王凱鵬， 張謝東， 范偉， 李金成

(1.武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院，湖北 武漢 430063; 2.中交第一公路工程局集團(tuán)有限公司，北京 100024 )

東非沼澤區(qū)由于長(zhǎng)時(shí)間的淤積沼澤性濕地軟土或軟黏土，使得土質(zhì)摩阻力小、承載能力差，因此東非沼澤區(qū)橋梁樁基的承載性能通常較普通地區(qū)要差。為方便日后在類(lèi)似地區(qū)開(kāi)展工程,本文擬對(duì)東非沼澤區(qū)橋梁樁基承載能力展開(kāi)試驗(yàn)研究。東非沼澤區(qū)由于環(huán)境限制,采用傳統(tǒng)的靜載試驗(yàn)較為困難,而O-cell靜載試驗(yàn)具有省時(shí)、省力、不受場(chǎng)地條件和加載噸位限制等優(yōu)點(diǎn),近年來(lái)廣泛應(yīng)用于樁基檢測(cè)中。國(guó)內(nèi)眾多學(xué)者已經(jīng)對(duì)O-cell法和利用O-cell靜載試驗(yàn)對(duì)樁基承載性能等方面進(jìn)行了研究,對(duì)本文具有較好的借鑒意義。李增選等[1]詳細(xì)介紹了O-cell試樁法原理、使用范圍和優(yōu)缺點(diǎn)。羅春波等[2]研究了O-cell法試樁條件下樁側(cè)摩阻力和位移沿樁身的分布, 并對(duì)樁的長(zhǎng)徑比和樁土剛度比對(duì)側(cè)阻與位移沿樁身分布的影響進(jìn)行分析。梅世龍[3]基于自平衡試驗(yàn)對(duì)軟巖嵌巖樁承載特性進(jìn)行了研究,試驗(yàn)表明軟巖嵌巖樁屬于摩擦樁,同時(shí)也給出了樁基在軟巖層的側(cè)摩阻力推薦值,供設(shè)計(jì)參考?？妵?guó)軍[4]基于自平衡試驗(yàn)研究了凍土地區(qū)樁基承載特性,試驗(yàn)得到了不同溫度下樁基礎(chǔ)的承載特性。劉念武等[5]通過(guò)一系列自平衡試驗(yàn)研究了大直徑嵌巖樁的承載性能,試驗(yàn)表明是否注漿和注漿量的多少都會(huì)對(duì)樁側(cè)阻力和樁端的發(fā)揮產(chǎn)生影響。綜上所述,橋梁樁基礎(chǔ)的承載性能研究多針對(duì)于特定地區(qū)或特定類(lèi)型的樁基礎(chǔ),而對(duì)于東非沼澤區(qū)橋梁樁基礎(chǔ)的研究較少。本文依托烏干達(dá)高速公路項(xiàng)目某大橋,通過(guò)選取2根試樁開(kāi)展自平衡靜載試驗(yàn)，研究該地區(qū)橋梁樁基的承載性能。

1 依托項(xiàng)目

烏干達(dá)高速公路項(xiàng)目全長(zhǎng)51 km,其中主線長(zhǎng)37.2 km,支線長(zhǎng)14.1 km,雙向四車(chē)道。項(xiàng)目區(qū)屬于熱帶草原氣候,年平均氣溫在22 ℃左右。全年分為雨季和旱季,其中3～5月份和8～11月份為雨季,其余為旱季。區(qū)域內(nèi)多丘陵,地形起伏較緩,沒(méi)有主要河流,降雨沿地形匯集至低洼地區(qū),洼地排水不暢,形成了東非地區(qū)特有的沼澤化濕地特點(diǎn),如圖1所示。

圖1 東非沼澤

項(xiàng)目區(qū)某大橋,全長(zhǎng)520 m,為13跨40 m的T梁橋,橋?qū)?6 m。下部結(jié)構(gòu)為樁基礎(chǔ),樁徑1.70 m,混凝土等級(jí)為C25,樁的類(lèi)型為嵌巖樁。本次樁基試驗(yàn)選定2根試樁開(kāi)展自平衡試驗(yàn),試樁主要參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 試樁主要參數(shù)

橋位處地層主要為水及腐殖質(zhì)土、黏土、粉砂、中砂等摩阻力和承載力較差的土質(zhì);部分樁端為中風(fēng)化或強(qiáng)風(fēng)化片麻巖。試樁范圍內(nèi)地層主要為1.4～6.5 m的積水,表層浮有大量植物;其下為2.5～4.4 m的流塑狀黑色泥沼,主要為淤泥;再往下為2～2.5 m密實(shí)度較高的粗砂,屬于中密～密實(shí)級(jí);再往下為15～22 m的黏土;最后為1.3～2.2 m的強(qiáng)風(fēng)化片麻巖和1.2～5.9 m的中風(fēng)化片麻巖。根據(jù)地勘報(bào)告,試樁范圍內(nèi)各土層物理力學(xué)指標(biāo)見(jiàn)表2。

表2 各土層物理力學(xué)指標(biāo)

2 O-cell靜載試驗(yàn)

2.1 自平衡試驗(yàn)原理

自平衡法的檢測(cè)原理是將一種特制的加載裝置——自平衡荷載箱,在混凝土澆注之前和鋼筋籠一起埋入樁內(nèi)相應(yīng)的位置(具體位置根據(jù)試驗(yàn)的不同目的而定),將加載箱的加壓管以及所需的其他測(cè)試裝置(位移等)從樁體引到地面,然后灌注成樁。由加壓泵在地面向荷載箱加壓加載,荷載箱產(chǎn)生上、下2個(gè)方向的力,并傳遞到樁身。由于樁體自成反力,我們將得到相當(dāng)于2個(gè)靜載試驗(yàn)的數(shù)據(jù):荷載箱以上部分,我們獲得反向加載時(shí)上部分樁體的相應(yīng)反應(yīng)系列參數(shù);荷載箱以下部分,我們獲得正向加載時(shí)下部分樁體的相應(yīng)反應(yīng)參數(shù),如圖2所示。通過(guò)對(duì)加載力與這些參數(shù)(位移等)之間關(guān)系的計(jì)算和分析,我們可以獲得樁基承載力等一系列數(shù)據(jù)。這種方法可以用于為設(shè)計(jì)提供數(shù)據(jù)依據(jù),也可用于工程樁承載力的驗(yàn)證。

圖2 自平衡試驗(yàn)示意圖

2.2 試驗(yàn)設(shè)備

本次試驗(yàn)投入的試驗(yàn)儀器設(shè)備匯總見(jiàn)表3。

表3 自平衡試驗(yàn)投入試驗(yàn)儀器設(shè)備匯總表

2.3 試驗(yàn)方法

為了確保自平衡試驗(yàn)的順利進(jìn)行,必須重視荷載箱的安裝。一般安裝流程:荷載箱及相關(guān)附件運(yùn)抵現(xiàn)場(chǎng)——荷載箱與鋼筋籠焊接——油管及位移檢測(cè)管線布置——下放鋼筋籠——澆筑樁身混凝土——樁頭管線保護(hù)。期間注重油管和位移管的綁扎和保護(hù)。

測(cè)試時(shí),為盡量減少溫度、雨水、風(fēng)等外部因素的影響,需搭設(shè)防風(fēng)蓬架,以保證測(cè)試設(shè)備、基準(zhǔn)梁、基準(zhǔn)樁、儀表及管線在檢測(cè)時(shí)不受外界環(huán)境的影響。

根據(jù)《基樁靜載試驗(yàn) 自平衡法》(JT/T 738-2009)[10],加載采用慢速維持荷載法,加載分10級(jí)進(jìn)行,每級(jí)加載量為預(yù)估極限荷載值的1/10,卸載分5級(jí)進(jìn)行,每級(jí)卸載量為2個(gè)加載量,首級(jí)加載按第2級(jí)加載。每級(jí)加 (卸)載后第 1 h內(nèi)應(yīng)在第5 min、10 min、15 min、30 min、45 min、60 min測(cè)讀位移以后每隔30 min測(cè)讀1次，達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定后方可加(卸)下一級(jí)荷載。卸載到零后應(yīng)至少觀測(cè)2 h,測(cè)讀時(shí)間間隔同加載。每級(jí)加(卸)載的向上、向下位移量在最后30 min時(shí)間內(nèi)不大于0.1 mm即可判定穩(wěn)定。加載時(shí)出現(xiàn)下述情形,可以終止加載,并取前一級(jí)荷載作為極限荷載值。

(1) 累積位移量大于或等于40 mm,本級(jí)荷載位移量大于或等于前一級(jí)荷載作用下位移量的5倍。

(2) 累積位移量大于或等于40 mm,本級(jí)荷載作用后位移量24 h內(nèi)未到達(dá)穩(wěn)定條件。

(3)累積位移量小于40 mm,但已達(dá)到最大極限加載值。

2.4 試驗(yàn)過(guò)程

(1) 試樁1于2019年12月4日10∶00開(kāi)始檢測(cè)。當(dāng)加載至第9級(jí)荷載2×10 840 kN時(shí),向上累計(jì)位移6.00 mm≤40 mm向下累計(jì)位移5.66 mm≤40 mm,位移達(dá)到穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)且達(dá)到設(shè)計(jì)要求的加載最大值,故停止加載,開(kāi)始卸載;卸載時(shí)上段樁回彈量為0.66 mm,回彈率為11.00%,下段樁回彈量為1.82 mm,回彈率為32.16%。根據(jù)《基樁靜載試驗(yàn) 自平衡法》(JT/T 738-2009)[10]及Q-s曲線、slgt曲線、slgQ曲線,取本級(jí)荷載2×10 840 kN作為上段樁極限承載力Qu上,取本級(jí)荷載2×10 840 kN作為下段樁極限承載力Qu下。

整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中天氣晴朗,氣溫18～28℃,風(fēng)力1～2級(jí),試樁1周?chē)?0 m無(wú)較大震動(dòng),現(xiàn)場(chǎng)情況符合試驗(yàn)條件。

(2)試樁2于2019年12月2日8∶35開(kāi)始檢測(cè)。當(dāng)加載至第9級(jí)荷載2×12 160 kN時(shí),向上累計(jì)位移15.53 mm,本級(jí)位移增量11.29 mm大于前一級(jí)位移增量1.93 mm的5倍,向下累計(jì)位移15.45 mm,向上、向下位移均出現(xiàn)明顯陡變直線段,故停止加載,開(kāi)始卸載；卸載時(shí)上段樁回彈量為2.46 mm,回彈率為15.84%,下段樁回彈量為3.58 mm,回彈率為23.17%。根據(jù)《基樁靜載試驗(yàn) 自平衡法》(JT/T 738-2009)[10]及Q-s曲線、slgt曲線、slgQ曲線,取上一級(jí)荷載2×10 944 kN作為上段樁極限承載力Qu上,取第九級(jí)荷載2×12 160 kN作為下段樁極限承載力Qu下。

整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中天氣以晴朗為主,伴有陣雨,氣溫16～29℃,風(fēng)力1～2級(jí),試樁2周?chē)?0m無(wú)較大震動(dòng),現(xiàn)場(chǎng)情況符合試驗(yàn)條件。

試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)和試驗(yàn)設(shè)備如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 單樁豎向極限承載力的確定

實(shí)測(cè)得到荷載箱上段樁的極限承載力Qu上和下段樁的極限承載力Qu下,按照規(guī)范中的承載力計(jì)算公式(1)得到單樁豎向抗壓極限承載力:

Qu=Qu上-Wγ+Qu下

(1)

式中:Qu為單樁豎向抗壓極限承載力,kN;Qu上為荷載箱上段樁的實(shí)測(cè)極限承載力,kN;Qu下為荷載箱下段樁的實(shí)測(cè)極限承載力,kN;W為荷載箱上段樁的自重,kN;γ為荷載箱上段樁側(cè)阻力修正系數(shù),對(duì)于黏土、粉土γ取0.8,對(duì)于砂土γ取0.7。本工程上部為砂土和黏土混合土層,取折中值γ=0.75。

根據(jù)試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)得到的兩根試樁的自平衡試驗(yàn)Q-s曲線如圖4、圖5所示。根據(jù)自平衡試驗(yàn)位移協(xié)調(diào)原則將自平衡試驗(yàn)Q-s曲線轉(zhuǎn)換成傳統(tǒng)靜載試驗(yàn)Q-s曲線如圖6所示。兩根試樁的自平衡試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表4。

圖4 試樁1自平衡試驗(yàn)Q-s曲線

圖5 試樁2自平衡試驗(yàn)Q-s曲線

圖6 試樁自平衡試驗(yàn)轉(zhuǎn)換Q-s曲線

表4 試樁自平衡試驗(yàn)結(jié)果分析表

從圖4、圖5可以看出,試樁1、2的Q-s曲線都屬于緩變型。試樁1的向上、向下位移相差不大,向上位移稍大于向下位移,說(shuō)明試樁1的樁端阻力沒(méi)有完全發(fā)揮,也有可能現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)時(shí)上段樁位移計(jì)由于周?chē)巳鹤邉?dòng)發(fā)生偏移,導(dǎo)致向上位移偏大,符合第5級(jí)荷載作用下向上位移增加量大于其他幾級(jí)荷載作用下的情況;試樁2前8級(jí)荷載作用下向上、向下位移緩慢增加,且向下位移大于向上位移,在第9級(jí)荷載作用下向上位移發(fā)生突變,位移增加量大于前一級(jí)位移增加量的5倍,說(shuō)明上段樁樁側(cè)阻力已達(dá)到極限值。從試樁1、2的加載及卸載Q-s曲線來(lái)看,向下位移相對(duì)較小,樁端阻力沒(méi)有完全發(fā)揮。另外從荷載箱平衡點(diǎn)位置計(jì)算角度考慮,出現(xiàn)此類(lèi)情況主要是計(jì)算平衡點(diǎn)位置較高導(dǎo)致向上位移大于或接近于向下位移。

從圖6可以看出試樁1、2的Q-s曲線屬于緩變形,表現(xiàn)為摩擦樁特性。在荷載小于23 000 kN時(shí)曲線基本一致,相差不大;當(dāng)大于該荷載后,試樁2曲線表現(xiàn)出明顯的衰減趨勢(shì),而試樁1由于停止加載,缺少后續(xù)數(shù)據(jù),無(wú)從判斷。從圖6中可以判斷試樁1的極限荷載大于24 582 kN,對(duì)應(yīng)位移為5.69 mm;試樁2的極限荷載為25 907 kN,對(duì)應(yīng)位移為8.95 mm。

根據(jù)計(jì)算公式(1),計(jì)算得到試樁1的極限承載力大于22 263 kN,試樁2的極限承載力大于24 307 kN,符合上述整體分析得出的極限荷載結(jié)論,均滿足取安全系數(shù)為2.5的設(shè)計(jì)要求。

3.2 承載性能分析

根據(jù)以上測(cè)試結(jié)果分析,發(fā)現(xiàn)兩根試樁達(dá)到設(shè)計(jì)要求。我國(guó)國(guó)內(nèi)對(duì)于樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的確定有一些經(jīng)驗(yàn)推算法[6],本文選取P-S曲線延長(zhǎng)法,該方法確定結(jié)果適用于大直徑深長(zhǎng)鉆孔灌注樁,與實(shí)測(cè)結(jié)果較為接近[7]。該方法是當(dāng)Q-s曲線末端保持為直線時(shí),延長(zhǎng)該直線交Q軸于A點(diǎn),若直線經(jīng)過(guò)極限荷載Qu所對(duì)應(yīng)的B點(diǎn),則OA段為樁側(cè)摩阻力,AQu段為樁端阻力;若直線不過(guò)B點(diǎn),則平移該直線使其過(guò)A點(diǎn),后面判斷方法與前面一致,如圖7所示。根據(jù)此方法,推算得到試樁2的極限承載力為25 907 kN,樁側(cè)摩阻力為20 856 kN,樁端阻力為5 051 kN。

圖7 樁側(cè)阻力和樁端阻力推算圖

根據(jù)上述分析得知試樁2上段樁在10 944 kN荷載作用下樁側(cè)阻力已達(dá)到極限值,此時(shí)向上位移只有4.24 mm,說(shuō)明達(dá)到樁側(cè)阻力極限值所需位移較小。 根據(jù)一些學(xué)者在抗拔樁與抗壓樁側(cè)摩阻力對(duì)比方面的研究成果[8，9],得知抗拔樁的樁側(cè)阻力要小于抗壓樁側(cè)阻力,兩者可以相互換算,其中抗拔樁在砂土中的折減系數(shù)在0.7左右,黏土中的折減系數(shù)在0.8左右。本文實(shí)際工程中上層土層為砂土和黏土的混合土層,故取折中值0.75,換算得到試樁2上段樁側(cè)阻力極限值為14 592 kN。根據(jù)地質(zhì)報(bào)告提供的各土層極限樁側(cè)阻力值,計(jì)算得到試樁2上段樁極限樁側(cè)阻力為10 297 kN,兩者相差較大,說(shuō)明試樁2樁側(cè)阻力實(shí)際發(fā)揮值要大于預(yù)測(cè)值,地勘報(bào)告低估了實(shí)際樁身側(cè)摩阻力。試樁2下段樁的極限樁側(cè)阻力由試樁2極限承載力減去上段樁極限樁側(cè)阻力和樁端阻力得到,計(jì)算得到下段樁樁側(cè)阻力為6 264 kN,與地勘報(bào)告推薦計(jì)算值3 135 kN相差較大,驗(yàn)證了地勘報(bào)告低估了實(shí)際樁側(cè)阻力的結(jié)論。而樁端阻力由上述經(jīng)驗(yàn)推算法得知為5 051 kN,與地勘報(bào)告樁端阻力推薦值計(jì)算得到樁端阻力5 672 kN相比,兩者相差不大且小于計(jì)算值,說(shuō)明樁端阻力沒(méi)有完全發(fā)揮,與前面分析得到樁端阻力沒(méi)有完全發(fā)揮的結(jié)論相符合。

綜上所述,該地區(qū)地勘報(bào)告給出的樁側(cè)阻力推薦值要小于實(shí)際樁側(cè)阻力發(fā)揮值,樁端阻力推薦值與實(shí)際樁端阻力發(fā)揮值較為相符,兩根試樁的樁端阻力沒(méi)有完全發(fā)揮。這一結(jié)論也符合試樁1測(cè)試結(jié)果。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)東非沼澤區(qū)橋梁2根試樁進(jìn)行O-cell靜載試驗(yàn),研究該地區(qū)橋梁樁基礎(chǔ)承載性能,依據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分析得到以下結(jié)論:

(1) 2根試樁的豎向極限承載力達(dá)到設(shè)計(jì)要求。

(2) 依據(jù)該地區(qū)地勘報(bào)告計(jì)算得到樁側(cè)摩阻力和樁端阻力,與經(jīng)驗(yàn)推算得到的樁側(cè)摩阻力和樁端阻力相比,地勘報(bào)告計(jì)算得到的樁側(cè)摩阻力值要小于經(jīng)驗(yàn)推算值,樁端阻力值兩者相差不大。

(3) 該地區(qū)嵌巖樁呈摩擦樁特性,樁基承載力主要由側(cè)摩阻力提供。