大直径超长钻孔灌注桩荷载传递特性现场试验研究

杨磊

大直径超长钻孔灌注桩荷载传递特性现场试验研究

杨磊

（河南信息统计职业学院，450008，郑州//讲师）

通过无锡市地铁1号线高架桥段钻孔灌注桩试桩工程的现场静荷载试验及其桩身应力测试结果，分析层状地基中大直径超长钻孔灌注桩在竖向荷载作用下的荷载传递规律。试验结果表明：大直径超长钻孔灌注桩的荷载-沉降曲线无明显拐点，属缓变型；桩端承载力仅分担了桩顶最大加载值的6.8%，该试桩承载特征为典型的摩擦桩；桩身侧摩阻力与桩端阻力并不是同步发挥的，且两者之间相互影响；桩侧摩阻力呈由上而下逐步发挥的变化趋势；在具有相似物理力学特征的土层中，埋深对桩侧摩阻力的影响较显著，部分土层中桩侧摩阻力的实测值与规范的推荐值有明显差异。关键词大直径超长钻孔灌注桩；荷载传递；静载试验；桩侧摩阻力；桩端阻力

Author′s addressHenan Information and Statistics Vocational College，450008，Zhengzhou，China

大直径超长钻孔灌注桩［1-3］（桩长L≥50m，桩径d≥800mm）已在我国得到广泛使用。然而，此类桩的荷载传递机制研究仍不够深入，相应的桩身承载力的计算方法更不成熟。例如，现行规范［3］多采用中小直径桩的计算理论，并通过经验修正来反映大直径超长桩的承载性能。现行规范仅简单地考虑了或未考虑桩径、桩长等因素对钻孔灌注桩承载性能的影响。此外，由于大直径超长钻孔灌注桩的承载力一般较高，极难获得其完整的现场静载荷试验资料［4-13］。故大直径超长钻孔灌注桩荷载传递机制的研究成果仍较缺乏，迫切需要开展该方面的深入研究。

本文基于无锡市地铁1号线高架段钻孔灌注桩试桩工程的现场静载荷试验，通过对实测数据的分析整理，揭示了大直径超长钻孔灌注桩在层状地基土中的荷载传递特性，为该地区和类似工程地质条件下的大直径超长钻孔灌注桩的设计、施工提供参考。

1 工程概况及现场试验

1.1工程概况

无锡市地铁1号线高架桥段工程施工场区位于太湖冲湖积平原区，地层分布具有明显的层理性，且区域全线无变异性，采用大直径超长灌注桩的基础形式。为揭示该类桩的承载特性，开展了前期试桩，其中试桩直径D=1.2m，桩长L=55.0 m，长径比L/D=45.8。由试桩静载荷试验前后对桩身的超声波和低应变测试结果显示，试桩为I类桩。现场钻探资料揭示的试桩静荷载试验示意图如图1所示，其穿越的各层地基土相应的物理力学指标如表1所示。

图1 试桩静荷载试验示意图

表1 地基土物理力学指标

1.2现场试验

为了揭示桩顶竖向荷载作用下此类大直径超长灌注桩的荷载传递机制，试桩静载荷试验采用“四锚一”的锚桩反力梁法，通过工程锚桩为试桩提供荷载反力，现场静载荷试验如图2所示。试验中，根据TB 10002.5—2005《铁路桥涵地基和基础设计规范》的单桩承载力预测分析，将试桩加载级数分为11级，其中第1级荷载为2 400 kN，以后每级加载1 200 kN。为达到验证性试桩的技术要求，最大加载值为14 400 kN。试验方法采用慢速维持荷载法，并根据JGJ 106—2014《建筑基桩检测技术规范》对加载方法、加载稳定判定标准以及终止加载条件对试验进行严格控制。

为监测各级荷载作用下试桩桩身的内力及变形情况，基于上述场区地基土层的分布情况，在桩长范围内选取9个断面埋设VWR型振弦式钢筋计（见图1），每个断面埋设4只钢筋计，并在桩顶设置位移传感器，以监测桩的竖向位移；同时在锚桩顶设置大量程百分表以监测其上拔量。

图2 现场静载荷试验

2 现场试验成果分析

2.1荷载-沉降规律

图3、图4分别为试桩荷载-沉降（Q-S）曲线和沉降-时间（S-t）曲线。

图3 试桩Q-S曲线

图4 试桩S-t曲线

由图3、图4可以看出，随着竖向荷载的增加，试桩Q-S曲线和S-t曲线中没有出现极限破坏的特征，符合验证性试桩的技术要求。其中，试桩Q-S曲线表明，当试桩最终加载至最大荷载14 400 kN时，桩顶沉降为15.49mm；卸载后试桩回弹量为10.33mm，回弹率为66.7%。由此可知，作为验证性试桩，试验中桩顶的最大沉降量远没有达到规范中对大直径桩的极限位移（0.03 D=36mm）的规定，表明试桩在静载荷试验过程中仍未达到承载力极限状态；试桩的回弹性能表明桩身残余应力较小，桩顶大部分沉降在卸载后旋即恢复。此外，试桩S-t曲线尾部未出现明显向下弯曲的现象，即试桩沉降与时间的关系没有明显的改变，说明桩身未达到承载力极限状态。试验结果表明：作为验证性试桩，其单桩极限承载力QU＞14 400 kN，该数值满足设计要求。

2.2桩身轴力计算及传递特征分析

通过预埋设在试桩桩身的钢弦式钢筋计频率的换算对桩身轴力进行分析。换算计算时假定桩身为等截面，将程控测试所得的平均孔径作为计算桩径，且假定桩身材料呈线弹性状。桩身内力和位移的计算方法如下。

现场通过频率仪监测钢弦式钢筋计的输出频率，进而将其换算成钢筋应力σg，即：

式中：

k——钢筋计的测量灵敏度；

b——钢筋计的温度修正参数；

ΔF——钢筋计的实测频率差；

ΔT——钢筋计的实测温度差；

F——钢筋计的实时测量频率；

F0——钢筋计测量频率基准值；

t——钢筋计的实测温度值；

t0——钢筋计的基准温度值。

其中，钢筋计的标定参数k、b在出厂前均通过严格的计算后标定。由式（1）可推导出钢筋应变为：

式中：

εg——钢筋的应变；

Eg——钢筋的弹性模量。

桩身截面的轴力N为：

式中：

σgh——钢筋的等效应力；

Egh——桩身的等效弹性模量；

Eh——混凝土的抗压弹性模量；

ρs——试桩测试断面的配筋率；

A——桩身截面面积。

图5为试桩桩身各测试断面在各级荷载作用下的轴力。由图5可以看出，试桩桩身轴力分布曲线大致呈线性分布，主要是由于在桩顶竖向荷载作用下，桩身竖向压缩使得桩土之间发生相对位移，在桩身侧面产生摩阻力，进而竖向荷载沿桩身须克服桩侧摩阻力而向下传递，因此桩身轴力从桩顶到桩端呈逐渐衰减的变化趋势。其中，桩身轴力分布曲线上各区段的陡缓程度反映了该区段土层的侧摩阻力大小，曲线越缓表明侧摩阻力越大，反之侧摩阻力越小。

同时，由图5亦可看出，在加载初期，试桩桩身轴力曲线相对较陡，此时桩侧摩阻力较小，而随着桩顶竖向荷载的增大，桩身轴力分布曲线逐步变缓，说明在加载过程中，桩侧摩阻力逐渐减小；与之相对应，桩端轴力随桩顶竖向荷载的增大而逐渐增大。在加载初期，桩端轴力近乎为零，说明桩顶竖向荷载较小，此类深长桩的桩底阻力在加载初期几乎不起作用，竖向荷载主要由桩侧摩阻力来承担；而到了加载后期，如桩顶竖向荷载由10 800 kN增加到14 400 kN时，桩身轴力曲线由上而下逐渐趋于平行，说明桩侧摩阻力由上而下逐渐充分发挥作用。当桩顶竖向荷载增大到最大值14 400 kN时，桩端截面（即监测断面9）的计算轴力仅为1 216 kN，约为桩顶轴力的8.4%，表明桩顶竖向荷载近乎全部由桩侧摩阻力来承担，桩端轴力相对较小，试桩属于摩擦桩。

图5 桩身轴力分布曲线

2.3桩身侧摩阻力的计算分析

由静力平衡原理可知，两监测断面之间的桩身轴力差值即为该段桩身的侧摩阻力合力，即：

式中：

△N——第i桩段上下截面的轴力差；

Ni+1——第i桩段下截面的轴力；

Ni——第i桩段上截面的轴力；

Fi——第i桩段的侧摩阻力合力；

i——第i桩段的平均侧摩阻力；

Li——第i桩段的长度；

D——桩径。

由式（6）、式（7）可得：

同理可求得桩端反力为：

式中：

Qb——桩端反力；

Nd——监测断面9的轴力；

Ld——桩端至监测断面9的距离；

d——桩端至监测断面9的平均桩侧摩阻力。

图6各级桩顶荷载作用下桩侧摩阻力随深度分布曲线

图6 为各级桩顶竖向荷载作用下的桩侧摩阻力分布曲线。由图6可以看出，桩侧摩阻力由上而下逐渐发挥，桩身上部侧摩阻力先于下部发挥；随着桩顶竖向荷载的增加，桩身下部土层的侧摩阻力才逐渐发挥出来。同时，随着桩顶竖向荷载的不断增大，各土层的侧摩阻力亦表现出增速不同的特征。例如：试桩桩顶荷载增大到14 400 kN时，桩周上部（0～20 m）土层的侧摩阻力增幅降低甚至出现衰减现象，说明上部土层的侧摩阻力已达到或接近极限状态，但此时中下部土层的侧摩阻力仍在逐步发挥，表明桩身承载力并未达到自身的极限状态。

表2为各土层在桩顶竖向荷载作用下的侧摩阻力最大值、最大竖向荷载作用下的桩侧摩阻力值与JGJ94—2008《建筑桩基技术规范》推荐极限值的对比。由表2可以看出，规范中上部土层的最大极限侧摩阻力值为68 kPa，下部土层的极限侧摩阻力值为41 kPa，且各土层间的极限侧摩阻力差别不大。但从实测值来看，在未达到极限状态时的下部土层侧摩阻力比上部土层要大，这主要是因为：从地基土性上看，下部土层比上部土层较为坚硬密实，其所提供的侧摩擦系数也较大；而从应力水平上看，下部土层的竖向应力水平较高，由此提供的桩土界面法向应力也较高。由此可见，采用规范所得出的桩侧摩阻力极限值，仅考虑了土体物理力学特性对桩侧摩阻力发挥的影响，未考虑埋深效应对土层侧摩阻力的影响。对比实测中最大桩身侧摩阻力与最大竖向荷载作用下桩身侧摩阻力发现，除土层1及土层2表现出最大竖向荷载作用下的侧摩阻力小于最大侧摩阻力以外，其它土层的最大竖向荷载作用下的侧摩阻力均等于或近似等于最大侧摩阻力，这可能是由于桩顶在较大竖向荷载的作用下桩周上部土层出现剪切破坏，引起侧摩阻力削弱所造成的。

表2 实测桩侧摩阻力值与规范推荐值对比

2.4桩侧摩阻力-桩土相对位移变化关系

图7为计算得到的各级桩顶竖向荷载作用下的各监测断面处桩身位移分布曲线。由图7可以看出，在桩顶竖向荷载作用下，不同深度处桩身截面的沉降量由上到下呈非线性减小的变化趋势，且桩身各截面的沉降量随着桩顶竖向荷载的增大而增大。在本次试桩试验中，当桩顶竖向荷载达到最大值14 400 kN时，试桩桩端沉降与桩顶沉降的差值为10.83mm，约占桩顶沉降量（15.49mm）的69.9%，该差值即为桩身压缩量。因此，桩身压缩是桩顶沉降中不可忽视的一部分。此外，从桩身各截面的竖向位移量的变化趋势亦可以看出，桩身竖向位移由上而下逐渐减小，且随着桩顶竖向荷载的增大，桩身上部区域和下部区域的竖向位移量差值亦逐渐增大，这主要是由于桩侧摩阻力逐渐发挥所引起的。

图7桩顶各级竖向荷载作用下的桩身竖向位移曲线

图8 为各土层桩侧摩阻力与桩土相对位移的关系曲线。由图8可以看出，桩侧上部土层1、土层2和土层3的桩侧摩阻力分别在桩顶竖向荷载为4 800 kN、6 000 kN及8 400 kN的作用下就已达到极限值，相应的桩土相对位移分别为3.85 mm、4.10 mm及5.36mm；此后，随着桩顶竖向荷载的增大，桩侧摩阻力有所减小，桩侧摩阻力与桩土位移的关系曲线呈软化型，说明此时土层1、土层2及土层3具有剪切破坏的趋势，使得桩侧摩阻力具有一定的削弱；土层4、土层5的桩侧摩阻力在桩顶竖向荷载（10 800 kN）的作用下达到极限，此时桩土相对位移分别为7.81mm和8.01mm，此后桩侧摩阻力基本保持不变；当桩顶竖向荷载达到最大值（14 400 kN）时，土层7、土层8及土层9的桩侧摩阻力仍在增大，且该位置的桩土相对位移比上部土层明显偏小，说明桩侧下部土层未达到极限状态，仍具有一定的承载空间。

图8 各土层桩侧摩阻力与桩土相对位移曲线

2.5桩端阻力-桩顶竖向荷载的变化关系

由图1所示，监测断面9距离桩端最近，因而可近似认为桩端阻力值与该监测断面所量测的轴力值相等。图9为各级桩顶竖向荷载作用下的桩端阻力变化曲线。

由图9可以看出，加载初期（前2级荷载作用下）桩端阻力较小；直到第3级荷载4 800 kN时，桩端阻力才开始有所增大；且随着桩顶竖向荷载的进一步增大，桩端阻力的增长速率不断增大，但其量值仍较小，即使在最大竖向荷载作用下，桩端阻力也仅为1 085 kN，约占最大加载值的6.8%，说明桩端阻力仍存在一定的发挥空间，此时绝大部分桩顶竖向荷载仍由桩侧摩阻力来承担，因此该试桩承载特征为典型的摩擦桩。然而，对于此类大直径超长钻孔灌注桩来说，尽管桩周下部土层的侧摩阻力和桩端阻力一般都不会得到充分发挥，但有时桩顶沉降已达到设计限制，因此大直径超长钻孔灌注桩的极限承载力通常要由桩顶沉降来控制。

图9 各级桩顶竖向荷载作用下桩端阻力变化曲线

3 结论

本文依托无锡市地铁1号线高架桥段试桩工程，针对试桩的分层荷载传递特性进行研究分析，得出如下结论：

（1）大直径超长钻孔灌注试桩的Q-S曲线呈缓变型，没有显著的破坏点，桩端阻力最终仅占最大桩顶竖向荷载的6.8%，试桩承载特征属于摩擦桩；

（2）大直径超长钻孔灌注试桩的侧摩阻力由上而下逐步发挥，且随着桩顶竖向荷载的增大，桩周上部土层的侧摩阻力有剪切破坏趋势，一定程度上削弱了桩侧摩阻力，侧摩阻力-桩土相对位移关系曲线呈软化型；

（3）试验揭示土层的实测侧摩阻力与勘察报告推荐值有较大差异，分析表明土层埋深对桩周土层的侧阻力发挥影响较大；

（4）大直径超长钻孔灌注试桩荷载传递过程与普通桩存在较大差异，一般情况下桩周下部土层的侧摩阻力和桩端阻力都不会得到充分发挥，但考虑到桩顶沉降的设计要求，其极限承载力应由桩顶沉降来控制。

［1］阳吉宝，钟正雄.超长桩的荷载传递机理［J］.岩土工程学报，1998，20（6）：108-112.

［2］朱向荣,方鹏飞,黄洪勉,等.深厚软基超长桩工程性状试验研究［J］.岩土工程学报，2003，25（1）：76-79.

［3］中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑桩基技术规范：JGJ 94—2008［S］.北京：中国建筑工业出版社，2008.

［4］中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑基桩检测技术规范：JGJ 106—2014［S］.北京：中国建筑工业出版社，2014.

［5］中华人民共和国铁道部.铁路桥涵地基和基础设计规范：TB 10002.5—2005［S］.北京：中国铁道出版社，2005.

［6］胡庆立,张克绪.大直径桩的竖向承载性能研究［J］.岩土工程学报，2002，24（4）：491.

［7］石名磊，邓学钧，刘松玉.大直径钻孔灌注桩桩侧极限摩阻力研究［J］.建筑结构，2003，33（11）：13.

［8］徐新跃.软土地基大直径钻孔灌注桩承载力试验研究［J］.建筑结构，2004，34（12）：8-10.

［9］王陶，马晔.超长钻孔桩竖向承载性状的试验研究［J］.岩土力学，2005，26（7）：1053-1057.

［10］黄生根，龚维明.苏通大桥一期超长大直径试桩承载特性分析［J］.岩石力学与工程学报，2004，23（19）：3370.

［11］邓友生，龚维明，李卓球.超长大直径单桩荷载传递特性研究［J］.公路，2007（4）：73-76.

［12］吴鹏，龚维明，梁书亭.考虑深度效应的超长单桩荷载传递性状的研究［J］.岩土力学，2007，28（6）：1265-1268.

［13］程晔，龚维明，戴国亮，等.超长大直径钻孔灌注桩桩端承载力研究［J］.南京航天航空大学学报，2007，39（3）：407-411.

［14］赵春风，鲁嘉，孙其超，等.大直径深长钻孔灌注桩分层荷载传递特性试验研究［J］.岩石力学与工程学报，2009，28（5）：1020-1026.

Experimental Study of Load Transm ission Property for Large-diameter and Super-long Bored Piles

YANG Lei

The load transmission property of large-diameter and super-long bored pile in different soil layers under vertical load is analyzed，based on the measuring data of static load test and the pile stressmeasurement in a subway viaduct project of Wuxi City.The study indicates that the Q-s curves of large-diameter and super-long bored piles change gradually w ithout obvious failure features.The pile tested shows characteristics of typical friction piles because the load at the tip is only 6.8%of the total bearing capacity，the skin friction and tip resistance of the pile have mutual influence on each other and display asynchronously；the same situation also exists in side friction in soil layer，which demonstrates a top-down gradual changing trend.Burying depth has significant influence on the side friction of soil layers around the pile which has similar physical mechanical property，and some values about side friction are very different to the recommendation values according to themeasured data.

large-diameter and super-long bored pile；load transm ission；static load test；side friction of pile；tip resistance of pile

TU473.1

10.16037/j.1007-869x.2017.07.027

2016-07-29）