填海地區大直徑灌注樁的靜載試驗研究

劉駿龍

填海地區大直徑灌注樁的靜載試驗研究

劉駿龍

(福州市建筑設計院 福建福州 350011)

福建屬于沿海吹填砂造陸碼頭地區，文章通過對該地區某工地旋挖成孔灌注樁基礎3根未注漿樁和3根后注漿樁的單樁豎向抗壓靜載試驗研究，得到了大噸位靜載試驗中未注漿樁和后注漿樁的荷載-沉降關系、樁身壓縮占樁頂沉降的百分比，并基此探討了后注漿技術、樁身壓縮對樁基承載力及沉降的影響。

灌注樁；靜載試驗；后注漿技術；承載力；沉降

0 引言

隨著我國經濟建設的高速發展和城鎮化進程的推進，東部沿海地區的建設規模日益擴大，土地資源變得越來越緊缺，填海造陸是解決沿海地區城市規模擴大和海邊工業廠區建設造成土地資源緊缺的有效途徑。我國香港地區、澳門地區、廣東珠江口、杭州灣南的蕭山市、天津濱海新區、福建省(福安灣塢、江陰港、惠安縣)等地都有圍海造地的典型事例。填海造陸地區大型工業建筑物和城市超高層建筑的不斷涌現，對樁基礎的承載力和沉降提出了更高的要求。很多學者對高層建筑的大直徑灌注樁進行靜載試驗研究[1-4]，探索大噸位荷載作用下的單樁承載特性和沉降發展，但目前針對沿海填砂造陸地區復雜地質條件下大直徑樁基的研究較少。

福建某沿海吹填砂造陸碼頭地區，在深厚的淤泥質土上吹填細砂并進行地基處理。某工地擬建2個大直徑的石化低溫罐區，因罐區對差異沉降敏感及復雜的工程地質和水文地質條件，本文以此為案例，對該工地進行6根樁的單樁豎向抗壓靜載試驗，檢測其在復雜地質條件下，大直徑旋挖成孔灌注樁在大噸位荷載(最大試驗荷載18 000kN)作用下的承載力和沉降，為類似工程設計、施工及理論研究提供借鑒。

1 工程概況和地質條件

福建某吹填砂造陸碼頭地區，工程場地原為濱海潮間帶，因工程建設需要，場地經圍海吹填砂造陸已形成一片較平坦的臺地。現場樁基礎施工和靜載試驗期間，該工程所在的場地已經完成圍海造地和地基處理，淤泥質土上部松散的吹填細砂在單擊夯擊能8 000kN·m強夯施工后，達到中密-密實的狀態。根據該工程巖土工程勘察報告，場地各土層主要物理力學指標如表1所示，樁周土層情況如圖1所示。

該工程擬建2個基礎直徑達75m的石化低溫罐區。罐區基礎采用旋挖成孔灌注樁，設計樁徑1 200mm，樁身材料采用水下C40砼，樁長53m～56m左右，樁端持力層是⑥-2碎塊狀強風化花崗巖，部分灌注樁采用樁側及樁端后注漿工藝，沿鋼筋籠對稱設置2根樁端后注漿導管及2根樁側后注漿導管，樁側后注漿管閥設置于樁頂以下30m處。設計要求單樁豎向抗壓極限承載力為18 000kN，為評價單樁極限抗壓承載力，對該工程6根灌注樁(3根未注漿樁和3根注漿樁)進行靜載試驗，靜載試樁的施工記錄,如表2所示。

表1 場地土主要物理力學指標

表2 6根試樁施工記錄簡表

圖1 代表性地質剖面圖

2 靜載試驗方案設計

該工程依據《建筑基樁檢測技術規范》(JGJ106-2003)[5]及樁基設計文件要求進行單樁豎向抗壓靜載荷試驗。試驗加載設備采用4臺型號為QF630T的液壓千斤頂，4臺千斤頂并聯同步工作，安裝時確保千斤頂的合力中心與試樁的橫截面形心重合。采用高壓油泵加壓，荷載的量測采用并聯于千斤頂油路的JCQ靜力載荷測試儀(數字壓力計)測定，根據千斤頂率定曲線換算荷載。

加載反力裝置采用壓重平臺反力裝置，現場靜載設備安裝圖如圖2所示。加載反力裝置提供的反力(鋼梁重量加混凝土預制塊重量)大于最大試驗荷載的1.2倍。主梁采用3根長12m高1.5m的鋼梁，次梁采用21根雙拼的56b鋼梁，主梁和次梁經力學驗算均滿足結構承載力和變形的要求。地基土表層松散的吹填細砂強夯施工后達到密實的狀態，經驗算細砂層地基承載力滿足規范要求。支座安裝時，保證場地平整，安放支座預制塊時平整，以使次梁平整擱置在預制塊支座上。主梁垂直于次梁，主梁頂面與次梁底面設置200mm的預留縫，防止堆載后支座沉降導致樁頂提前受力。混凝土預制塊尺寸為1.6m×1.6m×0.8m,每個預制塊重量約2.4t，用2臺吊車將預制塊均勻穩固地放置在鋼梁平臺上。預制塊對稱擺放在平臺上，預制塊互相搭接，壓重堆載過程中用精密水準儀測量支座沉降。

圖2 現場靜載設備安裝圖

各級試驗荷載下的樁頂沉降測量采用大量程的位移傳感器，并且用精密水準儀對樁頂沉降進行校核，靜載試驗期間場地地基土強夯作業停止。位移傳感器的測量誤差小于0.1%FS，分度值為0.01mm。在試樁兩個方向對稱安裝4個位移傳感器，設置穩定的基準樁，基準梁的一端固定在基準樁上，另一端簡支于基準樁上，基準梁和試樁之間的中心距離滿足規范[5]要求。

樁端沉降通過內外管形式的位移桿測得。灌注樁施工時沿鋼筋籠內側預先埋設直徑60mm外管，然后在外管里面設置直徑20mm的內管，內管下端固定在外管底部(樁端)，保證與測試斷面(樁端)同步位移，在樁頂內管上設測點可測得樁端沉降，樁端沉降的測讀與樁頂沉降測量同步進行[6-8]。樁端沉降觀測方法忽略試驗過程中內管的軸向變形，內管軸向變形越小，測量的精度越高。

試樁樁頭處理：灌注樁樁徑大，采用分段配筋，上部縱向主筋配筋率較大，主筋全部直通至樁頂混凝土保護層下，沒有特制直徑更大的樁頭。樁頭混凝土強度與樁身相同，距樁頂1.5倍樁徑范圍(1.8m)內箍筋間距加密為100mm，試驗前鑿掉樁頂部的破碎層以及不密實的混凝土，樁頭頂面平整。

3 靜載試驗結果分析

靜載試驗前，采用低應變法和聲波透射法進行樁身完整性檢測，6根試樁樁身完整性均為I類樁。加載分級進行，采用逐級等量加載；分級荷載為設計要求最大試驗荷載的1/10，其中第一級取分級荷載的2倍；卸載分級進行，每級卸載量取加載時分級荷載的2倍，逐級等量卸載；加、卸載時荷載傳遞均勻、連續、無沖擊。單樁豎向抗壓靜載試驗采用慢速維持荷載法。每級荷載施加后按第5min、15min、30min、45min、60min測讀樁頂沉降量，以后每隔30min測讀一次；每小時內的樁頂沉降量不超過0.1mm，并連續出現兩次即達到相對穩定標準，當樁頂沉降速率達到相對穩定標準時，再施加下一級荷載[5]。

3.1 荷載-沉降曲線

靜載試驗進展順利，荷載—沉降(Q-s)曲線均呈緩變形，未出現在某一級荷載作用下樁頂陡降或樁端產生刺入破壞，各試樁在最大試驗荷載作用下樁頂累計沉降量均小于0.05D(60mm)。利用同時觀測樁頂和樁端沉降技術獲得的各級荷載作用下的樁頂沉降和樁端沉降，從而計算出樁身壓縮量[6-7]。6根試樁的荷載—沉降(Q-s)曲線如圖3和圖4所示。

(a)未注漿樁S1

(b)未注漿樁S2

(c)未注漿樁S3圖3 未注漿試樁的荷載—沉降(Q-s)曲線

從圖3實測的荷載—沉降(Q-s)曲線可以看出：

(1)未注漿試樁S1：加載至9 000kN時，樁頂累計沉降量為9.46mm，樁端開始產生沉降為0.56mm；繼續加載至18 000kN時，樁頂累計沉降量為29.82mm，樁端累計沉降量為15.35mm，樁身壓縮量為14.47mm。

(2)未注漿試樁S2：加載至7 200kN時，樁頂累計沉降量為7.95mm，樁端開始產生沉降為0.20mm；繼續加載至18 000kN時，樁頂累計沉降量為37.83mm，樁端累計沉降量為21.63mm，樁身壓縮量為16.20mm。

(3)未注漿試樁S3：加載至9 000kN時，樁頂累計沉降量為11.08mm，樁端開始產生沉降為0.67mm；繼續加載至18 000kN時，樁頂累計沉降量為33.98mm，樁端累計沉降量為18.27mm，樁身壓縮量為15.71mm。

(a)注漿樁T1

(b)注漿樁T2

(c)注漿樁T3圖4 后注漿試樁的荷載—沉降(Q-s)曲線

從圖4實測的荷載—沉降(Q-s)曲線可以看出：

(1)注漿試樁T1：加載至9 000kN時，樁頂累計沉降量為7.37mm，樁端未觀測到明顯沉降；加載至10 800kN時，樁頂累計沉降量為9.18mm，樁端開始產生沉降為0.12mm；繼續加載至18 000kN時，樁頂累計沉降量為20.90mm，樁端累計沉降量為7.55mm，樁身壓縮量為13.35mm。

(2)注漿試樁T2：加載至9 000kN時，樁頂累計沉降量為7.50mm，樁端未觀測到明顯沉降；加載至10 800kN時，樁頂累計沉降量為8.97mm，樁端開始產生沉降為0.40mm；繼續加載至18 000kN時，樁頂累計沉降量為22.12mm，樁端累計沉降量為8.73mm，樁身壓縮量為13.39mm。

(3)注漿試樁T3：加載至9 000kN時，樁頂累計沉降量為6.81mm，樁端未觀測到明顯沉降；加載至10 800kN時，樁頂累計沉降量為8.40mm，樁端開始產生沉降為0.15mm；繼續加載至18 000kN時，樁頂累計沉降量為19.72mm，樁端累計沉降為7.66mm，樁身壓縮量為12.06mm。

依據荷載—沉降曲線，3根未注漿試樁在最大試驗荷載18 000kN作用下，樁頂沉降平均值為33.88mm，極差8.01是平均值的23.6%，樁端沉降平均值為18.42mm，極差6.28是平均值的34.1%。3根后注漿試樁在最大試驗荷載18 000kN作用下，樁頂沉降平均值為20.91mm，極差2.4是平均值的11.5%，樁端沉降平均值為7.98mm，極差1.18是平均值的14.8%。3根注漿試樁進入持力層深度小于2.0m，3根未注漿試樁樁長更長，進入持力層深度大于4.5m，試驗表明樁端進入持力層深度并不是影響樁頂沉降的主要因素。

6根試樁的靜載試驗均未加載至破壞狀態，實測的數據經整理分析得出靜載試驗成果,如表3所示。試驗數據表明未注漿試樁在豎向荷載作用下，樁頂沉降和樁端沉降大，且不同試樁的沉降量離散性較大；試樁S2由于樁側泥皮及沉渣厚3cm等施工因素的影響，最大荷載作用下樁頂沉降達37.83mm，樁端沉降達21.63mm。注漿試樁在豎向荷載作用下，樁頂沉降和樁端沉降較小，且離散性不大；在18 000kN荷載下，樁頂沉降平均值20.91mm，比未注漿試樁樁頂沉降平均值33.88mm減少12.97mm(減少38.3%)，樁端沉降平均值7.98mm，比未注漿試樁樁端沉降平均值18.42mm減少10.44mm(減少56.7%)；3根試樁的樁端沉降量離散性小，未出現試樁因樁端沉渣厚導致沉降明顯增大的現象。試樁T1、T3比試樁T2的樁端樁側注漿量大，樁頂和樁端沉降較小，注漿量對樁頂和樁端沉降影響較明顯。3根未注漿試樁的樁身壓縮平均值為15.46mm，3根后注漿試樁的樁身壓縮平均值為12.93mm；樁側及樁端后注漿提高樁側摩阻力，降低樁身橫截面應力，從而減少樁身壓縮量。未注漿樁比注漿樁的樁頂沉降大，主要是樁端沉渣厚且沉渣沒有水泥注漿加固，是由樁端沉降過大導致的，進入持力層深度對樁頂沉降的影響不大。

綜上分析，樁側及樁端后注漿能顯著改善樁基的承載性狀，減少樁底沉渣的影響，樁頂(端)沉降量明顯減小且離散性小，避免灌注樁由于樁端沉渣厚導致沉降過大和不均勻沉降。

表3 靜載試驗成果表

3.2 樁身壓縮

樁頂沉降減去樁端沉降即得到樁身壓縮量，6根試樁的樁身壓縮占樁頂沉降百分比，如圖5所示。

(a)未注漿試樁

(b)注漿試樁圖5 樁身壓縮占樁頂沉降的百分比

由圖5中可以看出，豎向荷載較小時，樁頂沉降全部來自樁身壓縮，樁頂沉降量主要由樁身質量控制。隨著荷載的增大，樁端開始沉降，樁身壓縮占樁頂沉降的百分比開始下降。加載至最大荷載時，未注漿試樁的樁端沉降較大，樁身壓縮占樁頂沉降的比值接近40%；注漿試樁的樁端沉降較小，樁身壓縮占樁頂沉降的比值接近60%，維持在較高水平。

4 結語

采用未注漿灌注樁基礎，施工時應采用適宜的排渣工藝嚴格控制樁底沉渣厚度，以減少樁頂樁端沉降。樁側及樁端后注漿能顯著改善樁基的承載性狀，減少樁底沉渣對樁基沉降及極限承載力的影響，降低樁身壓縮量，樁頂(端)沉降量明顯減小且離散性小，避免灌注樁由于樁端沉渣厚導致沉降過大和不均勻沉降。對沉降敏感的重點工程可通過增加樁身配筋，提高樁身混凝土強度，保證樁身完整性等措施，減小樁身壓縮量進而降低樁頂沉降量。

[1] 張忠苗，張乾青，張廣興，等.軟土地區大噸位超長試樁試驗設計與分析[J].巖土工程學報，2011，33(4):535-543.

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[8] 陳凡，徐天平，陳久照，等.基樁質量檢測技術(第二版)[M].北京：中國建筑工業出版社，2014.

Static load tests on large-diameter bored piles in land reclamation area

LIUJunlong

(Fuzhou Architecture Design Institute, Fuzhou 350011)

At one construction site of sand reclamation wharf area of Fujian province, vertical compressive static load tests on three bored piles without post-grouted and three bored piles with post-grouted were conducted.Based on the Large-tonnage static load tests of six bored piles, the load-settlement responses and compression of the pile shaft of six piles were analyzed.Furthermore, the effect of post-grouting technology and compression of the pile shaft on bearing capacity of pile were discussed.

Bored pile; Static load test; Post-grouting technique; Bearing capacity; Settlement

劉駿龍(1986.3- )，男，工程師。

E-mail:xiaolongfree@zju.edu.cn

2017-02-23

TU473.1

A

1004-6135(2017)04-0060-05