趙勇剛

（上海申元巖土工程有限公司，上海 200011）

0 引言

在多數(shù)情況下，巖土工程勘察報告中，須要提供單樁豎向極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值，以便設(shè)計師參考。確定單樁豎向極限承載力的方法有以靜載荷試驗和高應(yīng)變試驗為代表的直接法，以不同規(guī)范中采用取樁側(cè)極限摩阻力和樁端極限摩阻力值估算的經(jīng)驗參數(shù)法和靜力觸探法估算的原位試驗法為代表的間接法。靜力觸探技術(shù)自 20 世紀(jì) 50～60 年代引入國內(nèi)以來，得到了廣泛的應(yīng)用和認可。現(xiàn)行的行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)［1］和地方標(biāo)準(zhǔn)［2，3］中也都提出了基于靜力觸探方法確定預(yù)制樁單粧極限承載力的方法。

張忠坤［4］運用多元線性回歸分析理論，探討了單樁承載力與靜力觸探成果中間的相關(guān)關(guān)系，建立了單樁承載力的多元線性回歸分析數(shù)學(xué)模型。

張俊仁［5］用靜力觸探資料估算單樁豎向極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值，并把估算結(jié)果和傳統(tǒng)的經(jīng)驗參數(shù)法估算結(jié)果和單樁靜載荷試驗資料進行了驗證。從而說明該方法在不斷積累經(jīng)驗后，在本地區(qū)是可以推廣應(yīng)用的。

路家峰等［6］對現(xiàn)行上海規(guī)范中應(yīng)用靜力觸探成果指標(biāo)估算預(yù)制樁單樁極限承載力的計算方法精度進行檢驗，提出了應(yīng)用靜力觸探成果指標(biāo)估算預(yù)制樁單樁承載力的改進計算方法。

1 計算公式

1.1 上海地區(qū)經(jīng)驗參數(shù)法

根據(jù) DGJ 08－37－2012《巖土工程勘察規(guī)范》，第 14.5.2 條，依據(jù)土性以及靜探比貫入阻力值確定各土層的樁周極限摩阻力和樁端處土的極限端承力，估算單樁豎向承載力設(shè)計值時，可按式（1）進行計算：

式中：Rd為單樁豎向承載力設(shè)計值，kN；Up為樁身截面周長，m；fsi為樁側(cè)第i層土的極限摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值，kPa，可根據(jù)土層的名稱、埋藏深度及性質(zhì)并結(jié)合原位測試值按 DG J08－37－2012《巖土工程勘察規(guī)范》表 14.5.5 所列的數(shù)值選用；fp為樁端處土的極限端阻力標(biāo)準(zhǔn)值，kPa，可根據(jù)土層的名稱、埋藏深度及性質(zhì)并結(jié)合原位測試值按 DG J08－37－2012《巖土工程勘察規(guī)范》表 14.5.5 所列的數(shù)值選用；li為第i層土的厚度，m；AP為樁端橫截面面積，m2；γs為總側(cè)摩阻力的分項系數(shù)，按端阻比ρp由 DGJ08－37－2012《巖土工程勘察規(guī)范》表 14.5.2－2 查用；γp為樁端阻力的分項系數(shù)，按端阻比ρp由 DG J08－37－2012《巖土工程勘察規(guī)范》表 14.5.2-2 查用；RPk為樁端極限阻力標(biāo)準(zhǔn)值，kN；Rsk為樁側(cè)總極限摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值，kN。

表1 場地土層分布及基本物理力學(xué)指標(biāo)

則，預(yù)制樁單樁豎向極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值可按式（2）計算：

式（2）中各參數(shù)意義同上式（1）。

1.2 改進計算方法

利用多元線性回歸分析數(shù)學(xué)模型對預(yù)制樁單樁豎向極限承載力進行改進。

學(xué)者路家峰［6］在規(guī)范計算方法的基礎(chǔ)上對土類加以合理的區(qū)分，將粉性土及砂性土側(cè)阻力細分為黏質(zhì)粉土側(cè)阻力、砂質(zhì)粉土側(cè)阻力和砂土側(cè)阻力三項，將樁端阻力項按實際粧基的情況區(qū)分為黏土樁端阻力和粉性土及砂土樁端阻力兩項，改進后的多元線性函數(shù)為：

文獻［6］采用多元線性回歸分析數(shù)學(xué)模型，對大量試驗數(shù)據(jù)進行分析，得出U1、U2…U8的常數(shù)項值見式（4）：

式中：yi為第i根樁單粧承載力極限值，kN；xi1為地表土側(cè)阻力，kN；xi2為Ps值小于 1 MPa 黏性土側(cè)阻力，kN；xi3為Ps值大于 1 MPa 黏性土側(cè)阻力，kN；xi3+為Ps值大于 1 MPa 黏性土側(cè)阻力常數(shù)項，kN；xi4為黏質(zhì)粉土側(cè)阻力，kN；xi5為砂質(zhì)粉土側(cè)阻力，kN；xi6為砂土側(cè)阻力，kN；xi7為黏性土樁端阻力，kN；xi8為粉性土及砂土樁端阻力，kN；xi7和xi8兩項必然有一項為 0。

2 工程實例

2.1 工程概況

上海市浦江鎮(zhèn)聯(lián)航路三魯公路某工程主要由 2 棟 7 層的辦公主樓組成，根據(jù)基礎(chǔ)設(shè)計資料、建筑物底面單位面積荷載以及地下室或其他設(shè)備基礎(chǔ)形式，勘察報告中場地土層分布及基本物理力學(xué)參數(shù)指標(biāo)，如表 1 所示（場地絕對標(biāo)高 4.9 m）。

根據(jù)設(shè)計要求，本工程的試樁 PHC 500AB100-37 和工程樁設(shè)計參數(shù)如表 2 所示。

表2 試樁設(shè)計參數(shù)一覽表

2.2 單樁豎向抗壓極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值計算結(jié)果

根據(jù)場地地層條件計算得到的各變量的值，并根據(jù)相應(yīng)公式計算得到了最終計算的單樁極限承載力值。

2.2.1 規(guī)范經(jīng)驗參數(shù)法計算

2.2.2 改進計算方法估算

按照 1.2 節(jié)中對相關(guān)參數(shù)的定義和描述，依據(jù)本文實例勘察規(guī)范的土層物理力學(xué)性質(zhì)計算所得，xi1=40.8，xi2=22 656，xi3=5 824，xi3+=112，xi4=33 526.4，xi5=0，xi6=0，xi7=0，xi8=350.7。

2.2.3 現(xiàn)場破壞性試驗所得

根據(jù)設(shè)計圖紙要求對 S1# 和 S2# 進行單樁豎向抗壓靜載荷破壞性試驗。S1# 抗壓試樁Q-s曲線顯示加載到 2 720 kN 時出現(xiàn)了明顯陡降的起始點，該樁豎向抗壓極限承載力為 2 560 kN；S2# 抗壓試樁Q-s曲線顯示加載到 2 240 kN 時出現(xiàn)了明顯陡降，該樁豎向抗壓極限承載力為 2 240 kN（見圖 1）。

圖1 S1# 和 S2# 抗壓試樁 Q-s 曲線和 S-lgt 曲線

規(guī)范經(jīng)驗參數(shù)法、改進計算方法和現(xiàn)場破壞性試驗單樁承載力對比分析，如表 3 所示。

表3 單樁豎向極限承載力對比表 kN

對比實測中得到的單樁極限承載力值，按照現(xiàn)行規(guī)范中得到的單樁極限承載力值較靜載荷試驗實測結(jié)果偏小 23.6 %，而改進計算方法得到的計算結(jié)果與靜載荷試驗實測結(jié)果相近度達到 92.0 %。

2.3 本工程樁 PHC 管樁豎向抗壓極限承載力

PHC 管樁工程樁 PHC500AB（100）32，樁端持力層 ⑦1-2，樁頂相對標(biāo)高-5.700 m（絕對標(biāo)高-0.100 m），單樁極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值為 3 300 kN。但在工程樁實際施工過程中出現(xiàn)大量的工程樁沉樁達不到設(shè)計標(biāo)高，后經(jīng)過設(shè)計提出選其中的兩根樁通過高應(yīng)變驗證其單樁極限承載力?；鶚对O(shè)計參數(shù)如表 4 所示。

表4 PHC 管樁工程樁參數(shù)一覽表

根據(jù)現(xiàn)場試驗得到的力-時間曲線、力-速度-時間曲線、力-位移曲線和樁長-樁側(cè)摩阻力分布曲線等實測曲線擬合法分析結(jié)果（見圖 2 和圖 3），并綜合勘察報告，可以得出如下結(jié)論。

圖2 25 # 樁實測擬合法曲線

圖3 36 # 樁實測與擬合曲線

樁號 25 #，無缺陷，單樁極限承載力 3 530 kN；樁號 36 #，無缺陷，單樁極限承載力 3 635 kN。

根據(jù) 3.2 節(jié)計算結(jié)果表明，改進的計算方法估算單樁豎向極限承載力比規(guī)范中經(jīng)驗參數(shù)法估算極限承載力更接近預(yù)制工程樁的實際值。如果按照原設(shè)計指標(biāo)，計算單樁豎向承載力得到：xi1=0，xi2=11 959，xi3=3 640，xi3+=70，xi4=19 868，xi5=15 000，xi6=14 000，xi7=0，xi8=997.8。

yi=0.937×0+0.056×11 959+0.032×3 640+0.549×70+0.014×19 868+0.016×15 000+0.009×14 000+0.974×0+1.437×997.8=2 902.6 kN。

計算所得的 PHC 管樁工程樁與靜載荷試驗實測值單樁極限承載力差了 17.1 %。

按照 3.1 節(jié)中提供的改進的計算方法以及對應(yīng)的土層物理力學(xué)參數(shù)，計算 25 # 工程樁 PHC 管樁的單樁豎向極限承載力值得到：xi1=0，xi2=11 959，xi3=394640，xi3+=70，xi4=19 868，xi5=9 000，xi6=0，xi7=0，xi8=748.3。

yi=0.937×0+0.056×11 959+0.032×3 640+0.549×70+0.014×19 868+0.016×9 000+0.009×0+0.974×0+1.437×748.3=2 322.1 kN。

計算所得的 25 # 工程樁與高應(yīng)變檢測的單樁極限承載力差了 34.2 %。

通過計算，充分證明改進的計算方法估算單樁豎向極限承載力更加接近實測值，而對于沒有達到設(shè)計標(biāo)高的 PHC 管樁的計算，說明了預(yù)制樁沉樁擠土引起的樁周土體物理性質(zhì)的改變［7-9］，從而改變了預(yù)制樁的單樁極限承載力的估算結(jié)果。對于預(yù)制樁的沉樁擠土效應(yīng)導(dǎo)致樁基承載力的變化在這里不作討論。

3 結(jié)論

本文結(jié)合工程實例對規(guī)范中經(jīng)驗參數(shù)法估算單樁豎向極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值，以及路家峰學(xué)者提出的改進的靜力觸探估算單樁豎向極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值和現(xiàn)場實測值作了比較分析，驗證了改進的計算方法估算單樁豎向極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值的方法比規(guī)范的方法更加接近實測值，也從一個側(cè)面驗證了改進的計算方法具有一定的普遍性和可行性。通過本文的計算和比較，得到以下主要結(jié)論。

1）現(xiàn)行規(guī)范中應(yīng)用靜力觸探成果估算預(yù)制樁單樁極限承載力的方法與工程實測值存在一定的誤差。

2）張忠坤、路家峰等學(xué)者提出的用線性回歸的數(shù)學(xué)模型結(jié)合靜力觸探成果的改進的估算預(yù)制樁單樁豎向極限承載力的方法比規(guī)范中的估算方法更接近實測值，也說明了此方法具有一定的普適性。

3）當(dāng)選擇第⑥層作為樁基持力層時，樁身穿過的大多為軟弱的黏性土，沉樁基本無困難；當(dāng)選擇第 ⑦1-1層作為樁基持力層時，樁身需要穿過厚約 5.52 m 的第⑥層粉質(zhì)黏土，并進入第 ⑦1-1層砂質(zhì)粉土一定深度，沉樁有一定的阻力；當(dāng)選擇第 ⑦1-2層地基土作為樁基持力層時，樁身不僅需要穿過第 ⑥ 層粉質(zhì)黏土，還需穿過厚約 3.70 m 的第 ⑦1-1層砂質(zhì)粉土，并進入第 ⑦1-2層粉砂層一定深度，沉樁阻力較大。

4）對于實際工程中預(yù)制樁 PHC 管樁沉樁時達不到設(shè)計標(biāo)高，說明了預(yù)制樁沉樁擠土引起的樁周土體物理性質(zhì)的改變，導(dǎo)致其單樁極限承載力的估算結(jié)果出現(xiàn)偏差。對于預(yù)制樁的沉樁擠土效應(yīng)導(dǎo)致樁基承載力的變化還需要后續(xù)不斷累積工程實例積累設(shè)計經(jīng)驗。Q