閆楠，白曉宇，水偉厚，張明義，廖天輝

?

大直徑超長沖孔灌注樁豎向抗壓承載特性原位測試研究

閆楠1, 2，白曉宇3，水偉厚4，張明義3，廖天輝5

(1. 中國海洋大學海洋環(huán)境與生態(tài)教育部重點實驗室，山東青島，266100；2. 中國海洋大學環(huán)境科學與工程學院，山東青島，266100；3. 青島理工大學土木工程學院，山東青島，266033；4. 現(xiàn)代建筑設計集團上海申元巖土工程有限公司，上海，200040；5. 青島鼎林置業(yè)有限公司，山東青島，266555)

以廣東某石油倉儲工程為依托，通過8 MN?m能級強夯處理陸域回填區(qū)和海域回填區(qū)，對陸域試夯區(qū)和海域試夯區(qū)分別進行3根超長沖孔灌注樁單樁豎向抗壓大噸位載荷試驗及樁身力學測試。根據(jù)超長沖孔灌注樁實測數(shù)據(jù)探討超長灌注樁的荷載傳遞機理和豎向承載特性。研究結(jié)果表明：試樁荷載?沉降(?)曲線為緩變型，樁頂殘余沉降量均在49%以上，樁頂回彈率介于20.4%~50.6%之間；極限荷載作用下，6根試樁表現(xiàn)出摩擦樁或端承摩擦樁的特性，樁端承載力只占總荷載很小一部分，陸域3根試樁為6%~34%，海域3根試樁為16%~35%；樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的發(fā)揮具有異步性，荷載主要由樁側(cè)摩阻力承擔。經(jīng)過強夯處理淺層地基，樁側(cè)摩阻力峰值發(fā)生在樁體中上部或淺部土層，即距樁頂(0.14~0.47)倍樁長的位置；部分土層的極限側(cè)摩阻力較現(xiàn)行規(guī)范提供的設計側(cè)阻力偏大；海域試樁比陸域試樁樁端阻力發(fā)揮更充分。

超長沖孔灌注樁；靜荷載試驗；樁身軸力；樁側(cè)摩阻力；樁端阻力

近年來，隨著高層建筑、大型構(gòu)筑物的不斷興建，上部結(jié)構(gòu)荷載逐漸增大，同時對沉降的控制更加嚴格，鉆(沖)孔灌注樁得到了廣泛的應用。鉆(沖)孔灌注樁由于其施工簡便、承載性能良好，施工機械的不斷改進，樁的長度也越來越大，特別是深長樁的應用越來越廣泛[1?2]，工程中一般把樁長＞50 m或長徑比/＞100的灌注樁定義為超長灌注樁[3?6]，一般認為，超長樁的樁側(cè)摩阻力承擔著絕大部分的荷載，樁端阻力很小，這樣，超長樁的承載能力就非常高，變形量主要集中在樁身。大直徑灌注樁(≥800 mm[7])因其具有諸多技術優(yōu)勢[8]更加受到工程界的青睞。大直徑灌注樁增大了樁身與土體的接觸面積，增強了摩擦效應，而且樁端截面的增大使端阻力在持力層得到充分的發(fā)揮。關于大直徑超長鉆(沖)孔灌注樁的相關研究引起了人們越來越多的關注。但是，目前對大直徑超長鉆(沖)孔灌注樁的承載性能、荷載傳遞性狀的理論研究遠落后于工程實際應用，多采用一般的樁基理論進行分析。一般的樁基理論并沒有考慮長徑比對豎向承載力的影響，通常認為樁徑越大、樁長越長，承載力越高，但大量試驗研究表明，樁身長徑比對超長灌注樁樁端阻力的發(fā)揮及樁基破壞模式影響較大。此外，側(cè)摩阻力在大直徑超長鉆孔灌注樁中的研究是個難點，大直徑超長樁的側(cè)摩阻力遠先于樁端阻力的發(fā)揮，且端阻力往往難以達到極限。一般樁基理論對于極限承載力的計算往往是假定樁側(cè)摩阻力和樁端阻力同時達到極限狀態(tài)，并沒有將二者分離出來研究[4?6, 9?11]。因此，迫切需要對大直徑超長鉆(沖)孔灌注樁進行專門的試驗和理論研究，掌握其承載特性及荷載傳遞規(guī)律，以滿足工程實踐的需要。為進一步了解大直徑超長沖孔灌注樁的承載機理，探討較為合理的設計計算方法，本文作者結(jié)合廣東某石油倉儲工程，通過大噸位堆載對超長灌注樁進行破壞性試驗。根據(jù)試樁測試結(jié)果，進一步研究廣東軟土地區(qū)大直徑超長沖孔灌注樁的豎向承載性狀，以期獲取必要的設計參數(shù)，為同類地區(qū)超長灌注樁的理論分析和工程應用提供參考。

1 場地概況

場地分為陸域與海域2個部分。陸域回填料主要由中風化花崗巖碎石、塊石堆積而成，結(jié)構(gòu)松散，鉆進非常困難；海域回填料主要為全風化—強風化花崗巖塊石、碎石、礫石、粗砂堆積而成。整個地勢較平坦，場地相對標高5.22~5.88 m，平均標高5.59 m，地表相對高差0.66 m。根據(jù)勘察報告，本場地主要由新近人工填土()層、第四系海陸交互相沉積()層和燕山期花崗巖()構(gòu)成。土層厚度及標高如表1所示。

表1 土層厚度及標高

由于碎石土是新近填筑的，如果直接采用樁基，而不經(jīng)過強夯處理，負摩阻力將占單樁承載力的60%~70%，很不經(jīng)濟。場地經(jīng)過8 MN·m能級強夯處理后，地基承載力有一定程度提高，試夯后陸域3個平板載荷試驗點和海域3個平板載荷試驗點加載至500 kPa未出現(xiàn)破壞，荷載?沉降(?)曲線呈緩變形，?lg曲線未出現(xiàn)明顯彎折(為加載時間)，地基承載力特征值均為250 kPa，壓縮模量超過24 MPa(除陸域1個檢驗點壓縮模量為17 MPa外)，且地基土的均一性較好。經(jīng)超重型動力觸探試驗，陸域試夯區(qū)和海域試夯區(qū)有效加固深度在8.5 m。經(jīng)瑞雷波試驗判定，陸域試夯區(qū)強夯有效加固深度為8.0~11.0 m，海域試夯區(qū)強夯有效加固深度為8.0 m左右，與超重型動力觸探試驗獲得的有效加固深度結(jié)果相對應。但是8 MN·m能級強夯的影響深度有限，且在地基壓縮層范圍內(nèi)存在軟弱土夾層。只進行強夯處理后的地基承載力無法滿足油罐對地基的要求[12]。為了滿足油罐對地基的要求，采用8 MN·m能級強夯處理淺層地基，使淺層回填土層的密實度提高，在此基礎上采用沖孔灌注樁，降低負摩阻力，提高沖孔灌注樁的側(cè)摩阻力，解決不均勻沉降問題。

2 試樁概況及樁身完整性檢測

2.1 試樁概況

本次試樁分為2組，在陸域和海域各1組[12]，沖孔灌注樁為摩擦端承樁，直徑為1 200 mm，每組3根，共6根(TP1~TP6)，呈三角形布置，每組試樁樁間距4.5 m?；炷翉姸鹊燃墳镃35，水灰比不宜大于0.45，抗?jié)B等級不應低于S8，鋼筋混凝土保護層厚度不應小于55 mm。單樁豎向承載力特征值估算為9 MN。樁體全截面進入中風化花崗巖的條件為≥1.5(為樁徑)，表2所示為整個試樁參數(shù)統(tǒng)計表。本次灌注樁平均施工周期為12 d/根，試驗時在試樁中埋設鋼弦式鋼筋應力計。

表2 試樁參數(shù)

2.2 試樁超聲波、低應變、鉆孔取芯檢測結(jié)果

本次大直徑超長灌注樁豎向抗壓承載性能研究采用超聲波、低應變、鉆孔取芯方法得到實際樁長、樁徑、樁身完整性、樁底沉渣及樁身強度等信息。

根據(jù)超聲波、低應變檢測結(jié)果，6根試樁除TP3為II類樁外，其余試樁均為I類樁，樁身無明顯缺陷。

根據(jù)鉆芯取芯結(jié)果來看，樁身總體完整性較好。TP3樁頭淺部2.24~2.80 m夾砂夾泥，TP6樁頭部分有溝槽，局部有小蜂窩和流槽。根據(jù)鉆芯芯樣可以看出：樁身混凝土與樁端基巖膠結(jié)較好，未發(fā)現(xiàn)有沉渣。對樁頭、樁端、基巖和蜂窩等部位混凝土共取樣6組進行抗壓強度試驗，完整性巖芯和基巖抗壓強度均不小于30 MPa；飽和巖石試樣抗壓強度不小于60 MPa；含蜂窩混凝土巖芯抗壓強度不小于22 MPa，按蜂窩最小抗壓強度計算，樁身強度控制的單樁抗壓承載力不小于25.56 MN。

根據(jù)以上檢測結(jié)果可知：6根試樁樁身完整、樁身強度、樁長、樁徑符合規(guī)范及設計要求，其研究結(jié)果可代表正常工程樁承載性能。

3 堆載法單樁豎向抗壓靜載荷試驗

3.1 試驗方法

本次最大試驗荷載很大，試驗采用堆載–反力梁體系加載。試驗采用慢速維持荷載法進行加載，試驗最大加荷量為24.0 MN，樁頂沉降量通過對稱設置的4個百分表量測。測讀時間、終止試驗條件以及試樁極限承載力的確定均按照規(guī)范[7, 13]執(zhí)行。

3.2 抗壓靜載試驗結(jié)果

荷載?沉降(?)曲線從宏觀上反映了樁受荷后的荷載傳遞性狀、樁–土相互作用規(guī)律及樁受荷破壞模式，因此對?曲線的分析有助于對樁承載性狀的總體把握，試驗區(qū)陸域和海域6根試樁?曲線如圖1所示。

1—TP1; 2—TP2; 3—TP3; 4—TP4; 5—TP5; 6—TP6

陸域與海域各試樁靜載試驗最大加載量、樁頂沉降量、回彈量、卸載后的殘余沉降、回彈率及殘余沉降占沉降總量比例的統(tǒng)計值見表3。陸域試樁TP1和TP2的長徑比均為53.75，海域試樁TP4，TP5和TP6的長徑比分別為57.08，58.42和57.50，各試樁的長徑比相當，樁徑相同。由表3可見：樁頂殘余沉降量均在49%以上，最大的樁頂殘余沉降達79.6%，樁頂回彈率介于20.4%~50.6%之間，超長樁的彈性工作特性不明顯，并且樁身具有明顯的可壓縮性。徐先坤等[6]對上海軟土地區(qū)超長灌注樁豎向承載性能實測研究發(fā)現(xiàn)，在豎向壓力作用下，超長灌注樁樁身壓縮量占總沉降量的94%，樁端沉降量占總沉降量的6%。

由圖1和表3可以看出：當荷載較小時，與為線性關系，隨著荷載的增大，沉降速率也逐漸增大，?曲線逐漸變?yōu)榉蔷€性。其中，TP3在加載到第10級(24.00 MN)后沉降迅速增大，其單級沉降量大于前一級沉降量的5倍，且?曲線出現(xiàn)陡降，?lg曲線尾部明顯向下彎曲，其總沉降超過40 mm，按規(guī)范[7]確定TP3單樁豎向抗壓極限承載力為21.60 MN，單樁豎向抗壓承載力特征值為10.80 MN；TP5加載到最后9級(21.60 MN)時，由于總沉降量過大(可能為樁底沉渣較厚引起)而終止試驗，總沉降量超過60 mm，?曲線未出現(xiàn)陡降，但?lg曲線尾部明顯向下彎曲，根據(jù)規(guī)范[7]，按=60 mm對應的荷載確定極限承載力為21.38 MN；其余4根試樁在最大荷載作用下均未破壞，?曲線呈緩變型，無陡降段，總沉降量較小，且小于40 mm，為典型的抗壓靜載試驗曲線，按規(guī)范[7]確定單樁豎向抗壓承載力極限值為24.00 MN，單樁豎向抗壓承載力特征值為12.00 MN。

表3 抗壓靜載試驗結(jié)果

陸域3根試樁(TP1，TP2和TP3)與海域3根試樁(TP4，TP5和TP6)單樁豎向抗壓極限承載力特征值極差分別不超過平均值的30%，故陸域試樁單樁豎向抗壓承載力特征值為3根試樁單樁豎向抗壓承載力特征值的平均值，即為11.60 MN；同樣海域試樁單樁豎向抗壓承載力特征值為11.56 MN。單樁豎向抗壓承載力特征值滿足設計(9 MN)要求。

4 大直徑超長樁承載特性分析

4.1 鋼筋計布置

為了尋求樁身荷載傳遞特性，測定加載過程中樁身軸力、樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的變化與分布情況，探討樁和土之間相互作用關系，在靜載荷試驗過程中，對TP1~TP6進行了樁端及樁身內(nèi)力測試，即分別在每根試樁的樁側(cè)主要土層交界面處埋設鋼筋應力計，以便計算不同土層的樁側(cè)摩阻力。對于同一土層厚度超過10.0 m時，在土層中間增設測試斷面。每個斷面采用2只鋼筋計，對稱布置，以有效補償，并提高測試精度。加載前，經(jīng)試測驗證，應變計的成活率約為75%。

根據(jù)試樁地層情況，2個試樁區(qū)鋼筋應力計埋設截面以TP1為例，如圖2所示。埋設時，在指定位置斷開主筋，用鋼筋計替換。導線隨鋼筋籠主筋引至地面。應力計連接桿直徑與鋼筋主筋相同，在埋設位置截斷主筋用鋼筋應力計置換。應力計導線在鋼筋籠內(nèi)用鋼絲或束線統(tǒng)一固定在主筋側(cè)面上，引出地面，在頂部用軟包扎進行保護，避免施工破壞。

單位：m

4.2 樁身軸力隨荷載變化分布特性

在加載過程中，使DP?YT?DSY?406A頻率讀數(shù)儀在樁頂位移測試時刻記錄鋼筋計的讀數(shù)，可根據(jù)每次測得的頻率數(shù)值計算出量測點的應力[14]。

靜載試驗加載過程中6根試樁在分級荷載作用下樁身軸力分布曲線如圖3所示。

(a) TP1; (b) TP2; (c) TP3; (d) TP4; (e) TP5; (f) TP6

從圖3可以看出：6根試樁均屬于摩擦樁或端承摩擦樁，試樁樁身軸力隨深度增加而減小，隨荷載增加而增大，其承載力大部分由樁側(cè)摩阻力提供，證實了?曲線的判定結(jié)果。同時隨著荷載增大，樁身軸力分布的曲線形態(tài)逐漸趨同，主要由于樁側(cè)摩阻力隨荷載增加逐步趨于穩(wěn)定，樁端中風化巖層壓縮變形開始增加，樁身整體沉降逐漸增大。在各級荷載作用下，位于樁端處的樁身軸力均衰減很多，說明在軟土地區(qū)大直徑超長灌注樁的端阻力作用較小，樁頂荷載絕大部分由樁側(cè)摩阻力承擔，同時也說明樁側(cè)摩阻力一般先于樁端阻力發(fā)揮作用，即對于超長樁，樁端的阻力發(fā)揮具有明顯的滯后性。

在最大荷載作用下，陸域3根試樁TP1，TP2和TP3的樁端反力分別為1.376，8.203和1.387 MN，分別占各自極限承載力(24.00，24.00和21.60 MN)的5.7%，34.2%和6.4%。試驗結(jié)果表明：陸域3根試樁樁身軸力隨著荷載增加逐漸發(fā)揮，但每根試樁分布規(guī)律非常一致，從總趨勢來看，試樁上部的樁身軸力衰減較慢，中部的衰減較快，下部的衰減趨于平緩。TP1在0~48.0 m范圍內(nèi)樁身軸力變化較明顯，48.0 m以下軸力較小，端阻發(fā)揮很?。籘P2隨著深度的增加而樁身軸力逐漸變小，端阻也逐漸發(fā)揮出來；TP3在0~ 21.0 m范圍內(nèi)樁身軸力變化較明顯，而在21.0~63.2 m范圍內(nèi)隨著深度的增加軸力基本維持不變，端阻遠未發(fā)揮。

在最大荷載作用下，海域3根試樁TP4，TP5和TP6的樁端反力分別為3.770，7.582和6.290 MN，分別占各自極限承載力(24.00，21.38和24.00 MN)的15.7%，35.5%和26.2%。試驗結(jié)果表明：海域3根試樁樁身軸力隨著荷載增加，樁身軸力不斷增大。由于樁側(cè)摩阻力的作用，樁身軸力從樁頂?shù)綐抖酥饾u衰減，從總趨勢看，與陸域試樁相同，即上部的樁身軸力衰減較慢，中部的衰減較快，下部的衰減趨于平緩，其衰減快慢反映了樁側(cè)摩阻力作用的大小。同時在各級荷載條件下，樁身軸力到樁端處均衰減很多，即TP4在0~35.5 m范圍內(nèi)樁身軸力變化較明顯，而在35.5 m以下范圍內(nèi)隨著深度的增加變化較小，端阻力也逐漸發(fā)揮出來；TP5在前幾級荷載下端阻力發(fā)揮不明顯，最后一級荷載(21.60 MN)作用下，端阻力突然增大，這與?曲線變化一致，即最后一級荷載作用下TP5沉降較大；TP6的變化趨勢和曲線形態(tài)和TP2相同。

4.3 樁身側(cè)摩阻力隨荷載變化分布特性

鋼筋計在埋設前先進行標定，在靜態(tài)逐級加載過程中，荷載通過樁身向下逐層傳遞到樁周土體，樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮使得樁身軸力隨深度逐漸減小。通過兩相鄰斷面的樁身軸力差就可以求得兩斷面間平均側(cè)摩阻力，即

式中：q為第層土的平均側(cè)摩阻力；N和N?1分別為第層土上、下面樁身軸力；h為第層土的厚度；p為樁身截面周長。本文試樁TP1~TP6樁周土平均側(cè)摩阻力分布如圖4所示。

(a) TP1; (b) TP2; (c) TP3; (d) TP4; (e) TP5; (f) TP6

荷載/MN: 1—4.80; 2—7.20; 3—9.60; 4—12.00; 5—14.40; 6—16.80; 7—19.20; 8—21.60; 9—24.00

圖4 試樁側(cè)摩阻力分布圖

Fig. 4 Curves of lateral friction resistance of testing piles

樁側(cè)摩阻力與樁土間的相對位移、作用在樁側(cè)表面的水平應力、剛度比、土的性質(zhì)及樁的幾何參數(shù)(長度、直徑和剛度)等有關[15?16]。當樁頂荷載較小時，樁土相對位移較小，樁側(cè)摩阻力也較小；但隨著樁頂荷載增大，樁側(cè)摩阻力增幅逐漸減小，當樁土相對位移達到一定值后，樁側(cè)摩阻力趨于穩(wěn)定，有時反而會 減小[17]。

從圖4可以看出：在荷載逐漸增加的過程中，樁身上部的側(cè)摩阻力先于樁身下部發(fā)揮，即上層土體側(cè)摩阻力首先發(fā)揮并逐漸向下發(fā)展。在第一級荷載(4.80 MN)施加后，上部土層主要發(fā)揮作用，素填土層以下各土層側(cè)摩阻力從下向上依次遞增，樁端處土層側(cè)阻接近0。在樁頂荷載較低時，樁頂荷載主要由上部土層的側(cè)摩阻力承擔，但隨著荷載逐漸增大，中下部土層的側(cè)摩阻力開始逐漸發(fā)揮，各土層的側(cè)摩阻力隨荷載增加而遞增且具有異步性，上部土層增加的速度較下部土層快。加載后期，樁身上部土層側(cè)摩阻力增加速度變慢，直到側(cè)摩阻力已充分發(fā)揮并趨于穩(wěn)定，而樁身中下部土層的側(cè)阻力逐漸發(fā)揮。6根試樁樁側(cè)第①層素填土層沒出現(xiàn)側(cè)摩阻力下降的情況，這一現(xiàn)象與文獻[14]所得的結(jié)論相反，這主要是由于采用8 MN·m能級強夯處理淺層地基后，使淺層回填土層的密實度提高，降低負摩阻力，提高沖孔灌注樁的樁側(cè)摩阻力，同時地基承載力和變形模量也有一定程度的提高。

另外，大直徑超長灌注樁的單位側(cè)摩阻力沿樁身的分布圖呈單駝峰型[18]，即在樁的上部和下部，單位側(cè)摩阻力較小，在樁的中偏上部或淺部土層，單位摩阻力達到峰值，峰值側(cè)摩阻力的位置隨樁頂荷載的增加而上移或基本不變。這主要是因為淺部土層采用強夯處理后，樁側(cè)摩阻力有所提高，而樁身中上部為粉砂，側(cè)摩阻力較高。試樁TP1~TP6在最大荷載作用下各點單位側(cè)摩阻力–深度變化曲線如圖5所示。

1—TP1(24.00 MN); 2—TP2(24.00 MN); 3—TP3(21.60 MN); 4—TP4(24.00 MN); 5—TP5(21.60 MN); 6—TP6(24.00 MN)

由圖5可以看出：TP1，TP2，TP4和TP6的最大加載量相同，樁徑和長細比也基本相同，但各試樁淺層土體側(cè)摩阻力差異較大，深層土體側(cè)摩阻力差異較小。這一現(xiàn)象與文獻[6]對上海某軟土地區(qū)的超長灌注樁實測研究結(jié)果相反，主要由于試樁施工前對淺部土層進行8 MN·m能級強夯，導致淺層地基土物理力學性質(zhì)和地基承載力有所提高，使得本文試樁中側(cè)摩阻力的發(fā)揮特性不同于一般軟土地基中超長灌注樁。

對于陸域3根試樁，在最大荷載作用下，TP1最大單位摩阻力為173 kPa，分布在15.0~21.0 m深度范圍內(nèi)；TP2最大單位摩阻力為90 kPa，分布在27.0~30.9 m深度范圍內(nèi)，在8.5~61.2 m深度范圍內(nèi)，單位摩阻力變化幅度較大，而在0~8.0 m及61.2~63.2 m深度范圍內(nèi)，單位摩阻力變化相對穩(wěn)定；TP3最大單位摩阻力為60 kPa，分布在2.0~8.5 m深度范圍內(nèi)，試樁上部承擔的側(cè)摩阻力較大。陸域3根試樁樁側(cè)摩阻力標準值如表4所示。

表4 陸域試樁樁側(cè)摩阻力標準值

對于海域3根試樁，在最大荷載作用下，TP4最大單位摩阻力為238 kPa，分布在淺部土層2.0~9.0 m深度范圍內(nèi)，在0~27.2 m深度范圍內(nèi)，單位摩阻力變化幅度較大，而在27.2~63.5 m深度范圍內(nèi)，單位摩阻力變化趨于平穩(wěn)；TP5最大單位摩阻力為167 kPa，分布在16.3~21.7 m深度范圍內(nèi)，在32.3~67.3 m深度范圍內(nèi)，單位摩阻力變化幅度較小；TP6最大單位摩阻力為152 kPa，分布在2.0~9.0 m深度范圍內(nèi)，在0~27.2 m深度范圍內(nèi)，隨著荷載增加，單位摩阻力變化幅度較大，而在27.2~67.3 m深度范圍內(nèi)，單位摩阻力變化幅度較平穩(wěn)。海域3根試樁樁側(cè)摩阻力標準值如表5所示。

表5 海域試樁樁側(cè)摩阻力標準值

從表4和表5可以看出：部分土層的極限側(cè)阻力較現(xiàn)行規(guī)范[7]提供的經(jīng)驗參考值偏大，特別是③層和⑤-1層粉砂層更為明顯。這主要是因成樁過程中樁身穿過粉砂層時出現(xiàn)塌孔后引起的擴徑與粉砂土層處于不同深度及其密實狀態(tài)的差異所致[19]。同時，部分土層的極限側(cè)阻力較現(xiàn)行規(guī)范[7]提供的設計側(cè)阻力偏小，特別是⑨-1全風化花崗巖和⑨-2強風化花崗巖層較為明顯，主要是由于⑨-1層和⑨-2層位于近樁端處，可能由于泥皮較厚的原因所致。所以，采用沖孔法進行灌注樁施工時，應加強施工過程質(zhì)量控制，盡量縮短成孔時間，以減少孔壁泥皮厚度；另外，需加強二次清孔，減少沉渣厚度，使得樁側(cè)摩阻力和樁端阻力充分發(fā)揮。

另外，對比表4和表5，海域試樁的樁側(cè)摩阻力標準值比陸域要大得多，主要是由于強夯加固效果不同所致，一定程度上還取決于現(xiàn)場的地質(zhì)條件和施工技術。陸域與海域地基土經(jīng)過8 MN·m能級強夯后，雖然陸域和海域各3個檢驗點位的地基承載力均達到了250 kPa，但是強夯后陸域3個檢驗點的變形模量0的平均值為25 MPa，海域3個檢驗點的變形模量0的平均值為37 MPa[12]，與陸域相比，海域強夯后地基土的變形模量提高48%，樁側(cè)土體的抗剪強度較高，樁側(cè)摩阻力有了較大幅度提高。

4.4 樁端阻力發(fā)揮特性

根據(jù)樁身及樁端內(nèi)力測試結(jié)果，可得到6根試樁樁端阻力與樁頂荷載關系曲線，如圖6所示。

1—TP2; 2—TP2; 3—TP3; 4—TP4; 5—TP5; 6—TP6

從圖6可以看出：隨著樁頂荷載的增加樁端阻力持續(xù)增大，但在加載初期，樁端阻力呈線性增長，增長速率較為平緩，說明此時主要為樁側(cè)摩阻力發(fā)揮作用；隨著樁頂荷載的不斷增大，樁端阻力的增長速率逐漸增加，曲線漸漸變陡；在加載后期，樁端阻力迅速增大，樁端阻力開始發(fā)揮作用，TP2，TP5和TP6在端阻分布曲線上出現(xiàn)“臺階”狀。

超長灌注樁的極限承載力通常是由樁頂沉降控制的。所以，超長灌注樁在達到極限荷載狀態(tài)時，樁身下部的側(cè)摩阻力和樁端阻力往往并沒有充分發(fā)揮[17]。TP1和TP3的樁端阻力為各自極限承載力(24.0 MN和21.6 MN)的5.7%和6.4%。本文6根試樁的樁徑、樁身材料相同，長徑比、樁頂最大荷載及所處地層也基本相同，總體來說，海域試樁(TP4，TP5和TP6)比陸域試樁(TP1，TP2和TP3)樁端阻力發(fā)揮更充分，與?曲線的判定結(jié)果一致，這主要由樁端持力層性質(zhì)決定。通過對陸域和海域各選取1根試樁(陸域TP3、海域TP6)進行鉆芯法檢測，TP3和TP6樁端中風化花崗巖飽和單軸抗壓強度平均值分別為63.4和91.1 MPa，可見樁端巖石飽和單軸抗壓強度越高，樁端阻力發(fā)揮越充分。

5 結(jié)論

1) 針對廣東軟土地區(qū)修建的大型石油倉儲工程，為了滿足油罐對地基的要求，先采用強夯處理淺層填土地基，然后采用超長沖孔灌注樁是可行的，承載力和沉降均能滿足設計要求。

2) 在豎向荷載作用下，試樁荷載?沉降(?)曲線的變化較平緩，樁頂殘余沉降量均在49%以上，最大的樁頂殘余沉降達79.6%，樁頂回彈率介于20.4%~50.6%之間。

3) 根據(jù)荷載分擔比例判斷，本文試樁的荷載傳遞特性表現(xiàn)出一定的端承摩擦樁的特性，樁端反力只占總荷載很小一部分，陸域3根試樁為總荷載的6%~ 34%，海域3根試樁為16%~35%，海域試樁比陸域試樁樁端阻力發(fā)揮更充分，證實了?曲線的判定結(jié)果。

4) 在豎向荷載作用下，超長樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的發(fā)揮具有異步性，即荷載傳遞性狀為側(cè)阻力先于端阻力發(fā)揮，荷載主要由樁側(cè)摩阻力提供反力承擔，各層土樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮性狀是不一致的，即先上層，后下層，而且，經(jīng)過強夯處理淺層地基，樁側(cè)摩阻力峰值發(fā)生在樁體中上部或淺部土層，即距樁頂(0.14~0.47)倍樁長的位置。

5) 實測樁側(cè)部分土層極限側(cè)摩阻力比JGJ 94—2008“建筑樁基技術規(guī)范”的推薦值要大，該類工程的樁基設計時可適當提高側(cè)摩阻力取值。

6) 先對填土進行強夯后施工樁的方法，強夯應處理到填土層底部，這樣既可以消除淺部填土層的負摩阻力，又可以提高其抗剪強度，進而提高樁的側(cè)摩阻力，樁的作用才能充分發(fā)揮。

參考文獻：

[1] 牛紹卿, 魏建明, 張金利, 等. 超長樁承載性狀特征分析[J].巖土工程界, 2006, 9(11): 25?26. NIU Shaoqin, WEI Jianming, ZHANG Jinli, et al. Characteristics of overlength pile bearing properties[J]. Geotechnical Engineering World, 2006, 9(11): 25?26.

[2] 鐘聞華, 石名磊, 劉松玉. 超長樁荷載傳遞性狀研究[J]. 巖土力學, 2005, 26(2): 307?318. ZHONG Wenhua, SHI Minglei, LIU Songyu. Load transfer performance of overlength pile[J]. Rock and Soil Mechanics, 2005, 26(2): 307?318.

[3] 張忠苗. 樁基工程[M]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2007: 10?15. ZHANG Zhongmiao. Pile foundations engineering[M]. Beijing: China Architecture and Building Press, 2007: 10?15.

[4] 趙明華, 鄒新軍, 劉齊建. 洞庭湖軟土地區(qū)大直徑超長灌注樁豎向承載力試驗研究[J]. 土木工程學報, 2004, 10(37): 63?67. ZHAO Minghua, ZOU Xinjun, LIU Qijian. Experimental research on vertical bearing capacity of super-long bored piles in Dongting Lake soft area[J]. Chinese Journal of Civil Engineering, 2004, 10(37): 63?67.

[5] 張帆, 龔維明, 戴國亮. 大直徑超長灌注樁荷載傳遞機理的自平衡試驗研究[J]. 巖土工程學報, 2006, 4(28): 464?469. ZHANG Fan, GONG Weiming, DAI Guoliang. Experimental research on the load transfer mechanism of super-long large diameter bored pile with the self-balanced load test method[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2006, 4(8): 464?469.

[6] 徐先坤, 水偉厚, 陳國棟. 軟土地區(qū)超長灌注樁豎向承載性能實測研究[J]. 巖土工程學報, 2011, 33(增刊2): 502?507. XU Xiankun, SHUI Weihou, CHEN Guodong. Vertical bearing capacity of super-long bored piles in soft soil area [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(Supp.2): 502?507.

[7] JGJ 94—2008, 建筑樁基技術規(guī)范[S]. JGJ 94—2008, Technical code for building pile foundations[S].

[8] 史佩棟, 梁晉渝. 大直徑灌注樁的產(chǎn)生、發(fā)展與前景[J]. 工業(yè)建筑, 1993(12): 3?11. SHI Peidong,, LIANG Jiyu. Emergence, development and prospect of large diameter cast-in-situ pile[J]. Industrial Construction, 1993(12): 3?11.

[9] 唐胡樂. 超長灌注樁樁身壓縮量對單樁抗壓靜載結(jié)果的影響[J]. 巖土工程界, 2005, 12(8): 29?30. TANG Hule. The effect of self-deformation of super-long bored piles to compressive static load test[J]. Geotechnical Engineering World, 2005, 12(8): 29?30.

[10] 王建軍, 彭振斌, 劉睦峰, 等. 大口徑超深孔樁基軸向靜荷載試驗研究[J]. 中南大學學報(自然科學版), 2011, 42(5): 1419?1424. WANG Jianjun, PENG Zhenbin, LIU Mufeng, et al. Diameter axial static loading test about large-diameter ultra-deep-hole pile foundation[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2011, 42(5): 1419?1424.

[11] 裴捷, 水偉厚, 曹暉. 上海軟土地基長樁荷載傳遞新模型[J]. 工業(yè)建筑, 2005, 35(7): 50?54. PEI Jie, SHUI Weihou, CAO Hui. New model of long pile load transfer for soft foundation in shanghai[J]. Industrial Construction, 2005, 35(7): 50?54.

[12] 廖天輝. 18 000 kN?m強夯處理深厚填土地基與超長灌注樁原位試驗研究[D]. 青島: 青島理工大學土木工程學院, 2009: 23?48. LIAO Tianhui. Handle the deep back-filled foundation with 18 000 kN?m HELDC and the situ test research in super-long bored pile[D]. Qingdao: Qingdao Technological University. School of Civil Engineering, 2009: 23?48.

[13] JGJ 106—2003, 建筑基樁檢測技術規(guī)范[S]. JGJ 106—2003, Technical code for testing of building foundation piles[S].

[14] 劉福天, 趙春風, 吳杰, 等. 常州地區(qū)大直徑鉆孔灌注樁承載性狀及尺寸效應試驗研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2010, 29(4): 858?864. LIU Futian, ZHAO Chunfeng, WU Jie, et al. Experimental research on bearing behavior and size effect of large diameter bored cast-in-situ-piles in Changzhou area[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(4): 858?864.

[15] 史佩棟. 樁基工程手冊(樁和樁基礎手冊)[M]. 北京: 人民交通出版社, 2008: 66?76. SHI Peidong. Pile foundations handbook (Pile and pile foundation handbook)[M]. Beijing: China Communications Press, 2008: 66?76.

[16] 孫樹禮. 大直徑超長鉆孔灌注樁承載特性試驗研究[J]. 鐵道工程學報, 2011(10): 66?71. SUN Shuli. Research on bearing characteristics of large-diameter and overlength bored pile[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2011(10): 66?71.

[17] Poulos H G. Pile behavior theory and application[J]. Geotechnique, 1989, 39(3): 365?415.

[18] 周代表. 軟土地基超長樁工程性狀分析[J]. 巖土力學, 2004, 25(增刊): 87?90. ZHOU Daibiao. Research on over-length pile behavior in soft soil foundations[J]. Rock and Soil Mechanics, 2004, 25(Supp): 87?90.

[19] 馮忠居, 謝永利, 李哲, 等. 大直徑超長鉆孔灌注樁承載性狀[J]. 交通運輸工程學報, 2005, 5(1): 24?27. FENG Zhongju, XIE Yongli, LI Zhe, et al. Bearing property of large-diameter over-length nonplacement pile[J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering, 2005, 5(1): 24?27.

In-situ test study on vertical compressive bearing capacity characteristic of large diameter super-long impact-cone concrete pile

YAN Nan1, 2, BAI Xiaoyu3, SHUI Weihou4, ZHANG Mingyi3, LIAO Tianhui5

(1. Key Laboratory of Marine Environment and Ecology, Ministry of Education, Ocean University of China, Qingdao 266100, China;2. College of Environmental Science and Engineering, Ocean University of China, Qingdao 266100, China;3. School of Civil Engineering, Qingdao Technological University, Qingdao 266033, China;4. Shenyuan Geotechnical Engineering Co. Ltd., Shanghai Modern Architectural Design Group, Shanghai 200040, China;5. Qingdao Dinglin Real Estate Co. Ltd., Qingdao 266555, China)

Based on the vertical static load test and mechanical test of three single piles of the land trial ramming area and three single piles of the sea trial ramming area of a petroleum storage project in Guangdong Province, through dynamic compaction of 8 MN·m was carried out for the land backfill area and sea backfill area. The load transfer mechanism and vertical load bearing behavior of the pile are discussed according to measured data of super-long impact-cone concrete pile. The results show that the?curves of the testing piles are of slow change type, pile top residual settlement is over 49%, and pile top resilience rate between 20.4%?50.6%. Under the limit loads, the proportions of end resistance in total resistance are between 6%?34% of the land area, and the proportions of end resistance in total resistance are between 16%?35% of the sea area respectively, which proves that the six piles are of friction pile or end-support friction pile. Pile side friction and pile end resistance play with the asynchronous nature, loads mainly borne by the pile side friction. The pile shaft resistance peak occurs at the top of piles or shallow soil layer, namely from the top of the pile 0.14?0.47 times the length of the location after dynamic consolidation treatment of shallow foundation; part of ultimate side friction of soil layer are higher than the side friction value provided by the existing norms; testing piles of the sea area give fuller play to pile tip resistance than the land area.

super-long impact-cone concrete pile; static load test; pile shaft force; pile side friction; pile tip resistance

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.07.026

TU437.1

A

1672?7207(2015)07?2571?10

2014?07?10；

2014?10?28

國家自然科學基金資助項目(51078196)；教育部高等學校博士學科點專項科研基金資助項目(20093721110002) (Project(51078196) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(20093721110002) supported by Research Fund for the Doctoral Program of Higher Education of China)

閆楠，博士研究生，從事環(huán)境巖土工程及地基基礎研究；E-mail: yannan0527@163.com

(編輯 楊幼平)