孫 煒， 徐 燕， 胡天明

(吉林大學(xué)建設(shè)工程學(xué)院，吉林 長春 130026)

0 引言

泥巖在我國有著廣泛的分布，是常見的軟質(zhì)巖。目前泥巖地基中泥巖的樁側(cè)摩阻力設(shè)計參數(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，特別是大直徑深長樁泥巖樁側(cè)摩阻力發(fā)揮機制及特性，是樁基礎(chǔ)理論發(fā)展的需要，也是樁基設(shè)計的迫切要求。

目前樁基設(shè)計主要依據(jù)《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》(GB 50007-2011)[1]、《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94-2008)[2]，對于大橋樁基可參考《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計規(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)巖和強風(fēng)化軟質(zhì)巖側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值的經(jīng)驗值，從吉林地區(qū)的使用情況看，所取經(jīng)驗值與實測值相差較大，有時可差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)驗值[4]，這些給泥巖地基在設(shè)計時側(cè)摩阻力取值帶來了一定難度，泥巖樁側(cè)摩阻力的取值問題也一直是樁基設(shè)計中的一個難題[5]。

目前，國內(nèi)對土層側(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)承載力時效性的理論解，并通過現(xiàn)場單樁承載力試驗驗證了其合理性；葉建忠等[7]通過現(xiàn)場試驗，采用雙曲線函數(shù)模型，得到了灌注樁側(cè)摩阻力與樁-土相對位移之間的關(guān)系；張明義等[8]利用改進后的直剪儀進行了室內(nèi)動摩擦試驗，試驗結(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)，采用有限單元法對黃土地區(qū)灌注樁樁-土相互作用進行模擬，研究了樁-土相互作用與樁側(cè)摩阻力之間的關(guān)系，并通過單樁載荷試驗資料進行了驗證。

對泥巖地基，程曄等[10]結(jié)合廣西南寧高層建筑的樁基工程，通過自平衡試樁法測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和高應(yīng)變動力檢測結(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]通過收集廣西地區(qū)泥巖深層平板載荷試驗資料，對剛塑性太沙基理論計算承載力的公式進行了修正,提出了廣西第三系泥巖樁端承載力的計算公式；劉爭等[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貴州某大橋泥巖樁基的承載特性及設(shè)計參數(shù)進行實測，驗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，對南寧泥巖的基本特性與樁基承載力影響因數(shù)進行分析，認(rèn)為水巖相互作用和機械擾動是影響樁端承載力的最主要因素；王平[15]修正了規(guī)范中樁基承載力計算公式，并通過室內(nèi)試驗和工程實例驗證其合理性，使樁基設(shè)計更加合理；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，并通過不同長徑比情況下的單樁豎向承載力試驗進行了驗證；張向東等[17]提出了凍融土體中樁側(cè)摩阻力計算模型，并以實際項目為例對樁基受力情況現(xiàn)場監(jiān)測，驗證了所建立的本構(gòu)關(guān)系模型；李逵等[18]通過靜載試驗及樁身內(nèi)力測試對泥巖地層樁側(cè)面阻力進行了分析，通過對比經(jīng)驗數(shù)據(jù)得出該地層的實際樁側(cè)摩阻力和樁基設(shè)計依據(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算模型，對濕陷性黃土的樁基側(cè)摩阻力微分方程進行求解，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，目前研究大多對整個樁的承載特性和樁端承載特性方面進行分析，而針對泥巖側(cè)摩阻力承載特性進行研究相對較少[20]。本文對吉林省龍華松花江特大橋自平衡靜載試驗數(shù)據(jù)進行整理分析，并結(jié)合室內(nèi)樁和泥巖接觸中型剪切摩擦試驗分析，揭示該地區(qū)泥巖地基中大直徑深長灌注樁泥巖側(cè)摩阻力作用機制及承載特征[21]。

1 現(xiàn)場自平衡測試

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65 m，樁徑2 m，采用回轉(zhuǎn)反循環(huán)鉆進成孔。試樁選取主橋1號墩1號、3號樁進行單樁自平衡靜載測試，試樁概況如表2所示。

1.2 自平衡測試原理及方法

對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，單樁承載力達到以“×104kN”計的水平，傳統(tǒng)樁頂靜載試驗加荷困難，難以實現(xiàn)[22]。美國西北大學(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——自平衡測樁法[23]。在國內(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)計可用于加載的荷載箱，一般是在樁身平衡點位置安設(shè)[24]。測試開始后，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)動樁身側(cè)摩阻力及端阻力，直至達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(無破損，混凝土無離析、斷裂現(xiàn)象)，那么在各級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，通過量測預(yù)先埋置在樁體內(nèi)的鋼筋計，以實測到各鋼筋應(yīng)力計在每級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)場地同時存在砂土和粘土，在承載力計算時假設(shè)場地土層以粘性土為主，工程方面考慮偏于安全。

表1 場地地層巖性Table 1 Site lithology

表2 主橋1號墩試樁情況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)《樁承載力自平衡測試技術(shù)規(guī)程》(DB32/T 291-1999)，計算承載力公式為：

Qu=(Qu上-W)/γ+Qu下

(1)

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

圖1 1號樁荷載位移Q-s曲線Fig.1 Q vs s curves of the 1# pile

圖2 3號樁荷載位移Q-s曲線Fig.2 Q vs s curves of the 3# pile

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

表3 測樁成果統(tǒng)計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號樁Qs/Qu達到95%，3號樁Qs/Qu達88%，這說明端阻力分擔(dān)的荷載只占總承載力的一小部分，因而1號和3號大直徑深長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)摩阻力與樁土相對位移曲線，全風(fēng)化泥巖、強風(fēng)化泥巖及中等風(fēng)化泥巖的樁側(cè)摩阻力發(fā)揮趨勢基本相同，側(cè)摩阻力曲線隨樁土相對位移增大而增大，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(對中等風(fēng)化泥巖由于埋深較深，樁土相對位移偏小，曲線有一定的趨勢，但趨勢不完整)。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)，由自平衡測試得到全風(fēng)化泥巖側(cè)摩阻力可達173 kPa，強風(fēng)化泥巖側(cè)摩阻力達到279 kPa，中等風(fēng)化泥巖側(cè)摩阻力達到336 kPa，實測值較規(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

2.1 試驗設(shè)計

通過室內(nèi)中型剪切試驗，模擬樁與泥巖地層之間的相互作用。試驗過程中混凝土試塊采用工程實際配比制備。根據(jù)施工現(xiàn)場配合比，即水泥∶水∶砂∶碎石=1∶0.330∶1.346∶2.194?；炷林懈黜棽牧嫌昧糠謩e是(kg/m3)：水泥500，水165，砂673，碎石1097。通過鉆孔獲得實際的地層巖土試樣，巖樣在制樣過程中確保試樣不擾動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，試驗過程中上剪切盒內(nèi)為根據(jù)樁工程實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圓柱試樣放入，將試樣切開面作為剪切面，剪切面高出模具1 cm左右，試樣剪切面積約為80 cm2?？紤]成樁過程中泥漿的影響，試驗時將從現(xiàn)場取回的泥漿均勻涂抹于巖樣剪切面上，模擬泥漿對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 試驗荷載

中型剪切摩擦試驗過程中，選擇合適的法向應(yīng)力σ值能夠使試驗更加貼近工程實際。在剪切摩擦試驗過程中，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級法向應(yīng)力(σ1、σ2、σ3、σ4、σ5)，將樁周地層的實際受力轉(zhuǎn)化為試樣加載狀態(tài)，轉(zhuǎn)化原理如圖5所示。5級荷載的確定方法：采用每一地層中點處的地層自重作用下的水平側(cè)向應(yīng)力作為剪切試驗時的法向應(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)點的水平方向的節(jié)點力，對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 試驗結(jié)果分析

對不同風(fēng)化程度泥巖各進行2組中型剪切試驗，得出試樣在每級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、強風(fēng)化泥巖及中等風(fēng)化泥巖的摩擦阻力發(fā)揮趨勢基本相同，泥巖摩擦阻力隨混凝土和泥巖相對位移增大而增大，從線性變化到非線性，到一定值后變化趨于平緩，這與現(xiàn)場測樁結(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)試驗剪應(yīng)力及位移曲線，取每級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所對應(yīng)的剪切應(yīng)力即為屈服剪切應(yīng)力。然后做出各級法相應(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，試驗獲得的泥巖剪切參數(shù)如表4所示。

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

圖7 強風(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)莫爾庫倫理論和室內(nèi)樁和泥巖接觸中型剪切摩擦試驗得到的泥巖粘聚力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，即各泥巖地層中點處的自重作用下樁側(cè)壓力σx(如圖5所示)。

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

同時室內(nèi)樁和泥巖接觸中型剪切摩擦試驗也存在不足，室內(nèi)試驗?zāi)鄮r極限側(cè)摩阻力在0.5～3 mm位移之間發(fā)揮出來，而現(xiàn)場載荷試驗樁側(cè)摩阻力一般在5～10 mm位移之間達到極限,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)場值較為一致。

3 結(jié)論

(1)大直徑深長樁，荷載位移Q-s曲線表現(xiàn)為緩變型，無明顯特征點。鑒于大直徑深長樁樁端阻力分擔(dān)的荷載只占總承載力的一小部分，側(cè)摩阻力對分擔(dān)荷載起主要作用，因而這種大直徑深長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。對龍華松花江特大橋進行自平衡測試，全風(fēng)化泥巖側(cè)摩阻力可達173 kPa，強風(fēng)化泥巖側(cè)摩阻力達到279 kPa，中等風(fēng)化泥巖側(cè)摩阻力達到336 kPa，實測值較規(guī)范參考取值大很多。

(3)通過室內(nèi)樁和泥巖接觸中型剪切摩擦試驗，得到泥巖的側(cè)摩阻力發(fā)揮規(guī)律與自平衡測試結(jié)果相符，并獲得樁與泥巖相互作用的屈服抗剪強度參數(shù)，根據(jù)莫爾庫倫理論，采用泥巖地層中點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試結(jié)果吻合較好。建議在樁基設(shè)計時可采用該方法預(yù)估泥巖側(cè)摩阻力，為樁承載力的確定提供可靠參數(shù)。