王向軍

（華東建筑設(shè)計研究總院 地基基礎(chǔ)與地下工程設(shè)計研究中心，上海 200002）

1 引 言

樁側(cè)注漿抗拔樁作為一種新的抗拔樁類型，通過樁側(cè)注漿改善樁土接觸面的摩擦特性從而提高抗拔承載力，具有較高的推廣應(yīng)用價值[2]。文獻[3]基于試樁試驗成果對樁側(cè)注漿抗拔樁的承載特性開展了初步分析，本文擬對其承載變形特性的分析方法作進一步研究。Geol[4]、孫曉立[5]等將荷載傳遞法應(yīng)用到等截面及擴底抗拔樁的受力及變形分析中，不僅可以求得抗拔樁的極限承載力，還可以得到抗拔樁在不同荷載等級下的變形特性。

荷載傳遞法的準確與否取決于τ-w曲線（樁側(cè)摩阻力與樁土相對位移關(guān)系）的準確與否，目前應(yīng)用較多的τ-w關(guān)系形式主要有雙曲線、拋物線等一些非線性曲線形式，這些τ-w曲線基本上來自試驗實測值，且以室內(nèi)模型試驗或是小尺寸的原位試驗居多，而很少來自現(xiàn)場試樁試驗，將其應(yīng)用到實際工程的計算是存在疑問的。

針對上述情況，將上海虹橋綜合交通樞紐工程的4組試樁試驗的τ-w曲線，以及程明進[1]開展的大型注漿剪切面試驗得到的τ-w曲線分別進行歸一化處理。歸一化方法為:選用極限樁側(cè)摩阻力τult及其相應(yīng)的臨界樁土相對位移 wult作為標(biāo)準化參數(shù)（對于未達到極限狀態(tài)的τ-w曲線，則用當(dāng)前試驗條件下的最大側(cè)摩阻力值和相應(yīng)的樁土相對位移值作為標(biāo)準化參數(shù)）。然后，將所有歸一化后的τ/τult-w/wult數(shù)據(jù)合并到一起，采用雙曲線函數(shù)對其進行擬合，得到一個統(tǒng)一的τ/τult-w/wult雙曲線函數(shù)關(guān)系；最后將該函數(shù)式應(yīng)用到荷載傳遞法中，可對樁側(cè)注漿抗拔樁的承載變形特性進行分析計算。

2 τ-w曲線的歸一化

2.1 現(xiàn)場試樁試驗

上海虹橋綜合交通樞紐項目開展了4組樁側(cè)注漿抗拔樁的現(xiàn)場試樁試驗，試樁樁長均為50.4 m，樁徑為700 mm。每根樁設(shè)置了4道注漿斷面，最底下的注漿斷面距樁端5 m，其余各注漿斷面之間間距為9 m。試樁場地地質(zhì)情況如表1所示。

關(guān)于本次試樁試驗的詳細情況可參考文獻[3]。本文只列出4根試樁的荷載-位移曲線，及在各自試樁試驗后所得到的樁側(cè)各土層的τ-w曲線，見圖1、2。

表1 試樁場地土層性質(zhì)Table 1 Properties of soil layers of test pile site

圖1 試樁荷載-位移曲線Fig.1 Q-S curves of test piles

圖2 各試樁樁側(cè)各土層的τ-w曲線Fig.2 τ-w curves of each layer of every layer types of uplift piles

總體上看，4根樁各土層的τ-w曲線有如下特征:

（1）當(dāng)樁土相對位移較小時，各土層的τ-w曲線呈線性增長，且埋深越深的土層，其增長斜率越大。

（2）當(dāng)樁土相對位移達到5 mm左右時，各土層均出現(xiàn)了非線性現(xiàn)象；埋深較淺的土層比埋深較深的土層更早出現(xiàn)非線性現(xiàn)象。

（3）當(dāng)樁土相對位移達到10～15 mm左右時，淺層土②粉質(zhì)黏土、③淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、④淤泥質(zhì)黏土、⑤1-1粉質(zhì)黏土的τ-w曲線的非線性現(xiàn)象更明顯，甚至出現(xiàn)軟化現(xiàn)象（樁A607、樁A612）；而埋深較深土層⑦1粉砂夾砂質(zhì)粉土、⑦夾粉質(zhì)黏土夾粉砂和⑦2粉細砂的側(cè)摩阻力發(fā)揮到很高的水平，但并未出現(xiàn)達到極限狀態(tài)的跡象。

對圖2中各樁的τ-w曲線進行歸一化，如引言中所述，選用極限樁側(cè)摩阻力τult及其相應(yīng)的臨界樁土相對位移 wult作為標(biāo)準化參數(shù)（若未達到極限狀態(tài)，則用當(dāng)前試驗條件下的最大側(cè)摩阻力值和相應(yīng)的樁土相對位移作為標(biāo)準化參數(shù)，仍記為τult和wult）。表2給出了4根試樁各土層的τult和wult值。

表2 樁側(cè)各土層τult和wultTable 2 Normalized parameters of every soil layer

將圖2中各曲線的縱坐標(biāo)側(cè)摩阻力值除以各自相應(yīng)的標(biāo)準化參數(shù)τult，橫坐標(biāo)樁土相對位移值除以各自相應(yīng)的標(biāo)準化參數(shù) wult，得到歸一化后的樁土τ/τult-w/wult曲線如圖 3 所示。

圖3中可以看出，經(jīng)過前述方法歸一化后，4根試樁各自土層的τ/τult-w/wult曲線雖然沒有完全地歸一化為一條曲線，但基本上還是處于一定的范圍以內(nèi)。各樁中埋深較深土層⑦夾粉質(zhì)黏土夾粉砂和⑦2粉細砂土層的歸一化效果較差，是由于其在當(dāng)前試樁荷載作用下，樁土相對位移較小，側(cè)摩阻力尚未充分發(fā)揮，其歸一化參數(shù)并非真正的極限值所造成的，可以看到其基本上位于45°斜線上。若試樁試驗?zāi)苓_到極限狀態(tài)，收集到各土層的極限標(biāo)準化參數(shù)，其歸一化效果應(yīng)當(dāng)更為理想。

圖3 歸一化τ-w曲線Fig.3 Normalized τ-w curves of soil layers

2.2 大型直剪試驗

程明進[1]開展了模擬樁側(cè)注漿抗拔樁受上拔荷載作用時，樁土相對滑動的大型直剪試驗，得到了對樁土剪切面在進行注漿情況下的剪應(yīng)力與切向相對位移之間的關(guān)系。試驗時在法向施加了3種不同的法向壓力，以模擬不同埋深處土層的剪切位移關(guān)系，試驗結(jié)果如圖4所示。

直剪試驗結(jié)果各曲線的標(biāo)準化參數(shù)如表 2所示。

圖4 大型直剪試驗τ-wFig.4 τ-w curves of large scale direct shear tests

表2 大型剪切面試驗歸一化參數(shù)表Table 2 Normalized parameters of large scale direct shear tests

與2.1節(jié)中對現(xiàn)場試樁試驗結(jié)果進行歸一化處理的方法一致，采用表2中的數(shù)據(jù)對圖3中各圍壓情況下的試驗曲線進行歸一化，結(jié)果如圖5所示。

圖5 大型直剪試驗結(jié)果的歸一化τ-w曲線Fig.5 Normalized τ-w curves of large scale direct shear tests

從圖5可以看出，與現(xiàn)場足尺試驗結(jié)果相比，由于直剪試驗可以人為控制達到極限破壞，因此直剪試驗得到的歸一化效果都比較理想，歸一化后各曲線基本上較為接近。

3 歸一化數(shù)據(jù)的雙曲線擬合及荷載傳遞法的驗證

3.1 歸一化數(shù)據(jù)的雙曲線擬合

從試樁試驗和直剪試驗各自的歸一化曲線形狀看，歸一化后的各τult-wult曲線基本呈雙曲線模式，因而擬考慮采用雙曲線函數(shù)對其進行擬合?？紤]到擬合曲線的準確性，在采用雙曲線擬合時，未考慮圖2中現(xiàn)場足尺試驗中⑦夾粉質(zhì)黏土夾粉砂層，⑦2粉細砂土層的τult-wult曲線數(shù)據(jù)。

首先，將圖3和圖5中的歸一化數(shù)據(jù)合并于圖6。為便于區(qū)別，將各歸一化曲線重繪為散點形式；然后采用雙曲線函數(shù)y =進行擬合，其中雙曲線函數(shù)滿足條件a+b=1。

圖6 歸一化τ-w數(shù)據(jù)點的雙曲線擬合Fig.6 Fitted hyperbolic curve of normalized τ-w data

擬合曲線如圖6所示。擬合后，各土層統(tǒng)一的樁側(cè)土荷載位移關(guān)系可表示為

3.2 荷載傳遞法的驗證

將式（1）運用到荷載傳遞法，對上海虹橋綜合交通樞紐樁側(cè)注漿抗拔樁試樁結(jié)果進行計算。

圖7所示為本文計算方法與實測值的比較。其中樁身軸力分布曲線比較了樁頂上拔荷載分別為1600、3200、5400、8000 kN四種情況，樁側(cè)摩阻力則比較了5400 kN和8000 kN兩種情況。

圖7 荷載傳遞法計算結(jié)果實測值的比較Fig.7 Comparison between calculation results of load transfer method and measured data

從圖7樁頂?shù)腝-S曲線、各級荷載作用下的樁身軸力分布曲線以及樁側(cè)摩阻力分布曲線的比較中可以看出，本文荷載傳遞法計算結(jié)果與試樁實測值是比較接近的。

4 工程應(yīng)用

文獻[1]介紹了上海白玉蘭廣場工程的9根樁側(cè)注漿抗拔樁的現(xiàn)場足尺試驗，試樁有效樁頂埋深為22 m，有效樁長為43 m，樁徑為700 mm。采用4道注漿斷面，最底下的注漿斷面距樁端5 m，其余各注漿斷面之間間距 10 m。采用本文荷載傳遞法，計算的樁頂荷載位移曲線與實測結(jié)果的比較如圖8所示。

圖8 工程案例計算結(jié)果Fig.8 Calculation results of project case

圖8中的實測值為各樁側(cè)注漿抗拔樁實測值的平均值。從圖中可以看出，本文方法計算結(jié)果與實測值之間是比較吻合的，再次表明本文方法可適用于樁側(cè)注漿抗拔樁承載變形特性的計算分析。

5 結(jié) 論

本文基于試樁試驗實測得到的τ-w曲線，對其進行歸一化處理，將其運用到荷載傳遞法中，用以預(yù)測樁側(cè)注漿抗拔樁的承載變形特性。得到如下幾點結(jié)論:

（1）通過背景工程與工程案例的驗證，本文荷載傳遞法計算結(jié)果與工程實測值較為接近，表明將其用于樁側(cè)注漿抗拔樁承載變形能力的計算是可行的，具有一定的工程實用價值。

（2）由于本文方法基于的樣本數(shù)量有限，將來若能收集到足夠多的上海地區(qū)的樁側(cè)注漿抗拔樁實測資料，就可以得到更準確的各土層統(tǒng)一的歸一化τ-w函數(shù)，這樣用荷載傳遞法預(yù)測分析上海地區(qū)樁側(cè)注漿抗拔樁的承載及變形特性的可靠性將大大提高。

[1]程明進. 樁側(cè)后注漿接觸面特性試驗研究與抗拔樁受力變形分析[D]. 上海:同濟大學(xué),2010.

[2]王衛(wèi)東,吳江斌,王向軍. 樁側(cè)注漿抗拔樁的試驗研究與工程應(yīng)用[J]. 巖土工程學(xué)報,2010,32(2):284－289.WANG Wei-dong,WU Jiang-bin,WANG Xiang-jun.Full-scale tests and application of side-grouting uplift piles[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2010,32(2):284－289.

[3]吳江斌,王衛(wèi)東,王向軍. 軟土地區(qū)多種樁型抗拔樁側(cè)摩阻力特性研究[J]. 巖土工程學(xué)報,2010,32(2):93－98.WU Jiang-bin,WANG Wei-dong,WANG Xiang-jun.Side resistance properties of multiple uplift piles in soft soil area[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2010,32(2):284－289.

[4]GEOL S,PATRA N R. Prediction of load displacement response of single piles under uplift load[J]. Geotechnical and Geological Engineering,2007,(25):57－64.

[5]孫曉立,楊敏,莫海鴻. 利用荷載傳遞法計算擴底抗拔樁的位移[J]. 巖土工程學(xué)報,2008,30(12):1815－1820.SUN Xiao-li,YANG Min,MO Hai-hong. Displacement of base-enlarged tension piles caculated by load transfer method[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2008,30(12):1815－1820.