近年来, 随着城镇化的稳步推进, 城市人口不断增多, 全国各地高层建筑不断增多, 特别是高层住宅增加的最明显。然而, 这些高层建筑的基础是很多地区设计的一大难题, 需要采用具有较大承载力的基础承受上部结构传递的巨大荷载和地基沉降带来的变形。工程实践证明, 桩基础是最为常用的一种基础形式。

在地基层构造为土层、岩层的组合中, 桩基础桩端往往是嵌固在岩层中, 因此, 其承载力会受到地质条件的较大影响, 分析土岩组合地基中桩基承载特性变得非常重要。国内学者聂如松等^[1]、程晔等^[2]、龚维明等^[3]、戴国亮等^[4]报道了几座特大桥梁的桩基自平衡现场试验情况;王田龙等^[5]对贵州地区较破碎岩石的嵌岩桩承载特性进行了试验研究。但对于类似较复杂、特殊地质条件 (如贵州地区) 的工程建筑基础承载性能方面的研究还很缺失。鉴于此, 为了研究风化程度较高岩体中嵌岩桩的承载性能, 本文通过对贵阳某建设项目3根试验桩自平衡静载试验结果进行分析, 探讨了强风化泥质灰岩中桩基础的荷载传递规律及内力分布规律。

该工程项目位于贵阳市, 西南侧紧邻贵阳环城高速, 东南侧为航天路, 交通方便、位置佳。工程项目规划用地面积为86 868.77m², 总建筑面积为274 533.72m², 建设场区上部结构为高层建筑, 下部结构为2层地下室。根据该工程项目岩土工程勘察报告可知, 拟建场区为喀斯特溶蚀残丘地貌区, 以低中山地貌为主, 是比较典型的喀斯特低中山地区;场区位于溶蚀峰丛斜坡地段, 原始地貌为北侧、东侧较高, 西侧及南侧较低, 地形总体较平缓, 地形坡度10°~25°, 局部呈台阶状, 后期由于相邻场地施工弃土等, 土坎高0.5~4.0m。岩土层自上而下依次为:素填土 (Q₄^ml) 、第四系残坡积红黏土 (Q₄^el+dl) , 下伏基岩为三叠系中统松子坎组二段 (Tsz2) 黄灰色、灰黑色、全风化~强风化泥质灰岩地层。

本工程建设项目采用基础形式均为人工挖孔桩, 其桩端主要嵌入全强风化岩层, 为客观评价工程桩基础的施工工艺、质量、承载力以及验证该桩基础设计和理论计算能否满足工程要求, 确保建筑物的整体稳定性, 在工程现场对44号和47号2根工程桩以及S1号非工程试验桩进行自平衡荷载试验。

将试验桩与工程桩试验数据进行对比分析, 进一步确定工程桩承载性能是否满足施工及设计要求。

44号、47号为该项目4号楼的工程桩, S1号桩则为试验桩。试验桩的桩径与2根工程桩的桩径相同, S1号试验桩与44号桩的桩长相差不大, 与47号桩的桩长相差较大可以研究桩长对嵌岩桩的承载特性的影响, 同时, 3根桩的施工工艺、成桩方式及地质条件几乎完全相同。试桩参数、桩端岩体层如表1所示, 试桩荷载箱位置、钢筋应力计位置布置及岩土层分布情况如图1所示。

为确定44号、47号工程桩以及S1号试验桩的单桩竖向抗压承载力特征值、承载性能以及施工工艺是否满足设计要求, 本文采用自平衡试验方法对桩基承载力进行试验^[3]。具体操作为:根据试验要求分别选取不同桩长D、不同嵌岩深度h的桩基浇筑混凝土成桩, 通过预先在荷载箱顶、底盖上安装的位移计、桩体钢筋上安装的钢筋应力计, 可以得到上、下段桩达到极限荷载时各自的位移、桩顶位移。根据试验所得的上段桩体位移、下段桩体位移, 通过等效转换得到等效Q-s曲线确定试桩的抗压承载力。具体试验方法参见JGJ106—2014《建筑基桩检测技术规范》^[6]和DBJ52/T079—2016《桩承载力自平衡测试技术规程》^[7]。其中, 加载系统包括活塞、顶盖、底板及箱壁等。竖向施加荷载时, 通过高压油泵向荷载箱内腔加压, 随着压力增加, 荷载箱将同时向上、向下发生位移, 促使桩身侧摩阻力、桩端阻力发挥作用, 测试原理如图2所示。

同时, 根据DBJ52/T079—2016《桩承载力自平衡测试技术规程》附录B第B.1条等效转换方法可知, 对于单荷载箱, 可将自平衡法获得的向上、向下2条Q-s曲线等效转换为传统静载试验等效Q-s曲线, 以确定桩顶发生的位移, 如图3所示。

根据设计资料, 试验过程中3根试桩的预估极限加载值如表1所示, 其余每级加载为预估极限加载值的1/10, 其试验采用的加载方式为慢速维持加载法。

根据试验数据可知, 44号、47号工程桩和S1号试验桩在加载到预估极限加载值时均未发生破坏, 且得到3根桩试验曲线均为缓变型。试验所得的Q-s曲线如图4所示, 试桩最终极限加载值以及桩体上、下段最大位移如表2所示。

从图4可以看出, 由于桩体大部分嵌入岩层, 当荷载箱施加荷载在2 000~3 000k N时, 试桩的上、下段桩发生微小位移, 几乎无变化, 由于轴力的影响, 桩体承载力主要由桩侧静摩擦力和桩端阻力组成;当荷载箱施加荷载在3 000~6 000k N时, 桩身和岩土层产生相对位移, 桩体承载力主要由桩侧动摩擦力和桩端阻力组成, 即桩身侧摩阻力起到了较大作用。47号工程桩荷载箱的位置在距离桩底1m处, 44号工程桩荷载箱的位置在距离桩底3m处, S1号试验桩荷载箱的位置在距离桩底3m处。因此, 从荷载箱设置的位置看, 塑性变形阶段主要发生在桩体下部, 而桩体上部处于弹性变形阶段, 位移无太大变化。根据Q-s曲线的变化趋势和桩体上、下段产生的最大位移, 各试桩的承载力满足设计要求。

参见JGJ106—2014《建筑基桩检测技术规范》和DBJ52/T079—2016《桩基承载力自平衡检测技术规程》中的方法, 将44号、47号工程桩以及S1号试验桩上段桩和下段桩的Q-s曲线 (见图4) 进行实测Q-s曲线的等效转换, 得到传统静载试验Q-s曲线, 如图5所示。

由图4, 5可以看出, 根据GB50007—2011《建筑地基基础设计规范》^[8]附录Q第Q.0.11条规定, 对Q-s曲线为“缓变型”曲线时, 取桩顶总沉降量s=40mm所对应的荷载值作为桩体的极限承载力。由实测Q-s曲线和等效Q-s曲线变化趋势, 按照上述确定原则可知, 各桩上、下段桩产生的最大位移以及桩顶的总沉降量均未达到规定的限值, 此时各试桩的极限抗压承载力满足设计要求。

结合现场试验数据, 根据DBJ52/T079—2016《基桩承载力自平衡检测技术规程》, 各试桩的极限抗压承载力极限值可由式 (1) 确定:

式中:Q_u为桩的单桩竖向抗压极限承载力;Q_su为上段桩的极限承载力;Q_xu为下段桩的极限承载力;W为桩荷载箱上部桩自重;γ为桩的向下、向上摩阻力转换系数。根据荷载箱上部土的类型确定:黏性土、粉土γ=0.8, 砂土γ=0.7, 岩石γ=1.0, 若上部有不同类型的土层, γ取加权平均值。

得到各试桩的抗压极限承载力后, 由JGJ94—2008《建筑桩基技术规范》^[9]可知, 考虑安全性系数, 需对各试桩的抗压承载力极限值进行折减, 即可由式 (2) 确定。

根据以上理论及规范条例分析, 结合现场试验数据, 得到44号、47号工程桩以及S1号试验桩的抗压极限承载力特征值, 具体计算结果如表3所示。

由表3可知, 44号和47号工程桩的极限承载力特征值分别为6 120.7, 6 109.8k N, 各桩竖向抗压极限承载力均满足设计要求。

根据桩体混凝土和钢筋协调变形原理, 结合现场试验数据分析结果, 可得到44号和47号工程桩以及S1号试验桩在不同级别荷载下桩身轴力分布曲线, 如图6所示 (现场桩身采用混凝土强度等级为C44, 故E_c=3.15×10⁴N/mm²;桩身采用HRB400纵筋, E_s=2.0×10⁵N/mm²) 。

由图6可以看出, 在上段桩, 桩身轴力随桩体埋置深度的增大而变大;在下段桩, 桩身轴力随桩体埋置深度的增加而减小, 这说明自平衡荷载试验与传统的抗压静载试验轴力分布规律是不同的。传统静载试验得到的轴力分布曲线为倒梯形分布, 桩头的轴力最大, 随埋置深度增加而递减;自平衡荷载试验得到的轴力分布曲线则是以荷载箱为界点, 上段桩向上依次递减, 下段桩向下依次递减。

根据JGJ94—2008《建筑桩基技术规范》^[9]和JGJ72—2004《高层建筑岩土工程勘察规程》的计算规定, 如式 (3) , (4) 所示, 根据现场试验数据计算桩体极限端阻力q_pk及桩体极限侧摩阻力q_sk。

式中:Q_u上为荷载箱上段桩的实测极限值;Q_u下为荷载箱下段桩的实测极限值;W_i为荷载箱上段桩自重;A_p为桩端截面面积;μ为桩身截面周长;l为荷载箱截面与距荷载箱3m处钢筋应力计截面的桩身长度 (l=3m) ;P_z为极限荷载作用下距荷载箱3.0m处钢筋应力计截面轴力。3根试桩桩体极限端阻力、极限侧摩阻力计算结果如表4所示。

由表3可知, 44号工程桩与S1号试验桩桩端极限端阻力标准值q_pk平均值为3 401k Pa, 极差为3 479.3-3 323.3=156k Pa, 小于2根试桩平均值的30% (3 401×30%=1 020.3k Pa) , 满足规范要求, 故取全风化~强风化泥质灰岩层中桩端极限端阻力标准值q_pk=3 401k Pa, 取整数为3 400k Pa, 所以由试验数据及计算结果可取桩端极限端阻力建议值为3 400k Pa。

在DBJ52/T079—2016《基桩承载力自平衡检测技术规程》中, 根据桩身轴力与桩身侧摩阻力的计算关系, 利用已知桩身轴力来计算桩身侧摩阻力, 可得到44号和47号工程桩以及S1号试验桩在不同级别荷载下桩身侧摩阻力随桩埋置深度变化的分布曲线, 如图7所示。工程实践表明, 桩身侧摩阻力的发挥程度受诸多因数影响 (如岩土层、桩体材料的物理力学性质、施工工艺以及地理环境等) 。

从图7可以看出, 桩体的上、下段桩在荷载箱附近桩身侧摩阻力最大, 向桩体两端呈递减分布规律, 主要原因在于荷载箱附近产生较大桩体位移, 桩体位移越大, 桩身侧摩阻力发挥越充分, 对桩体的极限承载力越有利。简言之, 桩体越靠近荷载箱, 桩体与岩土层产生的相对位移越大, 桩身侧摩阻力越大;距离荷载箱越远, 桩身侧摩阻力未得到充分发挥。

本文通过贵阳市某高层建筑桩基自平衡抗压极限承载力静载试验, 对试验数据进行分析, 得到以下几点结论。

1) 试验结果表明, 采用自平衡试验方法确定桩体的极限抗压承载力有效、可行, 所得到的44号、47号工程桩极限抗压承载力均满足设计要求。

2) 试验结果表明, 试桩等效Q-s曲线均为缓变型, 无明显拐点出现。因此, 在确定极限承载力时, 可综合考虑岩土层变形, 结合桩体的沉降量来确定。

3) 从桩身轴力、桩端阻力以及桩身侧摩阻力变化规律可知:自平衡试验得到的轴力分布曲线不同于常规静载试验的轴力分布曲线, 由荷载箱向两边递减;桩身侧摩阻力的分布规律与荷载箱位置有关, 桩体越靠近荷载箱, 桩身侧摩阻力越大;距离荷载箱越远, 桩身侧摩阻力未得到充分发挥, 同时发现其值大小与荷载箱型号、岩土层产生相对位移也有关, 有待进一步研究。