徐文冰，李小偉，趙 軍，羅 航，陳洪朋

（1.中交第二航務(wù)工程局有限公司，湖北武漢 430014；2.湖北交通投資集團(tuán)有限公司，湖北武漢 430050）

引言

自平衡法因其試驗設(shè)備輕便、具有較強(qiáng)的適應(yīng)性以及能夠明顯區(qū)分樁側(cè)摩阻力和樁端阻力各自的變化情況而被廣泛的應(yīng)用到橋梁樁基承載能力測試中。但本文主墩樁基位于區(qū)域性深大構(gòu)造斷裂“襄樊-廣濟(jì)斷裂”帶內(nèi)，其地層分布易破碎，且分布十分不均勻；在該地質(zhì)條件下樁基成孔過程中鉆頭易傾斜，成孔質(zhì)量控制難度大，進(jìn)而影響成樁質(zhì)量，對樁基承載能力可能有顯著的影響。因此，在該地質(zhì)條件下基于自平衡荷載試驗法探究鉆孔灌注樁承載能力具有重大的意義。

本文以鄂黃第二過江通道（燕磯長江大橋）項目南岸側(cè)主墩試樁試驗為依據(jù)，研究地質(zhì)斷裂破碎層樁基在各級荷載作用下各標(biāo)高的斷面軸力、側(cè)摩力隨加載等級與深度變化的影響規(guī)律，并為設(shè)計單位確定樁基基本參數(shù)及樁基施工提供重要的參考依據(jù)，也為類似地質(zhì)條件下橋梁工程的樁基設(shè)計及施工提供借鑒經(jīng)驗。

1 工程概況

1.1 項目概況

鄂黃第二過江通道（燕磯長江大橋）位于湖北省鄂州市和黃岡市，是鄂州機(jī)場的重要配套性工程，也是連接黃岡與鄂州的重要過江通道，為鄂州黃岡兩地協(xié)同發(fā)展的重要工程。主橋為不同垂跨比高低空間四主纜雙層鋼桁梁懸索橋，通過前期勘測成果表明：主橋鄂州側(cè)主塔基礎(chǔ)位于區(qū)域性深大構(gòu)造斷裂“襄樊-廣濟(jì)斷裂帶“內(nèi)，地層極其破碎，且分部極為不均。由于原地質(zhì)勘探無法具體且全面的揭示鄂州側(cè)主墩地質(zhì)情況，為了進(jìn)一步明確鄂州側(cè)主墩樁基的設(shè)計參數(shù)及加快施工，在設(shè)計主墩位置附件處開展主墩試樁施工，以便于準(zhǔn)確獲得地質(zhì)構(gòu)造參數(shù)和驗算樁基設(shè)計參數(shù)以及確定施工工藝的可行性。

1.2 試樁設(shè)計參數(shù)及施工工藝

1）試樁樁長80.0 m，設(shè)計樁徑D=2.5 m，實際樁徑2.65 m，為摩擦樁設(shè)計，樁身完整性經(jīng)檢測為I 類樁；

2）樁端持力層為糜棱巖，樁頂標(biāo)高+17.6 m，樁底標(biāo)高-62.4 m；

3）鋼筋籠直徑2.35 m，主筋采用Ф32 鋼筋，箍筋采用Ф10 鋼筋，其中樁頂以下0～40 m 為加密段，主筋間距14.5 cm，箍筋間距10 cm，40～80 m為非加密段，主筋間距29 cm；

4）混凝土設(shè)計強(qiáng)度等級為水下C35；

5）樁基成孔采用旋挖鉆成孔，混凝土灌注采用導(dǎo)管法水下混凝土灌注施工工藝；

6）預(yù)估試樁處樁基豎向抗壓承載力約40 399 kN。

1.3 地質(zhì)條件

地層從上到下依次為1.70 m 厚粉土、8.00 m 厚粉細(xì)砂、7.90 m 厚粉質(zhì)黏土、28.10 m 厚糜棱巖、9.20 m 厚中風(fēng)化灰?guī)r、4.60 m 厚糜棱巖、8.10 m 厚灰?guī)r、樁底為糜棱巖。

表1 試樁處地質(zhì)技術(shù)參數(shù)

2 自平衡試驗過程

2.1 試驗方法及原理

自平衡試樁法是通過計算分析在樁身特定位置安裝加載荷載箱，將其與鋼筋籠連接成為整體，通過自身油泵加壓系統(tǒng)平衡其上部樁身的摩阻力和自重與下部樁身的摩阻力及樁端阻力[1]。利用不同斷面上的鋼筋位移計測試其變形，根據(jù)荷載及位移變化曲線分別判斷樁身上部的側(cè)摩阻力與樁身下部的側(cè)摩阻力以及巖土的變形[2-3]。

圖2 自平衡荷載箱布置及安裝圖

2.2 試驗參數(shù)確定

1）本次試驗分15 級進(jìn)行加載，分5 級進(jìn)行卸載，加載與卸載分級見表2[4-5]。

表2 加載與卸載分級

2）荷載箱位置確定

自平衡荷載試驗中，荷載箱位置對確定樁基承載能力有顯著的影響。本次試驗中荷載箱位置的確定按照“規(guī)范經(jīng)驗值法”，即上樁與下樁的承載能力相等的原則：

其中：

Q上（下）為上樁（下樁）側(cè)摩阻力；

M 為上樁重量；

σ 為樁端阻力，A 為其面積。

本試驗最終確定荷載箱埋置距離樁底25 m 的位置，即安裝在層厚4.6 m 的糜棱巖位置。

2.3 試驗程序

加載采用慢速維持荷載法，測試按交通部標(biāo)準(zhǔn)《基樁靜載試驗 自平衡法》（JT/T 738-2009）進(jìn)行[1]。

每級加載值為預(yù)估極限承載力的1/15，每級荷載在加載時的變化量不得超過當(dāng)級荷載的10 %。每級加載或者卸載時每15 min 測量位移計讀數(shù)，確定位移量，當(dāng)位移變化穩(wěn)定時（≤0.1 mm）進(jìn)行下一級的加載或者卸載[6-7]。

當(dāng)出現(xiàn)以下情況時可判定試驗終止：

1）樁身總位移量≥40 mm，且本級荷載的位移量達(dá)到上級荷載時變形量的5 倍時，加載即可終止。此時當(dāng)前荷載值的前一級荷載值判定為極限加載值。

2）樁身總位移量≥40 mm，但加載后24 h 后位移量仍未達(dá)穩(wěn)定，可認(rèn)為土體存在持續(xù)變形，加載即可終止。此時當(dāng)前荷載值的前一級荷載值判定為極限加載值。

3）對于特殊地質(zhì)條件下總位移量＜40 mm，但加載量已達(dá)到相應(yīng)的設(shè)計荷載（含安全系數(shù)），加載即可終止。此時當(dāng)前荷載值判定為極限加載值[8]。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 荷載與位移測試結(jié)果

樁基加載至2×63 997 kN 時，荷載箱上樁位移1.56 mm（累計位移17.97 mm），下樁位移28.16 mm（累計位移50.54 mm），此時荷載箱下樁位移量超過前一級荷載的位移量（4.79 mm）的5 倍，且總位移量大于或等于40 mm，因此根據(jù)試驗條件終止加載。此時上樁極限加載值取本級荷載63 997 kN，下樁極限加載值取前一級荷載58 664 kN，其測試位移荷載曲線見圖3 所示，試驗的累計位移最大值見表3 所示。

圖3 每級荷載下的位移變化曲線

表3 極限荷載下實測位移累計值

從圖3 可知，上樁、下樁及樁頂位移均隨著荷載等級的增加而增加，下樁荷載位移變大幅度大于上樁，表明樁基底部的糜棱巖承載能力明顯下降，這與糜棱巖巖層強(qiáng)度較低（約2 MPa），遇水軟化的特征相符。

3.2 樁身軸力測試結(jié)果

按照在不同標(biāo)高處埋設(shè)應(yīng)力計測試樁基截面荷載作用下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，試驗中樁基13 個截面在各級荷載作用下軸力的變化情況見圖4。

圖4 軸力與荷載曲線

由上圖可知，隨著荷載的加大，各級軸力逐漸變大，并從荷載箱位置逐步向樁頂及樁底減少，其主要原因在于樁基側(cè)摩阻力及基底承載力的存在使得軸力的傳遞不斷衰減。

3.3 樁側(cè)摩阻力測試結(jié)果

根據(jù)樁基各截面軸力測試結(jié)果分析得出樁基側(cè)摩阻力與深度及位移的關(guān)系曲線見圖5、圖6（上樁對應(yīng)側(cè)摩阻力已扣除樁身自重并轉(zhuǎn)換為正摩阻力，并已按實際樁徑2.65 進(jìn)行了修正）。

圖5 樁側(cè)摩阻力隨深度分布

圖6 樁側(cè)摩阻力-位移圖

從上圖可知，在同一深度范圍內(nèi)，摩阻力隨著荷載等級的增加而增加，且由于各深度范圍地層巖性不一致，摩阻力也呈現(xiàn)出不同，其變化情況與地質(zhì)分布情況基本吻合，粉細(xì)黏土層及粉砂層摩阻力較小，中風(fēng)化灰?guī)r層摩阻力較大。在一定位移變化范圍內(nèi)，摩阻力隨著樁位移的增大而增大；其后摩阻力不再隨著位移的增加而發(fā)生變化，說明其樁身應(yīng)力大于其樁側(cè)摩阻力。

3.4 樁基承載能力結(jié)果分析

依照前述樁端阻力計算方法，得出樁端承載能力與樁端位移之間的關(guān)系曲線如圖7 所示。樁端阻力隨著加載量的進(jìn)行逐漸變大，其位移變化也逐漸增加，但隨著加載量的逐級增加，位移變大量變大，而非呈現(xiàn)線性關(guān)系，表明樁端承載力逐漸變?nèi)?，由彈性變形轉(zhuǎn)化為非彈性變形，這也與基底最終回彈率較低相吻合。

圖7 端承力與樁端位移關(guān)系圖

3.5 等效轉(zhuǎn)換結(jié)果

通過將自平衡法測試結(jié)果根據(jù)向上向下位移同步的擬合原則，進(jìn)行位移疊加，向傳統(tǒng)靜載試驗的樁頂荷載-位移曲線轉(zhuǎn)換，即可將樁側(cè)摩阻力與變位量的關(guān)系、荷載箱荷載與向下變位量的關(guān)系，換算成樁頂荷載對應(yīng)的荷載—沉降關(guān)系，得出等效荷載Q 與沉降S 的關(guān)系見圖8。

圖8 等效荷載與位移關(guān)系

從圖8 可知，等效位移隨著等效荷載的增加而增加，呈線性相關(guān)，而荷載達(dá)到該基樁極限承載能力123 262 kN 時，其對應(yīng)位移為51.07 mm，位移變化量呈現(xiàn)非線性關(guān)系，出現(xiàn)突變拐點，樁端承載力逐漸變?nèi)?，由彈性變形轉(zhuǎn)化為非彈性變形，接近失去承載能力。

按照前述樁側(cè)摩阻力和樁端承載力測試結(jié)果，樁側(cè)摩阻力和樁端承力分別占承載力的87.8 %和12.2 %。由此可見，對于該此地質(zhì)破碎帶鉆孔灌注樁的承載能力以側(cè)摩阻力為主，這與樁底位于糜棱巖層，該巖層承載能力較低存在較大關(guān)系。由此可見，地質(zhì)斷裂破碎層導(dǎo)致地質(zhì)破碎，巖層分布不均及巖性變化對樁基承載能力造成較大影響。

3.6 樁基承載力分析

該樁豎向抗壓承載能力測試值Qu見表4。

表4 試樁承載力分析結(jié)果

由此可見，試樁豎向抗壓承載能力123 262 kN，遠(yuǎn)大于與預(yù)估承載能力40 399 kN。

4 結(jié)語

通過自平衡荷載試驗法對地質(zhì)斷裂破碎帶鉆孔灌注樁承載能力進(jìn)行測試，得出其樁基在各級荷載作用下個標(biāo)高的樁基軸力值、摩阻力隨加載等級與深度變化的影響規(guī)律，得出其主要結(jié)論如下：

1）通過自平衡法樁基荷載試驗，證明采用旋挖鉆進(jìn)行樁基成孔的孔深、孔徑、垂直度滿足規(guī)范要求，也表明樁基施工工藝的可行性；

2）該地質(zhì)破碎帶鉆孔灌注樁承載能力為123 232 kN，約為預(yù)估承載能力的3 倍，完全滿足設(shè)計要求，為類似地質(zhì)斷裂破碎帶條件下的樁基參數(shù)設(shè)計提供數(shù)據(jù)支撐；

3）地質(zhì)破碎帶樁基在各地層的摩阻力試驗結(jié)果與地勘測試的摩阻力基本吻合，試驗結(jié)果進(jìn)一步修正了該地質(zhì)破碎帶下的巖石地層特性，為摩擦樁的深化設(shè)計提供了堅實理論依據(jù)；

4）樁側(cè)摩阻力與樁端承力分別為108 146 kN及 15 116 kN，其在承載能力中的占比分別為87.74 %及12.26 %，對于該此地質(zhì)破碎帶鉆孔灌注樁的承載能力以側(cè)摩阻力為主，而樁底位于糜棱巖層，其承載能力較低。地質(zhì)斷裂破碎層導(dǎo)致地質(zhì)破碎，巖層分布不均及巖性變化對樁基承載能力造成較大影響；

5）樁身軸力、位移以及各截面摩阻力均與加載荷載呈類似線性變化規(guī)律，符合常規(guī)的Q-S 曲線特性，也表明各地層地質(zhì)條件相對穩(wěn)定。

綜上所述，一方面本項目地質(zhì)破碎帶鉆孔灌注樁自平衡試驗完全滿足設(shè)計要求，雖然試驗的承載能力存在較大的冗余，但地質(zhì)破碎帶的地質(zhì)條件變化復(fù)雜，不同標(biāo)高處巖石特性變化大，樁基樁長設(shè)計及持力層選擇時應(yīng)充分考慮其影響，確保樁基承載力滿足要求。另一方面也表明在類似地質(zhì)斷裂破碎帶采用旋挖鉆成孔及水下混凝土灌注工藝滿足樁基質(zhì)量要求，該試驗也為其他工程項目在類似地質(zhì)條件下的樁基設(shè)計及施工提供重要參考。