汨水河特大桥嵌岩桩承载特性试验研究*

赵明华，罗卫华，雷 勇，尹平保,3

(1.湖南大学 岩土工程研究所，湖南 长沙 410082; 2.湖南科技大学 土木工程学院，湖南 湘潭 411201;3.长沙理工大学 土木与建筑学院，湖南 长沙 410114)

对于大跨径桥梁，其上部荷载较大且对沉降要求较为严格，而嵌岩桩是少数几种能直接建造在基岩上的基础结构形式之一，其承载力高，沉降较土体中更容易控制在允许范围内，因而嵌岩桩在桥梁基础工程中得到了广范的应用.其承载特性研究及承载力计算方法也逐步受到关注[1-3].静载试验是研究嵌岩桩竖向承载特性，确定竖向承载力最基本、最可靠的方法.按反力装置的不同，静载试验可分为堆载法、锚桩法、堆锚联合法及新发展起来的自平衡法等[4].然而大直径嵌岩桩承载力大、试验耗费高且很难进行破坏性试验，因而系统完整的试验资料并不多.文献[5-8]采用自平衡方法对对几座特大桥的桩基试验情况进行了报道.该方法在理论上尚存在的主要问题是修正系数γ修正向上摩阻力的“等效转换法”中，修正系数γ只与相关的土层类型相关，而并未考虑土层深度、厚度以及土层上、下层相对位置等重要因素，因此等效转换法理论仍被许多业内专家质疑.堆载法、锚桩法和堆锚联合法的显著优点是受力条件与正常受上部荷载情况较为接近，试验结果直观且易于获得试桩场地土层的相关参数，有利于地区参数的统计分析.刘齐健[9]提供了采用锚桩法进行的茅草街大桥桩基现场试验情况，这些宝贵的资料为嵌岩桩的承载机理研究及承载力计算方法验证提供了有力的实践基础.

为验证桩基设计参数及深入研究大直径嵌岩桩荷载传递机理，本文采用堆锚联合加载法对汨水河特大桥一根嵌岩试桩进行了现场试验研究，通过对量测的各级荷载作用下桩顶荷载-沉降关系及不同深度处桩身应力应变的数据研究，探讨大直径嵌岩桩荷载传递规律及桩端阻力和桩侧摩阻力随荷载的变化规律，以期为类似工程提供参考.

1 工程概况

汨水河特大桥全长1 077.00 m，双向四车道，上部构造设计为25×30+40+3×70+40PC连续钢构、PCT梁，下部结构为圆柱墩配桩基础，桥面净宽2×11.75 m.桥梁桩基础多采用大直径嵌岩桩，合理设计施工嵌岩桩基础，对工程的安全性与经济性至关重要.为获得桩基设计参数，并探讨嵌岩桩的承载特性，进行了1根试桩静载荷试验.试桩位于特大桥22墩K56+450处.

1.1 工程场地岩土性质

根据桩位钻孔情况，试桩处所揭露的地层依次为:1)粘土.层厚为7.3 m，黄褐色，稍湿，可塑～硬塑状，主要由粘粒组成，含少量粉细砂粒，顶部0.3 m为种植土.2)卵石土.层厚为4.7 m，灰白色，饱和，稍密，含少量砾石.3)强风化泥质粉砂岩.层厚5.9 m，暗红色，原岩已风化成半岩半土碎块状，裂隙发育，岩质较软.4)中风化泥质粉砂岩.暗红色，粉粒结构，层状构造，钙质胶结，裂缝发育，岩质软，岩芯呈碎块状，柱状，节长5～20 cm，RQD=70%.

通过对主要土层采样后进行室内试验，并对岩石试样进行了天然状态下的单轴极限抗压强度试验，结合覆盖层中的无粘性土(如细砂、砂砾石及砂卵石等)的试验情况，以及野外实际情况，对主要岩土层的力学指标提出了推荐值，如表1所示.

表1 土层设计参数推荐值

1.2 试桩设计

试桩设计直径d=1.0 m，桩长为20.00 m，进入中风化泥质砂岩层约2 m.试桩为泥浆护壁钻孔灌注桩，冲击钻钻头尺寸为1.0 m，由于冲击钻钻头的反复上下运动，实际成孔1.2 m，试桩上部纵筋为18φ25，通长配置，其箍筋为φ12@150螺旋筋；沿桩身每隔2 m设置φ22加劲箍一道，钢筋笼制作完毕后，实际测钢筋笼直径约90 cm，在桩顶布置双向φ12@50钢筋网3层，上下间距为100 mm，以保证桩头试压时坚实可靠.

桩身弹性模量是荷载传递分析中的重要参数，在本试验中通过桩身混凝土弹性模量和钢筋弹性模量按面积加权得到.对桩身混凝土的应力-应变关系采取室内测试，在进行试验桩的浇捣时，分别在对应桩身不同部位的混凝土取样做成试块(试块尺寸为150 mm×150 mm×150 mm)，待混凝土试块龄期足够后，在压力试验机上对试块进行弹性模量的测试，其结果见图1.

以试块测试结果作为桩身混凝土的应力换算依据，其计算式为式(1)：

(1)

按式(1)计算的平均Eh为2.95×104MPa.

桩身弹性模量Ep可由式(2)求得：

(2)

式中：Eg，Eh分别为钢筋和混凝土的弹性模量，kPa；Ag，Ah分别为截面钢筋与混凝土截面积，m2.按式(2)计算的桩身弹性模量为3.08×104MPa，且EpAp为3.49×104MPa·m2.

图1 混凝土的应力-变形关系

1.3 桩身应变量测系统

为测得试桩桩身轴力的分布、桩侧不同土层的侧摩阻力以及桩端阻力，在桩身内不同深度截面(特别是不同土层分界面)处埋设钢弦式钢筋应力计和混凝土应变计，并在桩底埋设土压力盒.各传感器元件埋设示意图如图2所示.

图2 传感器布置示意图(cm)

2 试桩竖向静载荷试验

2.1 加载方法

试验过程中，对试验桩采用“锚桩反力梁+压重平台”联合方式提供千斤顶所需反力，用2根工程桩采用压重平台提供反力.该体系采用直径d=1.8 m的工程桩2根，反力横梁尺寸为：长×宽×高=9.0 m×1.8 m×2.7 m，如图3所示.由于静载试验加载量较大，特选6×500 t大吨位千斤顶，采用油路管将各千斤顶以并联方式连接在1台大容量电动油泵上.

图3 反力系统及加载平台

2.2 观测装置

试验时下挖桩周土，使桩顶露出地面大于500 mm，在其上安装位移传感器.同时为监测工程桩的上拔量，以避免过大的上拔量对工程桩的承载力造成影响，在2根锚桩桩周布置位移观测点.试桩及锚桩各测试仪表的布置如图4所示.

图4 位移观测布置平面示意图

2.3 试桩荷载位移采集系统

本实验荷载及位移测量采用RS-JYC桩基静载荷测试分析仪，其原理是采用与千斤顶油路并联的压阻式压力控制系统控制油路压力，经由采集仪自动换算成当前千斤顶压力，自动控制荷载的大小．通常加载至某级荷载后，千斤顶油压会因桩顶沉降而降低，在设定范围内采集仪会自动补压．该采集仪已事先经过标定，测试时显示的荷载是根据内嵌率定曲线将油压换算成实际施加的桩顶荷载Q.在加载的同时分析仪可实时监测桩顶沉降，并在桩基规范的采集的时间内自动记录数据，并通过与荷载及时间的关系自动生成Q-s，s-logt及s-logQ曲线，较方便地对试验全过程实时监测.

2.4 试验方法

本次试验采用慢速维持荷载法，测试按交通部标准JTJ041-2011《公路桥涵施工技术规范》[10]进行.试验开始前，对试桩的竖向极限承载力预估2 4000 kN，按各千斤顶的工作情况，总的试验荷载分级为每级1 200 kN，即每个千斤顶的每级加载为200 kN，共20级.试桩时，加载至19 200 kN时，工程锚桩上拔量已达9 mm，并在桩身出现大量裂缝，为避免对工程桩造成过大的损伤，影响其正常使用，此时即终止加载.

3 试验测试结果分析

3.1 试桩的荷载-沉降实测资料

试验加载时，在每级荷载作用下，在桩顶以对称安装的4个百分表来观测桩顶的沉降量，取其平均值作为桩顶的实际沉降量.静载试验结束后，将桩顶荷载-沉降数据绘制成曲线，如图5所示.

图5 桩顶加载及卸载曲线

由图5可以看出，试桩始终处于线弹性阶段，桩顶沉降值较小，总沉降值7.74 mm，由于试验加载能力有限，未能加载到试桩的极限承载力，在停止试验后按每级2 400 kN进行了卸载，卸载曲线呈缓变型，卸载完成后最终沉降2.9 mm.

3.2 桩身轴力

每施加一级荷载，可获得混凝土应变计应变值及钢筋应力计强度值，各测量截面的桩身轴力值采用式(3)计算：

(3)

式中：Pi为第i截面轴力，kN；ε1i，ε2i为第i截面对应的混凝土应变计应变值.按式(3)对内力实测数据整理后得到桩身轴力沿深度的分布如图6所示.

由图6可知，在各级荷载作用下轴力在粘土层及卵石层变化均匀且斜率较小，而从12 m处(卵石层与强风化泥质粉砂岩交界处)开始急剧减小，直至桩端，桩端轴力较小，几乎为零.这说明嵌岩桩侧阻与端阻的发挥并非同步，即侧阻先于端阻发挥.当桩顶荷载较小时，桩端阻力极小甚至几乎为零，而此时嵌岩段岩层侧摩阻力也很小，荷载主要由上部岩土层桩侧摩阻力承担，当再加载时桩端阻力和嵌岩段侧摩阻力缓慢增加，但端阻力始终变化不大.从这点看出在试桩荷载下嵌岩桩承载特性主要表现为端承摩擦桩或纯摩擦桩[11].

图6 桩身轴力随深度分布

3.3 桩侧摩阻力

各分层土体的平均桩侧摩阻力qsi可按式(4)计算，计算过程中假定每一分层土侧摩阻力相同：

(4)

式中：Pi为第i断面轴力/kN；li为第i分层桩侧长度/m.

由式(4)计算得到试桩桩侧摩阻力的分布如图7所示.

图7 各级荷载下桩侧摩阻力分布

由图7可知，桩侧各点摩阻力沿桩身逐步增大，在岩层内达到最大值后，又逐渐减小.分析认为：桩侧土层摩阻力的发挥是初始地应力与桩土相对位移耦合的结果，桩侧上部粘土层及卵石层本身极限摩阻力较小，在发生桩土相对位移时各点的摩阻力值增大，但由于极限摩阻力受到法向应力影响，因而虽然在桩身上部桩土相对位移较大，但摩阻力较下层小.由于12 m以下为岩层，由嵌岩段的受力可知，桩岩界面的摩阻力与法向刚度及相对位移有关，同时受法向应力及相对位移的影响.在岩层中部15 m处达到最大值，随后减小，是因为桩岩相对位移较小，法向应力的影响不大，此为两者耦合的结果.

一般认为桩侧摩阻力的发挥需要一定的桩土相对位移，随着桩土相对位移的增加，摩阻力逐步发挥并最终达到极限，这一相对位移即为极限相对位移sf.第i段的桩土相对位移si由式(5)进行计算：

(5)

式中：εj，εj+1分别为第j，j+1断面混凝土应变.

3.3.1 桩-土摩阻力

桩-土摩阻力τ-s模型较多，常用的有双曲线模型，理想弹塑性模型,三折线模型[12]等.根据实测数据和上述计算公式得出的每层土平均摩阻力-相对位移曲线如图8，图9所示.

由图8和图9可知，土层的τ-s曲线形式较为接近，有明显的极限强度，粘土层极限强度约50～55 kPa，对应极限位移为4.5 mm，卵石层极限强度约为100 kPa，对应极限位移3.3 mm.两者极限强度与勘查资料较为吻合.但由于试验桩顶位移较小尚处在弹性阶段，还无法确定峰值后摩阻力曲线的形式，根据经验一般呈理想的弹塑性和加工软化模型，为便于工程计算近似采用双曲线或双折线模拟较为合理.

桩岩相对位移δ/mm

桩岩相对位移δ/mm

3.3.2 桩-岩摩阻力

桩-岩摩阻力与桩土摩阻力模型较为类似，由于桩岩界面具有脆性，其模型以线性居多，常见的有双折线[11]，三折线模型，根据本实测数据和上述计算公式得出的岩层平均摩阻力-相对位移曲线如图10，图11所示.

由图10和图11可知，在较小的相对位移下桩岩界面摩阻力的发挥较土层更大，τ-s曲线基本呈线性关系，由于实验未测得足够大的位移，未能得到峰值强度及峰值强度以后的曲线形式，但对于强风化泥质粉砂岩，其摩阻力极限强度远大于勘查资料的85 kPa.对于正常工作情况下的桩基，可认为桩侧处于线弹性范围内，τ-s曲线以线性模拟较为合理.

桩岩相对位移δ/mm

桩岩相对位移δ/mm

3.4 桩端阻力

桩端阻力的大小间接反映了桩身荷载传递过程中桩侧岩土体抗力的大小，也反映了桩端岩体抵抗变形的能力.实验测得的桩端阻力较小，将桩端荷载与桩端沉降绘成曲线，如图12所示.由图12可知，在低荷载下，桩端阻力与位移基本成线性关系.

在求得桩身各点的摩阻力及桩端荷载后，可绘出桩侧土阻力、嵌岩段摩阻力及端阻力在桩顶荷载的分担比例，如图13所示.由图可知，桩侧土阻力和嵌岩段摩阻力是嵌岩桩承载力的主要组成部分，随着荷载等级的增大，桩侧土阻力由最初的35.8%缓慢减小到17.5%，而嵌岩段的摩阻力由开始的62.5%逐渐增大至81.2%，而桩端阻力在整个受荷过程中变化不大只占约1.3%.这进一步证明了桩侧摩阻力承担了工作荷载的绝大部分，而端阻力始终只占很小的比例.从这点看出，试桩在工作荷载下主要表现为摩擦桩.

桩端位移sb/mm

桩顶荷载P/kN

4 结 论

通过对汨水河大桥嵌岩桩的现场试验分析，得到如下结论：

1)桩侧各点摩阻力沿桩身逐步增大，在岩层内达到最大值后，逐渐减小.桩侧摩阻力的大小不仅受桩土相对位移的影响，还受深度的影响.

2) 桩顶荷载主要由桩侧土体和嵌岩段承担，嵌岩桩嵌岩段承担了大部分桩顶荷载，在加载的过程中桩侧土阻力所占比例逐渐减小，嵌岩段总阻力逐渐增加，最终趋于稳定.

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