泥岩地基打入式预制桩承载力时效性分析

2023-01-18张亚妹张立秦明光白晓宇闫楠张明义韩超

中南大学学报（自然科学版） 2022年11期

张亚妹，张立，秦明光，白晓宇，闫楠，张明义，韩超

(1.青岛理工大学土木工程学院，山东青岛，266520；2.山东省高等学校蓝色经济区工程建设与安全协同创新中心，山东青岛，266520；3.惠州大亚湾经济技术开发区工程建设安全监督站，广东惠州，516083；4.青岛上合基石投资发展集团有限公司，山东青岛，266318)

随着我国城市化进程加速，高层、超高层等大体量建筑逐渐兴起，对建(构)筑物基础的要求越来越高。预制桩具有承载力高、制作工艺简便、桩身强度大和施工效率高等诸多优点，在新型基础设施和城镇化建设中被推广应用。青岛地区泥岩分布广泛，因泥岩具有软化、泥化和崩解等特性[1]，在工程实践中，以泥岩作为桩基持力层时，预制桩打入之后常出现试桩承载力满足要求，而工程桩承载力不足的问题[2-4]。一旦出现此类问题，不仅严重影响工程后续正常工况，而且增加了工程成本。

国内外众多学者从理论分析、室内试验、现场试验和数值模拟等方面研究了泥岩等软岩地基预制桩承载性能。周家全等[5]建立了桩-岩界面的剪切本构模型，并结合滑移线法和荷载传递理论进行分析，发现桩-岩界面胶结作用直接影响软岩嵌岩桩的极限承载力；HU 等[6]在室内直剪试验的基础上建立了界面软化本构模型，结合数值模拟分析，发现混凝土-泥岩界面软化作用削弱了灌注桩的承载力；ZHANG 等[7]在软岩地区开口管桩静载试验基础上，结合软岩的节理模型开展了数值模拟，发现软岩的节理密度对管桩的承载力影响较大；XU 等[8]基于自平衡试桩法对吉林地区不同风化程度的泥岩地基大直径桩进行试验，建立了考虑桩径影响的双曲线模型，明确了桩侧极限摩阻力与单轴抗压强度的比值；程晔等[9]利用自平衡试桩法对泥岩地区嵌岩预制桩承载性能进行现场试验，发现存在桩身沉降异常、承载力不足现象，浸水大幅削弱了泥岩地基预制桩的承载力；宋富新[10]采用高应变和单桩抗压静载试验2种方法研究了泥岩地区预制桩的承载能力，发现桩端注水的预制桩并未出现承载力不足现象；苗德滋等[11]通过标准贯入试验与单桩竖向抗压静载试验，评价强风化泥岩地基嵌岩打入桩承载力，认为地下水是强风化泥岩崩解软化、基桩承载力不足的主要原因；吴同情等[12]针对重庆地区中风化砂岩和泥岩的特性，开展了中风化砂岩和泥岩的室内模型试验，从嵌岩深度和基岩特性2 个方面进行分析，发现桩身沉降随荷载增大均呈缓变型增大，在相同嵌岩比条件下，增加桩周岩层强度可提高嵌岩桩竖向抗压承载力。

近年来，软土地基中预制桩承载力的时间效应受到诸多学者的广泛关注[13-14]，张明义等[15]开展了饱和软黏土地基中静压PHC 管桩的隔时复压试验，发现在沉桩25 d 后，复压起动压桩力增长2.5倍以上，前期增长速率快而后期较慢，并认为桩侧黏性土抗剪强度提高导致承载力增加；李林等[16]通过离心模型试验和现场试验，发现天然饱和黏土中静压桩承载力的时效性是超孔压消散和土体触变恢复共同作用的结果，经过一定间歇期后超孔压消散是承载力增加的主要原因；李镜培等[17]采用离心模型试验，探讨了沉桩结束后静压桩承载力随时间的演化规律，沉桩结束后较短时间内，静压桩承载力大幅度增大，随着休止时间增加，承载力增幅变缓并趋于稳定。综上所述，人们对预制桩时间效应的研究主要集中在黏性土地基上，而对泥岩地基预制桩承载力的时间效应研究很少，张先伟等[18]通过室内外试验，研究顺德地区桩端泥岩软化特性，发现60 d 后桩端泥岩未出现软化现象，且桩端是否浸水、桩尖形式和桩芯密封状态对泥岩地区预制桩承载力影响较小，故认为泥岩的互层性是导致基桩承载力不足的主要原因。

本文结合青岛地区强风化泥岩地基的桩基工程，在不同休止时间对打入式预制桩进行多次单桩竖向抗压静载试验，分析泥岩地基中打入式预制桩承载力不足的原因，以期揭示泥岩地基打入式预制桩承载力时效性的演化规律，从宏观和微观角度讨论泥岩地基预制桩承载力降低的原因。

1 工程概况

研究的工程位于青岛地区，拟建场地为教学楼，场地原地貌为滨海浅滩，后经人工回填改造。场地内第四系覆土下有不同风化程度的泥质粉砂岩，稳定地下水位埋深0.50～4.00 m，土层分布及物理力学指标如表1所示。

表1 地基土层分布及力学指标Table 1 Distribution and mechanical index of soil layers

本工程采用桩基础，总桩数2 880根，其中地下车库桩数1 063根，均采用预制方桩，桩长为9～10 m，桩身截面长×宽为500 mm×500 mm，采用8.3 t 柴油锤打桩，以贯入度控制为主，标高为辅(贯入度不大于30 mm)。按照设计要求，以泥质粉砂岩强风化下亚带作为桩端持力层，桩端嵌入持力层的深度为2 m。通过工程勘察发现，泥质粉砂岩具有易风化、浸水易软化等特点，矿物组成以黏土矿物为主，矿物蚀变反应强烈。典型岩芯呈红褐色，较多呈碎块状，敲击易碎。勘探取出各岩层典型块状岩芯如图1所示。

图1 岩层典型块状岩芯Fig.1 Typical blocky core of rock formation

在室内对桩端持力层典型块状岩芯进行了点荷载试验，测得岩芯抗压强度如表2所示，推算地基承载力特征值fak=700 kPa，变形模量E0=40 MPa。该岩体属破碎的软岩，岩体基本质量等级为Ⅴ级，标准贯入试验锤击数N63.5为50击。

表2 持力层岩芯抗压强度Table 2 The compressive strength of the bearing layer core

2 试验概况

分别对3根试桩和2根工程桩进行单桩竖向抗压静载试验，其中对3 根试桩于7～9 d 内进行1 次静载试验，对2根工程桩以不同休止时间为时间节点进行多次单桩竖向抗压静载试验，试桩及工程桩工况及静载试验时间如表3 所示。需要说明的是，3根试桩和工程桩GCZ-233的单桩抗压极限承载力均为3 000 kN，工程桩GCZ-776的单桩抗压极限承载力为2 400 kN；静载试验均加载到单桩极限承载力设计值之后进行卸载，未进行破坏性试验。

表3 试桩及工程桩工况及静载试验时间Table 3 Condition and static load test time of test pile and engineering pile

本次静载试验设备由压重平台反力装置、加荷系统和量测系统组成，静载试验设备如图2 所示。根据设计提供的单桩极限承载力预估值为3 000 kN，试验最大加载量为3 000 kN，根据JGJ 106-2014“建筑基桩检测技术规范”分10 级加载，首次加载取分级荷载的2 倍，之后分级加载。卸载同样采用分级进行，每级卸荷量取加载时分级荷载的2 倍；卸载至零后，测量桩顶残余沉降量。试验时，以慢速维持荷载法加卸载，严格控制终止加荷条件。

图2 静载试验设备示意图Fig.2 Schematic diagram of static test equipment

3 试验结果

静载试验可为确定单桩抗压极限承载力、评价桩的变形及分析桩的破坏特征提供依据。下面依据3根试桩和2根工程桩的静载试验结果分析泥岩地基预制桩承载力随时间的演化规律。

3.1 试桩7～9 d休止时间内静载试验

3 根试桩的静载试验详细结果见表4，桩顶荷载-沉降(Q-s)曲线见图3。由图3可知：3根试桩的桩顶沉降随着荷载增加而增加，沉降速率稳定，曲线相对平滑，变化规律基本一致，未出现明显的拐点和转折，说明桩端持力层的承载性能较好；当加载至3 000 kN 时，试桩SZ-1，SZ-2 和SZ-3 的桩顶最大沉降量分别为9.52，11.29和8.50 mm，卸载完成时，残余沉降量分别为6.14，6.95 和4.48 mm，对应回弹率分别为35.5%，38.4%和47.3%，说明上述试桩桩身弹性工作性能良好，产生一定的压缩量，为典型的抗压桩静载试验曲线。

图3 试桩7～9 d休止时间的静载试验Q-s曲线Fig.3 Static load test Q-s curve of test pile with rest time of 7-9 d

表4 3根试桩单桩抗压静载试验结果Table 4 Single pile compressive static load test results of three test piles

根据DB37/T 5044—2015“建筑桩基检测技术规范”[19]中单桩抗压极限承载力确定方法，3根试桩的单桩抗压极限承载力均为3 000 kN，满足设计要求，但3 根试桩承载潜力尚未发挥。3 根试桩的有效桩长与休止时间无明显差异，试桩SZ-1 和SZ-2 的荷载-沉降曲线初期基本重合，第6 级加载后试桩SZ-2 沉降增大；试桩SZ-3 的荷载-沉降曲线与试桩SZ-1、SZ-2的荷载-沉降曲线呈现显著差异，经分析后认为上述现象与试验场地土层分布较复杂有关。可见7～9 d内单桩承载性能好，满足单桩竖向抗压承载力的要求。

3.2 工程桩在不同休止时间内静载试验结果

为了深入分析泥岩地基打入式预制桩承载力与休止时间及浸水软化的内在联系，先后对试桩同一场区的1根工程桩GCZ-233和相邻场区的1根工程桩GCZ-776 进行单桩竖向抗压静载试验，以不同休止时间以及浸水情况为控制点，分析承载力的变化规律，工程桩单桩竖向抗压静载试验结果见表5，荷载-沉降(Q-s)曲线见图4。

由表5与图4可知：对工程桩GCZ-233于沉桩7 d后进行首次静载试验，Q-s曲线分布规律与3根试桩的分布规律基本一致，卸载后回弹率较高，根据DB37/T 5044—2015“建筑桩基检测技术规范”[19]确定单桩抗压极限承载力为3 000 kN，满足设计要求；沉桩35 d后进行第2次静载试验，极限承载力降至2 700 kN；为了探究休止时间对本工程预制桩承载性能的影响，沉桩44 d后进行第3次静载试验，与第2次静载试验结果相近，极限承载力的降低幅度均为10%。

图4 不同休止时间的工程桩静载试验Q-s曲线Fig.4 Q-s curves of static load test of engineering piles with different rest times

表5 工程桩单桩抗压静载试验结果Table 5 Result of single pile compressive static load test of engineering pile

考虑该场区一定范围内，工程桩的承载力可能出现不同程度的降低现象，对相邻场区的工程桩GCZ-776 进行了静载试验。对工程桩GCZ-766于沉桩15 d 后进行首次静载试验，当桩顶荷载加载至2 400 kN时，Q-s曲线出现明显陡降，卸载后回弹率约为12.0%，根据DB37/T 5044—2015“建筑桩基检测技术规范”[19]确定单桩抗压极限承载力为2 100 kN，未达到设计值。为了进一步确定单桩承载力随时间的演化特征，对工程桩GCZ-776于沉桩32 d后再次进行静载试验，由Q-s曲线可看出，加载初期的桩顶沉降速率明显低于首次静载试验的桩顶沉降速率，单桩极限承载力降至1 960kN，降幅约为6.7%。究其原因，工程桩GCZ-233所在场区沉桩次日降雨，工程桩GCZ-766 于场区降雨后第14 d 完成沉桩，且场区内雨水赋存时间较长，桩端泥岩遇水发生软化，导致单桩承载力随时间延长而降低，这与程晔等[9]的研究结论一致。

由此可见，打入式预制桩单桩承载力与休止时间存在显著的关联性，具体表现为随着时间增长，单桩承载力降低，并且单桩承载力的降低存在一个滞后期，通过试验结果判断滞后期至少为15 d。本次试验受降雨的影响，认为导致单桩承载力不足的原因是桩端泥岩遇水软化，但分析结果的合理性有待进一步研究。

4 讨论

对于黏性土地基，预制桩的承载力具有时效性[20]，表现为随时间增长，单桩承载力逐渐增大，张明义等[15]对饱和黏性土地基中3根试桩在不同休止时间内进行静载试验，得出的结论与以上结果一致，其静载试验结果见图5。锤击沉桩过程中存在挤土效应，桩周饱和黏性土被挤密，孔隙水压力迅速升高，产生较大的超孔隙水压力，引起沉桩初期单桩承载力较低；但随时间增长，超孔隙水压力逐渐消散，固结效应将提高预制桩的承载力[21]；连续锤击对桩侧及桩端土体造成更大扰动，破坏了岩土层的原始结构，导致沉桩初期承载力较低；随着时间增长，黏性土的触变性导致土体部分强度逐渐恢复，单桩承载力有所提高。受固结效应和触变效应的影响，黏性土中预制桩承载力随着时间增长逐渐提高，表现出明显的时效性。但由于泥岩的力学特性与黏性土的力学特性不同，单桩承载力随休止期逐渐增大的现象在泥岩等软岩地基中鲜有出现。

图5 饱和黏性土地基预制桩不同休止期内静载试验结果[15]Fig.5 Static load test results of prefabricated piles in saturated cohesive soil foundation in different rest periods[15]

青岛地区地下水位较高，一般均高于泥岩埋深，以泥岩地基作为持力层的预制桩，在沉桩结束后，随时间推移和地下水渗流效应，桩端持力层(泥岩)会发生不同程度的软化现象，但无法精准确定软化程度和开始软化的具体时间。在本次试验中，3 根试桩和1 根工程桩GCZ-233 在7 d 休止时间内均未产生单桩承载力降低的现象，随着休止时间增加，工程桩GCZ-233 和GCZ-776 承载力不足。根据试验结果推断，预制桩从沉桩结束到单桩承载力降低存在一个滞后期，至少为15 d，推断实际上是地表水下渗需要一定时间；结合工程桩GCZ-233 沉桩次日降雨、桩端位置长时间处于浸水状态，工程桩GCZ-766 在降雨后14 d 完成沉桩等情况，通过分析认为工程桩出现单桩承载力不足的主要原因是桩端泥岩遇水软化，这与宋富新[10]的研究结果不一致，因此，泥岩地基中打入式预制桩的承载力降低问题有待进一步探究。

本工程下覆岩土层具有明显的互层性，地基土层分布见表1。按深度，砂岩和泥质粉砂岩相互堆叠，设计要求桩端持力层为强风化泥岩，互层导致预制桩桩端进入砂岩层，也可能导致预制桩单桩承载力不满足设计要求。

结合本工程桩端持力层岩性，认为泥岩软化的原因是岩石沉积过程中存在成岩作用较差的泥质胶结，泥质胶结的特性决定了沉积岩的工程性质，降雨和地下水渗流等对泥质胶结特性产生负面效应。泥岩微观组分大多以高岭石和伊利石等黏土矿物为主，其次为石英和长石等矿物，2种矿物混合黏结在一起形成了矿物颗粒骨架。在泥岩成岩过程中，矿物颗粒之间形成胶结。李桂臣等[22]基于离散元理论构建泥岩颗粒胶结模型，如图6所示。由图6可知：胶结类型可简化为碎屑颗粒之间的胶结(胶结Ⅰ)，黏土颗粒之间的胶结(胶结Ⅱ)和碎屑颗粒、黏土颗粒之间的胶结(胶结Ⅲ），泥岩强度低和遇水软化特性主要由岩体内部颗粒之间形成的胶结Ⅱ和胶结Ⅲ的数量决定。

图6 泥岩颗粒胶结模型[22]Fig.6 Mudstone grain cementation model[22]

微观试验研究表明[23-24]，泥岩的水文性质、力学性质与岩石的矿物成分、胶结类型密切相关。杨成祥等[25]通过CT断面成像技术实时观察泥岩细观结构的动态软化过程，发现泥岩在成岩过程存在细观裂隙，水分子浸入后导致泥岩中黏土矿物体积膨胀和可溶性碳酸盐溶解，产生负面力学效应，与JIANG 等[26]在扫描电镜和X 射线衍射试验条件下得到的结论一致。泥岩在长时间浸水过程中，水分子极易进入黏土矿物颗粒之间，形成极化的水分子层，颗粒间的泥质胶结逐渐溶解破坏，再加上黏土矿物吸水膨胀，造成泥岩内部产生不均匀应力以及微观裂纹、微孔隙等结构性损伤，大幅度降低泥岩的力学强度[27-29]，且与水岩作用时间具有高度相关性[30-32]；锤击沉桩引起桩端处的泥岩岩体碎裂或产生新的节理面，使桩端持力层一定范围内的泥质胶结受到损伤，在降雨、地下水渗流的作用下将加速泥质胶结溶解，上述耦合作用效应将持续弱化泥岩持力层的承载力。