上杭瓮福紫金建设工程冲孔灌注桩静载摩阻力测试与分析

赖兆涛

(福建省建设工程物探试验检测中心，福州，350011)

1 工程概况

上杭瓮福紫金建设工程为大型化工企业的新建项目，位于上杭县蛟洋乡梅坝村。主厂房为框架结构，框架上支承大型设备，框架柱底轴力值较大，采用冲孔灌注桩基础。建设场地属丘陵地貌单元，根据工程地质勘察资料，场地内岩土层自上而下依次为素填土、耕土、粉质粘土、残积砾质粘性土和风化花岗岩。

按设计要求，在主厂房区施打试桩3根，业主委托福建省建设工程物探试验检测中心进行单桩竖向抗压静载试验和桩身应力应变测试。试桩桩径1 m，钢筋笼主筋20根，直径16 mm的二级钢，桩混凝土强度C40，充盈系数1.07～1.09，桩长39～42 m，桩端进入中风化花岗岩0.5 m，单桩最大试验荷载12 000 kN。

试验目的是通过静载试验检测试桩的抗压承载力，并获得在逐级加载过程中桩顶的沉降数据。通过在桩身埋设钢筋应力计对桩身的应力应变进行测试分析，以确定桩身分层侧摩阻力分布及桩端阻力的性状，合理确定桩的承载力，为该工程优化桩基设计和施工工艺流程提供依据。

2 测试原理和测试仪器

单桩抗压静载试验采用混凝土块压重平台反力装置，按提供的反力不小于最大试验荷载的1.2倍，配置主、次梁和混凝土块；试验荷载由安装在桩顶的3台6 300 kN级油压千斤顶逐级加载，压力由连接于油泵上方的压力传感器直接测定；桩顶沉降由对称方向安装的4个位移传感器测读。在反力平台安装之前，采用碎石换填对压重平台的地基进行加固处理，使荷载能均衡分布，提高反力装置的承载能力，确保试验安全。

3根试桩设计最大加载量均为12 000 kN，荷载等级分为10级，采用慢速维持荷载法加载。对于端承型的大直径桩，若桩身无明显缺陷，桩底沉渣控制在设计要求以内，其静载试验的Q-s曲线一般表现为缓变形，没有明显的转折点，且桩顶累计沉降量不大。根据静载试验Q-s曲线确定大直径桩的抗压承载力时，对缓变型曲线，可取s等于0.05D(D为桩端直径)对应的荷载为极限承载力，当桩的抗压承载力未达极限时，宜取最大加载值为极限承载力值。对陡降型Q-s曲线，应取发生明显陡降起始点对应的荷载值为极限承载力[1]。

桩侧摩阻力测试原理[2]。

(1)几个假定：同一截面钢筋与混凝土的变形协调；桩身混凝土全长弹性模量相同；位于桩顶以下1.5 m处的J1截面所受轴力与静载试验的加载量相同。

(2)桩身混凝土弹性模量(Ecij)的确定。将J1截面作为标定截面(i=1)，量测该截面钢筋应力计在包括预压的各级荷载作用下频率变化值，用此推算各载荷等级下钢筋应变(εs1j)，由于假定混凝土与钢筋协同受力，不出现裂缝，故混凝土应变εc1j=εs1j，由此可以算出各载荷等级下桩身混凝土的弹性模量(Ec1j)。利用钢筋应变(εs1j)与桩身混凝土的弹性模量(Ec1j)的2组数据可以拟合出二者之间的关系曲线，根据其余各截面在各载荷等级下钢筋应变平均值(εsij)，再通过关系曲线可以得到各截面在各载荷等级下的桩身混凝土弹性模量(Ecij)。

(3)某一量测截面在第i级荷载下的桩身轴力(Pij)计算公式

Pij=Ecij·Acij·εcij·Esij·Asij·εsij

(1)

式中：Pij、Ecij、Esij、Acij、Asij、εcij、εsij分别为试桩某一截面在第i级荷载下的桩身轴力、混凝土弹性模量、钢筋弹性模量、截面处混凝土面积、钢筋总面积、混凝土应变和钢筋应变。

(4)钢筋应力计受力的计算公式

(2)

εsij=Psij/(Es·Asi)

(3)

式中：Psij—第i量测截面处在j级荷载下应力计所受轴向力；Fij—第i量测截面处在j级荷载下实测频率值；Fi0—初始频率值；k—应力计标定系数；Asi—应力计面积。

(5)桩侧摩阻力(fij)计算公式

(4)

式中：fij—第i截面至i+1截面之间在第j级荷载量下的桩侧摩阻力(按均布计算)；Pij为i截面在j级荷载量下的轴力；Ai为i截面至i+1截面之间的桩侧面积。

桩侧摩阻力测试采用GJ-16型振弦式钢筋应力计，布置于不同性质土层(残积砾质粘性土、全风化花岗岩、砂土状强风化花岗岩、碎块状强风化花岗岩和中风化花岗岩)的界面处，对厚度较大的砂土状强风化层则增加量测截面。SZ1、SZ2和SZ3分别布置7个、7个和6个量测截面，每个量测界面设3只钢筋应力计(基本呈120°对称布置)，其中第一个量测界面位于桩顶下约1.5 m，用作混凝土弹性模量的标定。由于试桩仅进入中风化花岗岩0.5 m，其端阻力值近似等于桩底部量测截面的桩身轴力，因此未在桩底埋设压力盒。

钢筋应力计采用绑扎法固定在钢筋笼内侧，并与桩身纵轴线平行。在静载试验加载前，先用频率计量测各钢筋应力计的初始频率Fi0，测读时间与桩顶沉降测读时间同时进行。

3 测试结果与分析

3.1 试桩Q-s曲线

SZ1、SZ2、SZ3 3根试桩设计最大加载量均为12 000 kN，荷载等级分10级，分级荷载为1 200 kN。根据抗压静载试验数据，绘制出3根试桩的Q-s曲线(图1～3)。

图1 SZ1桩静载试验Q-s曲线图Fig.1 Q-s curve of static load test of SZ1 pile

SZ1桩试验荷载加至4 800 kN时，沉降量为5.45 mm，稳定时间为2.0 h；荷载加至6 000 kN时，沉降量为24.63 mm，2级累计沉降量为35.67 mm，稳定时间4.5 h；继续施加荷载7 200 kN时，桩顶沉降迅速增大，仅观测40 min，沉降量已达58.53 mm，3级累计沉降达94.20 mm，且无法稳定，故终止加载，最终压力稳定在6 320 kN附近。卸载至零后，回弹值4.16 mm，回弹率仅4.42 %。说明在试验过程中，桩周土体已破坏，取Q-s曲线明显陡降段的起点所对应的荷载6 000 kN为SZ1桩的单桩竖向抗压极限承载力。

SZ2桩和SZ3桩的Q-s曲线呈缓变型，累计沉降较小。试验荷载加至设计最大加载量12 000 kN时，桩顶累计沉降分别为15.36 mm和12.63 mm，均小于0.05D。荷载卸至零后残余沉降分别为9.04 mm和5.13 mm，回弹率达41.14 %和59.38 %。试验结果表明其桩周土阻力未充分发挥，SZ2桩和SZ3桩均未达到极限承载状态，当由沉降控制承载力时，其承载能力远大于12 000 kN。

图2 SZ2桩静载试验Q-s曲线图Fig.2 Q-s curve of static load test of SZ2 pile

图3 SZ3桩静载试验Q-s曲线图Fig.3 Q-s curve of static load test of SZ3 pile

图4 SZ1桩身轴力分布曲线图Fig.4 Axial force distribution curve of SZ1 pilebody

3.2 桩身轴力分布曲线

从3根试桩的轴力分布曲线(图4～6)可以看出，桩顶受竖向荷载后，桩身压缩而向下位移，桩侧表面受到土的向上摩阻力，桩身荷载通过发挥出来的侧摩阻力传递到桩周土层中，从而使桩身轴力随着深度递减。随着上部荷载的增加，各截面桩身轴力逐步增加，且荷载的传递深度也逐渐加深。

SZ2桩、SZ3桩在各级荷载下，桩身轴力随深度逐渐减小，在不同的土层中递减速率不同。在最大试验荷载12 000 kN时，桩端阻力约占桩顶荷载的37%，且端阻力还在继续发挥，具有摩擦端承桩的性质。SZ1桩在桩顶荷载为4 800 kN时，其侧阻力已充分发挥，下一级荷载下桩身轴力递减速率变化不大。

图5 SZ2桩身轴力分布曲线图Fig.5 Axial force distribution curve of SZ2 pilebody

图6 SZ3桩身轴力分布曲线图Fig.6 Axial force distribution curve of SZ3 pilebody

3.3 桩侧摩阻力分布曲线

从桩侧摩阻力随桩顶荷载变化关系曲线(图7～9)可以看出，随着桩顶荷载增加，桩土相对位移加大，桩侧摩阻力发挥得更为充分。

SZ1桩因桩底存在较厚沉渣，导致端阻力、侧阻力有较大的损失。在桩顶荷载为4 800 kN时，桩顶沉降达11.04 mm，桩侧各土层侧摩阻力已充分发挥。在桩顶荷载增加到6000 kN后，各土层侧阻力未增加，一些桩段甚至有下降的趋势，所增加的荷载均由端阻力承担。继续施加下一级荷载时，SZ1桩体发生刺入破坏，Q-s曲线发生陡降，累计沉降达94.20 mm，且无法稳定，最终桩顶荷载稳定在6 320 kN，此时端阻力已完全发挥，其值约2 030 kPa。

图7 SZ1桩侧摩阻力分布曲线图Fig.7 Curve of lateral friction resistance of SZ1 pile

SZ2桩在J1～J2桩段内，桩顶荷载为9 600 kN时，桩侧摩阻力增加已明显趋缓。达到最大加载量12 000 kN时，其侧阻增加很小，该曲线段呈平缓状。说明桩顶荷载为9 600 kN、桩顶沉降达9 mm时，桩侧摩阻力已充分发挥，之后基本稳定在51 kPa。在桩顶最大荷载12 000 kN作用下，J1～J2、J2～J3、J3～J4、J4～J5桩段土层侧摩阻力已充分发挥，而J5～J6、J6～J7桩段土层侧阻仍在增加之中，尚未完全发挥。因中风化嵌岩段仅0.5 m，J7量测截面已接近桩底， 其截面桩身轴力近似等于试桩的桩端阻力，由SZ2桩侧摩阻力曲线中可以看出，随着桩顶荷载增加，桩端阻力也在持续增加，桩顶荷载达到最大加载量12 000 kN时，J7截面桩身轴力为4 357 kN，桩端阻力5 550 kPa，由此推断桩端与持力层粘接较好，端阻力未充分发挥。

SZ3桩在桩顶最大荷载12 000 kN作用下，J1～J2、J2～J3、J3～J4桩段土层侧摩阻力已充分发挥，J4～J5桩段侧摩阻力接近充分发挥，J5～J6桩段侧摩阻力未充分发挥，而桩端阻力亦未完全发挥。

图8 SZ2桩侧摩阻力分布曲线图Fig.8 Curve of lateral friction resistance of SZ2 pile

图9 SZ3桩侧摩阻力分布曲线图Fig.9 Curve of lateral friction resistance of SZ3 pile

3.4 原因分析

桩的竖向承载力由2个因素决定。一是桩身的材料强度，即桩身质量；二是地基的强度，即地基土对桩的支承能力。这2个因素都制约着桩的竖向承载力[3]。SZ1、SZ2和SZ3等3根试桩的施工工艺相同，桩长接近，桩周土性质一致，SZ1桩的承载能力却远低于另外2根试桩，故应从桩身质量和桩周土的性状加以分析。

为取得动载、静载对比资料和积累工程检测经验，在静载试验前，对3根试桩进行了高应变法检测，检测结果表明3根试桩的桩身完整。其中SZ1桩的高应变实测曲线(图10)中发现，SZ1桩端处速度曲线呈明显正向反射，而承载力曲线为负向反射，与中风化花岗岩持力层的性状不符，而试桩进行过原位地质勘探，施工资料记录该桩已进入中风化0.5 m，所以判断桩底存在较厚沉渣。通过进一步了解SZ1桩施工情况，得知该桩施工过程正常，但在钢筋笼下笼结束2次清孔后，因道路原因混凝土无法运抵现场，在等待近50 h后，才开始浇注桩身混凝土，当时未再次清孔，造成孔底沉渣加厚。

图10 SZ1桩高应变实测曲线图Fig.10 High strain measurement curve of SZ1 pile

有关试验表明，沉渣的“软垫效应”导致桩在相同桩顶荷载下沉降量比正常桩加大，使桩端土承载力在允许的桩顶沉降下难以充分发挥，桩端阻力发挥受沉渣强度控制。同时造成桩侧摩阻力损失，沉渣越厚，侧阻力损失越大；受沉渣影响，单桩承载力损失最大可达70%以上[4]。 在静载试验中，SZ1桩的破坏方式以桩的“刺入破坏”为主，Q-s曲线发生陡降，其端阻力、侧阻力的损失可在最大试验荷载下桩周土阻力汇总表(表1)中进行对比分析。表1显示，SZ1桩中上部土层的极限侧阻力值仅为SZ2桩、SZ3桩中上部同性质土层的50%左右，而SZ1桩中下部土层的极限侧阻力值应低于SZ2桩、SZ3桩的50%，因SZ2桩、SZ3桩中下部土层侧阻未充分发挥，无法统计出具体比值。在允许的桩端沉降下，SZ1的端阻仅为2 030 kPa，若清底干净，桩端与中风化花岗岩持力层粘接良好，极限端阻力可达12 000 kPa以上。

表1最大试验荷载下桩周土阻力汇总
Table1Summaryofpilesoilresistanceofmaximumtestload

4 结语

(1)3根试桩的静载试验和桩侧摩阻力测试结果，符合荷载的传递机理和桩周土阻力发挥的规律。SZ2、SZ3 2根试桩测试与分析结果表明，在最大试验荷载12 000 kN作用下，桩顶累计沉降较小，桩身中上部土层侧摩阻力得到充分发挥，下部土层侧摩阻力和端阻力未充分发挥，具有较大潜力。测试结果可作为工程优化桩基设计的参考，尽可能发挥桩周土层阻力，以达到基础工程质量可靠，经济合理。

(2) SZ1桩因桩底沉渣较厚，造成桩侧阻力、端阻力损失，其抗压极限承载力仅为6 000 kN。工程桩基应严格按规范和设计要求进行施工，加强现场管理，特别注重下笼后灌注桩身混凝土前的2次清孔工序，必须清孔干净。建议增加桩底后注浆工艺，以消除桩底沉渣影响，提高桩的承载能力。

(3) 因考虑SZ1桩的长径比较大，故未采用钻芯法对桩端下的持力层性状作进一步对比验证。

1 JGJ 106—2014 建筑基桩检测技术规范.

2 桩基工程手册编委会.桩基工程手册.北京:中国建筑工业出版社，1995.

3 刘金砺.桩基础设计计算.北京:中国建筑工业出版社，1990.

4 刘俊龙.大口径灌注桩竖向承载力的影响因素及其评价.工程勘察，2001(2).