大面積堆載下橋梁基樁負(fù)摩阻力試驗(yàn)研究

陳雪獎(jiǎng)， 周衛(wèi)濱， 鄧會(huì)元， 戴國(guó)亮， 龔維明

(1.臺(tái)州市沿海高速公路工程建設(shè)指揮部， 浙江 臺(tái)州 318000； 2.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院， 江蘇 南京 210096)

大面積堆載下橋梁基樁負(fù)摩阻力試驗(yàn)研究

陳雪獎(jiǎng)1， 周衛(wèi)濱1， 鄧會(huì)元2， 戴國(guó)亮2， 龔維明2

(1.臺(tái)州市沿海高速公路工程建設(shè)指揮部， 浙江 臺(tái)州 318000； 2.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院， 江蘇 南京 210096)

沿海地區(qū)主要通過(guò)吹填淤泥及泥沙進(jìn)行圍墾，由于吹填區(qū)域土質(zhì)較差，淤泥軟弱土層較厚，在后期填土作用下，土體會(huì)產(chǎn)生很大的固結(jié)沉降，易對(duì)橋梁基礎(chǔ)產(chǎn)生較大的負(fù)摩阻力，降低基樁承載力，增加橋梁的沉降位移。結(jié)合臺(tái)州灣大橋工程建設(shè)，選取三根基樁進(jìn)行大面積堆載下橋梁基樁負(fù)摩阻力試驗(yàn)，研究沿海吹填區(qū)域后期填土對(duì)橋梁基樁負(fù)摩阻力的影響，并結(jié)合不同理論方法計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比分析?，F(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果表明，堆載高度達(dá)到4 m高度，堆載面積為24 m×16 m時(shí)，負(fù)摩阻力總和達(dá)到2 687 kN左右，中性點(diǎn)深度約為29.5 m，約為0.36倍樁長(zhǎng)；負(fù)摩阻力的發(fā)展是隨時(shí)間而變化的，規(guī)范法計(jì)算出的負(fù)摩阻力總和計(jì)算結(jié)果比實(shí)測(cè)結(jié)果偏大，在實(shí)際工程中應(yīng)充分考慮負(fù)摩阻力的影響。

橋梁基樁； 大面積堆載； 固結(jié)； 負(fù)摩阻力； 理論計(jì)算

0 引言

近年，通過(guò)圍墾填海拓展生存和發(fā)展空間已經(jīng)成為緩解土地供需矛盾的重要方式之一。目前沿海地區(qū)主要通過(guò)吹填淤泥及泥沙進(jìn)行圍墾，但由于吹填區(qū)域土質(zhì)較差，在后期大面積填土及自身固結(jié)沉降作用下會(huì)使建筑物樁基及橋梁基礎(chǔ)產(chǎn)生較大的負(fù)摩阻力。

早在20世紀(jì)30年代，Terzaghi和Peck[1]在調(diào)查荷蘭沿海地區(qū)一些采用樁基礎(chǔ)的建筑物不均勻沉降問(wèn)題時(shí)，發(fā)現(xiàn)由于樁周土的沉降大于樁基沉降，樁側(cè)摩阻力與荷載作用方向相同，增加了實(shí)際作用在樁上的荷載，由此他們第一次提出了基樁的“負(fù)摩阻力”概念；1965 年，Johannessen 和 Bjerrum[2]對(duì)鋼管樁在樁側(cè)土中孔隙水壓變化時(shí)的負(fù)摩擦力分布進(jìn)行檢測(cè)，得到了負(fù)摩擦力沿樁身變化的規(guī)律，提出計(jì)算負(fù)摩擦力的有效應(yīng)力法；1969 年，Endo[3]等對(duì)較厚沉積層中的四根不同性質(zhì)的鋼管樁(端承樁、開口摩擦樁、閉口摩擦樁和斜樁)進(jìn)行兩年多的長(zhǎng)期監(jiān)測(cè)，分析了由于固結(jié)使孔隙水壓的消散時(shí)中性點(diǎn)位置、下拉力和樁端反力的變化規(guī)律，并討論了計(jì)算負(fù)摩擦力的有效應(yīng)力法與總應(yīng)力法；2009 年，夏力農(nóng)等[4]對(duì)三根試樁施加不同荷載進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試試驗(yàn)，研究在地面堆載作用下樁基負(fù)摩阻力性狀的時(shí)間效應(yīng)，試驗(yàn)結(jié)果表明下拉力隨著堆載作用的時(shí)間延續(xù)而增大，穩(wěn)定的下拉力隨著樁頂荷載的增加而減小，并且樁頂荷載推遲了負(fù)摩阻力出現(xiàn)的時(shí)間。2013 年，黃挺等[5]設(shè)計(jì)了能實(shí)現(xiàn)樁頂加載及較大超載值的單樁及雙樁負(fù)摩阻力模型試驗(yàn)，樁周土采用砂土和軟黏土夾層。試驗(yàn)結(jié)果顯示，沉降、負(fù)摩阻力具有明顯的時(shí)間效應(yīng)，黏土夾層處的負(fù)摩阻力隨土體固結(jié)而增長(zhǎng)，其基本變化規(guī)律與沉降相同。2015 年，劉茲勝[6]在上海洋山深水港工程鋼管樁進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，研究了大面積高填土軟土地基在拋石作用下，樁基負(fù)摩阻力作用規(guī)律，取得了試驗(yàn)樁負(fù)摩阻力分布、數(shù)值大小、隨時(shí)間變化情況、中性點(diǎn)位置、下拉荷載等關(guān)鍵參數(shù)的認(rèn)識(shí)。以上研究者對(duì)關(guān)于樁基負(fù)摩阻力方面的室內(nèi)和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)做了大量的工作，得出了一些有價(jià)值的結(jié)論。

雖然基樁負(fù)摩阻力研究[7-12]較多，但是沿海吹填區(qū)橋梁基樁負(fù)摩阻力研究較少，特別是在大面積堆載作用下橋梁基樁的負(fù)摩阻力現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究較少。臺(tái)州灣大橋部分橋段位于沿海吹填區(qū)域，后期需大面積填土，因此有必要研究沿海吹填區(qū)域后期大面積填土對(duì)橋梁基樁負(fù)摩阻力的影響。

1 工程概述

浙江省臺(tái)州灣大橋及接線工程橋梁基礎(chǔ)較多，且橋梁基礎(chǔ)穿越沿海吹填深厚軟土地區(qū)，工程附近有類似橋梁工程因?yàn)闆](méi)有充分考慮負(fù)摩阻力影響而進(jìn)行加固的先例，增加了巨大的成本。因此，有必要對(duì)吹填區(qū)工程樁進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，研究負(fù)摩阻力對(duì)橋梁基礎(chǔ)的影響?，F(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)選取在箬橫1號(hào)高架橋29號(hào)墩右幅的三根試驗(yàn)基樁。

本工程橋梁基樁試驗(yàn)位置經(jīng)過(guò)的主要是沿海吹填區(qū)域，大部分區(qū)域軟土層深厚，局部路段60 m下有較厚的卵石層，工程地質(zhì)條件差，軟土層多超過(guò)20 m，巖石埋深超過(guò)120 m?；鶐r面以上中、下部土層主要為粉質(zhì)粘土，承載能力相對(duì)較差。試驗(yàn)區(qū)域鉆孔ZKC134孔號(hào)位于K183+099.80以左51.1 m位置處，鉆孔地勘值顯示②-2和②-3土層為淤泥質(zhì)粘土，土質(zhì)較差，而且土層厚度達(dá)到24 m左右。地表以下為2 m左右粉質(zhì)粘土，2 m以下為24 m左右淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土軟弱土層，狀態(tài)為流塑，高壓縮性。地基土地表以下2 m左右可見地下水位，含水率較高，飽和度達(dá)到95%以上。地層土部分物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 土的物理力學(xué)指標(biāo)Table1 Physicalandmechanicalindexesofsoil序號(hào)土質(zhì)名稱厚度/m巖性描述密度/(kg·m-3)壓縮模量Es/MPa側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值/kPa1①-1粉質(zhì)粘土2軟塑1980654302②-2淤泥質(zhì)粘土10流塑1738201123②-3淤泥質(zhì)粘土14流塑1711228124③-3黏土8軟塑1767307205④-2粉質(zhì)粘土239軟塑1880460306⑤-2粉質(zhì)粘土123可塑1870475357⑤-5黏土148可塑1874500408⑥-1粉質(zhì)粘土125可塑1925571459⑥-2粉質(zhì)粘土286可塑19295654010⑥-4卵石31密實(shí)2200—90

2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)橋梁基樁為箬橫1號(hào)高架橋29號(hào)墩右幅工程樁，采用GPS-250正循環(huán)回旋鉆鉆孔施工工藝進(jìn)行施工，三根基樁(SZ4～SZ6)從2013年1月14日開始鉆孔、成孔、灌注混凝土，于2013年1月25日全部灌注混凝土成樁。樁底標(biāo)高-81.0 m，樁徑均為1.5 m，樁端持力層為黏土。

由于受現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際條件的制約，周圍為農(nóng)田，因此選用堆土為梯形形狀，對(duì)稱填土堆載，可近似研究大面積堆載下橋梁基樁的受力性狀。堆載梯形上表面平面尺寸為14 m×4 m，下表面尺寸為24 m×16 m?；鶚禨Z4、SZ5、SZ6位于堆載的中軸線上，樁間距為5.6 m，堆載高度為4 m，堆載尺寸示意圖見圖1。

采用鋼筋計(jì)來(lái)測(cè)量樁身各個(gè)截面軸力變化，如圖2所示，自上而下在圖中對(duì)應(yīng)標(biāo)高截面處布置兩根鋼筋計(jì)，在H范圍內(nèi)(即標(biāo)高在+2.68 m～-31.32 m內(nèi))，自上而下每間隔1.5 m對(duì)稱布置兩根鋼筋計(jì)(此布置未在圖中顯示鋼筋計(jì)符號(hào))，以上重復(fù)時(shí)，布置4根鋼筋計(jì)。這樣布置鋼筋計(jì)一方面是由于基樁樁長(zhǎng)較長(zhǎng)達(dá)到83.68 m左右，考慮施工過(guò)程中鋼筋計(jì)可能部分被損壞；另一方面是由于負(fù)摩阻力主要出現(xiàn)在樁身上段，因而上段部分布置較密集。最終每根樁共埋設(shè)64只鋼筋計(jì)，如圖2所示。

圖1 堆載尺寸示意圖(單位： m)Figure 1 Schematic diagram of load scale size(unit： m)

圖2 SZ4～SZ6鋼筋計(jì)布置圖Figure 2 Arrangement plan of stress gauge of pile SZ4～SZ6

由于本試驗(yàn)橋梁基樁的上部結(jié)構(gòu)尚未完成，因此樁頂沒(méi)有施加樁頂荷載，樁頂僅是填土作用的荷載。堆載之前按照設(shè)計(jì)的梯形堆載方案進(jìn)行放樣，然后于2013年9月17日上午開始填土堆載，當(dāng)日下午完成設(shè)計(jì)要求堆載。由于本試驗(yàn)條件有限，堆載時(shí)沒(méi)有對(duì)樁頂進(jìn)行隔離措施，而是直接將填土掩埋樁頂，但是這并不影響樁側(cè)摩阻力的特性。試驗(yàn)從9月份持續(xù)到12月份，先后進(jìn)行了6次測(cè)試。不同測(cè)試時(shí)間列于表2。

表2 不同測(cè)試時(shí)間記錄表Table2 Differenttesttimerecord次數(shù)測(cè)試時(shí)間堆載情況第一次2013-09-11堆載前第二次2013-09-17上午堆載高度為2m左右第三次2013-09-17下午堆載完成，約4m高第四次2013-09-20堆載完成3天之后第五次2013-10-17堆載完成1個(gè)月之后第六次2013-12-18堆載完成3個(gè)月之后

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 樁身軸力測(cè)試結(jié)果

通過(guò)實(shí)測(cè)結(jié)果分析，SZ4～SZ6樁身軸力不同測(cè)試階段隨深度變化如圖3所示。

圖3 SZ4～SZ6基樁樁身軸力不同測(cè)試階段隨深度變化圖Figure 3 The pile axial force with depth variation of pile SZ4～SZ6 under different testing time

由圖3可以看出：3根試樁樁身軸力在堆載之后先增大后減小，且樁身軸力在堆載之后前1個(gè)月內(nèi)變化較大，在堆載之后一個(gè)月到三個(gè)月之內(nèi)，樁身軸力變化較小，可認(rèn)為堆載之后3個(gè)月土體固結(jié)基本達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。由圖3(a)可知：SZ4樁身軸力在堆載之后先增大后減小即產(chǎn)生了負(fù)摩阻力，堆載一個(gè)月后樁身最大軸力為2 804 kN，堆載三個(gè)月后樁身最大軸力為2 836 kN，均出現(xiàn)在標(biāo)高-28.0 m左右位置處，軸力大小相差只有0.8%，說(shuō)明土體固結(jié)基本達(dá)到穩(wěn)定，由于試驗(yàn)中基樁樁頂上掩埋4 m高填土堆載，填土按照重度為21 kN/m3計(jì)算，相當(dāng)于樁頂施加了150 kN左右的荷載，若考慮樁頂上掩埋土堆載的影響時(shí)，產(chǎn)生的最大負(fù)摩阻力總和約為2 650 kN，中性點(diǎn)位置離樁頂約30 m深度處(即-28 m標(biāo)高位置處)。由圖3(b)可知：中心樁SZ5從堆載1個(gè)月到3個(gè)月，樁身最大軸力由2 874 kN變?yōu)? 000 kN，大小相差4.4%，若考慮樁頂上掩埋土作為樁頂荷載的影響時(shí)，產(chǎn)生的最大負(fù)摩阻力總和約為2 850 kN，中性點(diǎn)位置離樁頂約29 m深度處(即-26.32 m標(biāo)高位置處)。由圖3(c)可知：SZ6從堆載1個(gè)月到3個(gè)月，樁身最大軸力由2 680 kN變?yōu)? 717 kN，大小相差1.4%，若考慮樁頂上掩埋土作為樁頂荷載的影響時(shí)，產(chǎn)生的最大負(fù)摩阻力總和約為2 560 kN，中性點(diǎn)位置離樁頂約30 m深度處(即-28 m標(biāo)高位置處)。此外，由圖3還可以看出：由于樁端持力層為黏土層，基樁為摩擦樁，樁端端阻力較小，這也滿足摩擦樁的特性。

雖然實(shí)測(cè)的3根基樁樁身軸力有一定的差異。但是各樁的摩阻力變化規(guī)律較類似，均出現(xiàn)明顯的負(fù)摩阻力現(xiàn)象，堆載3個(gè)月后，最大和最小的負(fù)摩阻力總和相差11.3%，中性點(diǎn)深度位置相差不大，大概在29～30 m范圍內(nèi)。因此，土體固結(jié)達(dá)到穩(wěn)定之后，即3個(gè)月左右之后，三根樁的樁身軸力和中性點(diǎn)位置差別均較小，可通過(guò)取3根試樁的負(fù)摩阻力和中性點(diǎn)位置平均值作為此吹填區(qū)域橋梁基樁在堆載作用下的負(fù)摩阻力大小和中性點(diǎn)位置，即基樁負(fù)摩阻力總和取均值為2 687 kN，中性點(diǎn)位置取為29.5 m深度位置處。

3.2 樁側(cè)負(fù)摩阻力分析

堆載3個(gè)月后土體基本達(dá)到固結(jié)穩(wěn)定狀態(tài)，樁側(cè)摩阻力趨于穩(wěn)定，此時(shí)試驗(yàn)基樁側(cè)摩阻力分布規(guī)律如圖4所示。由圖可知，在堆載作用下，樁側(cè)開始出現(xiàn)負(fù)摩阻力，然后到達(dá)中性點(diǎn)之后轉(zhuǎn)為正摩阻力，3根試樁樁身側(cè)摩阻力變化規(guī)律總體上相似。由于地表以下2 m左右深度土層為粉質(zhì)粘土，粉質(zhì)粘土以下24 m左右為淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土，因此靠近地表附近出現(xiàn)側(cè)摩阻力先增大后減小現(xiàn)象。越靠近中性點(diǎn)位置，樁土相對(duì)位移較小，側(cè)摩阻力因?yàn)闆](méi)有充分發(fā)揮出來(lái)而表現(xiàn)較小值。此外，中性點(diǎn)以上淤泥軟弱土層基樁負(fù)摩阻力約為(10～20 kPa)范圍，中性點(diǎn)以下基樁正摩阻力值約為(10～36 kPa)范圍。在樁端附近，由于樁的位移相對(duì)樁周土較大，側(cè)摩阻力發(fā)揮較充分，因此出現(xiàn)增大趨勢(shì)。此外，對(duì)比表1所示的側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值可知，負(fù)摩阻力約為對(duì)應(yīng)土層側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值的66%～83%。

圖4 SZ4～SZ6樁側(cè)摩阻力隨深度變化曲線Figure 4 The curves of pile side friction with depth of pile SZ4～SZ6

4 不同方法理論計(jì)算分析

4.1 有效應(yīng)力法分析

有效應(yīng)力法又稱為β法，該法從土體內(nèi)的抗剪強(qiáng)度出發(fā)，認(rèn)為樁土間的摩阻力同樣取決于作用在土體的有效應(yīng)力。具體的計(jì)算公式為：

(1)

β是靜止土壓力系數(shù)和界面摩擦角的綜合表達(dá)，主要與基樁所處的土層性質(zhì)有關(guān)。β的取值國(guó)內(nèi)外研究人員建議的取值略有差異。根據(jù)公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范建議取值[13]、以及美國(guó)Garlanger等人的建議取值、和日本建筑基礎(chǔ)構(gòu)造設(shè)計(jì)規(guī)準(zhǔn)[14]建議值、加拿大Bjerrum的建議取值[15]，分別計(jì)算基樁負(fù)摩阻力，結(jié)果如表3所示。

表3 基于有效應(yīng)力法基樁負(fù)摩阻力計(jì)算結(jié)果Table3 Thecalculationresultsofpilenegativefrictionbasedontheeffectivestress(ZKC134)土層Bjerrum建議方法公路橋涵地基與基礎(chǔ)規(guī)范(JTGD63-2007)美國(guó)Garlanger等人建議方法日本建筑基礎(chǔ)構(gòu)造設(shè)計(jì)規(guī)準(zhǔn)系數(shù)β側(cè)摩阻力/kPa系數(shù)β側(cè)摩阻力/kPa系數(shù)β側(cè)摩阻力/kPa系數(shù)β側(cè)摩阻力/kPa①-1粉質(zhì)粘土02540502540502324025405②-2淤泥質(zhì)粘土02138602138602138602517325②-3淤泥質(zhì)粘土02311940231194023119402538993③-3黏土012191602554790243830255479負(fù)摩阻力總和/kN3109365134624328

由表3計(jì)算結(jié)果可知：不同方法建議取值得到的樁側(cè)負(fù)摩阻力總和計(jì)算結(jié)果有一定的差異，采用中國(guó)規(guī)范計(jì)算的平均負(fù)摩阻力大小約為26.28 kPa=3 651/(3.14×1.5×29.5)，相對(duì)于中國(guó)規(guī)范計(jì)算方法，Bjerrum建議方法計(jì)算出的負(fù)摩阻力總和比中國(guó)規(guī)范小14.8%左右，平均負(fù)摩阻力約為22.38 kPa=3 109/(3.14×1.5×29.5)；美國(guó)Garlanger等人建議方法計(jì)算出的負(fù)摩阻力總和比中國(guó)規(guī)范小5.2%左右，平均負(fù)摩阻力約為24.92 kPa=3 462/(3.14×1.5×29.5)；日本建筑基礎(chǔ)構(gòu)造設(shè)計(jì)規(guī)準(zhǔn)計(jì)算出的負(fù)摩阻力總和比中國(guó)規(guī)范大18.5%左右，平均負(fù)摩阻力約為31.15 kPa=4 328/(3.14×1.5×29.5)。

4.2 層狀土中基樁負(fù)摩阻力理論計(jì)算法

根據(jù)層狀土迭代法計(jì)算理論[16]，如圖5所示，土體中原來(lái)的豎向應(yīng)力為P0z，由于軟土固結(jié)負(fù)摩阻力發(fā)展后，有一部分豎向應(yīng)力由負(fù)摩阻力承擔(dān)，此時(shí)，土體中豎向應(yīng)力變?yōu)镻vz。不考慮固結(jié)過(guò)程引起的土體中豎向應(yīng)力的變化，認(rèn)為土體中豎向應(yīng)力的減少量即為負(fù)摩阻力的增量。根據(jù)土體微單元豎向應(yīng)力的變化等于單位面積內(nèi)樁上的負(fù)摩阻力的增量，可得如下微分方程：

(2)

式中：Z為從地面算起負(fù)摩阻力的影響深度；P0z為在Z處，打樁前土中的有效豎向應(yīng)力；Pvz為在Z處，打樁后土中的有效豎向應(yīng)力；n′為單位面積的樁數(shù)；U為單樁的周長(zhǎng)；τ為沿樁身的極限抗剪強(qiáng)度，

τ=K0·tanφ′·pvz+c′

(3)

式中：K0為土的側(cè)壓力系數(shù)；φ′為土的有效內(nèi)摩擦角。

圖5 負(fù)摩阻力引起土中豎向應(yīng)力變化圖Figure 5 The vertical stress variation caused by negative skin friction resistance in soil

將公式(3)代入公式(2)可得，

(4)

(5)

利用以上理論公式結(jié)合邊界條件可求得中性點(diǎn)以上各層土的下拉荷載(見圖6)則，各個(gè)土層負(fù)摩阻力計(jì)算公式如下：

(6)

(7)

圖6 層狀土中樁基負(fù)摩阻力計(jì)算圖Figure 6 The calculation chart of pile negative skin friction in layered soil

同理，第n層土范圍內(nèi)樁的負(fù)摩阻力為：

(8)

因此，計(jì)算分層土的樁基負(fù)摩阻力的計(jì)算公式為：

(9)

根據(jù)上述層狀土迭代法計(jì)算理論計(jì)算基樁負(fù)摩阻力，基于層狀土理論計(jì)算法ZKC134地層條件下負(fù)摩阻力影響深度為29.5 m時(shí)，計(jì)算得到的負(fù)摩阻力總和為2 448 kN，比中國(guó)規(guī)范法計(jì)算值小32.9%，引起樁側(cè)平均負(fù)摩阻力大小約為17.6 kPa=2 448/(3.14×1.5×29.5)。

4.3 不同方法結(jié)果對(duì)比分析

通過(guò)前述分析，現(xiàn)將現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)、理論計(jì)算結(jié)果見表4。

由表4結(jié)果可知：根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果，取中性點(diǎn)深度為29.5 m，然后利用不同理論計(jì)算方法計(jì)算負(fù)摩阻力。公路橋涵規(guī)范計(jì)算得到的負(fù)摩阻力總和約為3 651 kN，而現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)負(fù)摩阻力總和大小約為2 560～2 850 kN范圍。所以按照規(guī)范法設(shè)計(jì)時(shí)偏于保守，規(guī)范法比實(shí)測(cè)偏大28.1%～42.6%，因此，在實(shí)際按照規(guī)范法設(shè)計(jì)橋梁基樁時(shí)可對(duì)負(fù)摩阻力大小進(jìn)行適當(dāng)優(yōu)化，這不僅滿足工程要求，而且也降低了工程成本。此外，Bjerrum建議方法計(jì)算得到的負(fù)摩阻力總和為3 109 kN，比實(shí)測(cè)值偏大9.1%～21.4%；美國(guó)Garlanger等人建議方法計(jì)算得到的負(fù)摩阻力總和為3 462 kN，比實(shí)測(cè)值偏大21.5%～35.2%；日本建筑基礎(chǔ)構(gòu)造設(shè)計(jì)規(guī)準(zhǔn)計(jì)算得到的負(fù)摩阻力總和為4 328 kN，比實(shí)測(cè)值偏大51.9%～69.1%，計(jì)算結(jié)果更加保守。層狀土迭代法計(jì)算得到的負(fù)摩阻力總和為2 448 kN，比實(shí)測(cè)值偏小4.4%～14.1%，計(jì)算結(jié)果相對(duì)實(shí)測(cè)值略微偏小，但與實(shí)測(cè)值相差較小。因此，在本工程基樁負(fù)摩阻力計(jì)算中，建議采用Bjerrum計(jì)算方法，計(jì)算值雖然比實(shí)測(cè)值偏大9.1%～21.4%，但是能夠保證工程設(shè)計(jì)要求。若按照中國(guó)規(guī)范法計(jì)算基樁負(fù)摩阻力，可適當(dāng)乘以0.8～0.85的折減系數(shù)；若按照層狀土迭代法計(jì)算基樁負(fù)摩阻力，可適當(dāng)乘以1.2～1.3的系數(shù)。

表4 不同方法得到的基樁負(fù)摩阻力統(tǒng)計(jì)表Table4 Thestatisticaltableofpilenegativefrictionaccordingtodifferentmethods理論計(jì)算結(jié)果/kN有效應(yīng)力法Bjerrum建議方法公路橋涵地基與基礎(chǔ)規(guī)范(JTGD63-2007)美國(guó)Garlanger等人建議方法日本建筑基礎(chǔ)構(gòu)造設(shè)計(jì)規(guī)準(zhǔn)層狀土迭代法現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果/kN中心樁SZ5310936513462432824482850邊樁SZ4或SZ6310936513462432824482560～2650

5 結(jié)論

由于受現(xiàn)場(chǎng)條件的制約，本次現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)僅是按照設(shè)計(jì)的梯形進(jìn)行堆載填土，但試驗(yàn)基樁相對(duì)堆土尺寸來(lái)說(shuō)很小，可近似認(rèn)為大面積堆載。雖然測(cè)試出來(lái)的結(jié)果3根樁略有差異，但是總體上相差不大，為研究大面積填土作用下橋梁基樁負(fù)摩阻力仍具有一定的參考價(jià)值。

① 堆載高度達(dá)到4 m高度，堆載面積為24×16 m時(shí)，基樁負(fù)摩阻力總和達(dá)到2 687 kN左右，中性點(diǎn)深度約為29.5 m。因此，在橋梁建設(shè)時(shí)應(yīng)充分考慮大面積堆載下負(fù)摩阻力對(duì)橋梁基樁的影響，而不能將樁身全部按照正摩阻力進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算，負(fù)摩阻力的存在大大降低了橋梁基樁的工程荷載。

② 堆載后基樁軸力在不同測(cè)試階段不一樣，樁側(cè)負(fù)摩阻力隨時(shí)間而變化，堆載達(dá)到三個(gè)月左右時(shí)，3根試樁側(cè)摩阻力基本達(dá)到穩(wěn)定，說(shuō)明負(fù)摩阻力存在明顯的時(shí)效性，在工程中宜考慮負(fù)摩阻力的時(shí)效性影響。

③ 通過(guò)應(yīng)用不同理論計(jì)算方法進(jìn)行計(jì)算分析可知，不同計(jì)算方法計(jì)算結(jié)果差別較大，在本工程吹填區(qū)域，可根據(jù)實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)本工程橋段負(fù)摩阻力計(jì)算提供參考并對(duì)橋梁基樁設(shè)計(jì)進(jìn)行優(yōu)化，在設(shè)計(jì)計(jì)算同類工程條件下橋梁基樁負(fù)摩阻力時(shí)，建議采用Bjerrum計(jì)算方法，或者將中國(guó)規(guī)范計(jì)算法和層狀土迭代法計(jì)算結(jié)果乘以相應(yīng)的系數(shù)，保證工程設(shè)計(jì)安全性要求以及經(jīng)濟(jì)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

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51478109)；國(guó)家“973”計(jì)劃(2013CB036304)；浙江省交通運(yùn)輸廳科研計(jì)劃項(xiàng)目(2014H10)

陳雪獎(jiǎng)(1968 — )，男，浙江黃巖人，高級(jí)工程師，從事橋梁工程設(shè)計(jì)與管理工作。

TU 473

A

1674 — 0610(2016)06 — 0082 — 07