賴兆濤

(福建省建設(shè)工程物探試驗(yàn)檢測中心，福州，350011)

1 工程概況

上杭甕福紫金建設(shè)工程為大型化工企業(yè)的新建項(xiàng)目，位于上杭縣蛟洋鄉(xiāng)梅壩村。主廠房為框架結(jié)構(gòu)，框架上支承大型設(shè)備，框架柱底軸力值較大，采用沖孔灌注樁基礎(chǔ)。建設(shè)場地屬丘陵地貌單元，根據(jù)工程地質(zhì)勘察資料，場地內(nèi)巖土層自上而下依次為素填土、耕土、粉質(zhì)粘土、殘積礫質(zhì)粘性土和風(fēng)化花崗巖。

按設(shè)計(jì)要求，在主廠房區(qū)施打試樁3根，業(yè)主委托福建省建設(shè)工程物探試驗(yàn)檢測中心進(jìn)行單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)和樁身應(yīng)力應(yīng)變測試。試樁樁徑1 m，鋼筋籠主筋20根，直徑16 mm的二級(jí)鋼，樁混凝土強(qiáng)度C40，充盈系數(shù)1.07～1.09，樁長39～42 m，樁端進(jìn)入中風(fēng)化花崗巖0.5 m，單樁最大試驗(yàn)荷載12 000 kN。

試驗(yàn)?zāi)康氖峭ㄟ^靜載試驗(yàn)檢測試樁的抗壓承載力，并獲得在逐級(jí)加載過程中樁頂?shù)某两禂?shù)據(jù)。通過在樁身埋設(shè)鋼筋應(yīng)力計(jì)對(duì)樁身的應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行測試分析，以確定樁身分層側(cè)摩阻力分布及樁端阻力的性狀，合理確定樁的承載力，為該工程優(yōu)化樁基設(shè)計(jì)和施工工藝流程提供依據(jù)。

2 測試原理和測試儀器

單樁抗壓靜載試驗(yàn)采用混凝土塊壓重平臺(tái)反力裝置，按提供的反力不小于最大試驗(yàn)荷載的1.2倍，配置主、次梁和混凝土塊；試驗(yàn)荷載由安裝在樁頂?shù)?臺(tái)6 300 kN級(jí)油壓千斤頂逐級(jí)加載，壓力由連接于油泵上方的壓力傳感器直接測定；樁頂沉降由對(duì)稱方向安裝的4個(gè)位移傳感器測讀。在反力平臺(tái)安裝之前，采用碎石換填對(duì)壓重平臺(tái)的地基進(jìn)行加固處理，使荷載能均衡分布，提高反力裝置的承載能力，確保試驗(yàn)安全。

3根試樁設(shè)計(jì)最大加載量均為12 000 kN，荷載等級(jí)分為10級(jí)，采用慢速維持荷載法加載。對(duì)于端承型的大直徑樁，若樁身無明顯缺陷，樁底沉渣控制在設(shè)計(jì)要求以內(nèi)，其靜載試驗(yàn)的Q-s曲線一般表現(xiàn)為緩變形，沒有明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，且樁頂累計(jì)沉降量不大。根據(jù)靜載試驗(yàn)Q-s曲線確定大直徑樁的抗壓承載力時(shí)，對(duì)緩變型曲線，可取s等于0.05D(D為樁端直徑)對(duì)應(yīng)的荷載為極限承載力，當(dāng)樁的抗壓承載力未達(dá)極限時(shí)，宜取最大加載值為極限承載力值。對(duì)陡降型Q-s曲線，應(yīng)取發(fā)生明顯陡降起始點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載值為極限承載力[1]。

樁側(cè)摩阻力測試原理[2]。

(1)幾個(gè)假定：同一截面鋼筋與混凝土的變形協(xié)調(diào)；樁身混凝土全長彈性模量相同；位于樁頂以下1.5 m處的J1截面所受軸力與靜載試驗(yàn)的加載量相同。

(2)樁身混凝土彈性模量(Ecij)的確定。將J1截面作為標(biāo)定截面(i=1)，量測該截面鋼筋應(yīng)力計(jì)在包括預(yù)壓的各級(jí)荷載作用下頻率變化值，用此推算各載荷等級(jí)下鋼筋應(yīng)變(εs1j)，由于假定混凝土與鋼筋協(xié)同受力，不出現(xiàn)裂縫，故混凝土應(yīng)變?chǔ)與1j=εs1j，由此可以算出各載荷等級(jí)下樁身混凝土的彈性模量(Ec1j)。利用鋼筋應(yīng)變(εs1j)與樁身混凝土的彈性模量(Ec1j)的2組數(shù)據(jù)可以擬合出二者之間的關(guān)系曲線，根據(jù)其余各截面在各載荷等級(jí)下鋼筋應(yīng)變平均值(εsij)，再通過關(guān)系曲線可以得到各截面在各載荷等級(jí)下的樁身混凝土彈性模量(Ecij)。

(3)某一量測截面在第i級(jí)荷載下的樁身軸力(Pij)計(jì)算公式

Pij=Ecij·Acij·εcij·Esij·Asij·εsij

(1)

式中：Pij、Ecij、Esij、Acij、Asij、εcij、εsij分別為試樁某一截面在第i級(jí)荷載下的樁身軸力、混凝土彈性模量、鋼筋彈性模量、截面處混凝土面積、鋼筋總面積、混凝土應(yīng)變和鋼筋應(yīng)變。

(4)鋼筋應(yīng)力計(jì)受力的計(jì)算公式

(2)

εsij=Psij/(Es·Asi)

(3)

式中：Psij—第i量測截面處在j級(jí)荷載下應(yīng)力計(jì)所受軸向力；Fij—第i量測截面處在j級(jí)荷載下實(shí)測頻率值；Fi0—初始頻率值；k—應(yīng)力計(jì)標(biāo)定系數(shù)；Asi—應(yīng)力計(jì)面積。

(5)樁側(cè)摩阻力(fij)計(jì)算公式

(4)

式中：fij—第i截面至i+1截面之間在第j級(jí)荷載量下的樁側(cè)摩阻力(按均布計(jì)算)；Pij為i截面在j級(jí)荷載量下的軸力；Ai為i截面至i+1截面之間的樁側(cè)面積。

樁側(cè)摩阻力測試采用GJ-16型振弦式鋼筋應(yīng)力計(jì)，布置于不同性質(zhì)土層(殘積礫質(zhì)粘性土、全風(fēng)化花崗巖、砂土狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖、碎塊狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖和中風(fēng)化花崗巖)的界面處，對(duì)厚度較大的砂土狀強(qiáng)風(fēng)化層則增加量測截面。SZ1、SZ2和SZ3分別布置7個(gè)、7個(gè)和6個(gè)量測截面，每個(gè)量測界面設(shè)3只鋼筋應(yīng)力計(jì)(基本呈120°對(duì)稱布置)，其中第一個(gè)量測界面位于樁頂下約1.5 m，用作混凝土彈性模量的標(biāo)定。由于試樁僅進(jìn)入中風(fēng)化花崗巖0.5 m，其端阻力值近似等于樁底部量測截面的樁身軸力，因此未在樁底埋設(shè)壓力盒。

鋼筋應(yīng)力計(jì)采用綁扎法固定在鋼筋籠內(nèi)側(cè)，并與樁身縱軸線平行。在靜載試驗(yàn)加載前，先用頻率計(jì)量測各鋼筋應(yīng)力計(jì)的初始頻率Fi0，測讀時(shí)間與樁頂沉降測讀時(shí)間同時(shí)進(jìn)行。

3 測試結(jié)果與分析

3.1 試樁Q-s曲線

SZ1、SZ2、SZ3 3根試樁設(shè)計(jì)最大加載量均為12 000 kN，荷載等級(jí)分10級(jí)，分級(jí)荷載為1 200 kN。根據(jù)抗壓靜載試驗(yàn)數(shù)據(jù)，繪制出3根試樁的Q-s曲線(圖1～3)。

圖1 SZ1樁靜載試驗(yàn)Q-s曲線圖Fig.1 Q-s curve of static load test of SZ1 pile

SZ1樁試驗(yàn)荷載加至4 800 kN時(shí)，沉降量為5.45 mm，穩(wěn)定時(shí)間為2.0 h；荷載加至6 000 kN時(shí)，沉降量為24.63 mm，2級(jí)累計(jì)沉降量為35.67 mm，穩(wěn)定時(shí)間4.5 h；繼續(xù)施加荷載7 200 kN時(shí)，樁頂沉降迅速增大，僅觀測40 min，沉降量已達(dá)58.53 mm，3級(jí)累計(jì)沉降達(dá)94.20 mm，且無法穩(wěn)定，故終止加載，最終壓力穩(wěn)定在6 320 kN附近。卸載至零后，回彈值4.16 mm，回彈率僅4.42 %。說明在試驗(yàn)過程中，樁周土體已破壞，取Q-s曲線明顯陡降段的起點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的荷載6 000 kN為SZ1樁的單樁豎向抗壓極限承載力。

SZ2樁和SZ3樁的Q-s曲線呈緩變型，累計(jì)沉降較小。試驗(yàn)荷載加至設(shè)計(jì)最大加載量12 000 kN時(shí)，樁頂累計(jì)沉降分別為15.36 mm和12.63 mm，均小于0.05D。荷載卸至零后殘余沉降分別為9.04 mm和5.13 mm，回彈率達(dá)41.14 %和59.38 %。試驗(yàn)結(jié)果表明其樁周土阻力未充分發(fā)揮，SZ2樁和SZ3樁均未達(dá)到極限承載狀態(tài)，當(dāng)由沉降控制承載力時(shí)，其承載能力遠(yuǎn)大于12 000 kN。

圖2 SZ2樁靜載試驗(yàn)Q-s曲線圖Fig.2 Q-s curve of static load test of SZ2 pile

圖3 SZ3樁靜載試驗(yàn)Q-s曲線圖Fig.3 Q-s curve of static load test of SZ3 pile

圖4 SZ1樁身軸力分布曲線圖Fig.4 Axial force distribution curve of SZ1 pilebody

3.2 樁身軸力分布曲線

從3根試樁的軸力分布曲線(圖4～6)可以看出，樁頂受豎向荷載后，樁身壓縮而向下位移，樁側(cè)表面受到土的向上摩阻力，樁身荷載通過發(fā)揮出來的側(cè)摩阻力傳遞到樁周土層中，從而使樁身軸力隨著深度遞減。隨著上部荷載的增加，各截面樁身軸力逐步增加，且荷載的傳遞深度也逐漸加深。

SZ2樁、SZ3樁在各級(jí)荷載下，樁身軸力隨深度逐漸減小，在不同的土層中遞減速率不同。在最大試驗(yàn)荷載12 000 kN時(shí)，樁端阻力約占樁頂荷載的37%，且端阻力還在繼續(xù)發(fā)揮，具有摩擦端承樁的性質(zhì)。SZ1樁在樁頂荷載為4 800 kN時(shí)，其側(cè)阻力已充分發(fā)揮，下一級(jí)荷載下樁身軸力遞減速率變化不大。

圖5 SZ2樁身軸力分布曲線圖Fig.5 Axial force distribution curve of SZ2 pilebody

圖6 SZ3樁身軸力分布曲線圖Fig.6 Axial force distribution curve of SZ3 pilebody

3.3 樁側(cè)摩阻力分布曲線

從樁側(cè)摩阻力隨樁頂荷載變化關(guān)系曲線(圖7～9)可以看出，隨著樁頂荷載增加，樁土相對(duì)位移加大，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮得更為充分。

SZ1樁因樁底存在較厚沉渣，導(dǎo)致端阻力、側(cè)阻力有較大的損失。在樁頂荷載為4 800 kN時(shí)，樁頂沉降達(dá)11.04 mm，樁側(cè)各土層側(cè)摩阻力已充分發(fā)揮。在樁頂荷載增加到6000 kN后，各土層側(cè)阻力未增加，一些樁段甚至有下降的趨勢(shì)，所增加的荷載均由端阻力承擔(dān)。繼續(xù)施加下一級(jí)荷載時(shí)，SZ1樁體發(fā)生刺入破壞，Q-s曲線發(fā)生陡降，累計(jì)沉降達(dá)94.20 mm，且無法穩(wěn)定，最終樁頂荷載穩(wěn)定在6 320 kN，此時(shí)端阻力已完全發(fā)揮，其值約2 030 kPa。

圖7 SZ1樁側(cè)摩阻力分布曲線圖Fig.7 Curve of lateral friction resistance of SZ1 pile

SZ2樁在J1～J2樁段內(nèi)，樁頂荷載為9 600 kN時(shí)，樁側(cè)摩阻力增加已明顯趨緩。達(dá)到最大加載量12 000 kN時(shí)，其側(cè)阻增加很小，該曲線段呈平緩狀。說明樁頂荷載為9 600 kN、樁頂沉降達(dá)9 mm時(shí)，樁側(cè)摩阻力已充分發(fā)揮，之后基本穩(wěn)定在51 kPa。在樁頂最大荷載12 000 kN作用下，J1～J2、J2～J3、J3～J4、J4～J5樁段土層側(cè)摩阻力已充分發(fā)揮，而J5～J6、J6～J7樁段土層側(cè)阻仍在增加之中，尚未完全發(fā)揮。因中風(fēng)化嵌巖段僅0.5 m，J7量測截面已接近樁底， 其截面樁身軸力近似等于試樁的樁端阻力，由SZ2樁側(cè)摩阻力曲線中可以看出，隨著樁頂荷載增加，樁端阻力也在持續(xù)增加，樁頂荷載達(dá)到最大加載量12 000 kN時(shí)，J7截面樁身軸力為4 357 kN，樁端阻力5 550 kPa，由此推斷樁端與持力層粘接較好，端阻力未充分發(fā)揮。

SZ3樁在樁頂最大荷載12 000 kN作用下，J1～J2、J2～J3、J3～J4樁段土層側(cè)摩阻力已充分發(fā)揮，J4～J5樁段側(cè)摩阻力接近充分發(fā)揮，J5～J6樁段側(cè)摩阻力未充分發(fā)揮，而樁端阻力亦未完全發(fā)揮。

圖8 SZ2樁側(cè)摩阻力分布曲線圖Fig.8 Curve of lateral friction resistance of SZ2 pile

圖9 SZ3樁側(cè)摩阻力分布曲線圖Fig.9 Curve of lateral friction resistance of SZ3 pile

3.4 原因分析

樁的豎向承載力由2個(gè)因素決定。一是樁身的材料強(qiáng)度，即樁身質(zhì)量；二是地基的強(qiáng)度，即地基土對(duì)樁的支承能力。這2個(gè)因素都制約著樁的豎向承載力[3]。SZ1、SZ2和SZ3等3根試樁的施工工藝相同，樁長接近，樁周土性質(zhì)一致，SZ1樁的承載能力卻遠(yuǎn)低于另外2根試樁，故應(yīng)從樁身質(zhì)量和樁周土的性狀加以分析。

為取得動(dòng)載、靜載對(duì)比資料和積累工程檢測經(jīng)驗(yàn)，在靜載試驗(yàn)前，對(duì)3根試樁進(jìn)行了高應(yīng)變法檢測，檢測結(jié)果表明3根試樁的樁身完整。其中SZ1樁的高應(yīng)變實(shí)測曲線(圖10)中發(fā)現(xiàn)，SZ1樁端處速度曲線呈明顯正向反射，而承載力曲線為負(fù)向反射，與中風(fēng)化花崗巖持力層的性狀不符，而試樁進(jìn)行過原位地質(zhì)勘探，施工資料記錄該樁已進(jìn)入中風(fēng)化0.5 m，所以判斷樁底存在較厚沉渣。通過進(jìn)一步了解SZ1樁施工情況，得知該樁施工過程正常，但在鋼筋籠下籠結(jié)束2次清孔后，因道路原因混凝土無法運(yùn)抵現(xiàn)場，在等待近50 h后，才開始澆注樁身混凝土，當(dāng)時(shí)未再次清孔，造成孔底沉渣加厚。

圖10 SZ1樁高應(yīng)變實(shí)測曲線圖Fig.10 High strain measurement curve of SZ1 pile

有關(guān)試驗(yàn)表明，沉渣的“軟墊效應(yīng)”導(dǎo)致樁在相同樁頂荷載下沉降量比正常樁加大，使樁端土承載力在允許的樁頂沉降下難以充分發(fā)揮，樁端阻力發(fā)揮受沉渣強(qiáng)度控制。同時(shí)造成樁側(cè)摩阻力損失，沉渣越厚，側(cè)阻力損失越大；受沉渣影響，單樁承載力損失最大可達(dá)70%以上[4]。 在靜載試驗(yàn)中，SZ1樁的破壞方式以樁的“刺入破壞”為主，Q-s曲線發(fā)生陡降，其端阻力、側(cè)阻力的損失可在最大試驗(yàn)荷載下樁周土阻力匯總表(表1)中進(jìn)行對(duì)比分析。表1顯示，SZ1樁中上部土層的極限側(cè)阻力值僅為SZ2樁、SZ3樁中上部同性質(zhì)土層的50%左右，而SZ1樁中下部土層的極限側(cè)阻力值應(yīng)低于SZ2樁、SZ3樁的50%，因SZ2樁、SZ3樁中下部土層側(cè)阻未充分發(fā)揮，無法統(tǒng)計(jì)出具體比值。在允許的樁端沉降下，SZ1的端阻僅為2 030 kPa，若清底干凈，樁端與中風(fēng)化花崗巖持力層粘接良好，極限端阻力可達(dá)12 000 kPa以上。

表1最大試驗(yàn)荷載下樁周土阻力匯總
Table1Summaryofpilesoilresistanceofmaximumtestload

4 結(jié)語

(1)3根試樁的靜載試驗(yàn)和樁側(cè)摩阻力測試結(jié)果，符合荷載的傳遞機(jī)理和樁周土阻力發(fā)揮的規(guī)律。SZ2、SZ3 2根試樁測試與分析結(jié)果表明，在最大試驗(yàn)荷載12 000 kN作用下，樁頂累計(jì)沉降較小，樁身中上部土層側(cè)摩阻力得到充分發(fā)揮，下部土層側(cè)摩阻力和端阻力未充分發(fā)揮，具有較大潛力。測試結(jié)果可作為工程優(yōu)化樁基設(shè)計(jì)的參考，盡可能發(fā)揮樁周土層阻力，以達(dá)到基礎(chǔ)工程質(zhì)量可靠，經(jīng)濟(jì)合理。

(2) SZ1樁因樁底沉渣較厚，造成樁側(cè)阻力、端阻力損失，其抗壓極限承載力僅為6 000 kN。工程樁基應(yīng)嚴(yán)格按規(guī)范和設(shè)計(jì)要求進(jìn)行施工，加強(qiáng)現(xiàn)場管理，特別注重下籠后灌注樁身混凝土前的2次清孔工序，必須清孔干凈。建議增加樁底后注漿工藝，以消除樁底沉渣影響，提高樁的承載能力。

(3) 因考慮SZ1樁的長徑比較大，故未采用鉆芯法對(duì)樁端下的持力層性狀作進(jìn)一步對(duì)比驗(yàn)證。

1 JGJ 106—2014 建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范.

2 樁基工程手冊(cè)編委會(huì).樁基工程手冊(cè).北京:中國建筑工業(yè)出版社，1995.

3 劉金礪.樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)計(jì)算.北京:中國建筑工業(yè)出版社，1990.

4 劉俊龍.大口徑灌注樁豎向承載力的影響因素及其評(píng)價(jià).工程勘察，2001(2).