管金萍，張明義,2，白曉宇*,2，王永洪,2，李方強(qiáng)，閆楠

(1.青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院， 山東青島266033；2.山東省高等學(xué)校藍(lán)色經(jīng)濟(jì)區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心， 山東青島266033；3.山東省電力建設(shè)三公司， 山東青島266037； 4.青島大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院， 山東青島266071)

0 引言

嵌巖樁憑借其承載力高、群樁效應(yīng)小等獨(dú)特的優(yōu)點(diǎn)廣泛應(yīng)用于軟巖沿海填海地區(qū)[1-2]。因此，越來(lái)越多的學(xué)者對(duì)嵌巖灌注樁的承載特性開展相關(guān)研究。ARMAGHANI等[3]研究發(fā)現(xiàn)混合PSO-ANN模型能夠更加準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)嵌巖樁的極限承載力。CHEN等[4]對(duì)嵌入到泥質(zhì)粉砂巖試樁的側(cè)向阻力進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，并將試驗(yàn)結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)方法進(jìn)行了對(duì)比；白曉宇等[5]通過(guò)原位測(cè)試及有限元模擬，研究了嵌巖深度、長(zhǎng)徑比等對(duì)嵌巖短樁承載性狀的影響。盛春陵等[6]通過(guò)單樁豎向承載力靜載荷試驗(yàn)及單樁抗拔承載力靜載荷試驗(yàn)，對(duì)樁端持力層為中等風(fēng)化粉砂質(zhì)泥巖的后注漿鉆孔灌注樁進(jìn)行了研究，結(jié)果顯示：進(jìn)行后注漿處理提高了灌注樁的承載能力。李建軍等[7]設(shè)計(jì)了樁底巖石錨桿—錨樁—橫梁反力裝置，實(shí)現(xiàn)了對(duì)進(jìn)入粉砂質(zhì)泥巖的嵌巖灌注樁大噸位(24 000 kN)靜載試驗(yàn)。黃陽(yáng)等[8]等對(duì)山區(qū)地質(zhì)的嵌巖灌注樁嵌巖性狀的檢測(cè)進(jìn)行了判定，提出低應(yīng)變法檢測(cè)的反射波形態(tài)和幅值與樁—土強(qiáng)度比值和錘重有關(guān)；湯洪霞等[9]研究了膠州灣填海地區(qū)全風(fēng)化泥巖地基嵌巖灌注樁的荷載傳遞機(jī)理與承載特性，其研究成果對(duì)同類地區(qū)全風(fēng)化泥巖地基中深嵌巖灌注樁的設(shè)計(jì)施工及研究具有借鑒意義。劉念武等[10-12]分別對(duì)以卵石混中粗砂、圓礫夾砂層、中風(fēng)化粉質(zhì)泥砂巖為持力層的灌注樁進(jìn)行了靜載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明是否復(fù)壓、注漿以及注漿量均對(duì)樁端阻力及樁側(cè)阻力的發(fā)揮均有一定程度的影響。

諸多學(xué)者對(duì)嵌巖灌注樁的研究取得了一定的成果，但對(duì)印尼地區(qū)的樁基工程鮮有研究，且嵌巖灌注樁在印尼地區(qū)燃煤電站中的應(yīng)用尚處于起步階段，當(dāng)?shù)匾矝](méi)有相應(yīng)的樁基規(guī)范，大多樁基工程的設(shè)計(jì)、施工和檢測(cè)都是以我國(guó)相應(yīng)的規(guī)范或規(guī)程實(shí)施。鑒于此，本文基于印尼某燃煤電站樁基工程，對(duì)6根不同樁徑、不同樁長(zhǎng)的旋挖成孔嵌巖灌注樁進(jìn)行靜載試驗(yàn)與樁身應(yīng)力測(cè)試，研究其承載特性和荷載傳遞規(guī)律，試驗(yàn)結(jié)果對(duì)該地區(qū)嵌巖樁的優(yōu)化設(shè)計(jì)和規(guī)范制訂具有借鑒與參考價(jià)值。

1 試驗(yàn)概況

試樁根據(jù)樁徑分為兩組，樁徑800 mm試樁編號(hào)分別為S1、S2、S3，樁長(zhǎng)分別為16.10、15.50、15.75 mm，持力層為凝灰?guī)r；樁徑為600 mm試樁編號(hào)分別為S4、S5、S6，樁長(zhǎng)分別為26.80、25.30、26.42 mm，持力層為花崗巖。試驗(yàn)場(chǎng)地東南側(cè)和東北側(cè)為丘陵山地，西側(cè)為海灘，土層自上而下分布見(jiàn)表1。

表1 各土層物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical mechanics parameters of each soil layer

注：表中“d”、“γ”、“φ”、“c”、“Es”分別為厚度、重度、內(nèi)摩擦角、黏聚力，“-”表示勘察報(bào)告未給出，()內(nèi)數(shù)值為經(jīng)驗(yàn)取值。

2 試驗(yàn)方案

本次試驗(yàn)選用CA-GJJ-10型振弦式鋼筋應(yīng)力計(jì)進(jìn)行樁身應(yīng)力測(cè)試，鋼筋應(yīng)力計(jì)在土層分界處自上而下布置如圖1所示，除了最上面布置4個(gè)呈90°分布(見(jiàn)圖2(a))鋼筋計(jì)以外，其他每土層分界處布置2個(gè)呈180°分布(見(jiàn)圖2(b))鋼筋計(jì)。

(a) 樁徑為800 mm

(b) 樁徑為600 mm

(a) 呈90°分布

(b) 呈180°分布

經(jīng)低應(yīng)變檢測(cè)后，顯示樁身完整性較好，均為Ⅰ類樁。在此基礎(chǔ)上，樁身內(nèi)力測(cè)試與單樁靜載試驗(yàn)同時(shí)進(jìn)行。單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)使用錨樁—反力梁裝置，加載裝置示意圖如圖3所示，加載方式采用慢速維持荷載分級(jí)等量加載，試樁S1、S3首級(jí)加載值為1 440 kN，每級(jí)加載值為720 kN；試樁S2首級(jí)加載值為1 200 kN，每級(jí)加載600 kN，S1～S3最大加載值均為7 200 kN。試樁S4、S6首級(jí)加載值為960 kN，每級(jí)加載480 kN；試樁S5首級(jí)加載值為800 kN，每級(jí)加載400 kN，試樁S4～S6最大加載值均為4 800 kN，測(cè)讀樁頂沉降時(shí)間間隔、沉降相對(duì)穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)、試驗(yàn)終止條件以及卸荷方法均嚴(yán)格規(guī)范執(zhí)行試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖4所示。

圖3 加載裝置示意圖
Fig.3 Schematic diagram of the loading device

圖4 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖
Fig.4 Field map of test

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 荷載—位移(Q-s)曲線分析

根據(jù)XING等[13-15]的研究成果得知Q-s曲線能夠比較直觀的反映出樁頂沉降情況以及樁身的破壞模式。因此，對(duì)其分析能夠更好的研究單樁豎向承載特性。6根試樁的抗壓靜載試驗(yàn)結(jié)果如表2所示，根據(jù)結(jié)果繪制的Q-s曲線如圖5所示。

表2 試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Results of tests

(a) 樁徑為800 mm

(b) 樁徑為600 mm

圖5 各試樁Q-s曲線
Fig.5Q-scurve of each test pile

由表2和圖5可以看出：6根試樁的Q-s曲線均為緩變型，沒(méi)有明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)和陡降段，沉降量較小，均小于規(guī)范[16]規(guī)定的極限沉降量40 mm。隨著荷載增大，樁頂位移逐漸增大，樁徑為800 mm的試樁最大沉降量介于9.29～16.37 mm、樁徑為600 mm試樁最大沉降量介于13.24～29.66 mm之間。試樁S4和S5的回彈率較小，分別為28.6 %、37.6 %，殘余沉降較大，塑性變形較明顯；其他4根試樁的殘余沉降較小，回彈率較大，介于54.8 %～70.9 %之間，彈性工作較明顯。明顯可以看出沉降量小的試樁，回彈率較大，究其原因，各試樁的持力層都為硬巖，樁頂?shù)某两抵饕菢渡淼膹椥詨嚎s，樁頂沉降小，樁身的壓縮量小，出現(xiàn)的塑性變形小，則回彈率較大。根據(jù)規(guī)范相關(guān)規(guī)定，確定單樁豎向抗壓試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

表3 單樁豎向抗壓試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Test results of single pile vertical compression

試驗(yàn)過(guò)程中6根試樁均未發(fā)生破壞，其承載力還有較大潛力，為了給施工過(guò)程提供更加準(zhǔn)確的參考依據(jù)，本文中對(duì)樁徑為600 mm和樁徑為800 mm的試樁各取1根具有代表性的試樁進(jìn)行承載力預(yù)測(cè)，選取的試樁編號(hào)為S1和S4。擬合曲線如圖6所示，預(yù)測(cè)結(jié)果如表4所示。圖7所示為樁身極限承載力理論計(jì)算值與預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

表4 單樁極限承載力預(yù)測(cè)結(jié)果Tab.4 Prediction result of single pile ultimate bearing capacity

圖6Q-s擬合曲線
Fig.6Q-sfitting curve

圖7 單樁極限承載力對(duì)比
Fig.7 Comparison of ultimate bearing capacity of single pile

由表4可以看出，試樁S1的極限承載力預(yù)測(cè)值比試驗(yàn)確定是極限承載力提高了29.3 %，而試樁S4僅提高了6.4 %，說(shuō)明長(zhǎng)徑比較小的試樁承載力的潛力較大。由圖7可以看出：試樁S1單樁極限承載力理論計(jì)算值與預(yù)測(cè)值的吻合性較好，說(shuō)明用指數(shù)函數(shù)預(yù)測(cè)其極限承載力是可行的，且其理論計(jì)算值為最大加載值的1.32倍，有較高的安全儲(chǔ)備試樁S4最大加載值與預(yù)測(cè)值及理論計(jì)算值基本相同，說(shuō)明試樁S4在最大加載值下基本達(dá)到極限狀態(tài)。

3.2 樁身軸力沿深度的分布規(guī)律

在樁頂豎向載荷作用下樁身發(fā)生的應(yīng)變，導(dǎo)致振弦式鋼筋應(yīng)力計(jì)的振弦頻率會(huì)發(fā)生改變，從而計(jì)算得出樁身軸力，其隨距離樁頂位置變化的分布曲線如圖8所示。

(a) 試樁S1

(b) 試樁S1

(c) 試樁S1

(d) 試樁S4

(e) 試樁S5

(f) 試樁S6

由于各試樁樁身軸力的分布規(guī)律基本一致，樁徑為800 mm的試樁與樁徑為600 mm的試樁各取1根具有代表性的試樁進(jìn)行分析，本文取編號(hào)為S1和S4的試樁進(jìn)行分析，由圖8可知：同一荷載作用下，樁身軸力隨埋深逐漸減小，且減小的幅度逐漸增大，在樁端處樁身軸力達(dá)到最小值，表明樁側(cè)摩阻力沿深度逐漸發(fā)揮，在樁端處樁側(cè)摩阻力達(dá)到最大值；在同一埋深處，隨樁頂荷載的增大樁身軸力逐漸增大，且軸力沿深度減小的幅度明顯增大，表明樁側(cè)摩阻力的增幅隨荷載增大而增大，這與劉福天等[17-18]研究的結(jié)果相符。

從樁頂?shù)綐抖嗽嚇禨1在不同荷載作用下樁側(cè)摩阻力抵消了41.4 %～73.2 %的樁頂荷載，而試樁S4抵消了69.1 %～98.8 %的樁頂荷載，從整體來(lái)看，試樁S4抵消的樁頂荷載較大，其原因是，S1樁的樁長(zhǎng)較小，樁側(cè)摩阻力沿樁長(zhǎng)發(fā)揮的作用較小，導(dǎo)致樁身軸力沿深度減小的較少，說(shuō)明樁長(zhǎng)對(duì)荷載的傳遞具有顯著影響。

3.3樁側(cè)摩阻力沿深度的分布規(guī)律

樁側(cè)摩阻力的變化受到樁頂載荷、深度等各種因素的影響，且深度效應(yīng)較為明顯，隨入土深度樁側(cè)摩阻力逐漸發(fā)揮。根據(jù)圖8樁身軸力分布圖以及樁身尺寸，計(jì)算得到樁側(cè)摩阻力，繪制樁側(cè)摩阻力分布如圖9所示。

(a) 試樁S1

(b) 試樁S2

(c) 試樁S3

(d) 試樁S4

(e) 試樁S5

(f) 試樁S6

各試樁的樁側(cè)摩阻力隨深度的變化規(guī)律相似，本文對(duì)編號(hào)為S1和S4的試樁進(jìn)行分析，由圖9可以看出：樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮具有異步性，當(dāng)荷載較小時(shí)，樁頂荷載主要由上部土體的側(cè)摩阻力承擔(dān)，下部土體承擔(dān)的荷載較??；隨著荷載增大，下部土體的側(cè)摩阻力逐漸發(fā)揮，并承擔(dān)主要荷載，在基巖段側(cè)摩阻力達(dá)到最大值，兩試樁分別為136.2、149.2 kPa，這與陳小鈺等[19-20]研究成果一致。在初始荷載作用下，試樁S1的總側(cè)摩阻力占樁頂荷載的78.3 %，側(cè)摩阻力發(fā)揮主要作用；隨著樁頂荷載增大，側(cè)摩阻力的占比逐漸減小，當(dāng)樁頂荷載達(dá)到最大值時(shí)，其總側(cè)摩阻力的占比為45.2 %，其原因是樁頂荷載較小時(shí)，側(cè)摩阻力發(fā)揮主要作用，隨著荷載的增大端阻力逐漸發(fā)揮，且最終發(fā)揮主要作用，表現(xiàn)出良好的摩擦端承樁的特性；而試樁S4在初始荷載作用下，側(cè)摩阻力承擔(dān)全部荷載，其原因是試樁S4的長(zhǎng)徑比較小，在荷載較小時(shí)，端阻力還未發(fā)揮，隨著荷載增大端阻力逐漸發(fā)揮，導(dǎo)致側(cè)摩阻力逐漸減小，在最大荷載作用下總側(cè)摩阻力占比為67.4 %，側(cè)摩阻力依然發(fā)揮主要作用，表現(xiàn)出了良好的端承摩擦樁的特性，這與KULKARNI等[21-23]的研究結(jié)果相一致。從圖9中還可以看出，側(cè)摩阻力有明顯的減小段，究其原因，該段為流塑狀的淤泥層和軟塑狀的粉質(zhì)黏土層，其承載力較低，產(chǎn)生的側(cè)摩阻力較小。試驗(yàn)得到的最大加載對(duì)應(yīng)的土層摩阻力平均值與《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ94—2008)[24]推薦值的對(duì)比情況如圖10所示。

(a) 樁徑為800 mm

(b) 樁徑為600 mm

圖10 樁側(cè)摩阻力結(jié)果與規(guī)范對(duì)比
Fig.10 Comparison of pile side friction resistance results and specifications

由圖10可知：各土層的樁側(cè)摩阻力平均值都比規(guī)范推薦值小，其原因是在進(jìn)行單樁豎向靜載試驗(yàn)時(shí)，并沒(méi)有加載到破壞，各試樁均未達(dá)到極限承載力，若在試驗(yàn)時(shí)加載到破壞則實(shí)測(cè)樁側(cè)摩阻力平均值可能會(huì)達(dá)到規(guī)范推薦值。還可以看出上部土層與規(guī)范推薦值相差較小，其原因是樁側(cè)摩阻力是從上部土層開始發(fā)揮的，上部土層的側(cè)摩阻力發(fā)揮較充分。粉質(zhì)黏土以下的土體中樁側(cè)摩阻力與規(guī)范推薦值相比，樁徑為800 mm的試樁有0.2～0.7倍的提升空間，而樁徑為600 mm的試樁能提高1.3～2.2倍，說(shuō)明下部土層未充分發(fā)揮其側(cè)摩阻力，樁徑為600 mm的試樁樁側(cè)摩阻力的潛力較大的原因可能是樁側(cè)摩阻力與土層性質(zhì)、埋深有關(guān)，樁徑為600 mm試樁的埋深較大，樁側(cè)摩阻力不易發(fā)揮，還有較大的潛力。因此對(duì)于樁徑為600 mm的嵌巖灌注樁可以適當(dāng)進(jìn)行優(yōu)化，對(duì)類似工程具有指導(dǎo)意義。

3.4 樁端阻力隨樁頂荷載分布規(guī)律

樁端阻力近似等于基巖處樁身軸力與側(cè)摩阻力之差，經(jīng)計(jì)算后繪制樁端阻力與荷載加載值的關(guān)系曲線如圖11所示。

(a) 樁徑為800 mm

(b) 樁徑為600 mm

圖11 樁端阻力隨荷載變化曲線
Fig.11 Changing curve of pile end resistance with load

由圖11可以看出：隨著荷載的增大，端阻力逐漸增大，當(dāng)荷載加載值較小時(shí)，樁徑為800 mm試樁的樁端阻力較小，對(duì)于樁徑為600 mm的試樁，其樁端阻力為零。分析原因，當(dāng)荷載施加值較小，樁頂荷載全部由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)，樁端阻力還未發(fā)揮。隨著荷載增大，樁端阻力逐漸發(fā)揮，當(dāng)樁徑為800 mm和600 mm試樁的樁頂荷載分別達(dá)到3 600 kN和2 400 kN時(shí)，樁端阻力隨荷載近似呈線增長(zhǎng)，說(shuō)明此時(shí)樁端阻力隨荷載加載值的發(fā)揮速率基本保持穩(wěn)定；當(dāng)荷載加載到最大值時(shí)，6根試樁的樁端阻力達(dá)到最大值，樁徑為800 mm的試樁樁端阻力介于3 944～3 972 kN之間，占樁頂荷載的54.8 %～55.2 %；樁徑為600 mm的試樁樁端阻力介于1 484～1 563 kN之間，占樁頂荷載的30.9 %～32.6 %。樁端阻力及側(cè)摩阻力在各級(jí)荷載作用下的占比如圖12所示。

(a) 樁徑為800 mm

(b) 樁徑為600 mm

注：1為樁端阻力/樁頂荷載；2為總側(cè)摩阻力/樁頂荷載。

圖12 各級(jí)荷載作用下總側(cè)摩阻力和樁端阻力分擔(dān)比
Fig.12 Total side friction resistance and pile end resistance sharing ratio under load

由圖12可以看出：樁徑為800 mm的試樁，當(dāng)荷載較小時(shí)側(cè)摩阻力發(fā)揮主要作用，當(dāng)荷載超過(guò)6 000 kN時(shí)，樁端阻力開始發(fā)揮主要作用，在最大荷載作用下，占比分別為54.8 %、55.1 %、55.2 %；樁徑為600 mm的試樁，當(dāng)荷載小于1 000 kN時(shí)，樁頂荷載全部由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)，隨著荷載繼續(xù)增大，樁端阻力開始發(fā)揮，此時(shí)樁側(cè)摩阻力發(fā)揮的作用有所減小，但始終發(fā)揮主要作用，端阻力在最大荷載作用下樁端阻力占比分別為30.9 %、31.3 %、32.6 %，說(shuō)明樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮先于樁端阻力的發(fā)揮，且樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮受樁端阻力的限制。

本試驗(yàn)中，試樁S1～S3長(zhǎng)徑比介于19.38～20.13，試樁S4～S6長(zhǎng)徑比介于42.17～44.67，在最大荷載作用下，試樁S1～S3樁端阻力發(fā)揮主要作用，試樁S4～S6樁側(cè)摩阻力發(fā)揮主要作用?？梢?jiàn)，長(zhǎng)徑比大，由于樁身壓縮量大，荷載主要通過(guò)樁側(cè)摩阻力傳遞給樁周土，傳到樁端的荷載較小，從而表現(xiàn)出摩擦型樁的特性；樁徑比小，由于樁身壓縮量較小，大部分的樁頂荷載傳遞到樁端，從而表現(xiàn)出端承型樁的特性。由于試驗(yàn)條件有限，對(duì)于長(zhǎng)徑比介于20.13～42.17時(shí)樁的承載特性不明確，有待進(jìn)一步研究。

已知承載力的預(yù)測(cè)結(jié)果得到S1的極限承載力為9 306 kN，S4的極限承載力為5 109 kN，根據(jù)預(yù)測(cè)極限承載力進(jìn)行端阻力的預(yù)測(cè)，試樁S1、S4的樁端阻力預(yù)測(cè)值分別為12 782 kPa、7 012 kPa。樁側(cè)摩阻力和端阻力隨樁頂沉降量的變化規(guī)律如圖13所示。

由圖13可知，各試樁的側(cè)摩阻力增大的速率隨著樁頂沉降量的增加逐漸減小，最后樁側(cè)摩阻力趨于穩(wěn)定，樁端阻力近似呈直線增長(zhǎng)，表明樁端阻力的發(fā)揮限制了樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮。在樁頂沉降量較小時(shí)，樁頂荷載主要由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)，隨著荷載繼續(xù)增大，樁徑為800 mm試樁的樁端阻力開始承擔(dān)主要荷載，樁徑為600 mm試樁的樁側(cè)摩阻力始終承擔(dān)主要荷載，說(shuō)明樁頂?shù)某两盗繉?duì)樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮具有顯著影響，這與王衛(wèi)東等[25-27]的研究結(jié)果一致。

(a) 樁徑為800 mm

(b) 樁徑為600 mm

圖13 荷載隨樁頂沉降變化曲線
Fig.13 Changing curve between load with pile top settlement

4 結(jié)論

① 試樁的Q-s曲線為緩變型，沒(méi)有明顯的陡降段，均未發(fā)生破壞，樁頂沉降量較小，均小于30 mm，回彈率介于28.6 %～70.9 %之間。結(jié)果顯示：樁頂沉降相對(duì)較小的試樁，彈性工作特性較明顯，回彈率較大；樁頂沉降相對(duì)較大的試樁，塑性變形較明顯，回彈率較小。

② 樁身軸力沿深度自上而下逐漸減小，樁身軸力隨著樁頂荷載的增大而增大，且樁身軸力沿深度減小的幅度呈增大的趨勢(shì)。

③ 在最大荷載作用下，長(zhǎng)徑比介于19.38～20.13的試樁S1～S3樁端阻力占比介于54.8 %～55.2 %，樁端阻力發(fā)揮主要作用，端承性狀較明顯；長(zhǎng)徑比介于42.17～44.67的試樁S4～S6樁端阻力占比介于30.9 %～32.6 %，樁頂荷載主要由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)，表現(xiàn)為端承摩擦樁的特性，表明長(zhǎng)徑比對(duì)嵌巖樁的承載特性具有顯著影響。

④ 樁側(cè)摩阻力是自上而下異步發(fā)揮，其發(fā)揮程度與土層性質(zhì)、埋深以及樁頂沉降等因素有關(guān)。試驗(yàn)得到的各土層樁側(cè)摩阻力均小于規(guī)范給出的推薦值，尤其是嵌巖段的側(cè)摩阻力還有較大發(fā)揮潛力。研究結(jié)果對(duì)嵌巖灌注樁的優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要參考價(jià)值。

綜上可得，嵌巖灌注樁能夠滿足印尼地區(qū)樁基承載力的要求，制定該地區(qū)嵌巖灌注樁的相關(guān)規(guī)范是有必要的。