桩端后注浆钻孔灌注桩极限承载力不同计算方法的比较.pdf

第 44 卷 第 14 期2014 年 7 月下建筑结构Building StructureVol 44 No 14Jul 2014桩端后注浆钻孔灌注桩极限承载力不同计算方法的比较李自强(上海现代建筑设计集团工程建设咨询有限公司，上海 200041)摘要 在桩端后注浆钻孔灌注桩的设计纳入规范之前，已有不少工程实例采用了此种施工工艺，当时其极限承载力计算主要依据地方经验及设计研究成果。选取多项工程实例，分别依据某单位设计研究成果、全国 建筑桩基技术规范(JGJ 942008)和上海市 地基基础设计规范(DGJ 08-112010)来计算、比较各种计算方法单桩极限承载力和单桩注浆量的计算结果。分析结果表明，各种计算方法虽有差异，但单桩极限承载力的计算结果接近，均可作为估算单桩极限承载力的依据;而单桩注浆量的计算结果差异稍大，应根据规范要求及地方经验选取，并控制好注浆终止条件。关键词 桩端后注浆钻孔灌注桩;极限承载力;注浆量;静载荷试验中图分类号:TU470文献标识码:A文章编号:1002-848X(2014)14-0100-03Comparison of different ultimate bearing capacity calculation methodsof pile-end post-grouting bored pilesLi Ziqiang(Shanghai Xian Dai Architecture，Engineering Consulting Co，Ltd，Shanghai 200041，China)Abstract:Before the design of pile-end post-grouting bored piles was taken into the formal specification，many engineeringexamples had used this technique The calculation of the ultimate bearing capacity of single pile was based on the localexperience and the research achievements of local design institutes Several project examples were selected to compare thecalculation results of the ultimate bearing capacity of single pile and the grouting volume of single pile according to theresearch achievements of the local design institute，Technical code for building pile foundation(JGJ 942008)，andFoundation design code of Shanghai(DGJ 08-112010)respectively Analysis results show that the various calculatingmethods are different，but the values of the ultimate bearing capacity of single pile calculated by the methods are close andthe calculation methods can be used as the basis of ultimate bearing capacity of single pile The calculating results of thegrouting volume of single pile have a slightly large difference and should be selected according to the specificationrequirements and local experience under the condition that the grouting termination condition is well controlledKeywords:pile-end post-grouting bored pile;ultimate bearing capacity;grouting volume;static load test作者简介:李自强，高级工程师，一级注册结构工程师，Email:ziqiang_li xd-ad com cn。20 世纪末，工程界就已开始对桩端后注浆钻孔灌注桩的施工工艺进行工程试验探索，研究其工作机理、工艺控制要点、设计计算方法。该工艺能够提高钻孔灌注桩的极限承载力、控制大直径钻孔灌注桩的施工质量、减小钻孔灌注桩基础沉降等。近年来，在上海及其邻近地区已逐渐使用该工艺，同时全国 建筑桩基技术规范(JGJ 942008)1(简称JGJ 942008)和上海市 地基基础设计规范(DGJ08-112010)2(简称 DGJ 08-112010)相继把桩端后注浆钻孔灌注桩的设计方法纳入其中。1桩端后注浆钻孔灌注桩工程应用实例概况在 JGJ 942008 和 DGJ 08-112010 正式发布之前，许多应用于实际工程的桩端后注浆钻孔灌注桩，设计时主要依据各单位的研究成果以及现场单桩静载荷试验的结果来验证其可行性和可靠性。如苏州东方之门项目3 设计始于2003 年，桩基选型及初次单桩静载荷试验始于 2004 年，桩基设计主要依据文献 4成果及现场单桩静载荷试验结果，这主要是因为当时执行的建筑桩基技术规范(JGJ9494)5(简称 JGJ 9494)并未纳入桩端后注浆钻孔灌注桩的相关内容。由于东方之门项目为超高层双塔连体建筑，控制双塔绝对沉降及沉降差是整个基础设计的关键。桩基设计之初，从造价角度考虑选择较浅持力层且不采用后注浆工艺，但试桩静载荷试验结果相当不理想，桩顶最大沉降超过95mm，不能满足设计要求。在随后的两批试桩中采用了桩端后注浆钻孔灌注桩工艺，在最大加载时不同持力层的桩顶沉降均不超过 40mm，最终确定选第 44 卷 第 14 期李自强 桩端后注浆钻孔灌注桩极限承载力不同计算方法的比较择较深持力层并采用桩端后注浆钻孔灌注桩最能符合项目的桩基设计要求。设计桩径为 1m，有效桩长约为 72m，桩顶埋深约为 21m，桩端持力层为第瑏瑣-1层(含黏性土细粉砂层)。2实例采用的计算方法各地在实际应用柱端后注浆钻孔灌注桩时主要根据试验结果和当地经验，其单桩极限承载力的计算方法分为两类:桩身几何参数增大法和灌注桩设计参数提高法。东方之门项目采用的是桩身几何参数增大法4，其单桩极限承载力 k计算公式(具体参考了文献 4，6，7，后文仅简注引用文献 4)如下:k=sk1+sk2+pk=dqsiLi+2(+r)qsikLik+(+r)2kqp(1)式中:sk1为非注浆加固段桩的总极限侧摩阻力标准值;sk2为桩端注浆时浆液上泛加固段的总极限侧摩阻力标准值;pk为桩端注浆时的总极限桩端阻力标准值;d 为桩直径;qsi为非注浆加固段第 i 层土极限侧摩阻力标准值;Li为非注浆加固段桩周第 i 层土厚度;为桩半径;r 为设计浆液扩散半径;qsik为浆液上泛加固段第 i 层土极限侧摩阻力标准值;Lik为浆液上泛加固段第 i 层土厚度;k 为计算修自系数;qp为桩端注浆时的极限端阻力标准值。通过桩端注浆，可认为浆液上泛段的桩身半径增加了 r，同理桩端半径也增加了 r，泛浆段及桩端的极限承载力按增加后的桩身半径计算。同时文献 4 认为合理的注浆量对单桩极限承载力的影响至关重要，也给出了总合理注浆量 Q 的计算公式:Q=Qp+Qs=(d24h+8n0d3)+dl/J(2)转化为合理水泥用量 H:H=Q1/1+c(1/0)(3)式中:Qp为柱端注浆量;Qs为桩侧返浆量;为浆液损耗系数;h 为桩端虚土劈裂加固的高度;为注浆填充率;n0为土的孔隙率;l为设计综合确定的沿桩身的返浆高度;为包裹于桩周的浆液厚度;J 为水泥浆的结石率;1为水泥的实密度;0为水的密度;c为水灰比。合理水泥用量 H 的计算涉及多种参数8，需要根据实际情况选择判定。东方之门项目桩端注浆后的单桩极限承载力计算结果为 19 754kN，后注浆水泥用量约为 2.0t4。3规范的计算方法采用 JGJ 942008 和 DGJ 08-112010 计算方法对东方之门项目进行计算，以对不同的计算方法进行比较验证。(1)JGJ 942008 采用的是灌注桩设计参数提高法，单桩极限承载力 Quk的计算公式如下:Quk=Qsk+Qgsk+Qgpk=uqsjklj+usiqsiklgi+pqpkAp(4)式中各参数含义见 JGJ 942008。式(4)中非注浆加固段桩的总极限侧摩阻力标准值 Qsk的计算方法与式(1)中 sk1完全相同;Qgsk，Qgpk的计算通过增强系数 si和 p来实现，JGJ 942008 给出了不同土层 si和 p的取值方法，同时也明确 lgi的长度为 12m(lgi类似于文献 4 的 Lik，Lik取值范围为 10 20m，变动幅度较大)。同时 JGJ 942008 也给出了总注浆量 Gc的估算公式:Gc=pd+snd(5)式中各参数含义见 JGJ 942008。Gc由桩端注浆量和桩侧注浆量组成。桩端注浆量主要取决于基桩的设计直径和桩端土层性质，相比式(2)，(3)，式(5)要简单不少，并减少了一定的人为因素。根据 JGJ 942008 计算出桩端注浆后的单桩极限承载力为 19 021kN，注浆量约为 1 8t。(2)DGJ 08-112010 给出的承载力计算公式与非注浆钻孔灌注桩的计算公式完全相同，如下:k=sk+pk=Upfsili+fpAp式中各参数含义见 DGJ 08-112010。属于灌注桩设计参数提高法，其桩周土极限摩阻力标准值、桩端处极限端阻力标准值可根据土的名称、土层埋藏深度和土的性质取灌注桩极限侧摩阻力和端阻力的上限值，并乘以综合调整系数 1 2，单桩注浆量按条文说明内容根据桩径直接套用，不必通过计算完成。根据 DGJ 08-112010 计算出桩端注浆后的单桩极限承载力为 20 647kN，注浆量约为 3 0t。4不同计算方法的差异比较不同计算方法的桩端注浆后单桩极限承载力的对比见表 1。由表可知，各种方法计算结果接近，两本规范计算结果与东方之门项目原计算结果相差均不超过 5%，JGJ 942008 和 DGJ 08-112010 的计算结果相差也在 10%以内。表 1 还比较了东方之门项目中同一种桩型非注浆的单桩极限承载力，相比非注浆情况，后注浆的单桩极限承载力值提高约 30%40%，计算表明后注101建筑结构2014 年浆对承载力提高作用明显。按文献 4(JGJ 9494)、JGJ 942008 和 DGJ08-112010 计算的非注浆单桩极限承载力接近，相差不超过 5%，其中按 JGJ 942008 计算的结果最小，主要因为 JGJ 942008 对大直径钻孔灌注桩的尺寸效应系数有所调整，而 DGJ 08-112010 中无尺寸效应系数。后注浆与非注浆单桩极限承载力比较表 1注浆计算依据方法后注浆单桩极限承载力/kN非注浆单桩极限承载力/kN后注浆非注浆注浆量/t文献4桩身几何参数增大法19 754(100%)14 662(100%)13520JGJ 942008灌注桩设计参数提高法19 021(963%)14 160(966%)13418DGJ 08-112010灌注桩设计参数提高法20 647(1045%)14 906(1017%)13930注:文献4的非注浆单桩极限承载力根据 JGJ 9494 计算的，表2，3 同。5其他工程实例笔者参与的上海某商业广场、漕河泾项目中的桩端后注浆灌注桩单桩极限承载力采用不同计算方法的结果比较详见表 2，3，其中上海某商业广场采用直径 0 85m 的桩，有效桩长 49m，桩顶埋深约22m，桩端持力层为第层(灰色粉细砂层);漕河泾项目初步设计阶段采用直径 0 6m 的桩，有效桩长30m，桩顶埋深约 9 5m，桩端持力层为第-2层(灰色粉砂层)。上海某商业广场、漕河泾项目分别开始于 2006 年和 2011 年。上海某商业广场单桩极限承载力比较表 2计算依据后注浆单桩极限承载力/kN非注浆单桩极限承载力/kN后注浆非注浆注浆量/t文献 416 716(100%)11 953(100%)140180JGJ 94200816 353(978%)11 913(997%)137153DGJ 08-11201015 325(917%)12 130(1015%)126225漕河泾项目单桩极限承载力比较表 3计算依据后注浆单桩极限承载力/kN非注浆单桩极限承载力/kN后注浆非注浆注浆量/t文献 44 470(100%)2 990(100%)149120JGJ 9420084 477(1001%)2 990(100%)150108DGJ 08-1120104 760(1065%)2 990(100%)159120由表 2，3 可知，各种方法计算的后注浆单桩极限承载力相差不大，误差基本在 10%以内，这表明无论是文献 4还是全国或地方的规范，其计算方法都是经过大量和长期的工程积累、并通过试验验证后得到的，都是具有相当可靠度的。同时与对应规范的非注浆单桩极限承载力相比，后注浆单桩极限承载力均有大幅提高，大多有 30%以上的增幅。而按 DGJ 08-112010 计算的后注浆单桩极限承载力在表 2 中比非注浆单桩极限承载力提高 26%，在表 3 中则提高 59%，这是由于 DGJ 08-112010 中计算后注浆单桩极限承载力的极限侧摩阻力和极限端阻力是根据规范提供已经确定的数据，并不受单项工程地质勘察报告的影响，若勘察报告提供的参数值偏高，则按 DGJ 08-112010 计算的单桩极限承载力提高幅度较小，反之提高幅度会较大，设计时应注意到这种差异。在不同的项目中采用桩端后注浆钻孔灌注桩的目的有所不同，并非完全为了提高单桩极限承载力，有时是为了确保大直径钻孔灌注桩的施工质量，有时是为了减小桩基沉降量，或是在市中心建筑密集城区为减少对周边对沉降敏感的建筑设施的影响(如地铁沿线)，从而限制了单桩极限承载力的提高。由于受到加载条件限制，目前桩端后注浆钻孔灌注桩的静载荷试验大多并未加载至地基土破坏，但试验时均满足设计加载值的要求，且试桩报告的P-s 曲线图显示，大多试验桩的单桩极限承载力还有潜力，验证了各种公式计算结果的可靠性。从表 1 3 中注浆量的计算结果可以发现，桩身几何参数增大法认为注浆量对极限承载力影响较大，因此通过详细设定各种参数来计算注浆量，其结果会受各种参数取值的影响。对于灌注桩设计参数提高法，JGJ 942008 的注浆量主要由基桩的设计直径和桩端土层性质决定，需根据土层性质决定经验系数;而 DGJ 08-112010 取消了计算，直接根据桩径套用注浆量，避免了人为因素的影响。表 1 3中 DGJ 08-112010 的注浆量计算结果均大于 JGJ942008，这是因为 DGJ 08-112010 仅对应上海软土地区，而 JGJ 942008 需兼顾全国多种情况。由上可见，规范提供的注浆量计算方法趋于简化以方便设计人员决定，但设计人员在确定注浆量时需注意不同地域间的差异，合理吸取当地经验。6结论和建议(1)采用三种不同计算方法分析三个项目得到的桩端后注浆钻孔灌注桩的单桩极限承载力结果表明，后注浆单桩极限承载力虽有差异，但数值接近，误差基本在 10%以内，且与非注浆单桩极限承载力相比提高幅度多在 30%以上，已有的静载荷试验也证明三种计算法均是可靠的。单桩极限承载力的准确计算在项目开展之初有着较为重要的意义，它对桩基选型、基础设计乃至整个结构方案的确定有着巨大的影响。其计算应通过不同计算方法之间的比较、结合地区经验综合确定，并复核勘察报告中桩基设计参数的合理性，最终通过现场单桩静载荷试验(下转第 95 页)201第 44 卷 第 11 期裴修远 某体育场承受大水平力作用封闭式环形基础设计计算结果表 3体系计算方法位移/mm侧向刚度/(kN/mm)侧向刚度所占比值/%1 基础环梁单独计算21.82916.5931.302 桩群手工加权累加20.34983.0733.57(1+2)1898.2930.683 土体被动土压力(1+3)11 392.8847.57(1+2+3)(1+2)1 113.3838.02桩的刚度贡献相差不大;被动土压力的刚度贡献还是相对最大的。利用三者刚度的共同作用，计算所得的拱墩的水平位移不到 7mm。3结语在有限元建模的过程中必然要对实际计算模型进行大量的简化，这类简化都将使计算结果偏离实际。在内力分析中，因为有力的平衡条件控制，计算结果与实际的误差尚能接受，而变形的计算常会产生很大的误差。在计算变形时必须仔细考查所采用的计算模型与实际的偏差，对计算结果的误差作出判断，从而得出以下几点意见:(1)本文在计算基础梁体系的刚度时，完全忽略了上部主体结构对其侧向位移的限制作用，通常主体结构+基础梁体系的侧向刚度远比单一基础梁体系的侧向刚度大，因此结构的整体侧向刚度相较于实际情况被较大地低估了。(2)由于建模时基础梁体系内许多截面较小的次要基础梁侧面都没有施加被动土压力弹簧，且采用的土体水平基床系数是其取值范围的下限值。如按实际情况所有基础梁侧均应施加依据试验所得的土体水平基床系数等代的被动土压力弹簧，则基础侧面土体的被动土压力所提供的抗水平变形刚度还将进一步提高。(3)计算结果表明，基础梁侧面被动土压力所提供的水平抗力比基础梁体系或桩群所提供的抗力都大。在今后的设计中提高这部分的抗力比提高其他两部分的抗力更容易。(4)本工程拱墩的固定还可以采用类似于道桥设计中的方法，即采用加拉杆的做法，但如在本工程中采用加拉杆，则拉杆将长达 260 多 m。这样长的拉杆拉伸位移会极大，因此只能采用施加预应力的方法来减小和控制其位移，从而增加了施工的难度，因此在本工程中同时考虑基础梁体系、桩群和基础梁侧面被动土压力作用可以有效地控制基础水平位移，同时也使得基础造价比较经济合理。总体上说，这三部分(基础梁体系、群桩及土体的被动土压力)的侧向刚度之和可能被较大地低估了。但尽管如此，在这三部分的侧向刚度的共同作用下，计算所得的拱墩侧向位移为 6.83mm(此时单基础梁系统计算模型中杆件最大拉应力为2 622.8kN、压应力为 1 315.6kN)，仍然是一个可接受的变形控制量。本工程于 2008 年完成全部设计，但因业主原因，当年处于停滞状态，后于 2013 年下半年再次启动。因本工程还未竣工，以上数据还都只是理论值，尚待实际数据的检验。参考文献1 GB 183062001 中国地震动参数区划图 S 北京:中国建筑工业出版社，20012 JGJ 9494 建筑桩基技术规范 S 北京:中国建筑工业出版社，19943 DGJ 08-111999 地基基础设计规范S 上海:上海市建筑建材市场管理总站，1999(上接第 102 页)来验证。在有条件的情况应做地基土的破坏性试验，以便更直接地获得承载力极限值。(2)单桩注浆量应根据各地的不同情况、以规范要求为依据进行确定。上海软土地区地基的特点比较明显，注浆量和注浆终止的控制条件比较单一，对于国内其他地区，合理确定注浆量和控制好注浆终止条件则应建立在对不同土层性质的分析判定之上。参考文献 1 JGJ 942008 建筑桩基技术规范 S 北京:中国建筑工业出版社，2008 2 DGJ 08-112010 地基基础设计规范 S 上海，2010 3 严敏，芮明倬，李自强 桩底后注浆超长灌注桩在东方之门工程中的应用J 建筑结构，2009，39(S1):778-780 4 吴江斌，宋青君，王卫东 上海软土地区桩端后注浆灌注桩 上海:华东建筑设计研究院有限公司 5 JGJ 9494 建筑桩基技术规范 S 北京:中国建筑工业出版社，1995 6 岳建勇，黄绍铭，王卫东，等 上海软土地区桩端后注浆灌注桩单桩极限承载力估算方法探讨J 建筑结构，2009，39(S1):721-724 7 陶兴文 上海地区钻孔灌注桩后压浆技术的设计与施工 J 探矿工程(岩土钻掘工程)，2001(4):35-36，38 8 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):114-116，12959