張明禮,孫學(xué)先,郭 楠,薛 珂

(1.中國科學(xué)院寒區(qū)旱區(qū)環(huán)境與工程研究所凍土工程國家重點實驗室,蘭州 730000； 2.蘭州交通大學(xué) , 蘭州 730070)

風化軟巖地區(qū)嵌巖樁承載力自平衡試驗研究

張明禮1,孫學(xué)先2,郭 楠2,薛 珂1

(1.中國科學(xué)院寒區(qū)旱區(qū)環(huán)境與工程研究所凍土工程國家重點實驗室,蘭州 730000； 2.蘭州交通大學(xué) , 蘭州 730070)

為研究風化軟巖段樁基側(cè)摩阻力承載特性和樁基安全性,采用自平衡試樁法對某工程水穩(wěn)性較差的風化軟巖段3根試樁進行測試分析。結(jié)果表明：自平衡法試樁荷載箱上部樁與傳統(tǒng)靜載法試樁的樁身受力方向相反,前者比后者端阻力發(fā)揮更充分；在2倍設(shè)計荷載作用下樁頂?shù)刃жQ向位移較小,樁身側(cè)摩阻力、端阻力大部分未充分發(fā)揮,實測樁側(cè)摩阻力可能比勘察提供的側(cè)摩阻力值大；按照經(jīng)驗法和簡化法得到的3根試樁的計算安全系數(shù)差別較小,均大于2.2,驗證了試樁的安全性和自平衡方法的可靠性。

橋梁基礎(chǔ)；側(cè)摩阻力；荷載傳遞；樁身軸力；自平衡試樁法；靜載法

橋梁基礎(chǔ)設(shè)計是橋梁安全的根本，巖土層側(cè)摩阻力的取值決定樁長的計算結(jié)果，進而影響樁基設(shè)計的安全性、經(jīng)濟性及合理性[1]?；鶚逗奢d試驗是確定單樁承載力、提供合理設(shè)計參數(shù)以及檢驗樁基質(zhì)量最直觀、最可靠的方法。常見荷載試驗方法有傳統(tǒng)靜載試樁法、靜動試樁法、自平衡試樁法等。傳統(tǒng)靜載試樁法采用與工程實際受力狀態(tài)相似的試驗方法對樁身進行加載，通過加載確定單樁的豎向抗壓承載力。但靜載試驗的裝置一直停留在壓重平臺和錨樁反力架之類的形式上，試驗工作費時、費力、試驗費用較高[2]；靜動試樁法兼有靜荷載試驗和高應(yīng)變動測的特點，通過特殊的裝置將動測中的沖擊力變?yōu)榫徛奢d，原理簡單、費用低、歷時短、方便靈活，費用僅為傳統(tǒng)靜荷載試驗的1/4～1/2，但由于動測的影響導(dǎo)致靜阻力的估計偏高，增加了過高估計靜承載力的可能性[3]。自平衡試樁法(國外稱之為“O-cell pile testing method”)利用樁土體系自身獲得平衡，避免了大量堆載的不便，節(jié)省了時間和經(jīng)費，而且可以同時測得樁身摩阻力與樁端阻力與上下位移的關(guān)系曲線[4-5]。

自平衡試樁法通過安置于樁身自平衡點附近的荷載箱進行加載，測定上部樁側(cè)阻力和下部樁側(cè)阻力和樁端阻力，達到評估基樁承載力的目的。該方法最早于1969年由日本學(xué)者Nakayama和Fujiseki提出，1989年該技術(shù)由美國J. Osterberg教授開發(fā)并首次應(yīng)用于工程實踐，該法又稱為Osterberg試樁法[6]。1993年清華大學(xué)李廣信教授首先將Osterberg試樁法介紹到國內(nèi)，采用該方法結(jié)合大型滲水力土工模型試驗，進行了“樁底受托樁”、“樁頂受壓樁”、“樁頂受拉樁”側(cè)阻力發(fā)揮機理差異的試驗研究，并建立了從Osterberg法試驗結(jié)果推導(dǎo)抗壓樁及抗拔樁承載力的關(guān)系式，認為自平衡法不僅可以確定樁的承載力，還十分有利于對樁土相互作用機理等課題進行高水平研究[7]。史佩棟教授自1996年以來相繼做了自平衡法的推廣介紹和分析[8-10]。東南大學(xué)龔維明教授等致力于自平衡法的理論研究及推廣應(yīng)用[11]，于1997年9月和2000年3月先后申請了樁承載力測定裝置及樁承載力測定用荷載箱兩項實用新型專利，并起草和編制了《基樁靜載試驗-自平衡法》(JT/T738—2009)[12]行業(yè)標準，目前已在公路橋梁領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。

以往多在土層中進行自平衡測試，缺少基巖中，特別是強風化和中風化基巖中自平衡測試相關(guān)經(jīng)驗和數(shù)據(jù)，本文以某橋梁樁基自平衡試驗為基礎(chǔ)，采用單荷載箱技術(shù)測定基樁承載力、側(cè)摩阻力、樁端阻力分布，得出在中風化基巖中自平衡試樁的承載特性并對樁基安全性做出評估。

1 試樁概況

試樁為位于丘陵山崗地區(qū)的某橋梁樁基，局部位于坳溝邊緣，沿線第四紀地層厚度變化較大，巖土性質(zhì)、空間分布變化頻繁?；鶐r巖性在空間上變化較大，多以水穩(wěn)性較差的間夾泥質(zhì)砂巖或砂質(zhì)泥巖、泥巖為主。選取3根基樁進行自平衡試驗，評估基樁安全性和側(cè)摩阻力發(fā)揮程度，確定合理的側(cè)摩阻力取值。

1.1 場地工程地質(zhì)條件

樁周土層分布見圖1，根據(jù)野外鉆探、原位測試和室內(nèi)試驗數(shù)據(jù)得到場地各土層容重、彈性模量、極限摩阻力、內(nèi)摩擦角、黏聚力等物理力學(xué)參數(shù)，見表1，場地地下水位于地面以下1.5～2.5 m。

各巖土層評價如下。③-1b1-2層粉質(zhì)黏土：為次生下蜀土，可塑，中壓縮性，強度較高，透水性微弱；③-2b2-3層粉質(zhì)黏土：軟塑，中壓縮性，強度較低，透水性微弱；③-3b2層粉質(zhì)黏土:為次生下蜀土，可塑，中壓縮性，強度一般，透水性微弱；⑤e層殘積土：非均質(zhì)，中低壓縮性，中高強度；K2p-2強風化泥質(zhì)砂巖巖：非均質(zhì)，屬于極軟巖，遇水易軟化崩解；K2p-3中風化砂質(zhì)泥巖、泥巖：巖石的水穩(wěn)定性不好，泥巖、砂質(zhì)泥巖遇水明顯軟化、崩解，單軸抗壓強度在0.89～98.4 MPa，泥巖及砂質(zhì)泥巖裂隙極為發(fā)育，破碎～極破碎，強度低，RQD值多在0.50以下。

1.2 試樁參數(shù)

3根試樁為樁徑d=1.0 m，樁長分別為17.0、21.5、20.5 m，樁端嵌入中風化巖層深度分別為3.0、5.0、4.0 m，荷載箱底部位于樁底設(shè)計高程上2.0 m處(表2)。從樁頂至樁底穿過的巖土層為粉質(zhì)黏土③-1b2、③-2b2-3、③-3b2、殘積土⑤e、強風化巖K2p-2和中風化巖K2p-3。

1.3 試樁加載裝置與加載分級

每根試樁采用高壓油泵和0.4級精密壓力表進行加壓，壓力表最大加壓值為60 MPa，其壓力表由計量部門標定。基準梁采用6 m的I20型鋼，基準梁一端固定在基準樁上，另一端簡支于基準樁上，基準樁采用100 mm×100 mm角鋼打入土中不少于1 m。試樁時通過埋設(shè)于樁身的鋼筋計、位移傳感器、頻率儀等，獲得荷載箱頂向上位移、荷載箱底向下位移、加載值等技術(shù)參數(shù)。

加載采用慢速維持荷載法，加載步驟和方法參照文獻[12]。3根試樁設(shè)計荷載為3 500 kN，加載到2倍設(shè)計荷載的下一級荷載停止加載，即試驗最大加載值為2×3 850 kN。第一級加載值為700 kN，隨后采用逐級等量加載，加載值為350 kN，加載至2×3 850 kN時停止加載，待變形穩(wěn)定后開始卸載，每級卸載量為700 kN，采用5級逐級等量卸載(表3)。

2 試驗結(jié)果及分析

進行加載試驗時，要保證混凝土強度達到設(shè)計強度的70%或按該強度算得的樁身承載力大于單向最大加載值的1.5倍[10]，試驗人員在地面通過輸壓管對荷載箱內(nèi)腔施加油壓，對樁身產(chǎn)生向上和向下相等的壓力。隨著油壓的逐漸增加，荷載箱的頂蓋和底蓋被推開，荷載箱與樁身將同時向上、向下發(fā)生一定位移，這種樁土相對位移調(diào)動樁土側(cè)阻力、樁端阻力的發(fā)揮。

2.1 自平衡測試Q-s曲線

按照表3所示荷載加(卸)載級，每級加(卸)載后第1 h內(nèi)在5、10、15、30、45、60 min測讀位移，以后每隔30 min讀1次，達到穩(wěn)定后進行下一級加(卸)載。按照荷載分級得到3根試樁上段、下段樁Q-s曲線(圖2)。試樁最大加載值2×3 850 kN時，3根試樁荷載箱底向下位移、荷載箱頂向上位移量分別為：-6.07 mm和4.97 mm、-5.36 mm和5.06 mm、-6.20 mm和4.94 mm，位移量均較小，荷載箱底向下位移、荷載箱頂向上位移兩條曲線均呈緩變型，說明3根試樁在2×3 850 kN荷載作用下沒有達到極限狀態(tài)，但已滿足樁基檢測的要求。

2.2 樁身軸力

各個試樁在土層分界處布置鋼筋計，布點間距不大于3.0 m，根據(jù)鋼筋應(yīng)變和鋼筋與混凝土彈性模量比換算出樁身軸力(圖3)。隨著荷載的增加樁身同一截面軸力及樁端阻力也逐漸增加，在不同級荷載作用下樁身軸力曲線相似、軸力增加幅度相近；在同一級荷載作用下，樁身軸力自荷載箱位置向樁頂、樁底遞減，樁頂處趨近于零。當加載到2×3 850 kN時，3根試樁樁端阻力分別為2 214、2 635、2 620 kN，占豎向總荷載比例達到近30%，明顯比傳統(tǒng)靜載試驗條件下端阻力發(fā)揮程度要高。

由于傳統(tǒng)靜載法試樁和自平衡法試樁加載位置不同，靜載法試樁荷載作用于樁頂，距樁端距離較大，自平衡法試樁荷載箱作用于樁身自平衡點附近，加載位置距離樁端較近，自平衡法樁端巖土層更容易產(chǎn)生變形，端阻力更容易發(fā)揮作用。且隨著豎向荷載和豎向位移的增大端阻力逐漸發(fā)揮作用，但是由于荷載箱上、下段樁身位移較小，在距離樁端2.0 m處加載，3根試樁端阻力均未充分發(fā)揮。

2.3 樁側(cè)摩阻力

由相鄰兩應(yīng)力計之間軸力差與樁側(cè)面積比值得到樁側(cè)摩阻(圖4)。樁側(cè)摩阻力由荷載箱位置分別向上向下發(fā)揮作用，特別是荷載箱上部側(cè)摩阻力為負值(向下)，與傳統(tǒng)靜載試驗方向相反。隨著荷載的增加樁周各巖土層側(cè)摩阻力都呈現(xiàn)增加趨勢，增加幅度略有不同，在加載位置附近側(cè)摩阻力增加幅度較大?？拷鼧俄斘恢?，側(cè)摩阻力發(fā)揮程度最低。

試樁1，當加載到2×3 850 kN時，樁身向上位移使得土層對樁身的負摩阻力已經(jīng)接近于勘察提供的正摩阻力極限值。而在實際工程中，由于巖土層的成層構(gòu)造，正摩阻力比負摩阻力大，這一點在土層中尤為顯著。在荷載箱附近，土層負摩阻力反而比勘察提供的摩阻力大，一方面反映了由于上覆土層厚度的增加，樁周巖土層處在三向受壓狀態(tài)下，其側(cè)摩阻力有所提高，另一方面說明勘察提供的側(cè)摩阻力過于保守。這一點在巖層中也有體現(xiàn)：荷載箱附近的K2p-2強風化巖和K2p-3中風化巖負摩阻力值均比勘察提供的正極限值大。

與試樁1相比，3根試樁樁徑相同，在相同荷載級2×3 850 kN下，由于試樁2和試樁3樁長較長，向上的正摩阻力和向下的負摩阻力均小于勘察提供的極限值，各巖土層側(cè)摩阻力均未充分發(fā)揮，距離荷載箱越遠側(cè)摩阻力發(fā)揮程度越低。試樁2和試樁3設(shè)計明顯比試樁1保守，本區(qū)段其他樁基設(shè)計時可以將側(cè)摩阻力值適當提高進行設(shè)計，達到安全、經(jīng)濟的效果。

3 單樁豎向極限承載力確定

3.1 經(jīng)驗法

按照文獻[12]的經(jīng)驗法，根據(jù)實測加載值計算試樁極限承載力公式

其中，Pu為試樁抗壓極限承載力；Qu為荷載箱上部樁的極限加載值；QL為荷載箱下部樁的極限加載值；W為荷載箱上部樁有效自重；K為荷載箱上部樁側(cè)阻力修正系數(shù)，對于黏土、粉土，K=0.8，砂土，K=0.7，巖石，K=1.0，若上部有不同類型的土層時取加權(quán)平均值，由此得到的單樁豎向承載力極限值。

3.2 簡化法

一般的靜載試驗加載方向為豎直向下，樁身位移也是豎直向下，加載位置在樁頂，而自平衡法加載位置卻位于樁身中下部，加載方向同時有向上與向下兩個方向。測試的結(jié)果包括向上、向下兩個方向的Q-S曲線，這與傳統(tǒng)靜載測試法只有向下的一個Q-S曲線顯然有很大區(qū)別。因此，要將自平衡法測試獲得的荷載箱底向下位移、荷載箱頂向上位移兩條曲線轉(zhuǎn)化為與常規(guī)靜載試驗等效一條Q-S曲線。

目前將自平衡法結(jié)果轉(zhuǎn)換為傳統(tǒng)靜載試驗結(jié)果的方法有等位移法[13]、簡化法[14]、解析轉(zhuǎn)換法[15]、數(shù)值計算法[16]等。選用簡化法進行等效轉(zhuǎn)換時假設(shè)試樁加載過程中樁身始終在彈性工作階段工作，荷載箱位于試樁的平衡點，即荷載箱將樁身分為上段、下段的極限承載力基本相等(放置荷載箱前預(yù)先估算)；自平衡試驗中下段樁與靜載試驗中等效受壓樁下段位移相等；受壓樁荷載箱上部樁身壓縮量ΔS由荷載箱下段荷載引起的樁身壓縮量ΔSL和上端荷載及側(cè)摩阻力共同作用下樁身壓縮量ΔS2之和組成。即

樁頂?shù)刃Ш奢d為

其中，Lu為荷載箱以上樁長；EP為樁身壓縮模量；AP為樁身截面積；W為荷載箱上部樁自重；SL為荷載箱底位移；Qu是荷載箱頂向上位移等于荷載箱底向下位移時的加載值；QL為荷載箱底加載值。樁頂?shù)刃灰芐=ΔS+SL，計算上段樁彈性壓縮變形量ΔS2側(cè)摩阻力采用平均值。

按照簡化法[14]將自平衡試驗結(jié)果等效轉(zhuǎn)換為傳統(tǒng)靜載試驗Q-S曲線，3根試樁Q-S曲線均為緩變型(圖5)。試樁1，荷載箱加載到2×3 850 kN時，等效豎向位移-9.83 mm，等效樁頂荷載為7 967 kN，Q-S曲線未出現(xiàn)明顯拐點，樁頂位移也遠未達到40 mm，說明樁基容許承載力大于7 967 kN；同理，試樁2，等效豎向位移-10.19 mm，容許承載力大于7 814 kN；試樁3，等效豎向位移-10.90 mm，容許承載力大于8 113 kN。

3.3 單樁豎向極限承載力

按照經(jīng)驗法和簡化法計算得到的3根試樁的極限承載力見表4，兩種方法計算得到的極限承載力和安全系數(shù)差異在5%以內(nèi)，安全系數(shù)不小于2.20，滿足工程精度要求。3根試樁樁頂設(shè)計荷載為3 500 kN，加載到2×3 850 kN時已滿足試樁要求，并未真正加載到極限狀態(tài)，而實際側(cè)摩阻力有可能比勘察提供的側(cè)摩阻力大，即按照現(xiàn)場鉆孔勘察提供的側(cè)摩阻力和巖石強度設(shè)計樁基具有較大的富余量，本區(qū)間其他樁基設(shè)計可按照勘察資料提供的地質(zhì)資料進行設(shè)計，安全性能夠得到保障。

4 結(jié)論

(1)自平衡法試樁上部樁與傳統(tǒng)靜載法試樁的樁身受力特性差別較大，自平衡樁側(cè)摩阻力由荷載箱頂向上發(fā)揮，傳統(tǒng)靜載法樁側(cè)摩阻力由樁頂向下發(fā)揮，前者比后者端阻力發(fā)揮更充分。

(2)實測砂質(zhì)泥巖、泥巖側(cè)摩阻力發(fā)揮值出現(xiàn)了比地質(zhì)勘探提供的標準值要大的情況，加載到2倍設(shè)計荷載時，樁身上段和下段均未達到承載力極限狀態(tài)，樁頂位移較小，3根試樁極限承載能力滿足設(shè)計荷載的要求，并且有較大的富余。以該風化基巖段為持力層的嵌巖樁能夠滿足工程需求，勘察提供的側(cè)摩阻力值偏于保守，后續(xù)工程設(shè)計時可適當提高側(cè)摩阻力設(shè)計值，達到安全、經(jīng)濟的目標。

(3)按照經(jīng)驗法和簡化法計算得到的試樁的極限承載力差異較小，滿足工程精度要求，能夠保證工程的安全性。

(4)由于平衡法荷載箱放置在彎矩作用很小的樁身下部，能夠依靠樁土體系自身形成平衡體系，不需要壓重平臺，不需要錨樁反力架，占用很小的場地，可直接測出樁側(cè)阻力和樁端阻力等優(yōu)點。自平衡試樁法在大跨度橋梁、高聳建筑，特別是山區(qū)、港口、海上復(fù)雜地質(zhì)區(qū)樁基檢測領(lǐng)域有很強推廣價值。

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O-cellExperimentalStudyonBearingCapacityofRock-socketedPilesinWeatheredSoftRockRegion

ZHANG Ming-li1, SUN Xue-xian2, GUO Nan2, XUE Ke1

(1.State Key Laboratory of Frozen Soil Engineering, Cold and Arid Region Environmental and Engineering Research Institute,Chinese Academy of Sciences, Lanzhou 730000, China; 2.Lanzhou Jiaotong University, Lanzhou 730070, China)

To research the bearing behaviors of pile side friction in weathered soft rock region and the safety of pile foundation, three test piles of a certain project were tested and analyzed by using the O-cell pile testing method at the weathered soft rock region where the water stability is poor. The test results indicate: (a) The stress direction of the pile shaft above the load box by O-cell pile testing method is opposite to that by traditional static load test method; the pile tip resistance by the former method is even more effectively exerted than by the latter method. (b) Under the action of twice the design load, the equivalent vertical displacement at pile head is smaller; most of the pile side friction and tip resistance are not brought into full play; the actually-measured pile side friction may be bigger than that provided by survey department. (c) The safety coefficients of three test piles are all greater than 2.2; there is little difference between safety coefficients calculated respectively by empirical method and by simplified method; therefore, the safety of test piles and the reliability of O-cell pile testing method are verified.

bridge foundation; side friction; load transfer; pile shaft axial force; O-cell pile testing method; static load test method

2013-08-15；

：2013-09-26

國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃項目(2012CB026106)，中科院“百人計劃”項目(Y251561001)，國家電網(wǎng)公司科技項目(SGJSJS-2010-935-936)共同資助。

張明禮(1987—)，男，博士研究生，E-mail：mingli_0919@126.com。

1004-2954(2014)05-0039-06

TU473+1

：A

10.13238/j.issn.1004-2954.2014.05.010