田寶升、尹婕、龍巨將

（1.華設(shè)設(shè)計(jì)集團(tuán)股份有限公司，江蘇 南京 210014；2.南京東大自平衡樁基檢測有限公司，江蘇 南京 211164）

0 引言

近年來，樁基礎(chǔ)已廣泛應(yīng)用于城市快速路橋梁、公路橋梁等工程項(xiàng)目中，正確評價(jià)單樁的承載能力，選擇合理的設(shè)計(jì)參數(shù)至關(guān)重要。設(shè)計(jì)者一般采取《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG 3363—2019）中所推薦的設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行公路橋梁的樁基設(shè)計(jì)，然而規(guī)范中的推薦參數(shù)對于地區(qū)性問題往往取值偏于保守，使得樁基安全系數(shù)過大，從而造成橋梁樁基工程經(jīng)濟(jì)上的浪費(fèi)[1]。文章結(jié)合杭州灣地區(qū)特有的地質(zhì)條件，通過自平衡法承載力測試，確定單樁豎向極限承載力，在樁身內(nèi)部埋設(shè)鋼筋應(yīng)力計(jì)，測試在各級荷載作用下單樁的樁身軸力、樁側(cè)摩阻力、樁端阻力分布，從而為設(shè)計(jì)提供在該地區(qū)條件下更為合理的設(shè)計(jì)參數(shù)。

1 工程概況

杭州灣新區(qū)興慈大道快速路南起沈海高速新浦互通，北至濱海二路北側(cè)，擬建工程長度約4.2km，主線道路等級為城市快速路，輔道道路等級為城市主干路。高架橋梁跨度30～60m，樁基單樁樁頂豎向作用力約為3500～5200kN。擬建場地范圍內(nèi)深部含有工程性質(zhì)較差的軟弱土層，其埋深較深，如④1層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土（層頂埋深17.3～36m），導(dǎo)致擬建場地穩(wěn)定性較差的主要因素之一。淤泥質(zhì)土層的存在，使得在樁基上部大量堆載的作用下，容易產(chǎn)生沉降變形，從而對樁基礎(chǔ)的承載力造成不利影響。

基于擬建工程場地的特點(diǎn)及地質(zhì)條件，采用基樁自平衡法進(jìn)行試樁承載力檢測，該方法較傳統(tǒng)的堆載法更具優(yōu)勢。選取擬建工程場地內(nèi)2 根樁長70m、樁徑1m 的試驗(yàn)樁進(jìn)行自平衡法承載力測試，均采用單荷載箱方案。受檢樁的相關(guān)參數(shù)如表1 所示。

表1 受檢樁相關(guān)參數(shù)

2 現(xiàn)場檢測

2.1 自平衡法檢測原理

將一種特制的荷載箱預(yù)先放置在樁身指定位置，下籠時(shí)將荷載箱的高壓油管和位移桿引到地面（平臺）。由高壓油泵在地面（平臺）向荷載箱充油加載，荷載箱將力傳遞到樁身，其上段樁的樁側(cè)極限摩阻力、自重與下段樁的極限樁側(cè)摩阻力、極限樁端阻力相平衡來維持加載，根據(jù)向上、向下的Q-s 曲線判斷樁的承載力。圖1 為基樁自平衡法靜載試驗(yàn)示意圖。

圖1 基樁自平衡法靜載試驗(yàn)示意圖

2.2 樁身內(nèi)力測試原理

基樁自平衡試驗(yàn)開始后，荷載箱處產(chǎn)生的荷載沿著樁身向上、向下傳遞，各級荷載作用下混凝土產(chǎn)生的應(yīng)變量等于鋼筋的應(yīng)變量。采用智能弦式鋼筋應(yīng)力計(jì)進(jìn)行樁身應(yīng)變測量，進(jìn)而計(jì)算出樁身各截面的應(yīng)力，由此便可獲得每級荷載作用下樁身軸力、樁側(cè)摩阻力隨荷載和深度變化的傳遞規(guī)律。在樁身巖土層分界面處對稱布置2 個(gè)鋼筋應(yīng)力計(jì)，且每個(gè)鋼筋應(yīng)力計(jì)采用焊接的方式與鋼筋籠的主筋連接，如圖2所示。

圖2 鋼筋應(yīng)力計(jì)安裝示意圖

3 測試結(jié)果分析

3.1 單樁極限承載能力

根據(jù)《基樁靜載試驗(yàn) 自平衡法》（JT/T 738—2009）附錄B 中的等效轉(zhuǎn)換方法，將自平衡法靜載試驗(yàn)測得的荷載箱處向上、向下兩條Q-s 曲線等效轉(zhuǎn)換為相應(yīng)的傳統(tǒng)靜載試驗(yàn)的一條P-s 曲線[2]。由圖3、圖4 可知，試樁SZ1#和試樁SZ2#的樁頂?shù)刃мD(zhuǎn)換曲線為陡降型Q-s 曲線。試樁SZ1#的樁頂?shù)刃Ш奢d為13706kN，對應(yīng)的樁頂?shù)刃灰茷?5.96mm；試樁SZ2#的樁頂?shù)刃Ш奢d為13755kN，對應(yīng)的樁頂?shù)刃灰茷?5.94mm。

圖3 試樁SZ1#的樁頂?shù)刃мD(zhuǎn)換曲線

在傳統(tǒng)的靜載荷試驗(yàn)中，對于陡降型的Q-s 曲線，取明顯陡降的起始點(diǎn)對應(yīng)的荷載值作為試樁的豎向抗壓極限承載力。等效轉(zhuǎn)換曲線與傳統(tǒng)靜載試驗(yàn)曲線高度吻合，等效轉(zhuǎn)換結(jié)果也與按照《基樁靜載試驗(yàn) 自平衡法》（JT/T 738—2009）計(jì)算得到的單樁極限承載力相一致，這也說明自平衡法在樁基檢測中有較高的可靠性。

3.2 樁身軸力

試樁SZ1、試樁SZ2 的樁身軸力分布曲線如圖5、圖6 所示，兩根試樁的樁身軸力隨深度變化的趨勢一致。

圖5 SZ1#樁身軸力分布圖

圖6 SZ2#樁身軸力分布圖

在各級荷載作用下，試樁樁頂軸力始終為0，荷載箱將試樁分成上段樁和下段樁兩部分。上段樁樁側(cè)土層負(fù)摩阻力承擔(dān)一部分荷載的同時(shí)，還需克服樁身自重作用，樁身軸力隨土層深度的增加而增大，在荷載箱處樁身軸力達(dá)到最大值；而下段樁的樁身軸力隨深度的增大而減小，這與采用傳統(tǒng)的堆載法獲得的樁身軸力曲線的變化規(guī)律相同。

3.3 樁側(cè)摩阻力

試樁SZ1#、試樁SZ2#的樁側(cè)土層摩阻力隨樁土相對位移變化的關(guān)系曲線表明，樁側(cè)土層摩阻力的發(fā)揮與樁土相對位移密切相關(guān)[3]。在各級荷載作用下，隨著樁土相對位移的增大，各土層的樁側(cè)摩阻力呈現(xiàn)出非線性的增長趨勢，加載至最后一級時(shí)，試樁SZ1#、試樁SZ2#下段樁的樁側(cè)土層摩阻力均達(dá)到極限值，如圖7、圖8 所示。

圖7 SZ1#樁側(cè)摩阻力- 位移曲線

圖8 SZ2#樁側(cè)摩阻力-位移曲線

根據(jù)試樁要求，為了獲得試樁的單樁豎向抗壓極限承載力，需要對2 根試驗(yàn)樁做到極限破壞，荷載箱的最大加載值按照1.5 倍極限承載力進(jìn)行加載。表2和表3 分別列出了試樁SZ1#和試樁SZ2#的樁側(cè)土層摩阻力實(shí)測值，上段樁對應(yīng)側(cè)阻已扣除樁身自重并轉(zhuǎn)換為正摩阻力。

表2 SZ1#樁側(cè)土層摩阻力表

表3 SZ2#樁側(cè)土層摩阻力表

由表2、表3 可知，SZ1#和SZ2#樁側(cè)各土層的摩阻力實(shí)測值均大于地勘建議值。從總體上來看，樁側(cè)摩阻力實(shí)測值是地勘建議值的1.05～1.5 倍。

3.4 樁端阻力

各級荷載作用下的樁端阻力-樁端位移的關(guān)系曲線如圖9、圖10 所示，當(dāng)加載至最后一級2×6900kN時(shí)，曲線出現(xiàn)陡變，說明樁端阻力已充分發(fā)揮。由表4可知，實(shí)測的樁端承載力特征值是地勘建議值的1.8倍左右。

圖9 SZ1#樁端阻力-樁端位移曲線

圖10 SZ2#樁端阻力-樁端位移曲線

表4 SZ1#、SZ2#樁端土層承載力特征值qr

3.5 試樁承載力分析

根據(jù)上述樁側(cè)土層摩阻力和樁端土層承載力的測試結(jié)果，可獲得兩根試樁的承載力組成（見表5）。從樁側(cè)極限摩阻力和樁端極限承載力的占比來看，兩根試樁均呈現(xiàn)出端承摩擦型樁的承載性狀，即試樁依靠樁側(cè)土層摩阻力和樁端阻力共同承受上部荷載，其中樁側(cè)摩阻力起主要支承作用[4-5]。具體表現(xiàn)為試樁SZ1#的樁側(cè)極限摩阻力占總承載力的91.84%；試樁SZ2#的樁側(cè)極限摩阻力占總承載力的92.63%。

表5 試樁承載力組成表

4 結(jié)語

基于寧波杭州灣地區(qū)特有的地質(zhì)特點(diǎn)，采用自平衡法進(jìn)行試樁承載力測試，測試結(jié)果表明自平衡法在穩(wěn)定性較差、抗震不利地段具有較好的適用性，值得推廣應(yīng)用。通過自平衡法承載力測試，確定了單樁豎向極限承載力，試樁表現(xiàn)出端承摩擦型樁的承載性狀；在樁身內(nèi)部埋設(shè)鋼筋應(yīng)力計(jì)，獲得了各級荷載作用下的樁身軸力、樁側(cè)摩阻力及樁端阻力分布。試樁檢測結(jié)果能夠?yàn)樵O(shè)計(jì)人員提供在該地區(qū)條件下更為相對合理的樁基設(shè)計(jì)參數(shù)，為后續(xù)進(jìn)一步優(yōu)化樁基設(shè)計(jì)、合理節(jié)約建設(shè)成本提供技術(shù)支撐。