天津厚地层超长钻孔灌注桩单桩承载特性研究

柯 洪，吴 翔，王继华，曾云川，赵春宏，冯庆高

（1. 云南省电力设计院勘测部，昆明 650051；2. 中国地质大学 工程学院，武汉 430074；3. 云南交通规划设计院工程勘察分院，昆明 650051；4. 新疆大学 地质与勘查工程学院，乌鲁木齐 830047）

1 引 言

天津市西青区天津高新区（华苑科技园区）拟建集商贸服务、办公、住宅、酒店服务与休闲娱乐为一体的综合性建筑群落，其中标志性建筑为 117层主塔楼，建筑高度约597 m，属于大型超高层建筑。塔楼楼层平面呈正方形，大楼首层平面尺寸约67 m×67 m。

后压浆超长钻孔灌注桩具有单桩承载力高、变形小、抗震性能好、施工方便和经济效益好等优点[1－3]，所以选用后压浆超长钻孔灌注桩作为主塔楼桩基。为确保桩基设计经济和安全，决定做两组试桩（共8根）。2组试桩施工和试验约用8个月时间。

2 试桩概况

2.1 试桩参数

117塔楼场地内需要开挖基坑，工程桩位于基坑底面之下，为了更真实地反应超长桩基承载力，对基坑深度非摩擦段采用双护筒设计，双护筒结构如图1所示。双护筒的特性是：保证基坑开挖深度的双护筒范围内不存在桩侧阻力，内外护筒之间采用滑动装置连接，内护筒沉降和回升过程中不受外护筒的摩阻力。双护筒段称为非摩擦段，如图2所示；双护筒之下与土层直接接触的桩身段称为阻力桩身，由其承担试桩荷载，阻力桩身段长度设计为76.0 m和95.5 m两种。

图1 双护筒图片Fig.1 Diagram of the double protective cylinders

图2 试桩剖面图Fig.2 Sectional diagram of the test piles

8根试桩预估加载值为42 000 kN[4－5]，其他详细参数如表1所示。

表1 试桩主要参数Table 1 Main parameters of the test piles

2.2 地层概况

试桩位置地层情况如图2所示。

2.3 试桩施工情况[6]

试桩成孔过程采用泥浆护壁，保证了土层内深孔钻进的顺利完成[7]。

试桩采用 C50混凝土，弹性模量 E1为 3.45×104N/mm2；试桩采用了23根直径为5 cm的主筋，弹性模量E2为2.0×105N/mm2。

试桩采用后压浆技术，注浆采用的水泥为普通硅酸盐水泥，强度为42.5 MPa；浆液水灰比0.6～0.7。D3和D6试桩深度达到阻力桩身长95.5 m位置，采用了桩侧、桩端注浆，桩侧每一道注浆量为2 m3，桩端注浆量为2 m3，注浆间距如图2所示；D9、D12、S1和S2试桩深度达到阻力桩身长76.0 m位置，采用桩侧、桩端注浆，桩侧进行了4道注浆，其他注浆参数与D3和D6试桩一致；S3和S4试桩深度达到阻力桩身长76.0 m，仅桩端注浆，注浆量为2 m3。

试桩预埋了钢弦式钢筋应力计，D3和D6试桩对称布置18层钢弦式钢筋应力计；D9、D12、S1、S2、S3和S4在桩身范围内对称布置15层钢弦式钢筋应力计，如图2所示。

为了监测阻力桩身沉降情况，在试桩内装有监测阻力桩身顶部、中部和底端的沉降管。

3 单桩竖向抗压静载试验方法

本试验加载共采用11个油压千斤顶，千斤顶型号为QF320/200，推力为5 000 kN。千斤顶布置于桩帽上，合力中心与桩轴线重合。荷载测量采用并联于千斤顶油路的压力表测定油压，根据千斤顶率定曲线换算荷载。

加载反力装置为锚桩；D9号试桩试验过程中锚桩上拔量过大，临时采用锚桩压重联合反力装置。试验时锚桩与横梁之间采用钢套筒和精轧螺纹钢连接，横梁对称搁置主梁两侧。当千斤顶加压顶起主梁，横梁受力，通过钢套筒和精轧螺纹钢将力传向锚桩，锚桩受拉，此时锚桩起到反力装置的作用[8]。反力装置作用原理如图2所示。

试验锚桩桩径1 m，桩长100 m，每一组4根试桩周围布置10根锚桩，共两组，锚桩和试桩分布情况如图3所示。试验完成后，锚桩与试桩均作为工程桩使用。

图3 试桩和锚桩分布示意图Fig.3 Schematic diagram of the test and anchor piles

4 桩侧、桩端后压浆技术

后压浆技术通过使用高压装置把浆液压向地层，浆液以填充、渗透、挤密和劈裂等形式与桩周、桩端土体相互作用，具体作用方式与土层的物理力学性质、压浆工艺和参数、浆液的种类及流变性能等有关，并根据后压浆经验，浆液与土体作用方式往往会相互转化或并存，多种作用方式共同出现。在一定的条件下，浆液一般以某种作用方式为主，如在渗透性小（k ＜10-5cm/s）的黏土中主要以劈裂作用为主。试桩采用桩侧、桩端后压浆技术，加固桩周和桩端土体，保证了桩土相互作用加强[9－10]。

本工程设计桩侧注浆的试桩按指定位置预埋了注浆管；桩端利用声测管作压浆管，每个试桩有 3根声测管。

5 试验情况

试验前对8根试桩采用低应变反射波法、声波透射法进行了质量检测，结果表明，桩身质量完好；试验结束后对8根试桩采用钻芯法进行全长抽芯，并对抽芯取出的混凝土芯样做强度试验，通过芯样特征和强度试验结果综合判断，桩身完整性判定为I类[5]。

试验采用武汉岩海公司生产的 JYC型静载荷测试仪实时对试验数据进行监控和定时记录，并对每级荷载进行自动判稳、自动加载、自动补载。加载方法采用慢速维持荷载法，按3 000 kN一级加载，在 30 000 kN后的高荷载阶段，每级加载为1 500 kN，达到相对稳定，才可加下一级荷载。卸载稳定后应测读桩顶最终残余沉降量[5－6]。每一次分级加载稳定后，通过钢弦频率测定仪测读振动频率值。

在加载试验之前，将沉降杆插入沉降管内，试验时所监测到的沉降杆顶部位移量就是阻力桩身顶部、中部和底部3个层面的沉降量。

6 试验结果分析

6.1 试桩承载性能分析

S3与S4试桩条件一致，而S4试桩成孔时由于机械因素，成孔时间较长，泥皮较厚导致桩侧承载性能更差。如图4，S4试桩极限承载力为37 500 kN，而S1、S2、D9和D12试桩加载到42 000 kN未达到极限承载力，桩端桩侧注浆的试桩比仅桩端注浆的 S4试桩承载力提高大于（42 000－37 500）/37 500=12%；S4试桩加载到极限承载力，桩底位移量为9.6 mm；S4试桩加载到39 000 kN，试桩的桩底沉降达到 36.65 mm，桩土的相对位移大于36.65 mm，桩-土相互作用和桩底地层已破坏；S3试桩各层沉降量均比桩端、桩侧注浆的试桩大。所以桩端注浆的试桩承载性能弱于桩端、桩侧注浆的试桩。

D6试桩监测阻力桩身顶部的沉降管遭受施工时掉落混凝土堵塞，沉降管深度为-18.734 m，监测数据反应不了阻力桩身顶部沉降情况。D3试桩阻力桩身顶部沉降大于承载性能良好的D12、D9和S1试桩，而阻力桩身底部沉降小于该3根试桩。由于桩顶沉降与桩底沉降差为桩身压缩量，所以可知桩长更长的D3试桩桩身压缩较大。

根据图4可判断，试桩受荷时桩身分层沉降量由上到下逐渐减小，桩身压缩量亦为由上到下逐渐减小。

图4 试桩桩身分层荷载-沉降曲线Fig.4 Load-settlement curves of the layers of test piles

6.2 桩身轴力与桩侧阻力

图5、6分别为试桩的桩身轴力分布图和桩侧阻力分布图，桩身轴力随深度变化越大、曲线越平缓说明桩侧阻力较大，反之桩侧阻力较小。

图5 桩身轴力分布Fig.5 Distribution of axial forces in test piles

图6 试桩最大荷载的桩侧阻力分布Fig.6 Distribution of side resistance of maximum load of test piles

S4试桩加载到39 000 kN已超过极限承载力，沉降达不到稳定，桩端位置桩身轴力4 133 kN，这部分轴力传到桩底地层，使桩底土层发生较大沉降和破坏。S3和S4试桩桩身轴力曲线基本在其他试桩桩身轴力曲线下方，即同一深度的桩身轴力值更大，说明桩侧未注浆的桩身侧摩阻力相对较小，桩身轴力向下传递更多，如 S3试桩桩端轴力为988 kN，而S2和S1试桩桩端轴力分别为341 kN和278 kN。D9试桩桩端阻力为200 kN，而D3试桩桩端阻力为50 kN，桩端承载性能发挥较少，桩侧摩阻力发挥范围较长，这说明达到有效桩长后，桩越长其承载性能越发挥不充分，导致浪费现象。

桩侧未注浆的S3和S4试桩桩端附近桩侧摩阻力比桩侧注浆的S1和S2试桩发挥更充分，这是由于S3和S4试桩桩端附近位移较大。S2桩侧整体阻力要比S4试桩大，可见S2试桩桩侧注浆发挥了较显著的效果。

6.3 双循环试验桩顶沉降的变化

D6、S1、S3和S4试桩采用双循环加载试验，当加载到21 000 kN时，第2循环的沉降量小于第1循环，如表2所示。这说明第1次循环加载克服了桩土塑性变形，硬化了桩土相互作用，增强桩土弹性性能，因此，采用预压加载可以增强超长桩的弹性，减少桩顶的沉降。

表2 双循环桩顶沉降Table 2 Double loop settlement of the top of test piles

6.4 卸荷稳定后桩身受力状态

在试桩试验中，全程记录D3和D9试桩钢筋计频率值，比较卸荷稳定后的钢筋计频率值和加载前的钢筋计频率值，得出卸荷稳定后桩身仍然具有桩身轴力，试桩上段桩身轴力逐渐增大，下段轴力逐渐变小，如图7所示。由桩身轴力可以计算出桩侧阻力，桩身上段所受阻力为负摩阻力，下段为正摩阻力，如图8所示。

试桩在卸荷过程中，发生了塑性变形的桩土作用会阻碍桩身回弹，形成了负摩阻力。在试桩上部桩身沉降较大，桩土相对位移较大（桩土最大位移值达到45 mm），部分桩土作用发生塑性变形[11]，桩身回弹容易形成负摩阻力；负摩阻力使桩身不能充分回弹，回弹力与负摩阻力达到平衡稳定。负摩阻力段端部截面桩身轴力为最大值，最大轴力向下传递原理和试桩加载过程一致，桩周土产生正摩阻力[12－13]。

图7 卸荷稳定后桩身轴力分布Fig.7 Distribution of axial forces in test piles after unloading stability

图8 卸荷稳定后桩侧阻力Fig.8 Distribution of side resistance of test piles after unloading stability

卸荷稳定后，桩身轴力使桩身处于压缩状态，可通过桩身轴力计算出压缩量。令混凝土横截面积为S1，主筋的总横截面积为S2，试桩总横截面积为S，应变为ε；当桩身截面受力为F时，混凝土受力F1，主筋受力F2。计算公式如下：

由于桩身受力后同一截面各点应变相同[14]，所以

可由公式（6）计算试桩弹性模量，计算后得到E =4.4×104N/mm2。

由图7可知，D3桩身轴力曲线可以近似为三角形，桩身深度三角形范围为底边，底边宽约70 m，最大桩身轴力为高，高值约11 306 kN，可以近似等效为70 m桩身所受的桩身轴力平均值为 11 306 kN/2=5 653 kN，压缩量公式为

将数据代入式（7），得到D3试桩卸荷后桩身压缩量约为11.45 mm；D9试桩桩身轴力等效为60 m桩身所受的轴力11 418 kN/2=5 709 kN，代入数据得到D9试桩的压缩量约为9.92 mm。卸荷结束后试桩残余变形量包含了桩身压缩量，D3和D9试桩残余变形量分别为12.69 mm和13.26 mm，计算出压缩量占残余变形量百分比分别为 90.2%和 74.8%，其残余变形主要是由卸荷后桩身轴力压缩试桩所致。由此可知，超长钻孔灌注桩卸荷稳定后桩身轴力产生的试桩压缩量为形成残余变形量的重要因素。

7 结 论

（1）试验结果表明，该地层内超长钻孔灌注桩具有较高的竖向承载力，采用桩端、桩侧后压浆技术可进一步提高超长桩的承载力；桩侧、桩端注浆的超长桩承载性能明显高于仅桩端注浆的试桩。

（2）超长桩经过一次循环加载后克服了桩土塑性变形，硬化了桩-土相互作用，增强桩土弹性性能，因此，采用预压加载可以增强超长桩的弹性，再次循环加载时桩顶沉降减少。

（3）试验卸荷稳定后，试桩还具有桩身轴力，上段轴力逐渐增加，下段轴力逐渐减小，对应的桩身上段受到负摩阻力，下段受到正摩阻力。桩身轴力使试桩产生一定的压缩，经试验数据和理论计算表明，试桩桩身轴力产生的试桩压缩量为形成残余变形量的重要因素。

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