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公路桥梁大型钻孔灌注桩静载荷试验实录
摘 要：笔者介绍了一大型钻孔灌注桩静载荷试验及桩身应力测试，并根据测试结果，重点分析了粘性土层中摩擦型灌注桩的承载力-变形特征，并对桩侧极限摩阻力及桩端承载力的取值问题进行了讨论.本文得出的结论对今后大型钻孔灌注桩的设计及规范的修订具有参考价值.
关键词：摩擦型钻孔灌注桩；单桩承载力；单桩静载荷试验
Test Investigations of the Capacity of the Large Bored Pile
Abstract ：The static load test for the large bored pile and the measurement of the pile shaft stress were presented in this paper.The behaviour of the friction-bored pile's capacity-settlement was analysed emphatically,and the ultimate values of the pile shaft friction resistance and the ultimate tip resistance were discussed thoroughly.The documentation gives guidance for future research and development of codes for large bored pile.
Key words：friction-bored pile;pile capacity;pile static loading test
江阴高架桥位于江阴市区东侧，北接举世瞩目的江阴长江公路特大型斜拉桥，向南跨越澄江路、滨江路、澄张公路三条主干线，高架桥全长3982.23 m，桥宽度2×16.25 m，双向6车道，设计时速120 km/h.高架桥段共设155跨，1860根大型钻孔灌注桩.为了优化桩基设计，进一步研究大型钻孔灌注桩的承载力及变形特征，选取了高架桥141号墩及29号墩各两根试桩，进行了静载荷试验及桩身应力测试.本文即根据试验成果，浅析了大型(摩擦型)灌注桩的轴向抗压承载力及变形特征.
高架桥141号墩试桩编号为试1、试2，29号墩为试3、试4，各试桩的施工概况见表1.
表1 试桩设计及施工概况
试桩 设计 设计 设计沉渣
编号 桩长 桩径 承载力厚度 L/m D/mm Q uk /kN/cm试1 40.8 1000 6000试2 40.8 1000 6000试3 36.1 1000 8000
施工 技术
清孔 工艺
试块 强度 f c /MPa
30潜水钻进二次清孔27.8 30潜水钻进二次清孔28.2 10
正循环二次清孔37.0
试4 36.1 1000 8000
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141号墩的地基土层简单可分为4层，上层为厚度约10 m 的淤泥质粉质粘土，
下卧2层粉质粘土层，自上而下厚度分别为9.3 m和13.2 m，桩尖持力层位于硬塑粘土层中，该层未钻透.29号墩地基土层也可分为4层，上面2层粉质粘土层，厚度分别为10.6 m和11.6 m，其下为一粘土层(仅在靠近试桩3的技术孔揭示)，厚度15.5 m，下卧层为硬塑状粉质粘土，为桩尖持力层，该层未钻透.各土层基本性质指标见表2.
表2 试桩桩位各土层基本性质一览表
墩
号
土 土层 土层 层 厚度 名称 号 h/m
含水湿重孔隙
量 度 比 W γ e
3
/% /kN/m
液限塑性液性
W L 指数指数/% I P I L
压缩系内聚摩擦
数 力 角 a 1-2 c u u /1/MPa /kPa /° 0.545
6.5
17
淤泥质
① 15.0 粉质粘38.2 18.151.07637.0513.31.09
土
粉质粘 141号
② 9.3 34.5 18.3
土墩
③ 13.2 ④
粉质粘
25.8 19.8土
27.9 19.7
1.00436.6514.20.850.72433.5510.70.280.77142.818.30.18
0.52 0.205 0.19 0.205 0.278 0.195 0.235
21 57 91.5 51 39 53 51.5
4 17 11 13 9.4 12.513
粘土
① 10.6
粉质粘
25.7 20.050.70637.315.10.23土
粉质粘
27.3 19.940.72534.0412.60.47 29号② 11.6
土
墩
③ 12.2 粘土 25.6 20 0.70338.8518.30.28
④
粉质粘土
28
19.6
0.76
34.111.20.46
1 静载荷试验及成果分析
静载荷试验采用锚桩法，加载按慢速维持荷载法进行，试验严格按规范［1，2］中有关条文执行.试架系统设计极限加载值为18000 kN，采用东南大学交通学院的一套20000 kN 级“六锚一”试架系统，该系统由5片8000 kN～10000 kN 级钢梁，4只12000 kN级锚具以及2只简易锚具组成.加载采用6只3200 kN的千斤顶提供加载力，桩顶沉降动态测读，采用日本TOKYO SOKKII的TDS-601数
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据采集系统自动采集，位移传感器为100 mm 量程，精度200 με/mm的位移计.
反力架的平面及立面示意图见图1，为了达到六根锚桩均匀分担荷载的目的，作者专门设计了“上2下3”的反力架系统，取代了传统“六锚一”“上3下2”的反力架系统.从图1中可以看出，“上2下3”的反力架系统的巧妙合理之处，是下面的三根主梁分别采用一根8000 kN级、两根10000 kN级，将高度较低的8000 kN级钢梁放置在两根高度较高的10000 kN的钢梁中间，使之与上面的次梁分离.而加力设备则相对应地采用了3组每组2只3200 kN级千斤顶并联同步出力，三组千斤顶分别位于三根主梁下，这就实现了试桩加载的反力被均匀地分布到6根锚桩上的目的.事实上这一方案的另一显著特点是6只千斤顶安装于同一平面，且反力架的重心最低、稳定性好、安装施工方便、安全.因此，“上2下3”的方案，可作为大型静载荷试验“六锚一”反力架的首选方案，并
可作为有关规范修订时的参考.
图1 “上2下3”反力架布置示意图
采用“上2下3”的反力架系统，成功完成了江阴高架桥钻孔灌注桩的静载荷试验，各试桩加载均分10级完成.在各试桩加载过程中，6根锚桩上拔量一般分布在3.0 mm～6.0 mm，受力均匀，充分验证了“上2下3”反力架系统的合理性.各试桩成果汇总见表3，其中划分极限摩阻力和极限端承力，是根据s-log(P)曲线，采用几何方法得到的.有代表性的141号墩试1及29号墩试4号桩的静载
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荷试验成果曲线见图
2.
图2 试1、试4号桩P-S 曲线及LOG(P)-S曲线
表3 静载荷试验成果汇总
试桩 极限承载 桩顶 极限端承力极限极限承载力极限承载力 编号 力基本值 沉降 端承力比例摩阻力标准值 初步设计值
R ult /kN /% Q s /kNQ uk /kN Q u /kN s/mm Q p /kN试1 试2
8800 8000
24.98 270 30.02 220 7.17
200
3.072.751.823.18
85307780 1080010650
11000
8400
6000
试3 11000 8000
试4 11000 10.54 350
根据静载荷试验成果，试验提取的极限承载力标准值较初步设计值提高了37.5%～40%，试验结果为合理减少工程桩数及降低工程造价，优化桩基设计提供了重要依据，为后来减少1/4的工程桩，提供了直接、有效的数据.根据几何方法，推算得到极限端承力比例仅分布在1.82%～3.18%，这与试验成果曲线形态，工程地质条件及试桩的深径比h/D>35的边界条件相吻合，表明试桩为摩擦型桩.
2 桩身应力测试及分析
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静载荷试验进行的同时，采用了与主筋相同规格的双线圈振弦式钢筋计，连
续动态测试了试桩加、卸载过程中的桩身轴力，各测试断面沿桩身的位置见图3及图4中轴力分布图.根据桩身轴力沿深度的变化计算出桩侧摩阻力；根据实测的桩顶沉降和桩身轴力，以及混凝土的弹性模量，可以计算出每级荷载下，桩身各测试断面及桩端沉降；通过桩端的钢筋计可测出桩端土反力.有代表性的141号墩试1及29号墩试4的测试成果曲线见图3、图
4.
图3 试1
的轴力，侧阻力及沉降测试结果
图4 试4的轴力，侧阻力及沉降测试结果
2.1 摩擦型钻孔灌注桩的桩侧摩阻力
试桩桩侧主要土层极限摩阻力的各规范［1，3，5］推荐值及实测结果见表4，桩侧摩阻力实测值的大小与分布基本与土层条件及各规范推荐值相吻合，验证了测试数据的可靠性.具体分析如下：
1) 图3及图4中可以看出，加载最初，上部轴力随深度的变化显著，下部变化则不大；但随着荷载增加，下部的轴力变化逐渐显著；在加载的最后阶段，上部的轴力变化基本稳定，而桩下部的轴力随深度变化加剧.这一过程表明，最初的桩顶荷载主要由上部土层的摩阻力承担，随荷载增大及桩顶位移增加，中下
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部的土层摩阻力开始发挥，而桩土系统临近其极限状态时，上部的摩阻力已充分
发挥而不再增长(或软化见图6a)，新增荷载这时将主要由下部土层摩阻力承担.
表4 各试桩主要土层极限摩阻力一览表
墩
号
土层 土层 液性指数JGJ94-94JGJ024-85冶金规范试桩1 试桩2
q sk /kPa q sk /kPaq s /kPa q s /kPa 序号 厚度 I
L q sk /kPa① 15.0
141号墩
② 9.3 ③ 13.2 ④
1.09 0.85 0.28 0.18 0.23 0.47 0.28 0.46
30 42 86 81 69 66 76 66
35 45 70 91 75 57 70 57
35 51 79 91 83 71 79 71
54.4 52.7 35.1 40.6 109.8 103.8 95.1 76.7 81.4 84.7 93.4 86.2 131.6 93.7 103.6
① 10.6
29号墩
② 11.6 ③ 12.2 ④
2) 桩身中下部测试摩阻力值偏高，局部(深度>20 m)测试结果高达110-140 kPa*，这固然与土层的性质有关，但测试值如此之高，埋置深度对其不无影响，即同一土层，埋置越深，其实测的qs 值越高.qs的一般表达式可以写成［4］：
(1)
式中，συ=∑γz,为桩侧土的垂直应力，一般即等于土层的自重应力，qs、φf、cf 分别为桩土接触面上抗剪切强度、摩擦角及粘聚力，k0为桩侧土的水平土压力系数.传统桩基设计理论一般假定，桩土接触面的剪切为不排水剪状态，即φf=0［4］，而桩土接触面上的不排水剪切强度cf
≤cu［4］,cu为桩周土的不排水剪切强度.而本次实测结果与上述结论相悖，规范的推荐值qsk 亦显著高于相应土层的cu 值.笔者认为，桩与桩周土接触面的强度特征并不符合传统的不排水剪状态，对于桩的外载加荷速率，桩周粘性土层尤其是粉质粘土及桩土接触面上，孔压消散是相当快的.粘性土层中钻孔灌注桩的摩阻力工作机制上应更接近有效应力-排水状态，即：φf>0.机制上可以肯定，对于实际加载条件(加载周期较静载荷试验更长)，这一深度效应将比静载荷试验条件下更加明显，即静载荷试验结果是偏于安全的.桩侧摩阻力在一定范围内，随土层埋置深度应有所增加，但这一深度效应又受到桩的深径比h/D的限制，并
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且(1)式中的参数确定及时间效应规律的定量化有困难，应用于实际工程，尚待
进一步的研究和完善.
3) 规范［1，2，3，5］推荐的钻孔灌注桩的桩侧摩阻力，均是根据粘性土的物理状态指标IL 确定的，见表4.141号墩地基土层详细分划时，就出现了相邻的这样两层粘性土，上层代号2b，下层代号2-1.桩侧极限摩阻力的大小见表5，基本物理性质见表6.根据IL，按规范［1，3，5］查取的桩侧摩阻力，2b比2-1土层明显偏低.但实测值，2b土层qs=48.9 kPa，远大于规范推荐值的上限，亦高于2-1土层的测试值qs=33.7 kPa，见表5.而2-1土层的测试结果，低于或接近规范推荐值的下限值.虽然物理状态上，2b较2-1土层差，但就土的基本物理、力学特性，2b相对于2-1土层，含水量低、孔隙比小、压缩性低、强度指标高(标贯击数高)，显然2b 优于2-1土层，见表6.因此，决定桩土间剪切强度的更直接的因素是桩周土层的强度特征.粘性土层物理状态和物理、力学性质之间的矛盾在于土的液限含水量WL，2b土层的WL=33.6%，显著低于2-1土层的WL=40.6%.对于天然含水量相近或相同的粘性土，液限低，则IL 高，按目前规范得到的qsk 则低；相反液限高，则IL 低，对应得到的qsk 则高.而在许多情况下，这一状态上的好坏与土的强度特性好坏恰好相悖.因此，粘性土层中的钻孔灌注桩，桩侧极限摩阻力不仅取决于土层的物理状态，在特定的条件下，土层的物理、力学性质的影响更加直接和重要.单一的采用液性指数IL，确定桩的极限摩擦阻力并不能反映桩的实际的情况，可能低估，也可能高估了单桩的极限承载力.
表5 141号墩2b 及2-1层桩侧极限摩阻力汇总
土层
序号
土层 名称
液性指数土体JGJ94-94JGJ024-85冶金规范 测试结果
q sk /kPa q sk /kPa q s /kPa I L 状态q sk /kPa1.26 0.82
流塑软塑
20-34 34-48
20-30 30-50
20-30 35-55
48.9 33.7
2b 淤泥质粉质粘土 2-1
粉质粘土
表6 141号墩2b 及2-1层土基本性质一览表
土
层 NO. 2b
土层 含水 湿重度 液限塑性液性压缩系数内聚力 摩擦角 标贯
孔隙比
名称 量 γ W L 指数指数a 1-2 u 击数 c u
e 3
% I P /1/MPa/kPa /° /击 I L W/% /kN/m
淤泥质粉
36.1 18.5 0.96033.610.91.23
质粘土
0.30 0.59
10.0 27.0
12.0 3.0
5 3
2-1 粉质粘土 38.2 17.7 1.12840.616.20.822.2 摩擦型钻孔灌注桩的桩端承载力
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本次试桩的深径比h/d(>35)较大，桩端承载力在桩的总承载力中所占比例
较小，桩的承载力特征为摩擦型桩.本次试桩的端承力测试结果汇总见表7.笔者认为，桩端土层的承载力按极限平衡理论，进行超载(深度效应)修正［3］是需要探讨的一个问题，特别是较长的钻孔灌注桩，应充分考虑桩的深径比h/d较大的边界条件以及孔底沉淀层对桩端承载力发挥的影响，否则类似于表7中(JGJ024-85)桥规取值过高的现象不可避免，在桥涵桩基设计中，应特别予以重视.
表7 各试桩桩尖持力层端承力一览表—kPa
桩底沉JGJ94-94JGJ024-85冶金规范应力测试 s-logP 桩
土层 液性深径比
渣厚度(极限值)(极限值)(极限值)(极限值) (极限值)
序号 指数H/B
cm q pk /kPa q sk /kPa q sk /kPa号 q p /kPa q p /kPa 试1 5 0.2040.8 试2 5 0.2040.8 试3 3 0.2536.1 试4 3 0.2536.1
30 30 10
1400-16001400-16001400-16001400-1600
2207 2207 2207 2207
1200 1200 1200 1200
320 292 550 1115
270 220 200 350
钻孔灌注桩的成孔工艺，特别是清孔质量对桩尖持力层承载力发挥有影响.本次4根试桩桩端持力层性质相近，但试4号桩采用了清孔质量较高的反循环技术，沉淀层厚度薄，h/d较小，端承力发挥比较充分，应力测试结果qp=1115 kPa. 2.3 摩擦型钻孔灌注桩的变形特征
静载荷试验的P-S 曲线上无第二拐点，见图2，桩身应力测试计算得到的桩身各测试断面的沉降分布，桩顶沉降主要是桩体的刚性位移，见图3及图4，本次试桩应为摩擦型桩.
桩顶沉降与桩端端承力测试值的相关性，见图5，29号墩试3、试4号桩，如前所述，桩端承载力发挥比较正常，其中试4在桩顶沉降为10.8 mm，桩尖沉降约6.2 mm时，桩端承载力已达1115 kPa.而141号墩的试桩桩端承载力发挥水平很低，如试1在桩顶沉降25.0 mm，桩尖沉降达19.5 mm时，桩端承载力仅为320 kPa，显然这主要是受孔底沉淀层较厚的影响.
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图5 试桩桩端承力发挥与桩顶沉降的关系曲线
绘制试3号桩的不同深度的桩侧摩阻力随桩顶沉降的发展曲线，见图6.桩上部浅层土的侧阻力在桩顶沉降3.0 mm时，已经达到其极限值，而在这之后，桩侧摩阻力开始有所减小，呈明显的沉降软化曲线.而在桩身下部的桩侧摩阻力曲线则与之不同，在试桩达到临界状态时，其侧摩阻力尚未达到极限，曲线呈硬化型.上述表明桩土系统在休止期内已具有结构性，在桩土接触面相对位移达到临界时，其结构性被破坏，强度随位移发展而下降，导致工作软化现象.在加载的过程中，桩身上部土层由于应力水平低，临界状态所需的位移较小，侧阻力最先发挥而达到临界状态，随位移继续而发生软化；但桩中下部桩周土层的应力水平高且桩土相对位移又迟后于上部，桩侧摩阻力的发挥显著迟后于上部土层，应力～应变关系常表现为工作硬化；而桩端部分的承载力发挥，在桩整体达到临界状态时，也仅是部分发挥.上述粘性土中灌注桩的单桩承载力-沉降变形特征，尤其适用于长桩(h/d较大的摩擦型桩)，并对这一类桩型的单桩承载力设计及计算具有指导意义.
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图6 不同深度的桩侧摩阻力与桩顶沉降关系曲线
3 综合结语
根据上述大型钻孔灌注桩的承载力试验及桩身应力测试的成果及分析，可以就摩擦型钻孔灌注桩得出如下的结论：
1.“六锚一”锚桩法静载荷试验，试架系统采用“上2下3”的方案，锚桩受力均匀、施工安全可靠.
2.静载荷试验可准确、有效地提取单桩抗压极限承载力，本次试桩的承载力结果较初步设计值高出37.5%～40.0%，为科学地优化设计，减少桩数，降低工程造价提供了设计依据，试验的意义是重大的.
3.粘性土层中钻孔灌注桩的桩侧极限摩阻力的取值，规范中仅考虑了土层的物理状态指标I L .实测结果及分析均表明，桩侧极限摩阻力q sk 与土层的物理、力学性质及土层埋置深度密切有关，这也是本次试验得到的单桩承载力偏高的因素之一，机制和定量上的进一步研究是十分迫切和重要的.
4.钻孔灌注桩深径比h/d较大时，桩端承载力的取值考虑超载(深度效应)修正应十分慎重，长桩的边界条件及孔底沉渣层厚度，对桩端承载力发挥影响显著且随机性较大.但采用清孔质量高的反循环施工技术及相对较小的h/d，对桩端土层端承力发挥有利.
5.粘性土层中钻孔灌注桩的单桩承载力-沉降变形特征，表现在加载过程中，桩身上部土层的桩侧摩阻力首先达到其临界状态，之后随荷载的增加，其值不再增长或发生软化；而桩侧土层的埋置越深，其侧摩阻力的临界状态越加迟后；桩
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身下部及桩端土层，在桩土系统的承载力达到其临界状态时，可能仍处于硬化的弹性阶段.对这一特性的定量描述，将有利于单桩极限承载力设计计算的精度及合理性的提高，但尚需进一步的研究.
参考文献：
［1］ 中国建筑科学研究院.JGJ94-94，建筑桩基技术规范.中华人民共和国建设部标准［S］，北京：中国建筑工业出版社，1995.130-136，33-40.
［2］ 中国建筑科学研究院.JGJ4-80，工业与民用建筑灌注桩基础设计与施工规范.国家建筑工程总局标准［S］，北京：中国建筑工业出版社，1980.110-122，16-19.
［3］ 交通部公路规划设计院.JTJ024-85.公路桥涵地基及基础设计规范.中华人民共和国交通部标准［S］，北京：人民交通出版社，1986.28-36.
［4］ POULOS H C,DAVIS E H.桩基础的分析和计算(M)，中国建筑科学研究院科技资料交流部，1991.20-24.
［5］ 杨克己，韩理安.桩基工程(M).北京：人民交通出版社，1992.20-25.
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试桩 设计 设计 设计沉渣
编号 桩长 桩径 承载力厚度 L/m D/mm Q uk /kN/cm试1 40.8 1000 6000试2 40.8 1000 6000试3 36.1 1000 8000
施工 技术
清孔 工艺
试块 强度 f c /MPa
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141号墩的地基土层简单可分为4层，上层为厚度约10 m 的淤泥质粉质粘土，
下卧2层粉质粘土层，自上而下厚度分别为9.3 m和13.2 m，桩尖持力层位于硬塑粘土层中，该层未钻透.29号墩地基土层也可分为4层，上面2层粉质粘土层，厚度分别为10.6 m和11.6 m，其下为一粘土层(仅在靠近试桩3的技术孔揭示)，厚度15.5 m，下卧层为硬塑状粉质粘土，为桩尖持力层，该层未钻透.各土层基本性质指标见表2.
表2 试桩桩位各土层基本性质一览表
墩
号
土 土层 土层 层 厚度 名称 号 h/m
含水湿重孔隙
量 度 比 W γ e
3
/% /kN/m
液限塑性液性
W L 指数指数/% I P I L
压缩系内聚摩擦
数 力 角 a 1-2 c u u /1/MPa /kPa /° 0.545
6.5
17
淤泥质
① 15.0 粉质粘38.2 18.151.07637.0513.31.09
土
粉质粘 141号
② 9.3 34.5 18.3
土墩
③ 13.2 ④
粉质粘
25.8 19.8土
27.9 19.7
1.00436.6514.20.850.72433.5510.70.280.77142.818.30.18
0.52 0.205 0.19 0.205 0.278 0.195 0.235
21 57 91.5 51 39 53 51.5
4 17 11 13 9.4 12.513
粘土
① 10.6
粉质粘
25.7 20.050.70637.315.10.23土
粉质粘
27.3 19.940.72534.0412.60.47 29号② 11.6
土
墩
③ 12.2 粘土 25.6 20 0.70338.8518.30.28
④
粉质粘土
28
19.6
0.76
34.111.20.46
1 静载荷试验及成果分析
静载荷试验采用锚桩法，加载按慢速维持荷载法进行，试验严格按规范［1，2］中有关条文执行.试架系统设计极限加载值为18000 kN，采用东南大学交通学院的一套20000 kN 级“六锚一”试架系统，该系统由5片8000 kN～10000 kN 级钢梁，4只12000 kN级锚具以及2只简易锚具组成.加载采用6只3200 kN的千斤顶提供加载力，桩顶沉降动态测读，采用日本TOKYO SOKKII的TDS-601数
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据采集系统自动采集，位移传感器为100 mm 量程，精度200 με/mm的位移计.
反力架的平面及立面示意图见图1，为了达到六根锚桩均匀分担荷载的目的，作者专门设计了“上2下3”的反力架系统，取代了传统“六锚一”“上3下2”的反力架系统.从图1中可以看出，“上2下3”的反力架系统的巧妙合理之处，是下面的三根主梁分别采用一根8000 kN级、两根10000 kN级，将高度较低的8000 kN级钢梁放置在两根高度较高的10000 kN的钢梁中间，使之与上面的次梁分离.而加力设备则相对应地采用了3组每组2只3200 kN级千斤顶并联同步出力，三组千斤顶分别位于三根主梁下，这就实现了试桩加载的反力被均匀地分布到6根锚桩上的目的.事实上这一方案的另一显著特点是6只千斤顶安装于同一平面，且反力架的重心最低、稳定性好、安装施工方便、安全.因此，“上2下3”的方案，可作为大型静载荷试验“六锚一”反力架的首选方案，并
可作为有关规范修订时的参考.
图1 “上2下3”反力架布置示意图
采用“上2下3”的反力架系统，成功完成了江阴高架桥钻孔灌注桩的静载荷试验，各试桩加载均分10级完成.在各试桩加载过程中，6根锚桩上拔量一般分布在3.0 mm～6.0 mm，受力均匀，充分验证了“上2下3”反力架系统的合理性.各试桩成果汇总见表3，其中划分极限摩阻力和极限端承力，是根据s-log(P)曲线，采用几何方法得到的.有代表性的141号墩试1及29号墩试4号桩的静载
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荷试验成果曲线见图
2.
图2 试1、试4号桩P-S 曲线及LOG(P)-S曲线
表3 静载荷试验成果汇总
试桩 极限承载 桩顶 极限端承力极限极限承载力极限承载力 编号 力基本值 沉降 端承力比例摩阻力标准值 初步设计值
R ult /kN /% Q s /kNQ uk /kN Q u /kN s/mm Q p /kN试1 试2
8800 8000
24.98 270 30.02 220 7.17
200
3.072.751.823.18
85307780 1080010650
11000
8400
6000
试3 11000 8000
试4 11000 10.54 350
根据静载荷试验成果，试验提取的极限承载力标准值较初步设计值提高了37.5%～40%，试验结果为合理减少工程桩数及降低工程造价，优化桩基设计提供了重要依据，为后来减少1/4的工程桩，提供了直接、有效的数据.根据几何方法，推算得到极限端承力比例仅分布在1.82%～3.18%，这与试验成果曲线形态，工程地质条件及试桩的深径比h/D>35的边界条件相吻合，表明试桩为摩擦型桩.
2 桩身应力测试及分析
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静载荷试验进行的同时，采用了与主筋相同规格的双线圈振弦式钢筋计，连
续动态测试了试桩加、卸载过程中的桩身轴力，各测试断面沿桩身的位置见图3及图4中轴力分布图.根据桩身轴力沿深度的变化计算出桩侧摩阻力；根据实测的桩顶沉降和桩身轴力，以及混凝土的弹性模量，可以计算出每级荷载下，桩身各测试断面及桩端沉降；通过桩端的钢筋计可测出桩端土反力.有代表性的141号墩试1及29号墩试4的测试成果曲线见图3、图
4.
图3 试1
的轴力，侧阻力及沉降测试结果
图4 试4的轴力，侧阻力及沉降测试结果
2.1 摩擦型钻孔灌注桩的桩侧摩阻力
试桩桩侧主要土层极限摩阻力的各规范［1，3，5］推荐值及实测结果见表4，桩侧摩阻力实测值的大小与分布基本与土层条件及各规范推荐值相吻合，验证了测试数据的可靠性.具体分析如下：
1) 图3及图4中可以看出，加载最初，上部轴力随深度的变化显著，下部变化则不大；但随着荷载增加，下部的轴力变化逐渐显著；在加载的最后阶段，上部的轴力变化基本稳定，而桩下部的轴力随深度变化加剧.这一过程表明，最初的桩顶荷载主要由上部土层的摩阻力承担，随荷载增大及桩顶位移增加，中下
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部的土层摩阻力开始发挥，而桩土系统临近其极限状态时，上部的摩阻力已充分
发挥而不再增长(或软化见图6a)，新增荷载这时将主要由下部土层摩阻力承担.
表4 各试桩主要土层极限摩阻力一览表
墩
号
土层 土层 液性指数JGJ94-94JGJ024-85冶金规范试桩1 试桩2
q sk /kPa q sk /kPaq s /kPa q s /kPa 序号 厚度 I
L q sk /kPa① 15.0
141号墩
② 9.3 ③ 13.2 ④
1.09 0.85 0.28 0.18 0.23 0.47 0.28 0.46
30 42 86 81 69 66 76 66
35 45 70 91 75 57 70 57
35 51 79 91 83 71 79 71
54.4 52.7 35.1 40.6 109.8 103.8 95.1 76.7 81.4 84.7 93.4 86.2 131.6 93.7 103.6
① 10.6
29号墩
② 11.6 ③ 12.2 ④
2) 桩身中下部测试摩阻力值偏高，局部(深度>20 m)测试结果高达110-140 kPa*，这固然与土层的性质有关，但测试值如此之高，埋置深度对其不无影响，即同一土层，埋置越深，其实测的qs 值越高.qs的一般表达式可以写成［4］：
(1)
式中，συ=∑γz,为桩侧土的垂直应力，一般即等于土层的自重应力，qs、φf、cf 分别为桩土接触面上抗剪切强度、摩擦角及粘聚力，k0为桩侧土的水平土压力系数.传统桩基设计理论一般假定，桩土接触面的剪切为不排水剪状态，即φf=0［4］，而桩土接触面上的不排水剪切强度cf
≤cu［4］,cu为桩周土的不排水剪切强度.而本次实测结果与上述结论相悖，规范的推荐值qsk 亦显著高于相应土层的cu 值.笔者认为，桩与桩周土接触面的强度特征并不符合传统的不排水剪状态，对于桩的外载加荷速率，桩周粘性土层尤其是粉质粘土及桩土接触面上，孔压消散是相当快的.粘性土层中钻孔灌注桩的摩阻力工作机制上应更接近有效应力-排水状态，即：φf>0.机制上可以肯定，对于实际加载条件(加载周期较静载荷试验更长)，这一深度效应将比静载荷试验条件下更加明显，即静载荷试验结果是偏于安全的.桩侧摩阻力在一定范围内，随土层埋置深度应有所增加，但这一深度效应又受到桩的深径比h/D的限制，并
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且(1)式中的参数确定及时间效应规律的定量化有困难，应用于实际工程，尚待
进一步的研究和完善.
3) 规范［1，2，3，5］推荐的钻孔灌注桩的桩侧摩阻力，均是根据粘性土的物理状态指标IL 确定的，见表4.141号墩地基土层详细分划时，就出现了相邻的这样两层粘性土，上层代号2b，下层代号2-1.桩侧极限摩阻力的大小见表5，基本物理性质见表6.根据IL，按规范［1，3，5］查取的桩侧摩阻力，2b比2-1土层明显偏低.但实测值，2b土层qs=48.9 kPa，远大于规范推荐值的上限，亦高于2-1土层的测试值qs=33.7 kPa，见表5.而2-1土层的测试结果，低于或接近规范推荐值的下限值.虽然物理状态上，2b较2-1土层差，但就土的基本物理、力学特性，2b相对于2-1土层，含水量低、孔隙比小、压缩性低、强度指标高(标贯击数高)，显然2b 优于2-1土层，见表6.因此，决定桩土间剪切强度的更直接的因素是桩周土层的强度特征.粘性土层物理状态和物理、力学性质之间的矛盾在于土的液限含水量WL，2b土层的WL=33.6%，显著低于2-1土层的WL=40.6%.对于天然含水量相近或相同的粘性土，液限低，则IL 高，按目前规范得到的qsk 则低；相反液限高，则IL 低，对应得到的qsk 则高.而在许多情况下，这一状态上的好坏与土的强度特性好坏恰好相悖.因此，粘性土层中的钻孔灌注桩，桩侧极限摩阻力不仅取决于土层的物理状态，在特定的条件下，土层的物理、力学性质的影响更加直接和重要.单一的采用液性指数IL，确定桩的极限摩擦阻力并不能反映桩的实际的情况，可能低估，也可能高估了单桩的极限承载力.
表5 141号墩2b 及2-1层桩侧极限摩阻力汇总
土层
序号
土层 名称
液性指数土体JGJ94-94JGJ024-85冶金规范 测试结果
q sk /kPa q sk /kPa q s /kPa I L 状态q sk /kPa1.26 0.82
流塑软塑
20-34 34-48
20-30 30-50
20-30 35-55
48.9 33.7
2b 淤泥质粉质粘土 2-1
粉质粘土
表6 141号墩2b 及2-1层土基本性质一览表
土
层 NO. 2b
土层 含水 湿重度 液限塑性液性压缩系数内聚力 摩擦角 标贯
孔隙比
名称 量 γ W L 指数指数a 1-2 u 击数 c u
e 3
% I P /1/MPa/kPa /° /击 I L W/% /kN/m
淤泥质粉
36.1 18.5 0.96033.610.91.23
质粘土
0.30 0.59
10.0 27.0
12.0 3.0
5 3
2-1 粉质粘土 38.2 17.7 1.12840.616.20.822.2 摩擦型钻孔灌注桩的桩端承载力
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本次试桩的深径比h/d(>35)较大，桩端承载力在桩的总承载力中所占比例
较小，桩的承载力特征为摩擦型桩.本次试桩的端承力测试结果汇总见表7.笔者认为，桩端土层的承载力按极限平衡理论，进行超载(深度效应)修正［3］是需要探讨的一个问题，特别是较长的钻孔灌注桩，应充分考虑桩的深径比h/d较大的边界条件以及孔底沉淀层对桩端承载力发挥的影响，否则类似于表7中(JGJ024-85)桥规取值过高的现象不可避免，在桥涵桩基设计中，应特别予以重视.
表7 各试桩桩尖持力层端承力一览表—kPa
桩底沉JGJ94-94JGJ024-85冶金规范应力测试 s-logP 桩
土层 液性深径比
渣厚度(极限值)(极限值)(极限值)(极限值) (极限值)
序号 指数H/B
cm q pk /kPa q sk /kPa q sk /kPa号 q p /kPa q p /kPa 试1 5 0.2040.8 试2 5 0.2040.8 试3 3 0.2536.1 试4 3 0.2536.1
30 30 10
1400-16001400-16001400-16001400-1600
2207 2207 2207 2207
1200 1200 1200 1200
320 292 550 1115
270 220 200 350
钻孔灌注桩的成孔工艺，特别是清孔质量对桩尖持力层承载力发挥有影响.本次4根试桩桩端持力层性质相近，但试4号桩采用了清孔质量较高的反循环技术，沉淀层厚度薄，h/d较小，端承力发挥比较充分，应力测试结果qp=1115 kPa. 2.3 摩擦型钻孔灌注桩的变形特征
静载荷试验的P-S 曲线上无第二拐点，见图2，桩身应力测试计算得到的桩身各测试断面的沉降分布，桩顶沉降主要是桩体的刚性位移，见图3及图4，本次试桩应为摩擦型桩.
桩顶沉降与桩端端承力测试值的相关性，见图5，29号墩试3、试4号桩，如前所述，桩端承载力发挥比较正常，其中试4在桩顶沉降为10.8 mm，桩尖沉降约6.2 mm时，桩端承载力已达1115 kPa.而141号墩的试桩桩端承载力发挥水平很低，如试1在桩顶沉降25.0 mm，桩尖沉降达19.5 mm时，桩端承载力仅为320 kPa，显然这主要是受孔底沉淀层较厚的影响.
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图5 试桩桩端承力发挥与桩顶沉降的关系曲线
绘制试3号桩的不同深度的桩侧摩阻力随桩顶沉降的发展曲线，见图6.桩上部浅层土的侧阻力在桩顶沉降3.0 mm时，已经达到其极限值，而在这之后，桩侧摩阻力开始有所减小，呈明显的沉降软化曲线.而在桩身下部的桩侧摩阻力曲线则与之不同，在试桩达到临界状态时，其侧摩阻力尚未达到极限，曲线呈硬化型.上述表明桩土系统在休止期内已具有结构性，在桩土接触面相对位移达到临界时，其结构性被破坏，强度随位移发展而下降，导致工作软化现象.在加载的过程中，桩身上部土层由于应力水平低，临界状态所需的位移较小，侧阻力最先发挥而达到临界状态，随位移继续而发生软化；但桩中下部桩周土层的应力水平高且桩土相对位移又迟后于上部，桩侧摩阻力的发挥显著迟后于上部土层，应力～应变关系常表现为工作硬化；而桩端部分的承载力发挥，在桩整体达到临界状态时，也仅是部分发挥.上述粘性土中灌注桩的单桩承载力-沉降变形特征，尤其适用于长桩(h/d较大的摩擦型桩)，并对这一类桩型的单桩承载力设计及计算具有指导意义.
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图6 不同深度的桩侧摩阻力与桩顶沉降关系曲线
3 综合结语
根据上述大型钻孔灌注桩的承载力试验及桩身应力测试的成果及分析，可以就摩擦型钻孔灌注桩得出如下的结论：
1.“六锚一”锚桩法静载荷试验，试架系统采用“上2下3”的方案，锚桩受力均匀、施工安全可靠.
2.静载荷试验可准确、有效地提取单桩抗压极限承载力，本次试桩的承载力结果较初步设计值高出37.5%～40.0%，为科学地优化设计，减少桩数，降低工程造价提供了设计依据，试验的意义是重大的.
3.粘性土层中钻孔灌注桩的桩侧极限摩阻力的取值，规范中仅考虑了土层的物理状态指标I L .实测结果及分析均表明，桩侧极限摩阻力q sk 与土层的物理、力学性质及土层埋置深度密切有关，这也是本次试验得到的单桩承载力偏高的因素之一，机制和定量上的进一步研究是十分迫切和重要的.
4.钻孔灌注桩深径比h/d较大时，桩端承载力的取值考虑超载(深度效应)修正应十分慎重，长桩的边界条件及孔底沉渣层厚度，对桩端承载力发挥影响显著且随机性较大.但采用清孔质量高的反循环施工技术及相对较小的h/d，对桩端土层端承力发挥有利.
5.粘性土层中钻孔灌注桩的单桩承载力-沉降变形特征，表现在加载过程中，桩身上部土层的桩侧摩阻力首先达到其临界状态，之后随荷载的增加，其值不再增长或发生软化；而桩侧土层的埋置越深，其侧摩阻力的临界状态越加迟后；桩
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身下部及桩端土层，在桩土系统的承载力达到其临界状态时，可能仍处于硬化的弹性阶段.对这一特性的定量描述，将有利于单桩极限承载力设计计算的精度及合理性的提高，但尚需进一步的研究.
参考文献：
［1］ 中国建筑科学研究院.JGJ94-94，建筑桩基技术规范.中华人民共和国建设部标准［S］，北京：中国建筑工业出版社，1995.130-136，33-40.
［2］ 中国建筑科学研究院.JGJ4-80，工业与民用建筑灌注桩基础设计与施工规范.国家建筑工程总局标准［S］，北京：中国建筑工业出版社，1980.110-122，16-19.
［3］ 交通部公路规划设计院.JTJ024-85.公路桥涵地基及基础设计规范.中华人民共和国交通部标准［S］，北京：人民交通出版社，1986.28-36.
［4］ POULOS H C,DAVIS E H.桩基础的分析和计算(M)，中国建筑科学研究院科技资料交流部，1991.20-24.
［5］ 杨克己，韩理安.桩基工程(M).北京：人民交通出版社，1992.20-25.