賀德新，張成偉，鄭建華，賀建彤，張新生

(1.北京中闊地基基礎(chǔ)技術(shù)有限公司，北京 100097;2.中石油江蘇液化天然氣有限公司，江蘇南通 226001;3.中國寰球工程公司，北京 100029)

1 前言

隨著社會(huì)的發(fā)展，大型荷載工程越來越普遍。上部荷載增大對(duì)構(gòu)筑物的基礎(chǔ)提出了更高的要求，同時(shí)對(duì)于如何解決基礎(chǔ)承載力的問題也面臨更多的挑戰(zhàn)。通常情況下在實(shí)際的工程中都是通過加大普通直孔樁的樁長與樁徑來提高樁本身的承載力，但是這種做法不僅提高了施工的難度，也大大增加了成本。

近年來DX樁逐漸在一般工業(yè)與民用建筑、公路橋梁等工程中得到了廣泛的應(yīng)用。它是一種變截面樁，使用專門的旋挖擠擴(kuò)設(shè)備在鉆孔灌注樁的樁身旋挖擠擴(kuò)成承力盤腔，然后澆筑混凝土，形成樁身、承力盤和樁端共同發(fā)揮承載力作用的樁型。

文章中討論的LNG儲(chǔ)存罐的荷載很大，且場地地層條件特殊，整個(gè)工程位于海邊，場地范圍內(nèi)的地層條件上部為人工吹填的海砂，下部為第四系全新統(tǒng)沖海積物和上更新統(tǒng)海積物。在這種特殊情況下，通過自平衡測試法來探究普通直孔灌注樁和DX擠擴(kuò)灌注樁的極限承載力、沉降規(guī)律以及樁身荷載的傳遞機(jī)理是很有工程價(jià)值的。

2 試樁實(shí)施方案

2.1 試樁參數(shù)

由于LNG儲(chǔ)存罐的載荷很大，對(duì)基礎(chǔ)的承載力和沉降要求高，按照設(shè)計(jì)要求，單樁極限承載力需要達(dá)到16 000 kN，最終沉降值要控制在60 mm之內(nèi)。場地內(nèi)的地質(zhì)情況特殊，第一層土為吹填砂，不考慮其側(cè)摩擦阻力。場地范圍內(nèi)各土層的土性參數(shù)如表1所示。

為了保證儲(chǔ)存罐的安全、可靠，采用DX旋挖擠擴(kuò)灌注樁和普通直孔灌注樁兩種方案進(jìn)行對(duì)比。根據(jù)《三岔雙向擠擴(kuò)灌注樁設(shè)計(jì)規(guī)程》JGJ 171-2009[1]的規(guī)定，DX樁單樁極限承載力按式(1)計(jì)算:

式(1)中，Quk為單樁豎向抗壓極限承載力;qsik為第i層土的極限側(cè)阻力;qBik為第i個(gè)盤持力土層極限盤端阻力;qpk為極限端阻力;u為樁身周長;li為第i層土的厚度;η為總盤端阻力調(diào)整系數(shù)，1個(gè)和2個(gè)承力盤時(shí)取1，3個(gè)及3個(gè)以上承力盤時(shí)取0.93;ApD為承力盤設(shè)計(jì)截面面積;Ap為樁端設(shè)計(jì)截面面積。

通過計(jì)算，若采用DX樁設(shè)計(jì)，樁徑為1.4 m，樁長為50 m，盤徑為2.4 m，設(shè)置3個(gè)承力盤時(shí)，其極限承載力已達(dá)到16 500 kN，滿足設(shè)計(jì)要求。

而對(duì)于普通直孔樁，按照《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》JGJ 94-2008[2]的規(guī)定，采用樁身直徑 1.4 m，樁長為75 m時(shí)，其極限承載力為16 270 kN，基本滿足設(shè)計(jì)的要求。兩種試樁的具體參數(shù)見表2，樁身示意圖見圖1。

為進(jìn)一步驗(yàn)證設(shè)計(jì)的可靠性，對(duì)兩種樁型進(jìn)行了試樁，包括3根 DX擠擴(kuò)灌注樁，樁號(hào)分別為DX1、DX2、DX3，以及3根普通直孔灌注樁，樁號(hào)分別為ZZ1、ZZ2、ZZ3。下面分別以DX1和ZZ1號(hào)試樁為例來說明普通直孔灌注樁和DX擠擴(kuò)灌注樁的特性。

表1 各土層的性質(zhì)參數(shù)表Table 1 Soil parameters

表2 試樁的設(shè)計(jì)參數(shù)Table 2 Parameters of test piles m

2.2 試樁方法

本次試樁采用自平衡測試法，按照《建筑樁基檢測技術(shù)規(guī)范》的相關(guān)規(guī)定來測試試樁的極限承載力，具體的測試規(guī)則參考文獻(xiàn)[3]和[4]。每個(gè)試樁樁身上布置兩個(gè)荷載箱，DX樁的荷載箱分別位于高程-28 m和-39 m處，直孔樁荷載箱位于-41 m和-61 m處，由此兩個(gè)荷載箱將樁身從上到下分為a、b、c 三段。

傳統(tǒng)的樁基載荷試驗(yàn)的方法有兩種:一是堆載法，二是錨樁法。前者必須解決幾百噸甚至上千噸的荷載來源、堆放及運(yùn)輸問題，后者必須設(shè)置多根錨樁及反力大梁，不僅所需費(fèi)用昂貴，時(shí)間較長，而且易受噸位和場地條件的限制。

美國學(xué)者Osterberg于20世紀(jì)80年代首先提出了自平衡測試法，近幾年歐洲及日本、加拿大、中國香港、新加坡等國家和地區(qū)也廣泛使用該法。

自平衡測試法的主要裝置為一種經(jīng)過特別設(shè)計(jì)可以用于加載的荷載箱，它主要由活塞、頂蓋、底蓋和箱壁組成，在頂蓋和底蓋上布置位移棒，并將荷載箱與鋼筋籠焊接成一體。

試驗(yàn)時(shí)通過地面的油泵加壓，隨著壓力的增加，載荷箱將同時(shí)向上和向下發(fā)生位移，促使樁的端阻力和側(cè)阻力發(fā)揮。荷載箱中的壓力值可由壓力表測得，荷載箱的向上、向下的位移可由位移傳感器測得，因此可以根據(jù)讀數(shù)繪制出“向上的力與位移圖”和“向下的力與位移圖”，根據(jù)向上、向下的荷載-位移曲線(Q-s曲線)判定樁的承載力和沉降。

圖1 試樁示意圖(單位:m)Fig.1 Sketch map of test piles(unit:m)

2.3 加載方式

本次試驗(yàn)分三次加載:第一次，先對(duì)下荷載箱加載，當(dāng)下荷載箱向下的位移突然增大時(shí)，停止加載，說明下段樁(c段)已經(jīng)達(dá)到極限承載力;第二次，對(duì)上荷載箱加載，同時(shí)松開下荷載箱的油門，使下段樁不會(huì)對(duì)中段樁(b段)的位移造成影響，當(dāng)中段樁向下的位移出現(xiàn)陡變，停止加載，說明中段樁已經(jīng)充分發(fā)揮了其承載力;第三次，關(guān)閉下荷載箱的油門，使中段樁和下段樁可以共同發(fā)生位移，再次對(duì)上荷載箱加載，當(dāng)上荷載箱向上的位移出現(xiàn)陡變時(shí)停止加載，說明上段樁(a段)也達(dá)到了極限承載力狀態(tài)。

2.4 鋼筋計(jì)埋設(shè)

對(duì)于各試驗(yàn)樁，沿樁身布置鋼筋應(yīng)力計(jì)，每個(gè)斷面布置兩個(gè)，以量測樁身軸力的變化，鋼筋計(jì)的埋設(shè)見圖1。對(duì)于ZZ1號(hào)試樁，通過軸力變化可以間接反映樁側(cè)摩阻力的變化情況;而對(duì)于DX1號(hào)試樁，-21.59 m以上的軸力反映側(cè)阻的變化，該標(biāo)高以下的樁段主要反映盤阻的變化。使用該分段方法，盤阻中包含一部分側(cè)摩阻力，會(huì)對(duì)結(jié)果造成一定影響，但考慮到這部分側(cè)摩阻力與盤阻相比所占比重較小，因此作為規(guī)律研究是合理的。

3 單樁豎向抗壓承載力測試結(jié)果與分析

3.1 單樁極限抗壓承載力的確定

按照下面的公式(2)計(jì)算樁的極限承載力[4]。

式(2)中，Qu為單樁豎向抗壓極限承載力;Qu上為上荷載箱上部樁的實(shí)測值;Qu中為上荷載箱與下荷載箱之間中段樁的實(shí)測極限值;Qu下為下荷載箱下部樁的實(shí)測極限值;G上為上荷載箱上部樁有效自重;γ為上荷載箱樁側(cè)阻力修正系數(shù)，粘性土γ=0.8，砂土 γ =0.7。

3.2 試樁的Q－s曲線

根據(jù)自平衡測試荷載箱的荷載，垂直向上、向下的變位量，以及樁不同深度的應(yīng)變，采用等效轉(zhuǎn)換法，將自平衡測試的Q-s曲線轉(zhuǎn)換為等效的樁頂荷載與沉降曲線(Q-s曲線)，試樁的Q-s曲線如圖2所示。

試樁結(jié)果表明，DX1號(hào)試樁的極限承載力為16 221 kN，相應(yīng)的位移為46.06 mm;ZZ1號(hào)試樁的極限承載力為14 614 kN，相應(yīng)的位移為52.78 mm。而DX1樁長為50 m，樁徑為1.4 m，樁身設(shè)置3個(gè)承力盤，直孔樁ZZ1樁長為75 m，樁徑為1.4 m。在這種工程情況下，DX樁極限承載力還比普通的直孔灌注樁提高了11%，極限荷載下對(duì)應(yīng)的沉降量減少了12.7%，在同等的荷載條件下，DX1樁的沉降量均要小于直孔樁ZZ1，且ZZ1的極限承載力未達(dá)到設(shè)計(jì)的極限承載力16 000 kN。通過對(duì)比可以看到，DX樁在實(shí)際工程應(yīng)用中的優(yōu)越性是非常明顯的。

3.3 樁身軸力的傳遞規(guī)律

在本次試樁方案中，試樁的樁身設(shè)計(jì)安裝了兩個(gè)荷載箱，并且分三次加載，現(xiàn)就第二次加載(即上荷載箱首次加載)時(shí)的情況來分析樁身軸力的傳遞規(guī)律。

對(duì)于ZZ1號(hào)試樁，由圖3可以看出，由于上荷載箱的位置位于-40 m，所以在-40 m處樁身的軸力最大，并且從上荷載箱往上樁身部分和往下樁身部分的樁身軸力依次降低，基本呈線性變化，沒有明顯的突變，軸力曲線沒有明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)。考慮到該試樁場地內(nèi)的土層承載力較為接近，側(cè)阻的發(fā)揮應(yīng)呈現(xiàn)連續(xù)變化，并且沿樁身方向遠(yuǎn)離加荷部位軸力逐漸變小。這與實(shí)測結(jié)果是一致的。

圖3 ZZ1號(hào)試樁軸力分布圖Fig.3 Axial forces of ZZ1 test pile

DX1試樁的樁身軸力圖見圖4，軸力分布與直孔樁相比具有不同的特點(diǎn)，上荷載箱處樁身軸力最大，從上荷載箱往上和往下的樁身軸力逐漸降低，但由于承力盤承擔(dān)了較大的荷載，其軸力在經(jīng)過承力盤后大幅降低，存在明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn);隨后軸力變化呈現(xiàn)線性變化，說明側(cè)阻力逐漸發(fā)揮。在第六級(jí)荷載時(shí)，加載值為6 090 kN，從上荷載箱往上經(jīng)過上承力盤后軸力下降至1 800 kN，再往上軸力的曲線變化幅度趨于平緩;而從上荷載箱往下經(jīng)過中承力盤后軸力為4 100 kN，經(jīng)過下承力盤后下降至250 kN，由此看出DX樁承力盤分散承載性能的優(yōu)越性，且從圖4中可以看到，加載開始階段，承力盤的盤承力就開始發(fā)揮。

圖4 DX1號(hào)試樁軸力分布圖Fig.4 Axial forces of DX1 test pile

3.4 DX樁側(cè)阻力、盤端阻、樁端阻的發(fā)展規(guī)律

對(duì)于DX1試樁，由于試驗(yàn)時(shí)鋼筋應(yīng)變計(jì)的特殊布置位置，側(cè)阻力僅考慮-21.59 m以上的部分，所以相應(yīng)的盤端阻力會(huì)略微偏大。將樁身-21.59 m以上的部分分為8段，具體數(shù)據(jù)見表3。

表3 各級(jí)荷載下樁側(cè)摩阻力Table 3 Friction resistance of pile shaft under each load level

圖5顯示的是各樁段總側(cè)摩阻力隨各分段位移變化的情況。從圖5可以看出，隨著荷載箱加載值的增加，樁身各分段的總側(cè)阻力呈現(xiàn)不同程度的增長，在第一級(jí)加載時(shí)從Qs1到Qs8占荷載箱加載值的比例分別為 1.38%、0.63%、1.43%、1.09%、5.57%、3.74%、9.6%、7.4%，在第三級(jí)加載時(shí)所占的比例分別為 1.37%、0.63%、1.43%、1.09%、5.57%、3.76%、9.59%、7.41%，在極限載荷時(shí)所占的比例分別為 1.37%、0.66%、1.46%、1.1%、5.56%、3.76%、9.58%、7.4%。在各級(jí)加載的情況下，各分段的總側(cè)阻力占荷載箱加載值的比例基本穩(wěn)定。第2段樁身的總側(cè)阻力在整個(gè)加載的過程最小，第7段樁身的總側(cè)阻力在整個(gè)加載的過程最大。

圖5 DX樁樁身各段總側(cè)阻力與位移關(guān)系圖Fig.5 Curves of total friction resistance of DX pile and settlement

樁身各分段的單位側(cè)阻力的發(fā)展如圖6所示，可以看出各分段的側(cè)阻力的發(fā)揮情況是不一樣的，前4段的側(cè)阻力發(fā)揮比較充分，與前述表1中的側(cè)阻力相比，大致在53% ～75%的范圍;第5、6、7段樁身的側(cè)阻力完全發(fā)揮;第8段側(cè)阻力僅發(fā)揮50%左右。

圖6 樁身各段單位側(cè)阻力的發(fā)展情況Fig.6 Curves of friction resistance of DX pile and settlement

盤端阻力的發(fā)展情況如圖7所示，同樣此處僅描述第二次加載(上荷載箱首次加載)時(shí)盤阻的發(fā)展情況。上盤的承載力發(fā)揮最早，也最充分，在位移還不到10 mm時(shí)，承載力就達(dá)到了4 000 kN以上，而中盤和下盤充分發(fā)揮其承載力所需要的位移比較大，中盤在位移達(dá)到 44.4 mm時(shí)，承載力為3 053 kN，下盤在位移達(dá)到44 mm時(shí)，承載力為2 778 kN。

將各盤的承載力與荷載箱的加載量相比較，在第一級(jí)加載時(shí)上盤、中盤、下盤的盤阻力值分別占荷載箱加載值的69%、59.6%、40.4%，第三級(jí)加載時(shí)所占的比例分別為 68.9%、49.5%、49.2%，第五級(jí)加載時(shí)所占的比例分別為68.9%、50.1%、48.4%，由此可以看出上盤在整個(gè)加載的過程中盤阻占荷載箱加載值的比例基本穩(wěn)定，而中盤有下降的趨勢(shì)，下盤有上升的趨勢(shì)。

圖7 DX1號(hào)試樁樁盤阻力發(fā)展圖Fig.7 Curves of bell resistance of DX1 pile and settlement

完成試樁所需的三次加載后，經(jīng)等效轉(zhuǎn)換，將自平衡測試結(jié)果轉(zhuǎn)換為普通樁頂加載的情況下的測試結(jié)果。樁端阻力隨樁端位移的變化和占樁頂載荷的比例見圖8和圖9。

圖8 DX1號(hào)試樁樁端阻力與位移關(guān)系圖Fig.8 Curve of pile tip resistance of DX1 pile and settlement

從圖9中可以看出，樁端阻力隨樁端位移的增加呈現(xiàn)線性增長，且在整個(gè)加載的過程中樁端阻力所占的比例也隨之增長，說明隨著位移的發(fā)展，端阻逐漸發(fā)揮。但直至樁基破壞，端阻所占的比例仍小于14%。

圖9 DX1號(hào)試樁樁端阻力占總荷載的比例Fig.9 Curve of pile tip resistance/total load and settlement of DX1 pile

4 工程樁檢測結(jié)果

在對(duì)工程樁的抽檢中，選取其中8根DX工程樁，其檢測結(jié)果見表4。由表4可以看出DX樁在加載到 16 200 kN時(shí)，沉降量穩(wěn)定在 18.62～27.26 mm，不均勻沉降非常小。這在工程實(shí)踐中具有非常重大的意義。

5 結(jié)語

DX樁和普通直孔樁都是摩擦型樁，樁端的阻力在整個(gè)受力的過程中都很小。

DX樁由于承力盤的存在，荷載箱加載時(shí)軸力和側(cè)阻力都有明顯的集中現(xiàn)象，這說明承力盤發(fā)揮的作用明顯。

表4 DX工程樁檢測結(jié)果Table 4 Test results of engineering DX piles

通過對(duì)比DX旋挖擠擴(kuò)灌注樁與普通直孔灌注樁，DX樁在較短樁長情況下就滿足極限承載力的要求，而普通直孔樁所需的樁長大大增加;DX樁由于承力盤充分發(fā)揮了承載力作用，樁端阻力很小，其引起的樁端的沉降也很小，同時(shí)承力盤的位置是可以靈活控制的，可以將承力盤置于同一層堅(jiān)硬的土層中，這樣各樁的極限承載力不會(huì)發(fā)生較大的差異，不均勻沉降小。這在實(shí)際的工程實(shí)踐中意義非常重要，采用DX旋挖擠擴(kuò)灌注樁用較小的成本投入就可以滿足承載力和變形的要求，同時(shí)由于不通過增加樁長和樁徑來提高樁的承載力和減小變形，在很大程度上減小了施工的難度、縮短了工期。因此DX旋挖擠擴(kuò)灌注樁是非常經(jīng)濟(jì)、適用和可靠的。

[1]中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.三岔雙向擠擴(kuò)灌注樁設(shè)計(jì)規(guī)程JGJ 171-2009[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社，2009.

[2]中華人民共和國建設(shè)部.建筑樁基技術(shù)規(guī)范 JGJ 94-2008[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社，2008.

[3]中華人民共和國建設(shè)部.建筑樁基檢測技術(shù)規(guī)范 JGJ106-2003[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社，2003.

[4]江蘇省技術(shù)監(jiān)督局，江蘇省建設(shè)委員會(huì).樁承載力自平衡測試技術(shù)規(guī)程 DB32/T291-1999[S].1999.