大面积堆载下桥梁基桩负摩阻力试验研究

陈雪奖， 周卫滨， 邓会元， 戴国亮， 龚维明

(1.台州市沿海高速公路工程建设指挥部， 浙江 台州 318000； 2.东南大学 土木工程学院， 江苏 南京 210096)

大面积堆载下桥梁基桩负摩阻力试验研究

陈雪奖1， 周卫滨1， 邓会元2， 戴国亮2， 龚维明2

(1.台州市沿海高速公路工程建设指挥部， 浙江 台州 318000； 2.东南大学 土木工程学院， 江苏 南京 210096)

沿海地区主要通过吹填淤泥及泥沙进行围垦，由于吹填区域土质较差，淤泥软弱土层较厚，在后期填土作用下，土体会产生很大的固结沉降，易对桥梁基础产生较大的负摩阻力，降低基桩承载力，增加桥梁的沉降位移。结合台州湾大桥工程建设，选取三根基桩进行大面积堆载下桥梁基桩负摩阻力试验，研究沿海吹填区域后期填土对桥梁基桩负摩阻力的影响，并结合不同理论方法计算值进行对比分析。现场实测结果表明，堆载高度达到4 m高度，堆载面积为24 m×16 m时，负摩阻力总和达到2 687 kN左右，中性点深度约为29.5 m，约为0.36倍桩长；负摩阻力的发展是随时间而变化的，规范法计算出的负摩阻力总和计算结果比实测结果偏大，在实际工程中应充分考虑负摩阻力的影响。

桥梁基桩； 大面积堆载； 固结； 负摩阻力； 理论计算

0 引言

近年，通过围垦填海拓展生存和发展空间已经成为缓解土地供需矛盾的重要方式之一。目前沿海地区主要通过吹填淤泥及泥沙进行围垦，但由于吹填区域土质较差，在后期大面积填土及自身固结沉降作用下会使建筑物桩基及桥梁基础产生较大的负摩阻力。

早在20世纪30年代，Terzaghi和Peck[1]在调查荷兰沿海地区一些采用桩基础的建筑物不均匀沉降问题时，发现由于桩周土的沉降大于桩基沉降，桩侧摩阻力与荷载作用方向相同，增加了实际作用在桩上的荷载，由此他们第一次提出了基桩的“负摩阻力”概念；1965 年，Johannessen 和 Bjerrum[2]对钢管桩在桩侧土中孔隙水压变化时的负摩擦力分布进行检测，得到了负摩擦力沿桩身变化的规律，提出计算负摩擦力的有效应力法；1969 年，Endo[3]等对较厚沉积层中的四根不同性质的钢管桩(端承桩、开口摩擦桩、闭口摩擦桩和斜桩)进行两年多的长期监测，分析了由于固结使孔隙水压的消散时中性点位置、下拉力和桩端反力的变化规律，并讨论了计算负摩擦力的有效应力法与总应力法；2009 年，夏力农等[4]对三根试桩施加不同荷载进行现场测试试验，研究在地面堆载作用下桩基负摩阻力性状的时间效应，试验结果表明下拉力随着堆载作用的时间延续而增大，稳定的下拉力随着桩顶荷载的增加而减小，并且桩顶荷载推迟了负摩阻力出现的时间。2013 年，黄挺等[5]设计了能实现桩顶加载及较大超载值的单桩及双桩负摩阻力模型试验，桩周土采用砂土和软黏土夹层。试验结果显示，沉降、负摩阻力具有明显的时间效应，黏土夹层处的负摩阻力随土体固结而增长，其基本变化规律与沉降相同。2015 年，刘兹胜[6]在上海洋山深水港工程钢管桩进行了现场试验，研究了大面积高填土软土地基在抛石作用下，桩基负摩阻力作用规律，取得了试验桩负摩阻力分布、数值大小、随时间变化情况、中性点位置、下拉荷载等关键参数的认识。以上研究者对关于桩基负摩阻力方面的室内和现场试验做了大量的工作，得出了一些有价值的结论。

虽然基桩负摩阻力研究[7-12]较多，但是沿海吹填区桥梁基桩负摩阻力研究较少，特别是在大面积堆载作用下桥梁基桩的负摩阻力现场试验研究较少。台州湾大桥部分桥段位于沿海吹填区域，后期需大面积填土，因此有必要研究沿海吹填区域后期大面积填土对桥梁基桩负摩阻力的影响。

1 工程概述

浙江省台州湾大桥及接线工程桥梁基础较多，且桥梁基础穿越沿海吹填深厚软土地区，工程附近有类似桥梁工程因为没有充分考虑负摩阻力影响而进行加固的先例，增加了巨大的成本。因此，有必要对吹填区工程桩进行现场试验，研究负摩阻力对桥梁基础的影响。现场试验选取在箬横1号高架桥29号墩右幅的三根试验基桩。

本工程桥梁基桩试验位置经过的主要是沿海吹填区域，大部分区域软土层深厚，局部路段60 m下有较厚的卵石层，工程地质条件差，软土层多超过20 m，岩石埋深超过120 m。基岩面以上中、下部土层主要为粉质粘土，承载能力相对较差。试验区域钻孔ZKC134孔号位于K183+099.80以左51.1 m位置处，钻孔地勘值显示②-2和②-3土层为淤泥质粘土，土质较差，而且土层厚度达到24 m左右。地表以下为2 m左右粉质粘土，2 m以下为24 m左右淤泥质粉质粘土软弱土层，状态为流塑，高压缩性。地基土地表以下2 m左右可见地下水位，含水率较高，饱和度达到95%以上。地层土部分物理力学参数如表1所示。

表1 土的物理力学指标Table1 Physicalandmechanicalindexesofsoil序号土质名称厚度/m岩性描述密度/(kg·m-3)压缩模量Es/MPa侧摩阻力标准值/kPa1①-1粉质粘土2软塑1980654302②-2淤泥质粘土10流塑1738201123②-3淤泥质粘土14流塑1711228124③-3黏土8软塑1767307205④-2粉质粘土239软塑1880460306⑤-2粉质粘土123可塑1870475357⑤-5黏土148可塑1874500408⑥-1粉质粘土125可塑1925571459⑥-2粉质粘土286可塑19295654010⑥-4卵石31密实2200—90

2 试验方案

试验桥梁基桩为箬横1号高架桥29号墩右幅工程桩，采用GPS-250正循环回旋钻钻孔施工工艺进行施工，三根基桩(SZ4～SZ6)从2013年1月14日开始钻孔、成孔、灌注混凝土，于2013年1月25日全部灌注混凝土成桩。桩底标高-81.0 m，桩径均为1.5 m，桩端持力层为黏土。

由于受现场实际条件的制约，周围为农田，因此选用堆土为梯形形状，对称填土堆载，可近似研究大面积堆载下桥梁基桩的受力性状。堆载梯形上表面平面尺寸为14 m×4 m，下表面尺寸为24 m×16 m。基桩SZ4、SZ5、SZ6位于堆载的中轴线上，桩间距为5.6 m，堆载高度为4 m，堆载尺寸示意图见图1。

采用钢筋计来测量桩身各个截面轴力变化，如图2所示，自上而下在图中对应标高截面处布置两根钢筋计，在H范围内(即标高在+2.68 m～-31.32 m内)，自上而下每间隔1.5 m对称布置两根钢筋计(此布置未在图中显示钢筋计符号)，以上重复时，布置4根钢筋计。这样布置钢筋计一方面是由于基桩桩长较长达到83.68 m左右，考虑施工过程中钢筋计可能部分被损坏；另一方面是由于负摩阻力主要出现在桩身上段，因而上段部分布置较密集。最终每根桩共埋设64只钢筋计，如图2所示。

图1 堆载尺寸示意图(单位： m)Figure 1 Schematic diagram of load scale size(unit： m)

图2 SZ4～SZ6钢筋计布置图Figure 2 Arrangement plan of stress gauge of pile SZ4～SZ6

由于本试验桥梁基桩的上部结构尚未完成，因此桩顶没有施加桩顶荷载，桩顶仅是填土作用的荷载。堆载之前按照设计的梯形堆载方案进行放样，然后于2013年9月17日上午开始填土堆载，当日下午完成设计要求堆载。由于本试验条件有限，堆载时没有对桩顶进行隔离措施，而是直接将填土掩埋桩顶，但是这并不影响桩侧摩阻力的特性。试验从9月份持续到12月份，先后进行了6次测试。不同测试时间列于表2。

表2 不同测试时间记录表Table2 Differenttesttimerecord次数测试时间堆载情况第一次2013-09-11堆载前第二次2013-09-17上午堆载高度为2m左右第三次2013-09-17下午堆载完成，约4m高第四次2013-09-20堆载完成3天之后第五次2013-10-17堆载完成1个月之后第六次2013-12-18堆载完成3个月之后

3 试验结果与分析

3.1 桩身轴力测试结果

通过实测结果分析，SZ4～SZ6桩身轴力不同测试阶段随深度变化如图3所示。

图3 SZ4～SZ6基桩桩身轴力不同测试阶段随深度变化图Figure 3 The pile axial force with depth variation of pile SZ4～SZ6 under different testing time

由图3可以看出：3根试桩桩身轴力在堆载之后先增大后减小，且桩身轴力在堆载之后前1个月内变化较大，在堆载之后一个月到三个月之内，桩身轴力变化较小，可认为堆载之后3个月土体固结基本达到稳定状态。由图3(a)可知：SZ4桩身轴力在堆载之后先增大后减小即产生了负摩阻力，堆载一个月后桩身最大轴力为2 804 kN，堆载三个月后桩身最大轴力为2 836 kN，均出现在标高-28.0 m左右位置处，轴力大小相差只有0.8%，说明土体固结基本达到稳定，由于试验中基桩桩顶上掩埋4 m高填土堆载，填土按照重度为21 kN/m3计算，相当于桩顶施加了150 kN左右的荷载，若考虑桩顶上掩埋土堆载的影响时，产生的最大负摩阻力总和约为2 650 kN，中性点位置离桩顶约30 m深度处(即-28 m标高位置处)。由图3(b)可知：中心桩SZ5从堆载1个月到3个月，桩身最大轴力由2 874 kN变为3 000 kN，大小相差4.4%，若考虑桩顶上掩埋土作为桩顶荷载的影响时，产生的最大负摩阻力总和约为2 850 kN，中性点位置离桩顶约29 m深度处(即-26.32 m标高位置处)。由图3(c)可知：SZ6从堆载1个月到3个月，桩身最大轴力由2 680 kN变为2 717 kN，大小相差1.4%，若考虑桩顶上掩埋土作为桩顶荷载的影响时，产生的最大负摩阻力总和约为2 560 kN，中性点位置离桩顶约30 m深度处(即-28 m标高位置处)。此外，由图3还可以看出：由于桩端持力层为黏土层，基桩为摩擦桩，桩端端阻力较小，这也满足摩擦桩的特性。

虽然实测的3根基桩桩身轴力有一定的差异。但是各桩的摩阻力变化规律较类似，均出现明显的负摩阻力现象，堆载3个月后，最大和最小的负摩阻力总和相差11.3%，中性点深度位置相差不大，大概在29～30 m范围内。因此，土体固结达到稳定之后，即3个月左右之后，三根桩的桩身轴力和中性点位置差别均较小，可通过取3根试桩的负摩阻力和中性点位置平均值作为此吹填区域桥梁基桩在堆载作用下的负摩阻力大小和中性点位置，即基桩负摩阻力总和取均值为2 687 kN，中性点位置取为29.5 m深度位置处。

3.2 桩侧负摩阻力分析

堆载3个月后土体基本达到固结稳定状态，桩侧摩阻力趋于稳定，此时试验基桩侧摩阻力分布规律如图4所示。由图可知，在堆载作用下，桩侧开始出现负摩阻力，然后到达中性点之后转为正摩阻力，3根试桩桩身侧摩阻力变化规律总体上相似。由于地表以下2 m左右深度土层为粉质粘土，粉质粘土以下24 m左右为淤泥质粉质粘土，因此靠近地表附近出现侧摩阻力先增大后减小现象。越靠近中性点位置，桩土相对位移较小，侧摩阻力因为没有充分发挥出来而表现较小值。此外，中性点以上淤泥软弱土层基桩负摩阻力约为(10～20 kPa)范围，中性点以下基桩正摩阻力值约为(10～36 kPa)范围。在桩端附近，由于桩的位移相对桩周土较大，侧摩阻力发挥较充分，因此出现增大趋势。此外，对比表1所示的侧摩阻力标准值可知，负摩阻力约为对应土层侧摩阻力标准值的66%～83%。

图4 SZ4～SZ6桩侧摩阻力随深度变化曲线Figure 4 The curves of pile side friction with depth of pile SZ4～SZ6

4 不同方法理论计算分析

4.1 有效应力法分析

有效应力法又称为β法，该法从土体内的抗剪强度出发，认为桩土间的摩阻力同样取决于作用在土体的有效应力。具体的计算公式为：

(1)

β是静止土压力系数和界面摩擦角的综合表达，主要与基桩所处的土层性质有关。β的取值国内外研究人员建议的取值略有差异。根据公路桥涵地基与基础设计规范建议取值[13]、以及美国Garlanger等人的建议取值、和日本建筑基础构造设计规准[14]建议值、加拿大Bjerrum的建议取值[15]，分别计算基桩负摩阻力，结果如表3所示。

表3 基于有效应力法基桩负摩阻力计算结果Table3 Thecalculationresultsofpilenegativefrictionbasedontheeffectivestress(ZKC134)土层Bjerrum建议方法公路桥涵地基与基础规范(JTGD63-2007)美国Garlanger等人建议方法日本建筑基础构造设计规准系数β侧摩阻力/kPa系数β侧摩阻力/kPa系数β侧摩阻力/kPa系数β侧摩阻力/kPa①-1粉质粘土02540502540502324025405②-2淤泥质粘土02138602138602138602517325②-3淤泥质粘土02311940231194023119402538993③-3黏土012191602554790243830255479负摩阻力总和/kN3109365134624328

由表3计算结果可知：不同方法建议取值得到的桩侧负摩阻力总和计算结果有一定的差异，采用中国规范计算的平均负摩阻力大小约为26.28 kPa=3 651/(3.14×1.5×29.5)，相对于中国规范计算方法，Bjerrum建议方法计算出的负摩阻力总和比中国规范小14.8%左右，平均负摩阻力约为22.38 kPa=3 109/(3.14×1.5×29.5)；美国Garlanger等人建议方法计算出的负摩阻力总和比中国规范小5.2%左右，平均负摩阻力约为24.92 kPa=3 462/(3.14×1.5×29.5)；日本建筑基础构造设计规准计算出的负摩阻力总和比中国规范大18.5%左右，平均负摩阻力约为31.15 kPa=4 328/(3.14×1.5×29.5)。

4.2 层状土中基桩负摩阻力理论计算法

根据层状土迭代法计算理论[16]，如图5所示，土体中原来的竖向应力为P0z，由于软土固结负摩阻力发展后，有一部分竖向应力由负摩阻力承担，此时，土体中竖向应力变为Pvz。不考虑固结过程引起的土体中竖向应力的变化，认为土体中竖向应力的减少量即为负摩阻力的增量。根据土体微单元竖向应力的变化等于单位面积内桩上的负摩阻力的增量，可得如下微分方程：

(2)

式中：Z为从地面算起负摩阻力的影响深度；P0z为在Z处，打桩前土中的有效竖向应力；Pvz为在Z处，打桩后土中的有效竖向应力；n′为单位面积的桩数；U为单桩的周长；τ为沿桩身的极限抗剪强度，

τ=K0·tanφ′·pvz+c′

(3)

式中：K0为土的侧压力系数；φ′为土的有效内摩擦角。

图5 负摩阻力引起土中竖向应力变化图Figure 5 The vertical stress variation caused by negative skin friction resistance in soil

将公式(3)代入公式(2)可得，

(4)

(5)

利用以上理论公式结合边界条件可求得中性点以上各层土的下拉荷载(见图6)则，各个土层负摩阻力计算公式如下：

(6)

(7)

图6 层状土中桩基负摩阻力计算图Figure 6 The calculation chart of pile negative skin friction in layered soil

同理，第n层土范围内桩的负摩阻力为：

(8)

因此，计算分层土的桩基负摩阻力的计算公式为：

(9)

根据上述层状土迭代法计算理论计算基桩负摩阻力，基于层状土理论计算法ZKC134地层条件下负摩阻力影响深度为29.5 m时，计算得到的负摩阻力总和为2 448 kN，比中国规范法计算值小32.9%，引起桩侧平均负摩阻力大小约为17.6 kPa=2 448/(3.14×1.5×29.5)。

4.3 不同方法结果对比分析

通过前述分析，现将现场实测、理论计算结果见表4。

由表4结果可知：根据现场实测结果，取中性点深度为29.5 m，然后利用不同理论计算方法计算负摩阻力。公路桥涵规范计算得到的负摩阻力总和约为3 651 kN，而现场实测负摩阻力总和大小约为2 560～2 850 kN范围。所以按照规范法设计时偏于保守，规范法比实测偏大28.1%～42.6%，因此，在实际按照规范法设计桥梁基桩时可对负摩阻力大小进行适当优化，这不仅满足工程要求，而且也降低了工程成本。此外，Bjerrum建议方法计算得到的负摩阻力总和为3 109 kN，比实测值偏大9.1%～21.4%；美国Garlanger等人建议方法计算得到的负摩阻力总和为3 462 kN，比实测值偏大21.5%～35.2%；日本建筑基础构造设计规准计算得到的负摩阻力总和为4 328 kN，比实测值偏大51.9%～69.1%，计算结果更加保守。层状土迭代法计算得到的负摩阻力总和为2 448 kN，比实测值偏小4.4%～14.1%，计算结果相对实测值略微偏小，但与实测值相差较小。因此，在本工程基桩负摩阻力计算中，建议采用Bjerrum计算方法，计算值虽然比实测值偏大9.1%～21.4%，但是能够保证工程设计要求。若按照中国规范法计算基桩负摩阻力，可适当乘以0.8～0.85的折减系数；若按照层状土迭代法计算基桩负摩阻力，可适当乘以1.2～1.3的系数。

表4 不同方法得到的基桩负摩阻力统计表Table4 Thestatisticaltableofpilenegativefrictionaccordingtodifferentmethods理论计算结果/kN有效应力法Bjerrum建议方法公路桥涵地基与基础规范(JTGD63-2007)美国Garlanger等人建议方法日本建筑基础构造设计规准层状土迭代法现场实测结果/kN中心桩SZ5310936513462432824482850边桩SZ4或SZ6310936513462432824482560～2650

5 结论

由于受现场条件的制约，本次现场试验仅是按照设计的梯形进行堆载填土，但试验基桩相对堆土尺寸来说很小，可近似认为大面积堆载。虽然测试出来的结果3根桩略有差异，但是总体上相差不大，为研究大面积填土作用下桥梁基桩负摩阻力仍具有一定的参考价值。

① 堆载高度达到4 m高度，堆载面积为24×16 m时，基桩负摩阻力总和达到2 687 kN左右，中性点深度约为29.5 m。因此，在桥梁建设时应充分考虑大面积堆载下负摩阻力对桥梁基桩的影响，而不能将桩身全部按照正摩阻力进行设计计算，负摩阻力的存在大大降低了桥梁基桩的工程荷载。

② 堆载后基桩轴力在不同测试阶段不一样，桩侧负摩阻力随时间而变化，堆载达到三个月左右时，3根试桩侧摩阻力基本达到稳定，说明负摩阻力存在明显的时效性，在工程中宜考虑负摩阻力的时效性影响。

③ 通过应用不同理论计算方法进行计算分析可知，不同计算方法计算结果差别较大，在本工程吹填区域，可根据实测结果对本工程桥段负摩阻力计算提供参考并对桥梁基桩设计进行优化，在设计计算同类工程条件下桥梁基桩负摩阻力时，建议采用Bjerrum计算方法，或者将中国规范计算法和层状土迭代法计算结果乘以相应的系数，保证工程设计安全性要求以及经济性要求。

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Field Test on Negative Skin Friction of Bridge Pile Foundation Under Large Scale Vertical Surcharge Loads

CHEN Xuejiang1， ZHOU Weibin1， DENG Huiyuan2， DAI Guoliang2， GONG Weiming2

(1.The Coastal Highway Construction Headquarters of Taizhou City， Taizhou， Zhejiang 318000， China；2.Department of Civil Engineering， Southeast University， Nanjing， Jiangsu 210096， China)

The soil of coastal reclamation area is much poor，and the silt is very thick.The soil will produce great consolidation settlement under the effect of late filling soil，which makes bridge pile foundation produce negative skin friction easily.It will increase the load of bridge pile foundation，and reduce the bearing capacity and increase the settlement of pile foundation.Combined with the Taizhou Bay Bridge Project Construction，the field test are studied towards the effect of coastal reclamation area late filling to negative skin friction resistance of pile foundation of bridge，and there are three piles designed to test.In addition，it combines with different theoretical calculation methods to analysis negative skin friction.According to the field test，when the load height is up to 4 meter and the surcharge load scale is 24 m×16 m，the total negative skin friction is almost up to 2 687 kN，and the depth of neutral point is about 29.5 meter，nearly being 0.36 times the pile length.Besides，the development of negative skin friction changes over time.The result of domestic norm analysis is larger than field test result.The negative friction should be taken fully into consideration in actual engineering.

bridge pile foundation； large scale vertical surcharge loads； consolidation； negative skin friction； theoretical calculation

2015 — 04 — 13

国家自然科学基金项目(51478109)；国家“973”计划(2013CB036304)；浙江省交通运输厅科研计划项目(2014H10)

陈雪奖(1968 — )，男，浙江黄岩人，高级工程师，从事桥梁工程设计与管理工作。

TU 473

A

1674 — 0610(2016)06 — 0082 — 07