泥巖地基中動(dòng)力打入樁豎向承載特性現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

許永亮

(中鐵建設(shè)集團(tuán)有限公司, 北京 100043)

動(dòng)力打樁是一種利用樁錘將工程樁動(dòng)力打入地下的技術(shù),其憑借施工速度快、適用范圍廣及經(jīng)濟(jì)性好等優(yōu)勢(shì),被廣泛應(yīng)用于土木工程等領(lǐng)域[1-3]。泥巖是由粉砂粒、泥粒和黏土礦物質(zhì)組成的沉積結(jié)構(gòu)性軟巖,因其力學(xué)性質(zhì)不穩(wěn)定,導(dǎo)致泥巖地基中打入樁承載力異常的現(xiàn)象時(shí)常發(fā)生[4-6],不僅嚴(yán)重影響后續(xù)工況,而且極大地增加了工程成本。鑒于此,動(dòng)力打入樁的承載性能成為亟待解決的關(guān)鍵問(wèn)題,被工程界廣泛關(guān)注,并成為眾多學(xué)者的研究重點(diǎn)[7]。

中外眾多學(xué)者通過(guò)理論分析、現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)、室內(nèi)試驗(yàn)及數(shù)值模擬等方法對(duì)泥巖地基中動(dòng)力打入樁的承載性能開展了研究,并取得諸多有價(jià)值的成果。張信貴等[8]基于南寧盆地泥巖地質(zhì),分析了樁基承載力的影響因素,研究表明,水巖相互作用、機(jī)械擾動(dòng)及時(shí)間效應(yīng)的綜合作用是導(dǎo)致樁基失效的原因。Chong等[9]通過(guò)開展單軸與三軸壓縮試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究,認(rèn)為泥巖的強(qiáng)度與泥巖內(nèi)部結(jié)構(gòu)特征存在直接關(guān)系。程曄等[10]為探究軟巖地層中樁基的承載性狀,通過(guò)平衡試樁法進(jìn)行承載性能試驗(yàn),研究表明,軟巖浸水對(duì)樁基的承載性能有較大的削弱。宋富新[11]采用靜載試驗(yàn)和高應(yīng)變動(dòng)測(cè)研究試樁的承載性能,發(fā)現(xiàn)樁端泥巖遇水并未出現(xiàn)試樁承載力不足的現(xiàn)象。張先偉等[12]在順德地區(qū)進(jìn)行原位試驗(yàn),探討了強(qiáng)風(fēng)化粉砂質(zhì)泥巖地基中樁的異常沉降問(wèn)題,研究指出該地區(qū)泥巖具有遇水軟化的潛勢(shì),但預(yù)應(yīng)力管樁在成樁后未出現(xiàn)樁端泥巖軟化現(xiàn)象,認(rèn)為軟硬互層是導(dǎo)致樁異常沉降的主要原因。Hu等[13]開展了室內(nèi)直剪試驗(yàn)與有限元數(shù)值模擬研究,發(fā)現(xiàn)泥巖地層樁-巖界面的軟化作用可降低樁的承載力。Xu等[14]在吉林地區(qū)泥巖地基進(jìn)行大直徑樁的現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn),基于試驗(yàn)結(jié)果建立了考慮樁徑的雙曲線模型,明確了泥巖地基大直徑長(zhǎng)樁的表層摩擦機(jī)制。白曉宇等[15]通過(guò)開展室內(nèi)模擬打樁與浸水靜載模型試驗(yàn),分析了泥巖地基中動(dòng)力打入樁的沉貫特性與承載性能,明確了打樁后樁周泥巖強(qiáng)度的損傷特性。張亞妹等[16]基于豎向抗壓靜載試驗(yàn)與高應(yīng)變動(dòng)測(cè),探討了泥巖地基動(dòng)力打入樁的施工效應(yīng)與承載力異常問(wèn)題,結(jié)果表明,打入樁的承載力與打樁能量存在密切聯(lián)系,泥巖結(jié)構(gòu)損傷是承載力異常的主要原因。Zhang等[17]通過(guò)在泥巖打樁前后進(jìn)行了標(biāo)準(zhǔn)貫入、單軸壓縮和三軸剪切試驗(yàn),同樣得出動(dòng)力打樁會(huì)對(duì)泥巖結(jié)構(gòu)造成損傷,進(jìn)而影響承載性能的結(jié)論。

綜上所述,目前對(duì)泥巖地基打入樁承載特性的相關(guān)研究已取得了豐碩的成果,但針對(duì)泥巖地基中動(dòng)力打入樁承載力不穩(wěn)定現(xiàn)象的研究相對(duì)匱乏,缺乏對(duì)泥巖地基中動(dòng)力打入樁承載力不穩(wěn)定的試驗(yàn)分析與單樁豎向極限承載力的預(yù)測(cè)研究。鑒于此,將依托青島市某泥巖地基打入樁工程,開展了單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn),探討試樁的承載性能,基于試驗(yàn)結(jié)果采用不同理論模型預(yù)測(cè)樁的承載力,評(píng)估相關(guān)模型在該地質(zhì)打入樁中的適用性,分析打入樁承載力異常原因,為泥巖地基中動(dòng)力打入樁承載性能的研究提供指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)方案

1.1 工程概況

試驗(yàn)場(chǎng)地位于青島市,該工程前期出現(xiàn)打入樁承載力異常問(wèn)題,此工程PHC管樁采用錘擊打樁,靜載試驗(yàn)檢測(cè)顯示部分工程樁豎向承載力不滿足要求,原因不明,停工分析。根據(jù)工程勘察報(bào)告,場(chǎng)地內(nèi)第四系土層主要由雜填土、粉質(zhì)黏土和粉砂質(zhì)泥巖構(gòu)成。地下水位埋深為0.30～3.90 m,水位標(biāo)高0.72～1.78 m,形態(tài)類型主要為第四系孔隙潛水和基巖裂隙水。從相近工程的經(jīng)驗(yàn)分析,泥巖持力層的存在是樁基承載力問(wèn)題的根源。場(chǎng)地信息如表1所示。

表1 試驗(yàn)場(chǎng)地巖土層分布Table 1 Distribution of geotechnical layers at the test site

1.2 試驗(yàn)設(shè)置

本次試驗(yàn)共選用6根PHC管樁,型號(hào)均為AB型,樁長(zhǎng)為14 m,依次編號(hào)為PD1～PD6,試樁參數(shù)如表2所示,為避免群樁效應(yīng),樁與樁之間的間距設(shè)置為8 m,樁間距大于4倍樁徑。沉樁位置示意圖如圖1所示。

圖1 沉樁位置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the location of the sunken pile

表2 試樁參數(shù)Table 2 Test pile parameters

為了精準(zhǔn)測(cè)量樁端力,在樁端頭板焊接與試樁直徑相同的輪輻壓力傳感器,沉樁前測(cè)試傳感器存活率為100%,傳感器安裝如圖2所示。動(dòng)力打樁選用兩種重量的導(dǎo)桿式柴油錘,其中,PD1、PD2、PD3和PD6采用8.3 t柴油錘,PD4和PD5則采用10.3 t柴油錘打入,6根樁的打樁順序?yàn)镻D5→PD4→PD1→PD6→PD3→PD2。

圖2 輪輻壓力傳感器安裝示意圖Fig.2 Spoke pressure sensor installation schematic

1.3 試驗(yàn)過(guò)程

所有試樁在試驗(yàn)前采用反射波法進(jìn)行低應(yīng)變動(dòng)測(cè),6根樁時(shí)域信號(hào)無(wú)異常反射,樁身結(jié)構(gòu)完整,均為Ⅰ類樁,滿足現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)要求。對(duì)試樁PD1～PD6進(jìn)行單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn),試驗(yàn)采用慢速維持荷載法,樁頂固定剛性承壓板,并在承壓板4周對(duì)稱等距安裝4個(gè)位移傳感器監(jiān)測(cè)樁頭沉降量,通過(guò)堆放混凝土塊配重提供反力(≥加載值1.2倍),加載裝置采用液壓千斤頂,合力中心與試樁的橫截面形心重合,分級(jí)加荷,首次加荷為600 kN,以后每級(jí)加荷為300 kN,靜載試驗(yàn)加卸載及沉降讀取均以《建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014)[18]。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 靜載試驗(yàn)結(jié)果

圖3為各試樁打樁貫入總錘擊數(shù)。圖4為6根試樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)的Q-s(Q為施加荷載,s為樁頭沉降量)曲線。

圖3 試樁打樁錘擊數(shù)對(duì)比Fig.3 Comparison of the number of hammer blows for test pile driving

圖4 試樁Q-s曲線Fig.4 Test pile Q-s curves

由圖4可以看出,試樁PD2、PD4及PD5的Q-s曲線在加荷初期呈緩變型發(fā)展,當(dāng)分別加荷至3 900、4 200、4 200 kN時(shí),曲線發(fā)生明顯陡降,且在此級(jí)加荷下樁頂沉降分別為前期總沉降的8倍、6倍及6倍,由此確定此3根樁發(fā)生極限破壞。破壞試樁PD4和PD5均采用10.3 t大重量柴油錘打入,從圖3可以看出,破壞樁PD2總錘擊數(shù)為786擊,明顯大于其他試樁的總錘擊數(shù),由此可以推斷,試樁的極限承載能力與打樁錘重量和動(dòng)力打樁錘數(shù)相關(guān),即不同的打樁能量會(huì)對(duì)泥巖層產(chǎn)生不同程度的擾動(dòng),造成樁周泥巖結(jié)構(gòu)損傷,進(jìn)而影響試樁的承載力;試樁PD1、PD3及PD6為未破壞樁,其Q-s曲線均呈緩變型發(fā)展,隨樁頂荷載的增加,沉降量變化趨勢(shì)較為平緩。當(dāng)樁頂荷載加載至4 500 kN時(shí),樁頂最大沉降量分別為13.82、12.08、15.84 mm,卸載至零后,3根試樁頂殘余沉降量分別為1.55、3.90、1.24 mm,計(jì)算3根試樁卸載后樁頂沉降回彈率分別為88.78%、59.19%及92.17%,結(jié)果顯示,試樁PD3彈性工作性能不明顯,試樁PD1和PD6沉降回彈率均在90%左右,彈性性能良好。通過(guò)圖3對(duì)比3根試樁發(fā)現(xiàn),試樁PD3總錘擊數(shù)為613擊,明顯大于其他2根試樁的總錘擊數(shù),由此可以推斷,試樁沉降回彈率與動(dòng)力打樁錘數(shù)相關(guān)。

通過(guò)輪輻壓力傳感器測(cè)得試樁在加荷過(guò)程中的樁端力如圖5所示,可以看出,試樁的樁端力均較小,對(duì)比破壞樁PD2、PD4與未破壞樁PD3、PD6發(fā)現(xiàn),樁端力變化趨勢(shì)均隨著荷載的增加而增大,破壞樁PD2、PD4的增幅明顯大的多,且樁端力較大,約為未破壞樁PD3、PD6的5倍,由此可以推斷,試樁的破壞與樁端力大小相關(guān)。

圖5 試樁在各級(jí)荷載下樁端實(shí)測(cè)受力Fig.5 Measured force diagram of pile end under various loading levels of test pile

2.2 地下水對(duì)試樁承載力的影響

樁端泥巖浸水軟化在很多情況下被認(rèn)為是泥巖地基打入樁承載力不足的原因。本試驗(yàn)也考察了地下水對(duì)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)樁的影響,方法是觀察樁頂是否存水,向管樁孔內(nèi)投擲石子判斷樁身內(nèi)是否有存水,判斷地下水以及樁周泥巖是否軟化的情況,樁身存水測(cè)試結(jié)果如圖6所示。

紅框標(biāo)記的為存水的試樁圖6 試樁孔內(nèi)存水情況示意圖Fig.6 Schematic diagram of water in the test pile hole

由圖6可以觀察出,試樁PD3、試樁PD4與試樁PD6樁身內(nèi)有存水,投擲石子后有明顯的擊水聲,存水的試樁在圖6中以紅框標(biāo)出。分析認(rèn)為存水原因?yàn)槭謽都馀c樁端之間的焊接存在一定的縫隙,由于試驗(yàn)場(chǎng)地地下水位較高,地下水可通過(guò)縫隙逐漸流入樁身內(nèi)部造成,且樁身內(nèi)有存水說(shuō)明樁端泥巖處于地下水中。試樁PD1、試樁PD2與試樁PD5樁身內(nèi)無(wú)存水,投擲石子后有石子與樁端金屬十字樁尖清晰的碰撞聲。結(jié)合靜載試驗(yàn)結(jié)果可知,樁身存水的試樁PD3、試樁PD6在靜載試驗(yàn)中均未破壞,而樁身內(nèi)無(wú)存水的試樁PD2、試樁PD5反而在靜載試驗(yàn)中破壞。另外,打樁結(jié)束后觀察到未破壞的試樁PD3、試樁PD6 的樁頂仍有存水,其余試樁無(wú)存水,基于此,認(rèn)為樁周泥巖浸水軟化與否,與樁的破壞無(wú)明顯因果關(guān)系,這與宋富新[11]的研究結(jié)果一致。

3 理論模型適用性評(píng)估及分析

單樁豎向抗壓極限承載力對(duì)于工程設(shè)計(jì)、施工安全和穩(wěn)定性具有至關(guān)重要的意義,因此,準(zhǔn)確確定單樁豎向抗壓極限承載力十分重要?；诖?將基于靜載試驗(yàn)實(shí)測(cè)值,采用常規(guī)的理論模型對(duì)試樁的單樁豎向抗壓極限承載力進(jìn)行準(zhǔn)確的預(yù)測(cè),并將預(yù)測(cè)結(jié)果與靜載試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證,評(píng)估模型的適用性。

采用指數(shù)模型、雙曲線模型預(yù)測(cè)各破壞試樁的極限承載力,如圖7和表3所示。分析2種理論模型的擬合曲線和預(yù)測(cè)結(jié)果,評(píng)估模型在該地質(zhì)條件下打入樁的適用性,選擇更適合本試驗(yàn)?zāi)鄮r地質(zhì)的雙曲線模型;采用雙曲線模型對(duì)各未破壞試樁進(jìn)行擬合,如圖8所示,得到其單樁豎向抗壓極限承載力預(yù)測(cè)值;將去掉非正常破壞點(diǎn)的指數(shù)曲線模型擬合曲線圖9與圖7作對(duì)比,揭示指數(shù)模型擬合結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值發(fā)生較大差異的原因,對(duì)泥巖地基打入樁承載力的不穩(wěn)定性問(wèn)題開展探討。

圖7 破壞試樁理論模型擬合Q-s曲線Fig.7 Fitting Q-s curves to theoretical models of damaged test piles

圖8 未破壞試樁雙曲線模型擬合曲線Fig.8 Undamaged test pile hyperbolic model fitting curve

圖9 去掉非正常破壞點(diǎn)指數(shù)模型擬合曲線Fig.9 Removal of abnormal damage point index model fitting curve

表3 單樁豎向抗壓極限承載力試驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值對(duì)比Table 3 Comparison of test and predicted values of vertical compressive ultimate bearing capacity of single pile

(1)指數(shù)模型[19]。

P=Qu(1-e-ks)

(1)

式(1)中:P為樁頂預(yù)測(cè)荷載,kN;Qu為靜載試驗(yàn)中的破壞荷載,kN;k為沉降衰減因子,mm-1;s為樁頂位移,mm;Qu和s利用最小二乘法求解。

(2)雙曲線模型[20]。

(2)

式(2)中:a和b為擬合參數(shù)。

單樁豎向抗壓極限承載力按規(guī)范取樁頂沉降為40 mm對(duì)應(yīng)的樁頂荷載[18],由此確定破壞樁PD2、PD4及PD5的單樁豎向抗壓極限承載力試驗(yàn)值分別為4 012、4 364、4 296 kN,實(shí)測(cè)值與模型預(yù)測(cè)值對(duì)比結(jié)果如表3所示,可以看出,指數(shù)模型在預(yù)測(cè)單樁豎向抗壓極限承載力精度上雖略高于雙曲線模型,但對(duì)比圖7中2種模型的擬合曲線發(fā)現(xiàn),指數(shù)模型與試樁實(shí)測(cè)值出現(xiàn)多處明顯的不重合現(xiàn)象,反觀雙曲線模型試樁PD4實(shí)測(cè)值與擬合曲線的變化趨勢(shì)基本一致,擬合程度很高,PD2、PD5的相關(guān)系數(shù)也均在98%以上,證明了雙曲線模型在本試驗(yàn)?zāi)鄮r地質(zhì)中的可靠性。因此,對(duì)本次試驗(yàn)中3根未破壞樁PD1、PD3及PD6的單樁豎向抗壓極限承載力的預(yù)測(cè)均采用雙曲線模型。

圖8為雙曲線模型對(duì)各未破壞試樁的擬合曲線,由圖8可以看出,3條擬合曲線基本收斂,試樁PD3、PD6擬合程度較高,試樁PD1擬合程度略低于試樁PD3和PD6,但實(shí)測(cè)值和擬合曲線基本吻合,預(yù)測(cè)結(jié)果滿足實(shí)際工程需求。取樁頂沉降為40 mm對(duì)應(yīng)的樁頂荷載[18],即試樁PD1、PD3及PD6的單樁豎向抗壓極限承載力預(yù)測(cè)值分別為7 061、6 062、5 957 kN。

與圖7中指數(shù)模型擬合曲線作對(duì)比,發(fā)現(xiàn)去掉最后一級(jí)破壞荷載值對(duì)擬合曲線的發(fā)展趨勢(shì)影響極大,圖9中實(shí)測(cè)值和擬合曲線的相關(guān)系數(shù)均大于99%,擬合程度很高,由此推斷,試驗(yàn)中泥巖地基動(dòng)力打入PHC管樁的破壞為非正常破壞,試樁的極限承載力存在較大的不穩(wěn)定性,分析泥巖地基中試樁的承載力不穩(wěn)定的原因主要有:①試樁入土的過(guò)程會(huì)對(duì)樁周土體產(chǎn)生較大的擠土效應(yīng),由于短時(shí)間內(nèi)土的不可壓縮性,產(chǎn)生的超孔隙水壓力無(wú)法迅速消散,而泥巖遇水具有軟化潛勢(shì),導(dǎo)致試樁的承載力降低[21];②泥巖軟硬互層的不均勻性,當(dāng)試樁樁端位于泥巖軟弱夾層時(shí),會(huì)嚴(yán)重影響打入樁的承載力[15];③動(dòng)力打樁過(guò)程會(huì)對(duì)樁周產(chǎn)生擾動(dòng),造成樁周泥不可逆的損傷,進(jìn)而影響動(dòng)力打入樁的承載性能[12]。

4 結(jié)論

(1)通過(guò)靜載試驗(yàn)揭示了試樁的極限承載能力與打樁能量有關(guān),即不同的打樁能量會(huì)對(duì)樁周泥巖產(chǎn)生不同程度的擾動(dòng),造成樁周泥巖結(jié)構(gòu)損傷,進(jìn)而影響試樁的承載力,隨打樁能量的增加,泥巖結(jié)構(gòu)的損傷會(huì)加重,導(dǎo)致打入樁的承載力降低。

(2)樁周泥巖浸水軟化與否,與樁的破壞無(wú)明顯因果關(guān)系?，F(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)中,樁身存水的試樁PD3、試樁PD6在靜載試驗(yàn)中均未破壞,而樁身內(nèi)無(wú)存水的試樁PD2、試樁PD5反而在靜載試驗(yàn)中破壞。

(3)評(píng)估了指數(shù)模型、雙曲線模型在該地質(zhì)條件下對(duì)打入樁承載力預(yù)測(cè)的適用性,結(jié)果表明雙曲線模型更適合本試驗(yàn)?zāi)鄮r地質(zhì),擬合曲線變化趨勢(shì)和實(shí)測(cè)值吻合較好,故采用雙曲線模型預(yù)測(cè)未破壞樁PD1、PD3及PD6的單樁豎向抗壓極限承載力,預(yù)測(cè)值分別為7 061、6 062、5 957 kN。

(4)泥巖地基打入樁受超孔隙水壓力、軟硬互層及動(dòng)力擾動(dòng)的影響,承載力具有很大的不穩(wěn)定性。分析指數(shù)曲線模型與實(shí)測(cè)值發(fā)生較大差異的原因,發(fā)現(xiàn)去掉最后一級(jí)破壞荷載值,指數(shù)曲線模型擬合曲線與實(shí)測(cè)值相關(guān)系數(shù)均大于99%,擬合程度很高,推斷試樁在最后一級(jí)加荷情況下為非正常破壞。