嵌岩桩与多层土质构造下摩擦桩的自平衡法测试

胡晓波，刘仁阳，夏明亮，李 军，肖柏军

(1.中南大学 土木工程学院，长沙 410075；2.中铁五局集团海外工程公司，贵阳 550002；3.中铁第五勘察设计院集团有限公司，北京 102600)



嵌岩桩与多层土质构造下摩擦桩的自平衡法测试

胡晓波1，刘仁阳2，夏明亮3，李 军1，肖柏军1

(1.中南大学 土木工程学院，长沙 410075；2.中铁五局集团海外工程公司，贵阳 550002；3.中铁第五勘察设计院集团有限公司，北京 102600)

结合检测工况对测试数据的影响，对自平衡“精确转换法”进行改进，提出摩擦桩位移协调转换法和嵌岩桩的荷载协调转换法，实际应用结果说明两种转换方法合理。所得测试结果表明湄公河大桥桩基承载力符合设计要求；分析湄公河大桥试桩的侧摩阻力和端承力分布，嵌岩桩和摩擦桩纵向承载均以侧阻力为主。

桩基；自平衡试验；转换方法；嵌岩桩；摩擦桩

基桩承载力的自平衡试验方法是20世纪80年代末形成的新型桩基静载测试技术[1-2]，首先在欧美和东亚得到应用[3-5]，此后，中国也开始研究和应用该项技术[4,6]，制订行业标准[7]，并在南京长江三桥等一些重大工程中应用该测桩技术[8-11]。

在嵌岩桩应用自平衡方法的应用基础和工程实践的研究方面，聂如松等[15]运用Mindlin应力解和叠加原理求解，研究避免引进经验系数的等效转换方法等；高平等[16]和龚成中等[17]进行了软岩条件下试桩自平衡检测的研究；龚成中等[18]还分析孔壁特征对桩的承载特性的影响，Charles等[19]、符勇等[20]则就桩身参数对荷载传递影响，和大直径嵌岩桩承载特性进行研究；Williams等[21]研究了不同岩性对侧摩阻力的影响；曹汉志[22]认为一定条件下传递函数可采用全塑模型，龚成中尝试将该模型用于自平衡转换中。对于岩貌较完整、岩性良好条件下的嵌岩桩，一般设计为端承桩，较难进行自平衡检测，随着对抗震和防侧推等问题的重视，设计深嵌岩桩的工程增多，进行自平衡方法在嵌岩桩检测中的应用也相当重要。

检测工况的影响，除荷载传递和文献[23]涉及的Q-S曲线对称性问题外，还有环境温度变化及施工干扰的影响。温度波动和施工的影响主要在于实测位移量的偏差，及其引起的Q-S曲线的形状及转换后P-S关系的精度，这种影响在位移量较小的情况下不可忽略，如嵌岩桩的检测等。

总之，按照JT/T 738—2009进行试桩检测已相当普遍，但仍有多种检测工况影响下的检测和转换方法有待细化。

1 嵌岩桩与多层土地质构造下摩擦桩的等效转换方法

1.1 摩擦桩位移协调法

(1)

(2)

实际检测中不同岩土层和浸水浮力的影响、承载力确定等问题，仍按JT/T 738—2009的规定和方法处理。

以Pi、Si和Pt、St作为Pk、Sk，绘制P-S曲线

1.2 嵌岩桩荷载协调法

因岩石情况γ=1，荷载(位移)传至下段桩时桩顶P和S的叠加计算式为

(3)

(4)

式中符号同前。

2 等效转换方法在湄公河大桥桩基测试中的应用

2.1 桥址地质概况和试桩测试参数

湄公河大桥是昆曼公路跨越老挝会晒与泰国清孔间湄公河的关键工程，为五跨四墩的预应力混凝土现浇连续箱梁桥。桥的起止桩号为：SAT.4+978.565 ～SAT.5+458.565，主桥全长480 m，桥面标准横断面为主线双向2车道。桥址处的湄公河位于山堑式冲积平原边缘，微地貌为：左岸(老挝会晒侧)为山脚下覆有砂黏土的基岩斜坡；右岸(泰国清孔侧)为冲积平原的漫滩和河岸。主桥四墩中M7墩基础位于清孔侧河岸，M10墩基础位于会晒侧河岸；M8和M9的墩基础分别位于主航道两侧。M7和M8墩的地质情况为砂黏土、粉砂、砂砾、砂卵石夹泥和硬黏土组成的多层式地层构造，M9和M10墩为覆有砂土的高度至中度风化流纹凝灰岩地质条件。桥墩为群桩基础，桩径均设计为1.5 m，依据地质情况设计有嵌岩桩和摩擦桩两种，各桩桩长不等。所测四根桩中，摩擦桩：M7-B3桩顶标高341.1 m，桩底标高296.1 m， M8-B2桩顶标高341.6 m，桩底标高286.7 m；嵌岩桩：M9-B5桩顶标高341.6 m，桩底标高317.5 m，M10-A4桩顶标高341.6 m，桩底标高 324.2 m。其中M8和M9为高桩基承台墩，且各桩施工时均加有长度不一的钢护筒，桩的有效承载桩长有所不同。施工采用冲击钻孔-灌注成桩工艺。各试桩的地质情况见表1。

表1 试桩位置地质情况

按JT/T 738—2009方法和JTG D63—2007所列侧摩阻力参数确定平衡点。试桩参数和荷载箱位置见表2。

表2 试桩参数

注：1. M8和M9为高台桩，M8-B2和M9-B5桩有效桩长以外的部分在冲刷线以上水中；2.M10-A4的荷载箱位置受施工进度影响而设定。

表3 各试桩应变计位置Table 3 Locations of strain gauge in different test pile

2.2 试桩检测情况和结果

各试桩均在混凝土灌注成桩达到龄期后检测，采用慢速维持荷载法进行加载测试，试桩的加载量按检测加载设计值的1/10进行，第1级加载为两倍分级荷载，卸载按5级进行。

2.2.1 试桩Q-S曲线的测试结果 测试所得M7-B3、M8-B2、M9-B5和M10-A4的Q-S曲线如图1、图2、图3和图4。

图1 M7-B3的Q -S曲线Fig.1 Q -S curve of M7-B3

图2 M8-B2的Q -S曲线 Fig.2 Q -S curve of M8-B2

图3 M9-B5的Q -S曲线Fig.3 Q -S curve of M9-B5

图4 M10-A4的Q -S曲线 Fig.4 Q -S curve of M10-A4

M7-B3和M8-B2同为摩擦桩，图1和图2显示两桩的Q-S曲线为缓变型曲线，加载至设计值，两试桩中上、下段桩的最大位移值分别为18.60 mm和20.68 mm，小于终止加载条件的要求。图3和图4所示M9-B5和M10-A4的Q-S曲线同样为缓变型曲线，两试桩对应最大加载设计值的上、下段桩位移读数的最大值显示为4.29 mm。

受桩位地质条件差异及对应平衡点选择的影响，M7-B3和M8-B2试桩的Q-S曲线上、下段不完全对称。同样，图3和图4所示M9-B5和M10-A4的Q-S曲线存在不完全对称问题。自平衡方法在实际测试中获得不对称Q-S曲线应该是较为普遍现象。

图3和图4所示的Q-S曲线还显示位移测读结果的影响，表现为M9-B5桩和M10-A4桩的Q-S曲线出现不连续性。该不连续现象来源于位移值的波

动偏差，位移值的偏差在桩基静载检测中同样是普遍问题，来源于位移测读装置和环境条件，自平衡试验主要是温度变化引起基准梁变形的影响。相对而言，摩擦桩的位移沉降量较大，可以忽略其影响，但嵌岩桩则不同，嵌岩桩在加载中发生的真实位移量小，位移量偏差接近桩的加载位移，所以，M9-B5和M10-A4桩Q-S曲线呈明显的不连续性。

表4 各试桩土(岩)层摩阻力

2.3 试桩检测结果分析与讨论

图5 M7-B3桩P-S等效转换曲线Fig.5 Equivalent P-S curve of pile M7-B3

图6 M8-B2桩P-S等效转换曲线Fig.6 Equivalent P-S curve of pile M8-B2

图7 M9-B5桩P-S等效转换曲线Fig.7 P-S equivalent converted curve of pile M9-B5

图8 M10-A4桩P-S等效转换曲线 Fig.8 P-S equivalent converted of pile M10-A4

图5～图8所示的测点(Pk，Sk)偏差，引起P-S曲线的波动连续，主要受位移测读偏差等检测工况因素的影响，不影响结果的合理。

表5 试桩承载特性

总之，摩擦桩通过采用位移协调法转换可以获得较完整的P-S曲线，嵌岩桩采用荷载协调法，减少和避免位移读数偏差对转换P-S曲线的影响，便于对试桩承载能力检测和设计加载极限下试桩竖向承载特性分析。转换所得各试桩P-S曲线与传统测试结果相符合。

2.3.2 试桩竖向承载力和承载特性分析 根据前述各测试结果，按承载力公式和位移公式，进一步计算分析桩基竖向承载力和承载特性，结果列于表5。

数据结果表明：湄公河大桥主桥各试桩的承载力均达到设计要求。承载特性为：摩擦桩M7-B3和M8-B2的桩端阻力为桩承载力的5.4%和3.6%，嵌岩段总侧阻力为桩承载力的94.6%和96.4%；嵌岩桩M9-B5和M10-A4的桩端阻力为桩承载力的8.2%和6.6%，嵌岩段总侧阻力为桩承载力的91.8%和95.4%。嵌岩桩的桩端承载力偏低，因桥墩处流纹岩力学性能好于预计，嵌岩桩的端承作用没有发挥，就竖向承载力而言设计偏于保守，但对桩的抗震和抗滑坡侧推有利。

3 结论

归纳摩擦桩位移协调法和嵌岩桩荷载协调法在湄公河大桥桩基承载力检测中应用和研究，主要得到以下几点结论：

1)对于多层土质的地质条件下，桩基静载试验采用的理想塑性假设，由上而下推算上段桩的荷载和位移传递，摩擦桩按位移协调的叠加转换方法，合理且简便可行。

2)受多因素的影响，桩基静载试验中桩的加载位移存在偏差，影响测试结果。对于加载位移较小的嵌岩桩，按理想摩擦假设，和荷载协调进行叠加转换，可减少位移偏差影响，转换结果可靠，方法适用。

3)湄公河大桥主桥各墩的桩承载力均达到设计要求。承载特性分析表明，摩擦桩和嵌岩段纵向承载均以侧阻力为主。

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(编辑 王秀玲)

Foundation pile test by self-balanced method of rock-socketed piles and friction piles in multilayer soil geological structure

HuXiaobo1，LiuRenyang2，XiaMingliang3，LiJun1，XiaoBojun1
(1.School of Civil Engineering，Central South University，Changsha 410075，P.R.China；2.Overseas Engineering Company of China Railway No.5 Engineering Group Co.，Ltd. Guiyang 550002，P.R.China；3.China Railway Fifth Survey and Design Institute Group Co.，Ltd. Beijing 102600，P.R.China)

Based on the impact of detecting condition on testing data,the self-balanced "exact conversion method" was improved. And friction pile displacement coordinate conversion method and loads coordinate transformation method of rock-socketed piles were proposed. The results illustrated that the practical application of the two conversion methods were reasonable and Mekong Bridge pile foundation met the design requirements. Analyzing the lateral friction and end bearing force distribution of tested pile,the results show that,similar to friction piles,the main vertical bearing capacity of rock-socketed piles were the main lateral friction in the Mekong Bridge.

foundation pile；self-balanced loading test；rock-socketed piles；friction pile；conversion method

10.11835/j.issn.1674-4764.2015.02.007

2014-08-02 基金项目：大湄公河次区域南北经济走廊国际桥梁项目

胡晓波(1961-)，男，教授，博士，主要从事土木工程材料和工程检测研究，(E-mail)xbhu@csu.edu.cn。

Foundation item：GMS North-South Economic Corridor International Bridge Project (Houayxay-Chiang Khong)

TU473

A

1674-4764(2015)02-0039-08

Received：2014-08-02

Author brief：Hu Xiaobo(1961-), professor, PhD,main research interests: civil engineering materials, civil engineering detection,(E-mail)xbhu@csu.edu.cn.