載力計(jì)算是高度的非線性問題，單樁水平承載特性的理論研究方法主要有彈性地基反力法、彈性理論法、p-y曲線法及NL 計(jì)算方法[23]等。在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中，《規(guī)范》[18]提出了基于彈性地基反力的m法，而土層的m取值對單樁水平承載力有較大影響，所以，根據(jù)本試驗(yàn)中4根試樁對m的取值問題進(jìn)行探討。

地基土水平抗力系數(shù)的比例系數(shù)m宜通過單樁水平靜載試驗(yàn)確定，當(dāng)無靜載試驗(yàn)資料時(shí)，則根據(jù)實(shí)際土層情況按照《規(guī)范》[18]推薦的m進(jìn)行取值。在本次試驗(yàn)中，各試樁樁頂無約束且水平力位于地面位置，因此，可按照《規(guī)范》[18]推薦的公式進(jìn)行計(jì)算：

其中：m為地基土水平抗力系數(shù)的比例系數(shù)，kN/m4；α為PC管樁的水平變形系數(shù)，m-1；vy為樁頂水平位移系數(shù)，可根據(jù)式(4)試算，當(dāng)αh≥40 時(shí)(h為樁的入土深度)，vy=2.441；H為單樁水平荷載，kN；Y0為水平力作用點(diǎn)的水平位移，m；EI為樁身抗彎剛度，kN·m2；E為樁身材料彈性模量，MPa；I為樁身換算截面慣性矩，m4；b0為樁身計(jì)算寬度，m；D為樁徑，m。對于圓形樁：當(dāng)樁徑D≤1 m 時(shí)，b0=0.9(1.5D+0.5)；當(dāng)樁徑D>1 m 時(shí)，b0=0.9(D+1)，

根據(jù)《規(guī)范》[18]，可按樁頂位移為10 mm 時(shí)的水平荷載反算m，統(tǒng)計(jì)4根試樁的地基土水平抗力系數(shù)的比例系數(shù)m的反算結(jié)果和《規(guī)范》[18]的推薦值，見表7。按《規(guī)范》[18]推薦選取m時(shí)，只考慮主要影響深度為hm=2(D+1)范圍內(nèi)的土層m作為計(jì)算值。

表7 試樁m的計(jì)算結(jié)果Table 7 Calculation result of m value of test pile

由表7可知：由試驗(yàn)結(jié)果反算得到的m總體上均大于《規(guī)范》[18]給出的推薦值。試樁SZ-12 和SZ-14反算的m均高于《規(guī)范》[18]推薦的上限值，試樁SZ-12反算的m甚至高于《規(guī)范》[18]推薦上限值的2 倍以上；試樁SZ-13 和SZ-15 反算的m介于《規(guī)范》[18]推薦值的上限值與下限值之間，且更接近上限值。由此可知，《規(guī)范》[18]所推薦的m偏于保守。在實(shí)際工程中，建議采用現(xiàn)場載荷試驗(yàn)與《規(guī)范》[18]相結(jié)合的方法確定單樁水平承載力。

4 結(jié)論

1) 在豎向荷載作用下，試樁SZ-01、SZ-02、SZ-03、SZ-06和SZ-08的Q-s曲線呈緩變-陡降形，樁身回彈較小，彈性工作性狀不明顯。試樁SZ-04、SZ-05和SZ-07的Q-s曲線呈緩變型，樁身回彈較大，彈性工作性狀較明顯；單樁豎向抗壓承載力受樁徑、樁長、樁端持力層以及樁周土層力學(xué)性質(zhì)的影響較顯著。

2) 在豎向拉拔荷載作用下，試樁SZ-09 和SZ-11 的U-δ曲線呈緩變-陡降形，試樁發(fā)生破壞，卸載后樁身未出現(xiàn)回彈現(xiàn)象；試樁SZ-10 的U-δ曲線呈緩變形，樁身回彈率較高，樁身彈性工作性狀明顯；單樁豎向抗拔承載力與樁徑、樁長及樁周土的力學(xué)性質(zhì)呈正相關(guān)。單樁水平承載力主要受樁徑及樁周土力學(xué)性質(zhì)的影響較大。

3) 在本試驗(yàn)條件下，3種單樁豎向抗壓極限承載力預(yù)測模型均能較好地?cái)M合其Q-s曲線的彈性段。指數(shù)曲線模型則可以較好地預(yù)測Q-s曲線的彈塑性階段或塑性變形階段；指數(shù)曲線模型對單樁豎向抗壓極限承載力預(yù)測精度最高，調(diào)整雙曲線模型次之，雙曲線模型預(yù)測的預(yù)測結(jié)果誤差較大。

4) 根據(jù)現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果對m進(jìn)行取值時(shí)，建議以承載力和變形這2個(gè)指標(biāo)進(jìn)行雙重控制；在樁頂水平位移超過10 mm時(shí)，m將逐漸收斂并趨于一定值。在實(shí)際工程中，建議采用現(xiàn)場載荷試驗(yàn)與JGJ 106—2014《建筑樁基檢測技術(shù)規(guī)范》相結(jié)合的方法確定單樁水平承載力。