多支型擠擴支盤樁在深厚軟土地基中的應用

吳成鋼 姚傳勤 朱兵

摘 要：結合汕頭市鳳東路澄海段工程項目，利用“二錨一”錨樁法對金樟路跨線橋多支型擠擴支盤樁試樁試驗，以慢速維持荷載法逐級施加荷載，對試樁的抗壓、抗拔能力以及荷載的傳遞情況進行研究，分析多支型結構與常見盤體結構在深厚軟土地基中的承載特性。結果表明，多支結構能使試樁的支側阻力發揮顯著，抗拔承載能力成倍提高，在灌注過程中能有效降低孔底沉渣對樁體承載力的影響。

關鍵詞：錨樁法;擠擴支盤樁;承載特性;支側阻力

中圖分類號：U446.1 ?文獻標識碼：A ?文章編號：1673-260X（2021）06-0049-04

傳統鉆孔灌注樁已在橋梁樁基上普遍應用，但在深厚的軟弱土層地區，傳統鉆孔灌注樁造價頗高，一般樁身長度、直徑遠高于其他土層地區。傳統等截面灌注樁以摩擦受力為主，在軟弱土層中易塌孔，沉渣較難控制，經濟性差[1]。擠擴支盤樁作為一種新型變截面樁基，在軟土地基上利用擠壓設備增設承力支盤結構，增大支盤結構與土體的接觸面，提高樁基的承載能力[2-5]。相比傳統鉆孔灌注樁，減少了鋼筋及混凝土用量，尤其對施工方而言，能有效降低施工成本投入。

1 多支型擠擴支盤樁特點

相對以往其他項目采用“盤結構”作為承載力的擠擴支盤樁，本工程采用“多支型”擠擴支盤樁設計方案。在盤與支結構或者盤與盤結構間距為8倍盤環寬度、支與支結構間距為4倍盤環寬度時，在1個盤的相同間距范圍內，布置兩個支結構。在深厚軟土中增設擠擴支盤樁支結構的分支數量，增加支結構與土體的側阻面，提高支結構的側支阻力。成孔后灌注混凝土能使支盤結構形成剛性結構，擴大整個樁身的承載面積，將受力單一的摩擦樁改成多支型變截面摩擦端承樁，改變樁體受力方式，提高樁身整體的側摩擦阻力，達到樁基承載力設計要求。

2 工程概況

汕頭市鳳東路澄海段工程位于汕頭市東部，主線全長23.287km，設有3座特大橋，9座大橋。金樟路跨線大橋采用整體式斷面分幅設計，單幅橋寬 13.75m。主橋樁基采用常規鉆孔灌注樁，引橋采用多支型擠擴支盤樁。金樟路跨線橋全場地分布軟土，橋位覆蓋層主要有雜填土、耕填土、砂類土、淤泥質土、粉質粘土等組成;基底則由花崗巖層和風化層構成，樁基設計參數如表1所示。

3 試樁方案

創新性的采用“二錨一”錨樁試樁方案，同時監測試樁和兩根錨樁的數據，減少工作的反復性，通過一組試驗即可獲取3組試驗樁的參數，實現綜合效益最大化。利用慢速維持荷載法對金樟路12#墩1組擠擴支盤樁進行靜載試驗。12#墩設置1根抗壓樁，在抗壓樁側施打兩根支盤樁作為錨樁，在試樁試驗前，需要利用跨孔超聲波法和熱異常法對試樁的支盤進行完整性檢測，確保試驗可行性。

3.1 錨樁反力裝置設計方案

試樁靜載試驗前需對本方案投入2根長13000mm×寬550mm×高1200mm的鋼梁以及相應錨具設計為圖1所示的錨樁反力裝置。錨樁通過主筋穿引過鋼梁上的格子錨具，在格子錨具上方主筋采用幫條焊的方式，單面焊幫條長度≥10d，雙面焊幫條長度≥5d[5]。本方案采用4臺額定重量630t的千斤頂在試驗樁承臺與2根鋼梁之間進行加載，加載反力通過鋼梁兩端的焊接錨固裝置傳遞到錨樁主筋上，從而實現整個系統在加載過程中的靜力和變形平衡，測試同時采集兩側錨樁樁頂變形數據和樁身內力監測數據。

3.2 加卸載過程

試樁灌注后的混凝土需達到28d期齡后才可進行單樁豎向抗壓靜載試驗[6]。

試驗采用慢速維持荷載法，由超高壓油泵帶動千斤頂施加各分級荷載，通過錨樁反力裝置加卸載，樁基靜載荷測試分析儀控制壓力傳感器來調節施加荷載值，樁頂沉降值由位移傳感器采集，具體加卸載過程如下。

（1）分級荷載均勻等量施加，分級荷載取最大加載值的1/10，第一級荷載以兩倍分級荷載值施加，下一級荷載的施加要求樁頂沉降值處于相對穩定，樁頂沉降值連續兩次1h內不得超過0.1mm[7]。

（2）各分級荷載施加后，樁頂沉降值分別在5min、15min、30min、45min、60min各記錄一次，為減少試驗誤差，分級荷載趨于穩定后每間隔30min記錄一次樁頂沉降值。

（3）卸載過程中，取2倍荷載的加載值等量卸載，分別在15min、30min、60min記錄樁頂沉降值，使荷載穩定維持1h后方可繼續下一級荷載，直至荷載卸載為0。

3.3 鋼筋計、應變計布置

采用振弦式鋼筋應力計，焊接在鋼筋籠主筋上，樁身斷面在距離支或盤結構上下各25cm處橫斷面，布置兩個鋼筋計。標定面布置在樁頂下2m和4m處，每個斷面安裝四個應變計，鋼筋籠底部1m處需布置兩個鋼筋計收集樁底反力，鋼筋計布置如圖2所示。

4 試驗結果分析

4.1 支盤承載能力分析

支盤結構形狀直接影響樁體承載能力，支盤結構均是由混凝土直接澆筑而成，屬于剛體結構，因此支盤結構的強度極難控制，受到諸多外在因素影響。支盤結構在加載過程中，六星支的支側阻力發揮顯著，如圖3和圖4所示。在極限荷載5331KN的條件下，六星支結構承載力在細砂土層中較盤結構提升了24.02%，六星支已滿足盤結構的承載要求。在粉質粘土層中，六星支的承載能力呈“波浪形”曲線，下部盤結構在第8級荷載作用下才發生明顯變化，荷載增加支盤結構承載力均保持在30KN范圍內浮動，說明在同等粉質粘土、細砂土層的地質情況下，一個六星支相當于一個盤結構的承載能力。

4.2 抗拔、抗壓特征分析

金樟路跨線橋擠擴支盤樁現場試驗結果如表2所示，試樁與錨樁的Q-S荷載-位移變化曲線如圖5所示。

現場實測數據表明，在深厚軟弱土的地質條件下，使用多支型結構的擠擴支盤樁樁體抗拔承載能力成倍提高。在極限荷載5331KN條件下，錨樁1最終上拔量為1.81mm，錨樁2最終上拔量為2.35 mm，在卸載后回彈率均達到82%以上，擠擴支盤樁抗拔承載能力滿足試樁要求。如圖6所示，上部支盤結構承擔60%的樁身內力，試樁的最大位移變形僅6mm，屬于彈性變形。根據擠擴支盤樁的受力特點，試樁12-0#在極限荷載10661KN作用下，樁身周圍與樁端土體發生較大位移變形，盤體結構與土層接觸面大，支結構的側阻面與土層接觸面積受限，所以盤體結構周圍土體的位移變形均大于支結構。

4.3 荷載傳遞特性分析

各級荷載作用下試樁的各斷面軸力變化如圖7所示，試樁的上盤結構軸力均大于下部盤結構，盤結構上下部軸力差值即為該盤體的承載力。支盤結構承擔主要部分荷載，在分級荷載逐級施加中，支盤結構承載力均穩定增長，呈近線性關系。試樁極限荷載達10662KN時，上盤結構端承力為2755KN，約占試樁承載力的32.88%，約占盤的總端承力的61.5%;中盤結構端承力為1718KN，達到試樁承載力的20.5%，約占盤的總端承力的38.5%。試樁中支結構的端承力均要小于盤結構，支結構承擔上、中盤傳遞下的剩余荷載，整根試樁的荷載是以遞減形式傳遞，具有時間性和順序性的特點。試樁的樁身軸力在支盤各斷面處能將樁體與支盤連接產生的集中應力分散到土層中，從而減少樁身軸力和支盤的樁側摩阻力，如圖8所示。試樁利用支盤結構承載部分樁身承載力，可有效降低孔底沉渣在灌注過程中對試樁承載力的影響。

5 結論

在淤泥質土、淤泥砂土中，多支結構的支側阻力發揮顯著，一個六星支結構相當一個盤結構的承載效果，支結構側阻面會隨支數增加，提高樁體與土體的支側阻承載力。采用多支結構可提高樁體的抗拔承載能力，有利于對樁身抗拔、抗壓內力優化，能有提高灌注后混凝土的抗拉抗裂能力。設置支結構可承載大部分承載力，在灌注過程能有效降低孔底沉渣對樁體承載力的影響。

參考文獻：

〔1〕黃生根，沈佳紅，李萌.鉆孔灌注樁壓漿后承載性能的可靠度分析[J].巖土力學，2019，40（05）：1977-1982.

〔2〕李蘭勇，劉廣宇.公路軟土地區擠擴支盤樁承載性狀試驗研究[J].交通世界，2018（13）：128-12.

〔3〕張文心，劉洪義.擠擴支盤樁在特高壓輸電線路中的試驗與研究[J].電力勘測設計，2018（S2）：187-192.

〔4〕席亞彬.濕陷性黃土地區擠擴支盤樁的承載特性及數值模擬分析[D].蘭州：蘭州理工大學，2019.

〔5〕熊露.深厚軟弱土地區細長嵌巖樁豎向承載性狀研究[D].廣州：廣州大學，2019.

〔6〕鋼筋焊接及驗收規程JGJ 18-2012[S].北京：中國建筑工業出版社，2012.

〔7〕建筑基樁檢測技術規范JGJ 106-2014[S].北京：中國建筑工業出版社，2014.