大直徑深長(zhǎng)樁泥巖側(cè)摩阻力試驗(yàn)研究
——以吉林省龍華松花江特大橋工程試樁為例

孫 煒， 徐 燕， 胡天明

(吉林大學(xué)建設(shè)工程學(xué)院，吉林 長(zhǎng)春 130026)

0 引言

泥巖在我國(guó)有著廣泛的分布，是常見(jiàn)的軟質(zhì)巖。目前泥巖地基中泥巖的樁側(cè)摩阻力設(shè)計(jì)參數(shù)缺乏，特別是因地質(zhì)條件差異，不同地區(qū)樁基礎(chǔ)的泥巖側(cè)摩阻力性狀有其自身的規(guī)律。研究泥巖側(cè)摩阻力特性，特別是大直徑深長(zhǎng)樁泥巖樁側(cè)摩阻力發(fā)揮機(jī)制及特性，是樁基礎(chǔ)理論發(fā)展的需要，也是樁基設(shè)計(jì)的迫切要求。

目前樁基設(shè)計(jì)主要依據(jù)《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50007-2011)[1]、《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94-2008)[2]，對(duì)于大橋樁基可參考《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTGD 63-2007)[3]，其中規(guī)范JGJ 94-2008根據(jù)風(fēng)化程度的不同分別給出了全風(fēng)化軟質(zhì)巖和強(qiáng)風(fēng)化軟質(zhì)巖側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值的經(jīng)驗(yàn)值，從吉林地區(qū)的使用情況看，所取經(jīng)驗(yàn)值與實(shí)測(cè)值相差較大，有時(shí)可差1倍多，而規(guī)范GB 50007-2011和JTGD 63-2007未給出泥巖等軟質(zhì)巖側(cè)摩阻力經(jīng)驗(yàn)值[4]，這些給泥巖地基在設(shè)計(jì)時(shí)側(cè)摩阻力取值帶來(lái)了一定難度，泥巖樁側(cè)摩阻力的取值問(wèn)題也一直是樁基設(shè)計(jì)中的一個(gè)難題[5]。

目前，國(guó)內(nèi)對(duì)土層側(cè)摩阻力的研究比較多。曹權(quán)等[6]建立了軟土中靜壓樁的單樁樁側(cè)承載力時(shí)效性的理論解，并通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)單樁承載力試驗(yàn)驗(yàn)證了其合理性；葉建忠等[7]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，采用雙曲線函數(shù)模型，得到了灌注樁側(cè)摩阻力與樁-土相對(duì)位移之間的關(guān)系；張明義等[8]利用改進(jìn)后的直剪儀進(jìn)行了室內(nèi)動(dòng)摩擦試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明在粘性土中，樁-土的側(cè)摩阻力與樁的承載力增長(zhǎng)曲線基本吻合；趙法鎖等[9]結(jié)合西安土層結(jié)構(gòu)性質(zhì)，采用有限單元法對(duì)黃土地區(qū)灌注樁樁-土相互作用進(jìn)行模擬，研究了樁-土相互作用與樁側(cè)摩阻力之間的關(guān)系，并通過(guò)單樁載荷試驗(yàn)資料進(jìn)行了驗(yàn)證。

對(duì)泥巖地基，程曄等[10]結(jié)合廣西南寧高層建筑的樁基工程，通過(guò)自平衡試樁法測(cè)試了泥巖樁基下的樁端承載性能和整樁承載性能；何劍[11]根據(jù)青海西寧某工程試樁的豎向抗壓靜載試驗(yàn)和高應(yīng)變動(dòng)力檢測(cè)結(jié)果，揭示了該地區(qū)泥巖地基中大直徑灌注樁的承載特性；范秋雁等[12]通過(guò)收集廣西地區(qū)泥巖深層平板載荷試驗(yàn)資料，對(duì)剛塑性太沙基理論計(jì)算承載力的公式進(jìn)行了修正,提出了廣西第三系泥巖樁端承載力的計(jì)算公式；劉爭(zhēng)等[13]采用FLUC-3D軟件建立了空間樁-土有限元模型，并采用自平衡試樁法對(duì)貴州某大橋泥巖樁基的承載特性及設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行實(shí)測(cè)，驗(yàn)證了該模型的可靠性；張信貴等[14]以南寧某工程的樁基失效為例，對(duì)南寧泥巖的基本特性與樁基承載力影響因數(shù)進(jìn)行分析，認(rèn)為水巖相互作用和機(jī)械擾動(dòng)是影響樁端承載力的最主要因素；王平[15]修正了規(guī)范中樁基承載力計(jì)算公式，并通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)和工程實(shí)例驗(yàn)證其合理性，使樁基設(shè)計(jì)更加合理；柳飛等[16]認(rèn)為由于側(cè)摩阻力的影響，單樁豎向承載力的粒徑效應(yīng)比樁端阻力的粒徑效應(yīng)更顯著，并通過(guò)不同長(zhǎng)徑比情況下的單樁豎向承載力試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證；張向東等[17]提出了凍融土體中樁側(cè)摩阻力計(jì)算模型，并以實(shí)際項(xiàng)目為例對(duì)樁基受力情況現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，驗(yàn)證了所建立的本構(gòu)關(guān)系模型；李逵等[18]通過(guò)靜載試驗(yàn)及樁身內(nèi)力測(cè)試對(duì)泥巖地層樁側(cè)面阻力進(jìn)行了分析，通過(guò)對(duì)比經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)得出該地層的實(shí)際樁側(cè)摩阻力和樁基設(shè)計(jì)依據(jù)；梅源等[19]基于荷載傳遞法，建立側(cè)摩阻力及樁端阻力計(jì)算模型，對(duì)濕陷性黃土的樁基側(cè)摩阻力微分方程進(jìn)行求解，得出了黃土地基不同濕陷階段的樁基側(cè)摩阻力的估算公式。

從以上研究可以看出，目前研究大多對(duì)整個(gè)樁的承載特性和樁端承載特性方面進(jìn)行分析，而針對(duì)泥巖側(cè)摩阻力承載特性進(jìn)行研究相對(duì)較少[20]。本文對(duì)吉林省龍華松花江特大橋自平衡靜載試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行整理分析，并結(jié)合室內(nèi)樁和泥巖接觸中型剪切摩擦試驗(yàn)分析，揭示該地區(qū)泥巖地基中大直徑深長(zhǎng)灌注樁泥巖側(cè)摩阻力作用機(jī)制及承載特征[21]。

1 現(xiàn)場(chǎng)自平衡測(cè)試

1.1 工程地質(zhì)與試樁概況

龍華松花江特大橋位于吉林省松原市，是國(guó)家高速公路網(wǎng)大慶至廣州高速公路松原至肇源段的重要工程。試樁所在場(chǎng)地的地層情況如表1所示。大橋基礎(chǔ)采用鉆孔灌注樁，主橋墩樁長(zhǎng)65 m，樁徑2 m，采用回轉(zhuǎn)反循環(huán)鉆進(jìn)成孔。試樁選取主橋1號(hào)墩1號(hào)、3號(hào)樁進(jìn)行單樁自平衡靜載測(cè)試，試樁概況如表2所示。

1.2 自平衡測(cè)試原理及方法

對(duì)于龍華松花江特大橋大型樁基，由于單樁極限承載力要求較大，單樁承載力達(dá)到以“×104kN”計(jì)的水平，傳統(tǒng)樁頂靜載試驗(yàn)加荷困難，難以實(shí)現(xiàn)[22]。美國(guó)西北大學(xué)教授Jorj O. Osterberg于20世紀(jì)80年代中期成功研究出一種新的靜載試樁法——自平衡測(cè)樁法[23]。在國(guó)內(nèi)外，自平衡法正在應(yīng)用于大型樁基，并取得了較好的效果。本工程試樁采用自平衡試樁法，其主要裝置是一種經(jīng)特別設(shè)計(jì)可用于加載的荷載箱，一般是在樁身平衡點(diǎn)位置安設(shè)[24]。測(cè)試開(kāi)始后，荷載箱產(chǎn)生的荷載沿著樁身軸向往上、往下傳遞，從而調(diào)動(dòng)樁身側(cè)摩阻力及端阻力，直至達(dá)到樁承載力極限狀態(tài)。假設(shè)基樁受荷后，樁身結(jié)構(gòu)完好(無(wú)破損，混凝土無(wú)離析、斷裂現(xiàn)象)，那么在各級(jí)荷載作用下混凝土產(chǎn)生的應(yīng)變量等于鋼筋產(chǎn)生的應(yīng)變量，通過(guò)量測(cè)預(yù)先埋置在樁體內(nèi)的鋼筋計(jì)，以實(shí)測(cè)到各鋼筋應(yīng)力計(jì)在每級(jí)荷載作用下所得的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系[25]，可以推出相應(yīng)樁截面的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，那么相應(yīng)樁截面微分單元內(nèi)的應(yīng)變量亦可求得，由此便可求得在各級(jí)荷載作用下各樁截面的樁身軸力值、樁周各巖土層側(cè)摩阻力、單樁總側(cè)摩阻力值Qs。目標(biāo)場(chǎng)地同時(shí)存在砂土和粘土，在承載力計(jì)算時(shí)假設(shè)場(chǎng)地土層以粘性土為主，工程方面考慮偏于安全。

表1 場(chǎng)地地層巖性Table 1 Site lithology

表2 主橋1號(hào)墩試樁情況Table 2 Test pile conditions of the 1# pier of the main bridge

1.3 試樁成果分析

兩根試樁荷載位移Q-s曲線如圖1、圖2所示，單樁豎向抗壓極限承載力Qu依據(jù)《樁承載力自平衡測(cè)試技術(shù)規(guī)程》(DB32/T 291-1999)，計(jì)算承載力公式為：

Qu=(Qu上-W)/γ+Qu下

(1)

式中：Qu上——荷載箱上部樁的實(shí)測(cè)極限承載力，kN；Qu下——荷載箱下部樁的實(shí)測(cè)極限承載力，kN；W——荷載箱上部樁自身重力，kN；γ——系數(shù)，對(duì)于粘性土和粉土γ取0.8，對(duì)于砂土γ取0.7，本次測(cè)樁取γ=0.8。

圖1 1號(hào)樁荷載位移Q-s曲線Fig.1 Q vs s curves of the 1# pile

圖2 3號(hào)樁荷載位移Q-s曲線Fig.2 Q vs s curves of the 3# pile

1、3號(hào)樁單樁豎向抗壓極限承載力Qu及根據(jù)鋼筋計(jì)測(cè)試數(shù)據(jù)計(jì)算的樁側(cè)摩阻力值Qs如表3所示。

表3 測(cè)樁成果統(tǒng)計(jì)Table 3 Results of test piles

根據(jù)單樁側(cè)摩阻力Qs分擔(dān)單樁豎向抗壓極限承載力Qu的比，1號(hào)樁Qs/Qu達(dá)到95%，3號(hào)樁Qs/Qu達(dá)88%，這說(shuō)明端阻力分擔(dān)的荷載只占總承載力的一小部分，因而1號(hào)和3號(hào)大直徑深長(zhǎng)樁屬于摩擦型樁或稱端承摩擦樁。圖3為分步加荷下各地層樁側(cè)摩阻力，可以看出側(cè)摩阻力的發(fā)揮具有一定的深度效應(yīng)，地層越深，側(cè)壓越大，摩阻力也越大。

圖4為泥巖側(cè)摩阻力與樁土相對(duì)位移曲線，全風(fēng)化泥巖、強(qiáng)風(fēng)化泥巖及中等風(fēng)化泥巖的樁側(cè)摩阻力發(fā)揮趨勢(shì)基本相同，側(cè)摩阻力曲線隨樁土相對(duì)位移增大而增大，樁側(cè)摩阻力從線性變化到非線性，到一定值后變化趨于平緩(對(duì)中等風(fēng)化泥巖由于埋深較深，樁土相對(duì)位移偏小，曲線有一定的趨勢(shì)，但趨勢(shì)不完整)。泥巖摩阻力的發(fā)揮與泥巖性質(zhì)、風(fēng)化程度和埋深有關(guān)，由自平衡測(cè)試得到全風(fēng)化泥巖側(cè)摩阻力可達(dá)173 kPa，強(qiáng)風(fēng)化泥巖側(cè)摩阻力達(dá)到279 kPa，中等風(fēng)化泥巖側(cè)摩阻力達(dá)到336 kPa，實(shí)測(cè)值較規(guī)范參考取值大很多。

圖3 分步加荷下樁側(cè)摩阻力Fig.3 Skin friction of piles under step loading

圖4 泥巖側(cè)摩阻力與樁土相對(duì)位移曲線Fig.4 Curve of skin friction vs relative displacement between pile and soil in mudstone

2 樁和泥巖接觸中型剪切摩擦試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

通過(guò)室內(nèi)中型剪切試驗(yàn)，模擬樁與泥巖地層之間的相互作用。試驗(yàn)過(guò)程中混凝土試塊采用工程實(shí)際配比制備。根據(jù)施工現(xiàn)場(chǎng)配合比，即水泥∶水∶砂∶碎石=1∶0.330∶1.346∶2.194?；炷林懈黜?xiàng)材料用量分別是(kg/m3)：水泥500，水165，砂673，碎石1097。通過(guò)鉆孔獲得實(shí)際的地層巖土試樣，巖樣在制樣過(guò)程中確保試樣不擾動(dòng)并保持其天然含水量。將巖樣制成直徑為8 cm、高為10 cm的圓柱體，將圓柱試樣切成兩半，試驗(yàn)過(guò)程中上剪切盒內(nèi)為根據(jù)樁工程實(shí)際配比的混凝土試塊，下剪切盒為預(yù)制混凝土模具將半個(gè)圓柱試樣放入，將試樣切開(kāi)面作為剪切面，剪切面高出模具1 cm左右，試樣剪切面積約為80 cm2?？紤]成樁過(guò)程中泥漿的影響，試驗(yàn)時(shí)將從現(xiàn)場(chǎng)取回的泥漿均勻涂抹于巖樣剪切面上，模擬泥漿對(duì)樁與周圍地層剪切摩擦的影響。

垂直荷載采用一次加荷，加荷后立即讀數(shù)，每隔5 min觀測(cè)變形一次，直至百分表兩次讀數(shù)差<0.05 mm，認(rèn)為試樣垂直變形穩(wěn)定，可以施加剪切荷載；試樣剪切過(guò)程中，采用等應(yīng)變加荷，控制剪切變形速率為0.4 mm/min，變形穩(wěn)定的標(biāo)準(zhǔn)為水平向位移不斷增大而水平剪切力不再增加為止。

2.2 試驗(yàn)荷載

中型剪切摩擦試驗(yàn)過(guò)程中，選擇合適的法向應(yīng)力σ值能夠使試驗(yàn)更加貼近工程實(shí)際。在剪切摩擦試驗(yàn)過(guò)程中，考慮樁與周圍巖土層之間的摩阻力受樁側(cè)法向應(yīng)力的影響，共施加5級(jí)法向應(yīng)力(σ1、σ2、σ3、σ4、σ5)，將樁周地層的實(shí)際受力轉(zhuǎn)化為試樣加載狀態(tài)，轉(zhuǎn)化原理如圖5所示。5級(jí)荷載的確定方法：采用每一地層中點(diǎn)處的地層自重作用下的水平側(cè)向應(yīng)力作為剪切試驗(yàn)時(shí)的法向應(yīng)力σ1，采用樁在樁頂預(yù)估極限載荷作用下樁土之間的側(cè)向應(yīng)力作為σ4，根據(jù)插值法求得其間σ2、σ3和σ5值。σ4可采用有限元法估算，采用實(shí)體單元模擬樁和樁周巖土體，在樁頂施加預(yù)估極限載荷的等效節(jié)點(diǎn)力，模擬預(yù)估極限載荷作用下樁周土的受力狀態(tài)，采用插值求得樁周節(jié)點(diǎn)的水平方向的節(jié)點(diǎn)力，對(duì)同一層土受力取平均值，為了保證法向應(yīng)力估算范圍合理，σ5為稍大于預(yù)估極限載荷作用下法向應(yīng)力。

圖5 試樣受力轉(zhuǎn)化原理Fig.5 Load transfer principle of the samples

2.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

對(duì)不同風(fēng)化程度泥巖各進(jìn)行2組中型剪切試驗(yàn)，得出試樣在每級(jí)荷載作用下的剪切應(yīng)力τ與剪切位移的關(guān)系曲線，如圖6～8所示。不同埋深的全風(fēng)化泥巖、強(qiáng)風(fēng)化泥巖及中等風(fēng)化泥巖的摩擦阻力發(fā)揮趨勢(shì)基本相同，泥巖摩擦阻力隨混凝土和泥巖相對(duì)位移增大而增大，從線性變化到非線性，到一定值后變化趨于平緩，這與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)樁結(jié)果基本吻合。隨著試樣所受的法向應(yīng)力增加，泥巖摩擦阻力有所提高，這也充分體現(xiàn)了側(cè)摩阻力的深度效應(yīng)。

圖6 全風(fēng)化泥巖和混凝土剪應(yīng)力及位移曲線Fig.6 Shear stress vs displacement curves with completely weathered mudstone and concrete

依據(jù)試驗(yàn)剪應(yīng)力及位移曲線，取每級(jí)荷載下的屈服剪切應(yīng)力值，即取曲線上升段和平緩發(fā)展階段的切線，兩條切線夾角平分線與曲線交點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的剪切應(yīng)力即為屈服剪切應(yīng)力。然后做出各級(jí)法相應(yīng)力與相應(yīng)的屈服剪切應(yīng)力關(guān)系曲線，可求出試樣的屈服粘聚力c和內(nèi)摩擦角φ，試驗(yàn)獲得的泥巖剪切參數(shù)如表4所示。

表4 中型剪切試驗(yàn)?zāi)鄮rc、φ值Table 4 c and φ of mudstone by medium-scale shear tests

圖7 強(qiáng)風(fēng)化泥巖和混凝土剪應(yīng)力及位移曲線Fig.7 Shear stress vs displacement curves with strongly weathered mudstone and concrete

圖8 中等風(fēng)化泥巖和混凝土剪應(yīng)力及位移曲線Fig.8 Shear stress vs displacement curves with moderately weathered mud-stone and concrete

根據(jù)莫爾庫(kù)倫理論和室內(nèi)樁和泥巖接觸中型剪切摩擦試驗(yàn)得到的泥巖粘聚力c和內(nèi)摩擦角φ，根據(jù)式(2)，可初步估算各泥巖地層側(cè)摩阻力極限值，結(jié)果如表5所示。

qsu=τ=σtgφ+c

(2)

式中：qsu——極限側(cè)阻力；σ——取自重作用下樁側(cè)法向應(yīng)力，即各泥巖地層中點(diǎn)處的自重作用下樁側(cè)壓力σx(如圖5所示)。

通過(guò)與自平衡測(cè)試結(jié)果對(duì)比，試驗(yàn)得到的泥巖摩阻力極限值與自平衡測(cè)得的泥巖側(cè)摩阻力吻合較好，并且用該方法求出屈服值來(lái)計(jì)算樁側(cè)摩阻力時(shí)能夠給出相對(duì)安全的數(shù)值，因而建議在樁基設(shè)計(jì)時(shí)可采用該方法預(yù)估泥巖極限摩阻力，為樁承載力的確定提供參考。

同時(shí)室內(nèi)樁和泥巖接觸中型剪切摩擦試驗(yàn)也存在不足，室內(nèi)試驗(yàn)?zāi)鄮r極限側(cè)摩阻力在0.5～3 mm位移之間發(fā)揮出來(lái)，而現(xiàn)場(chǎng)載荷試驗(yàn)樁側(cè)摩阻力一般在5～10 mm位移之間達(dá)到極限,這是由尺寸效應(yīng)決定的,但泥巖極限側(cè)摩阻力的值與現(xiàn)場(chǎng)值較為一致。

3 結(jié)論

(1)大直徑深長(zhǎng)樁，荷載位移Q-s曲線表現(xiàn)為緩變型，無(wú)明顯特征點(diǎn)。鑒于大直徑深長(zhǎng)樁樁端阻力分擔(dān)的荷載只占總承載力的一小部分，側(cè)摩阻力對(duì)分擔(dān)荷載起主要作用，因而這種大直徑深長(zhǎng)樁一般屬于摩擦型樁或稱端承摩擦樁。

(2)泥巖的樁側(cè)摩阻力發(fā)揮隨樁土相對(duì)位移增大而增大，樁側(cè)摩阻力從線性變化到非線性，到一定值后變化趨于平緩。對(duì)龍華松花江特大橋進(jìn)行自平衡測(cè)試，全風(fēng)化泥巖側(cè)摩阻力可達(dá)173 kPa，強(qiáng)風(fēng)化泥巖側(cè)摩阻力達(dá)到279 kPa，中等風(fēng)化泥巖側(cè)摩阻力達(dá)到336 kPa，實(shí)測(cè)值較規(guī)范參考取值大很多。

(3)通過(guò)室內(nèi)樁和泥巖接觸中型剪切摩擦試驗(yàn)，得到泥巖的側(cè)摩阻力發(fā)揮規(guī)律與自平衡測(cè)試結(jié)果相符，并獲得樁與泥巖相互作用的屈服抗剪強(qiáng)度參數(shù)，根據(jù)莫爾庫(kù)倫理論，采用泥巖地層中點(diǎn)處的自重作用下的側(cè)向壓力σx作為法向應(yīng)力，得到泥巖摩阻力極限值與自平衡測(cè)試結(jié)果吻合較好。建議在樁基設(shè)計(jì)時(shí)可采用該方法預(yù)估泥巖側(cè)摩阻力，為樁承載力的確定提供可靠參數(shù)。