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(1. 浙江大學城市學院 工程學院，杭州 310015；2. 蕭山經濟技術開發(fā)區(qū)管理委員會，杭州 311215；3. 浙江眾城檢測技術有限公司，杭州 310023；4. 宏潤建設集團有限公司，浙江 寧波 315000)

1 研究背景

隨著我國建筑技術不斷發(fā)展，港珠澳大橋等特大型橋梁以及超高層建筑不斷涌現，對橋梁和建筑基礎的承載力和變形能力要求越來越高，也對樁基礎的承載力與沉降量提出了越來越高的要求。國內外學者均對單樁承載力進行了大量的模型及現場試驗研究[1-5]，但對后壓漿法鉆孔灌注樁的抗壓與抗拔的對比研究分析較少[6-8]。后壓漿法鉆孔灌注樁是在灌注樁成樁并達到一定強度后，通過預設于樁身內的注漿導管及與之相連的樁端、樁側注漿閥注入水泥漿。鉆孔灌注樁后壓漿技術提高樁承載力的根本原理在于，運用樁端壓漿技術，加固樁端土體，提高樁端土體的承載力，使得在樁端產生相同沉降量的情況下，樁端承受更高的荷載[9-12]。樁側壓漿技術使得混凝土漿與樁周土體混合，提高了樁周土體的強度，最終達到增加單樁承載力的效果。

筆者對3根工程樁進行了現場抗壓抗拔試驗，試圖對相同邊界條件下單樁的抗壓抗拔進行對比研究,對比分析抗壓樁與抗拔樁的荷載發(fā)揮機理,明確樁的荷載傳遞路徑，研究樁周摩擦力發(fā)揮的機理。

2 工程簡介

本試驗的超高層項目位于杭州市錢江南岸的奧體博覽城核心位置，建成后將成為“長三角最高雙塔建筑”及“杭州第一高樓”。場地內主要規(guī)劃建造2幢64～70層塔樓、3～4層配套商業(yè)及地下2層車庫。塔樓區(qū)試樁采用鉆孔灌注樁，樁尖進入土層號為⑧1的卵石層≥4 m，樁長40.6 m，樁徑650 mm，樁身混凝土強度C40，并采用樁底注漿工藝，單樁豎向抗壓靜載設計最大加載量25 000 kN，故本建筑對基礎可靠性有著極高要求。

勘察資料揭示：上部為巨厚的沖海積粉土和粉砂層，性質較好，多屬中等或中偏低壓縮性；中部為沖湖積可塑狀粉質黏土層，土體性質較好，以中壓縮性為主；其下伏為海相軟塑狀粉質黏土層，性質較差，土質均一性差，多中等或中偏高壓縮性；再下為沖積粉、細砂、中密—密實圓礫、卵石層和基巖。具體細分為9個工程地質層，共15個工程地質亞層和1個夾層，土層及主要物理力學指標見表1。

復雜的場地條件、施工技術與人為因素等均影響成孔質量與成樁質量。為了使測得的數據更加嚴謹，在成樁前后對孔徑、孔深、垂直度、沉渣厚度以及樁身質量均進行了檢測，保證了單樁試驗結果的精準度與客觀性。受檢樁信息、試驗樁測量結果及成樁后對樁身質量低應變檢測結果見表2、表3、表4。

檢測結果表明除SP2-2有輕微缺陷外，其他2根樁均為一類樁，樁身質量符合要求。

表1 場地土層及主要物理力學指標

表2 受檢樁信息

表3 試驗樁測量結果

表4 成樁后對樁身質量低應變檢測結果

表5 單樁豎向抗壓及抗拔靜載試驗結果

3 試驗裝置與試驗方法

(1)結合場地條件及經濟性對比，抗壓樁加載反力裝置選用傘形架反力裝置，配重采用挖機現場取土堆載，加載采用快速維持荷載法，并按檢測規(guī)范規(guī)定加載。單樁抗壓試驗結果見表5。

(2)單樁豎向抗拔靜載試驗采用千斤頂反力加載及位移計量測樁頂上拔量的試驗方法。試驗設備的安裝按規(guī)范進行，并按規(guī)定布置了獨立的基準梁系統(tǒng)。試驗采用慢速維持荷載法，并按檢測規(guī)范規(guī)定加載。單樁抗拔試驗結果見表5。

4 試驗成果整理及數據分析

4.1 抗壓樁試驗結果分析

根據試驗采集的數據繪出的抗壓曲線如圖1所示。

圖1抗壓樁荷載-沉降曲線

Fig.1Curvesofcompressiveloadvs.settlementofpiles

(1)通過抗壓曲線可以看出，在樁頂施加較小的荷載時，即在0～1 100 kN范圍內時，荷載-沉降曲線近似表現為彈性變形性質，此時的沉降主要由樁頂范圍內的樁身壓縮及少量樁土位移組成，由于樁頂受力較小，樁身周圍間的樁土間摩擦力發(fā)揮主要作用。在較小樁頂荷載作用下樁端受力接近為0，樁端幾乎不產生位移。

(2)隨著樁頂荷載的增大，荷載-沉降曲線并沒有較大的轉折，沉降增量與荷載增量的比率緩慢增加，表現為摩擦樁的特性。在這一變化階段中，隨著樁頂荷載的增加，最早發(fā)展的樁土摩擦力部分被破壞，荷載逐漸向下傳遞，摩擦力從樁頂向下不斷發(fā)展，最終樁端開始受力，樁端土受力壓縮，此時樁端土的加固程度直接影響到樁頂沉降的大小。

(3)在樁頂分級卸荷過程中，荷載-沉降曲線一直表現為平緩的回彈曲線，表明這部分回彈值與樁頂施加的荷載具有密切的關系，這部分變形主要為彈性變形。

(4)在樁頂卸載完畢后樁身回彈量分別占樁頂總沉降的38.7%，44.8%，47.6%。

4.2 抗拔樁試驗結果分析

根據試驗采集的數據繪出的抗拔曲線如圖2所示。

(1)抗拔樁在樁頂向上不斷加載的過程中，荷載-位移曲線具有明顯的3段特征，在0～1 000 kN范圍內，樁體受力較小，樁土并未發(fā)生較大的相對位

圖2抗拔樁荷載-位移曲線

Fig.2Curvesofupliftloadvs.settlementofpiles

移，樁頂位移變化速度與荷載增長速度的比值保持在一個較小的范圍內，3根樁的荷載-位移曲線走向均近似表現為彈性位移曲線的性質。

(2)隨著樁頂荷載的不斷增加，SP2-1與SP2-2在荷載1 000～3 300 kN范圍內，樁身上部一部分荷載突破樁土間摩擦力的極限，部分樁土間機械摩擦力被破壞，之前部分由樁土間摩擦力承受的荷載將向下轉移，由之下的樁身及樁土間的摩擦力承受，從而達到一種新的平衡。隨著樁頂荷載的不斷加大，新施加的荷載及一部分被破壞的摩擦力以這樣的原理不斷向下傳遞，直至達到新的平衡。

(3)在第3階段，相比第1、第2階段相同荷載變化速率情況下，樁頂位移迅速增加，并未表現出穩(wěn)定的趨勢，此階段為樁身臨近抗拔破壞階段，當樁頂位移突破一定的沉降極限時，定義此時的荷載為樁身抗拔破壞荷載。

(4)當樁身達到臨界破壞荷載時，樁頂開始分級卸荷，隨著樁頂荷載的減少，部分樁頂沉降開始出現回彈的現象，這部分沉降回彈主要由樁身彈性拉伸組成，其次為部分樁土摩擦力在消散的過程中，由土體結構恢復產生的反向摩擦引起的，這部分回彈所占總回彈的比例根據土質的不同而有所差異，在軟黏土中所占的比例較大，在顆粒較大、土質相對松散的地質中所占的比例較小。根據試驗結果，抗拔樁的回彈率分別是30.6%，32.0%。SP2-3樁抗拔試驗中，在荷載達到2 600 kN后，依據荷載-位移曲線和規(guī)范判別發(fā)生了破壞。

4.3 抗壓樁與抗拔樁試驗結果對比分析

(1)通過抗壓樁與抗拔樁的試驗結果均可以看出，在樁頂施加較小荷載作用下，兩者樁頂均產生較小的位移，但可以明顯看出抗拔樁產生的位移更大。從樁體受力角度分析，在0～1 000 kN范圍內，受壓樁樁端受力為0考慮，受相同軸力情況下，樁身受拉產生的變形大于樁身受壓產生的變形。影響試驗結果的另一因素為在樁側壓漿后，樁身與周圍加固的土體間產生的機械咬合力無法評估測量，本次試驗采用的抗拔和抗壓在同一根試樁上，在抗壓試驗過程中已經把一部分這種摩擦破壞掉，故在抗拔試驗中這種機械咬合力的發(fā)揮大打折扣。這也是抗拔位移大于抗壓位移的另一個重要因素。

(2)隨著樁頂荷載的增加，抗拔樁頂產生的位移增加速度與位移均大于抗壓樁，這是由于抗壓樁的樁端土體經后壓漿技術加固的結果，抗壓樁在樁端加固土體的約束下產生較小的位移，而在抗壓樁與抗拔樁摩擦力均已經發(fā)揮到極限的狀態(tài)下，隨著荷載的增大，抗拔樁的摩擦力性質已經改變?yōu)榛瑒幽Σ亮?，樁身受到的約束力只有摩擦力，而抗壓樁此時還受到樁端阻力的約束，故抗拔樁樁頂產生位移的速度與位移量大于抗壓樁。

(3)從卸荷階段分析，抗壓樁的回彈率要大于抗拔樁的回彈率，這是由于混凝土結構的抗壓能力優(yōu)于抗拉能力，在抗拔樁試驗過程中，抗拔樁樁身受到了不可恢復的受拉破壞。

5 結 論

通過樁的抗壓與抗拔現場試驗分析，可以得出以下結論：

(1)在樁頂承受較小荷載作用下，前期抗壓樁與抗拔樁均表現出彈性變形的特性。

(2)在相同工程地質條件下，抗拔樁的承受能力要弱于抗壓樁，故考慮抗拔的情況下應以抗拔樁設計。

(3)混凝土樁在樁頂荷載作用下，受壓時樁身產生更多的彈性變形，而受拉時由于混凝土的特性，樁身產生更多的是不可恢復的變形。

(4)從抗壓試驗與抗拔試驗結果綜合分析可以得出，鉆孔灌注樁在經過樁端與樁側壓漿后，其樁體的承載能力得到了提高。

(5)抗壓樁與抗拔樁發(fā)揮作用的機理相似，均是隨著荷載的增加，荷載產生的作用從樁頂向樁端向下發(fā)展。

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