大直径深长桩泥岩侧摩阻力试验研究——以吉林省龙华松花江特大桥工程试桩为例

孙 炜， 徐 燕， 胡天明

(吉林大学建设工程学院，吉林 长春 130026)

0 引言

泥岩在我国有着广泛的分布，是常见的软质岩。目前泥岩地基中泥岩的桩侧摩阻力设计参数缺乏，特别是因地质条件差异，不同地区桩基础的泥岩侧摩阻力性状有其自身的规律。研究泥岩侧摩阻力特性，特别是大直径深长桩泥岩桩侧摩阻力发挥机制及特性，是桩基础理论发展的需要，也是桩基设计的迫切要求。

目前桩基设计主要依据《建筑地基基础设计规范》(GB 50007-2011)[1]、《建筑桩基技术规范》(JGJ 94-2008)[2]，对于大桥桩基可参考《公路桥涵地基与基础设计规范》(JTGD 63-2007)[3]，其中规范JGJ 94-2008根据风化程度的不同分别给出了全风化软质岩和强风化软质岩侧摩阻力标准值的经验值，从吉林地区的使用情况看，所取经验值与实测值相差较大，有时可差1倍多，而规范GB 50007-2011和JTGD 63-2007未给出泥岩等软质岩侧摩阻力经验值[4]，这些给泥岩地基在设计时侧摩阻力取值带来了一定难度，泥岩桩侧摩阻力的取值问题也一直是桩基设计中的一个难题[5]。

目前，国内对土层侧摩阻力的研究比较多。曹权等[6]建立了软土中静压桩的单桩桩侧承载力时效性的理论解，并通过现场单桩承载力试验验证了其合理性；叶建忠等[7]通过现场试验，采用双曲线函数模型，得到了灌注桩侧摩阻力与桩-土相对位移之间的关系；张明义等[8]利用改进后的直剪仪进行了室内动摩擦试验，试验结果表明在粘性土中，桩-土的侧摩阻力与桩的承载力增长曲线基本吻合；赵法锁等[9]结合西安土层结构性质，采用有限单元法对黄土地区灌注桩桩-土相互作用进行模拟，研究了桩-土相互作用与桩侧摩阻力之间的关系，并通过单桩载荷试验资料进行了验证。

对泥岩地基，程晔等[10]结合广西南宁高层建筑的桩基工程，通过自平衡试桩法测试了泥岩桩基下的桩端承载性能和整桩承载性能；何剑[11]根据青海西宁某工程试桩的竖向抗压静载试验和高应变动力检测结果，揭示了该地区泥岩地基中大直径灌注桩的承载特性；范秋雁等[12]通过收集广西地区泥岩深层平板载荷试验资料，对刚塑性太沙基理论计算承载力的公式进行了修正,提出了广西第三系泥岩桩端承载力的计算公式；刘争等[13]采用FLUC-3D软件建立了空间桩-土有限元模型，并采用自平衡试桩法对贵州某大桥泥岩桩基的承载特性及设计参数进行实测，验证了该模型的可靠性；张信贵等[14]以南宁某工程的桩基失效为例，对南宁泥岩的基本特性与桩基承载力影响因数进行分析，认为水岩相互作用和机械扰动是影响桩端承载力的最主要因素；王平[15]修正了规范中桩基承载力计算公式，并通过室内试验和工程实例验证其合理性，使桩基设计更加合理；柳飞等[16]认为由于侧摩阻力的影响，单桩竖向承载力的粒径效应比桩端阻力的粒径效应更显著，并通过不同长径比情况下的单桩竖向承载力试验进行了验证；张向东等[17]提出了冻融土体中桩侧摩阻力计算模型，并以实际项目为例对桩基受力情况现场监测，验证了所建立的本构关系模型；李逵等[18]通过静载试验及桩身内力测试对泥岩地层桩侧面阻力进行了分析，通过对比经验数据得出该地层的实际桩侧摩阻力和桩基设计依据；梅源等[19]基于荷载传递法，建立侧摩阻力及桩端阻力计算模型，对湿陷性黄土的桩基侧摩阻力微分方程进行求解，得出了黄土地基不同湿陷阶段的桩基侧摩阻力的估算公式。

从以上研究可以看出，目前研究大多对整个桩的承载特性和桩端承载特性方面进行分析，而针对泥岩侧摩阻力承载特性进行研究相对较少[20]。本文对吉林省龙华松花江特大桥自平衡静载试验数据进行整理分析，并结合室内桩和泥岩接触中型剪切摩擦试验分析，揭示该地区泥岩地基中大直径深长灌注桩泥岩侧摩阻力作用机制及承载特征[21]。

1 现场自平衡测试

1.1 工程地质与试桩概况

龙华松花江特大桥位于吉林省松原市，是国家高速公路网大庆至广州高速公路松原至肇源段的重要工程。试桩所在场地的地层情况如表1所示。大桥基础采用钻孔灌注桩，主桥墩桩长65 m，桩径2 m，采用回转反循环钻进成孔。试桩选取主桥1号墩1号、3号桩进行单桩自平衡静载测试，试桩概况如表2所示。

1.2 自平衡测试原理及方法

对于龙华松花江特大桥大型桩基，由于单桩极限承载力要求较大，单桩承载力达到以“×104kN”计的水平，传统桩顶静载试验加荷困难，难以实现[22]。美国西北大学教授Jorj O. Osterberg于20世纪80年代中期成功研究出一种新的静载试桩法——自平衡测桩法[23]。在国内外，自平衡法正在应用于大型桩基，并取得了较好的效果。本工程试桩采用自平衡试桩法，其主要装置是一种经特别设计可用于加载的荷载箱，一般是在桩身平衡点位置安设[24]。测试开始后，荷载箱产生的荷载沿着桩身轴向往上、往下传递，从而调动桩身侧摩阻力及端阻力，直至达到桩承载力极限状态。假设基桩受荷后，桩身结构完好(无破损，混凝土无离析、断裂现象)，那么在各级荷载作用下混凝土产生的应变量等于钢筋产生的应变量，通过量测预先埋置在桩体内的钢筋计，以实测到各钢筋应力计在每级荷载作用下所得的应力应变关系[25]，可以推出相应桩截面的应力应变关系，那么相应桩截面微分单元内的应变量亦可求得，由此便可求得在各级荷载作用下各桩截面的桩身轴力值、桩周各岩土层侧摩阻力、单桩总侧摩阻力值Qs。目标场地同时存在砂土和粘土，在承载力计算时假设场地土层以粘性土为主，工程方面考虑偏于安全。

表1 场地地层岩性Table 1 Site lithology

表2 主桥1号墩试桩情况Table 2 Test pile conditions of the 1# pier of the main bridge

1.3 试桩成果分析

两根试桩荷载位移Q-s曲线如图1、图2所示，单桩竖向抗压极限承载力Qu依据《桩承载力自平衡测试技术规程》(DB32/T 291-1999)，计算承载力公式为：

Qu=(Qu上-W)/γ+Qu下

(1)

式中：Qu上——荷载箱上部桩的实测极限承载力，kN；Qu下——荷载箱下部桩的实测极限承载力，kN；W——荷载箱上部桩自身重力，kN；γ——系数，对于粘性土和粉土γ取0.8，对于砂土γ取0.7，本次测桩取γ=0.8。

图1 1号桩荷载位移Q-s曲线Fig.1 Q vs s curves of the 1# pile

图2 3号桩荷载位移Q-s曲线Fig.2 Q vs s curves of the 3# pile

1、3号桩单桩竖向抗压极限承载力Qu及根据钢筋计测试数据计算的桩侧摩阻力值Qs如表3所示。

表3 测桩成果统计Table 3 Results of test piles

根据单桩侧摩阻力Qs分担单桩竖向抗压极限承载力Qu的比，1号桩Qs/Qu达到95%，3号桩Qs/Qu达88%，这说明端阻力分担的荷载只占总承载力的一小部分，因而1号和3号大直径深长桩属于摩擦型桩或称端承摩擦桩。图3为分步加荷下各地层桩侧摩阻力，可以看出侧摩阻力的发挥具有一定的深度效应，地层越深，侧压越大，摩阻力也越大。

图4为泥岩侧摩阻力与桩土相对位移曲线，全风化泥岩、强风化泥岩及中等风化泥岩的桩侧摩阻力发挥趋势基本相同，侧摩阻力曲线随桩土相对位移增大而增大，桩侧摩阻力从线性变化到非线性，到一定值后变化趋于平缓(对中等风化泥岩由于埋深较深，桩土相对位移偏小，曲线有一定的趋势，但趋势不完整)。泥岩摩阻力的发挥与泥岩性质、风化程度和埋深有关，由自平衡测试得到全风化泥岩侧摩阻力可达173 kPa，强风化泥岩侧摩阻力达到279 kPa，中等风化泥岩侧摩阻力达到336 kPa，实测值较规范参考取值大很多。

图3 分步加荷下桩侧摩阻力Fig.3 Skin friction of piles under step loading

图4 泥岩侧摩阻力与桩土相对位移曲线Fig.4 Curve of skin friction vs relative displacement between pile and soil in mudstone

2 桩和泥岩接触中型剪切摩擦试验

2.1 试验设计

通过室内中型剪切试验，模拟桩与泥岩地层之间的相互作用。试验过程中混凝土试块采用工程实际配比制备。根据施工现场配合比，即水泥∶水∶砂∶碎石=1∶0.330∶1.346∶2.194。混凝土中各项材料用量分别是(kg/m3)：水泥500，水165，砂673，碎石1097。通过钻孔获得实际的地层岩土试样，岩样在制样过程中确保试样不扰动并保持其天然含水量。将岩样制成直径为8 cm、高为10 cm的圆柱体，将圆柱试样切成两半，试验过程中上剪切盒内为根据桩工程实际配比的混凝土试块，下剪切盒为预制混凝土模具将半个圆柱试样放入，将试样切开面作为剪切面，剪切面高出模具1 cm左右，试样剪切面积约为80 cm2。考虑成桩过程中泥浆的影响，试验时将从现场取回的泥浆均匀涂抹于岩样剪切面上，模拟泥浆对桩与周围地层剪切摩擦的影响。

垂直荷载采用一次加荷，加荷后立即读数，每隔5 min观测变形一次，直至百分表两次读数差<0.05 mm，认为试样垂直变形稳定，可以施加剪切荷载；试样剪切过程中，采用等应变加荷，控制剪切变形速率为0.4 mm/min，变形稳定的标准为水平向位移不断增大而水平剪切力不再增加为止。

2.2 试验荷载

中型剪切摩擦试验过程中，选择合适的法向应力σ值能够使试验更加贴近工程实际。在剪切摩擦试验过程中，考虑桩与周围岩土层之间的摩阻力受桩侧法向应力的影响，共施加5级法向应力(σ1、σ2、σ3、σ4、σ5)，将桩周地层的实际受力转化为试样加载状态，转化原理如图5所示。5级荷载的确定方法：采用每一地层中点处的地层自重作用下的水平侧向应力作为剪切试验时的法向应力σ1，采用桩在桩顶预估极限载荷作用下桩土之间的侧向应力作为σ4，根据插值法求得其间σ2、σ3和σ5值。σ4可采用有限元法估算，采用实体单元模拟桩和桩周岩土体，在桩顶施加预估极限载荷的等效节点力，模拟预估极限载荷作用下桩周土的受力状态，采用插值求得桩周节点的水平方向的节点力，对同一层土受力取平均值，为了保证法向应力估算范围合理，σ5为稍大于预估极限载荷作用下法向应力。

图5 试样受力转化原理Fig.5 Load transfer principle of the samples

2.3 试验结果分析

对不同风化程度泥岩各进行2组中型剪切试验，得出试样在每级荷载作用下的剪切应力τ与剪切位移的关系曲线，如图6～8所示。不同埋深的全风化泥岩、强风化泥岩及中等风化泥岩的摩擦阻力发挥趋势基本相同，泥岩摩擦阻力随混凝土和泥岩相对位移增大而增大，从线性变化到非线性，到一定值后变化趋于平缓，这与现场测桩结果基本吻合。随着试样所受的法向应力增加，泥岩摩擦阻力有所提高，这也充分体现了侧摩阻力的深度效应。

图6 全风化泥岩和混凝土剪应力及位移曲线Fig.6 Shear stress vs displacement curves with completely weathered mudstone and concrete

依据试验剪应力及位移曲线，取每级荷载下的屈服剪切应力值，即取曲线上升段和平缓发展阶段的切线，两条切线夹角平分线与曲线交点所对应的剪切应力即为屈服剪切应力。然后做出各级法相应力与相应的屈服剪切应力关系曲线，可求出试样的屈服粘聚力c和内摩擦角φ，试验获得的泥岩剪切参数如表4所示。

表4 中型剪切试验泥岩c、φ值Table 4 c and φ of mudstone by medium-scale shear tests

图7 强风化泥岩和混凝土剪应力及位移曲线Fig.7 Shear stress vs displacement curves with strongly weathered mudstone and concrete

图8 中等风化泥岩和混凝土剪应力及位移曲线Fig.8 Shear stress vs displacement curves with moderately weathered mud-stone and concrete

根据莫尔库伦理论和室内桩和泥岩接触中型剪切摩擦试验得到的泥岩粘聚力c和内摩擦角φ，根据式(2)，可初步估算各泥岩地层侧摩阻力极限值，结果如表5所示。

qsu=τ=σtgφ+c

(2)

式中：qsu——极限侧阻力；σ——取自重作用下桩侧法向应力，即各泥岩地层中点处的自重作用下桩侧压力σx(如图5所示)。

通过与自平衡测试结果对比，试验得到的泥岩摩阻力极限值与自平衡测得的泥岩侧摩阻力吻合较好，并且用该方法求出屈服值来计算桩侧摩阻力时能够给出相对安全的数值，因而建议在桩基设计时可采用该方法预估泥岩极限摩阻力，为桩承载力的确定提供参考。

同时室内桩和泥岩接触中型剪切摩擦试验也存在不足，室内试验泥岩极限侧摩阻力在0.5～3 mm位移之间发挥出来，而现场载荷试验桩侧摩阻力一般在5～10 mm位移之间达到极限,这是由尺寸效应决定的,但泥岩极限侧摩阻力的值与现场值较为一致。

3 结论

(1)大直径深长桩，荷载位移Q-s曲线表现为缓变型，无明显特征点。鉴于大直径深长桩桩端阻力分担的荷载只占总承载力的一小部分，侧摩阻力对分担荷载起主要作用，因而这种大直径深长桩一般属于摩擦型桩或称端承摩擦桩。

(2)泥岩的桩侧摩阻力发挥随桩土相对位移增大而增大，桩侧摩阻力从线性变化到非线性，到一定值后变化趋于平缓。对龙华松花江特大桥进行自平衡测试，全风化泥岩侧摩阻力可达173 kPa，强风化泥岩侧摩阻力达到279 kPa，中等风化泥岩侧摩阻力达到336 kPa，实测值较规范参考取值大很多。

(3)通过室内桩和泥岩接触中型剪切摩擦试验，得到泥岩的侧摩阻力发挥规律与自平衡测试结果相符，并获得桩与泥岩相互作用的屈服抗剪强度参数，根据莫尔库伦理论，采用泥岩地层中点处的自重作用下的侧向压力σx作为法向应力，得到泥岩摩阻力极限值与自平衡测试结果吻合较好。建议在桩基设计时可采用该方法预估泥岩侧摩阻力，为桩承载力的确定提供可靠参数。