后压浆桩抗压与抗拔现场对比试验

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(1. 浙江大学城市学院 工程学院，杭州 310015；2. 萧山经济技术开发区管理委员会，杭州 311215；3. 浙江众城检测技术有限公司，杭州 310023；4. 宏润建设集团有限公司，浙江 宁波 315000)

1 研究背景

随着我国建筑技术不断发展，港珠澳大桥等特大型桥梁以及超高层建筑不断涌现，对桥梁和建筑基础的承载力和变形能力要求越来越高，也对桩基础的承载力与沉降量提出了越来越高的要求。国内外学者均对单桩承载力进行了大量的模型及现场试验研究[1-5]，但对后压浆法钻孔灌注桩的抗压与抗拔的对比研究分析较少[6-8]。后压浆法钻孔灌注桩是在灌注桩成桩并达到一定强度后，通过预设于桩身内的注浆导管及与之相连的桩端、桩侧注浆阀注入水泥浆。钻孔灌注桩后压浆技术提高桩承载力的根本原理在于，运用桩端压浆技术，加固桩端土体，提高桩端土体的承载力，使得在桩端产生相同沉降量的情况下，桩端承受更高的荷载[9-12]。桩侧压浆技术使得混凝土浆与桩周土体混合，提高了桩周土体的强度，最终达到增加单桩承载力的效果。

笔者对3根工程桩进行了现场抗压抗拔试验，试图对相同边界条件下单桩的抗压抗拔进行对比研究,对比分析抗压桩与抗拔桩的荷载发挥机理,明确桩的荷载传递路径，研究桩周摩擦力发挥的机理。

2 工程简介

本试验的超高层项目位于杭州市钱江南岸的奥体博览城核心位置，建成后将成为“长三角最高双塔建筑”及“杭州第一高楼”。场地内主要规划建造2幢64～70层塔楼、3～4层配套商业及地下2层车库。塔楼区试桩采用钻孔灌注桩，桩尖进入土层号为⑧1的卵石层≥4 m，桩长40.6 m，桩径650 mm，桩身混凝土强度C40，并采用桩底注浆工艺，单桩竖向抗压静载设计最大加载量25 000 kN，故本建筑对基础可靠性有着极高要求。

勘察资料揭示：上部为巨厚的冲海积粉土和粉砂层，性质较好，多属中等或中偏低压缩性；中部为冲湖积可塑状粉质黏土层，土体性质较好，以中压缩性为主；其下伏为海相软塑状粉质黏土层，性质较差，土质均一性差，多中等或中偏高压缩性；再下为冲积粉、细砂、中密—密实圆砾、卵石层和基岩。具体细分为9个工程地质层，共15个工程地质亚层和1个夹层，土层及主要物理力学指标见表1。

复杂的场地条件、施工技术与人为因素等均影响成孔质量与成桩质量。为了使测得的数据更加严谨，在成桩前后对孔径、孔深、垂直度、沉渣厚度以及桩身质量均进行了检测，保证了单桩试验结果的精准度与客观性。受检桩信息、试验桩测量结果及成桩后对桩身质量低应变检测结果见表2、表3、表4。

检测结果表明除SP2-2有轻微缺陷外，其他2根桩均为一类桩，桩身质量符合要求。

表1 场地土层及主要物理力学指标

表2 受检桩信息

表3 试验桩测量结果

表4 成桩后对桩身质量低应变检测结果

表5 单桩竖向抗压及抗拔静载试验结果

3 试验装置与试验方法

(1)结合场地条件及经济性对比，抗压桩加载反力装置选用伞形架反力装置，配重采用挖机现场取土堆载，加载采用快速维持荷载法，并按检测规范规定加载。单桩抗压试验结果见表5。

(2)单桩竖向抗拔静载试验采用千斤顶反力加载及位移计量测桩顶上拔量的试验方法。试验设备的安装按规范进行，并按规定布置了独立的基准梁系统。试验采用慢速维持荷载法，并按检测规范规定加载。单桩抗拔试验结果见表5。

4 试验成果整理及数据分析

4.1 抗压桩试验结果分析

根据试验采集的数据绘出的抗压曲线如图1所示。

图1抗压桩荷载-沉降曲线

Fig.1Curvesofcompressiveloadvs.settlementofpiles

(1)通过抗压曲线可以看出，在桩顶施加较小的荷载时，即在0～1 100 kN范围内时，荷载-沉降曲线近似表现为弹性变形性质，此时的沉降主要由桩顶范围内的桩身压缩及少量桩土位移组成，由于桩顶受力较小，桩身周围间的桩土间摩擦力发挥主要作用。在较小桩顶荷载作用下桩端受力接近为0，桩端几乎不产生位移。

(2)随着桩顶荷载的增大，荷载-沉降曲线并没有较大的转折，沉降增量与荷载增量的比率缓慢增加，表现为摩擦桩的特性。在这一变化阶段中，随着桩顶荷载的增加，最早发展的桩土摩擦力部分被破坏，荷载逐渐向下传递，摩擦力从桩顶向下不断发展，最终桩端开始受力，桩端土受力压缩，此时桩端土的加固程度直接影响到桩顶沉降的大小。

(3)在桩顶分级卸荷过程中，荷载-沉降曲线一直表现为平缓的回弹曲线，表明这部分回弹值与桩顶施加的荷载具有密切的关系，这部分变形主要为弹性变形。

(4)在桩顶卸载完毕后桩身回弹量分别占桩顶总沉降的38.7%，44.8%，47.6%。

4.2 抗拔桩试验结果分析

根据试验采集的数据绘出的抗拔曲线如图2所示。

(1)抗拔桩在桩顶向上不断加载的过程中，荷载-位移曲线具有明显的3段特征，在0～1 000 kN范围内，桩体受力较小，桩土并未发生较大的相对位

图2抗拔桩荷载-位移曲线

Fig.2Curvesofupliftloadvs.settlementofpiles

移，桩顶位移变化速度与荷载增长速度的比值保持在一个较小的范围内，3根桩的荷载-位移曲线走向均近似表现为弹性位移曲线的性质。

(2)随着桩顶荷载的不断增加，SP2-1与SP2-2在荷载1 000～3 300 kN范围内，桩身上部一部分荷载突破桩土间摩擦力的极限，部分桩土间机械摩擦力被破坏，之前部分由桩土间摩擦力承受的荷载将向下转移，由之下的桩身及桩土间的摩擦力承受，从而达到一种新的平衡。随着桩顶荷载的不断加大，新施加的荷载及一部分被破坏的摩擦力以这样的原理不断向下传递，直至达到新的平衡。

(3)在第3阶段，相比第1、第2阶段相同荷载变化速率情况下，桩顶位移迅速增加，并未表现出稳定的趋势，此阶段为桩身临近抗拔破坏阶段，当桩顶位移突破一定的沉降极限时，定义此时的荷载为桩身抗拔破坏荷载。

(4)当桩身达到临界破坏荷载时，桩顶开始分级卸荷，随着桩顶荷载的减少，部分桩顶沉降开始出现回弹的现象，这部分沉降回弹主要由桩身弹性拉伸组成，其次为部分桩土摩擦力在消散的过程中，由土体结构恢复产生的反向摩擦引起的，这部分回弹所占总回弹的比例根据土质的不同而有所差异，在软黏土中所占的比例较大，在颗粒较大、土质相对松散的地质中所占的比例较小。根据试验结果，抗拔桩的回弹率分别是30.6%，32.0%。SP2-3桩抗拔试验中，在荷载达到2 600 kN后，依据荷载-位移曲线和规范判别发生了破坏。

4.3 抗压桩与抗拔桩试验结果对比分析

(1)通过抗压桩与抗拔桩的试验结果均可以看出，在桩顶施加较小荷载作用下，两者桩顶均产生较小的位移，但可以明显看出抗拔桩产生的位移更大。从桩体受力角度分析，在0～1 000 kN范围内，受压桩桩端受力为0考虑，受相同轴力情况下，桩身受拉产生的变形大于桩身受压产生的变形。影响试验结果的另一因素为在桩侧压浆后，桩身与周围加固的土体间产生的机械咬合力无法评估测量，本次试验采用的抗拔和抗压在同一根试桩上，在抗压试验过程中已经把一部分这种摩擦破坏掉，故在抗拔试验中这种机械咬合力的发挥大打折扣。这也是抗拔位移大于抗压位移的另一个重要因素。

(2)随着桩顶荷载的增加，抗拔桩顶产生的位移增加速度与位移均大于抗压桩，这是由于抗压桩的桩端土体经后压浆技术加固的结果，抗压桩在桩端加固土体的约束下产生较小的位移，而在抗压桩与抗拔桩摩擦力均已经发挥到极限的状态下，随着荷载的增大，抗拔桩的摩擦力性质已经改变为滑动摩擦力，桩身受到的约束力只有摩擦力，而抗压桩此时还受到桩端阻力的约束，故抗拔桩桩顶产生位移的速度与位移量大于抗压桩。

(3)从卸荷阶段分析，抗压桩的回弹率要大于抗拔桩的回弹率，这是由于混凝土结构的抗压能力优于抗拉能力，在抗拔桩试验过程中，抗拔桩桩身受到了不可恢复的受拉破坏。

5 结 论

通过桩的抗压与抗拔现场试验分析，可以得出以下结论：

(1)在桩顶承受较小荷载作用下，前期抗压桩与抗拔桩均表现出弹性变形的特性。

(2)在相同工程地质条件下，抗拔桩的承受能力要弱于抗压桩，故考虑抗拔的情况下应以抗拔桩设计。

(3)混凝土桩在桩顶荷载作用下，受压时桩身产生更多的弹性变形，而受拉时由于混凝土的特性，桩身产生更多的是不可恢复的变形。

(4)从抗压试验与抗拔试验结果综合分析可以得出，钻孔灌注桩在经过桩端与桩侧压浆后，其桩体的承载能力得到了提高。

(5)抗压桩与抗拔桩发挥作用的机理相似，均是随着荷载的增加，荷载产生的作用从桩顶向桩端向下发展。

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