DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2016.02.026

大直径扩底嵌岩桩竖向承载性能

刘念武^{1, 2}，龚晓南^{2, 3}，俞峰¹，张乾青⁴

(1. 浙江理工大学 建筑工程学院，浙江 杭州，310018；

2. 浙江大学 滨海与城市岩土工程中心，浙江 杭州，310058；

3. 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；

 4. 山东大学 岩土与结构工程研究中心，山东 济南，250061)

摘要：为更好地了解大直径嵌岩桩的承载性能，对3根直径为1 000 mm的普通灌注桩和4根直径为1 600 mm(2 800 mm)的扩底桩进行了一系列静载以及自平衡试验。不同类型灌注桩的静载试验分析表明：是否注浆以及注浆量均对桩端阻力及桩侧阻力的发挥均有一定程度的影响。单位端阻力随着位移的增大呈先迅速增大后有所放缓的趋势，对于不同直径的桩其临界位移有所不同，直径为1 600 mm桩(注浆4.2 t)，1 600 mm桩(注浆9.5 t)和1 000 mm直桩(注浆2.2 t)对应的临界位移分别为5.26，3.48和2.34 mm，对应的临界单位端阻力分别为3 414.6，3 414.6和3 668.8 kPa。根据实测值计算所得的1次扩底部分向上的端阻为3 423 kN，为理论计算值的0.52倍。

关键词：承载力；自平衡法；嵌岩桩；注浆

中图分类号：TU 443             文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2016)02-0541-07

Vertical bearing capacity of rock-socketed pile with enlargement at pile end

LIU Nianwu^{1, 2}, GONG Xiaonan^{2, 3}, YU Feng¹, ZHANG Qianqing⁴

(1. School of Civil Engineering and Architecture, Zhejiang Sci-Tech University, Hangzhou 310018, China;

2. Research Center of Coastal and Urban Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China;

3. Key Laboratory of Soft Soils and Geoenvironmental Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China;

4. Research Center of Geotechnical and Structural Engineering, Shandong University, Jinan 250061, China)

Abstract: To better understand the bearing performance of large-diameter piles, pull-out test and self-balanced loading tests were conducted on 3 ordinary bored piles with diameter of 1 000 mm and 4 bored piles with secondary enlargement at the bottom of the pile with diameter of 1 600 mm (2 800 mm). The results show that post-grouting and the grouting amount have influence on both the tip resistance and side resistance of the bored pile. The unit end resistance increases quickly at first and slow down subsequently with the increase of displacement and the critical displacement is different for different types of pile. The critical displacements for piles with pile diameter of 1 600 mm (grouting amount is 4.2 t), pile diameter of 1 600 mm (grouting amount is 9.5 t), pile diameter of 1 000 mm (grouting amount is 2.2 t) are 5.26, 3.48 and 2.34 mm, respectively and the corresponding unit end resistances are 3 414.6, 3 414.6 and 3 668.8 kPa, respectively. The measured uplift unit end resistance is 0.52 times the theoretical calculation values.

Key words: bearing capacity; self-balanced testing method; rock-socketed pile; post-grouting

随着超高层建筑以及大型桥梁的不断涌现，对于桩基础承载力以及控制变形的要求越来越高，能够承担更大荷载以及更好控制桩身变形的大直径嵌岩桩越来越受到工程界的青睐。对于大直径嵌岩桩由于其承载力较高，采用传统的静载测试方法很难进行桩的承载力的测试，而自平衡法具有装置简单、省钱、省时、省力、安全等优点^[1]。OSTERHERG^[2]于20世纪80年代中期开展了桩承载力自平衡试验方法的研究，首先在桥梁钢桩中应用，后来逐渐推广至各种桩型。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做出了巨大的推动，并给出了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。戴国亮等^{[4, 6-9]}对不同土质条件下的基桩进行自平衡法试验研究。嵌岩桩具有更好的承载以及控制变形的性能，明可前^[10]对嵌岩桩的受力机理进行了分析研究，何剑^[11]对泥岩地基中灌注桩的竖向承载性状进行了现场试验研究，同时，蒋建平等^[12]对桩端岩土差异对桩的承载性能的影响进行了对比研究。对于目前采用泥浆护壁形式的灌注桩，由于桩底沉渣的存在，其承载性能会受到很大的影响，注浆具有较好的加固沉渣的作用，胡春林等^[13]对后压浆钻孔灌注桩单桩竖向承载力特性进行了研究，张忠苗等^[14-16]对嵌岩桩的承载性能以及注浆对端阻的影响进行了分析。为了研究大直径扩底嵌岩桩的承载性能，本文作者结合工程实践对大直径扩底嵌岩桩进行了自平衡试验，研究了注浆量对大直径桩承载性能以及端阻力的影响，并研究了扩底对承载性能的影响。同时，将普通大直径灌注桩的承载性能与大直径扩底桩的承载性能进行了对比分析。

1  工程概述

本工程试验场地位于杭州地区，该工程用桩为超高层建筑用桩，基础采用一桩一柱的形式，为了了解场地地质情况，对该场地的土层进行了地质调查，各土层的物理力学参数见表1。

2  试桩基本情况

本次试桩共7根，3根为直径为1 000 mm的普通灌注桩，4根为直径为1 600 mm的扩底灌注桩，扩底部分直径为2 800 mm和1 000 mm直桩和直径1 600 (2 800) mm 试桩的桩身混凝土强度分别为C40和C50，扩底直径的确定是由施工过程中对液压控制的扩底设备进行设置。桩身配筋图以及桩身剖面示意图如图1所示。桩长为44~48 m，桩端持力层为中风化晶屑熔接凝灰岩。

在静载试验中对直径1 000 mm普通灌注桩进行了传统抗拔试验，同时，对其余桩进行了自平衡试验。为研究注浆量以及嵌岩深度等因素对于承载力性能的影响，在桩的施工过程中对这些因素进行了控制，注浆采用预埋管的方式进行，在下放钢筋笼时将注浆管一同捆绑放下，每根桩安放3根注浆管，对称放置。同时在成孔后对桩底沉渣厚度进行了检测，试桩基本资料如表2所示。荷载箱的位置选在桩端以上2 m位置处，为了更好地了解扩底部分对桩承载性能的影响，在KZ4号试桩的1次扩底部分下端安装了1个荷载箱，在桩端以上2 m位置处安装了1个荷载箱，对于自平衡法试桩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．采用自平衡法试桩可以测得荷载箱的向上级向下位移。1次扩底部分的持力层选在中风化泥质粉砂岩，桩端扩底部分持力层选在中风化晶屑熔接凝灰岩层。

表1  土层物理力学性质指标

Table 1  Physico-mechanical parameters of soil layers

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

表2  试桩基本资料

Table 2  Basic parameters of test piles

3  现场试验结果分析

3.1  普通灌注桩的承载性能

将普通灌注桩进行了自平衡试验研究，注浆前和注浆后的自平衡试验结果如图2所示。从图2可以看出：随着荷载箱荷载的增加，向上和向下的位移均呈增大的趋势，在荷载加载到一定值时，向上或向下的位移无法保持稳定，因此，停止施加荷载，将无法保持稳定时的前一级荷载定义为极限荷载。由图2可以看出：随着荷载的不断增大，向上位移增长速率较小，而向下位移的增长速率较大，在荷载分别加载至4 320和4 800 kN时，端部位移无法保持稳定，可见，注浆提高了端阻的承载力。从向上、向下的荷载-位移曲线可以看出：注浆对于端部承载力的影响更为明显，注浆对端部承载力提高的原因：一是加固桩端沉渣，二是注浆能够加固中风化岩石层进而增大端部承载力。

图2  1 000 mm直径灌注桩的Q-s曲线

Fig. 2  Q-s curves of ordinary pile with diameter of 1 000 mm

3.2  普通灌注桩的荷载-位移曲线对比分析

自平衡试验中是将千斤顶放在桩端部，在端部进行加载，其受力性状必将和普通抗拔试验有所不同，为了更好地研究其受力性状，本文对直径1 000 mm抗拔性状进行了自平衡和抗拔试验，自平衡试验结果如图3所示。从图3可以看出：抗拔试验桩、自平衡试验桩(未注浆)、自平衡试验桩(注浆)的向上位移-荷载曲线较为相似，随着荷载的增大，向上位移量的变化速率呈增大的趋势，普通抗拔试桩的位移增大速率最快，未注浆的自平衡试验桩次之，注浆后的自平衡试验桩最小，在加载至4 320 kN时，对应的向上位移分别为11.63，10.52和9.75 mm。造成此现象的原因主要是：1) 注浆能够促使端阻的发挥，而端阻力的发挥有利于侧阻力的发挥；2) 注浆会有一定的上返高度，从而使得侧阻力随着位移的发挥更加迅速；3) 自平衡试验是在桩的端部进行加载，而桩身下部端阻力的发挥速度要比桩身上部侧阻力的发挥速度快，因而造成位移-荷载曲线的变化速率更小。

图3  不同测试方法的Q-s曲线

Fig. 3  Q-s curves of ordinary pile with different testing methods

3.3  注浆量对承载力的影响

图4所示为不同注浆量扩底桩的Q-s曲线。从图4可以看出：随着荷载箱中荷载的施加，不同注浆量扩底桩同时产生向上和向下的位移，随着荷载的增大，向上和向下的位移均呈先缓慢增大后迅速增大的过程，不同注浆量扩底桩向上和向下所对应的极限荷载如表3所示。从表3可以看出：注浆对桩端阻力及桩身阻力的极限荷载均有一定程度的提高，注浆量对向上及向下极限荷载也有一定程度的影响。虽然KZ1和KZ2号试桩的向上极限荷载相同，但注浆量大的KZ2号试桩曲线变化更加缓慢，即对应于相同的位移KZ2号试桩所受的荷载更大，因此，可以推测，在一定范围内增大注浆量能够更好地控制桩的位移。KZ1，KZ2和KZ3号试桩桩身向上极限荷载对应的位移分别为19.80，11.22和14.65 mm，随着荷载进一步增大，向上位移无法保持稳定，卸载后向上位移的残余量分别为19.45，11.69和17.64 mm，回弹率均小于50%，因此可以推测：向上荷载施加到极限荷载后，桩周土体会产生一定程度不可恢复的塑形破坏。从向下荷载-位移曲线可以看出：通过注浆以及增大注浆量等措施后，端阻力的荷载位移-曲线更加缓慢，同时，极限端阻力均有一定程度的增加，KZ1和KZ2号试桩极限端阻力的增加幅度分别为33%和44.4%，达到极限荷载后，KZ1和KZ3号端部位移迅速增大，卸载后的残余位移较大，可见端部持力层呈塑性破坏，而KZ2号试桩的位移变化较小，卸载后残余位移较小，残余位移为3.36 mm。可见，KZ2号试桩的端部位移主要呈弹性变形。从图4可以看出：注浆以及注浆量均能影响桩端的承载力，而桩身侧向承载力的提高是由于：1) 注浆时浆液有一定的上返高度，进而加固桩周泥皮，从而提高桩的侧向承载力；2) 注浆使得端部承载力提高，而端部承载力的发挥能够促进桩侧承载力的发挥。

图4  不同注浆量扩底桩的Q-s曲线

Fig. 4  Q-s curves of pile with secondary enlargement at pile end

表3  注浆量对试桩承载性能的影响

Table 3  Influence of grouting amount to bearing capacity

3.4  灌注桩端阻的影响因素分析

为了便于比较不同直径灌注桩端的阻力，将桩端阻力换算成了单位端阻，单位端阻随着端部位移的变化趋势如图5所示。从图5可以看出：随着端部位移的增大，单位端阻力均呈增大的趋势，注浆量、灌注桩直径以及是否注浆等因素均能影响单位端阻力的发挥特性，未注浆桩端阻力随位移的增加速度较为缓慢且基本呈线性增长，在端部位移达到19.77 mm时，极限单位端阻力达到3073.2 kPa，随着荷载的进一步增加，端部位移迅速增大，无法保持稳定。注浆后桩端阻力的发挥和未注浆桩端阻力的发挥明显不同，在端部位移较小时，单位端阻力迅速增大，随着位移的迅速增大，单位端阻力的增大呈放缓的趋势，不同类型桩所对应的临界位移有所不同，直径1 600 mm桩(注浆4.2 t)、1 600 mm桩(注浆9.5 t)和1 000 mm直桩(注浆2.2 t)的对应的临界位移分别为5.26，3.48和2.34 mm，对应的临界单位端阻力分别为3 414.6，3 414.6和3 668.8 kPa。胡春林等^[13]对中砂持力层、LIU等^[15]对卵石层的端阻力-位移变化曲线分析发现，其端阻-位移曲线均有该特性，临界位移如表4所示。

图5  端阻-位移对比

Fig. 5  Comparison of unit end resistance-displacement curves

表4  不同持力层的临界值对比

Table 4  Comparison of critical points with different kinds of bearing stratum

从图5可看出：端部直径较小的桩端阻力的发挥更快，而直径较大的桩端阻发挥较慢，注浆量的增大能够增大端阻力的发挥速度。在极限荷载下，直径1 600 mm桩(注浆4.2 t)、1 600 mm桩(注浆9.5 t)、1 000 mm直桩(注浆2.2 t)对应的极限端阻分别为4 097.6，4 439.0和5 503.2 kPa。根据地质勘探资料，该持力层的极限端阻力为4 000 kPa，可见注浆使得极限端阻力有一定程度的增加。文献[17]中给出了大直径钻孔灌注桩尺寸效应系数计算方法，端阻力系数为

              (1)

式中：d为桩径。计算所得直径2 800 mm桩(注浆4.2 t)、2 800 mm桩(注浆9.5 t)、1 000 mm直桩(注浆2.2 t)的尺寸效应系数分别为0.66，0.66和0.93，因此，1 000 mm直桩的理论端阻力是1 600 mm桩的1.41倍，而实测值分别为1.24倍和1.35倍，可见对于超大直径扩底桩其端阻力的尺寸效应系数要小于规范的建议值。

3.5  1次扩底承载性能研究

为了更好地研究扩底部分对承载性能的影响，对KZ4号试桩采用了双荷载箱试验，上荷载箱个位于1次扩底底部，下荷载箱位于桩端以上2 m处，先对上部荷载箱进行加荷载测试，14 d后对下部荷载箱进行加荷载测试，得到的位移-荷载曲线如图6所示。

图6  2次荷载箱的Q-s曲线

Fig. 6  Q-s curves of pile conducted on two self-balanced loading tests

从图6可以看出：荷载箱位置的不同对荷载-位移曲线的影响较大，上部荷载箱的向下位移变化较小，最大值为4.94 mm，卸载后回弹较大，残余变形为1.98 mm，可见向下的位移主要为弹性变形。向上位移变化较为明显，随着荷载的增加，向上位移的变化率不断增大，在荷载加载至8 000 kN时，向上位移为20.23 mm，进一步加载至9 000 kN时，位移无法保持稳定。桩身受力示意图如图7所示。

在荷载加载至8 000 kN时，桩土相对位移较大，为了解1次扩大头向上端阻力，假定桩周土体达到极限状态，荷载箱上部极限侧阻力为

             (2)

式中：q_sik为1次扩底以上土层所在位置的极限侧阻力；u_i为所在土层桩身周长；l_i为所在土层高。根据计算所得的上部荷载箱以上的极限侧阻力为4 577 kN，因此，1次扩底部分承受的荷载为

          (3)

式中：Q_pk1为1次扩底部分的端阻力的竖向分量；Q_uk1为1次扩底部分以上总的极限承载力；Q_sk1为1次扩底部分以上的侧阻力；W₁为上荷载箱以上部分桩的自重。根据式(2)和(3)计算所得的向上端阻力为3 423 kN，为地质勘探结果理论计算值的0.52倍，可见扩大头向上端阻力比向上侧阻力具有更大的折减，在本文中取折减系数为0.5，而对于用自平衡方法得到的扩底部分端阻力折减系数的确定需要大量工程经验的积累。

图7  桩身受力示意图

Fig. 7  Load plot of pile body

从下部荷载箱的测试曲线可以看出：端阻力先达到极限承载力，在荷载箱荷载增大至21 600 kN时，端部位移增至33.52 mm且无法保持稳定，极限单位端阻力为3 220 kPa，小于KZ2号和KZ3号试桩的极限单位端阻力，可见对于注浆后的灌注桩嵌岩深度对端阻力的影响仍然很大。

4  结论

1) 对于普通钻孔灌注桩，注浆能够增加桩端的极限端阻力，同时，注浆使得自平衡试验中向上位移随荷载的变化更加缓慢。普通抗拔试验的位移-荷载曲线和自平衡试验中的位移-荷载曲线有所不同。

2) 注浆以及注浆量对桩端阻力及桩身侧阻力的发挥均有一定程度的影响，桩身侧向承载力的提高是由于：注浆时浆液有一定的上返高度，进而加固桩周泥皮，从而提高桩的侧向承载力；注浆使得端部承载力提高，而端部承载力的发挥能够促进侧向承载力的发挥。

3) 注浆后桩端阻的发挥和未注浆桩端阻力的发挥明显不同，随着位移的迅速增大，单位端阻力呈先迅速增大后有所放缓的趋势，对于不同直径的桩其临界位移有所不同，直径为1 600 mm桩(注浆4.2 t)，1 600 mm桩(注浆9.5 t)和1 000 mm直桩(注浆2.2 t)的对应的临界位移分别为5.26，3.48和2.34 mm，对应的临界单位端阻力分别为3 414.6，3 414.6和3 668.8 kPa。注浆量以及嵌岩深度对端阻的承载性能有较大的影响。根据实测值计算所得的1次扩底部分向上的端阻为3 423 kN，为理论计算值的0.52倍。

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(编辑  陈爱华)

收稿日期：2015-03-02；修回日期：2015-05-17

基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51408338)；山东省自然科学基金资助项目(ZR2014EEQ009)(Project (51408338) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (ZR2014EEQ009) supported by the Shandong Provincial Natural Science Foundation of China)

通信作者：刘念武，博士，讲师，从事桩及基坑方面的研究；E-mail：zjulnw@163.com