廣佛肇高速公路大直徑嵌巖樁承載力試驗研究

夏 兼，徐福建

(1.廣東省長大公路工程有限公司， 廣東 廣州 510620； 2.南京東大自平衡樁基檢測有限公司， 江蘇 南京 210018)

廣佛肇高速公路全線位于廣東省肇慶市，全長174.919 km，預算212.94億元，橋隧比為36.55%，2013年10月開工建設，計劃2017年6月建成通車，設計速度100 km/h，是肇慶市“三縱四橫”高速公路網(wǎng)中的三橫，為廣東省第一條采用“BOT+EPC”模式建設的高速公路[1]。作為典型的山區(qū)高速公路，其最為顯著的工程特點為施工運營能耗高，該項目大部分路段地處山嶺重丘及不良地質區(qū)，現(xiàn)場試驗及工程建設的難度較大。

嵌巖樁因單樁承載力高、沉降變形小且收斂快、地質適應性強等突出優(yōu)勢，在橋梁工程領域中的應用日益廣泛[2]，且隨著建(構)筑物的基礎承擔的荷載越來越大，嵌巖樁的承載力分析與靜載荷試驗朝著大直徑、深長嵌巖樁方向發(fā)展[3-5]。在廣佛肇高速公路建設中，嵌巖樁為工程穿越不良地質區(qū)，將上部結構荷載傳遞至地基深部強度較高、壓縮性較小的巖土層方面發(fā)揮著關鍵性的作用。在設計施工橋梁基礎時，規(guī)范規(guī)定需要進行現(xiàn)場靜載試驗來確定樁基的承載性狀，保證樁基的承載力安全性，并為設計提供參考依據(jù)，而傳統(tǒng)的靜載荷試驗(如堆載法、錨樁法)往往具有費時、費力、受場地條件影響大、試驗風險大、成本高等缺點[6-7]。近十幾年來日益發(fā)展和成熟的樁基自平衡測試技術與傳統(tǒng)靜載試驗相比具有顯著的優(yōu)勢，且通過等效轉換可以準確得到樁頂荷載-位移關系、樁身軸力分布、樁側摩阻力分布以及樁基的極限承載力等[8-10]，完全滿足工程精度要求，工程應用極為廣泛，被稱為樁基檢測的革命[11-12]。

1 試樁工程概況

圖1 試樁各地質參數(shù)及鋼筋計分布圖

2 試驗結果與分析

2.1 極限承載力分析

三根試樁的自平衡Q-s曲線如圖2所示，根據(jù)《建筑基樁自平衡靜載荷試驗技術規(guī)程》[13](JGJ/T 403—2017)中相應的轉換系數(shù)確定方法，可將自平衡靜載試驗測得的荷載-位移曲線等效轉換為傳統(tǒng)的樁頂荷載-位移曲線，并依據(jù)規(guī)范或經(jīng)驗分析得出試樁的單樁承載力，轉化曲線如圖3所示。

圖2 試樁自平衡Q-s曲線

圖3試樁等效轉換曲線

由圖3可以看出，三根試樁的樁頂?shù)刃-s曲線均為緩變型，無明顯轉折，根據(jù)相關研究成果[2，14]可以判斷，試樁仍處于彈性壓縮階段。由等效轉換曲線可得三根試樁在樁頂極限加載值及設計荷載下對應的樁頂位移值，如表2所示。

表2 試樁承載力及對應的樁頂位移值

根據(jù)表2可知，三根試樁的自平衡加載承載值均大于設計值，且與設計值相比存在較大的安全儲備，在設計樁頂荷載作用下，試樁的位移量較小，滿足工程對承載力和沉降的要求。

對于樁頂荷載-位移曲線呈現(xiàn)緩變型的大直徑嵌巖樁，往往取樁頂極限位移su對應的承載力作為該大直徑嵌巖樁的極限承載力，參考類似工程及規(guī)范[13，15]，故取40 mm為試樁極限位移。由于自平衡試驗中三根試樁的上段樁和下段樁均未達到極限位移40 mm，故為求得極限位移所對應的極限承載力，對試樁數(shù)據(jù)進行曲線擬合，據(jù)此來計算三根試樁的極限承載力。研究表明，樁頂荷載與樁頂位移之間近似滿足雙曲線的函數(shù)關系[16-17]，故采用Christon(1967)的雙曲線擬合方法進行轉化，并利用MATLAB最小二乘法進行線性擬合，如式(1)所示：

(1)

式中：Q為樁頂荷載，kN；S為樁頂位移，mm；a和b為雙曲線擬合系數(shù)。

為保證數(shù)據(jù)擬合的精度，要求擬合得到的相關系數(shù)R2均大于0.9，對偏差較大的數(shù)據(jù)點不予考慮且保證參與擬合的數(shù)據(jù)點不少于5個，以保證數(shù)據(jù)擬合的可靠性。擬合得到的三根試樁的相關系數(shù)均大于0.99，說明線性擬合的精度極高，擬合結果如表3所示。

表3 試樁不同承載力及對應位移值

比較表3中擬合得到的極限承載力與設計承載力，可知40 mm的極限樁頂位移對應的承載力可以達到設計值的3.64～5.56倍，而一般情況下安全系數(shù)取值為2，故設計值較為保守，安全儲備大。

2.2 樁側阻力分析

由樁身埋設的鋼筋計可計算得到各土層的側摩阻力，三根試樁在極限加載荷載下的巖土層側摩阻力與地勘報告的對比如表4所示。

根據(jù)表4中的試驗結果可知，實測土層的側摩阻力普遍低于地勘報告給出的土層摩阻力，僅在荷載箱附近接近于地勘報告推薦的摩阻力取值，而巖層的摩阻力明顯高于土層，其值與巖石的飽和單軸抗壓強度正相關[18]，巖層的側摩阻力對樁的承載力有較大的貢獻。由試驗結果可知，達到極限承載力時，巖層部位的樁-巖相對位移大致為5 mm左右，進一步驗證了各樁仍處于彈性壓縮階段。樁基進入巖層后，在全風化、強風化、中風化、微風化巖層中，各巖層側摩阻力較穩(wěn)定，變化不大，實測樁巖側摩阻力隨加載值穩(wěn)定增加，隨樁長在各巖帶近似線性增加。側摩阻力在各巖層交界面處存在一定的突變，隨巖層強度增大而增大，對比三根試樁，其變化比例如表5所示。

表4 實測試樁各巖土層摩阻力沿深度分布表

表5 巖層交界面?zhèn)饶ψ枇ψ兓壤?/p>

由表5可知，由全風化、強風化巖帶向中風化巖帶進入時，其側摩阻力變化最大，承載力特性提升明顯，故嵌巖樁宜進入中風化巖帶；而由中風化巖帶向微風化巖帶進入時，其側摩阻力變化不大，提升不明顯，且樁端應力遠低于巖石飽和單軸抗壓強度，可相應提高嵌巖樁端阻力的設計值。因此，若中風化巖層能提供足夠的極限承載力，則嵌巖樁樁端可不進入微風化巖帶，從而有效節(jié)省工程造價。

2.3 樁端阻力分析

三根試樁在各級加載情況下的樁端荷載-位移曲線如圖4所示。

由圖4可知，三根試樁的樁端阻力-位移曲線均為緩變型。隨著樁端持力層承載力的增大，其極限承載力增大且相應位移減小，達到極限承載力所需的樁端位移約在8 mm～11 mm之間。對比三根試樁可知，大降口大橋左線2#-1樁，其樁端位于微風化砂巖層，但其較另外兩根嵌固于中風化砂巖層試樁的樁端阻力并未有顯著的提升，說明中風化砂巖層所提供的樁端阻力已滿足要求。

圖4試樁樁端阻力-位移曲線圖

2.4 試樁承載力構成分析

三根試樁在極限加載荷載作用下的側摩阻力及端阻力所占的比例如表6所示。

早期的嵌巖樁常被視為端承樁進行設計，由表6中的荷載分擔比例可見，三根試樁在極限加載荷載作用下的側摩阻力及端阻力均得到較好的發(fā)揮，樁端阻力所占比例略大于樁側阻力，樁側阻力在設計中不容忽視。在砂巖嵌巖樁中，側摩阻力能夠較好地發(fā)揮，基本為40%以上，故在佛山地區(qū)進行砂巖中的嵌巖樁承載力設計時，在滿足保守設計的前提下，宜適當提高側摩阻力的占比，即減小樁基的嵌巖深度。

表6 試樁承載力構成表

由以上分析可知，試樁的極限承載力遠大于設計承載力，設計值較為保守；通過對試樁側摩阻力和端阻力的進一步分析可知，若中風化巖層能提供足夠的極限端阻力，則嵌巖樁樁端可不進入微風化巖帶，適當?shù)乜s短樁長或減小樁徑，從而有效的節(jié)省基礎的成本。

3 結 論

基于以上對廣佛肇高速公路3根大直徑嵌巖樁的現(xiàn)場自平衡靜載荷試驗及結果的對比分析，可得以下基本結論與建議：

(1) 三根試樁的等效Q-s曲線均為緩變型，無明顯拐點，試樁處在彈性壓縮階段，承載力均達到設計要求，且承載力設計值較為保守，安全儲備大。

(2) 樁頂在極限加載條件下，端阻力約承擔總荷載的52%～57%，側阻力約承擔總荷載的43%～48%，兩者近似相等且均得到較好的發(fā)揮，且嵌巖段的側阻力占較大比重， 故在嵌巖樁的設計中不能簡單的將其視為端承樁而忽略側阻力的作用。

(3) 中風化巖層對嵌巖樁的側摩阻力提升效應明顯，而當樁端進入微風化巖層時側摩阻力變化不大，且樁端阻力沒有顯著的提升，故當中風化巖層能提供足夠的極限承載力，則嵌巖樁樁端可不進入微風化巖帶，從而有效節(jié)省工程造價。