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钻孔桩实用沉降计算曲线摘 要 本文针对规范中“钻孔桩沉降量”计算所缺，通过对苏通长江大桥17根超长钻孔桩及我国其他地区10根钻孔桩的试验数据进行研究分析，提出钻孔桩实用沉降计算曲线的方法，可供基础工程设计参考。关键词 钻孔桩 沉降计算曲线 应用1 问题的提出钻孔灌注桩在桥梁和建筑工程实践中得到了极广泛的应用，但其沉降量的研究却远不理想。单桩沉降理论研究虽然有不少方法，但由于其计算结果大多数均与钻孔桩实际不相符，所以在桥规中钻孔桩承载力仍然与沉降量计算不挂钩，因而在超静定结构中，不能预计桩的沉降对于上部结构的影响。目前公认桩基承载力-沉降曲线最准确的办法是静载试验。但是由于试桩的成本高、时间、人力消耗大，大量应用显然是不现实的。众所周知，判定大直径桩承载力的准则几乎都是以变形量控制，也只有对沉降有了正确的认识才能获得较为合理的承载力取值。所以提出实用的钻孔桩沉降曲线计算法是当务之急。钻孔灌注桩的承载能力受施工工艺技术的影响较大。其成孔过程是孔壁水平向有效应力“解除”的过程，此时粉土、粉砂容易造成塌孔，而淤泥质土或软粘土则慢慢向孔内蠕变，造成缩颈。为克服这些不利因素，多采用泥浆护壁。但泥浆会使成桩工艺存在着固有的缺陷(如泥浆比重、桩底沉渣、桩侧泥皮等)，导致桩侧阻力与桩端阻力受泥浆工艺质量的影响显著。由于土层特性、桩基施工工艺以及桩径、桩长等异同，使得桩沉降曲线千姿百态，极难统一，这是目前所有的沉降计算方法都很难在受工艺等因素影响甚多的钻孔桩中使用的原因。苏通长江大桥试桩表明清孔后泥皮厚度和桩底沉渣多少均决定于清孔后的泥浆比重大小。抓住这个关键，通过试桩测出清孔后泥浆比重与承载力的关系系数，则钻孔桩承载力受工艺影响的难题可解。对于使用不同成桩工艺(如差、一般、好泥浆及后注浆)的钻孔桩而言，利用其一到两种工艺的试桩，通过钻孔桩实用沉降计算曲线法变换相应工艺的计算参数，则可预测出其它不同工艺的荷载-沉降情况。这样既可以减少试桩根数，节省时间、降低造价，又可以通过沉降计算曲线来分析最好工艺情况与最差工艺情况桩基承载力的差异，可以在很大程度上减少因试桩限制带来的结构危险性或使钻孔桩承载力存在很大潜力不能得以充分发挥，从而为钻孔桩设计带来了正确的判断。2 研究背景荷载-沉降曲线计算是先在理论上通过分析桩-土相互作用关系和桩的荷载传递机理的分析，再结合大量的工程实测数据，然后再进行大量的简化的修正。国内外许多专家对此已进行了不少有益的探索、提出了许多计算模式。1德国桥规(DIN4104)在7.1竖向承载力条款中明确指出：单桩允许荷载可用(P-S)关系曲线来计算。只要允许桩沉降S，它就能确定承载力P，如果S不受限值，那么大直径钻孔桩一般无极限承载力。在工程中，如果拟定某种沉降量Sg为破坏阶段，其相应的荷载Pg则可视为桩极限荷载。再以安全系数K=1.52来除Pg则得到桩的允许承载力P。该规范列出了桩长较短的P.S计算公式。2我国湖南省公路局于19941996年在洞庭湖区1804线三座大桥中推广完成了84根总长2293m的“无承台大直径钻埋空心桩”，在设计中研究提出了单桩承载力(N)-沉降(S)曲线的计算方法（“湖南法”），并应用了按容许沉降量确定桩的承载力的新理论。该法适用于桩底采用了“后注浆”工艺，桩底置于原状土上的钻孔短桩。但对桩底有沉渣和淤泥等情况钻孔桩仍未提出相应的计算方法。32002年，在苏通长江大桥耗资了3000万元进行了17根钻孔桩荷载试验，实测了大量宝贵的数据，为制作沉降曲线作好了充分的技术准备。经过整理后提出钻孔桩顶应力（）和相对沉降（y）的“-y”沉降曲线（“苏通法”），它紧紧抓住了超长钻孔桩沉降变形的三个临界状态，用三个拐点来表示复杂的荷载-沉降关系，并引入了桩的刚性系数C来简化了计算。通过试测得到不同泥浆工艺的相关承载力、沉降系数。该法适用于超长桩（l/d40）桩底土层的刚性系数适用范围有限，需收集全国更多的实测试桩资料来补充完善。4我国最新的建筑桩基技术规范中补充了后注浆工艺的承载力计算方法，结合苏通大桥后注浆工艺钻孔桩的（-y）曲线，填补了该类桩沉降曲线空白。5本文对前述研究方法进行汇总。在通过交通部的十余根试桩的补充分析后，认为对于早期桩底有沉渣和淤泥等情况，可将沉渣作为单独的一个土层；按桩底为不同土层地质的情形，可采取分层总和法来计算沉降量。这样可望收集大量的试桩实测资料对比分析所确定相关的计算参数后，可将所有的钻孔桩荷载-沉降关系都归纳到（-y）实用沉降计算曲线中来。3 基本计算图式研究表明，单桩荷载沉降曲线其特性可用三阶段的折线来概括：即弹性阶段、摩阻力(N)极限阶段和桩端刺入产生桩底抗力R阶段，如图1所示。横坐标用桩顶应力 (P/A)表示(即：面积A上的桩顶轴向力P)。竖坐标用桩顶相对沉降y（S/d）表示。式中S为沉降量，d为桩径。与一般轴向力和沉降量为坐标的N-S沉降曲线相比较，消除了桩径(d)不同所产生的影响。每个阶段曲线的垂直角正切值即地基系数C（单位沉降量所需要的轴力）。弹性阶段：桩身材料弹压系数C0=tg；摩阻力极限阶段：桩整体沉降地基系数CD=tg；桩端刺入阶段：桩尖土壤地基系数Cd=tg。为简化计算，本文引入土壤地基系数（刚度）计算法新概念。 3.1弹性阶段（0） 1) 在弹性范围（S0.01d）内，桩侧土壤摩阻力主要是桩身弹性压缩所带动，此时桩底反力甚小（假定1：在弹性阶段桩底反力R=0）。桩身材料弹性系数C0： (1)桩顶相对弹性沉降量： (2) 式中：P桩顶轴向力；A桩面积； d桩直径；SI桩顶沉降量。 图1 单桩荷载沉降曲线2) 实验和理论分析后可以确定P（假定2：桩顶弹性荷载P0等于桩侧极限摩阻力Nmax的一半），即： Nmax= d max P = P0 = Nmax / 2 (3)式中：max土壤极限摩阻力；泥浆对max 的影响系数。3)桩身弹性压缩：桩顶荷载增大到Nmax / 2时，桩顶土壤也达到极限摩阻力，但桩底尚未变形，即可以说在弹性荷载Nmax /2时桩底沉降为零。这时桩侧摩阻力分布是倒三角形(上大下零)，通过积分可以求得桩顶荷载P作用下桩顶沉降量SS0计算如下： 式中：E桩弹性模量； h桩长； 桩侧摩阻分布系数（=1/3）； C0桩身材料弹性系数(E/h) ；N桩顶应力（Nmax/A）。 3.2 桩侧摩阻力进入极限值Nmax阶段（）1)超长桩（l/d40） 桩顶沉降量S = p/CD = SD (4) 式中：p桩按角扩散至土体圆锥底大直径D范围内附加应力(KN/m2)； CD桩底的土壤整体地基系数(KN/m3)； P在传力过程中产生弹性压缩S：由于桩侧摩阻力在桩全长h范围内均匀分布，故=1/2。此时Q=Nmax，弹性压缩： (5) 桩底变形：桩顶荷载Q在传递力过程中，假定3：桩底所产生底竖向变形等于桩顶变形与桩底弹性压缩之差，桩底沉降为：Sd= S- S (6) 桩端抗力R：R = Sd Cd A （7） 修正后桩顶轴向力：Q = R + Nmax (8) 平均压应力 ： (9) 桩身弹性压缩修正： (10) 最后桩顶沉降量修正为：S= Sd+ S (11)2）短桩对于短桩，桩身弹性压缩较小，大多数方法均将其略去不计，本文方法仍然考虑了桩身的弹性压缩。沉降计算时，采用桩底土分层总和法计算桩底沉降，则桩顶沉降量为桩底沉降与桩身弹性压缩量之和。 3.3 桩端刺入产生抗力R阶段（） 1) 参考德国、美国和建筑桩基规范，假定4：桩的极限沉降量Smax=5%d，作为沉降曲线的第三个临界状态 此时，桩端刺入量：S = SmaxS (12)2) 桩端原状土在桩端单位面积产生单位沉降时所产生的桩底抗力C土 （要从试桩结果中分析求得）： (13) 桩底应力：R = R / A； 3) 桩端刺入后所产生的抗力：R = S C土 A (14) 4) 最终桩顶轴向力： Q=R+Q (15) 4 刚度系数4.1 桩身材料弹性系数C0： 4.2 整体沉降地基系数CD众所周知，桩基沉降主要是桩端下土层整体压缩变形和桩身弹性压缩所产生，而发生桩向土中刺入的变形的情况极少。国内交通部和建工部的地基规范都是把桩和桩间土看成一个等代实体基础。用分层总和法计算桩端以下压缩层范围内的沉降量。 通过试桩的分析对比，可将桥规中的桩顶沉降量公式SD修正如下： （16）则： CD =1/SD （17）式中：t时间效应系数。 N泥浆影响系数。 沉降计算经验系数。桩顶沉降量S上 。通过对钻孔桩试桩沉降曲线分析，可以证明公式中SD应为桩顶沉降量S上。而桩底沉降量S下 = Sd应为桩顶沉降量SD减去桩身弹性压缩S。即S下=S上-S。而目前大多数文献中均指SD计算值为桩底S下沉降量是错误的。原因在于超长桩顶荷载Q在桩侧土壤中扩散时，桩身弹性压缩就和摩阻力同时发生，直至桩底。4.3 桩底沉降地基系数Cd 钻孔灌注桩底状态与工艺密切相关，这是目前所有的理论公式都不能如实反映总钻孔桩底抗力R与沉降量Sd相互关系的重要原因。桥规通过不同的沉渣厚度(相对桩的直径)取不同的清底系数m0来确定桩底抗力R，但对沉降量却没有给出相应计算方法。本文综合实试桩桩底应力(R)桩顶沉降(y)曲线，提出将桩底沉渣厚度作为一个特别土层可同样用分层总和法来计算沉降量。根据试桩实测反算，当长径比=l/d40以后（属于长桩范围）沉降计算系数0.1。根据施工实际情况，桩底可相应选取桩底沉渣的类型和相应变形模量Es来计算。对于桩底后注浆的桩底土模可视为是注浆砼与原状土的混合物。4.4 桩尖刺入地基系数C土 1) 在超长桩荷载沉降曲线所特有的三个拐点中，桩底反力R在I弹性阶段，反力甚小近似为零。在第阶段受力比较复杂，桩顶荷载分别由桩侧摩阻力N和桩底抗力R共同承担，变形按S下 = S上-S规律按由CD和Cd两者刚度系数来分配。当极限摩阻力Nmax已充分发挥后，桩端进入刺入阶段抗力R的增量全部由桩底平面的土壤产生。其刚度R土与沉降量S土、桩面积A成正比。桩端刺入抗力R土 =S土C土A。 式中：C土桩尖单位面积发生刺入单位沉降量时所需抗力；S土 桩底刺入土中变形。 2) C土值。刺入阶段发生在-y曲线发生急剧转折时。地基系数C土有明显的规律性，与深度和桩径大小关系不大。是桩尖刺入土壤后，土壤对桩面积所产生的抗力，它只与土壤种类有关，土壤强度愈大，C土值也大。通过试桩桩实测等土质以及资料41根桩试验分析后，综合C土，如表1：表1 桩基土壤刺入地基系数C土土层名称状态(MPa)/m圆砾土很密密实中密稍密5801604009046亚粘土硬塑580砂砾密实中密稍密2108540粘土硬塑20粗砂中密6080中砂中密4060细砂中密3040粉砂中密15305 相关计算参数5.1 桩侧摩阻分布系数。视桩侧摩阻力在桩长范围的分布情况而定，第一阶段摩阻力呈倒三角形分布，故取1/3，第二、三阶段由于摩阻力在桩全长范围内均匀分布，故取1/2。 5.2 沉降计算经验系数。参考最新建筑桩基技术规范取定，如表2：表2 沉降计算系数地基形变模量当量（MPa）1015203550相应计算系数1.20.90.650.50.45.3 时间效应系数t。一般荷载试验（锚桩法、堆载法、自平衡法等）系短期加载；通常试桩情况取时间系数t=1。而用于工程桩，系长期荷载，时间效应系数t =1.21.5，随土质不同而定，要用实测观察数据来校正。5.4 泥浆影响系数N。1）现行公路桥梁桩基础采用的钻孔灌注桩，由于桩成孔过程中以泥浆护壁法为主，使成桩工艺存在固有的缺陷(如泥浆比重、桩底沉渣、桩侧泥皮)，导致桩侧、桩端阻力显著降低。现以原规范的状态系数为1。 2）泥皮由于钻孔灌注桩施工中泥浆工艺的不同，孔壁就有不同厚度的泥皮，从而形成不同极限摩阻力。泥皮厚度和泥浆比重是成正比的：泥浆比重越小，泥皮越薄，桩侧极限摩阻力越大。3）桩底不同沉渣厚度也会形成不同的桩底抗力，从而影响钻孔桩的承载力、沉降情况。但桩底沉渣和泥浆比重之间并非线形关系，它主要与清孔有关。采用严格的清孔换浆措施后能实现桩底沉渣为零。但如果施工过程中的泥浆比重很大，即使清孔干净，桩底沉渣为零，但桩侧由于泥皮厚度降低了极限摩阻力。通过对大量试桩分析后认为：泥浆工艺和桩极限摩阻力有直接关系。故引入泥浆影响系数N，如表3，工艺粗糙质量差的承载力系数（实测/计算）为0.70.97，泥浆工艺质量优良者则为1.11.45。表3 泥浆影响系数N 分 类项 目工艺粗糙符合规范工艺优良清孔后泥浆比重（g/m3）1.31.21.01.151.061.08极限摩阻力0.700.901.01.11.3沉降量1.431.111.00.910.776 后注浆工艺建筑桩基技术规范中指出：采用“后注浆”技术的钻孔桩单桩极限侧阻力提高可用增强系数N表示。在饱和土层中注浆时，在桩底以上1020m范围的桩侧阻力进行增强修正。当在未饱和土层中注浆，仅对桩底以上45m增强，不同侧摩阻力土层的增强系数N。由于新建筑桩基技术规范中的N取值是以较小的桩基础上取值的，故取值偏大，对于桥梁桩基而言，其桩径、桩长较大，将规范取值修正后，如表4。另外，注浆后桩侧阻力提高的范围不超过10m。表4 后注浆对桩侧摩阻力的增强系数N土层淤泥质土粘土粉细砂中砂粗砾砂砾卵石强风化岩N1.21.31.31.51.31.61.41.81.82.122.41.41.67 实用沉降计算曲线在工程中的应用7.1 钻孔桩荷载-沉降预测目前，公认桩基承载力-沉降曲线最准确的办法是静载试验。但是由于试桩的成本高、时间、人力消耗大，大量应用显然是不现实的。我们在试桩时，如果有针对性的选择某根桩的一至两种成桩工艺试桩，利用钻孔桩实用沉降计算曲线来预测其它几种不同工艺的荷载沉降情况，从而可减少试桩根数，节省时间、降低造价。现以开封黄河公路大桥2#试桩为例。该试桩是在泥浆工艺较好的情况下进行的，在取得试桩荷载-沉降实测曲线后，用本文方法绘制其实用荷载沉降计算曲线，由图2可见，与实测十分接近，达到工程应用精度要求。在此基础上，来预测其它几种不同工艺的情况。图2 开封黄河公路大桥2#试桩对于采用其它几种不同成桩工艺，主要是泥浆工艺系数N的取值、桩底是否有沉渣以及桩底后注浆对承载力的提高大小的不同。 1) 泥浆工艺粗糙情况预测由于泥浆工艺粗糙，泥浆比重为1.3g/m3。根据表2，N取0.8。因此，在计算极限摩阻力Nmax时，Nmax=NNmax= 0.8Nmax。由于清孔较为干净，桩底沉渣为0，沉降量采用分层总和法计算，其三个阶段荷载-沉降量：弹性阶段： =5.68MPa， S=0.32%d；：极限摩阻： =11.4MPa， S=1.21%d； ：桩底刺入： =35.61MPa， S=9.12%d。2）泥浆工艺一般情况预测泥浆比重为1.15g/m3N取1.0。因此，Nmax=NNmax= 1.0Nmax。三个阶段荷载-沉降量：弹性阶段： =7.09MPa， S=0.4%d；：极限摩阻： =14.26MPa， S=1.51%d； ：桩底刺入： =36.54MPa， S=8.79%d。3）泥浆工艺粗糙情况后注浆预测 极限摩阻力Nmax由于泥浆工艺粗糙，N取0.8。在计算极限摩阻力Nmax时有所不同的是，桩底形成注浆混凝土和原状土的混合物，在桩侧10m高范围内的混合物桩侧摩阻力提高系数N为1.4：=0.83.141.0(1201.64+803.1+1001.7+803.56)=2825 KN桩底后注浆提高的摩阻力：N=（1.4-1.0）2825=904 KN；原Nmax=10781 KN，故Nmax=Nmax+N=10781+904 =11685 KN。 沉降量由于在桩底12m范围内形成注浆混凝土和原状土的混合物，其形变模量大为提高，Es达50000 KN/m3。故在沉降量计算时，要将桩底注浆厚度约1.25m的浆土混合物单独作为一层来考虑。按钻孔桩“”沉降曲线计算法计算三个阶段荷载-沉降量：弹性阶段： =6.15MPa， S=0.35%d；：极限摩阻： =12.4MPa， S=1.3%d； ：桩底刺入： =35.94MPa， S=9.01%d。4）泥浆工艺一般情况后注浆预测 对于泥浆工艺一般情况后注浆来说，情形和差泥浆后注浆是类似的，不同的是N取1.0。：弹性阶段： =7.69MPa， S=0.44%d；：极限摩阻： =15.5MPa， S=1.63%d； ：桩底刺入： =36.95MPa， S=8.66%d。5）泥浆工艺较好工艺后注浆预测对于泥浆工艺较好工艺后注浆来说，情形和差泥浆后注浆是类似的，不同的是N取1.2。：弹性阶段： =9.23MPa， S=0. 52%d；：极限摩阻： =18.5MPa， S=1.96%d； ：桩底刺入： =37.96MPa， S=8.3%d。现将该试桩在不同成桩工艺条件下的荷载-沉降曲线汇总如图3所示：图3 开封黄河公路大桥2#试桩不同工艺7.2 承载力分析对于同一工程试桩结果，以不同的极限承载力判别标准也可能出现较大的误差。本文推荐采用德国、美国和我国建筑桩基规范的标准，即实用荷载沉降计算曲线上的5%d相对沉降对应的承载力作为桩的极限承载力，以1%d相对沉降对应的承载力作为桩的允许承载力。(1)由图2查得1%d沉降量时，桩顶应力 =11.86(MPa)； 允许轴向力 P11.861030.95=11267(KN)； (2)由图2查得 5%d沉降时,桩顶应力 = 26.87(MPa)； 极限轴向力 Pmax = 26.87 103 0.95 = 25527(KN)； (3)安全系数K = Pmax / P = 25527/11267=2.27 2 满足桥规要求。7.3 沉降控制桩基设计在前述基础上，我们可以通过实用沉降计算曲线来分析采用最好工艺情况与最差工艺情况桩基承载力的差异，这样就可以在很大程度上减少因试桩限制、成桩工艺而带来的结构危险性或使钻孔桩承载力存在很大潜力不能得以充分发挥的情况，从而根据设计要求制定出最为合理、安全、经济的施工方案。如图4所示，津京唐高速公路津蓟桥试桩采用泥浆工艺较好情况后注浆与采用工艺粗糙情形下两者极限承载力之比为：P6 /P1 = 7021/4586 =1.53，两者之间相差了53%。若假定设计要求的极限承载力P=4000 KN，则采用粗糙泥浆工艺成桩也可满足设计要求。若假定设计要求的极限承载力P=5600 KN，则采用一般工艺泥浆后注浆、工艺较好的泥浆及工艺较好泥浆后注浆成桩均能满足设计要求，但是对安全、经济方面的综合考虑后认为，采用工艺较好泥浆来取代其它几种工艺是最为适合的方案。图4津蓟桥试桩不同工艺实用荷载-沉降计算曲线7.4 时间效应对承载力的影响 一般荷载试验（锚桩法、堆载法、自平衡法等）中都是短期加载。由于N值是荷载试验中测得，故此时取t时间系数=1。而用于工程桩时间往往要超过1年以上，此时沉降值将随时间增长现象。因此，在计算桩基础荷载-沉降时，应根据不同土质情形考虑时间效应对桩基础荷载-沉降的影响，这样才能如实地反映出桩基础在实际应用中最真实的情况。现以南华渡大桥6#墩为例来说明时间效应对桩基承载力的影响。在南华渡大桥进行了长期桩沉降量与时间关系的观察中发现：梁恒载完成后，桩在90天之后沉降量S基本稳定不增长。为了避免合拢后进行桥面系安装时又出现桩后期沉降而影响桥面线型，在这两座桥梁工中都有意识将上部构造梁呈悬臂状态100天之久，这样基本上消除了施工过程中桩的沉降对上部构造所造成的影响。在桥建成后对全桥线型持续观察，各桥墩二年后沉降量均在lcm之内。事实证明，只要桩基底下没有软卧层，考虑到桥梁施工期较长，在一般情况下最终不均匀沉降量St已在施工期间基本完成了。而各桥墩的均匀沉降对上部构造影响不大。 因此，一般桩基在初期三个月中变化量大，一年后趋于稳定，考虑时间因素，t 取1.21.5，随土质不同而定。本桥桩底为粉细沙，t取1.2。其计算曲线如图5所示：图5 南华渡大桥6#墩实用荷载沉降计算曲线7.5 不同成桩工艺对承载力的影响对于苏通大桥7#钻孔桩，采用采用本文方法绘制其6种不同工艺荷载沉降计算曲线，如图6所示，利用本文承载力判别标准来分析成桩工艺水平对承载力的影响。 (1)在允许承载力1d%沉降时，几种工艺的允许承载力变化不大，均在20% 范围内。 (2)在极限承载力5%d沉降时，几种工艺的极限承载力如表5变化明显：表5 7#桩不同工艺极限承载力编号123456泥浆工艺差泥浆一般泥浆P.H.P泥浆差泥浆后注浆一般泥浆后注浆P.H.P泥浆后注浆极限承载力P(KN)5592580377906888582791915101441比例70%100%113%107%114%126% P.H.P泥浆与差泥浆应力之比为：P3 /P1 = 1.62，承载力提高了62%。 三种不同的泥浆后注浆与注浆前：P4 /P1 = 1.53，承载力提高了53%；P5 /P2 = 1.14，承载力提高了14%；P6 /P3 = 1.11，承载力提高了11%。2）采用桩底二次注浆能提高桩的极限承载力。当泥浆质量愈差时，提高值愈大。差泥浆注浆后比注浆前提高了53%，而泥浆质量很好时，提高效果不显著=11%。因此，设计不能滥用桩底二次注浆技术。对于超长摩擦桩而言，搞好泥浆工艺是确保桩的极限承载力的主要方面，桩底二次注浆是一种辅助和补救的手段。3）对使用差泥浆后又进行桩底二次注浆的钻孔桩，7#桩相应的极限承载力分别为P3 = 90688(KN)，P4 = 85827(KN)，粘土泥浆钻孔桩桩底沉渣多的情况下，再进行桩底后注浆的承载力还略小于（优质P.H.P）泥浆。因此，施工中应尽量采用“P.H.P”优质泥浆来取消桩底二次注浆工艺。苏通长江大桥共1600余根钻孔桩，原考虑桩底沉渣不易清除拟定全部采用桩底二次注浆工艺，后经过“试桩”分析，其中1000余根桩改用“P.H.P优质泥浆”，取消了二次压浆工艺，减少费用2000万元。 4）在使用(P.H.P)优质泥浆情况下，桩底后注浆技术在1%d允许沉降范围内，对桩允许承载力提高效果不显著，约10%左右；对于相应5%d的沉降极限承载力提高值也不大，约12%左右。但目前不少报告由于没有考虑土壤的时间效应(桩端注浆应力随时间消亡)，过分地夸大了桩底二次注浆对桩极限承载力大幅度提高的作用，将会造成不安全的结果。图6 苏通大桥7#桩不同工艺比较图参考文献：1 德国大口径钻孔灌注桩规范(DIN 4014). 中交公路规划设计院.,1995.2 中国建筑科学研究院.建筑桩基基础设计规范(JGJ94-94), 中国建筑工业出版, 1995.3 上官兴. 交通部行业联合科技攻关课题研究报告桩用N-S曲线确定承载力J. 大口径工程桩.1999年南京学术讨论会.4 熊国辉, 蒋伟，上官兴. 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