超长大直径钻孔灌注桩自平衡法试验研究——以海峡西岸某标志性建筑为案例

时间：2024-08-31

陈旻

(1.福建省建筑科学研究院有限责任公司福建福州 350025； 2.福建省绿色建筑技术重点实验室福建福州 350025)

0 引言

近十几年来，我国超高层建筑方兴未艾，超长大直径灌注桩大量使用，承载力要求越来越高，对桩基础的设计、施工、试验提出了极大的挑战。传统的静载试验是确定桩基承载力最直接、最可靠的方法，但传统的堆重平台反力法、锚桩反力法由于场地局限性、经济性、安全性等方面原因，应用于高承载力的静载试验时存在相当大的难度。

自平衡法静载试验自20世纪80年代美国西北大学JOsterberg教授研制成功以来，在世界各地得到了相当大的推广应用，该试桩方法摆脱了传统堆载或锚桩等反力装置的限制，具有不受场地条件限制、试验安装占用场地小、基本不影响施工进度、安装作业简单且安全风险小等明显优点，特别是能进行超高承载力的测试，为超长大直径灌注桩的承载力测试提供了一种相对可靠的直接试验方法。东南大学龚维明教授在我国最先开展该试桩方法的应用研究，福建省建筑科学研究院也在福建省开展了相关的研究，并于2014年制定了关于这种试桩方法的福建省地方标准[1]，由东南大学主编的住建部行业标准[2]也于2017年颁布实施。

本文以福建省某标志性建筑桩型采用超长大直径钻孔灌注桩，试验桩静载试验设计要求的最大加载值高达55 000 kN，采用自平衡试桩法为工程案例。通过自平衡法、桩身内力测试及钻芯法等方法，检测得到单桩竖向抗压极限承载力、桩周各土层侧摩阻力及砼试件抗压强度检测值等参数，对试验桩的承载性状及桩身混凝土抗压强度等进行了深入分析。

1 工程概况

该项目位于福州市区，占地面积40余亩，总建筑面积约30万m2，建筑高度预计518m，涵盖白金五星级酒店、办公、soho及公共配套等为一体的海峡西岸标志性建筑。揭露岩土层自上而下为：①杂(素)填土；②粉质粘土；③淤泥；④砂质粘土；⑤中砂；⑤-1泥质中砂；⑤-2粉质粘土；⑥淤泥质土(夹砂)；⑦粉(砂)质粘土；⑦-1粉砂；⑦-2中砂：⑦-3淤泥质土(夹砂)：⑧中砂；⑨碎卵石：⑨-1含卵砾石粉质粘土：⑨-2圆角砾；⑩-1砂土状强风化花岗岩(1)；⑩-2砂土状强风化花岗岩(2)；⑩-3碎块状强风化花岗岩；中(微)风化花岗岩。

该标志性建筑桩基设计等级为甲级，桩型采用钻孔灌注桩，试验桩桩长90m～103m，桩径1300mm，设计砼强度水下C50，桩端持力层为中(微)风化花岗岩，桩底高压注浆，静载试验要求的最大加载值均为55 000 kN。迄今为止，该项目钻孔灌注桩的桩长、设计混凝土强度及静载最大加载值均为福建民用建筑之最。

2 试验方法

2.1 试验概况

由设计和勘察单位指定，对编号为TS1#、TS2#、TS3#、TS4#的4根试桩进行以下检测项目：

(1)采用自平衡法静载荷试验检测单桩竖向抗压极限承载力；

(2)进行桩身内力测试，测得主要土层的桩身侧摩阻力；

(3)采用声波透射法检测桩身完整性；

(4)采用超声波法进行成孔质量检测；

(5)采用钻芯法检测桩身混凝土强度。

各试验桩参数如表1所示，各试验桩周土层分布如图1所示。

2.2 自平衡法静载试验

自平衡法静载试验，即在桩身平衡点位置安装荷载箱，在地面对荷载箱施加荷载，推动荷载箱上下桩段位移，以同时测得荷载箱上、下部桩段的承载力，下部桩段为抗压承载力，上部桩段为抗拔承载力。根据《建筑基桩自平衡法静载试验技术规程》(JGJ/T 403-2017)[2]，单桩竖向抗压极限承载力按公式(1)计算：

(1)

式中：

Qu为单桩竖向抗压承载力极限值(kN)；

Quu为上段桩的极限加载值(kN)；

Qud为下段桩的极限加载值(kN)；

W为荷载箱上段桩自重(kN)；

γ1为受检桩的抗压摩阻力转换系数，据该工程地质资料及桩型取γ1=0.90。

荷载箱内部构造如图2所示，现场埋设图如图3所示。

图3 荷载箱现场埋设图

2.3 桩身内力测试

在紧邻荷载箱上部、主要土层的分界面及较厚土层的中间点位置附近设置测试面，每个测试面上均安装了4个钢筋计，桩身内力测试数据按下列要求进行分析整理[3]，如图4所示。

图4 钢筋应力计现场埋设图

(1)标定断面钢筋混凝土的应力应变回归方程

实测各级荷载下标定断面钢筋应力计的频率值，通过钢筋计的率定方程得到力值，从而得到断面的桩身应变值，各级荷载换算成相对应的桩身应力值，经回归分析，可以得到各试桩标定断面桩身应力和桩身应变关系方程。

σ=a1ε+a2ε2

(2)

(2)各断面处桩身轴力计算

(3)

式中：

Qij为在第j级荷载作用下的桩身第i断面处轴力;

σij为在第j级荷载作用下的桩身第i截面轴向应力平均值(应剔除异常测点数据);

Es为钢筋的弹性模量;

A为桩身截面面积。

(3)桩侧土的分层平均侧阻力计算

qsij=(Qij-Qi+1,j)/Fi

(4)

式中：

qsij为在第j级荷载作用下的第i桩段(第i断面与i+1断面之间)土层平均桩侧阻力;

Fi为第i桩段的侧表面积。

(4)桩端阻力计算

qpj=Qnj/A0

(5)

式中：

qpj为在第j级荷载作用下的桩端阻力;

Qnj为在第j级荷载作用下的桩端轴力;

A0为桩端截面积。

3 试验结果分析

3.1 自平衡法静载试验结果

TS1#、TS2#、TS3#、TS4#试验桩成孔后，均采用超声波法进行成孔质量测试。测试结果表明，各试桩的成孔垂直度、孔径、孔深均满足设计要求。

混凝土灌注28d后自平衡法静载试验前，采用声波透射法对各试桩进行桩身完整性检测，检测结果表明各试桩桩身完整。

自平衡法静载荷试验按《建筑基桩检测技术规范》(JGJ 106-2014)[4]与《建筑基桩自平衡法静载试验技术规程》(JGJ/T 403-2017)[2]的有关规定进行，试验加荷方式为慢速维持荷载法。各试桩自平衡法静载试验结果如表2所示，荷载-上下位移(Q-s)曲线如图5所示。

表2 基桩自平衡静载试验结果

参加统计的4根钻孔灌注桩的单桩竖向抗压极限承载力，其极差未超过平均值的30%，取其平均值55 347kN为单桩竖向抗压极限承载力统计值，本试桩工程同一条件下φ1300钻孔灌注桩的单桩竖向抗压承载力特征值，按单桩竖向抗压极限承载力统计值一半取为27 673kN。

图5 各试桩Q-s曲线

基桩的荷载-沉降(Q-s)曲线，是单桩荷载传递特征的宏观反映，主要可分为陡降型和缓变型。TS1#试桩的每级荷载增量为5500kN，当施加荷载至55 000kN时，荷载箱上桩段的本级位移增量大于前一级位移增量的5倍，且荷载箱上桩段的位移总量超过40mm，上段桩达到极限承载状态，取24 750kN为上段桩的极限加载值。与此同时，安装于桩顶的堆重平台发挥作用，荷载箱下段总位移小于40mm，未达极限承载状态；取27 500kN为下段桩的极限加载值。TS2#、TS3#、TS4#试桩的每级荷载增量均为5 500kN，最大试验荷载均加至55 000kN，荷载箱上段位移均小于40mm，均未达到极限承载状态，取27 500kN为上段桩的极限加载值；荷载箱下段位移均小于40mm，均未达到极限承载状态，取27 500kN为下段桩的极限加载值。

荷载箱下桩段为桩端嵌固段，从4根试桩的荷载箱下段的Q-s曲线相比较可知，向下总位移值分别为6.02mm、19.64mm、26.02mm、14.76mm，差异性很大。究其因，主要是由于前几级的加载产生的位移量差别较大所致。向下总位移值主要由下桩段、桩底沉渣及桩底岩层3部分的压缩量构成，对于4根试桩，下桩段和桩底岩层的压缩量相比差别很小。可见，向下总位移值的差异性，主要是由各试桩桩底沉渣厚度不同引起了压缩量的差异。据此可以推断，TS1#试桩桩底基本没有沉渣，而TS2#、TS3#、TS4#3根试桩可能存在一定程度的沉渣或沉渣固结物。前几级的加载过程中，桩底的沉渣有个压密实的过程；而后几级的加载过程中，桩底沉渣压密后桩端位移又进入收敛阶段。可见，桩底清渣效果和桩底高压注浆效果是影响桩端嵌固段承载力的关键因素。对于桩端嵌固效果良好的超长嵌岩桩，其桩顶沉降绝大部分由桩身压缩引起，设计时提高桩体刚度可显著降低桩顶沉降量。

3.2 桩身内力测试结果

TS1#、TS2#、TS3#、TS4#的4根试桩标定面应力应变回归方程(2)的系数如表3所示。系数a1实际就是标定面的桩身钢筋混凝土的弹性模量，桩身混凝土设计强度等级C50所对应的弹性模量为3.45×104N/mm2，而a1值高达3.77～3.90×104N/mm2，大于C75甚至C80混凝土的弹性模量。从表4可知，试桩下部芯样试件抗压强度检测值为66.3～81.3 MPa(远大于桩身砼设计强度等级C50)，加上钢筋笼的作用，标定面桩身钢筋混凝土的弹性模量非常高。

表3 试桩回归方程系数

表4 受检桩砼芯样试件抗压强度检测值

试验实测钢筋应力值，按式(3)计算可得各试桩轴力分布如图6所示。从图6可以发现，由于荷载箱埋设于桩端附近，各试桩的轴力从桩端逐步发挥，桩端附近土层桩身侧阻力最先发挥。随着载荷箱施加荷载的增大，轴力也随之加大，逐步沿桩身往上传递，而同时相应的桩周土层的侧摩阻力也随之逐步向上激发。当载荷箱施加的荷载接近上桩段的极限承载力时，桩身下部土层的桩侧摩阻力趋于稳定甚至有些弱化，而桩身上部土层的桩侧阻力逐渐发挥。当载荷箱施加的荷载达到上桩段的极限破坏状态时，桩身下部土层的桩身侧摩阻力发挥已稳定或弱化加大，而桩身上部土层的桩身侧摩阻力已充分触发。可见，桩身从下往上的桩周各土层的侧摩阻力发挥是一个异步过程。

其中，TS1#试桩加载到最后一级荷载时，桩顶轴力达到了5100kN，由此现象可知，载荷箱施加的荷载已超过了该试桩上桩段提供的反力，上桩段达到了极限承载状态，桩顶的堆载配重被动对桩顶施加了荷载约5100kN；而其他3根试桩加载至最后一级时，桩顶轴力为零，可见载荷箱施加荷载未传递至桩顶，相应的桩顶附近的土层桩身侧阻力未触发，表明这3根试桩的上桩段均未达到极限承载状态。

需要注意的是，上桩段因加载触发的桩身侧阻力为抗拔侧阻力，而非通常的基桩抗压状态的桩身侧阻力。虽然桩身混凝土是处于抗压状态，但是上桩段是向上位移，桩周土层相对向下位移，因此，所测得的桩身侧阻力为抗拔侧阻力。

(a)TS1#试桩 (b)TS2#试桩

根据式(4)和(5)计算得到该工程主要土层桩侧抗拔侧阻力实测极限值为：⑩-3碎块状强风化花岗岩qsi=171-203kPa；⑩-2砂土状强风化花岗岩qsi=87-104kPa；⑩-1砂土状强风化花岗岩qsi=75-86kPa；⑨碎卵石qsi=80-92kPa；⑦粉(砂)质粘土qsi=41-48kPa；⑥淤泥质土(夹砂)qsi=10-13kPa；⑤-1泥质中砂qsi=37kPa；⑤中砂qsi=34-46kPa；④砂质粘土qsi=23-29kPa；③淤泥qsi=8kPa。

3.3 钻芯法检测桩身砼强度结果

依据JGJ 106-2014规范相关条款规定，每根试桩钻孔数量为2个孔(A孔、B孔)，每个钻芯孔截取芯样试件4组，每组混凝土芯样制作3个抗压试件进行抗压强度试验。每根试桩砼芯样试件抗压强度的确定应符合下列规定：取一组3块试件抗压强度值的平均值，作为该组砼芯样的试件抗压强度检测值[4]；取同一受检桩不同深度位置的砼芯样试件抗压强度检测值中的最小值，作为该桩砼芯样试件抗压强度检测值[4]。TS1#、TS2#、TS3#、TS4#试桩混凝土芯样试件抗压强度检测值分别为66.8MPa、66.3MPa、72.4MPa、68.8MPa，其中TS4#试桩一组试件抗压强度值的平均值高达81.0MPa，远大于砼设计强度等级C50。各试桩的混凝土芯样试件抗压强度如表4所示。

混凝土芯样试件抗压强度并不等于混凝土强度等级(立方体抗压强度标准值)，JGJ 106-2014规范条文说明提到：大部分实测数据表明芯样试件抗压强度低于立方体试件抗压强度，也有一些实测数据表明芯样试件抗压强度还大于立方体试件抗压强度，两个强度的比值(折算系数)差异性很大(0.689～1.106)。所以，检测规范不采用统一的折算系数，来反映混凝土芯样试件抗压强度与混凝土立方体试件抗压强度的差异[4]。JGJ 106-2014规范第7.5.4条款提到：“混凝土芯样试件抗压强度可根据本地区的强度折算系数进行修正”[4]。目前，广东省地方标准《建筑地基基础检测规范》(DBJ/T 15-60-2019)中已规定该折算系数为0.88[5]，而福建省还未开展相应的对比试验，也未在福建省的地方标准或相关的文件中提供有地区代表性的芯样试件抗压强度折算系数，这对钻芯法检测桩身混凝土强度的评定造成了不少困扰。因此，在实际检测中往往不进行强度折算(没有依据进行强度折算)，得出的受检桩砼试件抗压强度检测值直接和桩身混凝土设计强度等级比较，评定是否满足设计要求。