结合消阻护筒的试验桩桩侧摩阻力和桩端阻力试验研究

杜建华， 于全胜

(1. 石家庄铁路职业技术学院， 河北 石家庄 050041； 2. 中铁隧道集团第五建筑有限公司， 天津 300300)

结合消阻护筒的试验桩桩侧摩阻力和桩端阻力试验研究

杜建华1， 于全胜2

(1. 石家庄铁路职业技术学院， 河北 石家庄 050041； 2. 中铁隧道集团第五建筑有限公司， 天津 300300)

石家庄地铁人民广场站试桩采用静载试验方案加载测试，设计要求除进行承载力测试外，还需确定桩侧各土层的分层极限侧摩阻力和桩端土的端阻力，以及桩侧摩阻力和桩端阻力占单桩极限承载力和承载力特征值的比例。利用消阻双护筒消除无效土层的侧摩阻力，通过桩身应力观测，利用弹性力学公式推算桩身轴力、桩侧摩阻力及端阻力的分布及变化规律，为设计提供依据。结果表明： 1)双护筒消阻装置可直接消除无效土层段的侧摩阻力，使试验桩真实反映工程桩的实际承载力、侧摩阻力、端阻力及沉降值； 2)达到极限承载力时，桩侧总阻力占比65%～66%，桩端总阻力占比34%～35%； 达到承载力特征值时，桩侧总阻力占比76%～80%，桩端总阻力占比20%～24%； 试桩承载力类型均为端承摩擦桩； 3)局部范围内土层桩侧摩阻力表现为应力和位移的软化特征； 4)桩端持力层主要为卵石层，对承载力的贡献平均占比约30%。

地铁车站； 试验桩； 单桩承载力试验； 桩侧摩阻力； 桩端阻力； 单桩极限承载力； 单桩承载力特征值

0 引言

实际工程中，一般利用地质勘探报告中提供的各土层与桩侧的极限侧摩阻力标准值、极限端阻力标准值等土层力学参数，根据规范确定桩基承载力并进行桩基础设计。由于钻孔灌注桩承载力与具体工程地质情况、施工工艺等因素密切相关，承载力计算中所依据的各种土层力学参数具有一定离散性。因此，桩基数量较多的工程往往需要通过静载试验实测基桩承载力、桩侧摩阻力和桩端阻力分布等参数，进而验证基桩承载力、各土层力学参数取值的合理性，最终用于指导设计与施工。

国内专家和学者对桩基静载试验做了较多的研究和总结，提出了一些可借鉴的经验和方法。祝立君等[1]通过加载吨位达3 600 t的静载试验得出了基桩极限承载力及土层与桩侧摩阻力等基桩设计中的重要参数； 付文光等[2]总结分析了单桩承载力极限标准值、特征值、设计值及基本值等多个与单桩竖向抗压承载力相关的名词术语之间的复杂关系，阐明了这些名词术语的概念以及在相关规范中取舍的原因； 邹东峰[3]研究了超长灌注桩桩侧摩阻力、桩端阻力的发挥特性，结果表明荷载作用下超长桩的桩顶变形主要由桩身的压缩组成，桩端阻力对总承载力的贡献较小； 陈福江等[4]研究了高速铁路桥梁桩侧摩阻力与桩端阻力分布与发展过程； 张晓剑等[5]研究了超长整体加工双护筒设计与施工关键技术； 何现启等[6]采用钢筋计测试桩身轴力，通过计算得到桩身轴力随深度的变化规律，桩侧土的分层摩阻力，桩身的弹性压缩量，端承力和摩阻力的相互关系； 于全胜等[7-8]研发了一种消阻双护筒及配套的成桩方法； 张瑞坤等[9]研究了无锡地区大直径超长钻孔灌注桩竖向荷载下的桩侧摩阻力和桩端阻力发挥特点和荷载传递规律； 陈雪奖等[10]结合软土地区某工程大直径超长灌注桩的桩底后压浆技术，对桩底压浆前后的自平衡载荷试验成果进行对比分析，研究了桩底后压浆对桩端阻力、桩侧摩阻力和竖向承载力的影响； 刘贵强等[11]通过试验对桩端后注浆技术的作用机制及后注浆对桩侧摩阻力的影响进行了对比研究； 张利新[12]通过对试桩桩侧埋设的钢筋计的测试结果分析，得到不同土层在注浆后的极限侧摩阻力增强系数，并据此推断出抗压桩端阻力增强系数，从而得出实测值与规范值间的对应关系； 李锋[13]对比了假设桩身和钢筋的竖向变形量相同和假设桩身和钢筋单位体积变形量相同的2种桩身轴力的计算方法，结果表明按照桩身和钢筋的竖向变形量计算轴力较为合理； 杨进喜等[14]对软土地区后注浆超长钻孔灌注桩的承载性能进行了研究。

一般工程中，试验桩的桩顶标高与工程桩的桩顶标高相差不大，试验时直接在试验桩的桩顶施加荷载，即可测试单桩承载力、桩侧摩阻力和端阻力等。但是，当试验桩的桩顶标高与工程桩的设计桩顶标高相差较大时，二者之间的无效土层会对桩侧产生摩阻力，导致试验数据不能真实、准确地反映试验桩的承载力及桩侧摩阻力和桩端阻力分布。为了保证测试数据准确和真实，需要在试验桩中解决桩周无效土层摩阻力的消除问题。目前专门针对大直径、大吨位且需要消除部分桩侧摩阻力的静载试验研究较少。现有关于双护筒的相关技术方案受条件限制，不能直接应用于本工程，因此有必要对大直径、大吨位且需要消除部分桩侧摩阻力情况下如何开展桩基试验问题进行研究。

本文以石家庄地铁盖挖车站工程试桩静载试验为例，利用带有限位消阻轮和止水装置的消阻双护筒消除无效土层摩阻力，利用钢筋计进行现场测试研究，基于监测数据通过弹性力学公式推算桩身轴力、桩侧摩阻力及桩端阻力的分布与变化规律，并就试验结果与设计值进行对比分析，以期为设计提供依据。

1 工程概况

石家庄地铁人民广场站采用盖挖逆作法施工，施工阶段需在底板下设置工程桩作为中间竖向支撑，承担竖向荷载。为指导设计，设计了2组试桩，直径均为1 800 mm，桩身混凝土强度等级为C30，纵向主筋为24φ32。试桩1共3根，有效桩长26 m，桩顶标高52.02 m，桩底标高26.02 m，设计单桩竖向抗压极限承载力标准值为23 629 kN； 试桩2共3根，有效桩长23 m，桩顶标高44.93 m，桩底标高21.93 m，设计单桩竖向抗压极限承载力标准值为29 498 kN。为控制沉渣引起的桩基沉降并提高桩基承载力，要求采用桩端注浆。试验场地标高位于自然地面，标高分别为70.61、70.47 m。试桩1设计桩顶较场地自然地坪低约18.59 m，试桩2设计桩顶较场地自然地坪低约25.54 m。根据设计要求在桩身埋设应力测试元件，用以实测桩侧摩阻力和端阻力。试桩持力层主要为粉细砂、粉质黏土、粉土、细中砂、中粗砂和砂卵层等，桩端持力层为砂卵层，持力层范围内无地下水。

按照设计要求，需要对工程桩进行现场试验，为设计提供依据。设计要求通过试桩确定单桩极限承载力、承载力特征值及相应的沉降量是否满足要求； 确定各级荷载作用下，桩侧各土层的分层极限侧摩阻力和桩端土的端阻力，并确定桩侧摩阻力和桩端阻力占单桩极限承载力和承载力特征值的比例。

2 静载试验方案

2.1 双护筒及锚桩反力装置

由于试桩场地尚不具备大范围开挖条件，加载试验需在地面完成，为最大程度地模拟设计工程桩工况，观测系统选定在桩顶位置，选用锚桩反力装置和双护筒减摩工艺完成试验。为消除上部减摩部分桩身压缩量对沉降的影响，桩身沉降观测基准自设计桩顶标高处引出至地表。双护筒减摩及锚桩反力装置的组成如图1所示。

图1 双护筒减摩及锚桩反力装置的组成示意图(单位： mm)

Fig. 1 Sketch of composition of double-sleeve and anchor pile counterforce device (unit: mm)

2.2 消阻双护筒结构

双护筒需要解决内外护筒之间的防水问题和摩阻力消除问题，根据本工程研发的双护筒结构如图2所示。消阻装置主要由内护筒和外护筒组成，外护筒同轴套于内护筒的外侧，并且内护筒从外护筒两端伸出一定的长度(不小于500 mm)。内外护筒之间的摩阻力由设置于内外护筒之间的限位消阻轮消除。限位消阻轮包括滚轮、轮轴和滚轮支架，其中滚轮通过轮轴固定在滚轮支架上，滚轮支架焊接固定在内护筒外壁上。限位消阻轮环向至少设置3个，轴向间距2～4 m。限位消阻轮与外护筒内筒壁之间的间隙不大于5 mm，间隙过大不能保证试验桩成桩质量，间距过小可能会由于制作加工误差导致消阻轮与外护筒产生摩擦。外护筒的上端口和内护筒之间通过固定件连接固定，试验加载前固定件可以使用气割快速解除。外护筒的下端口焊接内环板(内环板外径与外护筒外径相同，内环板内径伸出外护筒内壁)，内环板和内护筒之间留有间隙，内环板下方设置外环板，外环板焊接在内护筒外壁上，在内环板和外环板之间设置密封条，保证混凝土不进入内、外护筒之间的空隙，并能保证在试验加载时内、外护筒能够顺利分离。

(a) 主视图

(b) 局部放大图

1—外护筒； 2—内护筒； 3—限位消阻轮； 4—环形泡沫板； 5—外环板； 6—密封条； 7—内环板； 8—固定件。

图2消阻双护筒结构示意图

Fig. 2 Sketch of structure of double-sleeve

2.3 结合消阻双护筒结构的试验桩制作

试验桩最短的护筒约19 m，最长的护筒约26 m。内外护筒若在地面套装会存在较大的安全隐患和可操作性问题，经反复研究，决定采用内外护筒地下套装、地面安装止水装置的试验桩制作方法[8]。制作步骤为： 1)分别在地面加工内护筒和外护筒，在内护筒上焊接安装限位消阻轮，外护筒底部焊接内环板； 2)第1次钻孔，孔深自地面至设计桩顶标高，孔径比外护筒外径略大； 3)将外护筒吊放至孔底； 4)继续钻孔(第2次钻孔)，孔深不小于500 mm，孔径比内护筒外径略大； 5)将内护筒吊入第2次钻孔孔底，外护筒的上端口和内护筒之间通过焊接固定件连接固定； 6)将内外护筒整体吊出孔外，孔外焊接内护筒外环板，安装止水条和泡沫板； 7)内外护筒整体吊入孔内，继续钻孔(第3次钻孔)至设计桩底标高，孔径为设计桩径，放入钢筋笼，浇筑水下混凝土，成桩养护； 8)解除外护筒的上端口和内护筒之间的固定件，试验加载，内外护筒自动分离，由于限位消阻轮摩擦力可以忽略，设计桩顶标高以上土体摩阻力即可消除，如图3所示。钻孔过程中一般需泥浆护壁以保证孔壁稳定。

图3 无效摩阻力消除原理示意图

2.4 主要仪器和设备

静载加卸载观测设备： 并联加载千斤顶，6×φ600； PDS-JY型静载荷试验仪； DINI03型电子水准仪。

应力观测设备： 频率测读仪406A。

辅助设备： 1)油泵，ZYBZ2-86型高压油泵； 2)锚桩反力架，异形梁4根(长12m)、锚桩连接筒4个、支座等； 3)基准梁，35型H型钢(长9 m)2根。

2.5 加载和卸载观测方法

试验采用慢速维持荷载法，加载过程分级进行，逐级等量加载。分级荷载预设为预估极限承载力的1/10，其中第1级取分级荷载的2倍，加载至符合终止条件然后卸载。卸载分级进行，每级卸载量取加载时分级荷载的2倍，逐级等量卸载。加载终止条件及承载力取值等依据现行规范[15]确定。

2.6 桩身应力测试

根据试桩设计要求，需完成如下测试项目： 1)桩的极限承载力及对应的桩侧总阻力、桩端总阻力； 2)桩的承载力特征值和相应位移，与桩的承载力特征值对应的桩侧摩阻力和桩端阻力。

桩的极限承载力和承载力特征值根据Q-S曲线特征可以确定，其余参数需通过桩身的应力观测才能确定。对于分层的桩侧摩阻力和位移则需计算桩身压缩量，进而获得桩身分层单位摩阻力随分层沉降的变化关系，由此获得最大桩侧阻力值及其对应的位移。

基于设计要求，桩身应力观测及计算的主要过程包括应力测试、摩阻力计算和桩身变形计算等。

2.6.1 钢筋计的设置和观测

测试采用频率式钢筋计，考虑到地层变化较复杂以及摩阻力和截面位移分析精度的需要，钢筋计的布置按照间距2 m分层布置，第1层作为标定断面布置在设计桩顶标高1 m处，每层布置钢筋计2支。试桩1自51.02 m至28.02 m按照2 m间距布置12层。试桩2自43.93 m至23.93 m按照2 m间距布置11层。钢筋计的固定采用一端帮焊、一端铰接。分级加载过程中，每级加载的前、后(加载后荷载稳定阶段)各测读一次钢筋计读数。

2.6.2 钢筋计应力转换

钢筋计的应力转换依据出厂校准证书提供的公式

(1)

式中：qi,j为第j个钢筋计第i级荷载读数换算的钢筋力，kN；Kj为第j个钢筋计的校准常数，kN/Hz2；F0,j为第j个钢筋计的空载读数，Hz；Fi,j为第j个钢筋计第i级荷载的读数，Hz。

每层有多个钢筋计时，可取有效读数所换算力的平均值。

2.6.3 标定桩身截面等效混凝土弹性模量

2.6.3.1 计算分级荷载作用下的Ecs

由于桩身的弹性模量并非常量，需要对其进行标定。桩顶附近摩阻力可以忽略，分级荷载作用下的弹性模量

(2)

式中：Ecs为桩身截面等效弹性模量，kPa；Qj为桩顶第j级竖向荷载，kN；As为单根钢筋横截面积，m2；Es为钢筋弹性模量，kPa；A为桩的横截面积，m2。

2.6.3.2 建立Ecs和q的函数关系

将Ecs和q的数据按照二次多项式构造的函数关系进行回归，得到Ecs的函数表达式

Ecs=a·q2+b·q+c。

(3)

式中a、b、c为量纲一的标定常数。

2.6.4 桩身轴力计算

根据实测钢筋力和对应的桩的弹性模量计算轴力

(4)

式中Tz为轴力，kN。

采用式(3)需要对桩身截面等效弹性模量进行大量的现场试验测定。在结构中钢筋混凝土和素混凝土的弹性模量相差在10%以内，这和配筋率有一定的关系。实际工作中，桩身等效弹性模量往往采用经验公式计算，将弹性模量乘以各自面积的百分比再相加。等效弹性模量要满足变形协调，即等效弹性模量=混凝土弹性模量+(钢筋截面面积/混凝土截面面积)×钢筋弹性模量。

2.7 桩侧摩阻计算

桩顶竖向荷载作用下各观测截面间桩侧摩阻力

(5)

式中：fj,z(i,i-1)为第j级荷载作用下，桩身第i至i-1段侧摩阻力，kPa；d为桩身第i至i-1段桩身平均直径，m；zi、zi-1为自桩顶起桩身深度坐标，m；Tj,z(i)、Tj,z(i-1)为距离桩顶分别为zi、zi-1深度时第j级荷载作用下桩的轴力，kN。

2.8 桩身分段沉降计算

桩身分段压缩量

(6)

式中： Δsk,0,j为第j级荷载作用下，桩身第k段即i至i-1之间的截面压缩量，mm；Ecsi、Ecs(i-1)为对应轴力Tj,z(i)、Tj,z(i-1)的桩身等效弹性模量，kPa。

桩身总压缩量

(7)

式中：sj,0为第j级荷载作用下桩身总压缩量，mm；n为桩的分段数，自标定断面以下的第1个观测断面起算。

桩底沉降量

sj,b=sj-sj,0。

(8)

式中：sj,b为第j级荷载作用下桩底总沉降量，mm；sj为第j级荷载作用下桩顶总沉降量，mm。

桩身任一观测断面沉降量及桩身压缩量可按式(9)或(10)计算：

sj,i=sj,0,i→n+sj,b；

(9)

(10)

式中：sj,i为第j级荷载作用下桩身第i截面的总沉降量，mm；sj,0,i→n为第j级荷载作用下桩身自i至n截面的总压缩量，mm。

3 试验分析

试桩采用声波透射法检测，有效桩顶下部实测数据的声学参数均无异常，无声速低于低限值异常，实测桩身各剖面混凝土波速在4 197～4 557 m/s范围内变化，平均波速为4 365 m/s，试桩均判定为Ⅰ类桩。

3.1 双护筒消阻功能判断

双护筒结构自身具备消阻功能和内外护筒加载自动分离功能，只要保证试桩混凝土浇筑时无水泥浆流入内外护筒之间，就可保证实现消阻功能。即便是限位消阻轮与外护筒接触，消阻轮与外护筒之间的摩擦力也可以忽略不计。为了检验消阻效果，现场采取如下方法： 1)在内外护筒之间的空隙内放入测绳和带光源的高清摄像头检查内外护筒之间的空隙内有无水泥浆液流入； 2)加载时观测外护筒顶部沉降和试桩顶部沉降，比较二者相对沉降值； 3)加载时将高清摄像头放至外护筒底部，检查内外护筒的分离情况。检查发现： 内外护筒之间的空隙内无水和水泥浆，止水条清晰可见； 加载时外护筒顶部与试桩顶部的沉降差随着荷载的增加不断增大，外护筒顶部与周围地表无相对沉降； 通过高清摄像头发现加载时内外护筒底部的止水装置逐渐分离。检查结果表明： 内外护筒止水装置止水效果可靠，加载时内外护筒可自动分离，无效土层的摩阻力自动消除，试验得到的数据真实准确。

3.2 承载力分析

试桩1和试桩2获得的Q-S曲线均呈缓变形状，故按相对沉降量确定单桩极限承载力。设计要求承载力特征值时沉降量不大于20 mm，根据承载力特征值与极限值的量值关系，单桩承载力达到极限值(2倍特征值)时，其沉降量也按2倍设计沉降量控制，故可按40 mm沉降量取定单桩竖向抗压承载力极限值，试桩1和试桩2承载力分析结果见表1和表2。试桩1单桩竖向抗压极限承载力统计值为23 629 kN； 相应的单桩竖向抗压承载力特征值为11 815 kN，最大相应位移为4.83 mm，小于20 mm，满足设计要求。试桩2单桩竖向抗压极限承载力统计值为34 414 kN； 相应的单桩竖向抗压承载力特征值取17 207 kN，最大相应位移为3.77 mm，小于20 mm，满足设计要求。

表1试桩1极限承载力、承载力特征值及对应的沉降

Table 1 Ultimate bearing capacity, characteristic value of bearing capacity and settlement of test pile 1

桩号极限承载力/kN极限承载力相应位移/mm承载力特征值/kN承载力特征值相应位移/mm1-12362911．48118154．831-2236298．78118153．051-32362911．72118154．77平均值2362910．66118154．22

表2试桩2极限承载力、承载力特征值及对应的沉降

Table 2 Ultimate bearing capacity, characteristic value of bearing capacity and settlement of test pile 2

桩号极限承载力/kN极限承载力相应位移/mm承载力特征值/kN承载力特征值相应位移/mm2-13244821．39162243．662-23539820．36176993．122-33539819．45176993．77平均值3441420．40172073．52

试桩1加载终止条件为： 试桩1-1已加载至25 993 kN，2号锚桩上拔量突增； 试桩1-2已加载至设计预估的加载量，继续加载时锚桩与加载设备连接钢筋断裂； 试桩1-3已加载至25 993 kN，4号锚桩上拔量突增，锚桩与加载设备连接钢筋断裂。试桩1-1、1-3加载至25 993 kN时荷载维持时间过短，故舍去该级数据，最大试验荷载按23 629 kN取定。通过终止条件可知，单桩抗压承载力按照规范规定取23 629 kN，满足规范要求，但其实际极限承载力要大于23 629 kN。

试桩2加载终止条件为： 试桩2-1已超过设计预估的最大加载量，10号锚桩上拔量突增； 试桩2-2和试桩2-3已至加载能力极限。试桩2单桩竖向抗压极限承载力统计值为34 414 kN，约为设计单桩极限承载力29 498 kN的1.17倍。

3.3 桩侧和桩端总阻力分析

根据实测钢筋应力可由式(4)和式(5)计算得到桩身轴力和桩侧摩阻力。试桩1-1轴力分布、摩阻力分布及侧摩阻力、端阻力分布见图4—6。

图4 试桩1-1在不同荷载下的轴力分布

图5 试桩1-1在不同荷载下的侧摩阻力分布

图6 试桩1-1侧摩阻力和端阻力分布曲线

依据前述承载力分析结果、桩身轴力和桩侧摩阻力，分别计算对应于单桩极限承载力和单桩承载力特征值时的摩阻力、沉降等数值。试桩1桩侧极限摩阻力及相应位移统计结果见表3。试桩1和试桩2达到极限承载力时和承载力特征值时桩侧总侧摩阻力和端阻力分析结果分别见表4-7。由表4和表5可知，试桩1达到极限承载力时，桩侧摩阻力和桩端阻力占比分别为65%和35%； 试桩2达到极限承载力时，桩侧摩阻力和桩端阻力占比分别为66%和34%。由表6和表7可知，试桩1达到承载力特征值时，桩侧摩阻力和桩端阻力占比分别为80%和20%； 试桩2达到极限承载力时，桩侧摩阻力和桩端阻力占比分别为76%和24%。结果表明，试桩的承载力类型均为端承摩擦型。

表3 试桩1桩侧极限摩阻力及相应位移统计表

表4试桩1达到极限承载力时桩侧总侧阻和端阻分析

Table 4 Analysis of total side resistance and end resistance of piles 1 under ultimate bearing capacity

桩号极限承载力/kN桩侧摩阻力/kN侧阻比例/%桩端阻力/kN端阻比例/%1-123629133125610318441-22362913875599755411-3236291860579502421平均值236291526465836635

表5试桩2达到极限承载力时桩侧总侧阻和端阻分析

Table 5 Analysis of total side resistance and end resistance of piles 2 under ultimate bearing capacity

桩号极限承载力/kN桩侧摩阻力/kN侧阻比例/%桩端阻力/kN端阻比例/%2-132448204006312048372-235398242236811174322-33539823153651224535平均值3441422592661182234

表6试桩1达到承载力特征值时桩侧总侧阻和端阻分析

Table 6 Analysis of total side resistance and end resistance of pile 1 under characteristic value of bearing capacity

桩号承载力特征值/kN相应位移/mm桩侧摩阻力/kN侧阻比例/%桩端阻力/kN端阻比例/%1-1118154．838162693652311-2118153．059966841849161-3118154．771039688141912平均值118154．22950880230720

表7试桩2达到承载力特征值时桩侧总侧阻和端阻分析

Table 7 Analysis of total side resistance and end resistance of pile 2 under characteristic value of bearing capacity

桩号承载力特征值/kN相应位移/mm桩侧摩阻力/kN侧阻比例/%桩端阻力/kN端阻比例/%2-1162243．6610800675424332-2176993．1215476872223132-3176993．771331475438525平均值172073．521319776401124

3.4 桩侧摩阻力荷载位移规律

由表4—7可知， 桩侧摩阻力提供了大部分的承载力。因此，在单桩极限承载力的计算中, 如何准确选取工程地质条件下各土层的极限侧摩阻力十分重要。作为主要设计依据的地质勘察报告提供值与桩侧摩阻力的实测值的相符程度需要做比对分析。

3.4.1 分层摩阻力分析

试桩1各土层实测极限摩阻力见表8。由表8可知，除⑥4和⑥2层实测摩阻力比设计值小外，其余土层实测摩阻力均比设计值大。参考临近钻孔，并结合施工钻孔资料，由于桩基成孔揭示的土层与临近的勘探钻孔揭示的土层存在较大的差异，实测土层极限摩阻力与设计土层极限摩阻力存在一定的差异。

表8试桩1土层实测摩阻力与设计摩阻力对比

Table 8 Comparison between measured friction resistance and design friction resistance of pile 1

土层代号土层名称土层厚度/m实测极限摩阻力/kPa设计极限摩阻力/kPa⑤1、⑤2粉质黏土4．1013460⑥1细中砂3．009970⑥4粉质黏土2．503760⑥2中粗砂3．805160⑦1粉质黏土6．7012470⑦3、⑦4粉细砂2．9016975⑧2卵石2．1921170

3.4.2 摩阻力发挥类型分析

将加载过程中获得的摩阻力分布与分层沉降量结果进行汇总，可得到摩阻力发挥进程曲线。试桩1-1和试桩2-1摩阻力发挥进程曲线分别见图7和图8。

根据摩阻力发挥进程曲线，试桩1桩侧摩阻力5～13 m范围随着应力或位移增大摩阻力呈现软化(即减小)状态，其余土层在整个加载阶段多表现为应力或位移的强化(即随着荷载和位移增大，摩阻力也持续不同程度地增大)。

试桩2桩侧摩阻力发挥类型和试桩1整体较为类似，但也有不同，试桩2桩侧摩阻力7 m以上范围随着应力或位移增大摩阻力呈现软化(即减小)状态，8～12 m在整个加载阶段多表现为应力或位移的强化(即随着荷载和位移增大，摩阻力也持续不同程度增大)，13 m以下在整个加载阶段多表现为应力或位移的强化程度逐渐减弱平稳，摩阻力逐渐减弱，端阻力逐渐增强。

图7试桩1-1在不同测点到设计桩顶距离下的摩阻力发挥进程曲线

Fig. 7 Friction process curve of pile 1-1 under different distances between monitoring point and design pile top

图8试桩2-1在不同测点到设计桩顶距离下的摩阻力发挥进程曲线

Fig. 8 Friction process curve of pile 2-1 under different distances between monitoring point and design pile top

3.5 桩端阻力荷载位移规律

通过桩身轴力和桩侧摩阻力计算，可得到桩端阻力值。试桩达到极限承载力和承载力特征值时桩端阻力见表4—7。经分析，桩端阻力与沉降的关系曲线见图9和图10。

图9 试桩1桩端阻力发挥程度曲线

桩端持力层为⑧2卵石层，设计极限端阻力标准值为3 000 kPa。试桩1和试桩2达到极限承载力时端阻力平均值分别为3 289 kPa和4 648 kPa，均超过了3 000 kPa。实测试桩1和试桩2最大桩端阻力分别为4 057 kPa和4 814 kPa，承载力达到极限值时端阻力占总承载力比例大部分超过30%。由2组桩端阻力发挥程度曲线形态分析，当桩顶沉降大于1 mm后，桩端阻力随着桩顶位移增大而明显增加，桩端持力层已经明显开始发挥承载作用。

图10 试桩2桩端阻力发挥程度曲线

3.6 桩周主要持力层分析

根据获得的试桩1、2的轴力分布曲线，结合地质钻孔资料及Q-S曲线，对桩周地层产生的承载力贡献程度进行分析，用以比较2组试桩单桩承载力的差异及形成机制。

试桩1的桩周主要地层为第⑤层(含该层的1、2亚层)，对承载力的贡献平均占17%； 第⑥层(含该层的1、2、4亚层)对承载力的贡献平均占15%； 第⑦层(含该层的1、3、4亚层)对承载力的贡献平均占23%； 第⑧2层对承载力的贡献平均占14%。桩端持力层为第⑧2层，对承载力的贡献平均占31%。故试桩1桩周主要持力层为第⑦层(含多个亚层)。

试桩2的桩周主要地层为第⑥层(含该层的1、2、4亚层)，对承载力的贡献平均占32%； 第⑦层(含该层的1、3、4亚层)对承载力的贡献平均占32%； 第⑧2层对承载力的贡献平均占6%。桩端持力层为第⑧2层，对承载力的贡献平均占29%。故试桩2桩周主要持力层为第⑥层(含多个亚层)和第⑦层(含多个亚层)。

综合试桩1、2桩周地层对承载力的贡献，可知2组试桩桩周主要持力层为第⑥层(含多个亚层)、第⑦层(含多个亚层)，对承载力的贡献平均占52%。桩端持力层为第⑧2层，对承载力的贡献平均占30%。

4 结论与讨论

1)双护筒结构具有止水效果好、加载时内外护筒自动分离、能保证成桩质量、节省施工和试验费用等优点，可直接消除无效土层段的摩阻力，使试验桩直接真实反映工程桩的实际摩阻力及沉降值，且可用于现浇钢筋混凝土截面模量检查校核。

2)试验结果表明试桩实测极限承载力与设计极限承载力的结果基本一致，实测单桩极限承载力、承载力特征值及其相对应的位移值均满足设计要求。达到极限承载力时，桩侧总阻力占比65%～66%，桩端总阻力占比34%～35%； 达到承载力特征值时，桩侧总阻力占比76%～80%，桩端总阻力占比20%～24%； 试桩承载力类型为端承摩擦桩。

3)试桩1设计桩顶标高以下5～13 m范围内，试桩2设计桩顶标高以下7 m范围内，桩侧阻力表现为应力和位移的软化特征，其余范围基本表现为强化特征。摩阻力发挥呈现应力和变形的强化特征对于工程是有益的，即当荷载超过设定承载力值一定幅度时，对于强化型桩周土，只要桩身强度不发生破坏，桩的承载力不会失效，仅会引发进一步的沉降。而软化型桩周土超过设定承载力时，承载力可能降低或消失，有可能对工程造成明显危害。

4)桩周土除粉质黏土⑥4、中粗砂⑥2实测极限摩阻力比设计值略小外，其余土层实测摩阻力均比设计值大50%～90%； 桩端持力层⑧2卵石层实测极限端阻力约为设计极限端阻力的1.3～1.6倍。

5)试桩1桩周主要持力层为第⑦层，对承载力的贡献平均占23%，桩端持力层为第⑧2层，对承载力的贡献平均占31%。试桩2桩周主要持力层为第⑥层和第⑦层，对承载力的贡献平均占52%。桩端持力层为第⑧2层，对承载力的贡献平均占30%。

桩身截面等效模量的测定方法对桩侧阻力和桩端阻力测试结果有直接影响，在测试时若在桩顶多浇筑一段不设内护筒的混凝土并埋设钢筋计，则可较为准确地测定桩身截面等效模量。由于土层分布复杂，钢筋计的埋设点不一定是土层的分界点，如何更加准确地测定各层土的桩侧阻力有待于进一步研究。双护筒消阻效果除了直观的判断外，试验时若在设计桩顶标高截面埋设有钢筋计，则可以通过钢筋计算得到的设计桩顶标高处的轴力值与试验加载值对比，更加客观准确地评价双护筒消阻效果。

[1] 祝立君, 刘传新, 孙继军. 大直径钻孔灌注桩静载试桩设计与实践[J].公路, 2016(4): 131.

ZHU Lijun, LIU Chuanxin, SUN Jijun. Design and practice of large diameter bored pile static load test pile[J]. Highway, 2016(4): 131.

[2] 付文光, 吴旭君, 卓志飞. 有关单桩竖向抗压承载力的几个概念辨析[J].岩土工程学报, 2013, 35(增刊2): 1167.

FU Wenguang, WU Xujun, ZHUO Zhifei. Some concepts about vertical compressive bearing capacity of single pile[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013, 35(S2): 1167.

[3] 邹东峰. 北京超长灌注桩单桩承载特性研究[J]. 岩土工程学报, 2013, 35(增刊1): 388.

ZOU Dongfeng. Behaviors of bearing capacity of ultra-long bored piles[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013, 35(S1): 388.

[4] 陈福江, 马建林, 朱林, 等. 高速铁路桥梁桩侧摩阻力与桩端阻力分析[J]. 铁道建筑, 2013(6): 41.

CHEN Fujiang, MA Jianlin, ZHU Lin, et al. Analysis of friction resistance and end resistance of pile in high speed railway bridge[J]. Railway Engineering, 2013(6): 41.

[5] 张晓剑, 余地华, 侯玉杰, 等. 天津高银117大厦超长双护筒设计与施工关键技术[J]. 施工技术, 2015, 44(14): 1.

ZHANG Xiaojian, YU Dihua, HOU Yujie, et al. The key technology of design and construction of super-long double protecting tube of Tianjin Gaoyin 117 Building[J].Construction Technology, 2015, 44(14): 1.

[6] 何现启, 李桂生, 彭凌星, 等. 湖南某桥梁冲孔灌注桩桩侧摩阻力测试研究[J]. 勘察科学技术, 2016(4): 32.

HE Xianqi, LI Guisheng, PENG Lingxing, et al. Research on side friction test of boring cast-in-situ pile for a bridge in Hunan[J]. Site Investigation Science and Technology, 2016(4): 32.

[7] 于全胜, 赵胜, 崔喆鑫, 等. 一种大直径超长试验桩消阻套筒: CN204803928U[P]. 2015-11-25.

YU Quansheng, ZHAO Sheng, CUI Zhexin, et al. A kind of large diameter overlength test pile-used sleeve: CN204803928U[P]. 2015-11-25.

[8] 于全胜, 赵胜, 崔喆鑫, 等. 一种大直径超长试验桩制造施工方法: CN105040681B[P]. 2017-01-25.

YU Quansheng, ZHAO Sheng, CUI Zhexin, et al. Construction method for a large diameter overlength test pile: CN105040681B[P]. 2017-01-25.

[9] 张瑞坤, 石名磊, 倪富健, 等. 无锡大直径超长钻孔灌注桩承载性状试验研究[J]. 东南大学学报(自然科学版), 2012, 42(6): 1194.

ZHANG Ruikun, SHI Minglei, NI Fujian, et al. Experimental study of the bearing properties of large-diameter and super-long bored pile in Wuxi[J].Journal of Southeast University (Natural Science Edition), 2012, 42(6): 1194.

[10] 陈雪奖, 张伟, 李建生, 等. 大直径超长灌注桩桩底后压浆施工技术及现场试验研究[J]. 佳木斯大学学报(自然科学版), 2016, 34(5): 714.

CHEN Xuejiang, ZHANG Wei, LI Jiansheng, et al. Field loading tests and construction technology on large-diameter and super-long and base post-grouted cast-in-place plies[J]. Journal of Jiamusi University(Natural Science Edition), 2016, 34(5): 714.

[11] 刘贵强, 杨文, 高小平, 等. 钻孔灌注桩桩端后注浆试验研究[J]. 工程与建设, 2015, 29(6): 796.

LIU Guiqiang, YANG Wen, GAO Xiaoping, et al. Experimental study of post grouting of bored pile[J]. Engineering and Construction, 2015, 29(6): 796.

[12] 张利新. 石家庄地区后注浆灌注桩侧阻力及端阻力增强系数取值的试桩研究[J]. 建筑结构, 2014, 44(1): 66.

ZHANG Lixin. Test research on value of side resistance improvement coefficient and end resistance improvement coefficient of post grouting filling piles in Shijiazhuang area[J]. Building Structure, 2014, 44(1): 66.

[13] 李锋. 钢筋应力计在桩身轴力测试中的计算方法[J]. 浙江水利水电学院学报, 2015, 27(2): 62.

LI Feng. Calculation of pile body axial force in reinforcement stress-count[J]. Journal of Zhejiang University of Water Resources and Electric Power, 2015, 27(2): 62.

[14] 杨进喜, 丁永君. 后注浆超长钻孔灌注桩抗压承载力试验研究[J]. 建筑结构, 2014, 44(22)： 86.

YANG Jinxi, DING Yongjun. Experimental research on compression bearing capacity of super-long bored pile with post-grouting[J]. Building Structure, 2014, 44(22): 86.

[15] 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.

Technical code for testing of building foundation piles： JGJ 106—2014[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2014.

ExperimentalStudyofSideFrictionResistanceandEndResistanceofTestPilewithDoubleSleeves

DU Jianhua1, YU Quansheng2

(1.ShijiazhuangInstituteofRailwayTechnology,Shijiazhuang050041,Hebei,China; 2.TheFifthConstructionCo.,Ltd.ofChinaRailwayTunnelGroup,Tianjin300300,China)

The static loading test is used to test the pile of Renminguangchang Station of Shijiazhuang Metro. The test of bearing capacity of the pile, determination of the ultimate side friction resistances of every soil layer and pile end resistance and the ratios of pile side friction resistance and pile end resistance to the ultimate bearing capacity and characteristic value of bearing capacity of single pile are required in design. The double-sleeve is used to eliminate the pile side friction resistance of the invalid soil layer; the distribution and variation of the axial force, side friction resistance and end resistance of pile body are calculated by the elasto-mechanical formula, which provides reference for project design. The results show that: 1) The double-sleeve can directly eliminate the friction resistance of the invalid soil layer, which can actually reflect the bearing capacity, friction resistance, end resistance and settlement value of the test pile. 2) When the ultimate bearing capacity is reached, the total side resistance of the pile is about 65%-66%, and the total end resistance of the pile is about 34%-35%; when the characteristic value of bearing capacity is reached, the total side resistance of the pile is about 76%-80%, and the total end resistance of the pile is about 20%-24%; the bearing capacity of the test pile presents end bearing friction. 3) The side friction resistance of the pile in local range presents softening characteristic of stress and displacement. 4) The bearing layer of pile end is mainly composed of cobble layer, which accounts for about 30% of the total bearing capacity.

metro station; test pile; bearing capacity test of single pile; pile side friction resistance; pile end resistance; ultimate bearing capacity of single pile; characteristic value of bearing capacity of single pile

2017-02-22;

2017-08-15

河北省重点研发计划项目(16275429)； 中铁隧道集团有限公司科技创新计划(隧研合2013-16)

杜建华(1979—)，男，河北石家庄人，2005年毕业于华南理工大学，结构工程专业，硕士，副教授，主要从事桥梁与隧道工程研究工作。E-mail： sirtdjh@163.com。

10.3973/j.issn.2096-4498.2017.11.005

U 45

A

2096-4498(2017)11-1387-09