結合消阻護筒的試驗樁樁側摩阻力和樁端阻力試驗研究

杜建華， 于全勝

(1. 石家莊鐵路職業技術學院， 河北 石家莊 050041； 2. 中鐵隧道集團第五建筑有限公司， 天津 300300)

結合消阻護筒的試驗樁樁側摩阻力和樁端阻力試驗研究

杜建華1， 于全勝2

(1. 石家莊鐵路職業技術學院， 河北 石家莊 050041； 2. 中鐵隧道集團第五建筑有限公司， 天津 300300)

石家莊地鐵人民廣場站試樁采用靜載試驗方案加載測試，設計要求除進行承載力測試外，還需確定樁側各土層的分層極限側摩阻力和樁端土的端阻力，以及樁側摩阻力和樁端阻力占單樁極限承載力和承載力特征值的比例。利用消阻雙護筒消除無效土層的側摩阻力，通過樁身應力觀測，利用彈性力學公式推算樁身軸力、樁側摩阻力及端阻力的分布及變化規律，為設計提供依據。結果表明： 1)雙護筒消阻裝置可直接消除無效土層段的側摩阻力，使試驗樁真實反映工程樁的實際承載力、側摩阻力、端阻力及沉降值； 2)達到極限承載力時，樁側總阻力占比65%～66%，樁端總阻力占比34%～35%； 達到承載力特征值時，樁側總阻力占比76%～80%，樁端總阻力占比20%～24%； 試樁承載力類型均為端承摩擦樁； 3)局部范圍內土層樁側摩阻力表現為應力和位移的軟化特征； 4)樁端持力層主要為卵石層，對承載力的貢獻平均占比約30%。

地鐵車站； 試驗樁； 單樁承載力試驗； 樁側摩阻力； 樁端阻力； 單樁極限承載力； 單樁承載力特征值

0 引言

實際工程中，一般利用地質勘探報告中提供的各土層與樁側的極限側摩阻力標準值、極限端阻力標準值等土層力學參數，根據規范確定樁基承載力并進行樁基礎設計。由于鉆孔灌注樁承載力與具體工程地質情況、施工工藝等因素密切相關，承載力計算中所依據的各種土層力學參數具有一定離散性。因此，樁基數量較多的工程往往需要通過靜載試驗實測基樁承載力、樁側摩阻力和樁端阻力分布等參數，進而驗證基樁承載力、各土層力學參數取值的合理性，最終用于指導設計與施工。

國內專家和學者對樁基靜載試驗做了較多的研究和總結，提出了一些可借鑒的經驗和方法。祝立君等[1]通過加載噸位達3 600 t的靜載試驗得出了基樁極限承載力及土層與樁側摩阻力等基樁設計中的重要參數； 付文光等[2]總結分析了單樁承載力極限標準值、特征值、設計值及基本值等多個與單樁豎向抗壓承載力相關的名詞術語之間的復雜關系，闡明了這些名詞術語的概念以及在相關規范中取舍的原因； 鄒東峰[3]研究了超長灌注樁樁側摩阻力、樁端阻力的發揮特性，結果表明荷載作用下超長樁的樁頂變形主要由樁身的壓縮組成，樁端阻力對總承載力的貢獻較小； 陳福江等[4]研究了高速鐵路橋梁樁側摩阻力與樁端阻力分布與發展過程； 張曉劍等[5]研究了超長整體加工雙護筒設計與施工關鍵技術； 何現啟等[6]采用鋼筋計測試樁身軸力，通過計算得到樁身軸力隨深度的變化規律，樁側土的分層摩阻力，樁身的彈性壓縮量，端承力和摩阻力的相互關系； 于全勝等[7-8]研發了一種消阻雙護筒及配套的成樁方法； 張瑞坤等[9]研究了無錫地區大直徑超長鉆孔灌注樁豎向荷載下的樁側摩阻力和樁端阻力發揮特點和荷載傳遞規律； 陳雪獎等[10]結合軟土地區某工程大直徑超長灌注樁的樁底后壓漿技術，對樁底壓漿前后的自平衡載荷試驗成果進行對比分析，研究了樁底后壓漿對樁端阻力、樁側摩阻力和豎向承載力的影響； 劉貴強等[11]通過試驗對樁端后注漿技術的作用機制及后注漿對樁側摩阻力的影響進行了對比研究； 張利新[12]通過對試樁樁側埋設的鋼筋計的測試結果分析，得到不同土層在注漿后的極限側摩阻力增強系數，并據此推斷出抗壓樁端阻力增強系數，從而得出實測值與規范值間的對應關系； 李鋒[13]對比了假設樁身和鋼筋的豎向變形量相同和假設樁身和鋼筋單位體積變形量相同的2種樁身軸力的計算方法，結果表明按照樁身和鋼筋的豎向變形量計算軸力較為合理； 楊進喜等[14]對軟土地區后注漿超長鉆孔灌注樁的承載性能進行了研究。

一般工程中，試驗樁的樁頂標高與工程樁的樁頂標高相差不大，試驗時直接在試驗樁的樁頂施加荷載，即可測試單樁承載力、樁側摩阻力和端阻力等。但是，當試驗樁的樁頂標高與工程樁的設計樁頂標高相差較大時，二者之間的無效土層會對樁側產生摩阻力，導致試驗數據不能真實、準確地反映試驗樁的承載力及樁側摩阻力和樁端阻力分布。為了保證測試數據準確和真實，需要在試驗樁中解決樁周無效土層摩阻力的消除問題。目前專門針對大直徑、大噸位且需要消除部分樁側摩阻力的靜載試驗研究較少。現有關于雙護筒的相關技術方案受條件限制，不能直接應用于本工程，因此有必要對大直徑、大噸位且需要消除部分樁側摩阻力情況下如何開展樁基試驗問題進行研究。

本文以石家莊地鐵蓋挖車站工程試樁靜載試驗為例，利用帶有限位消阻輪和止水裝置的消阻雙護筒消除無效土層摩阻力，利用鋼筋計進行現場測試研究，基于監測數據通過彈性力學公式推算樁身軸力、樁側摩阻力及樁端阻力的分布與變化規律，并就試驗結果與設計值進行對比分析，以期為設計提供依據。

1 工程概況

石家莊地鐵人民廣場站采用蓋挖逆作法施工，施工階段需在底板下設置工程樁作為中間豎向支撐，承擔豎向荷載。為指導設計，設計了2組試樁，直徑均為1 800 mm，樁身混凝土強度等級為C30，縱向主筋為24φ32。試樁1共3根，有效樁長26 m，樁頂標高52.02 m，樁底標高26.02 m，設計單樁豎向抗壓極限承載力標準值為23 629 kN； 試樁2共3根，有效樁長23 m，樁頂標高44.93 m，樁底標高21.93 m，設計單樁豎向抗壓極限承載力標準值為29 498 kN。為控制沉渣引起的樁基沉降并提高樁基承載力，要求采用樁端注漿。試驗場地標高位于自然地面，標高分別為70.61、70.47 m。試樁1設計樁頂較場地自然地坪低約18.59 m，試樁2設計樁頂較場地自然地坪低約25.54 m。根據設計要求在樁身埋設應力測試元件，用以實測樁側摩阻力和端阻力。試樁持力層主要為粉細砂、粉質黏土、粉土、細中砂、中粗砂和砂卵層等，樁端持力層為砂卵層，持力層范圍內無地下水。

按照設計要求，需要對工程樁進行現場試驗，為設計提供依據。設計要求通過試樁確定單樁極限承載力、承載力特征值及相應的沉降量是否滿足要求； 確定各級荷載作用下，樁側各土層的分層極限側摩阻力和樁端土的端阻力，并確定樁側摩阻力和樁端阻力占單樁極限承載力和承載力特征值的比例。

2 靜載試驗方案

2.1 雙護筒及錨樁反力裝置

由于試樁場地尚不具備大范圍開挖條件，加載試驗需在地面完成，為最大程度地模擬設計工程樁工況，觀測系統選定在樁頂位置，選用錨樁反力裝置和雙護筒減摩工藝完成試驗。為消除上部減摩部分樁身壓縮量對沉降的影響，樁身沉降觀測基準自設計樁頂標高處引出至地表。雙護筒減摩及錨樁反力裝置的組成如圖1所示。

圖1 雙護筒減摩及錨樁反力裝置的組成示意圖(單位： mm)

Fig. 1 Sketch of composition of double-sleeve and anchor pile counterforce device (unit: mm)

2.2 消阻雙護筒結構

雙護筒需要解決內外護筒之間的防水問題和摩阻力消除問題，根據本工程研發的雙護筒結構如圖2所示。消阻裝置主要由內護筒和外護筒組成，外護筒同軸套于內護筒的外側，并且內護筒從外護筒兩端伸出一定的長度(不小于500 mm)。內外護筒之間的摩阻力由設置于內外護筒之間的限位消阻輪消除。限位消阻輪包括滾輪、輪軸和滾輪支架，其中滾輪通過輪軸固定在滾輪支架上，滾輪支架焊接固定在內護筒外壁上。限位消阻輪環向至少設置3個，軸向間距2～4 m。限位消阻輪與外護筒內筒壁之間的間隙不大于5 mm，間隙過大不能保證試驗樁成樁質量，間距過小可能會由于制作加工誤差導致消阻輪與外護筒產生摩擦。外護筒的上端口和內護筒之間通過固定件連接固定，試驗加載前固定件可以使用氣割快速解除。外護筒的下端口焊接內環板(內環板外徑與外護筒外徑相同，內環板內徑伸出外護筒內壁)，內環板和內護筒之間留有間隙，內環板下方設置外環板，外環板焊接在內護筒外壁上，在內環板和外環板之間設置密封條，保證混凝土不進入內、外護筒之間的空隙，并能保證在試驗加載時內、外護筒能夠順利分離。

(a) 主視圖

(b) 局部放大圖

1—外護筒； 2—內護筒； 3—限位消阻輪； 4—環形泡沫板； 5—外環板； 6—密封條； 7—內環板； 8—固定件。

圖2消阻雙護筒結構示意圖

Fig. 2 Sketch of structure of double-sleeve

2.3 結合消阻雙護筒結構的試驗樁制作

試驗樁最短的護筒約19 m，最長的護筒約26 m。內外護筒若在地面套裝會存在較大的安全隱患和可操作性問題，經反復研究，決定采用內外護筒地下套裝、地面安裝止水裝置的試驗樁制作方法[8]。制作步驟為： 1)分別在地面加工內護筒和外護筒，在內護筒上焊接安裝限位消阻輪，外護筒底部焊接內環板； 2)第1次鉆孔，孔深自地面至設計樁頂標高，孔徑比外護筒外徑略大； 3)將外護筒吊放至孔底； 4)繼續鉆孔(第2次鉆孔)，孔深不小于500 mm，孔徑比內護筒外徑略大； 5)將內護筒吊入第2次鉆孔孔底，外護筒的上端口和內護筒之間通過焊接固定件連接固定； 6)將內外護筒整體吊出孔外，孔外焊接內護筒外環板，安裝止水條和泡沫板； 7)內外護筒整體吊入孔內，繼續鉆孔(第3次鉆孔)至設計樁底標高，孔徑為設計樁徑，放入鋼筋籠，澆筑水下混凝土，成樁養護； 8)解除外護筒的上端口和內護筒之間的固定件，試驗加載，內外護筒自動分離，由于限位消阻輪摩擦力可以忽略，設計樁頂標高以上土體摩阻力即可消除，如圖3所示。鉆孔過程中一般需泥漿護壁以保證孔壁穩定。

圖3 無效摩阻力消除原理示意圖

2.4 主要儀器和設備

靜載加卸載觀測設備： 并聯加載千斤頂，6×φ600； PDS-JY型靜載荷試驗儀； DINI03型電子水準儀。

應力觀測設備： 頻率測讀儀406A。

輔助設備： 1)油泵，ZYBZ2-86型高壓油泵； 2)錨樁反力架，異形梁4根(長12m)、錨樁連接筒4個、支座等； 3)基準梁，35型H型鋼(長9 m)2根。

2.5 加載和卸載觀測方法

試驗采用慢速維持荷載法，加載過程分級進行，逐級等量加載。分級荷載預設為預估極限承載力的1/10，其中第1級取分級荷載的2倍，加載至符合終止條件然后卸載。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。加載終止條件及承載力取值等依據現行規范[15]確定。

2.6 樁身應力測試

根據試樁設計要求，需完成如下測試項目： 1)樁的極限承載力及對應的樁側總阻力、樁端總阻力； 2)樁的承載力特征值和相應位移，與樁的承載力特征值對應的樁側摩阻力和樁端阻力。

樁的極限承載力和承載力特征值根據Q-S曲線特征可以確定，其余參數需通過樁身的應力觀測才能確定。對于分層的樁側摩阻力和位移則需計算樁身壓縮量，進而獲得樁身分層單位摩阻力隨分層沉降的變化關系，由此獲得最大樁側阻力值及其對應的位移。

基于設計要求，樁身應力觀測及計算的主要過程包括應力測試、摩阻力計算和樁身變形計算等。

2.6.1 鋼筋計的設置和觀測

測試采用頻率式鋼筋計，考慮到地層變化較復雜以及摩阻力和截面位移分析精度的需要，鋼筋計的布置按照間距2 m分層布置，第1層作為標定斷面布置在設計樁頂標高1 m處，每層布置鋼筋計2支。試樁1自51.02 m至28.02 m按照2 m間距布置12層。試樁2自43.93 m至23.93 m按照2 m間距布置11層。鋼筋計的固定采用一端幫焊、一端鉸接。分級加載過程中，每級加載的前、后(加載后荷載穩定階段)各測讀一次鋼筋計讀數。

2.6.2 鋼筋計應力轉換

鋼筋計的應力轉換依據出廠校準證書提供的公式

(1)

式中：qi,j為第j個鋼筋計第i級荷載讀數換算的鋼筋力，kN；Kj為第j個鋼筋計的校準常數，kN/Hz2；F0,j為第j個鋼筋計的空載讀數，Hz；Fi,j為第j個鋼筋計第i級荷載的讀數，Hz。

每層有多個鋼筋計時，可取有效讀數所換算力的平均值。

2.6.3 標定樁身截面等效混凝土彈性模量

2.6.3.1 計算分級荷載作用下的Ecs

由于樁身的彈性模量并非常量，需要對其進行標定。樁頂附近摩阻力可以忽略，分級荷載作用下的彈性模量

(2)

式中：Ecs為樁身截面等效彈性模量，kPa；Qj為樁頂第j級豎向荷載，kN；As為單根鋼筋橫截面積，m2；Es為鋼筋彈性模量，kPa；A為樁的橫截面積，m2。

2.6.3.2 建立Ecs和q的函數關系

將Ecs和q的數據按照二次多項式構造的函數關系進行回歸，得到Ecs的函數表達式

Ecs=a·q2+b·q+c。

(3)

式中a、b、c為量綱一的標定常數。

2.6.4 樁身軸力計算

根據實測鋼筋力和對應的樁的彈性模量計算軸力

(4)

式中Tz為軸力，kN。

采用式(3)需要對樁身截面等效彈性模量進行大量的現場試驗測定。在結構中鋼筋混凝土和素混凝土的彈性模量相差在10%以內，這和配筋率有一定的關系。實際工作中，樁身等效彈性模量往往采用經驗公式計算，將彈性模量乘以各自面積的百分比再相加。等效彈性模量要滿足變形協調，即等效彈性模量=混凝土彈性模量+(鋼筋截面面積/混凝土截面面積)×鋼筋彈性模量。

2.7 樁側摩阻計算

樁頂豎向荷載作用下各觀測截面間樁側摩阻力

(5)

式中：fj,z(i,i-1)為第j級荷載作用下，樁身第i至i-1段側摩阻力，kPa；d為樁身第i至i-1段樁身平均直徑，m；zi、zi-1為自樁頂起樁身深度坐標，m；Tj,z(i)、Tj,z(i-1)為距離樁頂分別為zi、zi-1深度時第j級荷載作用下樁的軸力，kN。

2.8 樁身分段沉降計算

樁身分段壓縮量

(6)

式中： Δsk,0,j為第j級荷載作用下，樁身第k段即i至i-1之間的截面壓縮量，mm；Ecsi、Ecs(i-1)為對應軸力Tj,z(i)、Tj,z(i-1)的樁身等效彈性模量，kPa。

樁身總壓縮量

(7)

式中：sj,0為第j級荷載作用下樁身總壓縮量，mm；n為樁的分段數，自標定斷面以下的第1個觀測斷面起算。

樁底沉降量

sj,b=sj-sj,0。

(8)

式中：sj,b為第j級荷載作用下樁底總沉降量，mm；sj為第j級荷載作用下樁頂總沉降量，mm。

樁身任一觀測斷面沉降量及樁身壓縮量可按式(9)或(10)計算：

sj,i=sj,0,i→n+sj,b；

(9)

(10)

式中：sj,i為第j級荷載作用下樁身第i截面的總沉降量，mm；sj,0,i→n為第j級荷載作用下樁身自i至n截面的總壓縮量，mm。

3 試驗分析

試樁采用聲波透射法檢測，有效樁頂下部實測數據的聲學參數均無異常，無聲速低于低限值異常，實測樁身各剖面混凝土波速在4 197～4 557 m/s范圍內變化，平均波速為4 365 m/s，試樁均判定為Ⅰ類樁。

3.1 雙護筒消阻功能判斷

雙護筒結構自身具備消阻功能和內外護筒加載自動分離功能，只要保證試樁混凝土澆筑時無水泥漿流入內外護筒之間，就可保證實現消阻功能。即便是限位消阻輪與外護筒接觸，消阻輪與外護筒之間的摩擦力也可以忽略不計。為了檢驗消阻效果，現場采取如下方法： 1)在內外護筒之間的空隙內放入測繩和帶光源的高清攝像頭檢查內外護筒之間的空隙內有無水泥漿液流入； 2)加載時觀測外護筒頂部沉降和試樁頂部沉降，比較二者相對沉降值； 3)加載時將高清攝像頭放至外護筒底部，檢查內外護筒的分離情況。檢查發現： 內外護筒之間的空隙內無水和水泥漿，止水條清晰可見； 加載時外護筒頂部與試樁頂部的沉降差隨著荷載的增加不斷增大，外護筒頂部與周圍地表無相對沉降； 通過高清攝像頭發現加載時內外護筒底部的止水裝置逐漸分離。檢查結果表明： 內外護筒止水裝置止水效果可靠，加載時內外護筒可自動分離，無效土層的摩阻力自動消除，試驗得到的數據真實準確。

3.2 承載力分析

試樁1和試樁2獲得的Q-S曲線均呈緩變形狀，故按相對沉降量確定單樁極限承載力。設計要求承載力特征值時沉降量不大于20 mm，根據承載力特征值與極限值的量值關系，單樁承載力達到極限值(2倍特征值)時，其沉降量也按2倍設計沉降量控制，故可按40 mm沉降量取定單樁豎向抗壓承載力極限值，試樁1和試樁2承載力分析結果見表1和表2。試樁1單樁豎向抗壓極限承載力統計值為23 629 kN； 相應的單樁豎向抗壓承載力特征值為11 815 kN，最大相應位移為4.83 mm，小于20 mm，滿足設計要求。試樁2單樁豎向抗壓極限承載力統計值為34 414 kN； 相應的單樁豎向抗壓承載力特征值取17 207 kN，最大相應位移為3.77 mm，小于20 mm，滿足設計要求。

表1試樁1極限承載力、承載力特征值及對應的沉降

Table 1 Ultimate bearing capacity, characteristic value of bearing capacity and settlement of test pile 1

樁號極限承載力/kN極限承載力相應位移/mm承載力特征值/kN承載力特征值相應位移/mm1-12362911．48118154．831-2236298．78118153．051-32362911．72118154．77平均值2362910．66118154．22

表2試樁2極限承載力、承載力特征值及對應的沉降

Table 2 Ultimate bearing capacity, characteristic value of bearing capacity and settlement of test pile 2

樁號極限承載力/kN極限承載力相應位移/mm承載力特征值/kN承載力特征值相應位移/mm2-13244821．39162243．662-23539820．36176993．122-33539819．45176993．77平均值3441420．40172073．52

試樁1加載終止條件為： 試樁1-1已加載至25 993 kN，2號錨樁上拔量突增； 試樁1-2已加載至設計預估的加載量，繼續加載時錨樁與加載設備連接鋼筋斷裂； 試樁1-3已加載至25 993 kN，4號錨樁上拔量突增，錨樁與加載設備連接鋼筋斷裂。試樁1-1、1-3加載至25 993 kN時荷載維持時間過短，故舍去該級數據，最大試驗荷載按23 629 kN取定。通過終止條件可知，單樁抗壓承載力按照規范規定取23 629 kN，滿足規范要求，但其實際極限承載力要大于23 629 kN。

試樁2加載終止條件為： 試樁2-1已超過設計預估的最大加載量，10號錨樁上拔量突增； 試樁2-2和試樁2-3已至加載能力極限。試樁2單樁豎向抗壓極限承載力統計值為34 414 kN，約為設計單樁極限承載力29 498 kN的1.17倍。

3.3 樁側和樁端總阻力分析

根據實測鋼筋應力可由式(4)和式(5)計算得到樁身軸力和樁側摩阻力。試樁1-1軸力分布、摩阻力分布及側摩阻力、端阻力分布見圖4—6。

圖4 試樁1-1在不同荷載下的軸力分布

圖5 試樁1-1在不同荷載下的側摩阻力分布

圖6 試樁1-1側摩阻力和端阻力分布曲線

依據前述承載力分析結果、樁身軸力和樁側摩阻力，分別計算對應于單樁極限承載力和單樁承載力特征值時的摩阻力、沉降等數值。試樁1樁側極限摩阻力及相應位移統計結果見表3。試樁1和試樁2達到極限承載力時和承載力特征值時樁側總側摩阻力和端阻力分析結果分別見表4-7。由表4和表5可知，試樁1達到極限承載力時，樁側摩阻力和樁端阻力占比分別為65%和35%； 試樁2達到極限承載力時，樁側摩阻力和樁端阻力占比分別為66%和34%。由表6和表7可知，試樁1達到承載力特征值時，樁側摩阻力和樁端阻力占比分別為80%和20%； 試樁2達到極限承載力時，樁側摩阻力和樁端阻力占比分別為76%和24%。結果表明，試樁的承載力類型均為端承摩擦型。

表3 試樁1樁側極限摩阻力及相應位移統計表

表4試樁1達到極限承載力時樁側總側阻和端阻分析

Table 4 Analysis of total side resistance and end resistance of piles 1 under ultimate bearing capacity

樁號極限承載力/kN樁側摩阻力/kN側阻比例/%樁端阻力/kN端阻比例/%1-123629133125610318441-22362913875599755411-3236291860579502421平均值236291526465836635

表5試樁2達到極限承載力時樁側總側阻和端阻分析

Table 5 Analysis of total side resistance and end resistance of piles 2 under ultimate bearing capacity

樁號極限承載力/kN樁側摩阻力/kN側阻比例/%樁端阻力/kN端阻比例/%2-132448204006312048372-235398242236811174322-33539823153651224535平均值3441422592661182234

表6試樁1達到承載力特征值時樁側總側阻和端阻分析

Table 6 Analysis of total side resistance and end resistance of pile 1 under characteristic value of bearing capacity

樁號承載力特征值/kN相應位移/mm樁側摩阻力/kN側阻比例/%樁端阻力/kN端阻比例/%1-1118154．838162693652311-2118153．059966841849161-3118154．771039688141912平均值118154．22950880230720

表7試樁2達到承載力特征值時樁側總側阻和端阻分析

Table 7 Analysis of total side resistance and end resistance of pile 2 under characteristic value of bearing capacity

樁號承載力特征值/kN相應位移/mm樁側摩阻力/kN側阻比例/%樁端阻力/kN端阻比例/%2-1162243．6610800675424332-2176993．1215476872223132-3176993．771331475438525平均值172073．521319776401124

3.4 樁側摩阻力荷載位移規律

由表4—7可知， 樁側摩阻力提供了大部分的承載力。因此，在單樁極限承載力的計算中, 如何準確選取工程地質條件下各土層的極限側摩阻力十分重要。作為主要設計依據的地質勘察報告提供值與樁側摩阻力的實測值的相符程度需要做比對分析。

3.4.1 分層摩阻力分析

試樁1各土層實測極限摩阻力見表8。由表8可知，除⑥4和⑥2層實測摩阻力比設計值小外，其余土層實測摩阻力均比設計值大。參考臨近鉆孔，并結合施工鉆孔資料，由于樁基成孔揭示的土層與臨近的勘探鉆孔揭示的土層存在較大的差異，實測土層極限摩阻力與設計土層極限摩阻力存在一定的差異。

表8試樁1土層實測摩阻力與設計摩阻力對比

Table 8 Comparison between measured friction resistance and design friction resistance of pile 1

土層代號土層名稱土層厚度/m實測極限摩阻力/kPa設計極限摩阻力/kPa⑤1、⑤2粉質黏土4．1013460⑥1細中砂3．009970⑥4粉質黏土2．503760⑥2中粗砂3．805160⑦1粉質黏土6．7012470⑦3、⑦4粉細砂2．9016975⑧2卵石2．1921170

3.4.2 摩阻力發揮類型分析

將加載過程中獲得的摩阻力分布與分層沉降量結果進行匯總，可得到摩阻力發揮進程曲線。試樁1-1和試樁2-1摩阻力發揮進程曲線分別見圖7和圖8。

根據摩阻力發揮進程曲線，試樁1樁側摩阻力5～13 m范圍隨著應力或位移增大摩阻力呈現軟化(即減小)狀態，其余土層在整個加載階段多表現為應力或位移的強化(即隨著荷載和位移增大，摩阻力也持續不同程度地增大)。

試樁2樁側摩阻力發揮類型和試樁1整體較為類似，但也有不同，試樁2樁側摩阻力7 m以上范圍隨著應力或位移增大摩阻力呈現軟化(即減小)狀態，8～12 m在整個加載階段多表現為應力或位移的強化(即隨著荷載和位移增大，摩阻力也持續不同程度增大)，13 m以下在整個加載階段多表現為應力或位移的強化程度逐漸減弱平穩，摩阻力逐漸減弱，端阻力逐漸增強。

圖7試樁1-1在不同測點到設計樁頂距離下的摩阻力發揮進程曲線

Fig. 7 Friction process curve of pile 1-1 under different distances between monitoring point and design pile top

圖8試樁2-1在不同測點到設計樁頂距離下的摩阻力發揮進程曲線

Fig. 8 Friction process curve of pile 2-1 under different distances between monitoring point and design pile top

3.5 樁端阻力荷載位移規律

通過樁身軸力和樁側摩阻力計算，可得到樁端阻力值。試樁達到極限承載力和承載力特征值時樁端阻力見表4—7。經分析，樁端阻力與沉降的關系曲線見圖9和圖10。

圖9 試樁1樁端阻力發揮程度曲線

樁端持力層為⑧2卵石層，設計極限端阻力標準值為3 000 kPa。試樁1和試樁2達到極限承載力時端阻力平均值分別為3 289 kPa和4 648 kPa，均超過了3 000 kPa。實測試樁1和試樁2最大樁端阻力分別為4 057 kPa和4 814 kPa，承載力達到極限值時端阻力占總承載力比例大部分超過30%。由2組樁端阻力發揮程度曲線形態分析，當樁頂沉降大于1 mm后，樁端阻力隨著樁頂位移增大而明顯增加，樁端持力層已經明顯開始發揮承載作用。

圖10 試樁2樁端阻力發揮程度曲線

3.6 樁周主要持力層分析

根據獲得的試樁1、2的軸力分布曲線，結合地質鉆孔資料及Q-S曲線，對樁周地層產生的承載力貢獻程度進行分析，用以比較2組試樁單樁承載力的差異及形成機制。

試樁1的樁周主要地層為第⑤層(含該層的1、2亞層)，對承載力的貢獻平均占17%； 第⑥層(含該層的1、2、4亞層)對承載力的貢獻平均占15%； 第⑦層(含該層的1、3、4亞層)對承載力的貢獻平均占23%； 第⑧2層對承載力的貢獻平均占14%。樁端持力層為第⑧2層，對承載力的貢獻平均占31%。故試樁1樁周主要持力層為第⑦層(含多個亞層)。

試樁2的樁周主要地層為第⑥層(含該層的1、2、4亞層)，對承載力的貢獻平均占32%； 第⑦層(含該層的1、3、4亞層)對承載力的貢獻平均占32%； 第⑧2層對承載力的貢獻平均占6%。樁端持力層為第⑧2層，對承載力的貢獻平均占29%。故試樁2樁周主要持力層為第⑥層(含多個亞層)和第⑦層(含多個亞層)。

綜合試樁1、2樁周地層對承載力的貢獻，可知2組試樁樁周主要持力層為第⑥層(含多個亞層)、第⑦層(含多個亞層)，對承載力的貢獻平均占52%。樁端持力層為第⑧2層，對承載力的貢獻平均占30%。

4 結論與討論

1)雙護筒結構具有止水效果好、加載時內外護筒自動分離、能保證成樁質量、節省施工和試驗費用等優點，可直接消除無效土層段的摩阻力，使試驗樁直接真實反映工程樁的實際摩阻力及沉降值，且可用于現澆鋼筋混凝土截面模量檢查校核。

2)試驗結果表明試樁實測極限承載力與設計極限承載力的結果基本一致，實測單樁極限承載力、承載力特征值及其相對應的位移值均滿足設計要求。達到極限承載力時，樁側總阻力占比65%～66%，樁端總阻力占比34%～35%； 達到承載力特征值時，樁側總阻力占比76%～80%，樁端總阻力占比20%～24%； 試樁承載力類型為端承摩擦樁。

3)試樁1設計樁頂標高以下5～13 m范圍內，試樁2設計樁頂標高以下7 m范圍內，樁側阻力表現為應力和位移的軟化特征，其余范圍基本表現為強化特征。摩阻力發揮呈現應力和變形的強化特征對于工程是有益的，即當荷載超過設定承載力值一定幅度時，對于強化型樁周土，只要樁身強度不發生破壞，樁的承載力不會失效，僅會引發進一步的沉降。而軟化型樁周土超過設定承載力時，承載力可能降低或消失，有可能對工程造成明顯危害。

4)樁周土除粉質黏土⑥4、中粗砂⑥2實測極限摩阻力比設計值略小外，其余土層實測摩阻力均比設計值大50%～90%； 樁端持力層⑧2卵石層實測極限端阻力約為設計極限端阻力的1.3～1.6倍。

5)試樁1樁周主要持力層為第⑦層，對承載力的貢獻平均占23%，樁端持力層為第⑧2層，對承載力的貢獻平均占31%。試樁2樁周主要持力層為第⑥層和第⑦層，對承載力的貢獻平均占52%。樁端持力層為第⑧2層，對承載力的貢獻平均占30%。

樁身截面等效模量的測定方法對樁側阻力和樁端阻力測試結果有直接影響，在測試時若在樁頂多澆筑一段不設內護筒的混凝土并埋設鋼筋計，則可較為準確地測定樁身截面等效模量。由于土層分布復雜，鋼筋計的埋設點不一定是土層的分界點，如何更加準確地測定各層土的樁側阻力有待于進一步研究。雙護筒消阻效果除了直觀的判斷外，試驗時若在設計樁頂標高截面埋設有鋼筋計，則可以通過鋼筋計算得到的設計樁頂標高處的軸力值與試驗加載值對比，更加客觀準確地評價雙護筒消阻效果。

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ExperimentalStudyofSideFrictionResistanceandEndResistanceofTestPilewithDoubleSleeves

DU Jianhua1, YU Quansheng2

(1.ShijiazhuangInstituteofRailwayTechnology,Shijiazhuang050041,Hebei,China; 2.TheFifthConstructionCo.,Ltd.ofChinaRailwayTunnelGroup,Tianjin300300,China)

The static loading test is used to test the pile of Renminguangchang Station of Shijiazhuang Metro. The test of bearing capacity of the pile, determination of the ultimate side friction resistances of every soil layer and pile end resistance and the ratios of pile side friction resistance and pile end resistance to the ultimate bearing capacity and characteristic value of bearing capacity of single pile are required in design. The double-sleeve is used to eliminate the pile side friction resistance of the invalid soil layer; the distribution and variation of the axial force, side friction resistance and end resistance of pile body are calculated by the elasto-mechanical formula, which provides reference for project design. The results show that: 1) The double-sleeve can directly eliminate the friction resistance of the invalid soil layer, which can actually reflect the bearing capacity, friction resistance, end resistance and settlement value of the test pile. 2) When the ultimate bearing capacity is reached, the total side resistance of the pile is about 65%-66%, and the total end resistance of the pile is about 34%-35%; when the characteristic value of bearing capacity is reached, the total side resistance of the pile is about 76%-80%, and the total end resistance of the pile is about 20%-24%; the bearing capacity of the test pile presents end bearing friction. 3) The side friction resistance of the pile in local range presents softening characteristic of stress and displacement. 4) The bearing layer of pile end is mainly composed of cobble layer, which accounts for about 30% of the total bearing capacity.

metro station; test pile; bearing capacity test of single pile; pile side friction resistance; pile end resistance; ultimate bearing capacity of single pile; characteristic value of bearing capacity of single pile

2017-02-22;

2017-08-15

河北省重點研發計劃項目(16275429)； 中鐵隧道集團有限公司科技創新計劃(隧研合2013-16)

杜建華(1979—)，男，河北石家莊人，2005年畢業于華南理工大學，結構工程專業，碩士，副教授，主要從事橋梁與隧道工程研究工作。E-mail： sirtdjh@163.com。

10.3973/j.issn.2096-4498.2017.11.005

U 45

A

2096-4498(2017)11-1387-09