基于O-cell靜載試驗的東非沼澤區橋梁樁基承載性能研究

王凱鵬， 張謝東， 范偉， 李金成

(1.武漢理工大學 交通學院，湖北 武漢 430063; 2.中交第一公路工程局集團有限公司，北京 100024 )

東非沼澤區由于長時間的淤積沼澤性濕地軟土或軟黏土，使得土質摩阻力小、承載能力差，因此東非沼澤區橋梁樁基的承載性能通常較普通地區要差。為方便日后在類似地區開展工程,本文擬對東非沼澤區橋梁樁基承載能力展開試驗研究。東非沼澤區由于環境限制,采用傳統的靜載試驗較為困難,而O-cell靜載試驗具有省時、省力、不受場地條件和加載噸位限制等優點,近年來廣泛應用于樁基檢測中。國內眾多學者已經對O-cell法和利用O-cell靜載試驗對樁基承載性能等方面進行了研究,對本文具有較好的借鑒意義。李增選等[1]詳細介紹了O-cell試樁法原理、使用范圍和優缺點。羅春波等[2]研究了O-cell法試樁條件下樁側摩阻力和位移沿樁身的分布, 并對樁的長徑比和樁土剛度比對側阻與位移沿樁身分布的影響進行分析。梅世龍[3]基于自平衡試驗對軟巖嵌巖樁承載特性進行了研究,試驗表明軟巖嵌巖樁屬于摩擦樁,同時也給出了樁基在軟巖層的側摩阻力推薦值,供設計參考。繆國軍[4]基于自平衡試驗研究了凍土地區樁基承載特性,試驗得到了不同溫度下樁基礎的承載特性。劉念武等[5]通過一系列自平衡試驗研究了大直徑嵌巖樁的承載性能,試驗表明是否注漿和注漿量的多少都會對樁側阻力和樁端的發揮產生影響。綜上所述,橋梁樁基礎的承載性能研究多針對于特定地區或特定類型的樁基礎,而對于東非沼澤區橋梁樁基礎的研究較少。本文依托烏干達高速公路項目某大橋,通過選取2根試樁開展自平衡靜載試驗，研究該地區橋梁樁基的承載性能。

1 依托項目

烏干達高速公路項目全長51 km,其中主線長37.2 km,支線長14.1 km,雙向四車道。項目區屬于熱帶草原氣候,年平均氣溫在22 ℃左右。全年分為雨季和旱季,其中3～5月份和8～11月份為雨季,其余為旱季。區域內多丘陵,地形起伏較緩,沒有主要河流,降雨沿地形匯集至低洼地區,洼地排水不暢,形成了東非地區特有的沼澤化濕地特點,如圖1所示。

圖1 東非沼澤

項目區某大橋,全長520 m,為13跨40 m的T梁橋,橋寬16 m。下部結構為樁基礎,樁徑1.70 m,混凝土等級為C25,樁的類型為嵌巖樁。本次樁基試驗選定2根試樁開展自平衡試驗,試樁主要參數見表1。

表1 試樁主要參數

橋位處地層主要為水及腐殖質土、黏土、粉砂、中砂等摩阻力和承載力較差的土質;部分樁端為中風化或強風化片麻巖。試樁范圍內地層主要為1.4～6.5 m的積水,表層浮有大量植物;其下為2.5～4.4 m的流塑狀黑色泥沼,主要為淤泥;再往下為2～2.5 m密實度較高的粗砂,屬于中密～密實級;再往下為15～22 m的黏土;最后為1.3～2.2 m的強風化片麻巖和1.2～5.9 m的中風化片麻巖。根據地勘報告,試樁范圍內各土層物理力學指標見表2。

表2 各土層物理力學指標

2 O-cell靜載試驗

2.1 自平衡試驗原理

自平衡法的檢測原理是將一種特制的加載裝置——自平衡荷載箱,在混凝土澆注之前和鋼筋籠一起埋入樁內相應的位置(具體位置根據試驗的不同目的而定),將加載箱的加壓管以及所需的其他測試裝置(位移等)從樁體引到地面,然后灌注成樁。由加壓泵在地面向荷載箱加壓加載,荷載箱產生上、下2個方向的力,并傳遞到樁身。由于樁體自成反力,我們將得到相當于2個靜載試驗的數據:荷載箱以上部分,我們獲得反向加載時上部分樁體的相應反應系列參數;荷載箱以下部分,我們獲得正向加載時下部分樁體的相應反應參數,如圖2所示。通過對加載力與這些參數(位移等)之間關系的計算和分析,我們可以獲得樁基承載力等一系列數據。這種方法可以用于為設計提供數據依據,也可用于工程樁承載力的驗證。

圖2 自平衡試驗示意圖

2.2 試驗設備

本次試驗投入的試驗儀器設備匯總見表3。

表3 自平衡試驗投入試驗儀器設備匯總表

2.3 試驗方法

為了確保自平衡試驗的順利進行,必須重視荷載箱的安裝。一般安裝流程:荷載箱及相關附件運抵現場——荷載箱與鋼筋籠焊接——油管及位移檢測管線布置——下放鋼筋籠——澆筑樁身混凝土——樁頭管線保護。期間注重油管和位移管的綁扎和保護。

測試時,為盡量減少溫度、雨水、風等外部因素的影響,需搭設防風蓬架,以保證測試設備、基準梁、基準樁、儀表及管線在檢測時不受外界環境的影響。

根據《基樁靜載試驗 自平衡法》(JT/T 738-2009)[10],加載采用慢速維持荷載法,加載分10級進行,每級加載量為預估極限荷載值的1/10,卸載分5級進行,每級卸載量為2個加載量,首級加載按第2級加載。每級加 (卸)載后第 1 h內應在第5 min、10 min、15 min、30 min、45 min、60 min測讀位移以后每隔30 min測讀1次，達到相對穩定后方可加(卸)下一級荷載。卸載到零后應至少觀測2 h,測讀時間間隔同加載。每級加(卸)載的向上、向下位移量在最后30 min時間內不大于0.1 mm即可判定穩定。加載時出現下述情形,可以終止加載,并取前一級荷載作為極限荷載值。

(1) 累積位移量大于或等于40 mm,本級荷載位移量大于或等于前一級荷載作用下位移量的5倍。

(2) 累積位移量大于或等于40 mm,本級荷載作用后位移量24 h內未到達穩定條件。

(3)累積位移量小于40 mm,但已達到最大極限加載值。

2.4 試驗過程

(1) 試樁1于2019年12月4日10∶00開始檢測。當加載至第9級荷載2×10 840 kN時,向上累計位移6.00 mm≤40 mm向下累計位移5.66 mm≤40 mm,位移達到穩定標準且達到設計要求的加載最大值,故停止加載,開始卸載;卸載時上段樁回彈量為0.66 mm,回彈率為11.00%,下段樁回彈量為1.82 mm,回彈率為32.16%。根據《基樁靜載試驗 自平衡法》(JT/T 738-2009)[10]及Q-s曲線、slgt曲線、slgQ曲線,取本級荷載2×10 840 kN作為上段樁極限承載力Qu上,取本級荷載2×10 840 kN作為下段樁極限承載力Qu下。

整個試驗過程中天氣晴朗,氣溫18～28℃,風力1～2級,試樁1周圍10 m無較大震動,現場情況符合試驗條件。

(2)試樁2于2019年12月2日8∶35開始檢測。當加載至第9級荷載2×12 160 kN時,向上累計位移15.53 mm,本級位移增量11.29 mm大于前一級位移增量1.93 mm的5倍,向下累計位移15.45 mm,向上、向下位移均出現明顯陡變直線段,故停止加載,開始卸載；卸載時上段樁回彈量為2.46 mm,回彈率為15.84%,下段樁回彈量為3.58 mm,回彈率為23.17%。根據《基樁靜載試驗 自平衡法》(JT/T 738-2009)[10]及Q-s曲線、slgt曲線、slgQ曲線,取上一級荷載2×10 944 kN作為上段樁極限承載力Qu上,取第九級荷載2×12 160 kN作為下段樁極限承載力Qu下。

整個試驗過程中天氣以晴朗為主,伴有陣雨,氣溫16～29℃,風力1～2級,試樁2周圍10m無較大震動,現場情況符合試驗條件。

試驗現場和試驗設備如圖3所示。

圖3 試驗現場圖

3 試驗結果分析

3.1 單樁豎向極限承載力的確定

實測得到荷載箱上段樁的極限承載力Qu上和下段樁的極限承載力Qu下,按照規范中的承載力計算公式(1)得到單樁豎向抗壓極限承載力:

Qu=Qu上-Wγ+Qu下

(1)

式中:Qu為單樁豎向抗壓極限承載力,kN;Qu上為荷載箱上段樁的實測極限承載力,kN;Qu下為荷載箱下段樁的實測極限承載力,kN;W為荷載箱上段樁的自重,kN;γ為荷載箱上段樁側阻力修正系數,對于黏土、粉土γ取0.8,對于砂土γ取0.7。本工程上部為砂土和黏土混合土層,取折中值γ=0.75。

根據試驗實測數據得到的兩根試樁的自平衡試驗Q-s曲線如圖4、圖5所示。根據自平衡試驗位移協調原則將自平衡試驗Q-s曲線轉換成傳統靜載試驗Q-s曲線如圖6所示。兩根試樁的自平衡試驗結果見表4。

圖4 試樁1自平衡試驗Q-s曲線

圖5 試樁2自平衡試驗Q-s曲線

圖6 試樁自平衡試驗轉換Q-s曲線

表4 試樁自平衡試驗結果分析表

從圖4、圖5可以看出,試樁1、2的Q-s曲線都屬于緩變型。試樁1的向上、向下位移相差不大,向上位移稍大于向下位移,說明試樁1的樁端阻力沒有完全發揮,也有可能現場試驗時上段樁位移計由于周圍人群走動發生偏移,導致向上位移偏大,符合第5級荷載作用下向上位移增加量大于其他幾級荷載作用下的情況;試樁2前8級荷載作用下向上、向下位移緩慢增加,且向下位移大于向上位移,在第9級荷載作用下向上位移發生突變,位移增加量大于前一級位移增加量的5倍,說明上段樁樁側阻力已達到極限值。從試樁1、2的加載及卸載Q-s曲線來看,向下位移相對較小,樁端阻力沒有完全發揮。另外從荷載箱平衡點位置計算角度考慮,出現此類情況主要是計算平衡點位置較高導致向上位移大于或接近于向下位移。

從圖6可以看出試樁1、2的Q-s曲線屬于緩變形,表現為摩擦樁特性。在荷載小于23 000 kN時曲線基本一致,相差不大;當大于該荷載后,試樁2曲線表現出明顯的衰減趨勢,而試樁1由于停止加載,缺少后續數據,無從判斷。從圖6中可以判斷試樁1的極限荷載大于24 582 kN,對應位移為5.69 mm;試樁2的極限荷載為25 907 kN,對應位移為8.95 mm。

根據計算公式(1),計算得到試樁1的極限承載力大于22 263 kN,試樁2的極限承載力大于24 307 kN,符合上述整體分析得出的極限荷載結論,均滿足取安全系數為2.5的設計要求。

3.2 承載性能分析

根據以上測試結果分析,發現兩根試樁達到設計要求。我國國內對于樁側摩阻力和樁端阻力的確定有一些經驗推算法[6],本文選取P-S曲線延長法,該方法確定結果適用于大直徑深長鉆孔灌注樁,與實測結果較為接近[7]。該方法是當Q-s曲線末端保持為直線時,延長該直線交Q軸于A點,若直線經過極限荷載Qu所對應的B點,則OA段為樁側摩阻力,AQu段為樁端阻力;若直線不過B點,則平移該直線使其過A點,后面判斷方法與前面一致,如圖7所示。根據此方法,推算得到試樁2的極限承載力為25 907 kN,樁側摩阻力為20 856 kN,樁端阻力為5 051 kN。

圖7 樁側阻力和樁端阻力推算圖

根據上述分析得知試樁2上段樁在10 944 kN荷載作用下樁側阻力已達到極限值,此時向上位移只有4.24 mm,說明達到樁側阻力極限值所需位移較小。 根據一些學者在抗拔樁與抗壓樁側摩阻力對比方面的研究成果[8，9],得知抗拔樁的樁側阻力要小于抗壓樁側阻力,兩者可以相互換算,其中抗拔樁在砂土中的折減系數在0.7左右,黏土中的折減系數在0.8左右。本文實際工程中上層土層為砂土和黏土的混合土層,故取折中值0.75,換算得到試樁2上段樁側阻力極限值為14 592 kN。根據地質報告提供的各土層極限樁側阻力值,計算得到試樁2上段樁極限樁側阻力為10 297 kN,兩者相差較大,說明試樁2樁側阻力實際發揮值要大于預測值,地勘報告低估了實際樁身側摩阻力。試樁2下段樁的極限樁側阻力由試樁2極限承載力減去上段樁極限樁側阻力和樁端阻力得到,計算得到下段樁樁側阻力為6 264 kN,與地勘報告推薦計算值3 135 kN相差較大,驗證了地勘報告低估了實際樁側阻力的結論。而樁端阻力由上述經驗推算法得知為5 051 kN,與地勘報告樁端阻力推薦值計算得到樁端阻力5 672 kN相比,兩者相差不大且小于計算值,說明樁端阻力沒有完全發揮,與前面分析得到樁端阻力沒有完全發揮的結論相符合。

綜上所述,該地區地勘報告給出的樁側阻力推薦值要小于實際樁側阻力發揮值,樁端阻力推薦值與實際樁端阻力發揮值較為相符,兩根試樁的樁端阻力沒有完全發揮。這一結論也符合試樁1測試結果。

4 結論

通過對東非沼澤區橋梁2根試樁進行O-cell靜載試驗,研究該地區橋梁樁基礎承載性能,依據試驗結果分析得到以下結論:

(1) 2根試樁的豎向極限承載力達到設計要求。

(2) 依據該地區地勘報告計算得到樁側摩阻力和樁端阻力,與經驗推算得到的樁側摩阻力和樁端阻力相比,地勘報告計算得到的樁側摩阻力值要小于經驗推算值,樁端阻力值兩者相差不大。

(3) 該地區嵌巖樁呈摩擦樁特性,樁基承載力主要由側摩阻力提供。