科科迪大桥桩基承载力现场试验研究

2022-07-05龚颜军孙军邓会元戴国亮卞佳张翌欣

中国港湾建设 2022年6期

龚颜军，孙军，邓会元，戴国亮，卞佳，张翌欣

（1.中交路桥建设有限公司，北京 100027；2.中国路桥工程有限责任公司，北京 100027；3.中交公路规划设计院有限公司，北京 100088；4.东南大学土木工程学院，江苏南京 210096；5.广州地铁设计研究院股份有限公司，广东广州 510030）

0 引言

灌注桩基础可适用于各类地层环境，目前已广泛应用于桥梁、建筑、地铁车站等重大工程中。由于灌注桩主要采用泥浆护壁进行成孔施工，施工质量会直接影响灌注桩承载力。而当前很多国内外规范对灌注桩承载力设计时没有充分考虑施工质量影响，很多工程实际施工的灌注桩基础承载力远小于设计值，这给工程应用带来很大困难。

已有研究表明，灌注桩基础的承载力与施工工艺、沉渣厚度、泥皮厚度、成孔时间等因素有关。张忠苗等[1]采用离心机模型试验探讨了泥皮效应对软土区大直径超长桩承载力的影响，发现泥皮效应可以降低桩侧摩阻力65%～85%，单桩承载力降低达到20%。而霍凤民[2]通过现场试验发现厚泥皮可降低近50%侧摩阻力，刘俊龙[3]发现强风化层中厚泥皮比薄泥皮桩的侧摩阻力低40%。张嘎等[4]、陈琛等[5]分别通过界面剪切试验也进一步揭示了泥皮厚度对粗粒土、砂土与混凝土结构界面剪切特性。Yu[6]通过湿成孔桩抗拔承载力试验发现桩成孔后至浇筑的时间间隔会显著影响桩侧摩阻力，间隔2 h 和24 h 内侧摩阻力可分别降低10%和20%。彭虎彪等[7]通过对冲击钻反循环施工和套管钻施工的2 根桩进行承载力试验，发现冲击钻施工会显著降低单桩承载力，成孔时间越长，承载力越低。而陈枝东等[8]通过现场试验发现全套管全回旋桩的承载力约为泥浆护壁桩承载力的1.25 倍，沉降可减少36%。此外，其他学者对灌注桩承载力不同影响因素也进行了研究[9-11]。

虽然大多数学者对灌注桩承载力影响因素进行了大量研究，但很少对深厚砂性土中不同施工工艺灌注桩承载特性进行研究，特别是对于大直径超长灌注桩，尚缺少现场静载试验对比。为了揭示不同施工工艺下深厚砂性地层中的灌注桩承载特性，以下选取了非洲科特迪瓦科科迪大桥工程4 根不同直径试桩进行竖向静载试验，对比分析了旋挖钻和回旋钻施工工艺对灌注桩承载力的影响，为类似工程设计及应用提供有益参考。

1 工程概况

新建科科迪大桥位于非洲科特迪瓦共和国的圣保罗大教堂和圣让教会之间，全长630 m，主桥为主跨200 m 独塔斜拉桥，跨越阿比让科科迪湾，引桥桥跨为34.2 m，是科科迪湾整治与综合开发的重要工程之一，建成后将成为西非地区最大斜拉桥。全线桥梁下部结构采用钻孔灌注桩基础，混凝土强度等级为C37。

为得到不同施工工艺下钻孔灌注桩的极限承载特性，考虑到单桩承载力较高，现场无法实施高吨位的桩顶加载试验，经设计及监理单位许可，对现场选取了4 根试桩进行自平衡法静载试验，该试验方法已在很多工程中成功应用[12-13]，其中3根为旋挖钻施工工艺，1 根为回旋钻施工工艺。2根2.0 m 直径试桩（TP-1 和TP-2）位于主线桥的P3 和P7 桥墩附近，临近地层剖面如图1 所示，而2 根1.6 m 直径试桩（TP-3 和TP-4）位于引桥法国大街立交桥附近。

图1 试桩剖面图Fig.1 Profile of test piles

试桩参数如表1 所示。

表1 试桩参数表Table 1 Parameters of test piles

2 静载试验

2.1 测试方法

根据设计要求，试验按照法国规范（NF P 94-150-1）[14]双循环快速加载法，试验桩均要求加载至极限破坏，最大加载极限荷载Qmax按照1.3QL控制（QL为根据旁压试验参数确定的极限承载力）。对加载卸载分级采用如下规定：加载过程中，荷载按照0.1Qmax的大小递增，每级荷载至少要达到60 min。卸载过程中，卸载时间为5 min。第1个加载—卸载过程中，加载过程只需要向桩加载直至0.5Qmax的荷载，且卸载1 次，卸载量为0.2Qmax。第2个加载—卸载过程中，加载直至荷载达到Qmax或者直到土体破坏时才停止操作。对于新的加载阶段，保证对其施加的荷载达到0.5Qmax，且需要维持30 min。最后一次加载完毕之后，按0.8Qmax、0.6Qmax、0.4Qmax、0.2Qmax的顺序进行卸载，且每个阶段持续5 min。

由于法国规范（NF P 94-150-1）规定的双循环快速加载法均是在桩顶由上往下加载，加载方向与自平衡法中荷载箱以下的桩段受荷方向一致，荷载箱的加载能力按照旁压试验确定的荷载箱下段桩极限承载力的1.3 倍进行确定，因此，按照自平衡测试法能较好反映法国规范对单桩承载力的测试要求。

2.2 加载位移曲线

根据双荷载箱测试技术要求，每根试桩均先进行下荷载箱测试，再进行上荷载箱测试，通过加载上下2个荷载箱可得到桩基承载力。由于4根试桩测试过程相同，以下重点详细介绍TP-1 测试结果，实测荷载位移规律如下所述：

TP-1 试桩加载下荷载箱时，每级加载按照1 900 kN，下荷载箱加卸载曲线如图2（a）所示。

图2 试桩TP-1 加载位移曲线Fig.2 Loading displacement curve of test pile TP-1

从图2（a）中可看出，试桩第1 次循环加载较稳定，而在第2 次循环加载至13 300 kN 时，荷载箱向上位移发生突变，油压不稳定，向上和向下的位移分别为38.17 mm、36.78 mm，故终止加载。此时，上段桩和中段桩的极限加载值取为11 400 kN，下段桩极限加载值取为13 300 kN。

鉴于下荷载箱加载时上段桩和中段桩出现较大位移，休止14 d 后进行上荷载箱测试，此时下荷载箱处于关闭状态，每级1 450 kN 进行分级加载，测试结果如图2（b）。加载至第1 循环峰值时，荷载较稳定。加载到第2 循环第7 级8 700 kN 时，向上和向下位移分别为35.41 mm、14.51 mm，上荷载箱向上Q-S 曲线出现明显陡变，故终止加载。该试桩上段桩极限加载值取为前一级，即为7 250 kN。

为了进一步验证中段桩承载力，此后又进行了下荷载箱加载（见图2（c）），每级按照1 900 kN，此时上荷载箱打开。加载到第1 循环第3 级2×5 700 kN，向上位移迅速增大，位移达到29.28 m，此时向下位移4.28 mm，荷载难以稳定，故终止加载。该试桩中段桩极限加载值取为第2 级，即为3 800 kN。

从上述图2（a）和图2（b）实测结果可以看出，第1 次下荷载箱加载得到的上和中段桩承载力为11 400 kN，第2 次上荷载箱加载得到的上段桩承载力为7 250 kN，两者之差可得到中段桩承载力为4 150 kN，大于第2 次下荷载箱加载得到的中段桩承载力（3 800 kN）。鉴于上荷载箱加载时，中段桩承载力受影响，第2 次加载下荷载箱时测得中段桩极限侧摩阻力偏低，因此中段极限加载值建议取为4 150 kN。

2.3 等效荷载位移分析

根据现场测试结果，得到4 根试桩的承载力，见表2。通过向上向下荷载位移曲线，按照自平衡规范[15]等效转换得到桩顶的荷载位移曲线，如图3 所示。承载力按照以下公式进行计算：

图3 等效荷载位移曲线图Fig.3 Equivalent load displacement curve

表2 试桩测试结果Table 2 Test results of test piles

式中：Qu为单桩承载力极限值；Qus、Quz、Qux分别为上段桩、中段桩、下段桩的极限加载值；W 为荷载箱上部桩自重；γ 为试桩承载力的修正系数，根据荷载箱上部土的类型确定：黏性土、粉土γ =0.8；砂土γ = 0.7；岩石γ = 1，若上部有不同类型的土层，γ 取加权平均值。考虑该工程场地主要为砂性土，γ 值建议取为0.7。

从图3 可以看出，试桩TP-4 的承载力明显小于其他3 根试桩的承载力，虽然TP-4 和TP-3 试桩的桩径均为1.6 m，桩长均为64 m。但回旋钻施工的TP-4 的极限承载力比旋挖钻施工的TP-3的极限承载力小68.4%。说明本工程场地的回旋钻施工比旋挖钻施工形成的桩基承载力更低，可能是因为回旋钻对周围土体扰动更大，降低了桩侧摩阻力。此外对比TP-1 和TP-2 可以看出，2根试桩第1 次循环加载的沉降量均大于第2 次循环加载的沉降量，说明第1 次对桩端沉渣有一定的压密效果。虽然TP-2 和TP-1 桩径相同，且TP-2 桩长大于TP-1，但是在第1 次循环加载时，TP-2 的沉降量明显大于TP-1 第1 次循环加载时的沉降量。说明试桩TP-1 的施工质量优于TP-2，可能是因为在含砂地层中TP-2 钻孔深度大于TP-1钻孔深度，成孔时间长，影响了桩端沉渣厚度的控制。

2.4 桩身受力变形结果分析

1）桩身轴力分析

为了获得桩身不同位置的轴力，在各试桩不同截面埋设了应变计，如图1 所示。应变计考虑了温差影响，每级加载阶段桩身截面的应变计应变变化量计算公式如下：

式中：εi和ε0分别为第i 等级加载时的测量应变值、初始应变值，με。Ti和T0分别为第i 等级加载时的测量温度、初始温度。F应变计和F混凝土分别代表应变计和钢筋混凝土的线膨胀系数，分别取为12.2 με/℃和10 με/℃。

根据上述计算公式，可计算得到不同试桩不同加载等级的轴力，限于篇幅，以下给出旋挖钻施工的TP-3 试桩的轴力图，如图4 所示。从图中可以看出，由于加载位于桩身荷载箱处，轴力分别从荷载箱位置向桩顶和桩底递减。斜率越大反映桩周土侧摩阻力也越大。

图4 TP-3 试桩加载轴力图Fig.4 Loading axial force diagram of test pile TP-3

2）桩侧摩阻力分析

通过桩身的轴力测试结果，可推算得到4 根试桩桩侧最大摩阻力，如图5 所示。

图5 摩阻力随深度变化Fig.5 Friction resistance varies with depth

由上述摩阻力图可知，在地表以下20 m 范围内，4 根试桩的桩侧摩阻力均小于25 kPa。对于20 m 以下，TP-3 的侧摩阻力明显大于其他3 根试桩的侧摩阻力，这可能与TP-3 成孔时间短有关，由于TP-3 桩径为1.6 m，旋挖取土量少于2.0 m 直径的TP-1 和TP-2，降低了对周围土体的扰动，减少了钻孔暴露时间，这也直接影响泥皮厚度，已有研究表明泥皮对钻孔桩侧摩阻力存在弱化效应[1-3，5]。本次试验TP-1 在50 m 左右深度位置的侧摩阻力约为38 kPa，TP-2 在该深度也只有35 kPa 左右，而TP-3 在该深度侧摩阻力约为73 kPa，说明该深度位置的TP-1 和TP-2 的侧摩阻力比TP-3 的小48%～52%左右。此外，虽然TP-2 桩长比TP-3 桩长大11 m，但TP-2 成孔时间远大于TP-3，这可能影响TP-2 桩侧泥皮厚度更显著，使得TP-2 桩侧摩阻力明显小于TP-3，这也直接导致TP-2 承载力偏小。因此，在相同施工工艺条件下，桩径越大，桩长越长，侧摩阻力弱化现象越明显。张忠苗等[1]通过模型试验也发现桩侧摩阻力会随桩径的增加而降低。

3）桩端阻力分析

根据桩端附近埋设的应变传感器结果可换算得到桩端阻力，不同加载等级下的桩端阻力变化曲线如图6 所示。

图6 端阻力位移变化曲线Fig.6 Variation curve of base resistance displacement

由于4 根桩基下段桩加载时均未表现出极限破坏，可推测实际极限端阻力会大于试验加载最大值对应的端阻力，为保守起见，设计极限端阻力建议取为试验加载获得的最大端阻力。根据试验结果，TP-1～TP-4 四根试桩的最大端阻力分别为3 971 kPa、4 304 kPa、5 895 kPa 和2 292 kPa，对应桩端沉降为36.5 mm、87.1 mm、68.4 mm 和21.5 mm。TP-2 的桩端沉降明显大于其他3 根试桩的沉降，说明TP-2 的桩端沉渣厚度较显著。

由于TP-2 桩端沉降曲线斜率明显大于其他3 根试桩，为了定量分析桩端沉渣问题，以TP-2为例，结合下荷载箱2 次循环加载测试数据进行分析，根据实测可知，第1 次循环加载至峰值（12 000 kN）时沉降量为77.19 mm，卸载后回弹量为5.67 mm，第2 次循环加载卸载回弹量为3.69 mm，回弹率为23.27%。由于第1 次循环加载已对桩端沉渣进行了压密作用，第2 次循环加载卸载的回弹量可认为是桩端持力层的回弹，假设第1 次循环加卸载桩端持力层回弹率也按照23.37%，则第1 次加载至峰值时的沉降应为24.37 mm，这远小于实际沉降值77.19 mm，说明沉渣压缩量至少为52.82 mm。由于试桩场地主要为砂性地层，桩端沉渣可假设为新近沉积砂土，参考工程地质手册，新近沉积砂土标贯值为8 时对应的压缩模量为10.0 MPa，则可估算桩端沉渣厚度可达到146.7 mm，说明TP-2 桩端沉渣较显著。

此外，从图中可以看出，TP-1、TP-3 和TP-4 三根试桩的桩端阻力在桩端沉降小于20 mm 范围均表现出近似线性关系，且这3 根试桩在20 mm 桩端沉降范围内端阻力差异较小，说明回旋钻施工的TP-4 端阻特性与旋挖钻施工的其他桩基端阻特性差异较小，因此结合前述TP-4 总承载力可知，回旋钻施工主要对桩基侧摩阻力影响较显著。由于4 根试桩的桩端持力层均为中砂，且4根试桩的端阻力均未达到极限，中砂持力层端阻力发挥所需的位移较大，为了考虑桩径的影响，建议采用旋挖钻施工工艺，中砂持力层的2.0 m直径桩基端阻力建议取值为4 304 kPa，而1.6 m直径桩基端阻力建议取值为5 895 kPa。

在本工程深厚砂性土地层中，旋挖钻施工工艺优于回旋钻，砂性地层灌注桩需考虑泥皮效应和桩端沉渣对灌注桩质量和承载力的影响，建议施工时应严格控制好桩端沉渣厚度，缩短成孔时间，为保证工程安全，可采取后注浆措施作为安全储备。