汨水河特大橋嵌巖樁承載特性試驗研究*

趙明華，羅衛華，雷 勇，尹平保,3

(1.湖南大學 巖土工程研究所，湖南 長沙 410082; 2.湖南科技大學 土木工程學院，湖南 湘潭 411201;3.長沙理工大學 土木與建筑學院，湖南 長沙 410114)

對于大跨徑橋梁，其上部荷載較大且對沉降要求較為嚴格，而嵌巖樁是少數幾種能直接建造在基巖上的基礎結構形式之一，其承載力高，沉降較土體中更容易控制在允許范圍內，因而嵌巖樁在橋梁基礎工程中得到了廣范的應用.其承載特性研究及承載力計算方法也逐步受到關注[1-3].靜載試驗是研究嵌巖樁豎向承載特性，確定豎向承載力最基本、最可靠的方法.按反力裝置的不同，靜載試驗可分為堆載法、錨樁法、堆錨聯合法及新發展起來的自平衡法等[4].然而大直徑嵌巖樁承載力大、試驗耗費高且很難進行破壞性試驗，因而系統完整的試驗資料并不多.文獻[5-8]采用自平衡方法對對幾座特大橋的樁基試驗情況進行了報道.該方法在理論上尚存在的主要問題是修正系數γ修正向上摩阻力的“等效轉換法”中，修正系數γ只與相關的土層類型相關，而并未考慮土層深度、厚度以及土層上、下層相對位置等重要因素，因此等效轉換法理論仍被許多業內專家質疑.堆載法、錨樁法和堆錨聯合法的顯著優點是受力條件與正常受上部荷載情況較為接近，試驗結果直觀且易于獲得試樁場地土層的相關參數，有利于地區參數的統計分析.劉齊健[9]提供了采用錨樁法進行的茅草街大橋樁基現場試驗情況，這些寶貴的資料為嵌巖樁的承載機理研究及承載力計算方法驗證提供了有力的實踐基礎.

為驗證樁基設計參數及深入研究大直徑嵌巖樁荷載傳遞機理，本文采用堆錨聯合加載法對汨水河特大橋一根嵌巖試樁進行了現場試驗研究，通過對量測的各級荷載作用下樁頂荷載-沉降關系及不同深度處樁身應力應變的數據研究，探討大直徑嵌巖樁荷載傳遞規律及樁端阻力和樁側摩阻力隨荷載的變化規律，以期為類似工程提供參考.

1 工程概況

汨水河特大橋全長1 077.00 m，雙向四車道，上部構造設計為25×30+40+3×70+40PC連續鋼構、PCT梁，下部結構為圓柱墩配樁基礎，橋面凈寬2×11.75 m.橋梁樁基礎多采用大直徑嵌巖樁，合理設計施工嵌巖樁基礎，對工程的安全性與經濟性至關重要.為獲得樁基設計參數，并探討嵌巖樁的承載特性，進行了1根試樁靜載荷試驗.試樁位于特大橋22墩K56+450處.

1.1 工程場地巖土性質

根據樁位鉆孔情況，試樁處所揭露的地層依次為:1)粘土.層厚為7.3 m，黃褐色，稍濕，可塑～硬塑狀，主要由粘粒組成，含少量粉細砂粒，頂部0.3 m為種植土.2)卵石土.層厚為4.7 m，灰白色，飽和，稍密，含少量礫石.3)強風化泥質粉砂巖.層厚5.9 m，暗紅色，原巖已風化成半巖半土碎塊狀，裂隙發育，巖質較軟.4)中風化泥質粉砂巖.暗紅色，粉粒結構，層狀構造，鈣質膠結，裂縫發育，巖質軟，巖芯呈碎塊狀，柱狀，節長5～20 cm，RQD=70%.

通過對主要土層采樣后進行室內試驗，并對巖石試樣進行了天然狀態下的單軸極限抗壓強度試驗，結合覆蓋層中的無粘性土(如細砂、砂礫石及砂卵石等)的試驗情況，以及野外實際情況，對主要巖土層的力學指標提出了推薦值，如表1所示.

表1 土層設計參數推薦值

1.2 試樁設計

試樁設計直徑d=1.0 m，樁長為20.00 m，進入中風化泥質砂巖層約2 m.試樁為泥漿護壁鉆孔灌注樁，沖擊鉆鉆頭尺寸為1.0 m，由于沖擊鉆鉆頭的反復上下運動，實際成孔1.2 m，試樁上部縱筋為18φ25，通長配置，其箍筋為φ12@150螺旋筋；沿樁身每隔2 m設置φ22加勁箍一道，鋼筋籠制作完畢后，實際測鋼筋籠直徑約90 cm，在樁頂布置雙向φ12@50鋼筋網3層，上下間距為100 mm，以保證樁頭試壓時堅實可靠.

樁身彈性模量是荷載傳遞分析中的重要參數，在本試驗中通過樁身混凝土彈性模量和鋼筋彈性模量按面積加權得到.對樁身混凝土的應力-應變關系采取室內測試，在進行試驗樁的澆搗時，分別在對應樁身不同部位的混凝土取樣做成試塊(試塊尺寸為150 mm×150 mm×150 mm)，待混凝土試塊齡期足夠后，在壓力試驗機上對試塊進行彈性模量的測試，其結果見圖1.

以試塊測試結果作為樁身混凝土的應力換算依據，其計算式為式(1)：

(1)

按式(1)計算的平均Eh為2.95×104MPa.

樁身彈性模量Ep可由式(2)求得：

(2)

式中：Eg，Eh分別為鋼筋和混凝土的彈性模量，kPa；Ag，Ah分別為截面鋼筋與混凝土截面積，m2.按式(2)計算的樁身彈性模量為3.08×104MPa，且EpAp為3.49×104MPa·m2.

圖1 混凝土的應力-變形關系

1.3 樁身應變量測系統

為測得試樁樁身軸力的分布、樁側不同土層的側摩阻力以及樁端阻力，在樁身內不同深度截面(特別是不同土層分界面)處埋設鋼弦式鋼筋應力計和混凝土應變計，并在樁底埋設土壓力盒.各傳感器元件埋設示意圖如圖2所示.

圖2 傳感器布置示意圖(cm)

2 試樁豎向靜載荷試驗

2.1 加載方法

試驗過程中，對試驗樁采用“錨樁反力梁+壓重平臺”聯合方式提供千斤頂所需反力，用2根工程樁采用壓重平臺提供反力.該體系采用直徑d=1.8 m的工程樁2根，反力橫梁尺寸為：長×寬×高=9.0 m×1.8 m×2.7 m，如圖3所示.由于靜載試驗加載量較大，特選6×500 t大噸位千斤頂，采用油路管將各千斤頂以并聯方式連接在1臺大容量電動油泵上.

圖3 反力系統及加載平臺

2.2 觀測裝置

試驗時下挖樁周土，使樁頂露出地面大于500 mm，在其上安裝位移傳感器.同時為監測工程樁的上拔量，以避免過大的上拔量對工程樁的承載力造成影響，在2根錨樁樁周布置位移觀測點.試樁及錨樁各測試儀表的布置如圖4所示.

圖4 位移觀測布置平面示意圖

2.3 試樁荷載位移采集系統

本實驗荷載及位移測量采用RS-JYC樁基靜載荷測試分析儀，其原理是采用與千斤頂油路并聯的壓阻式壓力控制系統控制油路壓力，經由采集儀自動換算成當前千斤頂壓力，自動控制荷載的大小．通常加載至某級荷載后，千斤頂油壓會因樁頂沉降而降低，在設定范圍內采集儀會自動補壓．該采集儀已事先經過標定，測試時顯示的荷載是根據內嵌率定曲線將油壓換算成實際施加的樁頂荷載Q.在加載的同時分析儀可實時監測樁頂沉降，并在樁基規范的采集的時間內自動記錄數據，并通過與荷載及時間的關系自動生成Q-s，s-logt及s-logQ曲線，較方便地對試驗全過程實時監測.

2.4 試驗方法

本次試驗采用慢速維持荷載法，測試按交通部標準JTJ041-2011《公路橋涵施工技術規范》[10]進行.試驗開始前，對試樁的豎向極限承載力預估2 4000 kN，按各千斤頂的工作情況，總的試驗荷載分級為每級1 200 kN，即每個千斤頂的每級加載為200 kN，共20級.試樁時，加載至19 200 kN時，工程錨樁上拔量已達9 mm，并在樁身出現大量裂縫，為避免對工程樁造成過大的損傷，影響其正常使用，此時即終止加載.

3 試驗測試結果分析

3.1 試樁的荷載-沉降實測資料

試驗加載時，在每級荷載作用下，在樁頂以對稱安裝的4個百分表來觀測樁頂的沉降量，取其平均值作為樁頂的實際沉降量.靜載試驗結束后，將樁頂荷載-沉降數據繪制成曲線，如圖5所示.

圖5 樁頂加載及卸載曲線

由圖5可以看出，試樁始終處于線彈性階段，樁頂沉降值較小，總沉降值7.74 mm，由于試驗加載能力有限，未能加載到試樁的極限承載力，在停止試驗后按每級2 400 kN進行了卸載，卸載曲線呈緩變型，卸載完成后最終沉降2.9 mm.

3.2 樁身軸力

每施加一級荷載，可獲得混凝土應變計應變值及鋼筋應力計強度值，各測量截面的樁身軸力值采用式(3)計算：

(3)

式中：Pi為第i截面軸力，kN；ε1i，ε2i為第i截面對應的混凝土應變計應變值.按式(3)對內力實測數據整理后得到樁身軸力沿深度的分布如圖6所示.

由圖6可知，在各級荷載作用下軸力在粘土層及卵石層變化均勻且斜率較小，而從12 m處(卵石層與強風化泥質粉砂巖交界處)開始急劇減小，直至樁端，樁端軸力較小，幾乎為零.這說明嵌巖樁側阻與端阻的發揮并非同步，即側阻先于端阻發揮.當樁頂荷載較小時，樁端阻力極小甚至幾乎為零，而此時嵌巖段巖層側摩阻力也很小，荷載主要由上部巖土層樁側摩阻力承擔，當再加載時樁端阻力和嵌巖段側摩阻力緩慢增加，但端阻力始終變化不大.從這點看出在試樁荷載下嵌巖樁承載特性主要表現為端承摩擦樁或純摩擦樁[11].

圖6 樁身軸力隨深度分布

3.3 樁側摩阻力

各分層土體的平均樁側摩阻力qsi可按式(4)計算，計算過程中假定每一分層土側摩阻力相同：

(4)

式中：Pi為第i斷面軸力/kN；li為第i分層樁側長度/m.

由式(4)計算得到試樁樁側摩阻力的分布如圖7所示.

圖7 各級荷載下樁側摩阻力分布

由圖7可知，樁側各點摩阻力沿樁身逐步增大，在巖層內達到最大值后，又逐漸減小.分析認為：樁側土層摩阻力的發揮是初始地應力與樁土相對位移耦合的結果，樁側上部粘土層及卵石層本身極限摩阻力較小，在發生樁土相對位移時各點的摩阻力值增大，但由于極限摩阻力受到法向應力影響，因而雖然在樁身上部樁土相對位移較大，但摩阻力較下層小.由于12 m以下為巖層，由嵌巖段的受力可知，樁巖界面的摩阻力與法向剛度及相對位移有關，同時受法向應力及相對位移的影響.在巖層中部15 m處達到最大值，隨后減小，是因為樁巖相對位移較小，法向應力的影響不大，此為兩者耦合的結果.

一般認為樁側摩阻力的發揮需要一定的樁土相對位移，隨著樁土相對位移的增加，摩阻力逐步發揮并最終達到極限，這一相對位移即為極限相對位移sf.第i段的樁土相對位移si由式(5)進行計算：

(5)

式中：εj，εj+1分別為第j，j+1斷面混凝土應變.

3.3.1 樁-土摩阻力

樁-土摩阻力τ-s模型較多，常用的有雙曲線模型，理想彈塑性模型,三折線模型[12]等.根據實測數據和上述計算公式得出的每層土平均摩阻力-相對位移曲線如圖8，圖9所示.

由圖8和圖9可知，土層的τ-s曲線形式較為接近，有明顯的極限強度，粘土層極限強度約50～55 kPa，對應極限位移為4.5 mm，卵石層極限強度約為100 kPa，對應極限位移3.3 mm.兩者極限強度與勘查資料較為吻合.但由于試驗樁頂位移較小尚處在彈性階段，還無法確定峰值后摩阻力曲線的形式，根據經驗一般呈理想的彈塑性和加工軟化模型，為便于工程計算近似采用雙曲線或雙折線模擬較為合理.

樁巖相對位移δ/mm

樁巖相對位移δ/mm

3.3.2 樁-巖摩阻力

樁-巖摩阻力與樁土摩阻力模型較為類似，由于樁巖界面具有脆性，其模型以線性居多，常見的有雙折線[11]，三折線模型，根據本實測數據和上述計算公式得出的巖層平均摩阻力-相對位移曲線如圖10，圖11所示.

由圖10和圖11可知，在較小的相對位移下樁巖界面摩阻力的發揮較土層更大，τ-s曲線基本呈線性關系，由于實驗未測得足夠大的位移，未能得到峰值強度及峰值強度以后的曲線形式，但對于強風化泥質粉砂巖，其摩阻力極限強度遠大于勘查資料的85 kPa.對于正常工作情況下的樁基，可認為樁側處于線彈性范圍內，τ-s曲線以線性模擬較為合理.

樁巖相對位移δ/mm

樁巖相對位移δ/mm

3.4 樁端阻力

樁端阻力的大小間接反映了樁身荷載傳遞過程中樁側巖土體抗力的大小，也反映了樁端巖體抵抗變形的能力.實驗測得的樁端阻力較小，將樁端荷載與樁端沉降繪成曲線，如圖12所示.由圖12可知，在低荷載下，樁端阻力與位移基本成線性關系.

在求得樁身各點的摩阻力及樁端荷載后，可繪出樁側土阻力、嵌巖段摩阻力及端阻力在樁頂荷載的分擔比例，如圖13所示.由圖可知，樁側土阻力和嵌巖段摩阻力是嵌巖樁承載力的主要組成部分，隨著荷載等級的增大，樁側土阻力由最初的35.8%緩慢減小到17.5%，而嵌巖段的摩阻力由開始的62.5%逐漸增大至81.2%，而樁端阻力在整個受荷過程中變化不大只占約1.3%.這進一步證明了樁側摩阻力承擔了工作荷載的絕大部分，而端阻力始終只占很小的比例.從這點看出，試樁在工作荷載下主要表現為摩擦樁.

樁端位移sb/mm

樁頂荷載P/kN

4 結 論

通過對汨水河大橋嵌巖樁的現場試驗分析，得到如下結論：

1)樁側各點摩阻力沿樁身逐步增大，在巖層內達到最大值后，逐漸減小.樁側摩阻力的大小不僅受樁土相對位移的影響，還受深度的影響.

2) 樁頂荷載主要由樁側土體和嵌巖段承擔，嵌巖樁嵌巖段承擔了大部分樁頂荷載，在加載的過程中樁側土阻力所占比例逐漸減小，嵌巖段總阻力逐漸增加，最終趨于穩定.

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