彭虎彪， 周鵬海， 袁海慶

(1.武漢理工大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院， 湖北 武漢 430070；2. 新疆公路規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)研究院， 新疆 烏魯木齊 830006)

自平衡技術(shù)是為了解決部分場地條件試樁困難及大承載力樁靜載試驗(yàn)困難等諸多問題而產(chǎn)生的。其測試原理是在試樁身某處(自平衡點(diǎn))安放荷載箱，通過油泵向上、向下加載測得的兩條Q-S曲線及相應(yīng)的s-lgt、s-lgQ曲線，經(jīng)處理后得到整樁的極限承載力[1]。

關(guān)于靜壓樁試驗(yàn)中泥皮、孔壁形狀、沉渣、成孔時(shí)間等邊界條件對承載力的影響，已有不少分析研究[2,3]。自平衡試驗(yàn)時(shí)，其下段樁的受力性狀與靜壓樁相近，極限承載力較易獲得；上段樁荷載靠與壓樁方向相反的負(fù)摩阻力來平衡，所測數(shù)據(jù)必須轉(zhuǎn)換成與壓樁等效的正摩阻力，進(jìn)而得到上段樁極限承載力。泥皮、沉渣和成孔時(shí)間等施工因素對于樁的極限承載力的影響是毋庸置疑的。而對于自平衡測樁而言，工程實(shí)踐表明，在一定的地質(zhì)條件下，成孔方式對其測試結(jié)果也有不可忽視的影響，這是自平衡測樁需要特別關(guān)注之處。本文對某橋梁工程采用不同施工工藝成孔的兩根自平衡試樁的樁身位移、側(cè)摩阻力以及極限承載力測試及轉(zhuǎn)化結(jié)果進(jìn)行對比，就施工因素對自平衡法試樁極限承載力的影響做了分析；在此基礎(chǔ)上，對深厚砂卵石地基沖擊成孔情況下自平衡測樁轉(zhuǎn)換系數(shù)的取值問題進(jìn)行了討論。

1 工程地質(zhì)及試樁情況

工程項(xiàng)目所在區(qū)域?yàn)楹訛┑?，有效樁長范圍內(nèi)主要為砂、卵石、圓礫層，試驗(yàn)樁選取的是8#、11#樁。

(1)8#、11#兩樁樁徑均為1.5 m，樁長均為35.00 m。8#試樁采用沖擊反循環(huán)鉆機(jī)施工，控制泥漿比重1.15～1.25，水頭壓力2 m以上，實(shí)際成孔用時(shí)180 h；11#試樁采用套管鉆機(jī)施工，實(shí)際成孔用時(shí)48 h。

(2)每根試樁采用一個(gè)環(huán)形荷載箱，8#試樁荷載箱設(shè)置于距離樁端4.37 m處，11#試樁荷載箱設(shè)置于距離樁端7.23 m處。

(3)為了研究自平衡樁基荷載傳遞過程，布設(shè)了位移量測裝置和軸力量測裝置。每根樁布設(shè)6只電子位移傳感器：2只用于量測樁身荷載箱處的向上位移，2只用于量測樁身荷載箱處的向下位移，2只用于量測樁頂向上位移；在樁身各巖土層分界面處沿樁身對稱綁扎4個(gè)鋼筋式應(yīng)變計(jì)，導(dǎo)線直接用細(xì)鐵絲捆綁于主筋上。鋼筋應(yīng)變計(jì)的觀測與位移觀測同步進(jìn)行。具體操作規(guī)程按文獻(xiàn)[4]進(jìn)行。

(4)試驗(yàn)中兩根試樁加載均分為14級進(jìn)行。圖1為兩樁的加載曲線。8#試樁加載至第14級荷載(2×11600 kN)，向上、向下位移分別為112.54 mm 、42.19 mm。上段樁、下段樁極限承載力分別取8510 kN、11600 kN，對應(yīng)上、下位移分別為52.33 mm和42.19 mm。11#試樁加載至第14級荷載(2×11600 kN)，向上、向下位移僅為4.89 mm、7.95 mm，此時(shí)已達(dá)預(yù)估加載值。鑒于試樁位移較小，又增加了第15級荷載(2×14800 kN)，最終向上位移為5.11 mm、向下位移為8.44 mm。上段樁、下段樁極限承載力均取14800 kN。

圖1 8#、11#試樁分級加載曲線

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 極限承載力轉(zhuǎn)化結(jié)果分析

自平衡試樁整樁的極限承載力由上段樁的極限摩阻力以及下段樁的極限承載力兩部分組成，下段受力狀態(tài)與傳統(tǒng)靜載試驗(yàn)方法相似，而上段樁由于在試驗(yàn)過程中使土層趨于松動，側(cè)摩阻力的發(fā)揮與傳統(tǒng)靜壓樁情況有明顯區(qū)別，通常需要將上段樁極限承載力實(shí)測值進(jìn)行轉(zhuǎn)換，使之與靜載試驗(yàn)方法相當(dāng)，在此基礎(chǔ)上計(jì)算出樁的極限承載力。本試驗(yàn)采用規(guī)范轉(zhuǎn)化方法[5]，基本公式如下：

(1)

式中，Qu為單樁豎向抗壓極限承載力；Qu上為荷載箱上部樁的實(shí)測極限值；Qu下為荷載箱下部樁的實(shí)測極限值；W為荷載箱上部樁有效自重；γ為荷載箱上部樁側(cè)阻力修正系數(shù)，砂土一般取0.7,粘性土取0.8。

考慮到試驗(yàn)地點(diǎn)的土質(zhì)，按經(jīng)驗(yàn)取正負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)γ為0.7，綜合確定兩試樁豎向抗壓極限承載力[4，6，7]，計(jì)算結(jié)果如表1。

表1 自平衡試樁單樁極限承載力計(jì)算結(jié)果

由上表可知，8#與11#試樁的極限承載力分別為21862 kN、34226 kN。從圖1 加載曲線可以看出，兩樁承載力發(fā)揮情況差異明顯。在相同試驗(yàn)條件，樁徑、樁長相同而地質(zhì)情況相近的情況下竟會有如此大的差別，需要從兩樁不同的施工工藝上分析原因。

2.2 側(cè)摩阻力發(fā)揮性狀分析

自平衡法試樁分為上、下兩段，圖2為8#、11#試樁不同土層樁周側(cè)摩阻力-樁土相對位移曲線曲線，表2、表3分別是兩樁在達(dá)到極限承載力時(shí)相應(yīng)荷載級別下的實(shí)測側(cè)阻值。

(a) 8#試樁

(b) 11#試樁圖2 兩試樁各土層側(cè)摩阻力-樁土相對位移曲線

土層名稱 標(biāo)高/m極限側(cè)阻力qsik/kPa實(shí)測側(cè)摩阻力/kPa樁土相對位移/mm上段樁卵石0～3.517036.7550.15卵石3.5～10.1317046.6650.23低液限粘土/圓礫10.13～14.4360/14048.7450.45低液限粘土14.43～20.836039.4550.79卵石20.83～29.1323099.2051.48粗砂29.13～30.638055.0052.20下段樁粗砂/卵石30.63～33.580/260147.0041.87

上段樁由圖2和表2、表3兩樁對比顯示，同級荷載作用下，兩樁側(cè)摩阻力實(shí)際發(fā)揮值及樁土間相對位移量差異明顯。8#樁上段隨著荷載的增加，位移變形增長很快，并很快進(jìn)入滑移，在達(dá)到極限承載力(樁土相對位移40 mm)時(shí)各土層的實(shí)測側(cè)阻遠(yuǎn)未達(dá)到極限側(cè)阻力值qsik。而11#樁除了最上層土之外，各土層側(cè)阻力均達(dá)到了相應(yīng)極限側(cè)阻力值qsik(均值)，發(fā)揮基本正常。

表3 11#試樁各土層摩阻力

由圖2和表2、表3可以看到，兩樁下段側(cè)阻實(shí)測值也與極限側(cè)阻力值相差無幾，發(fā)揮情況較好。

3 施工因素對自平衡試樁極限承載力的影響

前已述及，8#樁以沖擊反循環(huán)鉆機(jī)施工，實(shí)際成孔用時(shí)180 h；11#樁采用套管鉆機(jī)施工成孔，實(shí)際成孔用時(shí)48 h。下面分別就成孔工藝、“泥皮”效應(yīng)等施工因素對上、下兩段試樁承載力的影響加以分析討論。

3.1 對下段樁極限承載力的影響

鉆孔灌注樁成孔后由于側(cè)向應(yīng)力解除，孔壁自由面勢必向臨空面位移變形，孔壁周圍出現(xiàn)應(yīng)力松弛，從而影響各土層的極限側(cè)摩阻力，成孔時(shí)間越長，松弛效應(yīng)越明顯，土體軟化越嚴(yán)重，將會導(dǎo)致樁基極限承載力的降低。如果采用泥漿護(hù)壁，部分樁身表面可能會因泥漿過稠形成“泥皮”，此時(shí)剪切滑裂面將發(fā)生在緊貼樁身的“泥皮”內(nèi)，也會降低極限承載力。

自平衡試樁下段受力機(jī)理與受壓樁的相近。8#試樁下段2.87 m中有1.87 m由卵石層構(gòu)成，若該段摩阻力取實(shí)測值147 kPa來計(jì)算，由表2可知卵石、粗砂層極限側(cè)阻值分別為260 kPa、80 kPa，按軸力實(shí)測范圍兩土層實(shí)際厚度加權(quán)平均值為197.3 kPa，則下段樁側(cè)摩阻力相對于用極限側(cè)阻力值qsik得到的計(jì)算值降低了約25%。8#樁采用沖擊鉆孔成樁，泥漿護(hù)壁，由于試樁所處土層分布以砂、卵石和卵石層為主，成孔時(shí)間較長，達(dá)到了180 h，存在應(yīng)力松弛的問題。對于大直徑深長壓樁而言，“泥皮”越厚，樁的承載力降低越多：據(jù)已有統(tǒng)計(jì)資料，樁周土為粉砂土的情況下，單樁側(cè)摩阻力相比無“泥皮”樁降低約15%～35%，極限承載力則降低18%～24%[8～10]。據(jù)此可推斷，8#試樁側(cè)摩阻力比計(jì)算值降低25%的原因主要?dú)w結(jié)于該樁成孔的“泥皮”效應(yīng)。

與8#樁不同的是，11#試樁采用套管鉆機(jī)成孔，這種方式成孔時(shí)間較短，對樁周土體的松散效應(yīng)很小，而且成孔時(shí)不需要泥漿護(hù)壁，不存在“泥皮”影響，側(cè)摩阻力發(fā)揮較好，表3的數(shù)據(jù)表明，實(shí)測側(cè)阻值與極限側(cè)阻值基本相符。

另外，樁底沉渣厚度對端阻也有部分影響，由表1及相關(guān)數(shù)據(jù)，8#、11#試樁端阻分別為8572 kN、9813 kN，分別占到了下段樁極限承載力的73.9%、66.3%，兩樁端阻發(fā)揮較好，樁底沉渣對下段樁極限承載力的影響很小。

3.2 對自平衡上段樁極限承載力的影響

由圖2和表2可知，8#試樁上段樁側(cè)阻力發(fā)揮不好，各層實(shí)際側(cè)阻力均明顯小于極限側(cè)阻力值，相差的幅度大致在30%～80%，并表現(xiàn)出自荷載箱處越往上，側(cè)摩阻力降低越明顯的趨勢。與此形成對照的是，11#樁上段樁側(cè)摩阻力發(fā)揮正常，大部分土層摩阻實(shí)測值與極限側(cè)阻力值都較為接近。

由表2、表3可知，8#、11#試樁上段極限承載力按極限側(cè)阻力計(jì)算分別為21502 kN、16008 kN，而根據(jù)表1，極限承載力按實(shí)測最大負(fù)摩阻力經(jīng)轉(zhuǎn)化(按公式1)后則分別為10263 kN、19426 kN。對比表明：11#試樁上段極限承載力轉(zhuǎn)化值較計(jì)算值偏大，而8#試樁的轉(zhuǎn)化值只及按極限側(cè)阻力計(jì)算值的48%。上段樁的極限承載力只取決于側(cè)摩阻力，如果按照前面對下段樁的推斷，“泥皮”效應(yīng)對側(cè)摩阻力的影響約取25%，而8#試樁上段摩阻力對極限側(cè)阻力計(jì)算值降低了約52%，在考慮“泥皮”效應(yīng)之后仍然相差約27%。這么大的差值簡單地用試驗(yàn)誤差來解釋顯然是不妥的，可以從施工工藝上作進(jìn)一步的分析和推斷。

由于自平衡上段樁頂是自由端，極限承載力完全由樁周側(cè)摩阻力構(gòu)成。前已述及，在自平衡試驗(yàn)情況下，上段樁由于在向上加載過程使土層趨于松動，側(cè)摩阻力的發(fā)揮低于傳統(tǒng)靜壓樁情況，通常需要將上段樁極限承載力實(shí)測值進(jìn)行轉(zhuǎn)換，目前規(guī)范中所推薦的簡化方法就是按實(shí)測值除以一個(gè)小于1的轉(zhuǎn)換系數(shù)(參見公式1)。對于8#樁而言，由于土層以卵石、礫石和砂層為主，在沖擊成孔過程中致使土層松動。這種成孔中產(chǎn)生的土層松動效應(yīng)與自平衡試驗(yàn)向上加載過程中造成土體松動因素疊加在一起，進(jìn)一步加劇了試驗(yàn)時(shí)上段樁周土體的應(yīng)力松弛效應(yīng)。也就是說，對于8#樁來說，除考慮自平衡試驗(yàn)時(shí)上段樁周土的松動效應(yīng)之外，還需要考慮沖擊成孔預(yù)先造成的樁周土的松動效應(yīng)，這個(gè)27%的差值主要就是沖擊成孔造成的，也就是說沖擊成孔的施工工藝使上段樁極限承載力試驗(yàn)值產(chǎn)生了一個(gè)附加的降低值。

由于自平衡試樁上段樁在試驗(yàn)時(shí)是向上頂?shù)模瑯吨芡翆佑性絹碓剿缮⒌内厔?，而壓樁情況正好相反，土層越來越緊密。因此，對于自平衡試驗(yàn)，上段樁承載力實(shí)測值的降低并不是真實(shí)地反映樁的極限承載力的下降，因此需要進(jìn)行轉(zhuǎn)換。這個(gè)轉(zhuǎn)換系數(shù)根據(jù)土層的不同各不相同，在缺乏實(shí)測依據(jù)和經(jīng)驗(yàn)的情況下，可以取規(guī)范中的推薦值。目前，規(guī)范對這個(gè)系數(shù)的建議只考慮了土層的類別的影響，粘性土為0.8，砂性土為0.7，并不包含成孔工藝的因素。但是，從本試驗(yàn)情況看，砂卵石層成孔工藝為轉(zhuǎn)換系數(shù)的取值產(chǎn)生了不可忽視的影響。對于本工程8#試樁，為了考慮到砂卵石層沖擊成孔造成上段樁承載力測試值降低因素，則轉(zhuǎn)換系數(shù)γ的取值還應(yīng)進(jìn)行折減，從而將公式1改寫為：

(2)

式中，η為反映成孔工藝影響因素的折減系數(shù)?？紤]到試驗(yàn)誤差，折減適當(dāng)留有余地。在本試驗(yàn)中，η可以取0.7～0.8。

綜上所述，經(jīng)與11#樁的對比分析，影響8#極限承載力的因素有：“泥皮”效應(yīng)、成孔時(shí)間、自平衡試驗(yàn)上段樁周土松動效應(yīng)、砂卵石層沖擊成孔造成上段樁承載力測試值降低。其中“泥皮”效應(yīng)、成孔時(shí)間兩個(gè)因素與試驗(yàn)方法無關(guān)，它們可被認(rèn)為是樁的極限承載力的實(shí)際降低；而自平衡試驗(yàn)上段樁周土松動效應(yīng)、砂卵石層沖擊成孔造成上段樁承載力測試值降低是自平衡試驗(yàn)這種特殊的試驗(yàn)方法造成的對測試數(shù)據(jù)的降低，其中前者已為工程界和學(xué)術(shù)界認(rèn)定，且有規(guī)范轉(zhuǎn)換方法可依，而后者，在特定土層(砂卵石層)上成孔工藝對上段樁承載力測試值的影響，則需要予以重視和研究。本試驗(yàn)表明，成孔工藝對于砂卵石地基的影響是明顯的，但對于粘土類是否存在同樣的影響，尚有待進(jìn)一步研究。

4 結(jié) 語

自平衡試樁必須通過系數(shù)γ將上段樁的負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換成與壓樁等效的正摩阻力，進(jìn)而獲得極限承載力，除了土層類別會對γ值的確定產(chǎn)生影響外，在一定的土層條件下，成孔工藝因素也是不容忽視的。本文通過試驗(yàn)，分析討論了在砂卵石土層上沖擊成孔對上段樁極限承載力的影響。建議對現(xiàn)行規(guī)范γ值進(jìn)行適當(dāng)折減。鑒于對不同土層成孔工藝的影響尚缺乏充分的研究，對于這一影響的定量估計(jì)尚少有依據(jù)，確定γ值折減幅度比較困難，建議在有條件的情況下，此類試驗(yàn)宜盡量避免采用沖擊鉆成孔方式，尤其是在以砂卵石層為主的地質(zhì)條件下。

通過本文的試驗(yàn)分析可知，成孔工藝因素對自平衡試樁極限承載力的影響很大，這一因素與自平衡試樁極限承載力的定量關(guān)系還有待進(jìn)一步研究。

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