汨水河特大橋嵌巖樁承載特性試驗(yàn)研究*

趙明華，羅衛(wèi)華，雷 勇，尹平保,3

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

對(duì)于大跨徑橋梁，其上部荷載較大且對(duì)沉降要求較為嚴(yán)格，而嵌巖樁是少數(shù)幾種能直接建造在基巖上的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)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(nèi)，因而嵌巖樁在橋梁基礎(chǔ)工程中得到了廣范的應(yīng)用.其承載特性研究及承載力計(jì)算方法也逐步受到關(guān)注[1-3].靜載試驗(yàn)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(yàn)可分為堆載法、錨樁法、堆錨聯(lián)合法及新發(fā)展起來的自平衡法等[4].然而大直徑嵌巖樁承載力大、試驗(yàn)耗費(fèi)高且很難進(jìn)行破壞性試驗(yàn)，因而系統(tǒng)完整的試驗(yàn)資料并不多.文獻(xiàn)[5-8]采用自平衡方法對(duì)對(duì)幾座特大橋的樁基試驗(yàn)情況進(jìn)行了報(bào)道.該方法在理論上尚存在的主要問題是修正系數(shù)γ修正向上摩阻力的“等效轉(zhuǎn)換法”中，修正系數(shù)γ只與相關(guān)的土層類型相關(guān)，而并未考慮土層深度、厚度以及土層上、下層相對(duì)位置等重要因素，因此等效轉(zhuǎn)換法理論仍被許多業(yè)內(nèi)專家質(zhì)疑.堆載法、錨樁法和堆錨聯(lián)合法的顯著優(yōu)點(diǎn)是受力條件與正常受上部荷載情況較為接近，試驗(yàn)結(jié)果直觀且易于獲得試樁場(chǎng)地土層的相關(guān)參數(shù)，有利于地區(qū)參數(shù)的統(tǒng)計(jì)分析.劉齊健[9]提供了采用錨樁法進(jìn)行的茅草街大橋樁基現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)情況，這些寶貴的資料為嵌巖樁的承載機(jī)理研究及承載力計(jì)算方法驗(yàn)證提供了有力的實(shí)踐基礎(chǔ).

為驗(yàn)證樁基設(shè)計(jì)參數(shù)及深入研究大直徑嵌巖樁荷載傳遞機(jī)理，本文采用堆錨聯(lián)合加載法對(duì)汨水河特大橋一根嵌巖試樁進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究，通過對(duì)量測(cè)的各級(jí)荷載作用下樁頂荷載-沉降關(guān)系及不同深度處樁身應(yīng)力應(yīng)變的數(shù)據(jù)研究，探討大直徑嵌巖樁荷載傳遞規(guī)律及樁端阻力和樁側(cè)摩阻力隨荷載的變化規(guī)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(zhǎng)1 077.00 m，雙向四車道，上部構(gòu)造設(shè)計(jì)為25×30+40+3×70+40PC連續(xù)鋼構(gòu)、PCT梁，下部結(jié)構(gòu)為圓柱墩配樁基礎(chǔ)，橋面凈寬2×11.75 m.橋梁樁基礎(chǔ)多采用大直徑嵌巖樁，合理設(shè)計(jì)施工嵌巖樁基礎(chǔ)，對(duì)工程的安全性與經(jīng)濟(jì)性至關(guān)重要.為獲得樁基設(shè)計(jì)參數(shù)，并探討嵌巖樁的承載特性，進(jìn)行了1根試樁靜載荷試驗(yàn).試樁位于特大橋22墩K56+450處.

1.1 工程場(chǎng)地巖土性質(zhì)

根據(jù)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(xì)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(qiáng)風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖.層厚5.9 m，暗紅色，原巖已風(fēng)化成半巖半土碎塊狀，裂隙發(fā)育，巖質(zhì)較軟.4)中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖.暗紅色，粉粒結(jié)構(gòu)，層狀構(gòu)造，鈣質(zhì)膠結(jié)，裂縫發(fā)育，巖質(zhì)軟，巖芯呈碎塊狀，柱狀，節(jié)長(zhǎng)5～20 cm，RQD=70%.

通過對(duì)主要土層采樣后進(jìn)行室內(nèi)試驗(yàn)，并對(duì)巖石試樣進(jìn)行了天然狀態(tài)下的單軸極限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，結(jié)合覆蓋層中的無粘性土(如細(xì)砂、砂礫石及砂卵石等)的試驗(yàn)情況，以及野外實(shí)際情況，對(duì)主要巖土層的力學(xué)指標(biāo)提出了推薦值，如表1所示.

表1 土層設(shè)計(jì)參數(shù)推薦值

1.2 試樁設(shè)計(jì)

試樁設(shè)計(jì)直徑d=1.0 m，樁長(zhǎng)為20.00 m，進(jìn)入中風(fēng)化泥質(zhì)砂巖層約2 m.試樁為泥漿護(hù)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(fù)上下運(yùn)動(dòng)，實(shí)際成孔1.2 m，試樁上部縱筋為18φ25，通長(zhǎng)配置，其箍筋為φ12@150螺旋筋；沿樁身每隔2 m設(shè)置φ22加勁箍一道，鋼筋籠制作完畢后，實(shí)際測(cè)鋼筋籠直徑約90 cm，在樁頂布置雙向φ12@50鋼筋網(wǎng)3層，上下間距為100 mm，以保證樁頭試壓時(shí)堅(jiān)實(shí)可靠.

樁身彈性模量是荷載傳遞分析中的重要參數(shù)，在本試驗(yàn)中通過樁身混凝土彈性模量和鋼筋彈性模量按面積加權(quán)得到.對(duì)樁身混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采取室內(nèi)測(cè)試，在進(jìn)行試驗(yàn)樁的澆搗時(shí)，分別在對(duì)應(yīng)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(yàn)機(jī)上對(duì)試塊進(jìn)行彈性模量的測(cè)試，其結(jié)果見圖1.

以試塊測(cè)試結(jié)果作為樁身混凝土的應(yīng)力換算依據(jù)，其計(jì)算式為式(1)：

(1)

按式(1)計(jì)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(jì)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(yīng)力-變形關(guān)系

1.3 樁身應(yīng)變量測(cè)系統(tǒng)

為測(cè)得試樁樁身軸力的分布、樁側(cè)不同土層的側(cè)摩阻力以及樁端阻力，在樁身內(nèi)不同深度截面(特別是不同土層分界面)處埋設(shè)鋼弦式鋼筋應(yīng)力計(jì)和混凝土應(yīng)變計(jì)，并在樁底埋設(shè)土壓力盒.各傳感器元件埋設(shè)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(yàn)

2.1 加載方法

試驗(yàn)過程中，對(duì)試驗(yàn)樁采用“錨樁反力梁+壓重平臺(tái)”聯(lián)合方式提供千斤頂所需反力，用2根工程樁采用壓重平臺(tái)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(zhǎng)×寬×高=9.0 m×1.8 m×2.7 m，如圖3所示.由于靜載試驗(yàn)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(lián)方式連接在1臺(tái)大容量電動(dòng)油泵上.

圖3 反力系統(tǒng)及加載平臺(tái)

2.2 觀測(cè)裝置

試驗(yàn)時(shí)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(shí)為監(jiān)測(cè)工程樁的上拔量，以避免過大的上拔量對(duì)工程樁的承載力造成影響，在2根錨樁樁周布置位移觀測(cè)點(diǎn).試樁及錨樁各測(cè)試儀表的布置如圖4所示.

圖4 位移觀測(cè)布置平面示意圖

2.3 試樁荷載位移采集系統(tǒng)

本實(shí)驗(yàn)荷載及位移測(cè)量采用RS-JYC樁基靜載荷測(cè)試分析儀，其原理是采用與千斤頂油路并聯(lián)的壓阻式壓力控制系統(tǒng)控制油路壓力，經(jīng)由采集儀自動(dòng)換算成當(dāng)前千斤頂壓力，自動(dòng)控制荷載的大?。ǔ＜虞d至某級(jí)荷載后，千斤頂油壓會(huì)因樁頂沉降而降低，在設(shè)定范圍內(nèi)采集儀會(huì)自動(dòng)補(bǔ)壓．該采集儀已事先經(jīng)過標(biāo)定，測(cè)試時(shí)顯示的荷載是根據(jù)內(nèi)嵌率定曲線將油壓換算成實(shí)際施加的樁頂荷載Q.在加載的同時(shí)分析儀可實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)樁頂沉降，并在樁基規(guī)范的采集的時(shí)間內(nèi)自動(dòng)記錄數(shù)據(jù)，并通過與荷載及時(shí)間的關(guān)系自動(dòng)生成Q-s，s-logt及s-logQ曲線，較方便地對(duì)試驗(yàn)全過程實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè).

2.4 試驗(yàn)方法

本次試驗(yàn)采用慢速維持荷載法，測(cè)試按交通部標(biāo)準(zhǔn)JTJ041-2011《公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范》[10]進(jìn)行.試驗(yàn)開始前，對(duì)試樁的豎向極限承載力預(yù)估2 4000 kN，按各千斤頂?shù)墓ぷ髑闆r，總的試驗(yàn)荷載分級(jí)為每級(jí)1 200 kN，即每個(gè)千斤頂?shù)拿考?jí)加載為200 kN，共20級(jí).試樁時(shí)，加載至19 200 kN時(shí)，工程錨樁上拔量已達(dá)9 mm，并在樁身出現(xiàn)大量裂縫，為避免對(duì)工程樁造成過大的損傷，影響其正常使用，此時(shí)即終止加載.

3 試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果分析

3.1 試樁的荷載-沉降實(shí)測(cè)資料

試驗(yàn)加載時(shí)，在每級(jí)荷載作用下，在樁頂以對(duì)稱安裝的4個(gè)百分表來觀測(cè)樁頂?shù)某两盗?，取其平均值作為樁頂?shù)膶?shí)際沉降量.靜載試驗(yàn)結(jié)束后，將樁頂荷載-沉降數(shù)據(jù)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(yàn)加載能力有限，未能加載到試樁的極限承載力，在停止試驗(yàn)后按每級(jí)2 400 kN進(jìn)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(jí)荷載，可獲得混凝土應(yīng)變計(jì)應(yīng)變值及鋼筋應(yīng)力計(jì)強(qiáng)度值，各測(cè)量截面的樁身軸力值采用式(3)計(jì)算：

(3)

式中：Pi為第i截面軸力，kN；ε1i，ε2i為第i截面對(duì)應(yīng)的混凝土應(yīng)變計(jì)應(yīng)變值.按式(3)對(duì)內(nèi)力實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)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(jí)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(qiáng)風(fēng)化泥質(zhì)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(cè)阻與端阻的發(fā)揮并非同步，即側(cè)阻先于端阻發(fā)揮.當(dāng)樁頂荷載較小時(shí)，樁端阻力極小甚至幾乎為零，而此時(shí)嵌巖段巖層側(cè)摩阻力也很小，荷載主要由上部巖土層樁側(cè)摩阻力承擔(dān)，當(dāng)再加載時(shí)樁端阻力和嵌巖段側(cè)摩阻力緩慢增加，但端阻力始終變化不大.從這點(diǎn)看出在試樁荷載下嵌巖樁承載特性主要表現(xiàn)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(cè)摩阻力

各分層土體的平均樁側(cè)摩阻力qsi可按式(4)計(jì)算，計(jì)算過程中假定每一分層土側(cè)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(cè)長(zhǎng)度/m.

由式(4)計(jì)算得到試樁樁側(cè)摩阻力的分布如圖7所示.

圖7 各級(jí)荷載下樁側(cè)摩阻力分布

由圖7可知，樁側(cè)各點(diǎn)摩阻力沿樁身逐步增大，在巖層內(nèi)達(dá)到最大值后，又逐漸減小.分析認(rèn)為：樁側(cè)土層摩阻力的發(fā)揮是初始地應(yīng)力與樁土相對(duì)位移耦合的結(jié)果，樁側(cè)上部粘土層及卵石層本身極限摩阻力較小，在發(fā)生樁土相對(duì)位移時(shí)各點(diǎn)的摩阻力值增大，但由于極限摩阻力受到法向應(yīng)力影響，因而雖然在樁身上部樁土相對(duì)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(duì)位移有關(guān)，同時(shí)受法向應(yīng)力及相對(duì)位移的影響.在巖層中部15 m處達(dá)到最大值，隨后減小，是因?yàn)闃稁r相對(duì)位移較小，法向應(yīng)力的影響不大，此為兩者耦合的結(jié)果.

一般認(rèn)為樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮需要一定的樁土相對(duì)位移，隨著樁土相對(duì)位移的增加，摩阻力逐步發(fā)揮并最終達(dá)到極限，這一相對(duì)位移即為極限相對(duì)位移sf.第i段的樁土相對(duì)位移si由式(5)進(jìn)行計(jì)算：

(5)

式中：εj，εj+1分別為第j，j+1斷面混凝土應(yīng)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(jù)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和上述計(jì)算公式得出的每層土平均摩阻力-相對(duì)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(qiáng)度，粘土層極限強(qiáng)度約50～55 kPa，對(duì)應(yīng)極限位移為4.5 mm，卵石層極限強(qiáng)度約為100 kPa，對(duì)應(yīng)極限位移3.3 mm.兩者極限強(qiáng)度與勘查資料較為吻合.但由于試驗(yàn)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(jù)經(jīng)驗(yàn)一般呈理想的彈塑性和加工軟化模型，為便于工程計(jì)算近似采用雙曲線或雙折線模擬較為合理.

樁巖相對(duì)位移δ/mm

樁巖相對(duì)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(jù)本實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和上述計(jì)算公式得出的巖層平均摩阻力-相對(duì)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(duì)位移下樁巖界面摩阻力的發(fā)揮較土層更大，τ-s曲線基本呈線性關(guān)系，由于實(shí)驗(yàn)未測(cè)得足夠大的位移，未能得到峰值強(qiáng)度及峰值強(qiáng)度以后的曲線形式，但對(duì)于強(qiáng)風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖，其摩阻力極限強(qiáng)度遠(yuǎn)大于勘查資料的85 kPa.對(duì)于正常工作情況下的樁基，可認(rèn)為樁側(cè)處于線彈性范圍內(nèi)，τ-s曲線以線性模擬較為合理.

樁巖相對(duì)位移δ/mm

樁巖相對(duì)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(cè)巖土體抗力的大小，也反映了樁端巖體抵抗變形的能力.實(shí)驗(yàn)測(cè)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(guān)系.

在求得樁身各點(diǎn)的摩阻力及樁端荷載后，可繪出樁側(cè)土阻力、嵌巖段摩阻力及端阻力在樁頂荷載的分擔(dān)比例，如圖13所示.由圖可知，樁側(cè)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(jí)的增大，樁側(cè)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(gè)受荷過程中變化不大只占約1.3%.這進(jìn)一步證明了樁側(cè)摩阻力承擔(dān)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(diǎn)看出，試樁在工作荷載下主要表現(xiàn)為摩擦樁.

樁端位移sb/mm

樁頂荷載P/kN

4 結(jié) 論

通過對(duì)汨水河大橋嵌巖樁的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)分析，得到如下結(jié)論：

1)樁側(cè)各點(diǎn)摩阻力沿樁身逐步增大，在巖層內(nèi)達(dá)到最大值后，逐漸減小.樁側(cè)摩阻力的大小不僅受樁土相對(duì)位移的影響，還受深度的影響.

2) 樁頂荷載主要由樁側(cè)土體和嵌巖段承擔(dān)，嵌巖樁嵌巖段承擔(dān)了大部分樁頂荷載，在加載的過程中樁側(cè)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(wěn)定.

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