超大跨徑拱橋原位巖基承載力試驗研究

摘要：文章聚焦于超大跨徑拱橋在不均勻地基條件下的承載力研究，依托廣西某待建超大跨徑拱橋項目，對該地粉砂質泥巖和粉砂巖進行了原位平板載荷試驗，揭示這兩種基巖在受力作用下的變形規律，明確了兩者的巖基承載力特征值分別為1.2 MPa和1.6 MPa。試驗結果表明，受巖基的不均勻性和前期勘察精度限制的影響，現場原位平板載荷試驗獲得的巖體彈性模量可能偏低于前期勘察的推薦值，因此為了確保超大跨徑拱橋的安全性，必須通過現場試驗和數值計算進一步驗證地基的實際承載力是否滿足拱座基礎的受力要求。研究為超大跨徑拱橋在不均勻地基條件下的承載力研究提供了有益的參考。

關鍵詞：粉砂質泥巖；粉砂巖；平板載荷試驗；變形性能；承載力特征值

中圖分類號：U446" " " "文獻標識碼：A" " " 文章編號：1674-0688（2024）06-0017-05

0 引言

拱橋作為橋梁結構中的一種主要橋型，以其承載力高、跨越能力大、造價經濟及耐用、美觀等優點，在山區、河谷等地區得到廣泛應用。隨著材料科學和施工技術的進步，拱橋跨徑不斷實現新的突破。大跨徑拱橋在拱腳區域不僅要承受垂直荷載，還要承受巨大的水平推力，因此對基礎穩定性和地基承載力有更高的要求。在不同的地質條件下，拱橋的基坑開挖方式也不同。廣西地區地質條件復雜，巖石種類多且力學性能不盡相同，因此研究大跨拱橋砂泥巖地基的物理力學性能，對于工程實踐具有重要意義。目前，國內外學者主要借助試驗手段探究巖石的力學特性，例如Guo等［1］通過室內劈裂和加卸載試驗對裂隙巖體進行研究；唐正濤等［2］通過對比分析標準貫入擊數、含水率和直剪指標等，研究某航道坍岸區域內外土層及巖石的物理力學性質差異；席軍等［3］進行受迫共振試驗和單軸循環加載試驗，揭示了飽和砂巖在循環載荷下的滯彈性衰減與損傷機制。然而在進行巖石室內試驗前，必須按照《公路橋涵地基與基礎設計規范》（JTG 3363—2019）中的要求進行巖樣取芯、飽水等作業，這可能會導致自然狀態下的巖石裂隙、節理等特征被忽略，因此獲得的試驗結果難以全面反映巖石在實際工程中的力學性能，限制了巖石室內試驗在工程設計與建設中發揮應有的參考價值［4-5］。鑒于超大跨徑拱橋拱座基礎對地基承載力有極高的要求，現場試驗成為確保設計合理性與指導施工的關鍵環節。因此，本文通過現場試驗，重點研究拱座基礎的地基承載力特性，以期為類似項目提供有價值的參考。

1 工程概況

本文依托某待建的超大跨徑拱橋項目，該橋位于廣西西北部，橋梁總長1 702 m，其主拱計算跨徑超過500 m，采用中承式鋼管混凝土拱橋設計方案。橋址橫跨河流兩岸，地形特征兼具剝蝕低山丘陵和河谷地貌，河槽呈“U”形。河流兩岸山勢陡峭，峰脊狹窄，分水嶺界限明顯，整體地勢起伏較大，海拔范圍為300～600 m。大橋的兩側拱座均坐落于“U”形河谷岸坡的半坡位置，兩側岸坡坡度均較陡，總體坡度為30°～50°。岸坡表層覆蓋層厚度較薄，臨近河面處可見基巖大面積裸露，地質測繪及鉆探作業揭示該區域基底地層主要由粉砂巖和粉砂質泥巖構成，其中粉砂質泥巖有較強的軟化和崩解特性，基巖地勘推薦值見表1。

在初步設計階段，為確保地基承載力，項目采用了“斜樁+擴大基礎”的構造形式。此方案雖然在結構的受力方面具有優勢，但是會大幅增加造價成本和延長施工周期。因此，在施工圖設計階段，根據地質勘探結果，對基礎形式進行了優化，最終決定采用異性擴大基礎方案。初步設計與施工圖設計方案見圖1。

2 試驗研究

2.1 試點概況

本試驗場地位于橋位區附近，為了測定場地巖基的物理力學性質，本文基于剛性承壓板法巖體變形實驗理論，設計了一套原位平板載荷試驗系統。由于場地巖基存在顯著的不均勻性特征，所以試驗過程中以中風化粉砂巖（完整狀態）的承載力特征值fak=2.0 MPa為依據，分別對3個典型粉砂巖區域和3個典型粉砂質泥巖區域，共計6個測點（T1～T6）進行原位加載試驗，各測點巖區巖性描述見表2。

2.2 加載過程

本次試驗屬于平板荷載實驗，其原理在于通過一定面積的剛性承壓板，向待測巖基逐級施加荷載，通過分析試驗所得的荷載與沉降關系曲線圖，確定曲線中起始直線段的終點為比例界限。本試驗裝置采用直徑為300 mm、厚度為30 mm的Q345鋼板作為承壓板，加載系統則集成了液壓千斤頂（型號QFS-100）、“工”字鋼梁及錨桿組件。錨桿共8根，每根直徑為32 mm，設計抗拔力為424 kN，采用HRB400級鋼筋作為錨筋，錨固段直徑為110 mm，錨固長度為10 m。各測點之間的中心間距設定為大于承壓板直徑的4倍，而試點中心至試坑壁的距離也保持在承壓板直徑的2倍以上。原位加載系統試驗裝置如圖2所示。試驗加載過程分為兩個階段：第一階段采用逐級一次循環法加載，直至載荷達到預定值（1.2 fak），期間每級荷載施加后立即讀取數據，隨后每隔10 min讀取一次，直至連續兩次讀數差與同級壓力下第一次變形讀數和前一級壓力下最后一次變形讀數差之比小于5%時，視為讀數穩定并記錄，此階段加載主要研究基巖變形；第二階段采用單調加載法，從零載荷開始逐步增加，直至測點被破壞或載荷達到3.0 fak為止。加載過程中同樣即時記錄數據，并每隔10 min復測，直至連續3次讀數之差均不超過0.01 mm時視為數據穩定并進行記錄，此階段加載主要研究基巖的承載力特性。

2.3 試驗結果

2.3.1 應力—彈塑性變形

圖3為逐級一次循環法加載下的應力—變形曲線，隨著荷載的逐級增加，應力—變形曲線呈非線性增長趨勢，同時測點所在巖層的剛度也隨之增大。在卸載過程中，應力—變形曲線的卸載路徑與加載路徑相似，也呈非線性。對比T1～T3與T4～T6兩組測點的應力—變形曲線，前者斜率總體小于后者，說明T1～T3區域（以粉砂質泥巖為主）的巖層剛度低于T4～T6區域（以粉砂巖為主）。T2和T3測點的應力—變形曲線斜率相較于T1更低，說明方解石脈的存在對粉砂質泥巖的剛度具有削弱作用。T4與T6測點巖層因局部呈黃褐色強風化特征，并伴有部分黃褐色泥質膠結物，導致其在加載初期即產生較大的變形，從而使其應力—變形曲線斜率略小于T5。當荷載為2.4 MPa時，T1～T6的變形量分別為0.95 mm、1.35 mm、1.34 mm、0.53 mm、0.47 mm、0.71 mm，此時粉砂質泥巖（T1～T3）的平均變形量為1.21 mm，而粉砂巖（T4～T6）的平均變形量為0.57 mm。

圖4為單調加載法下的應力—彈塑性變形曲線。圖4中，x軸負方向為加載過程中獲得的應力—彈性變形曲線，x軸正方向為加載過程中獲得的應力—塑性變形曲線。當荷載為0.5 MPa時，T1～T6的彈性變形量分別為0.25 mm、0.22 mm、0.08 mm、0.08 mm、0.10 mm、0.02 mm；T1～T6的塑性變形量分別為0.07 mm、0.02 mm、0.48 mm、0.16 mm、0.06 mm、0.29 mm。當荷載達到2.4 MPa時，T1～T6的彈性變形量分別為0.64 mm、0.62 mm、0.44 mm、0.36 mm、0.35 mm、0.35 mm；T1～T6的塑性變形量分別為0.31 mm、0.73 mm、0.90 mm、0.26 mm、0.12 mm、0.36 mm，此時，T1～T6的彈性變形量分別占其各自總變量的67%、46%、33%、68%、74%、50%，說明完整粉砂質泥巖的變形主要呈彈性變形；而遭方解石脈分割的粉砂質泥巖，其變形主要呈塑性變形。由于粉砂巖的變形主要呈彈性，因此局部強風化會增大粉砂巖的塑性變形量。

2.3.2 巖體彈性變形

在平板載荷試驗中，巖體彈性（變形）模量可表示為［6］

其中：E代表巖體彈性（變形）模量，MPa；I0為剛性承壓板的形狀系數，圓形承壓板取0.785；We代表巖體彈性變形，cm；P代表按承壓板面積計算的應力，MPa；D為承壓板直徑或邊長，cm；μ為巖體泊松比，取0.3。以彈性變形We代入公式（1）中計算的是彈性模量E，而以總變形W代入公式（1）計算的是變形模量Ea。

由公式（1）計算得到的巖體彈性模量和變形模量見表3。由表3可知，對于粉砂質泥巖（T1～T3），其彈性變形范圍在0.44～0.64 mm，總變形則在0.95～1.35 mm。值得注意的是，T1～T3的彈性模量依次增大，然而T2和T3的變形模量相較于T1減小約30.0%，表明T2、T3的塑性變形顯著增加，這可能與方解石脈的存在增強了巖石的塑性變形有關。對于粉砂巖（T4～T6），其彈性變形相近，保持在0.35～0.36 mm范圍內，總變形則在0.47～0.71 mm。盡管T4～T6的彈性模量相近，但是T4和T6巖層因局部呈現黃褐色強風化特征并含有部分黃褐色泥質膠結物，導致塑性變形增大，從而變形模量較T5分別降低了11.3%和33.8%。表3為巖體彈性模量和變形模量，對比表1和表3中的數據可知，除強風化粉砂質泥巖外，通過原位平板載荷試驗獲得的巖體彈性模量普遍低于前期勘察的推薦值。鑒于類似工程項目對地質條件的高度敏感性，本文提出的方法對于獲取更精確的巖體彈性模量數據具有重要的參考價值。

圖5為單調加載法下的應力—變形曲線。在載荷試驗中，測點T1～T6在荷載達到6 MPa后均未發生破壞現象。各測點的比例界限分別為1.2 MPa、1.2 MPa、1.4 MPa、1.8 MPa、2.0 MPa和1.6 MPa。對比粉砂質泥巖（T1～T3）和粉砂巖（T4～T6）的比例界限，粉砂質泥巖的最小比例界限為1.2 MPa，粉砂巖的則為1.6 MPa，據此確定該區域粉砂質泥巖和粉砂巖的巖基承載力特征值分別為1.2 MPa和1.6 MPa。

3 數值分析

為了驗證超大跨徑拱橋地基的承載力，并復核擴大基礎的適用性，采用Midas GTS NX軟件構建了拱座地基的受力模型（見圖6）。在建模過程中，主要考慮縱向和豎向的受力情況而忽略橫橋向受力，并將拱橋上部結構傳遞下來的荷載以集中力的形式加載到拱座擴大基礎上。拱橋上部結構荷載見表4。

圖7為考慮了拱橋上部結構荷載后的拱座地基的豎向受力情況，從圖7中可以看出，基坑內大部分地基承受的豎向應力位于1 MPa的合理范圍內。受力最大的部位出現在拱座基坑的第二臺階邊緣處，該處受基礎擠壓作用，豎向壓應力達到1.8 MPa，超出了該位置地基承載力特征值的上限（1.6 MPa）。雖然兩者差異不大，但是原地基在該部位已無法滿足承載力要求。為確保基礎穩定，需通過錨桿、噴射混凝土等措施予以加固，以滿足基礎的受力要求。

4 結論

本文基于廣西某待建超大跨徑拱橋工程項目，針對該地粉砂質泥巖和粉砂巖進行了原位平板載荷試驗，研究基巖受力變形的規律，明確了該地粉砂質泥巖和粉砂巖的巖基承載力特征值，主要研究結論如下。

（1）對于粉砂質泥巖（T1～T3），雖然其彈性模量依次增大，但是T2和T3的變形模量顯著低于T1，降幅約為30.0%。對于粉砂巖（T4～T6），各測點彈性模量接近，但T4和T6的變形模量相較于T5分別減少了11.3%和33.8%。

（2）T1～T6測點上的荷載增至6MPa時，所有測點均未發生破壞現象。各測點的比例界限分別為1.2 MPa、1.2 MPa、1.4 MPa、1.8 MPa、2.0 MPa和1.6 MPa。基于此，粉砂質泥巖的巖基承載力特征值被界定為1.2 MPa，粉砂巖為1.6 MPa。

（3）受巖基固有的不均勻特性和前期勘察精度的局限性的影響，本次原位平板載荷試驗所測得的巖體彈性模量低于前期勘察的推薦值。因此，針對超大跨徑拱橋項目，有必要通過現場試驗和數值模擬計算，進一步驗證地基承載力是否滿足項目要求。

5 參考文獻

［1］GUO S F，QI S W，ZHAN Z F，et al. Plastic-strain-dependent strength model to simulate the cracking process of brittle rocks with an existing non-persistent joint［J］. Engineering Geology，2017，231：114-125.

［2］唐正濤，胡冬冬，陸雨晨，等.航道整治岸坡坍岸區的形成條件及機制［J］.水運工程，2022（5）：129-133.

［3］席軍，宛新林，席道瑛.循環載荷下飽和砂巖的滯彈性衰減與損傷研究［J］.巖石力學與工程學報，2023，42（5）：1214-1224.

［4］李玲，車亞林，敬亞平，等.中心環北線工程巖基靜載荷試驗及其結果分析［J］.公路交通科技（應用技術版），2007（8）：53-56.

［5］白鵬宇，肖仕周，劉禹臣，等.馬普托大橋北錨碇半成巖基巖原位試驗研究［J］.施工技術，2017，46（S1）：999-1002.

［6］中華人民共和國交通運輸部.公路橋涵地基與基礎設計規范：JTG 3363—2019［S］.北京：人民交通出版社，2019.

*南寧市“邕江計劃”青年人才專項“水敏性軟巖邊坡災變智能監控及加固處治關鍵”（RC20230108）；廣西重點研發計劃“多時相InSAR在公路地質災害高效識別與監測中的關鍵技術研究”（AB22035024）。

【作者簡介】梁宇才，男，廣西南寧人，本科，工程師，研究方向：橋梁及隧道工程；李世文，男，黑龍江佳木斯人，本科，高級工程師，研究方向：巖土工程；張玉龍，男，河南三門峽人，碩士，工程師，研究方向：橋梁及巖土工程；李增源，男，廣西南寧人，本科，高級工程師，研究方向：橋梁工程；張耀升，男，廣西南寧人，博士，工程師，研究方向：土木工程。

【引用本文】梁宇才，李世文，張玉龍，等.超大跨徑拱橋原位巖基承載力試驗研究［J］.企業科技與發展，2024（6）：17-21.