嵌巖樁現場監測試驗及負摩阻力優化計算研究

摘 要：為了解決樁基負摩阻力所引起的樁體破壞、樁基不均勻沉降等工程問題，在樁周土體沉降及樁身應力應變現場監測試驗的基礎上，分析了嵌巖端承樁樁側剪切變形與負摩阻力的關系，建立了嵌巖端承樁與周圍土體剪切變形量的計算方法，對淺層位置處樁-土監測數據進行對比分析，同時考慮嵌巖端承樁周圍土體豎向有效應力對剪切變形的影響，并對現有規范中嵌巖端承樁負摩阻力計算方法進行優化改進。結果表明：1）嵌巖端承樁樁頂在不受外力約束時，淺部樁-土剪切變形量為4～5 mm;2）深層位置處樁-土剪切變形小于淺層樁-土剪切變形，負摩阻力的作用無法充分發揮;3）采用優化計算法所得負摩阻力值與現場監測試驗結果吻合度較高，所得下拉荷載可以滿足經濟、安全設計要求。研究結果可為樁基工程的設計和安全施工提供參考。

關鍵詞：地基基礎工程;嵌巖端承樁;現場試驗;計算分析;固結沉降;負摩阻力

中圖分類號：TU411.7?? 文獻標識碼：A

DOI： 10.7535/hbgykj.2021yx02012

Study on field monitoring test and negative friction optimization

calculation of rock-socketed pile

GAN Chuanqi

（Shaanxi Railway Engineering Survey Company Limited，China Railway First Survey and Design Institute Group Company Limited， Xi′an， Shaanxi 710043，China）

Abstract：

In order to solve the engineering problems of the pile failure and uneven settlement caused by negative friction of pile foundation， the relationship between lateral shear deformation and negative friction of rock-socketed end-bearing pile was analyzed on the basis of field monitoring tests of soil settlement around piles and stress-strain of piles. The calculation method of shear deformation of rock-socketed end-bearing pile and surrounding soil was established， and the monitoring data of pile and soil at shallow position was compared and analyzed by using this method. At the same time， considering the influence of vertical effective stress around rock-socketed end-bearing pile on shear deformation， the calculation method of negative friction of rock-socketed end-bearing pile in the existing code was optimized and improved. The results show that： 1） when the top of rock-socketed end-bearing pile is not constrained by external force， the shearing deformation of shallow pile-soil is 4-5 mm; 2） the shear deformation of pile-soil at deep position is less than that of pile-soil at shallow position， and the role of negative friction can not be brought into full play; 3） the negative friction obtained by optimization method is in good agreement with the monitoring results of field test， and the obtained pull-down load can meet the requirements of economical and safe design. The research results can provide reference for the design and safe construction of pile foundation engineering.

Keywords：

foundation engineering;rock-socketed end bearing pile;field test;calculation and analysis;consolidation settlement;negative friction

嵌型端承樁因具有承壓能力強、穩定性好和沉降量小等優點，被廣泛使用于軟土地基工程中。由于軟土地基固結時間長、壓縮量大，如果在樁基設計階段未充分考慮軟土地基在固結沉降過程中對嵌巖端承樁產生的負摩阻力影響，必然會給工程建設帶來不安全因素。因此，對嵌巖端承樁展開負摩阻力受力特性試驗及計算分析是十分必要的。

在現場試驗方面，BJERRUM等[1]、ENDO等[2]及BOZOZUK等[3]在挪威、日本、加拿大等地進行了大量現場試驗，對樁-土負摩阻力進行研究。李光煜等[4]通過滑動測微計對樁-土負摩阻力進行試驗;馬時冬[5]對計算值與實測值給予比較，對負摩阻力大小和中心點深度計算、參數選取的現有方法進行了評價;律文田等[6]研究了地基填土過程樁-土負摩阻力，對樁基內力變化規律進行了分析;李玲玲等[7]通過開展樁周土體固結沉降試驗，對土地固結沉降與樁身中心點位置及總負摩阻力進行研究，并得到了試驗場地的樁-土負摩阻力系數。除此之外，INDRARATNA等[8]進行了樁-土負摩阻力現場試驗，結果表明樁-土下拽位移和負摩阻力隨時間增長而增加，增加速率逐漸變緩，直至趨于穩定;肖俊華等[9]對負摩阻力發展進行了劃分，將其劃分為前期樁土剪切變形控制階段與后期樁周土體沉降控制階段。還有文獻[10-13]針對樁周土體沉降對負摩阻力影響及樁基內部應力與中心位置關系已作大量研究，但缺乏樁-土剪切變形量與上負摩阻力關系研究。

在嵌巖端承樁負摩阻力計算方法方面，現有規范[14]根據有效應力計算負摩阻力，計算方法偏于保守，由此，陸明生[15]利用總應力法，得出端承樁負摩阻力的梯形分布模型曲線，但該模型曲線中部忽略了負摩阻力隨樁的埋深變化而發生變化，與實際工程狀況不符。康景文等[16]提出了端承樁負摩阻力存在上升增大段，但其并未指出負摩阻力峰值位置認定的方法。賀成斌等[17]建立了嵌巖端承樁分層計算公式，但其計算方法復雜，需要借助彈塑性理論，實際應用受限。胡瑞庚等[18]對高填方地基采用3 000 kN·m能級強夯預處理后，測試樁身軸力、樁身及樁周土層沉降變化情況，得到高填方夯實地基未處理填土層樁側負摩阻力變化規律。成建陽等[19]基于荷載傳遞法，依據樁周土體沉降實際分布情況，提出樁長1/3和1/2位置的樁周土體沉降二折線分析模型，得到任意樁身位置處樁身軸力和樁-土相對變形解答。

綜上所述，對于不同土體樁側負摩阻力的變化規律問題，學者們從土的性能、樁-土相互作用、深度效應以及固結效應等不同角度進行研究并取得一定成果。但是對于計算嵌固端承樁的負摩阻力問題并未找到較好的解決方法，需要進一步深入研究。

1 現場概況及試驗方案

1.1 現場條件

本研究以江西省西北部某樁基工程為依托，項目所在地為丘陵低山地貌。工程地層分布如下：1）人工填土層，主要由碎石、黏土及角礫組成，狀態較松散;2）第四系黏土層，主要成分為灰巖，狀態為硬塑;3）粉質黏土層，由泥巖、頁巖組成，狀態為硬塑;4）基巖層，主要成分為寒武統灰巖，并夾雜白云巖，呈中風化狀態。

現場采用直徑為80 mm、長31 m的鉆孔灌注樁，樁頂自由，嵌巖端承樁身底部26～30 m位置處嵌入基巖，場地地層基力學參數如表1所示。

1.2 監測方案

試驗樁選取432#樁、442#樁為對象，2根試驗樁樁側布設2根沉降管，現場監測儀器布置如圖1所示。

在沉降管上設置5個沉降標，沉降標由填土層表面向下每2 m設置1個，沉降管低端深埋至基巖面。使用環氧樹脂膠把定點式應變感應測量纖維粘在縱向鋼筋凹槽內，光纖測點設置在0～20 m的樁身范圍內，樁身在0～10 m范圍內光纖測點間隔1 m，在10～20 m范圍內光纖測點間隔2 m。光纖與沉降標縱向剖面圖如圖2所示。監測自2016-06-10開始，至2017-06-05結束，數據采集間隔時間為1個月。

2 監測結果

試驗場地端承樁周圍土體內1號、2號、3號和4號沉降管分層沉降結果如圖3所示。

根據圖3可知，樁周土體埋深為2 m的土層沉降量為15～17 mm，隨著樁周土體埋深深度的增大土層累積沉降量呈現遞減趨勢，樁周土體埋深為10 m位置處，土層累積沉降量小于2 mm;從土層累積沉降量曲線可知，曲線隨時間推移呈現出由疏到密的特征，在第150 天到第184 天為疏密過渡段，端承樁樁周土體沉降變形速度隨時間推移逐漸變小。432#樁和442#樁軸力監測結果見圖4。根據圖4可知，嵌巖端承樁軸力隨樁身的埋深由淺到深表現為單調遞增，直至出現軸力峰值后，又單調遞減。

如圖4所示，隨時間的推移軸力峰值逐漸向土層深處移動，直至184 天后軸力峰值于約埋深10 m處停止下移。432#樁和442#樁峰值軸力分別為733，707 kN;第184天到第361 天期間軸力空間分布曲線基本重合，由此可以認為184 天之后樁軸力不再發生變化。確定樁基負摩阻力大小及中性點位置是樁基負摩阻力現場監測2個核心問題，文獻[5]將樁-土相對位移變形量為0處或出現確定大軸力處確定為中性點位置。

根據本試驗樁頂不受力及持力層特征，可不計嵌巖端承樁自身變形，將樁周不發生變化土層所處位置視作中點位置。從圖4可以看出，在人工填出與原土層的分界面約為樁-土埋深10 m處，累積沉降量僅約2 mm，沉降量難以向更深處發展，可初步認定樁負摩阻力中性點位置位于深度10 m處。由圖4樁身軸力分布曲線可得到軸力峰值位置受時間推移影響的變化關系，且可以確定中心點位置上的變化過程。在第60～90 天時均位于7 m深位置處無明顯變化，隨著時間的推移中心位置變化明顯，直到第183 天穩定于10 m位置處。軸力曲線與沉降曲線變化基本一致。

現場試驗樁身軸力監測結果通過式（1）計算可得到樁身負摩阻力平均值，即

τi=Ni-Ni+1Uhi，（1）

式中：τi為第i層土體的負摩阻力，kPa;Ni為第i層土體處樁截面軸力，kN;U為樁側周長，m;hi為第i層土厚度，m。

3 樁-土剪切變形量計算

文獻[18]介紹了學者所做的土與混凝土接觸面剪切試驗，指出了不同土質和不同樁形在達到最大抗剪強度時需要有一定的剪切位移（通常為2～6 mm）作保證。文獻[10]指出負摩阻力受樁-土剪切位移和土體固結沉降控制。文獻[19]在文獻[10]的基礎上進一步指出了樁-土剪切控制階段負摩阻力增長較快，土體固結抗剪強度增長控制階段增長緩慢的特點，并由此提出了獲取樁-土剪切變形量方式。

首先，通過沉降管獲得土體分層所對應的432#樁和442#樁截面軸力，并計算軸力增長速度，軸力日增長速率曲線如圖5所示。

由圖5可知，在第202天后，

432#樁和442#樁軸力增長速率幾乎為0，表明負摩阻力已不再發生變化;通過對軸力增長速率測點的統計分析，圖5a）和圖5b）分別表示增長速率低于0.5 kN/d的點占軸力增長速率測點的71.7%和79.0%;當曲線增長速率低于0.5 kW/d時，表明樁身負摩阻力已經得到很大程度的發揮，往后增速不大;將此時計算得到的樁周土體沉降量視為樁-土剪切變形量，所得結果如表2所示。

按上述時間所對應的樁身軸力值Q1達到監測末期軸力值Q2的90%以上，將其視為樁-土剪切變形的負摩阻力已經充分發揮，剩余不足10%的負摩阻力被認為是由樁周土固結引起的。在樁深2，4，6 m位置處，對應不同時間的樁-土剪切變形為4～5 mm;在樁深8 m位置處樁-土剪切變形稍有偏低，而在樁埋深10 m位置處樁-土剪切變形為1 mm左右，原因是受下部土層性質改變影響，剪切變形受限。

表3匯總了文獻[10，17，20-23]砂土和黏性土中樁-土剪切變形量的大小數據，砂土剪切變形量在7 mm以上，黏土剪切變形量小于砂土。本試驗所得樁-土剪切位移量為4～5 mm，屬于黏性土范圍，說明黏性土對本試驗類型的樁周土剪切變形發揮主要作用。上述研究成果驗證了通過現場試驗確定剪切變形量的可靠性。

4 嵌巖端承樁負摩阻力優化計算

4.1 有效應力法改進

文獻[11]利用有效應力計算法，確定樁-土極限負摩阻力，其計算公式如式（2）所示。

τ=ασ′v，（2）

式中：τ為樁周負摩阻力，kPa;α為系數，對應土質取值見表4;σ′v為豎向有效應力，kPa。

該方法參數明確，計算簡便，相比采用彈性理論等復雜方式更容易被工程師接受和推廣。由土體類型和樁型獲取的負摩阻力系數多為一個固定值。樁在受到負摩阻力作用時，樁段可以劃分為達到樁-土剪切變形量的樁段與未達到變形量的樁段。由于樁-土剪切變形量為達到變形所需量，負摩阻力也將無法達到最大值，因而有效應力法對未達到變形量的樁段未進行分析，不能對負摩阻力進行全面闡述。

為了保留有效應力參數易定、計算簡便的優點，同時彌補不能對負摩阻力分布進行全面闡述的問題，對樁-土剪切變形與樁周土體豎向有效應力因素進行探究。

監測現場2根樁軸力數值，利用式（1）計算出監測期末負摩阻力值;利用式（2）計算埋深所對應的土層負摩阻力系數αz;將樁埋深深度z作為負摩阻力系數αz的自變量，將負摩阻力系數視為遞減函數，并對負摩阻力系數進行擬合，可得：

αz=k1z，（3）

式中k為不同土體與樁型確定的系數。

樁-土負摩阻力的分布函數表達式為

τz=αzσ′v，（4）

式中τz為負摩阻力沿樁埋深深度z的分布函數。

4.2 總負摩阻力計算結果

根據文獻[11]，利用有效應力法對樁-土負摩阻力進行計算，由于試驗場地填土層以黏性土為主，含有少量角礫，其與樁的抗剪特征與砂土較為類似。根據表5可知黏土負摩阻力系數為0.25～0.40，砂土負摩阻力系數為0.35～0.50，為了保證工程的安全，均取最大值。將本試驗負摩阻力系數確定為0.40或0.50并分別計算，所得結果如圖6所示。

由圖6可知，文獻[11]的計算值曲線與實際監測值曲線在埋深為2～4 m時較為接近，隨著埋深的增加2條曲線逐漸偏離，且在中性點位置偏差十分嚴重;優化后計算曲線與實際監測值曲線在不同深度偏離均較小，表明優化后計算值能夠很好地反映實測值。

為了進一步驗證優化后計算方法的優越性，比較利用2種方法計算得到的總負摩阻力，所得結果如表5所示。由表5可知，優化后的計算值較實測值大10%左右，偏差值在允許偏差范圍之內;優化后計算值相較于文獻[11]，總負摩阻力分別減小了25%和40%。由此可知，利用優化后的計算方法對負摩阻力進行計算可以節約一定的經濟成本，此外相較于文獻[13-14]，其工作量有所減小。

5 結 論

筆者根據嵌巖端承樁樁身應變和樁周土體沉降現場試驗監測結果，確定了無承壓樁-土剪切變形量的大小，結合有效應力法對規范中嵌巖端承樁負摩阻力計算方法進行了改進，所得結論如下。

1）通過對現場樁周土體沉降和樁體自身軸力的監測，得到了本試驗樁-土剪切變形量為4～5 mm。

2）不同埋深下達到最大樁-土剪切變形量需要的時間不同，且埋深靠近10 m處一定范圍內中心點難以達到樁周軸力峰值所需的樁-土剪切變形量。據此，可以樁周軸力變形所需最大剪切變形為界，將樁分為上、下兩部樁段。

3）優化后嵌巖端承樁計算方法相較有效應力法計算所得結果，其與試驗測得值的吻合度更高，計算公式簡單，參數易取，將計算所得總負摩阻力應用于設計具有較好的經濟效果。

論文雖結合有效應力法對規范中嵌入巖端承樁負摩阻力計算方法進行了改進，但仍存在一定的不足，還需進行大量的實際工程案例驗證，以確保計算方法的廣泛實用性。未來可以針對具有不同地質條件的實際工程，進行計算方法的驗證和再優化。

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收稿日期：2020-09-16;修回日期：2020-11-26;責任編輯：張 軍

作者簡介：甘傳奇（1985—），男，江西萍鄉人，工程師，碩士，主要從事鐵路、公路勘察設計及邊坡和基坑支護等方面的研究。

E-mail： yongch5954@163.com

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