0 引言

　　 受到工程地质条件、施工工艺水平、施工质量等因素综合影响,钻孔灌注桩的承载力离散性大,难以准确估算。在不同的钻孔桩成孔时间、泥皮厚度、桩底沉渣厚度等条件下,侧阻力、端阻力不能按照理想状态得到全部发挥,将会影响到超长桩承载能力。桩端后注浆工艺可改善上述问题,使超长桩承载力得到大幅度提升,主要通过加固持力层、充实沉渣空隙、加固或挤密泥皮等作用。但也经常因注浆器不能插入桩端土体,注浆量、注浆压力达不到要求等施工因素而影响到后注浆效果。因此,单桩竖向静载荷试验是研究超长桩的荷载沉降特征与承载力发挥机理的重要依据 ^{[1,2,3,4,5,6]}。本文搜集上海、天津、苏州等软土地区近二十项工程七十余组超长桩试桩资料(表1),从单桩Q-S(Q为当前荷载量,S为桩顶沉降)曲线特征、超长桩极限承载力确定标准、超长桩卸载回弹率与桩侧阻力、端阻力发挥性状等诸多方面对超长桩承载特性进行研究,得出一些规律,以供其他类似工程参考。

　　 软土地区部分工程试桩参数 表1

项目名称	桩径 D/mm	桩长 /m	长细比 L/D	桩端 持力层
虹桥枢纽	850	71.83	84.5	⑨粉细砂夹中粗砂
上海中心大厦	1 000	85.4	85.4	⑨2粉砂
陆家嘴金融贸易区 X2地块	850	70	82.4	⑨1粉砂夹粉质黏土
真如副中心	800	69.3	86.6	⑨1粉细砂
陆家嘴瑞明项目	850	65.2	76.7	⑦2a粉砂
中建大厦[5]	850	59	69.4	⑦1b粉砂层
长寿大厦[5]	750	56.2	74.9	⑧2粉质黏土
铁路南站北广场	700	54.5	77.8	⑦12灰黄灰色粉砂
老西门新苑	800	58	72.5	⑦2粉细砂
河滨围城[5]	800	63	78.9	⑧2粉质黏土与粉砂互层
越洋广场[5]	850	70	82.4	⑨1粉细砂
花旗银行大厦	850	57.1	67.2	⑦2粉细砂
天津117大厦	1 000	120	120.0	(11)-2粉黏土
天津周大福[7]	1 000	97.5	97.5	(14)-4粉砂层
苏州新鸿基	1 000	90	90.0	(13)粉细砂
长峰虹口商城	1 200	71.8	59.8	⑨1粉砂
上海国际金融中心	1 000	76	76.0	⑨1粉砂
苏州九龙仓[8]	1 000	90.6	90.6	(13)细砂

 

　　 注:未特别注明案例均为公司内部资料。

　　  

1 单桩Q-S曲线特征分析

　　 根据收集的试桩资料,目前软土地区一般选用粉砂或粉细砂或细砂等刚度较大的砂土层作为桩端持力层,另有少数选用粉质黏土层; 超高层建筑所用的桩径一般在700～1 200mm之间,桩长在54.5～120.0m之间,长细比L/D在60～120之间。一般采用后注浆工艺,注浆方式有桩端后注浆、桩端联合桩侧后注浆两种,其中大多数竖向承压桩采用桩端后注浆工艺,其典型试桩Q-S曲线见图1。其中上海中心大厦SYZC01为采用双套筒工艺的一桩双试,未注浆前试桩编号为SYZC01-01,桩端后注浆后试桩编号为SYZC01-02。对典型试桩成果按照Q/Q_u-S/D进行归一化处理,按照有效桩长计算侧阻力平均值q并绘制S/D-q曲线,结果汇总如图2和图3所示,其中Q_u为最大加载量,图例中桩端5.0T表示采用桩端后注浆工艺,水泥用量不小于5t。

　　 综合分析图1～3可以看出:1)未注浆超长桩在达到地基土破坏状态时,Q-S曲线一般为陡降型,极限承载力对应的桩顶沉降可达到桩径的2%～6%; 采用后注浆超长桩的Q-S曲线通常呈缓变型,且S/D可达6%以上。2)少数后注浆超长桩Q-S曲线呈陡降型,可能是桩端后注浆效果不佳、注浆量不足或桩侧阻力软化等因素导致。3)在所收集到的试桩资料中,除个别试桩外,无论注浆与否,超长桩在最大荷载作用下的桩顶沉降量均接近或超过40mm。4)试桩成果表明:采用后注浆工艺后超长桩的承载能力有不同程度提高。5)相同注浆量下,桩端联合桩侧后注浆对超长桩承载能力改善效果不如桩端后注浆。

　　 图1 典型试桩Q-S曲线   

　　  

　　 图2 超长桩归一化Q-S曲线  

　　  

　　 图3 超长桩平均侧阻力与S/D关系  

　　  

2 超长桩极限承载力确定标准分析

2.1 规范方法

　　 根据上海市工程建设规范《地基基础设计规范》(DGJ 08-11—2010) ^[9],通过单桩荷载试验确定超长桩的极限承载力通常考虑两种情况:对陡降型Q-S曲线,一般取破坏前一级荷载作为单桩极限承载力; 对缓变型Q-S曲线,则应考虑桩身弹性压缩量,所选用的桩顶沉降量适当大于40mm,但规范中未做进一步说明。

2.2 推荐方法

　　 图4 典型地层桩周土侧阻力随S/D变化曲线  

　　  

　　 通过对多组试桩成果进行归一化分析,获得上海地区典型地层桩周土侧阻力和持力层端阻力发挥随S/D的变化曲线,见图4,5。经分析可知,在上海正常沉积区地质条件和现有工艺水平下,对以第⑦,⑧,⑨层为持力层的超长桩进行极限承载力分析:1)在竖向荷载作用下的未注浆抗压超长桩,当S/D达到6%时,桩侧、桩端各土层均将出现侧阻力和端阻力发挥峰值,受施工因素影响端阻力发挥值通常不能达到理想状态,可将S/D=6%作为超长桩极限承载力确定标准; 2)在竖向荷载作用下的桩端后注浆抗压超长桩,若Q-S曲线为缓变型,桩端后注浆效果较好,当S/D达到6%时,第⑦层及以上土层的侧阻力发挥值已出现峰值,而第⑦层以下的土体中侧阻力发挥值还可进一步提高,S/D可以达到8%甚至更大,若从保守角度看,可将S/D=6%～8%所对应的荷载水平作为超长桩极限承载力。

　　 图5 典型地层桩周土持力层端阻力随S/D变化曲线  

　　  

2.3 超长桩极限承载力预测实例

　　 对缓变型Q-S曲线,可将桩顶沉降与桩径之比S/D=6%～8%作为缓变型桩端后注浆超长桩极限承载力的确定标准。按照这一判断原则,部分缓变型超长桩极限承载力可根据Q-S曲线直接判断或由趋势外推或内插获得,结果如表2所示。

　　 超长桩竖向抗压静载荷试验极限承载力评估 表2

项目名称	桩径D /mm	S(0.06D) /mm	最大加载量 对应S/mm	极限承载力 /kN
虹桥S22-2	850	51	52.27	20 000
上海中心 SYZC01-2	1 000	60	59.96	31 000
上海国际金融 中心TP1-1	1 000	60	48.27	31 900(外推)
苏州新鸿基 TP09	1 000	60	71.5	27 450(内插)
天津周大福滨海 中心TP-C02-1	1 000	60	43.82	38 000(外推)

 

　　  

3 超长桩压缩变形分析

3.1 超长桩卸载回弹率分析

　　 对所收集后注浆试桩成果按照最大加载量超长桩刚度K=Q_u/S(最大加载量/桩顶沉降量,kN/mm)、超长桩卸载回弹率t=S_回/S(桩顶卸载回弹量/桩顶沉降量,mm/mm)分别进行整理,得到图6。由图6统计表明,除少数达到极限承载力的试桩,绝大部分试桩加载至最大荷载并卸载后的桩身回弹率在50%～85%之间,平均值为67.5%,最大加载量对应的超长桩刚度在400～800kN/mm之间,平均值约为550kN/mm。采用指数模型拟合,可得到下式:

　　 t=1−e0.002K或S回/S=1−e0.002Qu/S         (1)t=1-e0.002Κ或S回/S=1-e0.002Qu/S         (1)

3.2 假定计算模式分析

　　 若将超长桩视为轴向受压、侧向受土体侧阻力共同作用的弹性杆件,则可根据虎克定律计算其轴向压缩量。另外,桩身压缩量受桩身材料弹塑性变化、施工不确定性、测试结果不够准确等因素影响,可能使理论分析结果与实测成果存在显著差异。

　　 工况1:超长桩受力模式与单轴受压杆件相同,即侧阻力为0,桩顶荷载P全部由桩端承担,轴力沿桩身为定值,桩身材料单轴压缩弹性模量E_c为定值。根据单轴抗压弹性材料虎克定律,桩身压缩量S_p为:

　　 Sp=PL/EcA         (2)Sp=ΡL/EcA         (2)

　　 式中:L为桩长; A为桩身截面面积。

　　 工况2:桩顶荷载全部由桩侧阻力承担,并沿桩身三角形分布,桩身材料单轴压缩弹性模量E_c为定值。同样根据虎克定律,并考虑到沿桩身均匀分布的侧阻力抗力作用,桩身压缩量S_p为:

　　 Sp=0.5PL/EcA         (3)Sp=0.5ΡL/EcA         (3)

　　 工况3:桩端存在一定量的荷载分担,其余部分荷载通过沿桩身呈三角形分布的侧阻力承担,桩身材料单轴压缩弹性模量E_c为定值。假定桩端荷载分担量为αP,其中α为桩端荷载分担比,由桩身侧阻力分担的荷载量为(1-α)P,则根据虎克定律,桩身压缩量S_p为:

　　 Sp=αPLEcA+(1−α)PL2EcA         (4)Sp=αΡLEcA+(1-α)ΡL2EcA         (4)

　　 工况4:桩身材料弹性模量随荷载水平变化,其他条件同工况3。研究表明,单轴受压条件下钢筋混凝土具有弹塑性,若采用割线模量E_p来综合表示,则割线模量是一个随荷载水平变化的变量,桩身压缩量S_p为:

　　 Sp=αPLEpA+(1−α)PL2EpA         (5)Sp=αΡLEpA+(1-α)ΡL2EpA         (5)

　　 工况5:桩身材料弹性模量随荷载水平变化,其他条件同工况2,桩身压缩量S_p为:

　　 Sp=0.5PL/EpA         (6)Sp=0.5ΡL/EpA         (6)

3.3 超长桩单轴压缩模量分析

　　 钢筋混凝土是一种弹塑性材料,不同轴力水平下的钢筋混凝土模量并非定值。张忠苗等 ^[10]认为与高水平的桩轴向荷载相比,桩侧土的横向约束较小,故桩身混凝土可视作处于单轴受压状态。对台州鑫泰广场项目超长桩的研究结果 ^[11]反映了单轴压缩模量的非线性变化。对于以桩身压缩量为主的超长钻孔灌注桩来说,非线性变化的桩身材料单轴压缩模量和塑性变形是需要考虑的因素。本文通过光纤测试方法获取超长桩沿桩身连续的应变结果,得到不同荷载水平下的桩身材料单轴压缩模量变化。对虹桥枢纽S22试桩测试结果分析得到的桩身材料单轴压缩模量如图7所示。

　　 图6 最大加载量时后注浆 超长桩卸载回弹率与超长桩 刚度统计关系图  

　　  

　　 图7 实测混凝土单轴 压缩模量随加载量 变化曲线  

　　  

　　 采用指数模型拟合得到虹桥枢纽S22试桩C40钢筋混凝土单轴压缩模量计算公式:

　　 EP=10EP0P−0.24         (7)EΡ=10EΡ0Ρ-0.24         (7)

　　 式中:E_P0=3.25×10⁴MPa,为C40混凝土材料的抗压弹性模量。

3.4 超长桩桩身压缩量分析

　　 以虹桥枢纽S22-2、上海中心SYZC01-2试桩为例,按照前述五种工况计算,并与实测结果对比如图8所示。分析可知:1)工况1～5计算得到的桩身压缩量均大于实测结果分析得到的桩身压缩量。工况1计算桩身压缩量较实测桩身压缩量偏差最大,其次是工况3,4,工况2和5与实测值差异最小; 2)工况4,5考虑桩身材料的非线性变化,当荷载水平小于最大加载量一半时,计算结果与实测值差异最小,随着荷载水平提高,差异逐步增大; 3)从虹桥枢纽工程典型试桩实测混凝土单轴压缩模量随加载量变化曲线来看,低荷载水平时模量大于32 500MPa,故工况4,5的计算压缩量分别相应地小于工况2,3,当达到较高荷载水平时,模量甚至可降低到27 000MPa,导致计算结果要大于工况2,3; 4)在工作荷载条件下,单桩所承担的荷载水平不超过0.5倍的极限承载力或最大加载量,采用工况2～5的公式可较为理想地对软土地区超长桩桩身压缩量进行估算,当采用工况4,5时需考虑桩身材料单轴压缩弹性模量随荷载变化情况,此结论可用于考虑桩身压缩的超长群桩沉降估算。

　　 图8 超长桩计算压缩量与实测值对比曲线  

　　  

4 超长桩侧阻力发挥过程分析

　　 以软土地区典型超长桩试桩为例,分别绘制桩侧阻力在不同荷载水平下随深度变化曲线如图9所示,将不同土层的侧阻力发挥过程进行分析。

　　 综合分析图4和图9可知:1)部分试桩当荷载达到一定水平后,即桩土之间有一定相对位移后,靠近桩基端部的一定范围内侧阻力和端阻力才开始发挥; 2)当荷载水平为Q_u/3时,一般各土层侧阻力和端阻力均得到一定发挥。对工程桩意味着,除非单桩承载力设计取值过于保守(比如设计值小于极限值或最大加载量的1/3),否则可不考虑超长桩在工作荷载作用下的临界桩长问题; 3)砂性土和黏性土均有出现加工软化、侧阻力损失的可能,且在大多数情况下,加工软化出现在0.6Q_u～0.8Q_u之间,在工作荷载条件下(通常不超过Q_u/2),各土层出现加工软化的可能性较小; 4)桩端附近土层的侧阻力的显著发挥通常滞后于靠近桩顶和桩身中部的土层,且通常在0.4Q_u～0.6Q_u时才有显著发挥,这一荷载水平通常也对应着单桩抗压承载力特征值或设计值,在这一荷载水平之前,桩顶附近和桩身中部土层侧阻力是承载力的主要来源。在工作荷载条件下,深层土的侧阻力和端阻力可视为单桩承载力的安全储备; 5)在Q_u作用下,侧阻力沿超长桩桩身呈梯形分布; 在Q_u/2作用下,侧阻力沿超长桩桩身大部分呈现两端小中间大的菱形分布或三角形分布特征。

　　 图9 典型试桩不同土层侧阻力发挥性状图  

　　  

5 超长桩端阻力发挥过程分析

　　 图10 超长桩桩端阻比与桩端反力统计关系图  

　　  

　　 图10对所收集到的上海地区超长桩桩端阻比进行统计,横坐标对应于最大加载量或极限承载力时的桩端反力,在所有试桩资料中大部分选择第⑦,⑧,⑨层为持力层。由图10可见:包括后注浆超长桩在内的端阻比随着最大加载水平(桩端反力水平)的提高线性增大且不超过10%。

　　 经对所收集到上海地区45组试桩结果进行统计,得到图11。综合图5和图11可以发现:在桩顶荷载达到Q_u(最大加载量或极限承载力)水平下,90%以上的试桩端阻力发挥值小于3 000kPa,60%的试桩端阻力发挥值小于1 000kPa; 在桩端后注浆的25组超长桩中,除1组桩端阻力发挥值均大于3 000kPa外,桩端阻力低于1 000kPa的桩数占50%,仅个别试桩端阻力达到或超过了勘察报告建议的桩端阻力极限值f_p。通过以上分析可知,采取后注浆工艺后超长桩端阻力发挥值并未显著提高,桩端后注浆工艺主要通过改善桩侧土的荷载传递特性提高超长桩承载力,导致这一现象的主要原因可能是桩端沉渣较厚、后注浆对沉渣填充不够,持力层桩端阻力得不到充分发挥。

　　 图11 超长桩端阻力发挥值统计特征 

　　  

6 结论

　　 (1)未注浆超长桩在达到极限状态时,Q-S曲线一般为陡降型,而采用后注浆超长桩通常呈现缓变型。

　　 (2)根据所收集的样本,在上海正常沉积区和现有工艺水平下,以第⑦,⑧,⑨层为持力层的超长桩,当未注浆桩S/D=6%时,桩侧、桩端各土层均将出现侧阻力和端阻力发挥峰值; 桩端后注浆桩,若Q-S曲线为缓变型则桩端后注浆效果较好,当S/D=6%～8%甚至更大时,深层土仍未达到侧阻力和端阻力极限; 若从保守的角度看,可将S/D=6%～8%对应的荷载水平取为极限承载力。

　　 (3)对七十余组试桩资料统计发现,上海地区超长桩在最大荷载作用下的超长桩卸载回弹率与单桩刚度总体呈指数关系,绝大部分回弹率在50%～85%之间,平均值为67.5%,单桩刚度在400～800kN/mm之间,平均值约为550kN/mm。

　　 (4)超长钻孔灌注桩混凝土单轴压缩模量随荷载水平增大呈指数关系降低,根据单轴抗压材料的虎克定律,可考虑压缩模量变化和侧阻力沿桩身三角形分布模式,来估算超长桩桩身压缩量。

　　 (5)对部分超长桩试验结果的分析表明:当荷载水平为Q_u/3时,一般各土层侧阻力和端阻力均得到一定发挥,故除非单桩承载力设计取值过于保守,否则不考虑超长桩在工作荷载作用下的临界桩长问题; 砂性土和黏性土均有可能出现加工软化,加工软化一般出现在0.6Q_u～0.8Q_u之间,在工作荷载条件下各土层出现加工软化的可能性较小; 桩端附近土层的侧阻力的显著发挥滞后于靠近桩顶和桩身中部的土层,且通常在0.4Q_u～0.6Q_u时才有显著发挥,在工作荷载条件下,深层土的侧阻力可视为单桩承载力的安全储备; 在最大加载量或极限承载力水平下侧阻力沿桩身呈梯形分布,在Q_u/2作用下侧阻力沿桩身大部分呈现两端小中间大的菱形分布特征。

　　 (6)端阻比随着最大加载水平(桩端反力水平)的增大而线性增大,实测单桩的端阻比通常不超过10%; 采取后注浆工艺后超长桩端阻力发挥值并未显著提高,表明在当前工艺水平和施工质量情况下,后注浆工艺主要通过改善桩侧土的荷载传递特性提高超长桩承载力。