强风化泥岩地基嵌岩打入桩承载性状分析

苗德滋;张明义;白晓宇;黄凯

【摘 要】Based on a large-scale pile project in Qingdao, the bearing capacity of 3 rock-socketed piles in strongly weathered mudstone under the ultimate load was analyzed through the static load test. The results show that the Q-s curves of the 3 engineering piles all feature a quick descent, and the settlement of the pile top exceeds 40 mm. The bearing capacity of the piles does not meet the design requirements. Based on the results of standard penetration test and static load test on many

engineering piles, it is concluded that the insufficient bearing capacity of the piles is mainly due to the disintegration and softening effect of groundwater on the strongly weathered mudstone.%结合青岛某大型桩基工程,通过静载荷试验分析了强风化泥岩地基3根嵌岩打入桩在极限荷载作用下的承载性能.试验结果表明:3根工程桩的Q-s曲线均表现为陡降型,且桩顶沉降量超过40 mm,桩基承载力未达到设计要求.同时,结合标准贯入试验及多根工程桩的静载试验结果,分析得出基桩承载力不足主要是地下水对强风化泥岩的崩解软化作用所致.

【期刊名称】《广西大学学报（自然科学版）》 【年(卷),期】2018(043)003 【总页数】8页(P1169-1176)

【关键词】锤击沉桩;强风化泥岩;嵌岩桩;静载试验;标贯试验

【作 者】苗德滋;张明义;白晓宇;黄凯

【作者单位】青岛理工大学 土木工程学院,山东 青岛 266033;青岛理工大学 土木工程学院,山东 青岛 266033;青岛理工大学 土木工程学院,山东 青岛 266033;青岛理工大学 土木工程学院,山东 青岛 266033 【正文语种】中 文 【中图分类】TU473

0 引 言

近年来，嵌岩打入桩凭借其施工速度快、单桩承载力高、群桩效应及沉降小、施工质量可靠等优点，广泛应用于重型厂房、高层建筑以及大型桥梁等工程之中[1-5]。目前，工程中嵌岩桩多采用钻孔灌注桩或人工挖孔桩，且国内外学者的研究也多以上述两种成桩方式为主[6-12]。而采用预制桩嵌入到岩石中的工程还比较少，国家和地方规范及行业标准中关于预制型嵌岩桩的设计计算尚无统一的标准，同时既系统又完整的实测资料匮乏，用于指导实际工程的经验还不足，因此，不可避免地将导致一些工程质量问题的发生。

本文结合青岛地区强风化泥岩地基中的打桩工程，通过静载试验对极限荷载作用下的嵌岩打入桩的承载性能和沉降特性进行了分析，同时对该工程中出现的桩基承载力不足的问题进行详细探讨，可为青岛地区或相似土岩结合地层桩基工程的设计、施工及检测提供借鉴和参考。 1 工程概况 1.1 场地地质概况

该工程为某高层住宅楼桩基工程，位于青岛市高新区。该建筑物结构形式为剪力墙

结构，工程重要性等级为二级，场地复杂程度等级为二级。场地地势总体起伏较小，岩土层物理力学指标如表1所示。

表1 岩土层物理力学参数1Tab.1 Physical and mechanical parameters of rock and soil层号土层名称天然重度γ/(kN·m-3)地基承载力特征值fak/kPa压缩模量E/MPa黏聚力ck/kPa内摩擦角φk/ (°)①素填土18.5-1-8.0-②淤泥质粉质黏土12.1703.07(Es)10.13.0③粉质黏土20.21806.45(Es)26.610.6④中粗砂21.024018.0(E0)6.017.0⑤全风化泥岩21.025015.0(E0)-42⑥强风化泥岩22.040020.0(E0)-44

注1.表示勘察报告中未给出数据。

场区地下水主要为第四系松散堆积层中的孔隙水和基岩风化裂隙水，砂层和风化岩层为主要的含水层，淤泥质粉质黏土和粉质黏土为相对隔水层。海水和大气降水是场区地下水的主要来源，稳定水位标高为2.70～3.24 m。

场地地下水比较丰富，且桩身范围内存在较深厚且具有流塑状态的淤泥层，采用钻孔桩或人工挖孔桩容易造成塌孔，同时场地地层分布范围内没有比较坚硬的岩层，具备预制桩成桩条件，因此，本工程拟采用预制方桩基础进行施工。 1.2 桩基设计施工参数

桩基采用混凝土预制方桩，桩身截面尺寸为500 mm×500 mm，混凝土强度等级为C60，桩端持力层为强风化泥岩，嵌岩深度为6.0～7.0 m。工程桩施工前先施工了3根试桩并对其进行承载力检测，检测结果用于单桩承载力设计取值，试桩承载力检测结果如表2所示。根据检测结果，在桩基设计中，单桩极限承载力为5 200 kN。

表2 试桩承载力检测结果Tab.2 Test results of pile bearing capacity桩号桩截面尺寸/mm设计要求极限承载力/kN检测极限承载力/kN1500×5006 8006 8002500×5006 8006 8003500×5006 8005 440

现场采用锤击法施工工艺，当桩端打到持力层时以贯入度控制为主，桩端标高可作为参考，采用8 t的桩锤，最后贯入度控制在2～5 cm。沉桩过程中可能会产生超静孔隙水压力和挤土效应，为减少其对成桩质量的影响，应控制好沉桩效率，并合理安排打桩顺序。 2 静载试验过程与分析 2.1 试验加载方式

现场进行部分桩基施工后，选取3根工程桩进行静载荷试验。单桩静载荷试验按《建筑基桩检测技术规范》(JGJ 106-2014)[13]进行，试验加载采用慢速维持荷载法，分十级加载，其中第一级荷载取分级荷载的两倍，每级荷载施加后稳压一定时间，当桩顶沉降达到相对稳定标准后方可施加下一级荷载，直到加载完毕或出现破坏为止。静载试验现场如图1所示。

图1 静载试验现场Fig.1 Static load test site 2.2 试验结果分析

单桩静载荷试验Q-s曲线及s-lgt曲线能够直观地反映出桩受荷后的荷载传递规律及其破坏模式，对静载试验曲线的分析能够为研究嵌岩打入桩在荷载作用下的受力性状提供依据[14-16]。试验得到的Q-s曲线及s-lgt曲线如图2、图3所示;3根工程桩的承载力检测结果如表3所示。

表3 工程桩抗压静载结果Tab.3 Results of compressive static load tests桩号桩长/m设计极限承载力/kN检测极限承载力/kN最大沉降量/mm2#4516.55 2004 680.2#7315.85 2004 16072.842#8116.05 2004 68082.19 从图2可以看出，3根工程桩的Q-s曲线均表现为陡降型。2#45桩在加载至1 560 kN前基本上呈线性关系，此时的变形主要为桩身的弹性压缩变形；加载至4 160 kN的过程中，曲线变化比较平缓，此时桩端岩层已受力发生塑性变形，桩顶总沉降较小；当加载至4 680 kN时，本级沉降量较大为10. mm，约为前一级

沉降的3倍；继续加载到5 200 kN时，沉降突然增大，本级沉降量为30.21 mm，桩顶总沉降为. mm，达到终止加载条件停止加载，此时取4 680 kN作为桩的极限承载力。2#73桩加载至1 040 kN前呈线性关系；加载至4 160 kN前桩顶沉降量较小，荷载与沉降表现为非线性，且每级荷载的沉降量逐渐增加；加载至4 680 kN时沉降急剧增大，本级沉降量为45.46 mm，桩顶总的沉降量为72.84 mm，达到终止加载条件停止加载，试验未加载至设计极限承载力5 200 kN，桩的极限承载力为4 160 kN。2#81桩在加载至2 080 kN前趋于线性分布；加载到4 160 kN过程中，荷载与沉降表现为非线性，但相比前两根桩非线性不明显，每级荷载的沉降都较小；加载到4 680 kN时沉降增加显著，本级沉降为10.51 mm，超过前一级荷载沉降的两倍；继续加载到5 200 kN时，桩顶沉降急剧增大，本级沉降量为56.13 mm，试验停止加载后的桩顶总沉降为82.19 mm，桩的极限承载力为4 680 kN。3根桩的承载力均小于设计要求的极限承载力。

(a) 工程桩2#45

(b) 工程桩2#73

(c) 工程桩2#81图2 工程桩Q-s曲线Fig.2 Q-s curve of engineering piles 从图3可以看出，施加前3级荷载过程中，桩顶沉降量随时间的变化比较平缓，且沉降达到收敛的时间相对较短。在施加后几级荷载过程中，沉降量增加较多，且沉降达到收敛的时间也较长，在出现陡降的前一级或前二级荷载沉降收敛时间最长，且尾部出现明显的下降趋势，其中2#45桩在施加到4 680 kN时,沉降收敛的时间最长为510 min，且本级荷载施加前15 min沉降较小，15 min至330 min沉降较快，此后沉降速度相对减慢并逐渐达到收敛；2#73桩在加载到3 0 kN时,沉降时间最长为360 min，加载到4 160 kN时的沉降时间为330 min，本级荷载

沉降较大；2#81桩在加载到4 680 kN时的沉降时间最长为330 min，沉降曲线明显向下弯曲。3根桩加载至最后一级荷载时，沉降急剧增加，前15 min的沉降量就较大，此后随时间持续增加，15 min后沉降的增加速率比15 min前的沉降速率大，原因主要为每级荷载施加时不是在一瞬间完成的，而是逐渐施加，且最后一级荷载较大，油泵工作时出现加不上压力的情况也时有发生，荷载逐渐增大，通常情况下开始时荷载未全部施加，沉降速率相比荷载全部施加完以后的沉降速率要小。由s-lgt曲线分析得到桩的极限承载力与Q-s曲线分析相一致。

(a) 工程桩2#45

(b) 工程桩2#73 (c) 工程桩2#81

图3 工程桩s-lgt曲线Fig.3 s-lgt curve of engineering piles 3 单桩承载力不足分析

从图2及表3可以看出，3根工程桩的极限承载力均未达到设计要求，且检测过程中桩顶沉降量较大。初步认为是桩端强风化泥岩持力层的承载力存在一定问题，桩端持力层为强风化泥岩，结构破坏严重，风化裂隙发育，岩层的承载力可能不足，设计承载力依据试桩静载荷试验所得，取值可能偏高。

针对所出现的问题，同时为验证其余工程桩的承载力是否满足设计要求，从已施工完毕的工程桩中又随机抽取了6根进行静载荷试验，检测结果如表4所示。 表4 工程桩抗压静载结果Tab.4 Results of compressive static load test桩号桩长/m设计要求极限承载力/kN检测极限承载力/kN桩顶沉降量

/mm2#8116.05 2004 68082.192#9817.05 2003 12080.263#4516.05 2003 120.503#8116.05 2004 68094.443#8716.05 2005 20035.246#7017.05

2003 097.75

通过检测发现除3#87号桩承载力满足设计要求外，其余工程桩均未达到设计要求的承载力，桩顶沉降量均较大，其中2#98桩和3#45桩检测极限承载力只有3 120 kN，远小于设计极限承载力。究其原因，可能是打桩施工过程中施工人员对打桩贯入度的控制存在问题。根据现场施工资料，桩端进入持力层的深度已超过了规范要求，理论上认为持力层提供的承载力已满足要求，但静载试验结果真实的表明此强风化泥岩的承载力不足；经检测合格的桩与试桩位置相离不远，存在一定的偶然性。但对于这种导致桩基承载力不足现象的原因仍需进一步分析。

对已施工完毕的工程桩进行复打，严格控制贯入度，并做好复打记录，排除了打桩过程中操作人员对贯入度控制存在问题的可能性后，对经复打后的桩进行静载荷试验检测，检测结果如表5所示。结果表明复打后桩的承载力并没有提高，且经观察并未发现桩出现上浮现象，基本上可以排除打桩施工时桩体上浮对承载力的影响。 表5 复打后桩基承载力检测结果Tab.5 Test results of pile bearing capacity after re-striking桩号设计极限承载力/kN第一次检测极限承载力/kN复打后检测极限承载力/kN2#735 2004 1604 1603#455 2003 1203 120

图4 标贯试验成果统计Fig.4 Results of standard penetration test 现场将承载力较低的2#73桩和3#45桩进行开挖未发现桩身损坏现象，同时在这两根工程桩位置处进行补勘，得到该位置处土层的标贯试验锤击数统计结果如图4所示，两个勘探孔的标贯曲线如图5所示。

从图4、图5可以看出，强风化泥岩层的标贯击数在48～81击，平均值为59.9击，且随着深度的增加，强风化泥岩的标贯击数基本上呈现逐渐增大的趋势，标贯击数明显大于上部土层的标贯击数，标贯击数较大，且泥岩层基本上不含砂，表明泥岩层比较坚硬，具有较好的承载力。打桩施工时，通过观察桩身下沉情况也能间接表明泥岩层的承载力大小，当桩端进入到强风化泥岩层时，桩身下沉较慢，且最

后的贯入度有时不足1 cm，停止打桩时桩端嵌入强风化泥岩的深度超过6 m，沉桩较困难，桩的承载力较大。

(a) 1号勘探孔

(b) 2号勘探孔

图5 标准贯入试验曲线Fig.5 Curves of standard penetration test

标贯试验及桩基施工时桩身下沉量的观测均表明桩端持力层的承载力较大，但经过检测大部分桩的承载力不满足设计要求。继续对已经施工完毕的桩进行静载试验，结果表明：2#、3#、6#楼区域的桩承载力较低，均低于设计承载力，而1#和8#楼区域的工程桩承载力较高，经检测后极限承载力为5 200 kN。

该工程中桩基施工前先进行了试桩试验，以确定单桩承载力设计取值，后期进行工程桩的静载试验表明桩承载力未达到设计承载力。通过分析基本上排除了施工因素对其承载力的影响。究其原因，桩端持力层为强风化泥岩，其结构大部分破坏，风化裂隙发育，遇水具有较强的可软化性和崩解性。而场区地下水比较丰富，砂层和风化岩层为主要的含水层，打桩施工时随着桩体的贯入，地下水会沿着桩身表面向下渗透，开始时的渗水量很小，打桩时持力层还未受到水的影响，桩的承载力较大；桩基施工完毕后，地下水会沿桩表面继续向下渗透到桩端强风化泥岩的孔隙、裂隙中，泥岩遇水后发生崩解软化降低其承载力，且水在渗透时作用于桩岩界面，水的润滑作用造成桩侧摩阻力降低，从而导致桩基承载力不满足设计要求。

标贯试验与打桩过程相似，虽然标贯试验表明强风化泥岩具有较高的承载力，但试验进行时地下水未来得及渗透到泥岩层，所测得的标贯击数偏大，不能真实地反映工程桩静载时桩周泥岩强度的大小。

桩基设计时，由于场地条件的，无法在现场通过平板载荷试验确定强风化泥岩的承载力特征值，通常采用经验估算强风化泥岩的承载力，往往与实际情况相差较大，承载力取值过于保守，导致承载力设计值偏高。勘察期间本地区处于枯水期，地下水相对较少，勘察得到的泥岩强度相对较大，工程桩打桩时处于丰水期，地下水丰富，水的作用对泥岩强度的影响较大。

试桩的承载力均达到了设计极限承载力，但工程桩经过检测只有部分桩的承载力能达到设计要求。泥岩在场地的分布较为广泛，但不同位置处的泥岩性质在一定程度上会存在差异，且地下水的分布情况也并不完全相同，泥岩提供的承载力差别不一。若桩基设计时只根据某位置处的地层资料进行计算，而不考虑整个场区地层的实际情况，实际承载力会有较大差别。另外，只依据3根试桩的静载试验确定整个工程的桩基承载力设计值，偶然性过大。 4 结 语

本文通过静载荷试验对青岛地区强风化泥岩地基嵌岩打入桩在破坏荷载作用下的承载性状和变形特点进行分析，结果显示，工程桩的Q-s曲线均为陡降型，桩顶沉降较大，承载力不满足要求。进一步分析了该工程中部分工程桩承载力不足的原因。该工程案例表明，在强风化泥岩地基中进行桩基设计时要因地制宜，综合考虑场地性质，尤其是地下水对强风化泥岩的软化作用，尽量避免此类工程问题的发生。 参考文献:

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