论嵌岩灌注桩的承载力及质量与成本控制

论嵌岩灌注桩的承载力及质量与成本控制

唐维鸿,杨石春

Bearing Capacity, Quality and Cost Control of Rock-Socketed Cast-in-Place Piles

深圳能源集团股份有限公司   广东省深圳市  邮编号5108001

Tang Wei-hong, Yang Shi-chun

Shenzhen Energy Group Co., Ltd.  Shenzhen City, Guangdong Province 5108001,China

【摘要】国内多数工程承载力估算偏低，现场试桩未达到极限荷载，桩基潜力得不到合理发挥。采用桩端极限平衡经典理论计算桩端极限阻力，再增加嵌岩部分提高的承载力的方法计算，经静载试压验证，对于桩端嵌入中风化花岗岩的桩端极限承载力比规范计算值高30%。同时，经低、高应变动测捡验、抽芯检测与静压验证发现，桩端持力层构造、施工质量对承载力与工程成本的影响也很大。针对现场时有发生的实际承载力不足与成本超支的情况，经现场实证分析，提出合理提高桩基设计承载力、科学控制工程质量与成本的有关措施、使有关技术参数更为合理与正确，以供类似工程参考。

【Abstract】The bearing capacity of most domestic projects is underestimated, the field test piles did not reach the ultimate load, and the potential of the pile foundation cannot be reasonably exerted.The ultimate resistance of the pile end is calculated by the classical theory of ultimate equilibrium, plus the bearing capacity contribution of the rock-socketed, a 30% increase in the tested bearing capacity than that of the calculated results.At the same time, it is found that the structure of the bearing layer at the pile end and the construction quality have a great influence on the bearing capacity and engineering cost through low and high strain testing, core-pulling testing and static pressure verification.Aiming at the condition of insufficient actual bearing capacity and cost overrun that occurred on site, through on-site empirical analysis, relevant measures to reasonably improve the design bearing capacity of the pile foundation, scientifically control the quality and cost of the project, and make the relevant technical parameters more reasonable and correct, which is for reference of similar projects.

【关键词】嵌岩灌注桩；试验实证 ；承载力确定；质量控制 ；成本控制

【Keywords】rock-socketed cast-in-place pile; experimental evidence; bearing capacity determination; quality control; cost control

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。

1、引言

我国现行地基基础设计规范采用以可靠性理论为基础的概率极限状态设计方法，桩基设计承载力特征值按上部结构的荷载组合及地质报告提供的岩土参数，先估算拟定桩基承载力后再进行试桩静压检验，将取得的试桩参数作为工程桩设计与施工的依据。在国内多数工地试桩最大荷载未达到极限荷载，设计承载力估算偏低，嵌岩灌注桩的潜力得不到合理发挥。同时，现场时有发生实际承载力不足与成本超支的情况。本文将以桩端极限平衡经典理论计算的桩端极限承载力用

静载试压加以验证，并通过工程桩与试验桩的实例对比分析，系统地研究有关岩土参数、桩基技术参数及施工参数对承载力及工程质量与成本的影响,提出相关技术途径与对策。

2、设计承载力的确定与验证

2.1设计承载力的估算

在桩顶荷载下，桩身受到压缩并产生向下位移，同时受到桩周土层向上的摩阻力，使桩身的轴力和压缩随离地面深度而递减。当荷载传递到桩底时又使桩端土受到压缩而产生向上的桩端阻力。此时桩端土的压缩又加大了桩身与桩周土之间的相对位移，使摩阻力得到进一步发挥。使桩端阻力或沉降量达到极限状态的桩顶荷载就是桩的极限承载力。《建筑地基基础设计规范》[1]采用极限承载力的0.5倍为设计承载力特征值，并按公式（1）估算：

      （1）

式中，Ra为单桩竖向承载力特征值；、qsia为桩端阻力、桩侧阻力特征值，由地勘试验结果统

计分析算得；Ap为桩底端横截面面积；up为桩身周边长度；Li为第i层岩土厚度。

2.2桩端极限承载力的计算与验证

根据别列赞策夫等学者提出的经典极限平衡理论，对桩端平面以下岩土剪切破坏的极限阻力可按经典极限平衡理论计算公式（2）计算[2][3]。

   （2）

    式中为桩端单位极限阻力；NC为桩端荷载下产生的承载力系数；Nq为桩周摩阻力作用下提高的承载力系数；为桩周土自重作用下提高的承载力系数[5]；C为桩端岩土内聚力；为桩端、桩侧岩土容重；为桩的半径；为桩端岩土内摩擦角；D为桩的埋深，在桩基或深基础时，应考虑土拱效应，宜取3倍桩径长度。

当桩端嵌入岩层，围岩对桩端岩体变形位移的约束增大，在一定范围内，其承载力随嵌入深度的增大而增加。由于桩端嵌入岩层而产生的极限阻力增量可按公式（3）计算[4]：

           （3）

  式中为桩端岩土抗剪应力，可从试验获得或通过摩尔-库仑公式换算。

桩端岩层发生剪切破坏的极限承载力QP为：

                 （4）

试桩SZ-1A的嵌岩深度1.0m，按设计规范公式（1）计算值的2倍估算：桩周极限摩阻力3181KN；桩端极限阻力为7065KN；总极限承载力为10246KN，设计取特征值5000KN。按桩端剪切破坏理论公式（2）计算的极限承载力理论值：Nq=64.2，NC=75.2，=109.4，qp1=7953KPa，Qp1=6243KN。

按公式（3）计算嵌岩桩极限承载力增量为：RAD=1.50m，h=0.60m，取=400KPa，Qp2=3014KN。

桩端极限承载力为：QP=6243+3014=9257KN，比规范公式计算值大31.0%。

试桩SZ-1A在最大试验荷载（1200KN）下的实测桩端阻力为8674KN，比规范计算值大22.8%。其Q-S曲线如图1之1#曲线所示。

图1 试压 Q - S曲线

SZ-1A之Ⅰ#曲线未出现明显拐点，最大沉降量仅7.12mm，回弹率高达74.6%，说明该桩在最大试验荷载下还未达到极限，其承载力还具有较大潜力。

2.3桩周极限摩阻力的发挥与实测

在桩顶荷载作用下，桩身的应变或轴力随荷载增大而增大，随桩深增大而减小。随着桩顶荷载逐级加载，桩周各土层的摩阻力随桩土相对位移的增加逐渐增大；且愈接近桩顶部分愈先发挥作用，愈远处愈后发挥作用；土层愈软则愈先达到极限。对于松软土层离地面10倍桩径、中密土层至离地面20倍桩径范围内，桩侧摩阻力随着深度而线性增加。当深度更大时，因下部竖向变形小于上部，摩阻力不能充分发挥出来，加上土拱效应，土的侧压力不可能随着深度而线性增加，因此，下部摩阻力将趋于常量。桩周各层土的摩阻力发挥与桩顶荷载的关系如图2所示。

桩周各层岩土在各级荷载下的阻力实测值如表1所列。

图2  SZ-1Ａ各级荷载下单位摩阻力

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。

表1  SZ-1Ａ 试验桩各层土摩阻力及端阻力的实测值（KPa)

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。

3 试验实证分析与影响承载力的因数

3.1主要试验实测参数比较

试验桩在最大荷载下承载力的理论值与实测

值比较，如表2所列。

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。

表2 地质状况及桩周摩阻力、端阻力理论值与试验实测值比较表 

注：实测最大桩摩阻力、桩端阻力值因最大试验荷载（2.1倍设计特征值）未到极限荷载，尚未充分发挥到极限。

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。

当桩端持力层为中风化岩层、桩顶最大试验荷载为设计规范计算承载力特征值的2.1倍时，试验桩的桩长、桩径、长径比、入岩深度、孔底沉渣厚

度与桩周摩阻力、桩端阻力、桩端分担荷载比、桩

身压缩量、桩端沉降量及残余沉降量与回弹率等试

桩参数如表3所列。

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。

试验桩桩顶荷载、周摩阻力、桩端阻力、桩身压缩量、桩端沉降量等参数一览表                表3

注：①SZ-4A桩在离地面7.9m入中风化岩1.6m遇0.7m厚强风化夹层，穿过2.5m又遇0.5m厚强风化夹层，再入中分化岩1.0m；②SZ-2B桩桩端未经中风化层直接进入微风化花岗岩持力层０.２３ｍ。

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。

在对工程桩做100%低应变动测基础上，筛选了55根怀疑桩做抽芯检测，又选取了19根怀疑桩做高应变动测检查，再选取10根怀疑桩做静载试压检侧。有关试验参数比较如表4所列。

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。

          表4  工程桩实测桩顶最大荷载与桩径、桩长、入岩深度、沉渣厚度、桩顶最大沉降量一览表

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。

3.2长径比对承载力的影响

当桩长与桩径之比小于6时为短桩，大于30时为长桩，中间桩为中长桩。短桩SZ-1A，自起始荷载开始，桩端分担荷载比就大于50%，并随加载而增大。在最大试验荷载时高达72%，达中长桩平均值的142%。此时，其摩阻力增长趋于平缓，而端阻力仍将急剧增长趋向极限，如图3之ⅠS与ＩD曲线所示。在最大试验荷载（12000KN）已使桩摩阻力与端阻力均得到了较好发挥。

对于中长桩，由于桩侧摩阻力先于端阻力发挥[6]，在荷载初始阶段，摩阻力高于端阻力。但端阻力随荷载加大而急剧增高，当加载至1/3最大荷载后，就超过了摩阻力，并继续增高，而摩阻力不断趋向平缓，且二者比较接近，如图3之ⅡS与ⅡD所示。

对于长桩，摩阻力始终高于端阻力，如图3之ⅢS与ⅢD所示。在离地面25倍桩径以下桩土变形越深越小，其摩阻力不能随深度而线性增加。嵌岩部分的摩阻力与端阻力达到极限的时间将迟于桩身强度破坏。

图3 桩摩阻力、端阻力与桩顶荷载的关系

2.3入岩深度对承载力的影响

入岩深度愈大，嵌岩段摩阻力愈大，桩端分担荷载比愈小。当嵌岩深径比达到5之后，就可使桩端阻力趋为0[5]。《建筑桩基技术规范》JGJ94-94对嵌岩桩的端阻力的计算是以岩石饱和单轴抗压强度标准值与修正系数相乘确定，当嵌岩深径比为0.0～2.0～5.0时，摩阻力修正系数为0.00～0.07～0.05，端阻力修正系数为0.50～0.30～0.00。说明深径比大于2以后再加大嵌岩深度的价值不大。

试验桩的入岩深度为桩径的1.0倍左右，工程桩的入岩深度为桩径的3.0～4.7倍，两者的岩土条件相近，在同级最大荷载下，桩顶沉降量并未发现明显变化，说明深径比1与4对承载力影响不大。但充盈系数变化很大，试桩的平均充盈系数为1.16，工程桩的平均系数达到1.55。根据工程经验，综合考量经济、进度与可靠性，对中风化岩层的最佳入岩深度宜为桩径的1.0～2.0倍，对微风化岩层宜为桩径的0.25～0.5倍。

3.4孔底沉渣的影响

根据现场抽芯检测结果，50根工程桩桩底沉渣厚度为0～50mm，平均厚度为25mm。对于桩底沉渣厚度在桩基施工技术标准（≦50mm）范围之内时，其厚度对桩基承载力影响不明显。但一旦超过50mm范围之外，影响就很明显。本课题有1根Ø800沉渣厚度为100mm的工程桩比同类等长的正常工程桩承载力小20%；有2根Ø800沉渣厚度为150与160mm的工程桩比同类等长的正常工程桩承载力小26%；1根Ø1000沉渣厚度为260mm的工程桩比同类等长的正常工程桩承载力小18%；1根Ø800沉渣厚度为970mm的工程桩为废桩，其Q-S曲线见图1之Ⅲ#曲线。

3.5桩端岩层构造对承载力的影响

表3试桩在同等最大实验荷载下A组实测桩端沉降量的变异系数为42.44%；B组的沉降量变异系数也达39.5%。地质报告揭示桩端岩层为中粗粒结构，块状构造，岩芯多呈碎块状，少量为柱状，节理裂隙发育，岩质较硬。天然状态单轴抗压强度19.0～46.0MPa，变异系数32.3%。经现场取芯也证实该中风化岩层具有较大的构造差异。

表３表明，在同等最大荷载及桩径、桩长、入岩深度、沉渣厚度相近情况下，试桩SZ-3A桩端阻力比SZ-4A桩大1280KN（19.4%），桩端沉降量却小2.14mm（42.0%）；SZ-1B桩比SZ-4B桩的端阻力差别不大，但桩端沉降量要小9.12mm(52.0%)，说明沉降量较小的SZ-3A、SZ-1B桩端承载力明显高于其它同类桩；沉降量较大的SZ-4A、SZ-4B桩端承载力明显小于其它同类桩。

由表4可知，工程桩F2-1（Ø1000）的桩顶沉降量大于同类正常桩27.5%，回弹率低于同类正常桩的54.3%，桩J12-9（Ø800）的桩顶沉降量是同类正常桩平均值的2倍，而回弹率是同类正常桩平均值的0.44倍，说明桩顶沉降量较大、回弹率较小的F2-1桩、J12-9桩的桩端承载力明显小于同类正常桩，经Q-S沉降曲线分析表明，其桩顶荷载已接近极限承载力，如图1之Ⅱ#曲线所示。

经现场抽芯检测，桩顶或桩端沉降量较大、回弹率较小的桩底岩芯均呈碎块状，承载力潜力较小；而沉降较小、回弹率较高的桩底岩芯多呈短柱桩，承载力潜力较大。经综合分析，桩端中风化岩芯呈碎块状的承载力比呈短柱状承载力小30%左右。

3.6桩端岩层软弱夹层的影响

工程桩B12-2（Ø1000）在桩顶试验荷载达到4400

KN时出现第1个拐点，到达5500KN时沉降开始加快，自8800KN到9900KN时，桩顶急速下沉64.41mm发生持力层冲剪破坏。其Q-S沉降曲线如图1之Ⅳ#线所示。经抽芯检测，在桩端以下0.7m处存在3.2m厚的强分化软弱层，并验证了桩端岩层已被冲剪破坏。经验算，桩端下的安全厚度为2.5倍桩径左右

[4]，与设计规范“嵌岩灌注桩桩端以下3倍直径且不小于5m范围内应无软弱夹层、断裂破碎带和洞穴分布”相吻合。

4、施工质量通病、成本超支及控制对策

4.1  工程桩的质量通病与危害

多数工地的工程桩不同程度地存在桩底沉渣过大、桩身夹渣、缩径、扩径、断桩及充盈系数过大等质量通病，直接影响到工程桩的承载力与工程成本。即使设计保守，承载力冗余度较大，经统计，发生断桩的概率约0.5%，须经注浆等补救的Ⅱ～Ⅲ类工程桩占10%左右。造成这种质量通病的主要原因是现场施工管理与施工工艺存在缺陷。其中，泥浆护壁工艺质量普遍未引起足够的重视。该工程也存在类似情况，其中充盈系数普遍达到1.5至1.6，最高达1.8至1.9，混凝土耗量超过正常耗量（充盈系数1.15至1.25）平均值达30%以上，造成不必要的较多成本浪费。

4.2 控制施工质量与成本的途径

4.2.1严格施工流程工艺控制

（1）在完成施工准备，从开钻成孔开始至完成水下混凝土浇筑成桩，均应连续作业。中间间歇及各工序验收交接时间不宜超过2小时。

（2）严格控制施工工艺质量：

①护筒埋置平直，保证孔口土层稳定，上口高出地面300mm,垂直度不大于2%；②钻机就位须调平稳定；③泥浆制备质量符合要求；随时检查泥浆指标、钻孔直径和垂直度，遇到地质变化应及时调整泥浆指标；④进入持力层嵌岩深度不宜超过设计深度，尽量缩短钻（冲）孔时间；⑤清孔过程及前后泥浆不能太清；⑥钢筋笼应由人工配合保持垂直轻放，防止碰撞孔壁、发生孔壁剥落、坍塌；⑦导管须人工配合、对中垂直平稳慢放，离孔底300～500mm，并用卡盘将导管卡稳；⑧二次清孔时间不宜小于30min，注水换浆在泥浆指标达到规定要求后开始灌浇混凝土；⑨浇灌首批混凝土应使导管埋入混凝土中深度不小于1.0m，灌注过程应连续不断，若发生故障间断时间不得超过混凝土初凝时间，导管提升不宜过快过慢，并随时或在拆导管间歇采用测锤测探混凝土面高度、推算导管下端埋入混凝土中深度，并做好记录。

4.2.2 提高泥浆护壁成孔质量

正确采用泥浆护壁成孔工艺是最有效的途径。粘土具有明显的吸水膨胀和失水收缩性能，用黏土制成的泥浆可以从孔壁表面向地层内渗透到一定的范围，并粘附在土颗粒上，在孔壁形成的一层光滑泥皮。这层泥皮可以使孔壁减少剥脱、坍塌和透水。泥浆具有悬浮泥沙、岩屑功能，避免泥碴积沉。同时泥浆可以增大将夜对孔壁的静压力，并具有容易泵送的稠性，在冲孔过程中可减少浆液对孔壁的冲击。

（1）控制泥浆比重

泥浆比重过大，失水量大，孔壁剥落、崩解的可能性就大；泥浆比重过小，孔内水压力就小，易造成坍孔。泥浆比重控制在11.5～12.5之间为宜。

（2）控制泥浆的含砂率

泥浆的含砂率过高，将减少泥浆的稠度与悬浮性能，不利于钻孔进尺。一般应不大于4%。

（3）控制泥浆粘度:

粘度过高会使泵压升高，排量显著减少，排渣困难，下降钻孔进尺，泥浆粘度控制在18~22s，一般以20s为宜。

（4）控制泥浆PH值:

泥浆PH值应为中性，当泥浆PH<7时，泥浆呈酸性；当PH>7时呈碱性。如果PH值大于11，则泥浆会产生离析、分层现象，失去固壁作用，可控制在7～10为宜

（5）控制护筒上口离地高度

钻孔泥浆液面应高于地面，始终保持孔内具有一定的水头压力。护筒上口离地高度越高，孔内浆液对孔壁的静压力越大，可以有效防止孔壁剥落、坍塌，但过高不利于钻孔操作。一般控制在0.3m为宜。

4、结论

（1）多数桩基工地采用静载试桩时，备用试验荷载往往达不到极限荷载，测不到真实的极限承载力。应用桩端极限平衡经典理论计算桩端极限阻力、加上嵌岩部分提高的承载力的计算方法，经静载试压验证，对于桩端嵌入中风化花岗岩1.0倍桩径时，桩端极限承载力比规范计算值提高30%左右。

（2）试验桩与正常工程桩的静载Q-S曲线均呈缓变型，均未出现明显拐点，证明在桩顶最大试验荷载下的承载力仍未达到极限状态，还有一定的承载力潜力。对于嵌岩短桩、中长桩的极限承载力应以桩端阻力极限值控制。对于长桩、超长桩应以桩顶容许沉降量或桩身抗压强度控制。

（3）经低应变、高应变动测检验，对筛选出10根有疑问的工程桩进行静压试验与取芯检测中，发现5根桩端岩芯为块状～柱状，其桩端阻力未达到极限承载力，具有较大潜力；2根桩端岩芯为碎块状～块状，其桩端阻力接近极限承载力，但大于规范计算值22.8%以上；1根桩底存在0.97m沉渣而破坏；1根桩端平面下0.7m处持力层（中化岩）夹有强风化软弱层，发生了冲剪破坏；1根工程桩因桩身混凝土内夹渣被作为断桩。加强现场连续施工管理，严格工艺质量控制，是提高成桩率的最有效途径。

（4）经工程桩与试验桩比较，离地面25倍桩径以下的嵌岩摩阻力与端阻力的贡献不易发挥；入岩深度以1.0～2.0倍桩径为最佳；孔底沉渣厚度在50mm以内时对承载力的影响不大敏感，超过50mm后对承载力的影响明显；桩端中风化岩的构造差异对桩端承载力的影响在

30%以上，若发生软弱夹层足可使工程桩报废。对复杂场地，合理加密勘探钻孔，提高地质勘测报告正确度很有必要。

（5）入岩深度超过2倍桩径时对提高桩端承载力作用不明显，当超过3倍桩径后趋于常量。同时钻岩成本大，入岩耗时长，增加浆液对孔壁的冲涮时间及孔壁剥落、坍塌的风险，以致充盈系数过大。将入岩深度控制在1～2倍桩径时综合效益最佳。

（6）对非黏土层或含砂率超过5%的黏土层应采用泥浆护壁成孔工艺，是确保成孔质量、减低充盈系数、有效控制工程成本的技术途径。有关工艺参数控制指标如表5所列。

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。

表5    冲孔灌注桩泥浆护壁工艺参数控制指标表

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。

主要参考资料

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[2]牛义昌 .基于南宁地层组合的工程短桩承载力计算与实例分析.广西大学硕士学位论文2009-06-26:11.

[3]肖大平.陈环.对承载力系数Nc\Nq\Nγ的分析探讨[J].岩土工程师.1996.5.2:3.

[4]杨石春.嵌岩灌注桩极限承载力的计算与试验实证分析［J］.工业建筑.2021(11):143-149.

[5]史佩栋．梁晋渝．嵌岩桩竖向承载力的研究［J］．岩土工程学报1994.16(4):37

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。

作者简介：唐维鸿（1974~），男，湖南邵阳人，工程师，从事工程施工管理与研究。