劉駿龍

填海地區(qū)大直徑灌注樁的靜載試驗(yàn)研究

劉駿龍

(福州市建筑設(shè)計(jì)院 福建福州 350011)

福建屬于沿海吹填砂造陸碼頭地區(qū)，文章通過(guò)對(duì)該地區(qū)某工地旋挖成孔灌注樁基礎(chǔ)3根未注漿樁和3根后注漿樁的單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)研究，得到了大噸位靜載試驗(yàn)中未注漿樁和后注漿樁的荷載-沉降關(guān)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(shù)、樁身壓縮對(duì)樁基承載力及沉降的影響。

灌注樁；靜載試驗(yàn)；后注漿技術(shù)；承載力；沉降

0 引言

隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)建設(shè)的高速發(fā)展和城鎮(zhèn)化進(jìn)程的推進(jìn)，東部沿海地區(qū)的建設(shè)規(guī)模日益擴(kuò)大，土地資源變得越來(lái)越緊缺，填海造陸是解決沿海地區(qū)城市規(guī)模擴(kuò)大和海邊工業(yè)廠區(qū)建設(shè)造成土地資源緊缺的有效途徑。我國(guó)香港地區(qū)、澳門地區(qū)、廣東珠江口、杭州灣南的蕭山市、天津?yàn)I海新區(qū)、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(qū)大型工業(yè)建筑物和城市超高層建筑的不斷涌現(xiàn)，對(duì)樁基礎(chǔ)的承載力和沉降提出了更高的要求。很多學(xué)者對(duì)高層建筑的大直徑灌注樁進(jìn)行靜載試驗(yàn)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(fā)展，但目前針對(duì)沿海填砂造陸地區(qū)復(fù)雜地質(zhì)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(qū)，在深厚的淤泥質(zhì)土上吹填細(xì)砂并進(jìn)行地基處理。某工地?cái)M建2個(gè)大直徑的石化低溫罐區(qū)，因罐區(qū)對(duì)差異沉降敏感及復(fù)雜的工程地質(zhì)和水文地質(zhì)條件，本文以此為案例，對(duì)該工地進(jìn)行6根樁的單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)，檢測(cè)其在復(fù)雜地質(zhì)條件下，大直徑旋挖成孔灌注樁在大噸位荷載(最大試驗(yàn)荷載18 000kN)作用下的承載力和沉降，為類似工程設(shè)計(jì)、施工及理論研究提供借鑒。

1 工程概況和地質(zhì)條件

福建某吹填砂造陸碼頭地區(qū)，工程場(chǎng)地原為濱海潮間帶，因工程建設(shè)需要，場(chǎng)地經(jīng)圍海吹填砂造陸已形成一片較平坦的臺(tái)地?，F(xiàn)場(chǎng)樁基礎(chǔ)施工和靜載試驗(yàn)期間，該工程所在的場(chǎng)地已經(jīng)完成圍海造地和地基處理，淤泥質(zhì)土上部松散的吹填細(xì)砂在單擊夯擊能8 000kN·m強(qiáng)夯施工后，達(dá)到中密-密實(shí)的狀態(tài)。根據(jù)該工程巖土工程勘察報(bào)告，場(chǎng)地各土層主要物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示，樁周土層情況如圖1所示。

該工程擬建2個(gè)基礎(chǔ)直徑達(dá)75m的石化低溫罐區(qū)。罐區(qū)基礎(chǔ)采用旋挖成孔灌注樁，設(shè)計(jì)樁徑1 200mm，樁身材料采用水下C40砼，樁長(zhǎng)53m～56m左右，樁端持力層是⑥-2碎塊狀強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，部分灌注樁采用樁側(cè)及樁端后注漿工藝，沿鋼筋籠對(duì)稱設(shè)置2根樁端后注漿導(dǎo)管及2根樁側(cè)后注漿導(dǎo)管，樁側(cè)后注漿管閥設(shè)置于樁頂以下30m處。設(shè)計(jì)要求單樁豎向抗壓極限承載力為18 000kN，為評(píng)價(jià)單樁極限抗壓承載力，對(duì)該工程6根灌注樁(3根未注漿樁和3根注漿樁)進(jìn)行靜載試驗(yàn)，靜載試樁的施工記錄,如表2所示。

表1 場(chǎng)地土主要物理力學(xué)指標(biāo)

表2 6根試樁施工記錄簡(jiǎn)表

圖1 代表性地質(zhì)剖面圖

2 靜載試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

該工程依據(jù)《建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》(JGJ106-2003)[5]及樁基設(shè)計(jì)文件要求進(jìn)行單樁豎向抗壓靜載荷試驗(yàn)。試驗(yàn)加載設(shè)備采用4臺(tái)型號(hào)為QF630T的液壓千斤頂，4臺(tái)千斤頂并聯(lián)同步工作，安裝時(shí)確保千斤頂?shù)暮狭χ行呐c試樁的橫截面形心重合。采用高壓油泵加壓，荷載的量測(cè)采用并聯(lián)于千斤頂油路的JCQ靜力載荷測(cè)試儀(數(shù)字壓力計(jì))測(cè)定，根據(jù)千斤頂率定曲線換算荷載。

加載反力裝置采用壓重平臺(tái)反力裝置，現(xiàn)場(chǎng)靜載設(shè)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(yù)制塊重量)大于最大試驗(yàn)荷載的1.2倍。主梁采用3根長(zhǎng)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(jīng)力學(xué)驗(yàn)算均滿足結(jié)構(gòu)承載力和變形的要求。地基土表層松散的吹填細(xì)砂強(qiáng)夯施工后達(dá)到密實(shí)的狀態(tài)，經(jīng)驗(yàn)算細(xì)砂層地基承載力滿足規(guī)范要求。支座安裝時(shí)，保證場(chǎng)地平整，安放支座預(yù)制塊時(shí)平整，以使次梁平整擱置在預(yù)制塊支座上。主梁垂直于次梁，主梁頂面與次梁底面設(shè)置200mm的預(yù)留縫，防止堆載后支座沉降導(dǎo)致樁頂提前受力?；炷令A(yù)制塊尺寸為1.6m×1.6m×0.8m,每個(gè)預(yù)制塊重量約2.4t，用2臺(tái)吊車將預(yù)制塊均勻穩(wěn)固地放置在鋼梁平臺(tái)上。預(yù)制塊對(duì)稱擺放在平臺(tái)上，預(yù)制塊互相搭接，壓重堆載過(guò)程中用精密水準(zhǔn)儀測(cè)量支座沉降。

圖2 現(xiàn)場(chǎng)靜載設(shè)備安裝圖

各級(jí)試驗(yàn)荷載下的樁頂沉降測(cè)量采用大量程的位移傳感器，并且用精密水準(zhǔn)儀對(duì)樁頂沉降進(jìn)行校核，靜載試驗(yàn)期間場(chǎng)地地基土強(qiáng)夯作業(yè)停止。位移傳感器的測(cè)量誤差小于0.1%FS，分度值為0.01mm。在試樁兩個(gè)方向?qū)ΨQ安裝4個(gè)位移傳感器，設(shè)置穩(wěn)定的基準(zhǔn)樁，基準(zhǔn)梁的一端固定在基準(zhǔn)樁上，另一端簡(jiǎn)支于基準(zhǔn)樁上，基準(zhǔn)梁和試樁之間的中心距離滿足規(guī)范[5]要求。

樁端沉降通過(guò)內(nèi)外管形式的位移桿測(cè)得。灌注樁施工時(shí)沿鋼筋籠內(nèi)側(cè)預(yù)先埋設(shè)直徑60mm外管，然后在外管里面設(shè)置直徑20mm的內(nèi)管，內(nèi)管下端固定在外管底部(樁端)，保證與測(cè)試斷面(樁端)同步位移，在樁頂內(nèi)管上設(shè)測(cè)點(diǎn)可測(cè)得樁端沉降，樁端沉降的測(cè)讀與樁頂沉降測(cè)量同步進(jìn)行[6-8]。樁端沉降觀測(cè)方法忽略試驗(yàn)過(guò)程中內(nèi)管的軸向變形，內(nèi)管軸向變形越小，測(cè)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(hù)層下，沒(méi)有特制直徑更大的樁頭。樁頭混凝土強(qiáng)度與樁身相同，距樁頂1.5倍樁徑范圍(1.8m)內(nèi)箍筋間距加密為100mm，試驗(yàn)前鑿掉樁頂部的破碎層以及不密實(shí)的混凝土，樁頭頂面平整。

3 靜載試驗(yàn)結(jié)果分析

靜載試驗(yàn)前，采用低應(yīng)變法和聲波透射法進(jìn)行樁身完整性檢測(cè)，6根試樁樁身完整性均為I類樁。加載分級(jí)進(jìn)行，采用逐級(jí)等量加載；分級(jí)荷載為設(shè)計(jì)要求最大試驗(yàn)荷載的1/10，其中第一級(jí)取分級(jí)荷載的2倍；卸載分級(jí)進(jìn)行，每級(jí)卸載量取加載時(shí)分級(jí)荷載的2倍，逐級(jí)等量卸載；加、卸載時(shí)荷載傳遞均勻、連續(xù)、無(wú)沖擊。單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)采用慢速維持荷載法。每級(jí)荷載施加后按第5min、15min、30min、45min、60min測(cè)讀樁頂沉降量，以后每隔30min測(cè)讀一次；每小時(shí)內(nèi)的樁頂沉降量不超過(guò)0.1mm，并連續(xù)出現(xiàn)兩次即達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)，當(dāng)樁頂沉降速率達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，再施加下一級(jí)荷載[5]。

3.1 荷載-沉降曲線

靜載試驗(yàn)進(jìn)展順利，荷載—沉降(Q-s)曲線均呈緩變形，未出現(xiàn)在某一級(jí)荷載作用下樁頂陡降或樁端產(chǎn)生刺入破壞，各試樁在最大試驗(yàn)荷載作用下樁頂累計(jì)沉降量均小于0.05D(60mm)。利用同時(shí)觀測(cè)樁頂和樁端沉降技術(shù)獲得的各級(jí)荷載作用下的樁頂沉降和樁端沉降，從而計(jì)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(shí)測(cè)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(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為9.46mm，樁端開(kāi)始產(chǎn)生沉降為0.56mm；繼續(xù)加載至18 000kN時(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為29.82mm，樁端累計(jì)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(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為7.95mm，樁端開(kāi)始產(chǎn)生沉降為0.20mm；繼續(xù)加載至18 000kN時(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為37.83mm，樁端累計(jì)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(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為11.08mm，樁端開(kāi)始產(chǎn)生沉降為0.67mm；繼續(xù)加載至18 000kN時(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為33.98mm，樁端累計(jì)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(shí)測(cè)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(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為7.37mm，樁端未觀測(cè)到明顯沉降；加載至10 800kN時(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為9.18mm，樁端開(kāi)始產(chǎn)生沉降為0.12mm；繼續(xù)加載至18 000kN時(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為20.90mm，樁端累計(jì)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(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為7.50mm，樁端未觀測(cè)到明顯沉降；加載至10 800kN時(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為8.97mm，樁端開(kāi)始產(chǎn)生沉降為0.40mm；繼續(xù)加載至18 000kN時(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為22.12mm，樁端累計(jì)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(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為6.81mm，樁端未觀測(cè)到明顯沉降；加載至10 800kN時(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為8.40mm，樁端開(kāi)始產(chǎn)生沉降為0.15mm；繼續(xù)加載至18 000kN時(shí)，樁頂累計(jì)沉降量為19.72mm，樁端累計(jì)沉降為7.66mm，樁身壓縮量為12.06mm。

依據(jù)荷載—沉降曲線，3根未注漿試樁在最大試驗(yàn)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(yàn)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(jìn)入持力層深度小于2.0m，3根未注漿試樁樁長(zhǎng)更長(zhǎng)，進(jìn)入持力層深度大于4.5m，試驗(yàn)表明樁端進(jìn)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(yàn)均未加載至破壞狀態(tài)，實(shí)測(cè)的數(shù)據(jù)經(jīng)整理分析得出靜載試驗(yàn)成果,如表3所示。試驗(yàn)數(shù)據(jù)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(cè)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(dá)37.83mm，樁端沉降達(dá)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(xiàn)試樁因樁端沉渣厚導(dǎo)致沉降明顯增大的現(xiàn)象。試樁T1、T3比試樁T2的樁端樁側(cè)注漿量大，樁頂和樁端沉降較小，注漿量對(duì)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(cè)及樁端后注漿提高樁側(cè)摩阻力，降低樁身橫截面應(yīng)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(méi)有水泥注漿加固，是由樁端沉降過(guò)大導(dǎo)致的，進(jìn)入持力層深度對(duì)樁頂沉降的影響不大。

綜上分析，樁側(cè)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(dǎo)致沉降過(guò)大和不均勻沉降。

表3 靜載試驗(yàn)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(shí)，樁頂沉降全部來(lái)自樁身壓縮，樁頂沉降量主要由樁身質(zhì)量控制。隨著荷載的增大，樁端開(kāi)始沉降，樁身壓縮占樁頂沉降的百分比開(kāi)始下降。加載至最大荷載時(shí)，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(jié)語(yǔ)

采用未注漿灌注樁基礎(chǔ)，施工時(shí)應(yīng)采用適宜的排渣工藝嚴(yán)格控制樁底沉渣厚度，以減少樁頂樁端沉降。樁側(cè)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(duì)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(dǎo)致沉降過(guò)大和不均勻沉降。對(duì)沉降敏感的重點(diǎn)工程可通過(guò)增加樁身配筋，提高樁身混凝土強(qiáng)度，保證樁身完整性等措施，減小樁身壓縮量進(jìn)而降低樁頂沉降量。

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[8] 陳凡，徐天平，陳久照，等.基樁質(zhì)量檢測(cè)技術(shù)(第二版)[M].北京：中國(guó)建筑工業(yè)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