自平衡法在河口黃河大橋單樁承載力測試中的應用

廖海東

（甘肅省公路管理局,甘肅 蘭州 730030）

自平衡法在河口黃河大橋單樁承載力測試中的應用

廖海東

（甘肅省公路管理局,甘肅 蘭州 730030）

河口黃河大橋位于蘭州市西固區河口鎮，是蘭州南繞城高速公路的控制型工程。橋梁上部結構為（177+360+177+2× 40+5×35）m預制箱梁與變截面連續梁組合橋，下部為柱式墩臺。橋基主要持力層為白堊系黏土巖，屬于弱膨脹性軟巖。確定單樁承載力是該橋勘察設計的主要任務之一。基于自平衡法靜載試驗，對橋址白堊系黏土巖的單樁承載特性進行了系統研究。

自平衡法；單樁承載力；黏土巖；河口黃河大橋

0　引言

單樁軸向承載力是指單樁在產生一定的樁頂變形條件下所能支承的最大軸向靜荷載。目前，主要通過靜荷載試驗、理論計算、經驗公式和動力公式等方法來確定。自平衡法是樁基靜載荷試驗的一種，也稱“通莫靜載法”，最早由以色列提出。李正祥[1]指出在計算樁基極限承載能力的公式中無法確定自平衡點，荷載箱的放置位置還存在一定的隨意性。徐風云[2]認為樁土體系在理論上和實際上都不存在所謂的“自平衡點”，轉換理論與分析方法不能模擬工程樁樁土體系的真實受力行為。徐長節等[3]通過實驗發現，自平衡法試樁上部樁與靜載試驗法試樁的樁身受力特性差別完全相反，前者樁側摩阻力由下及上發揮，后者樁側摩阻力由上及下發揮．并提出了砂性土、黏性土及圓礫的側摩阻力折減系數。李君等[4]結合現場樁基原位試驗發現，在測試尚未達到樁的極限承載力前,自平衡法等效轉換曲線的樁頂位移相對錨樁法試驗結果偏于保守。鮑育明等[5]對自平衡法測得的Q1-S1和Q2-S2曲線如何能精確地轉化成傳統的樁頂Q-S曲線進行了研究,提出了合理確定Q-S曲線的方法。奚笑舟等[6]假定樁側土與樁間的相互作用符合三折線形式的荷載傳遞函數，推導出了自平衡法試驗中上段樁樁底的荷載-位移曲線的一組解析算式。

本文根據《樁承載力自平衡測試技術規程》（DB32-T291-1999）和《基樁靜載試驗自平衡法》（JT/T 738-2009），通過自平衡法試驗研究了河口大橋白堊系河口群黏土巖樁基承載特性。

1　工程概況

河口黃河大橋是蘭州南繞城高速公路的控制性工程。位于蘭州市西固區河口鄉，全長978.5 m，主橋采用（77+100+360+100+77）m結合梁斜拉橋，橋塔采用鋼筋混凝土A型塔，主梁采用工字鋼-混凝土結合梁。

橋址處黏土巖巖塊天然容重25.4 kN/cm3，天然狀態單軸抗壓強度12.41 MPa，屬于軟巖，軟化系數為0.83，為不易軟化巖石。巖石自由膨脹率為10.3%～39%，局部具弱膨脹性。巖塊波速為3.8～4.2 km/s，完整性等級為完整。彈性模量（Es）1.0～2.0 GPa，變性模量（E0）0.8～1.0 GPa。巖體工程特性見表1。

表1　黏土巖巖體抗剪強度

2　自平衡法試驗概況

2.1試驗目的

通過試樁對樁基的單樁垂直承載力及其他有關參數進行分析比較，驗證樁基的單樁垂直承載力及其他計算有關參數值，并驗證該工程區域設計樁長的經濟合理性。

2.2試樁位置

本次試樁共3根，第1根樁位于大橋2#墩2b-4（編號S1），第2根樁位于大橋3#墩3c-1（編號S2），第3根樁位于大橋8#墩1#樁（編號S3）。

2.3試樁參數

本次試樁參數見表2。

表2　自平衡試樁參數一覽表

2.4試驗步驟

（1）加載設備。試樁采用三只環形荷載箱（HZX）專利產品（見圖1）。

圖1　荷載箱

（2）樁基澆筑。將焊接好的鋼筋籠放入鉆孔，并澆筑混凝土。

（3）荷載箱加壓。使用高壓油泵和0.4級精密壓力表進行加壓，壓力表最大加壓值為60 MPa。

（4）基樁梁架設。布置平衡梁（基準梁），采用I20a工字鋼。基準樁采用I20a工字樁打入土中大于2 m。基準梁一端與基準樁鉸接，另一端與基準樁焊接，基準梁長度為8.0 m。為盡量減少試樁時外部因素的影響，搭設防風蓬架（保護罩），確保測試時儀表不受外界環境的影響。

（5）位移計安裝。位移量測裝置試驗時每根樁采用6只電子位移計量測試樁位移量的變位，通過磁性表座固定在基準梁上，2只用于量測荷載箱頂板的向上位移，2只用于量測荷載箱底板的向下位移，2只用于量測樁頂向上位移。

（6）試驗后荷載箱處壓漿

試樁試驗結束后，對3根試樁進行了荷載箱處的壓漿處理（見圖2）。

圖2　試樁荷載箱處壓漿

3　試驗測試

加載采用慢速維持荷載法，以試樁S1為例。當加載至第15級（對應加載值為2×38 000 kN）時，荷載箱向上位移較大，位移迅速增加至32.92 mm，此時荷載無法穩定，荷載箱上部上抬（見圖3），開始卸載。

圖3　S1樁頭上抬

根據現場實測數據繪制的Q-s曲線、s-lgt曲線（見圖4、圖5）。試樁荷載箱下段樁極限承載力取第15級加載值Quxi=38 000 kN，試樁荷載箱上段樁極限承載力取第14級加載值Qusi=35 462 kN。

圖4　S1樁Q-s曲線

圖5　S1樁lgt-s曲線

從S1樁Q-s曲線分析可知，上段樁和下段樁發揮曲線均為緩變型曲線形態。

4　成果分析

4.1單樁豎向抗壓極限承載力確定

《基樁靜載試驗自平衡法》（JT/T738-2009）根據各試樁的最終加載值，確定試樁的極限承載力（見表3）。

4.2軸力測試及相關指標計算

（1）軸力計算

S1試樁樁加載軸力分布如圖6所示。

圖6　S1基樁軸力分布圖

（2）樁側阻力和樁端阻力如圖7所示。

圖7　S1樁側摩阻力-位移曲線

（3）S1樁端阻力如圖8所示。

圖8　S1樁端阻力-位移曲線

4.3試樁轉換結果

（1）極限承載力

采用等效轉換方法，各試樁極限承載力取等效轉換方法計算結果（見表4）。

表4　極限承載力及位移一覽表

從表4可以看出，樁S2位移為134 mm時，極限承載力達到75 707 kN，而樁S3位移為18.58 mm時，極限承載力達到8 055 kN。發生位移差別不大，但達到的極限承載力盡10倍。這主要是因為樁S3基巖埋深為13 m，樁徑為2.5 m，而樁S2基巖埋深為6.8 m，樁徑為1.8 m。

（2）樁端承載力

各樁樁端承載力見表5。由表5可以看出，對于形同樁徑的樁S1（基巖埋深12.01 m）和樁S2（埋深6.8 m），S2發生位移5.05，樁端承載力即可達到19 367 kN，而S1發生位移15.65，樁端承載力即可達到18 758 kN。

表5　樁端承載力一覽表

如表6所示，樁徑為1.8 m時（樁S3），樁端阻力占21.14%。當樁徑為2.5 m時，端阻力比例平均值為26.18%（樁S1和樁S2），可見，隨著樁徑的增大，端阻力所占比例增大。

4.4試樁轉換結果

巖土層設計參數取值見表7。S1、S2、S3試樁單樁設計承載力分別為60 000 kN、60 000 kN、4 000 kN，其實測承載力分別為70 048 kN、75 707 kN、8 182 kN。

表6　承載力構成一覽表

表7　巖土層設計參數建議值　kPa

5　結論

（1）河口群黏土巖極限承載力荷載箱下段極限承載力分別為35 462 kN、38 000 kN、3 733 kN；荷載箱上段極限承載力分布為38 000 kN、38 000 kN、4 000 kN。

（2）河口群黏土巖上段樁和下段樁發揮曲線均為緩變型曲線形態。

（3）基巖埋深和試樁樁徑對基巖極限承載力的測定有一定影響。

（4）黏土巖實測強風化層最大側阻力平均值84.8，中風化最大側阻力平均328.3。

（5）3根試樁的承載力均可以滿足設計要求。因3根試樁的荷載箱下段樁均未達到極限值，試樁的極限承載力均大于實測值。嵌巖樁上部土體沒有充分發揮，與橋梁地基基礎規范中發揮系數基本一致。

[1]徐風云.樁承載力自平衡法的可靠性之質疑[J].公路，2004（7）: 12-19.

[2]徐長節，李碧青，蔡袁強.自平衡法試樁的承載特性試驗研究[J].浙江大學學報 :工學版,2012,46（7）:1263-1268.

[3]李君，呂 黃，楊喜雄.自平衡法在大直徑鋼管樁中的應用與淺析[J].華南港工，2009(114):26-29.

[4]胡柏學，袁銅森，楊春林，等.靜載試驗與自平衡法在巖溶地區應用對比分析[J].公路工程，2009,34（5）:1-12.

[5]王勇，呂茂豐.自平衡法在特大橋樁基承載力試驗中的應用[J].湖南理工學院學報:自然科學版，2010,23（4）：76-78.

[6]鮑育明，劉亞文，李志成，等.自平衡法在樁基承載力檢測中的應用[J].解放軍理工大學學報:自然科學版，2003,4（3）:49-52.

[7]李正祥.鐵路橋梁工程單樁承載力測試的自平衡法[J].鐵道標準設計，2010(6)：63-66.

U445.55

B

1009-7716（2016）10-0100-04

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2016.10.031

2016-06-28

廖海東（1974-），男，甘肅天水人，高級工程師，從事交通建設項目技術、質量行業管理工作。