桩端注浆超长灌注桩的极限承载力研究

苏彦 周记名 谭维佳

摘 要：为提升后注浆超长钻孔灌注桩的承载性能，以静载试验数据为基础，对3根后注浆超长钻孔灌注桩的桩侧阻力、桩身轴力以及荷载-沉降等因素进行了系统分析。通过拟合Q-S曲线预测了单桩极限承载力，并利用有限元模型分析了桩端注浆桩单桩承载力的影响因素。研究表明，1）桩端注浆超长桩的Q-S曲线变形缓慢;2）桩身荷载主要由下部土层决定;3）桩侧摩阻力的产生与桩土相对位移有着紧密的联系;4）3种函数的拟合效果均较好，得到的极限承载力差距不大;5）桩端持力层为粉砂时注浆效果较好，注浆量对极限承载力的影响较小。研究结果可为此类工程的后注浆超长钻孔灌注桩的设计及施工提供一定的借鉴。

关键词：地基基础工程;桩端注浆;超长桩;现场足尺试验;拟合预测;数值分析

中图分类号：U473.1   文献标识码：A

DOI： 10.7535/hbgykj.2021yx02010

Research on ultimate bearing capacity of end-grouting super-long

cast-in-place pile

SU Yan1，ZHOU Jiming2，TAN Weijia3

（1.Tianjin Huatie Engineering Consulting Company Limited， Tianjin  300202， China;2. China Civil Engineering Construction Corporation，Beijing 100038，China;3. College of Geological Engineering and Survey，Chang′an University，Xi′an，Shaanxi 710054，China）

Abstract：

In order to improve the bearing capacity of the post-grouting super-long bored cast-in-place piles， on the basis of the static load test data， the influence factors of side resistance， axial force and load settlement of the three post-grouting super-long bored cast-in-place piles were analyzed systematically. The ultimate bearing capacity of single pile was predicted by fitting the Q-S curves， and the factors influencing the single pile bearing capacity of end-grouting piles were analyzed by finite element model. The results show that： 1）the Q-S curves of the super-long piles with pile end grouting are slowly deformed;2）the load of the pile body is mainly determined by the lower soil layer;3） the generation of the side friction of the pile is closely related to the relative displacement of the pile and soil; 4） the fitting effects of the three functions are good， and the difference of the ultimate bearing capacity is not significant; 5） when the bearing layer of pile end is silty sand， the grouting effect is better， and the effect of grouting quantity on ultimate bearing capacity is small. The conclusions can provide some guidance for the design and construction of post-grouting super-long bored cast-in-place pile in similar projects.

Keywords：

foundation engineering; pile end grouting; super-long pile; full-scale test in site; fitting prediction; numerical analysis

為了提高超高层建筑的单桩承载力，超长桩后注浆技术在工程中得到了越来越广泛的应用[1-5]。吴江斌等[6]在充分调研上海地区桩端后注浆灌注桩的工程现状的基础上，分析得到了合理注浆量，并提出桩端后注浆灌注桩在软土地区的承载力计算方法;杨生彬等[7]对后压浆钻孔灌注桩做了大量动荷载和静荷载的对比试验，不仅提高了试验的精度，提高了单桩承载力的预测准确性;朱向荣等[8]提出与地质条件相适应的相关技术参数，推动了桩端后压浆技术的发展;

黄生根等[9]对苏州大桥进行了大量平衡静载试验，分析得出桩端压浆既可以改良桩和桩周土体接触面的性质，也可以提高桩端阻力。此外，邹金锋[10]、郑爱荣等[11]、邱志雄等[12]采用试验和数值计算方法研究了注浆作用对桩基的加固作用机理;赵春风等[13]和王忠福等[14]对大直径长桩的荷载传递和承载力机理进行了试验研究。李永辉等[15]结合载荷试验数据对大直径超长桩的承载特性进行了研究。

对后注浆处理的超长钻孔灌注桩，国内相关系统性研究较少。因此笔者对某工程3根后注浆超长钻孔灌注桩静载试验数据进行了整理与分析，并对桩端注浆桩的极限承载力进行了预测，研究了影响后注浆桩单桩承载力的因素。

1 地质情况和静载试验概况

据勘察报告，场地相应土层的力学性质分布如表1所示。

采用钻孔灌注桩，桩径为1 000 mm，桩长为76 m，试桩采用桩端后注浆方式和C45砼，錨桩采用C35砼。单桩的最大承载力设计为28 500 kN，而持力层设计为⑨1层灰色粉砂。桩端后注浆的注浆量为2.19 m3，注浆压力为1.80 MPa，水泥浆液上返高度分别为30.8，36.8和34.6 m。

采用慢速维持荷载法来实施本次的静载荷试验，

通过在载荷试验中施加不同实际载荷来研究桩侧摩阻力沿桩长的实际分布以及桩身轴力等参数。如图1所示，试验过程中的3根试桩都采用的是锚桩-反力架装置，通过8只5 000 kN级千斤顶来实施加载，并使用4根锚桩连接钢梁来提供试验所需的反力。试验过程中当对3根试桩同时加载28 500 kN时，装置均未产生破坏。试桩静力载荷试验没有加载至破坏，主要是基于2个方面的原因：1）出现试验安全和成本考虑，锚桩直径和桩长均较小，所能提供的抗拔力有限。2）虽然对于科研需求而言，加载至完全破坏更能体现研究价值，但对于实际工程需求，设计最大承载力为28 500 kN，3根试桩达到28 500 kN时，均未发生破坏已表明了设计工作的可靠性。

2 试验结果分析

2.1 荷载-沉降（Q-S）曲线

图2-图4为3根试桩在加荷结束后的变形曲线图。

图中的桩顶沉降、桩身沉降和桩端沉降分别指桩顶位置、桩身中间位置和桩底位置的实测沉降量。通过分析不同位置的荷载沉降曲线可以间接明确不同位置桩土间的相对位移，从而明确桩土间相互作用的发挥程度和桩承载力的发挥机理。由于传感器安装时出现问题，导致TP2试桩桩端沉降数据没采集到，图3中只显示了相应的桩顶和桩身沉降。

如图2-图4所示，试验过程中3组试桩桩顶Q-S曲线的变化趋缓，也无较为明显的拐点，卸载后顺利回弹;与此同时，桩端的Q-S曲线和桩身Q-S曲线的变化也趋缓，无较为明显的拐点，最大沉降量也处在较小范围内。结果说明：试桩的单桩竖向抗压最大承载力大于等于28 500 kN，试验中每组试桩都未达到最大受力状态。

2.2 桩身轴力的分布曲线

在施加不同等级荷载的情况下，试验中的3根试桩桩身轴力曲线均较为接近，如图5-图7所示。

桩身轴力随着试验荷载的增大而增大。同时桩身轴力随埋深增大而减小，桩身28 m时成为轴力减小速率的分界线：当试验荷载较小时，28 m以上桩段承担了多数试验荷载，这表明此时的桩类似于摩擦桩;随着试验荷载的加大，28 m以上桩段承担荷载的比例逐渐减小，而28 m以下桩段分承担荷载的比例逐渐加大，这表明此时桩承载性能由上部

分承载为主的摩擦桩向下部分承载为主的摩擦桩过渡;当试验荷载较大时，28 m以上部分承担荷载的比例很小，此时28 m以下桩段承担了试验中的主要桩侧摩阻力。

2.3 桩侧摩阻力的发挥

各典型土层桩侧摩阻力与桩土相对位移曲线如图8-图10所示。

分析曲线图后得知，当桩土相对位移在3 mm范围内变动时，随着相对位移逐渐增大，不同土层的

桩侧摩阻力也呈现出较为明显的线性增长趋势，并且在桩土位移一定的情况下，桩身中下部土层会受到最大的侧摩阻力。而当桩土相对位移增长至接近6 mm时，侧阻力开始呈现非线性变化趋势，浅层①1-3层粉质黏土等软化均较为明显。而当桩土相对位移进一步增长至接近12 mm时，中部土层⑥、⑦2上层粉砂、⑦2中层粉砂等软化也较为明显，而桩端附近⑦2下层粉砂等没有达到极限状态。

本试验过程中，荷载是分步施加的。当桩顶施加荷载较小时，上部土体所提供的桩侧阻力即可平衡所施加的荷载。随着桩顶荷载的增加，上部土体与桩侧的相对位移增加，侧阻力也有一定程度增大。当桩顶荷载继续增加时，上部侧阻力达到极限后基本不变，增加的荷载基本由下部侧阻力所承担。因此会出现随着试验荷载的加大，28 m以上桩段承担荷载的比例逐渐减小，而28 m以下桩段承担荷载的比例逐渐加大。

3 单桩极限承载力预估

试验过程中对桩竖向承载性状的认识取决于对桩顶Q-S曲线的解读。在试验过程中，加载会因为试验设备限制等诸多原因而达不到桩的极限破坏状态，所以预估桩的极限承载力就变得很有必要。

笔者通过指数函数[16]、双曲线和三次多项式等拟合试桩桩顶Q-S曲线。试验结果表明：当荷载在试桩最大加载量变化时，由上述3种函数分别得出的拟合曲线均大致与试验中的实测曲线重合;当荷载大于试桩最大加载量且荷载一定时，由指数函数拟合出的曲线桩顶变形程度最大，双曲线次之，三次多项式最小。3种函数的拟合结果如表2和图11-图13所示。

4 桩端注浆桩极限承载力影响因素数值分析

考虑到现场足尺试验成本太大，无法大量开展。而有限元数值计算方法是省时省成本的多变量计算方法。笔者通过应用ABAQUS软件来对抗压桩三维有限元进行数值模拟。主要参数：弹性模量为33.5 GPa，泊松比为0.15。土的黏聚力等参数与勘察报告中的对应数值保持相同，而土体采用Mohr-Coulomb弹塑性本构模型。侧面施以水平位移约束;地面边界施以竖向位移约束和水平位移约束，并且数值固定。

为研究注浆量、桩尺寸、桩端土的力学性质对桩承载力的影响，需采用有限元法进行多变量计算。在计算之前先进行有限元计算结果和试验结果的对比，以验证有限元计算方法的有效性。同时定义桩顶沉降达到桩径的0.05时，对应的荷载为极限承载力。有限元计算所建立的模型如图14所示。

4.1 模型的验证

有限元模拟与实测的Q-S曲线对比图如图15所示。通过分析图15可知，无论是通过有限元模拟还是实测，两者结果均较为接近，这一结果说明试验中对有限元模型相关参数数值的选取较为合理。

4.2 注浆量

假设浆体凝固后的形状为标准圆柱体，且d=D（设浆体凝固后的直径为d，桩身直径为D）。于是可通过式（1）求出桩体长度L。

π4d2L=1 000tρn，（1）

式中：d=D/2，為注浆体半径，m;t为注浆量，t;ρ为注浆体的密度，kg/m3;n为桩端土孔隙率。

桩端注浆桩的实际注浆量会对其竖向极限承载力有较为明显的影响，为了定量研究这一影响，将注浆量从0～5 t等量设置6个梯度，并逐一计算不同注浆量下的承载力。在桩端土以及注浆体的弹性模量均保持不变的情况下，通过改变注浆体的长度决定注浆量的多少。

通过分析图16可知，桩体是否注浆会明显影响Q-S曲线的走向。在其他条件不变的情况下，随着注浆量变大，桩的承载力也会逐渐变大，但是其增大幅度逐渐趋缓。

4.3 长径比

在实际试验中，桩端注浆桩极限承载力也会受到长径比的影响。为了进一步研究这一影响，取桩长L=90 m，且其整个试验过程中保持不变。桩径D则取0.60，0.75，1.00，1.50，2.00 m等5个不同数值。注浆量保持一定时，绘制不同桩径对应的桩顶Q-S曲线，如图17所示。

分析图17得知，桩端后注浆Q-S曲线在很大程度上会受到长径比的影响而呈现不同走势。L/D增大时，极限承载力逐渐减小。因此推测存在某一最优长径比数值A，当实际长径比小于A时，极限承载力增长趋缓。

4.4 桩端土

桩端后注浆桩的承载力同时也会受到桩端土质量的影响。本文取粉质黏土夹粉土、粉砂、粉土、粉质黏土等4种不同桩端土，并且假设注浆量均为3 t，土的孔隙比数值分别为0.650，0.758，0.814和0.884。为了得到不同注浆体长度，可通过式（1）来进行相关计算。

通过分析图18得知，桩端注浆的实际效果从砂土到粉质黏土逐渐变差。注浆桩相对于未注浆桩而言，其极限承载力在不同持力层中均有显著提升，具体提升比例分别为35%，25%，18%和12%。

笔者采用变化注浆体模量的方式模拟桩端后注浆桩的承载力受注浆后桩端土的影响。具体在计算中桩端土弹性模量的变化为60，90，120和250 MPa。不同持力层模量下的桩顶荷载-沉降曲线如图19所示。从图中可以看出，随着桩端土弹性模量的增大，桩的承载力不断提高，这表明桩端后注浆的效果越好对桩承载力越有利。

5 结 论

本文结合某实际工程的3根桩端后注浆超长灌注桩静载荷试验，对试验结果进行了分析比较，通过对实测Q-S曲线的拟合预估了单桩极限承载力，并通过数值模拟，分析了注浆量、长径比、持力层对单桩极限承载力的影响，得到以下结论。

1）桩端后注浆超长桩Q-S曲线变化趋缓，没有达到桩的承载极限状态。

2）桩端后注浆超长桩桩身轴力受埋深和桩顶荷载影响而呈现较大差异，桩顶荷载很小时，桩主要由桩段上部分侧摩阻力承载，桩顶荷载较大时，主要由桩段下部分侧摩阻力承载。

3）桩侧摩阻力在很大程度上由桩土相对位移和所处的实际埋深所决定。

4） 应用多项式、双曲线、指数函数都可以对桩顶的Q-S曲线进行较好的拟合，在达到最大加载量之前部分拟合曲线和实测曲线基本重合，拟合出的极限承载力精度高低依次为多项式、双曲线、指数函数。

5） 桩的承载力随注浆量增大逐渐变大，但是其增大幅度逐渐趋缓。

6）桩的长径比在很大程度上决定了单桩极限承载力的大小，并且一定存在最优长径比。

7）采用不同桩端持力层时注浆效果不同，采取粉砂能达到最好的注浆效果。

采用数值分析方法对桩土间相互作用进行精确模拟，研究桩端后注浆超长灌注桩的承载性能和机理是今后研究的方向。

参考文献/References：

[1] 沈保汉， 应权. 桩端压力注浆桩技术[J]. 建筑技术， 2001，32（3）： 155-157.

SHEN Baohan， YING Quan. Piling technology through base pressure grouting[J]. Architecture Technology， 2001，32（3）： 155-157.

[2] 敖卓欧. 灌注桩后压浆法的作用机理与施工技术[J]. 建材技术与应用， 2006（4）： 37-39.

[3] 杨年兵. 钻孔灌注桩后压浆技术作用机理分析[J]. 四川建材， 2008（2）： 150-152.

[4] 张忠苗. 软土地基大直径桩受力性状与桩端注浆新技术[M]. 杭州：浙江大学出版社，2000.

[5] 李明. 铝粉水泥浆在黄土路基沉陷注浆处治工程中的应用[J]. 中外公路， 2019，39（3）： 26-29.

[6] 吴江斌， 王卫东. 软土地区桩端后注浆灌注桩合理注浆量与承载力计算[J]. 建筑结构， 2007， 37（5）： 114-129.

WU Jiangbin， WANG Weidong. Estimate of the reasonable quantity of grouting and the bearing capacity of post base-grouted bored pile[J]. Building Structure， 2007， 37 （5）： 114-129.

[7] 杨生彬， 李友东， 刘文涛. 后压浆钻孔灌注桩动静对比试验研究[J]. 建筑结构， 2008， 38（4）： 30-32.

YANG Shengbin， LI Youdong， LIU Wentao. Contrast study on comparison between high strain dynamic test and static loading test of posterior bored pile[J]. Building Structure， 2008， 38 （4）： 30-32.

[8] 朱向荣， 张寒， 孔清华. 钻孔灌注桩桩端后注浆单桩极限承载力研究[J]. 建筑科学， 2006， 22（6）： 18-21.

ZHU Xiangrong， ZHANG Han， KONG Qinghua. Study on ultimate load bearing capacity of post-grouted bored piles [J]. Building Science， 2006， 22（6）： 18-21.

[9] 黄生根， 龚维明. 超长大直径桩压浆后的承载性能研究[J]. 岩土工程学报， 2006， 28（1）： 113-117.

HUANG Shenggen， GONG Weiming. Study on bearing behavior of super long-large diameter piles after grouting[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2006， 28 （1）： 113-117.

[10]鄒金锋， 安爱军， 邓宗伟， 等. 深厚软土地区长钻孔灌注桩后注浆试验研究[J]. 中南大学学报（自然科学版）， 2011，42（3）：268-273.

ZOU Jinfeng， AN Aijun， DENG Zongwei， et al. Post-grouting in-situ of length bored pile in deep soft regions[J]. Journal of Central South University （Science and Technology）， 2011，42（3）： 268-273.

[11]郑爱荣， 肖大平， 诸葛爱军， 等. 桩端桩侧后注浆灌注桩竖向承载性能有限元分析[J]. 中国港湾建设， 2011（1）：31-35.

ZHENG Airong， XIAO Daping， ZHUGE Aijun， et al. Finite element analysis on vertical bearing capacity of bored pile with pile-toe，pile-shaft and post-grouting [J]. China Harbor Engineering， 2011（1）： 31-35.

[12]邱志雄， 黄磊. 大直径超长旋挖桩桩端注浆承载特性试验研究[J]. 中外公路， 2014， 34（4）：24-29.

[13]赵春风， 鲁嘉， 孙其超， 等. 大直径深长钻孔灌注桩分层荷载传递特性试验研究[J]. 岩石力学与工程学报， 2009， 28（5） ：1020-1027.

ZHAO Chunfeng， LU Jia， SUN Qichao， et al. Experimental study of load transmission property of large-diameter bored cast-in-situ deep and long pile in different soil layers [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2009， 28 （5）：1020-1027.

[14]王忠福， 刘汉东， 贾金禄， 等. 大直径深长钻孔灌注桩竖向承载力特性试验研究[J]. 岩土力学， 2012，33（9）：2663-2670.

WANG Zhongfu， LIU Handong， JIA Jinlu， et al. Experimental study of vertical bearing capacity behavior of large-diameter bored cast-in-situ long pile[J]. Rock and Soil Mechanics， 2012，33（9）： 2663-2670.

[15]李永辉， 吴江斌. 基于载荷试验的大直径超长桩承载特性分析[J]. 地下空间与工程学报， 2011，7（5）：75-82.

LI Yonghui， WU Jiangbin. Bearing behavior study of large-diameter and super-long pile based on full-scale field test[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering， 2011，7（5）： 75-82.

[16]许宏发， 钱七虎， 金丰年. 描述抗拔桩荷载-位移曲线的幂函数模型[J].岩土工程学报， 2000，22（5）： 622-624.

XU Hongfa， QIAN Qihu， JIN Fengnian. Power function model to describe load-displacement curve of tension pile[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2000，22（5）： 622-624.

收稿日期：2020-05-08;修回日期：2020-12-20;责任编辑：张 军

基金项目：国家重点研发计划项目（2017YFD0800501）

第一作者简介：苏 彦（1984—），男，山东枣庄人，高级工程师，硕士，主要从事岩土工程方面的研究。

E-mail：su1yan23@163.com

苏彦，周记名，谭维佳. 桩端注浆超长灌注桩的极限承载力研究[J]. 河北工业科技， 2021， 38（2）：129-135.

SU Yan，ZHOU Jiming，TAN Weijia. Research on ultimate bearing capacity of end-grouting super-long

cast-in-place pile[J].Hebei Journal of Journal of Industrial Science and Technology， 2021， 38（2）：129-135.