科科迪大橋樁基承載力現(xiàn)場試驗研究

龔顏軍，孫軍，鄧會元，戴國亮，卞佳，張翌欣

（1.中交路橋建設有限公司，北京 100027；2.中國路橋工程有限責任公司，北京 100027；3.中交公路規(guī)劃設計院有限公司，北京 100088；4.東南大學土木工程學院，江蘇 南京 210096；5.廣州地鐵設計研究院股份有限公司，廣東 廣州 510030）

0 引言

灌注樁基礎可適用于各類地層環(huán)境，目前已廣泛應用于橋梁、建筑、地鐵車站等重大工程中。由于灌注樁主要采用泥漿護壁進行成孔施工，施工質(zhì)量會直接影響灌注樁承載力。而當前很多國內(nèi)外規(guī)范對灌注樁承載力設計時沒有充分考慮施工質(zhì)量影響，很多工程實際施工的灌注樁基礎承載力遠小于設計值，這給工程應用帶來很大困難。

已有研究表明，灌注樁基礎的承載力與施工工藝、沉渣厚度、泥皮厚度、成孔時間等因素有關。張忠苗等[1]采用離心機模型試驗探討了泥皮效應對軟土區(qū)大直徑超長樁承載力的影響，發(fā)現(xiàn)泥皮效應可以降低樁側摩阻力65%～85%，單樁承載力降低達到20%。而霍鳳民[2]通過現(xiàn)場試驗發(fā)現(xiàn)厚泥皮可降低近50%側摩阻力，劉俊龍[3]發(fā)現(xiàn)強風化層中厚泥皮比薄泥皮樁的側摩阻力低40%。張嘎等[4]、陳琛等[5]分別通過界面剪切試驗也進一步揭示了泥皮厚度對粗粒土、砂土與混凝土結構界面剪切特性。Yu[6]通過濕成孔樁抗拔承載力試驗發(fā)現(xiàn)樁成孔后至澆筑的時間間隔會顯著影響樁側摩阻力，間隔2 h 和24 h 內(nèi)側摩阻力可分別降低10%和20%。彭虎彪等[7]通過對沖擊鉆反循環(huán)施工和套管鉆施工的2 根樁進行承載力試驗，發(fā)現(xiàn)沖擊鉆施工會顯著降低單樁承載力，成孔時間越長，承載力越低。而陳枝東等[8]通過現(xiàn)場試驗發(fā)現(xiàn)全套管全回旋樁的承載力約為泥漿護壁樁承載力的1.25 倍，沉降可減少36%。此外，其他學者對灌注樁承載力不同影響因素也進行了研究[9-11]。

雖然大多數(shù)學者對灌注樁承載力影響因素進行了大量研究，但很少對深厚砂性土中不同施工工藝灌注樁承載特性進行研究，特別是對于大直徑超長灌注樁，尚缺少現(xiàn)場靜載試驗對比。為了揭示不同施工工藝下深厚砂性地層中的灌注樁承載特性，以下選取了非洲科特迪瓦科科迪大橋工程4 根不同直徑試樁進行豎向靜載試驗，對比分析了旋挖鉆和回旋鉆施工工藝對灌注樁承載力的影響，為類似工程設計及應用提供有益參考。

1 工程概況

新建科科迪大橋位于非洲科特迪瓦共和國的圣保羅大教堂和圣讓教會之間，全長630 m，主橋為主跨200 m 獨塔斜拉橋，跨越阿比讓科科迪灣，引橋橋跨為34.2 m，是科科迪灣整治與綜合開發(fā)的重要工程之一，建成后將成為西非地區(qū)最大斜拉橋。全線橋梁下部結構采用鉆孔灌注樁基礎，混凝土強度等級為C37。

為得到不同施工工藝下鉆孔灌注樁的極限承載特性，考慮到單樁承載力較高，現(xiàn)場無法實施高噸位的樁頂加載試驗，經(jīng)設計及監(jiān)理單位許可，對現(xiàn)場選取了4 根試樁進行自平衡法靜載試驗，該試驗方法已在很多工程中成功應用[12-13]，其中3根為旋挖鉆施工工藝，1 根為回旋鉆施工工藝。2根2.0 m 直徑試樁（TP-1 和TP-2）位于主線橋的P3 和P7 橋墩附近，臨近地層剖面如圖1 所示，而2 根1.6 m 直徑試樁（TP-3 和TP-4）位于引橋法國大街立交橋附近。

圖1 試樁剖面圖Fig.1 Profile of test piles

試樁參數(shù)如表1 所示。

表1 試樁參數(shù)表Table 1 Parameters of test piles

2 靜載試驗

2.1 測試方法

根據(jù)設計要求，試驗按照法國規(guī)范（NF P 94-150-1）[14]雙循環(huán)快速加載法，試驗樁均要求加載至極限破壞，最大加載極限荷載Qmax按照1.3QL控制（QL為根據(jù)旁壓試驗參數(shù)確定的極限承載力）。對加載卸載分級采用如下規(guī)定：加載過程中，荷載按照0.1Qmax的大小遞增，每級荷載至少要達到60 min。卸載過程中，卸載時間為5 min。第1個加載—卸載過程中，加載過程只需要向樁加載直至0.5Qmax的荷載，且卸載1 次，卸載量為0.2Qmax。第2個加載—卸載過程中，加載直至荷載達到Qmax或者直到土體破壞時才停止操作。對于新的加載階段，保證對其施加的荷載達到0.5Qmax，且需要維持30 min。最后一次加載完畢之后，按0.8Qmax、0.6Qmax、0.4Qmax、0.2Qmax的順序進行卸載，且每個階段持續(xù)5 min。

由于法國規(guī)范（NF P 94-150-1）規(guī)定的雙循環(huán)快速加載法均是在樁頂由上往下加載，加載方向與自平衡法中荷載箱以下的樁段受荷方向一致，荷載箱的加載能力按照旁壓試驗確定的荷載箱下段樁極限承載力的1.3 倍進行確定，因此，按照自平衡測試法能較好反映法國規(guī)范對單樁承載力的測試要求。

2.2 加載位移曲線

根據(jù)雙荷載箱測試技術要求，每根試樁均先進行下荷載箱測試，再進行上荷載箱測試，通過加載上下2個荷載箱可得到樁基承載力。由于4根試樁測試過程相同，以下重點詳細介紹TP-1 測試結果，實測荷載位移規(guī)律如下所述：

TP-1 試樁加載下荷載箱時，每級加載按照1 900 kN，下荷載箱加卸載曲線如圖2（a）所示。

圖2 試樁TP-1 加載位移曲線Fig.2 Loading displacement curve of test pile TP-1

從圖2（a）中可看出，試樁第1 次循環(huán)加載較穩(wěn)定，而在第2 次循環(huán)加載至13 300 kN 時，荷載箱向上位移發(fā)生突變，油壓不穩(wěn)定，向上和向下的位移分別為38.17 mm、36.78 mm，故終止加載。此時，上段樁和中段樁的極限加載值取為11 400 kN，下段樁極限加載值取為13 300 kN。

鑒于下荷載箱加載時上段樁和中段樁出現(xiàn)較大位移，休止14 d 后進行上荷載箱測試，此時下荷載箱處于關閉狀態(tài)，每級1 450 kN 進行分級加載，測試結果如圖2（b）。加載至第1 循環(huán)峰值時，荷載較穩(wěn)定。加載到第2 循環(huán)第7 級8 700 kN 時，向上和向下位移分別為35.41 mm、14.51 mm，上荷載箱向上Q-S 曲線出現(xiàn)明顯陡變，故終止加載。該試樁上段樁極限加載值取為前一級，即為7 250 kN。

為了進一步驗證中段樁承載力，此后又進行了下荷載箱加載（見圖2（c）），每級按照1 900 kN，此時上荷載箱打開。加載到第1 循環(huán)第3 級2×5 700 kN，向上位移迅速增大，位移達到29.28 m，此時向下位移4.28 mm，荷載難以穩(wěn)定，故終止加載。該試樁中段樁極限加載值取為第2 級，即為3 800 kN。

從上述圖2（a）和圖2（b）實測結果可以看出，第1 次下荷載箱加載得到的上和中段樁承載力為11 400 kN，第2 次上荷載箱加載得到的上段樁承載力為7 250 kN，兩者之差可得到中段樁承載力為4 150 kN，大于第2 次下荷載箱加載得到的中段樁承載力（3 800 kN）。鑒于上荷載箱加載時，中段樁承載力受影響，第2 次加載下荷載箱時測得中段樁極限側摩阻力偏低，因此中段極限加載值建議取為4 150 kN。

2.3 等效荷載位移分析

根據(jù)現(xiàn)場測試結果，得到4 根試樁的承載力，見表2。通過向上向下荷載位移曲線，按照自平衡規(guī)范[15]等效轉換得到樁頂?shù)暮奢d位移曲線，如圖3 所示。承載力按照以下公式進行計算：

圖3 等效荷載位移曲線圖Fig.3 Equivalent load displacement curve

表2 試樁測試結果Table 2 Test results of test piles

式中：Qu為單樁承載力極限值；Qus、Quz、Qux分別為上段樁、中段樁、下段樁的極限加載值；W 為荷載箱上部樁自重；γ 為試樁承載力的修正系數(shù)，根據(jù)荷載箱上部土的類型確定：黏性土、粉土γ =0.8；砂土γ = 0.7；巖石γ = 1，若上部有不同類型的土層，γ 取加權平均值?？紤]該工程場地主要為砂性土，γ 值建議取為0.7。

從圖3 可以看出，試樁TP-4 的承載力明顯小于其他3 根試樁的承載力，雖然TP-4 和TP-3 試樁的樁徑均為1.6 m，樁長均為64 m。但回旋鉆施工的TP-4 的極限承載力比旋挖鉆施工的TP-3的極限承載力小68.4%。說明本工程場地的回旋鉆施工比旋挖鉆施工形成的樁基承載力更低，可能是因為回旋鉆對周圍土體擾動更大，降低了樁側摩阻力。此外對比TP-1 和TP-2 可以看出，2根試樁第1 次循環(huán)加載的沉降量均大于第2 次循環(huán)加載的沉降量，說明第1 次對樁端沉渣有一定的壓密效果。雖然TP-2 和TP-1 樁徑相同，且TP-2 樁長大于TP-1，但是在第1 次循環(huán)加載時，TP-2 的沉降量明顯大于TP-1 第1 次循環(huán)加載時的沉降量。說明試樁TP-1 的施工質(zhì)量優(yōu)于TP-2，可能是因為在含砂地層中TP-2 鉆孔深度大于TP-1鉆孔深度，成孔時間長，影響了樁端沉渣厚度的控制。

2.4 樁身受力變形結果分析

1）樁身軸力分析

為了獲得樁身不同位置的軸力，在各試樁不同截面埋設了應變計，如圖1 所示。應變計考慮了溫差影響，每級加載階段樁身截面的應變計應變變化量計算公式如下：

式中：εi和ε0分別為第i 等級加載時的測量應變值、初始應變值，με。Ti和T0分別為第i 等級加載時的測量溫度、初始溫度。F應變計和F混凝土分別代表應變計和鋼筋混凝土的線膨脹系數(shù)，分別取為12.2 με/℃和10 με/℃。

根據(jù)上述計算公式，可計算得到不同試樁不同加載等級的軸力，限于篇幅，以下給出旋挖鉆施工的TP-3 試樁的軸力圖，如圖4 所示。從圖中可以看出，由于加載位于樁身荷載箱處，軸力分別從荷載箱位置向樁頂和樁底遞減。斜率越大反映樁周土側摩阻力也越大。

圖4 TP-3 試樁加載軸力圖Fig.4 Loading axial force diagram of test pile TP-3

2）樁側摩阻力分析

通過樁身的軸力測試結果，可推算得到4 根試樁樁側最大摩阻力，如圖5 所示。

圖5 摩阻力隨深度變化Fig.5 Friction resistance varies with depth

由上述摩阻力圖可知，在地表以下20 m 范圍內(nèi)，4 根試樁的樁側摩阻力均小于25 kPa。對于20 m 以下，TP-3 的側摩阻力明顯大于其他3 根試樁的側摩阻力，這可能與TP-3 成孔時間短有關，由于TP-3 樁徑為1.6 m，旋挖取土量少于2.0 m 直徑的TP-1 和TP-2，降低了對周圍土體的擾動，減少了鉆孔暴露時間，這也直接影響泥皮厚度，已有研究表明泥皮對鉆孔樁側摩阻力存在弱化效應[1-3，5]。本次試驗TP-1 在50 m 左右深度位置的側摩阻力約為38 kPa，TP-2 在該深度也只有35 kPa 左右，而TP-3 在該深度側摩阻力約為73 kPa，說明該深度位置的TP-1 和TP-2 的側摩阻力比TP-3 的小48%～52%左右。此外，雖然TP-2 樁長比TP-3 樁長大11 m，但TP-2 成孔時間遠大于TP-3，這可能影響TP-2 樁側泥皮厚度更顯著，使得TP-2 樁側摩阻力明顯小于TP-3，這也直接導致TP-2 承載力偏小。因此，在相同施工工藝條件下，樁徑越大，樁長越長，側摩阻力弱化現(xiàn)象越明顯。張忠苗等[1]通過模型試驗也發(fā)現(xiàn)樁側摩阻力會隨樁徑的增加而降低。

3）樁端阻力分析

根據(jù)樁端附近埋設的應變傳感器結果可換算得到樁端阻力，不同加載等級下的樁端阻力變化曲線如圖6 所示。

圖6 端阻力位移變化曲線Fig.6 Variation curve of base resistance displacement

由于4 根樁基下段樁加載時均未表現(xiàn)出極限破壞，可推測實際極限端阻力會大于試驗加載最大值對應的端阻力，為保守起見，設計極限端阻力建議取為試驗加載獲得的最大端阻力。根據(jù)試驗結果，TP-1～TP-4 四根試樁的最大端阻力分別為3 971 kPa、4 304 kPa、5 895 kPa 和2 292 kPa，對應樁端沉降為36.5 mm、87.1 mm、68.4 mm 和21.5 mm。TP-2 的樁端沉降明顯大于其他3 根試樁的沉降，說明TP-2 的樁端沉渣厚度較顯著。

由于TP-2 樁端沉降曲線斜率明顯大于其他3 根試樁，為了定量分析樁端沉渣問題，以TP-2為例，結合下荷載箱2 次循環(huán)加載測試數(shù)據(jù)進行分析，根據(jù)實測可知，第1 次循環(huán)加載至峰值（12 000 kN）時沉降量為77.19 mm，卸載后回彈量為5.67 mm，第2 次循環(huán)加載卸載回彈量為3.69 mm，回彈率為23.27%。由于第1 次循環(huán)加載已對樁端沉渣進行了壓密作用，第2 次循環(huán)加載卸載的回彈量可認為是樁端持力層的回彈，假設第1 次循環(huán)加卸載樁端持力層回彈率也按照23.37%，則第1 次加載至峰值時的沉降應為24.37 mm，這遠小于實際沉降值77.19 mm，說明沉渣壓縮量至少為52.82 mm。由于試樁場地主要為砂性地層，樁端沉渣可假設為新近沉積砂土，參考工程地質(zhì)手冊，新近沉積砂土標貫值為8 時對應的壓縮模量為10.0 MPa，則可估算樁端沉渣厚度可達到146.7 mm，說明TP-2 樁端沉渣較顯著。

此外，從圖中可以看出，TP-1、TP-3 和TP-4 三根試樁的樁端阻力在樁端沉降小于20 mm 范圍均表現(xiàn)出近似線性關系，且這3 根試樁在20 mm 樁端沉降范圍內(nèi)端阻力差異較小，說明回旋鉆施工的TP-4 端阻特性與旋挖鉆施工的其他樁基端阻特性差異較小，因此結合前述TP-4 總承載力可知，回旋鉆施工主要對樁基側摩阻力影響較顯著。由于4 根試樁的樁端持力層均為中砂，且4根試樁的端阻力均未達到極限，中砂持力層端阻力發(fā)揮所需的位移較大，為了考慮樁徑的影響，建議采用旋挖鉆施工工藝，中砂持力層的2.0 m直徑樁基端阻力建議取值為4 304 kPa，而1.6 m直徑樁基端阻力建議取值為5 895 kPa。

在本工程深厚砂性土地層中，旋挖鉆施工工藝優(yōu)于回旋鉆，砂性地層灌注樁需考慮泥皮效應和樁端沉渣對灌注樁質(zhì)量和承載力的影響，建議施工時應嚴格控制好樁端沉渣厚度，縮短成孔時間，為保證工程安全，可采取后注漿措施作為安全儲備。

3 結語

針對科特迪瓦科科迪大橋樁基現(xiàn)場試驗，研究了深厚砂性土中不同施工工藝樁基承載特性。主要結論如下：

1） 不同施工工藝對灌注樁承載力影響較顯著，對于深厚砂性地層，旋挖鉆施工比回旋鉆施工更能保證成樁質(zhì)量和樁基承載力。相同樁徑和樁長的回旋鉆施工的樁基極限承載力比旋挖鉆施工的樁基極限承載力小68.4%。

2）相同施工工藝下，樁徑越大的樁基，成孔時間越長，側摩阻力存在一定的弱化現(xiàn)象，這可能受泥皮厚度及周邊土體擾動的影響。

3）在深厚砂性地層，樁長越長，更易出現(xiàn)樁端沉渣問題。建議在深厚砂性地層中施工鉆孔樁應按照設計和規(guī)范要求嚴格控制好清孔質(zhì)量和樁端沉渣厚度指標，為保證工程安全，可采取后注漿措施作為安全儲備。