基于O-cell静载试验的东非沼泽区桥梁桩基承载性能研究

王凯鹏， 张谢东， 范伟， 李金成

(1.武汉理工大学 交通学院，湖北 武汉 430063; 2.中交第一公路工程局集团有限公司，北京 100024 )

东非沼泽区由于长时间的淤积沼泽性湿地软土或软黏土，使得土质摩阻力小、承载能力差，因此东非沼泽区桥梁桩基的承载性能通常较普通地区要差。为方便日后在类似地区开展工程,本文拟对东非沼泽区桥梁桩基承载能力展开试验研究。东非沼泽区由于环境限制,采用传统的静载试验较为困难,而O-cell静载试验具有省时、省力、不受场地条件和加载吨位限制等优点,近年来广泛应用于桩基检测中。国内众多学者已经对O-cell法和利用O-cell静载试验对桩基承载性能等方面进行了研究,对本文具有较好的借鉴意义。李增选等[1]详细介绍了O-cell试桩法原理、使用范围和优缺点。罗春波等[2]研究了O-cell法试桩条件下桩侧摩阻力和位移沿桩身的分布, 并对桩的长径比和桩土刚度比对侧阻与位移沿桩身分布的影响进行分析。梅世龙[3]基于自平衡试验对软岩嵌岩桩承载特性进行了研究,试验表明软岩嵌岩桩属于摩擦桩,同时也给出了桩基在软岩层的侧摩阻力推荐值,供设计参考。缪国军[4]基于自平衡试验研究了冻土地区桩基承载特性,试验得到了不同温度下桩基础的承载特性。刘念武等[5]通过一系列自平衡试验研究了大直径嵌岩桩的承载性能,试验表明是否注浆和注浆量的多少都会对桩侧阻力和桩端的发挥产生影响。综上所述,桥梁桩基础的承载性能研究多针对于特定地区或特定类型的桩基础,而对于东非沼泽区桥梁桩基础的研究较少。本文依托乌干达高速公路项目某大桥,通过选取2根试桩开展自平衡静载试验，研究该地区桥梁桩基的承载性能。

1 依托项目

乌干达高速公路项目全长51 km,其中主线长37.2 km,支线长14.1 km,双向四车道。项目区属于热带草原气候,年平均气温在22 ℃左右。全年分为雨季和旱季,其中3～5月份和8～11月份为雨季,其余为旱季。区域内多丘陵,地形起伏较缓,没有主要河流,降雨沿地形汇集至低洼地区,洼地排水不畅,形成了东非地区特有的沼泽化湿地特点,如图1所示。

图1 东非沼泽

项目区某大桥,全长520 m,为13跨40 m的T梁桥,桥宽16 m。下部结构为桩基础,桩径1.70 m,混凝土等级为C25,桩的类型为嵌岩桩。本次桩基试验选定2根试桩开展自平衡试验,试桩主要参数见表1。

表1 试桩主要参数

桥位处地层主要为水及腐殖质土、黏土、粉砂、中砂等摩阻力和承载力较差的土质;部分桩端为中风化或强风化片麻岩。试桩范围内地层主要为1.4～6.5 m的积水,表层浮有大量植物;其下为2.5～4.4 m的流塑状黑色泥沼,主要为淤泥;再往下为2～2.5 m密实度较高的粗砂,属于中密～密实级;再往下为15～22 m的黏土;最后为1.3～2.2 m的强风化片麻岩和1.2～5.9 m的中风化片麻岩。根据地勘报告,试桩范围内各土层物理力学指标见表2。

表2 各土层物理力学指标

2 O-cell静载试验

2.1 自平衡试验原理

自平衡法的检测原理是将一种特制的加载装置——自平衡荷载箱,在混凝土浇注之前和钢筋笼一起埋入桩内相应的位置(具体位置根据试验的不同目的而定),将加载箱的加压管以及所需的其他测试装置(位移等)从桩体引到地面,然后灌注成桩。由加压泵在地面向荷载箱加压加载,荷载箱产生上、下2个方向的力,并传递到桩身。由于桩体自成反力,我们将得到相当于2个静载试验的数据:荷载箱以上部分,我们获得反向加载时上部分桩体的相应反应系列参数;荷载箱以下部分,我们获得正向加载时下部分桩体的相应反应参数,如图2所示。通过对加载力与这些参数(位移等)之间关系的计算和分析,我们可以获得桩基承载力等一系列数据。这种方法可以用于为设计提供数据依据,也可用于工程桩承载力的验证。

图2 自平衡试验示意图

2.2 试验设备

本次试验投入的试验仪器设备汇总见表3。

表3 自平衡试验投入试验仪器设备汇总表

2.3 试验方法

为了确保自平衡试验的顺利进行,必须重视荷载箱的安装。一般安装流程:荷载箱及相关附件运抵现场——荷载箱与钢筋笼焊接——油管及位移检测管线布置——下放钢筋笼——浇筑桩身混凝土——桩头管线保护。期间注重油管和位移管的绑扎和保护。

测试时,为尽量减少温度、雨水、风等外部因素的影响,需搭设防风蓬架,以保证测试设备、基准梁、基准桩、仪表及管线在检测时不受外界环境的影响。

根据《基桩静载试验 自平衡法》(JT/T 738-2009)[10],加载采用慢速维持荷载法,加载分10级进行,每级加载量为预估极限荷载值的1/10,卸载分5级进行,每级卸载量为2个加载量,首级加载按第2级加载。每级加 (卸)载后第 1 h内应在第5 min、10 min、15 min、30 min、45 min、60 min测读位移以后每隔30 min测读1次，达到相对稳定后方可加(卸)下一级荷载。卸载到零后应至少观测2 h,测读时间间隔同加载。每级加(卸)载的向上、向下位移量在最后30 min时间内不大于0.1 mm即可判定稳定。加载时出现下述情形,可以终止加载,并取前一级荷载作为极限荷载值。

(1) 累积位移量大于或等于40 mm,本级荷载位移量大于或等于前一级荷载作用下位移量的5倍。

(2) 累积位移量大于或等于40 mm,本级荷载作用后位移量24 h内未到达稳定条件。

(3)累积位移量小于40 mm,但已达到最大极限加载值。

2.4 试验过程

(1) 试桩1于2019年12月4日10∶00开始检测。当加载至第9级荷载2×10 840 kN时,向上累计位移6.00 mm≤40 mm向下累计位移5.66 mm≤40 mm,位移达到稳定标准且达到设计要求的加载最大值,故停止加载,开始卸载;卸载时上段桩回弹量为0.66 mm,回弹率为11.00%,下段桩回弹量为1.82 mm,回弹率为32.16%。根据《基桩静载试验 自平衡法》(JT/T 738-2009)[10]及Q-s曲线、slgt曲线、slgQ曲线,取本级荷载2×10 840 kN作为上段桩极限承载力Qu上,取本级荷载2×10 840 kN作为下段桩极限承载力Qu下。

整个试验过程中天气晴朗,气温18～28℃,风力1～2级,试桩1周围10 m无较大震动,现场情况符合试验条件。

(2)试桩2于2019年12月2日8∶35开始检测。当加载至第9级荷载2×12 160 kN时,向上累计位移15.53 mm,本级位移增量11.29 mm大于前一级位移增量1.93 mm的5倍,向下累计位移15.45 mm,向上、向下位移均出现明显陡变直线段,故停止加载,开始卸载；卸载时上段桩回弹量为2.46 mm,回弹率为15.84%,下段桩回弹量为3.58 mm,回弹率为23.17%。根据《基桩静载试验 自平衡法》(JT/T 738-2009)[10]及Q-s曲线、slgt曲线、slgQ曲线,取上一级荷载2×10 944 kN作为上段桩极限承载力Qu上,取第九级荷载2×12 160 kN作为下段桩极限承载力Qu下。

整个试验过程中天气以晴朗为主,伴有阵雨,气温16～29℃,风力1～2级,试桩2周围10m无较大震动,现场情况符合试验条件。

试验现场和试验设备如图3所示。

图3 试验现场图

3 试验结果分析

3.1 单桩竖向极限承载力的确定

实测得到荷载箱上段桩的极限承载力Qu上和下段桩的极限承载力Qu下,按照规范中的承载力计算公式(1)得到单桩竖向抗压极限承载力:

Qu=Qu上-Wγ+Qu下

(1)

式中:Qu为单桩竖向抗压极限承载力,kN;Qu上为荷载箱上段桩的实测极限承载力,kN;Qu下为荷载箱下段桩的实测极限承载力,kN;W为荷载箱上段桩的自重,kN;γ为荷载箱上段桩侧阻力修正系数,对于黏土、粉土γ取0.8,对于砂土γ取0.7。本工程上部为砂土和黏土混合土层,取折中值γ=0.75。

根据试验实测数据得到的两根试桩的自平衡试验Q-s曲线如图4、图5所示。根据自平衡试验位移协调原则将自平衡试验Q-s曲线转换成传统静载试验Q-s曲线如图6所示。两根试桩的自平衡试验结果见表4。

图4 试桩1自平衡试验Q-s曲线

图5 试桩2自平衡试验Q-s曲线

图6 试桩自平衡试验转换Q-s曲线

表4 试桩自平衡试验结果分析表

从图4、图5可以看出,试桩1、2的Q-s曲线都属于缓变型。试桩1的向上、向下位移相差不大,向上位移稍大于向下位移,说明试桩1的桩端阻力没有完全发挥,也有可能现场试验时上段桩位移计由于周围人群走动发生偏移,导致向上位移偏大,符合第5级荷载作用下向上位移增加量大于其他几级荷载作用下的情况;试桩2前8级荷载作用下向上、向下位移缓慢增加,且向下位移大于向上位移,在第9级荷载作用下向上位移发生突变,位移增加量大于前一级位移增加量的5倍,说明上段桩桩侧阻力已达到极限值。从试桩1、2的加载及卸载Q-s曲线来看,向下位移相对较小,桩端阻力没有完全发挥。另外从荷载箱平衡点位置计算角度考虑,出现此类情况主要是计算平衡点位置较高导致向上位移大于或接近于向下位移。

从图6可以看出试桩1、2的Q-s曲线属于缓变形,表现为摩擦桩特性。在荷载小于23 000 kN时曲线基本一致,相差不大;当大于该荷载后,试桩2曲线表现出明显的衰减趋势,而试桩1由于停止加载,缺少后续数据,无从判断。从图6中可以判断试桩1的极限荷载大于24 582 kN,对应位移为5.69 mm;试桩2的极限荷载为25 907 kN,对应位移为8.95 mm。

根据计算公式(1),计算得到试桩1的极限承载力大于22 263 kN,试桩2的极限承载力大于24 307 kN,符合上述整体分析得出的极限荷载结论,均满足取安全系数为2.5的设计要求。

3.2 承载性能分析

根据以上测试结果分析,发现两根试桩达到设计要求。我国国内对于桩侧摩阻力和桩端阻力的确定有一些经验推算法[6],本文选取P-S曲线延长法,该方法确定结果适用于大直径深长钻孔灌注桩,与实测结果较为接近[7]。该方法是当Q-s曲线末端保持为直线时,延长该直线交Q轴于A点,若直线经过极限荷载Qu所对应的B点,则OA段为桩侧摩阻力,AQu段为桩端阻力;若直线不过B点,则平移该直线使其过A点,后面判断方法与前面一致,如图7所示。根据此方法,推算得到试桩2的极限承载力为25 907 kN,桩侧摩阻力为20 856 kN,桩端阻力为5 051 kN。

图7 桩侧阻力和桩端阻力推算图

根据上述分析得知试桩2上段桩在10 944 kN荷载作用下桩侧阻力已达到极限值,此时向上位移只有4.24 mm,说明达到桩侧阻力极限值所需位移较小。 根据一些学者在抗拔桩与抗压桩侧摩阻力对比方面的研究成果[8，9],得知抗拔桩的桩侧阻力要小于抗压桩侧阻力,两者可以相互换算,其中抗拔桩在砂土中的折减系数在0.7左右,黏土中的折减系数在0.8左右。本文实际工程中上层土层为砂土和黏土的混合土层,故取折中值0.75,换算得到试桩2上段桩侧阻力极限值为14 592 kN。根据地质报告提供的各土层极限桩侧阻力值,计算得到试桩2上段桩极限桩侧阻力为10 297 kN,两者相差较大,说明试桩2桩侧阻力实际发挥值要大于预测值,地勘报告低估了实际桩身侧摩阻力。试桩2下段桩的极限桩侧阻力由试桩2极限承载力减去上段桩极限桩侧阻力和桩端阻力得到,计算得到下段桩桩侧阻力为6 264 kN,与地勘报告推荐计算值3 135 kN相差较大,验证了地勘报告低估了实际桩侧阻力的结论。而桩端阻力由上述经验推算法得知为5 051 kN,与地勘报告桩端阻力推荐值计算得到桩端阻力5 672 kN相比,两者相差不大且小于计算值,说明桩端阻力没有完全发挥,与前面分析得到桩端阻力没有完全发挥的结论相符合。

综上所述,该地区地勘报告给出的桩侧阻力推荐值要小于实际桩侧阻力发挥值,桩端阻力推荐值与实际桩端阻力发挥值较为相符,两根试桩的桩端阻力没有完全发挥。这一结论也符合试桩1测试结果。

4 结论

通过对东非沼泽区桥梁2根试桩进行O-cell静载试验,研究该地区桥梁桩基础承载性能,依据试验结果分析得到以下结论:

(1) 2根试桩的竖向极限承载力达到设计要求。

(2) 依据该地区地勘报告计算得到桩侧摩阻力和桩端阻力,与经验推算得到的桩侧摩阻力和桩端阻力相比,地勘报告计算得到的桩侧摩阻力值要小于经验推算值,桩端阻力值两者相差不大。

(3) 该地区嵌岩桩呈摩擦桩特性,桩基承载力主要由侧摩阻力提供。