大直径钻孔灌注桩的竖向承载性能

刘念武，龚晓南，俞 峰

（1.浙江大学 滨海和城市岩土工程研究中心，浙江 杭州310058；2.浙江大学 软弱土与环境土工教育部重点实验室，浙江 杭州310058；3 浙江理工大学 建筑工程学院，浙江 杭州310018）

随着工程规模的不断扩大，对于桩基础承载力以及变形的要求越来越高，具有更大承载力的超长桩越来越受到工程界的青睐.对于大直径超长桩，由于承载力较高，采用传统的静载测试方法很难进行桩的承载力测试，而自平衡法具有装置简单、省钱、省时、省力、安全等优点［1］.美国于80年代中期开展了桩承载力自平衡试验方法的研究［2］，首先应用于桥梁工程并逐渐推广至不同桩型.龚维明等［3-5］结合工程中桩的承载性能测试，对自平衡理论和实践在国内的发展作出了巨大的推动，给出由自平衡测试结果向普通静载测试结果的转化方法，并得到了较高的可靠度，同时给出了黏土、粉土的侧摩阻力折减系数.龚维明等［4，6-9］对不同土质条件下的基桩进行自平衡法试验研究；徐长节等［10］通过分别采用自平衡和静载的测试方法对桩的承载性能进行分析，认为砂性土、黏性土及圆砾的侧摩阻力折减系数可取0.688、0.744、0.860.对于目前使用较多的灌注桩，注浆对大直径灌注桩的端阻有很大的提高作用，还能够提高端部以上一定上返高度内的侧阻，张忠苗等［11-13］对注浆后桩的侧阻及端阻的影响进行分析.

为了研究大直径超长桩的的承载性能，本文结合工程实践对2根大直径超长桩进行自平衡试验，同时对1根进行注浆，通过预埋的钢筋应力计对不同深度处桩身轴力进行记录，分析注浆对端阻及不同土层侧阻的影响.对桩周土层分别进行十字板剪切试验及动力触探（63.5kg）试验，分析极限侧阻与原位测试的结果的关系.

1 工程概述

本工程试验场地位于舟山沿海，该工程用桩为永久性输电铁塔用桩，为了更好地了解场地地质情况，对该场地的土层进行地质调查，各土层的物理力学参数如表1所示.表中，e为孔隙比，c为黏聚力，φ为内摩擦角，Es为压缩模量.对不同深度处圆砾混卵石层的颗粒组成进行分析，分析结果如表2所示.

表1 土层物理力学性质指标Tab.1 Physico-mechanical parameters of soil layers

表2 不同颗粒直径下的颗粒质量分数Tab.2 Particle mass fraction under different particle diameters

2 试桩基本情况

本次试桩共2根，编号为S1（未注浆）和S2（注浆），直径为2 200 mm，试桩的桩身混凝土强度为C40，桩身配筋图以及桩身剖面示意图如图1所示.S1桩长为60m，S2桩长为60.3 m，桩端持力层为圆砾混卵石层.

荷载箱位置为试桩桩端以上1m 位置处，在深度为-10、-20、-30、-40、-45、-50、-55、-59m位置对应的钢筋笼主筋上对称安装3 个钢筋应力计，共8组.从上到下对应钢筋应力计之间的断面分别 称为1-2 断 面、2-3 断 面、3-4 断 面、4-5 断 面、5-6断面、6-7断面、7-荷载箱断面以及荷载箱-8断面.利用钢筋应力计测试所得的数据可以转换成桩身轴力，再根据桩身轴力、桩身自重可以求得不同断面的桩侧摩阻力.荷载箱直接焊接在钢筋笼上，导管沿主筋连接至地面.同时在荷载箱上部和下部分别布置3根位移传感器，位移传感器采用四分镀锌水管进行保护，因此可以测得荷载箱的向上及向下位移.

图1 桩身剖面示意图及桩身配筋情况Fig.1 Profile map of pile body and reinforcement

3 现场试验结果分析

3.1 注浆对荷载-位移曲线的影响

为了分析注浆对桩端为圆砾混卵石层大直径桩承载性能的影响，对其中一根试桩进行注浆，注浆采用均匀流量的方式.在注浆过程中，对注浆压力进行记录，注浆量为6t.随着注浆量的增大，注浆压力有所变化，当注浆量小于4t时，注浆压力为2.0～3.0 MPa；随着注浆量的进一步增大，注浆压力进一步提高并上下浮动，最终注浆压力约为5MPa；在注浆过程中后期，注浆压力的变化幅度较大.根据过去的工程经验推测，在注浆前期，注浆形式主要为渗透注浆，随着注浆压力的增大，注浆形式可能包括渗透、压密和劈裂注浆等多种形式.

图2 荷载箱上、下的Q-s曲线Fig.2 Q-s curves of S1，S2

图2中，s为桩土相对位移，Q 为荷载.从图2可以看出，随着荷载的增大，向上和向下的位移均呈增大的趋势，向下位移的变化速率大于向上位移的变化速率.注浆对荷载位移曲线的变化趋势有一定的影响，注浆使得向上及向下的荷载-位移曲线变化更加缓慢；同时，向下的极限荷载增大，未注浆桩的向下极限荷载为13 500kN，注浆桩的向下极限荷载为15 000kN.因此，可以推断，注浆使得侧阻和端阻提高，且注浆能够更好地控制桩的沉降.未注浆桩和注浆桩的极限端阻分别为2 834、3 561kPa，端阻的提高幅度为25.7%.从图2 可以看出，在注浆前后，当桩端位移均为20mm（1%D，其中D 为桩径）左右时，端阻达到极限状态，该结果小于Hirayama等［14-15］的研究成果，Hirayama认为桩极限端阻力发挥所需位移为10%D ～15%D，主要是由于持力层以及桩径大小造成的差异.

3.2 注浆对不同土层的侧阻影响

桩土相对位移被认为是影响桩身侧阻的重要因素，最终会影响到桩的极限位移及极限承载力.为了研究桩土相对位移对桩身侧摩阻力的影响，图3给出桩身侧阻qsi随桩土相对位移的变化曲线，桩土相对位移的计算公式为

式中：sui为第i层土的桩土相对位移，st为荷载箱的向上位移，Li为第i层土的高度，Fi为第i层土上部桩身轴力，Fi＋1为第i层土下部桩身轴力，Ea为桩身弹性模量，A 为桩身截面积.

图3 单位侧阻随桩土相对位移的变化曲线Fig.3 Curves of unit side resistance-pile soil relative displacemnt

从图3可以看出，随着桩土相对位移的增大，不同土层的侧阻-桩土相对位移的变化趋势不同，6-7断面以及7-荷载箱断面的侧阻随桩土相对位移的变化更明显.桩身侧阻受桩周土层、所处深度、成桩工艺等多种因素的影响，而桩周土层差异是造成侧阻不同的重要因素，6-7断面以及7-荷载箱断面桩周主要为圆砾混卵石层，因而桩周侧阻较大，6断面以上桩周土层主要由淤泥、淤泥质粉土和黏土夹粉砂组成，桩周侧阻较小.注浆前后桩身侧阻随着桩土相对位移的增大呈先迅速增大，后有所放缓，最后基本保持稳定的趋势，保持稳定后侧阻没有明显的软化现象.从图3可以看出，1-2断面所处淤泥质土层的侧阻在达到最终桩土相对位移时没有保持稳定，淤泥质粉土层、黏土夹粉砂层、圆砾混卵石层的侧阻在桩土相对位移为1.5～3.0mm 时达到稳定.不同断面上，注浆后侧阻的增加值不同，表3给出注浆前后不同断面的侧阻以及注浆后侧阻的增加幅度.表中，qsub、qsua分别为注浆前、后的侧阻.

从表3可以看出，注浆对侧阻有一定程度的提高；注浆对不同深度处桩身侧阻的影响不同，在2-3断面、3-4断面、4-5断面上，注浆后侧阻的提高幅度分别为4.0%、-2.6%、5.1%.可见注浆对桩身上部侧阻的影响较小，这主要是由于浆液的上返高度受到注浆压力、地质条件等因素的影响［16］.在5 断面以下时，侧阻的提高幅度较大，对应于5-6断面、6-7断面、7-荷载箱断面极限侧阻的提高幅度分别为11.9%、17.6%、18.9%，可以推测浆液的上返高度至少为10m，即浆液上返到5-6断面之间，因此桩周圆砾混卵石层都受到了注浆的影响，下部极限侧阻的提高幅度大于上部极限侧阻的提高幅度，圆砾混卵石层中桩周侧阻的提高幅度的平均值约为18%.

表3 不同断面极限单位侧阻对比Tab.3 Comparison of ultimate unit side resistance in different cross section

3.3 不同位移方向的荷载-桩土相对位移曲线

在传统加载时，侧阻力将使土层压密；在自平衡加载时，桩侧阻力将使土层减压松散，故采用自平衡法测出的摩阻力小于常规摩阻力［3］.在本次自平衡试验中，荷载箱处于桩端附近，桩周土层为圆砾混卵石层，荷载箱以上桩侧阻的受力机理有别于桩顶受竖向向下荷载的受力机理，在本次试验中，在荷载箱上部2.5m 和荷载箱以下1m 深度处分别安装钢筋应力计以观测桩身轴力的变化，可以求得不同受力方向桩身侧阻随桩土相对位移的变化.

从图4可以看出，荷载箱上部桩身侧阻随桩土相对位移和荷载箱桩身下部侧阻随桩土相对位移的变化趋势有所不同，荷载箱下部侧阻随位移的变化速度相比于荷载箱上部侧阻随位移的变化更加缓慢，可能是受到端部位移的变化影响了侧阻的发挥速度，但是不管是否注浆，荷载箱下部的极限侧阻都大于荷载箱上部的极限侧阻.规范［17］给出自平衡测试方法的抗压极限承载力公式，

图4 荷载箱上、下的单位侧阻-桩土相对位移变化曲线Fig.4 Side resistance vary with upwards and downwards displacement

3.4 侧阻与十字板剪切强度的关系

通过地质勘查的方法估测桩的承载力具有重要的现实意义，十字板剪切试验在原位测试中经常运用，图5 给出十字板剪切强度与实测极限侧阻qsu的关系.图中，h为深度.

从图5可以看出，随着深度的增加，十字板试验的剪切强度近似呈线性的变化，对应于深度为20～30、30～40、40～45、45～49m 时十字板剪切强度的平均值分别为30.67、46.90、55.27、65.67kPa.过去的研究表明，qsu与su呈线性关系，对于黏性土来说，

式中：α为经验系数.

根据桩身轴力的实测结果进行计算，注浆前20～30、30～40、40～45、45～49m 范围内极限侧阻分别为17.40、26.77、35.02、41.91kPa，分别为对应深度处十字板剪切强度的0.56、0.57、0.63、0.64倍，α 的取值在0.6 左右且具有较好的拟合度.可见，当α的取值合理时，通过十字板剪切强度进行灌注桩极限侧阻的估计具有较高的精度，误差最大为6.7%，Reese等［18］建议的取值范围是0.4～0.9，与本文的试验结果一致.

图5 实测侧阻与十字板剪切强度的关系Fig.5 Relationship between measured side resistance and undrained vane-shear strength

3.5 动力触探与侧阻的关系

为了更好地研究圆砾混卵石层的侧阻，在自平衡试验前对不同深度处的圆砾混卵石层进行动力触探试验，采用重型动力触探（63.5kg）并记录每10cm的击数N.

从图6可以看出，随着深度的增加，动力触探的击数和实测的单位侧阻均呈增大的趋势，N 为25～42；同时可以看出，侧阻和动力触探击数呈正相关性，且可以用线性关系进行表述.最新工程地质手册［19］给出打入桩的qsu与N 的关系，对钻孔灌注桩的研究较少.为了探究机械成孔钻孔灌注桩桩周为圆砾层时qsu与N 的关系，对实测极限侧阻与动力触探击数进行拟合，得到圆砾混卵石层中qsu与N的关系为

图6 动力触探与侧阻的关系Fig.6 Relationship between measured side resistance and dynamic sounding（63.5kg）hits N

式（4）拟合的相关系数为0.86，由于式（4）的N 是在25～32处的拟合，式（4）有一定的使用范围.可见，对于圆砾混卵石层中极限侧阻的估值，可以采用动力触探（63.5kg）的方法进行估算，圆砾混卵石层中极限侧阻的估算还需大量工程实测数据的验证.

4 结 论

（1）注浆后的荷载箱向上及向下荷载-位移曲线的变化更加缓慢，桩端位移为20mm（1%D，其中D为桩径）左右时，端阻达到极限状态.未注浆桩和注浆桩的极限端阻分别为2 834、3 561kPa，注浆后端阻的提高幅度为25.7%.

（2）桩身侧阻随着桩土相对位移的增大呈先增大后保持稳定的趋势，淤泥质粉土层、黏土夹粉砂层、圆砾混卵石层的侧阻在桩土相对位移为1.5～3mm时达到稳定.注浆能够提高桩端以上一定深度的桩身侧阻，在圆砾混卵石层中侧阻的提高幅度为18%左右.

（3）荷载箱上下的侧阻随位移的变化模式不同，圆砾混卵石层中未注浆桩和注浆桩的λ取值分别为0.92、0.91.

（4）桩的qsu与su呈线性关系，α 的取值约为0.6，且具有较好的拟合度.

（5）圆砾混卵石层中qsu与N 有一定的相关性，可用公 式qsu＝2.53 N ＋53.7 对 桩 身 极 限 侧 阻 进行估计.

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