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垣翁
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1 第 18 卷第 6 期 2018 年 12 月交通运输工程学报 JournaofTrafcandTransporaonEngneerng Vo 18 No 6 Dec.2018 文章编号 :1671G1637(2018)06G0027G10 岩溶区桥梁桩基承载力试验与合理嵌岩深度董芸秀 1,2, 冯忠居 1, 郝宇萌 3, 姚宏生 4, 张新旺 5, 谢富贵 6 (1 长安大学公路学院, 陕西西安 ;2 陇东学院土木工程学院, 甘肃庆阳 ;3 中交第二公路摘勘察设计研究院有限公司, 湖北武汉 ;4 中国建筑第六工程局有限公司, 天津 ; 5. 平顶山市公路管理局, 河南平顶山 ;6 成都兴城建设管理有限公司, 四川成都 ) 要 : 为研究岩溶区桥梁桩基的承载特性, 依托平顶山市西斜立交桥实体工程, 进行了桩基静载试验, 通过在桩端和桩顶布设应变传感器和位移计, 测得了桩身内力, 分析了岩溶区桥梁桩顶荷载 (Q)G 沉降 (s) 规律 ; 考虑现有桩基设计的局限性, 结合静载试验结果, 采用不同函数模型预测了单桩竖向极限承载力 ; 基于岩 G 桩体系宽梁力学模型和溶洞顶板拉 G 弯破坏模式, 探讨了桩基嵌岩深度的计算方法, 提出了一种适于岩溶区桥梁桩基嵌岩深度的优化方法. 研究结果表明 : 各级荷载作用下桩基 QGs 曲线呈缓变型发展, 当桩顶荷载较小时, 曲线基本呈线性, 当桩顶荷载大于 6000kN 时, 曲线逐渐变为非线性, 虽然桩已嵌入灰岩较深, 但仍表现为典型的摩擦桩承载性状, 当加载到 8400kN 时, 桩顶沉降为 3.69mm, 远小于 0.03D(D 为桩径 ) 或 40mm 的破坏标准, 桩端阻力为 122.9kN, 仅占桩顶荷载的 1.6%, 桩的承载力尚有富余 ; 在静载试验全过程中, 桩的受力状态处于 Kuhawy 理论的第 1 阶段, 桩侧阻力和桩端阻力同步发挥 ; 双曲线模型拟合精度在 0.99 以上且预测值偏安全, 建议在同类工程中优先考虑采用 ; 在同时满足溶洞顶板安全厚度和桩基承载力与稳定性要求的前提下, 采用提出的计算方法可使桩的嵌岩深度减小 2.4m. 关键词 : 岩土工程 ; 岩溶区 ; 桩基 ; 静载试验 ; 承载力 ; 嵌岩深度 ; 溶洞顶板厚度中图分类号 :TU473 文献标志码 :A Expermenonbearngcapacyofbrdgepefoundaonsn karsareasandreasonaberockgsockeeddeph DONG YunGxu 1,2,FENGZhongGju 1,HAO YuGmeng 3,YAO HongGsheng 4, ZHANG XnGwang 5,XIEFuGgu 6 (1.SchooofHghway,Chang anunversy,x an710064,shaanx,chna;2.schooofcvengneerng, LongdongUnversy,Qngyang745000,Gansu,Chna;3.CCCCSecondHghwayConsuanCo.,Ld., Wuhan430056,Hube,Chna;4.ChnaConsruconSxhEngneerngDvsonCo.,Ld.,Tanjn300450, Chna;5.PngdngshanCyHghwayAdmnsraon,Pngdngshan467001,Henan,Chna; 6.ChengduXngchengConsruconManagemenCo.,Ld.,Chengdu610000,Schuan,Chna) Absrac:Tosudyhebearngcharacerscsofbrdgepefoundaonsn karsareas,wh reevanceoxxeoverpassprojecnpngdngshancy,hepefoundaonsacoadeswas carredou.bypacngsransensorsanddspacemenmeersahepeopandboom,he nernaforcesofpeweremeasured,andpeopoad(q)gseemen(s)awofbrdgenkars areawasanayzed.consdernghemaonsofcurrenpefoundaondesgnandcombnng 收稿日期 :2018G07G31 基金项目 : 国家自然科学基金项目 ( ); 河南省交通运输厅科技项目 (2014K48) 作者简介 : 董芸秀 (1989G), 女, 甘肃庆阳人, 陇东学院讲师, 长安大学工学博士研究生, 从事公路桥梁桩基承载特性研究. 通讯作者 : 冯忠居 (1965G), 男, 山西运城人, 长安大学教授, 工学博士.

2 28 交通运输工程学报 2018 年 hesacoadesresus,hevercaumaebearngcapacyofasngepewaspredced usngdferenfuncon modes.basedonhewdebeam mechancamodeofrockgpesysem andensegbendngfauremodeofkarscaveroof,hecacuaon mehodsforherockgsocke dephofpefoundaon were dscussed,and an opmzed cacuaon mehodforherockg sockeeddephofbrdgepefoundaonsnkarsareaswasproposed.researchresushowsha underdferenoadeves,heqgscurveexhbssowygvaryngdeveopmens.whenhepe opoadssma,heqgscurvesbascaynear.whenhepeopoadsgreaerhan6000kn, heqgscurvebecomesnonnear.ahoughhepesembeddeddeepynomesone,s showsypcafrconpecharacerscs.whenoadedo8400kn,hepeopseemens 3 69mm,faresshanhefaurecreronof0 03D (Dshepedameer)or40mm.Thepe pressances122 9kN,accounngforony1 6% ofhepeopoad.bearngcapacyofpe sssufcen.overheenresacoadesngprocess,hesresssaeofpesnhefrs sageofkuhawyheory.thepepandsderessancesdeveopsynchronousy.thefng accuracyofhyperboamodesabove0 99andhepredcedvauesdeermnedobesafe.Thus, hemodesrecommendedforusensmarprojecs.theproposedcacuaonmehodcanreduce herockgsockeeddephofpeby2.4 m,whemeengherequremensforsafehcknessof karscaveroof,as weasbearngcapacyandsabyofpefoundaon.6abs,12fgs, 31refs. Key words:geoechncaengneerng;karsarea;pefoundaon;sacoad es;bearng capacy;rockgsockeeddeph;karscaveroofhckness Auhorresumes:DONGYunGxu(1989G),femae,ecurer,docorasuden,DongYunxu_0524@163.com; FENGZhongGju(1965G),mae,professor,PhD,ysf@g.chd.edu.cn. 0 引言岩溶在中国分布十分广泛, 是工程建设中常见的地质灾害之一. 近年来随着中国交通基础设施建设的加速, 公路等级逐步提高, 为满足高等级公路线形标准的要求, 岩溶地区兴建了众多大型桥梁隧道等结构. 岩溶区的地质情况复杂多变, 因桩基础具有承载力高沉降小等优点, 在该类型地区被广泛采用, 但许多岩溶桩基问题也突显出来, 如广佛放射线部分区段灰岩区地质条件复杂, 在施工过程中部分桩出现斜孔漏浆和孔壁坍塌等现象, 少数桩出现卡 [1G2] 锤埋锤和地面塌陷等问题. 潭邵高速公路湘中石灰岩地区覆盖层较薄, 塌孔斜孔扩径卡锤漏 [3] 浆与流沙等事故频繁发生. 岩溶发育使桩基所嵌入的岩层表面起伏不平, 临空面丰富, 造成基坑和桩孔内大量突泥涌水, 这将导致工程坍塌等危害发生, 对周边环境构成威胁, 同时严重影响桥梁桩基工程 [4G6] 质量与承载性能, 威胁上部结构安全. 设计时若采用较大安全系数, 也会造成工程浪费. 目前, 对岩溶区桩基问题的研究主要集中在溶洞顶板力学特性和稳定性分析等方面. 黎斌等基于岩溶顶板与桩基的相互作用力学特性, 建立了不同的力学模型, 提出了溶洞顶板安全厚度计算公式及 [7G13] 其稳定性分析和评价方法 ; 汪稔等针对岩溶区桥梁桩基承载特性开展研究, 发现桥梁桩基承载力与溶洞几何尺寸分布特征围岩特性岩溶发育程度溶洞顶板厚度以及嵌岩桩尺寸等因素密切相 [14G19] 关 ; 龚平等通过岩溶区桩基静载试验, 发现嵌岩桩桩端岩层较坚硬时, 其承载力很高, 在桩顶荷载加至极限荷载时, 桩端岩石依旧处于弹性阶段, 即此时桩端阻力并未发挥到极致, 嵌岩桩的承载能力还有 [20] 很大提升空间 ;Pes 等根据岩溶区桩基的工程特点, 推导了岩溶区桥梁桩基嵌岩深度计算公 [21] 式 ; 刘晓明等结合岩溶区桥梁实体工程, 提出了能综合考虑溶洞顶板承载限值和承台梁桩土共同 [22G23] 作用的岩溶区桩基设计优化方法. 现阶段对岩溶区桩基承载特性的研究多见于高层建筑桩基, 在计算岩溶区桩基嵌岩深度时, 多是假定溶洞顶板以冲切破坏为主, 对溶洞顶板的其他破坏形式考虑较少, 系统的岩溶区桥梁桩基理论成果尚显不足, 致使在采用现行规范设计岩溶区桥梁桩基时存在明显盲目性, 因此, 研究岩溶区桥梁桩基承

3 第 6 期董芸秀, 等 : 岩溶区桥梁桩基承载力试验与合理嵌岩深度 29 载特性对桩基设计而言十分必要. 本文依托平顶山市西斜立交桥实体工程, 选用 ZK37 号工程桩进行竖向静载试验, 研究了岩溶区桥梁桩基的承载特性, 提出了适用于岩溶区桥梁桩基嵌岩深度的计算方法. 1 试验内容 1.1 工程概况与场地条件工程概况平顶山市西斜立交桥长约 470 m, 上部结构为现浇连续箱梁, 下部采用柱式墩台, 基础为钻孔灌注桩. 全桥共设桥台 2 个, 每个桥台下设 6 根桩, 桥墩表 1 22 个, 每个墩下设 4 根桩. 桥梁所处区域地形较平坦开阔, 属于山前冲击倾斜平原地貌, 地面高程约为 89 30m 地质条件该工程地质特征见表 1. 本场地第四系土层覆盖了全部岩层, 厚度均小于 30 m, 此溶洞属于隐蔽型溶洞岩溶特征经前期工程勘探, 在拟建的 1~16 号墩之间为岩溶发育区, 现场试验位于 6 号墩处, 此处岩溶发育程度强,6 号墩处岩溶特征参数见表 2. 地质条件 Tab.1 Geoogcacondons 土质名称特征层底标高 /m 层厚 /m 人工填土褐黄色灰黄色, 由碎石土和块石土组成, 结构松散黏土灰黄 ~ 褐黄色, 可塑 ~ 硬塑, 稍湿, 含少量砾石. 84.4~ ~4.1 棕红, 稍湿, 含大量黑色铁锰质结核, 含 20%~30% 灰白色钙质结核, 粒径 20~30mm, 最大约含钙核黏土 60mm. 层底钙核富集, 钙核质量占比可达 50% ~60%, 局部已半胶结成岩石状. 层底局部含碎石和角砾, 成分为砂岩碎块. 64.4~ ~20.5 岩溶化白云质灰岩灰白色, 以白云石为主, 少量泥质, 局部含角砾碎屑, 钙质中等胶结, 中厚层构造, 岩体破碎, 溶蚀现象发育, 蜂窝状构造, 空隙充填黏性土, 局部发育成溶洞. 60.5~ ~6.8 弱风化白云质灰岩青灰色, 以方解石白云石为主, 隐晶结构, 中厚层构造. 岩石较完整, 较坚硬, 节理裂隙较发育. 在该层中夹岩溶化白云质灰岩, 棕黄黄色, 为碎裂结构岩体, 溶蚀强烈, 蜂窝状构造, 局部形成溶洞, 为中空或充填有黏性土, 岩芯易受压破碎. 表 2 6 号墩岩溶特征参数 Tab.2 KarscharacerscparameersofperNo.6 岩溶特征基岩顶板基岩顶板溶洞高度 / 最低溶洞溶洞数参数标高 /m 起伏程度 /m m 底板标高 /m 取值 66.8~ ~ 表 3 ZK37 号桩设计参数 Tab.3 DesgnparameersofpeNo 试验相关参数根据现场工程实际, 选取 6 号墩 ZK37 号桩作为竖向静载试验对象,ZK37 号桩相关参数见表 3. 利用钻探取样法确定了现场桩桩端土质为白云质灰岩, 该岩石的物理力学性质见表 4. 设计桩长 / 桩径 / 混凝土设计极限设计弯矩 / 桩端嵌岩溶洞顶板桩底溶洞溶洞几何参数 m m 标号承载力 /kn (kn m) 深度 /m 厚度 /m 高度 /m 尺寸 /m 2 取值 C ( 纵向 ) 2( 横向 ) 表 4 岩石物理力学性质指标 Tab.4 Physcaandmechancandcesofrock 性质指标取样深度 / m 重度 / (kn m -3 ) 饱和极限抗压强度标准值 /MPa 极限抗拉强度标准值 /MPa 取值 29.0~ 试验设备与测试元件布设试验设备本次静载试验采用堆重平台反力装置. 反力装置与防护垛材料为槽钢. 加载横梁用螺纹钢作为 U 形吊架安装在堆重平台下. 测试基准梁采用磁性强刚度大性状一致的型钢制作, 为确保足够的精度, 基准梁采取两端分别固定与自由支撑设置. 堆载材料采用钢筋, 试验开始前将堆载材料均匀稳固放置在堆重平台上. 堆载反力系统见图 1. 加载油压系统由 4 台有稳压装置的液压千斤顶组成,4 台装置采用并联工作方式, 由一泵四顶分流阀分流油压高精度油压表与千斤顶并联, 其作用是测定油压并控制加荷量. 量力环或应变式压力传感器用于测定桩顶荷载. 足够刚度的钢板垫片设置于千斤顶下, 千斤顶的位置在试验前需

4 30 交通运输工程学报 2018 年图 3 桩顶位移计和基准梁布置 Fg.3 Layousofpeopdspacemenmeersand 1 为桩基 ;2 为外基准梁 ;3 为内基准梁 ;4 为磁性表座 ;5 为位移计 ;6 为千斤顶 ;7 为球座 ;8 为托梁 ;9 为支墩 ;10 为横梁平台 ;11 为压载图 1 堆重平台与反力装置 Fg.1 Peespaformandreacondevce 要进行严格定位, 保证千斤顶合力作用线与桩基中心线重合测试元件布设位移计和应变传感器布设在桩顶和桩端, 具体布置见图 2 3. daumbeams 1.4 试验方法采用慢速维持荷载的加载方法. 每级加载后, 第 mn 分别读取 1 次数据, 此后每 15 mn 读取 1 次数据,1h 后每 30mn 读取 1 次数据, 对桩顶沉降与其余数据做好记录. 卸载时, 每 15mn 读取 1 次数据, 读取 2 次之后, 每 30 mn 读取 1 次数据, 随后进行下一级卸载. 全部卸载后, 隔 3~4h 读取 1 次数据. 施加每级荷载的过程中, 每小时内桩顶沉降小于 0.1 mm; 即使稍大于 0.1 mm, 但在连续的 0.5h 内, 桩顶平均沉降速率递减, 即可认为该级荷载下沉降基本稳定. 试验终止条件依照 «桩基工程手册» 中的规定执行. 2 试验结果分析 2.1 荷载 G 沉降规律 ZK37 号工程桩的桩顶荷载 (Q)G 沉降 (s) 曲线和沉降 G 时间 () 对数 (g()) 曲线分别见图 4 5, 可知 : 桩基 QGs 曲线呈缓变型, 当桩顶荷载较小时,QGs 曲线基本呈线性, 随着桩顶荷载的增大, 曲线逐渐变为非线性, 尽管 QGs 曲线在 6 MN 时出现向下的拐点, 7MN 时的沉降增量 (0 97mm) 较 6 MN 时 (0 29mm) 增大了 3.3 倍, 但该荷载条件并未达到试验终止条图 2 位移计和应变传感器布置 ( 单位 :cm) Fg.2 Layousofdspacemenmeersand sransensors(un:cm) 受堆载装置和场地条件的限制, 内基准梁与试桩的距离不能满足要求. 为消除试验过程对基准梁的影响, 在试验装置两侧分别布设 2 根外基准梁, 可以认为其在试验过程中不产生位移. 试验时, 在每根基准梁上各安放 1 个位移计, 此位移计用于测量内基准梁的位移, 见图 3 中的测点 5~8. 图 4 桩基静载试验 QGs 曲线 Fg.4 QGscurveofpefoundaonsacoades

5 第６期３１董芸秀,等:岩溶区桥梁桩基承载力试验与合理嵌岩深度双曲线函数模型为 s Q/(a bq ) 指数函数模型为 ( ３) ( s aebq ４) 式中: a b c d 分别为相应函数的拟合参数,根据试验结果,采用１s Op 软件编程,回归确定各函数模型中的参数. 参照«公路桥涵地基与基础设计规范»( JTG D６３２００７)和 «建筑桩基技术规范»( JGJ９４２００８)中单桩竖向极限承载力的确定方法,假定s 为００３D( D 为桩径)或４０ mm,分别代入各函数模型算得对应的桩顶荷载即为单桩竖向极限承载力的预图５桩基静载试验s )曲线 g( F ５ s )cur ve so fp ef ounda ons a c oad e s g g( 件,因此,不能以此判断是否终止试验,该级荷载沉降稳定后继续加下一级荷载,发现桩顶沉降开始收敛;图５中 s )曲线也可以看出当桩顶荷载为 g( ７０ MN时, s )曲线斜率稍有增大,曲线末端未 g( 出现明显下弯趋势,且在最后一级荷载８４ MN 作用下,桩顶沉降s 在作用后期出现了轻微反弹. 综上所述,出现上述现象是由于在工程桩施工时桩端与持力岩层接触不完全,桩底存在少量沉渣所致.当桩顶荷载不大时,桩身变形是引起桩顶沉降的主要因素,此时测得沉降较小;当桩顶荷载增大到７０ MN 时,桩顶荷载传至桩身下部,桩端开始向下沉降,此时桩顶沉降迅速增加,直至桩端与持力层完全接触;当桩顶荷载继续增加时, s )曲线趋 g( 缓;当加载至８４ MN,试桩未达到承载能力极限状态,且桩顶沉降仅为３６９ mm,与沉降破坏标准(缓变型 Q s 曲线一般可取s 为４０~６０mm 时对应的桩测值,结果见表５,其中: Q００３D Q４０分别为桩顶沉降 s 为００３D 和４０mm 时对应的极限承载力.可知: ４种函数模型拟合精度均较高,均能较好地反映桩基Q s 曲线,给定相同桩顶沉降时,多项式模型预测的单桩极限承载力最大,指数模型次之,双曲线模型最小;由于该试验场地地质条件复杂,岩溶发育较强,桩侧和桩底岩土性质对桩基承载性状影响较大, 因此,选用偏保守的双曲线函数预测该工程桩的极限承载力,即在s为００３D 或４０mm 时,桩基极限承载力为１２４５２４和１２３８４７kN 中的小值,安全系数取２,则桩基容许承载力为６２２６２和６１９２４kN 中的小值. 表５不同预测模型计算结果 Tab ５ Ca c u a onr e s u so fd f f e r en p r e d c ngmod e s 函数模型拟合模型参数精度顶荷载)相差较远,说明试桩在桩顶荷载为８４ MN 时仍然具有良好的工作性能.由于桩顶荷载超过设计极限荷载( ８１２０kN)且受试验加压系统限制,未能继续加载使该桩丧失承载力,桩身材料也未破坏, 该桩的极限承载力设计值定为８４ MN 是安全的, 但这对于研究岩溶区桩基的极限承载力及其性状是极大的浪费. 实际工程中,如何通过有限的试验数据预测桩的极限承载力具有重要的现实意义,早有国内外学者 [２４２５]对此进行了研究,同时也提出了多种数学模型预测方法.本文选用常用的多项式模型双曲线模型和指数曲线模型对桩基极限承载力进行预测. 二次多项式模型为２ s aq bq c 三次多项式模型为３２ s aq bq cq d ( １) ( ２) 二次多项式单桩竖向极限承载力预测值/kN Q００３D Q４０ a ９５１９１０８, ９９３３１８７２９９１７４７５１ b ５３８４１０４, ０ c １５２１７三次多项式 a ９６６１１０１２, b ７１５０１０８, c ３６５０１０４, d ０００３１０９９５３１８７００３１８０３５２双曲线函数 a ６３３４, b ０４８６４０９９０１１２４５２４１２３８４７指数函数 a ０２５７４, b ３１８３１０４０９９２３１６２２０３１５８５０３２２桩侧阻力本次试验为工程桩竖向抗压承载力的验证试验,试验过程中未沿桩身布置测试元件,仅在桩端附近设置内力测试断面. 为了分析该试桩侧阻力特性,忽略桩侧阻力和桩端阻力间的相互作用,用桩顶荷载减桩端阻力(桩端测点数据换算求得)的方法间

6 32 交通运输工程学报 2018 年接得到桩侧阻力 Qs, 见图 6 7, 可知 : 桩侧阻力随桩顶荷载的增加近似呈线性增加趋势, 桩顶荷载主要由桩侧阻力承担, 其占桩顶荷载的 98.4%~99 3%, 说明桩顶荷载中仅有极少部分可传至桩底, 该桩处于嵌岩桩阻力发挥的初级阶段, 可看作摩擦桩 ; 虽然桩顶荷载为 5000 和 8400kN 时桩侧阻力占比略有增加 ( 分别增加了 0.21% 和 0.08%), 但并不影响曲线总体变化规律, 可认为随着桩顶荷载的增加, 桩侧阻力总体呈逐渐减小的趋势. 图 8 Q p 与 Q 的关系 Fg.8 ReaonshpbeweenQ pandq 载的 1.6%, 这是由于试验桩的嵌岩深度过大, 桩端阻力还远未完全发挥试验即已达到终止加载要求. 3 岩 ( 土 )G 桩体系荷载传递 2.3 桩端阻力图 6 Qs 与 Q 的关系 Fg.6 ReaonshpbeweenQsandQ 图 7 Qs 与 Q 的关系 Q Fg.7 Reaonshpbeween Qs Q andq 取混凝土的弹性模量为 MPa, 钢筋的弹性模量为 MPa, 桩端阻力由所有应变测点数据取平均值换算得到, 则不同桩顶荷载下桩端阻力变化曲线见图 8, 可知 : 随着桩顶荷载的增加, 桩端阻力呈非线性增长, 加载初期, 桩端阻力稳定缓慢增加 ; 在加载到 4000kN 后, 上升幅度开始增加, 但与桩顶荷载相比, 桩端阻力依然较小 ; 桩顶荷载达到 8400kN 时, 桩端阻力为 122.9kN, 仅占桩顶荷传统观点认为, 桩身随桩顶竖向荷载的施加而压缩产生向下位移, 桩侧表面受到桩周土层向上的摩阻力, 桩顶荷载利用桩侧阻力将其传递至桩周土层, 桩身轴力与压缩随岩层深度的增加而递减. 随着桩顶荷载的增大, 桩身压缩变形和桩 G 岩相对位移逐渐增大, 此时桩身中下部岩层的摩阻力逐渐发挥出来, 桩端出现竖向位移和桩端阻力, 桩周上部岩层的侧阻力先于下部岩层发挥, 桩侧阻力先于桩端阻力发挥. 泥浆护壁钻孔嵌岩桩长 () 径比 /D 大于 15 时, 嵌入的不管是风化岩还是完整基岩, 都具有摩擦桩的荷载传递特性, 即桩侧阻力先于桩端阻力发挥, 在桩端分担的桩顶荷载较小, 属于摩擦桩. 美国学者 Kuhawy 对上述现象提出了异议, 认为桩顶施加荷载时, 桩侧阻力和桩端阻力将同步发 [26] 挥作用, 并无先后次序.Kuhawy 根据大量试验得出的 QGs QsGs 和 Q pgs 曲线见图 9.Kuhawy 认为钻孔灌注桩的 QGs 曲线整体上呈非线性关系, 并分 [26] 为 3 个阶段 : 第 1 阶段 (OA 段 ), 当荷载作用于桩顶时, 桩顶发生少量位移, 调动桩侧阻力和桩端阻力的发挥, 在该阶段, 桩侧阻力和桩端阻力共同承担桩顶荷载, 桩顶位移较小是这一阶段的特征 ; 第 2 阶段 (AB 段 ), 桩侧阻力和桩端阻力随桩顶荷载的增加而相应增加, 但桩侧阻力达到最大值后基本保持稳定, 桩顶荷载由桩端阻力单独承担, 在这一阶段会产生较大的桩顶沉降 ; 第 3 阶段 (BC 段 ), 随着桩顶荷载的进一步增加, 当桩端阻力达到极限值, 即桩侧阻力和桩端阻力均充分发挥时, 桩顶沉降骤增, 单桩承载特性达到极限状态.

7 第 6 期董芸秀, 等 : 岩溶区桥梁桩基承载力试验与合理嵌岩深度 33 图 9 桩基 QGs QsGs 和 Q pgs 曲线 Fg.9 QGs,QsGsandQ pgscurvesofpefoundaons 本次试验 Q Qs 和 Q p 与 s 的关系曲线见图 10, 可知 : 在桩顶荷载作用下, 桩顶发生的较小位移在调动桩侧阻力发挥的同时, 对桩端阻力也起到一定程度的调动作用, 此时桩端阻力和桩侧阻力共同承担桩顶荷载, 但由于桩侧阻力和桩端阻力发挥与桩岩 ( 土 ) 间变形有关, 并且各自达到极限时所需的位移不同, 随着桩顶位移的增加, 桩侧阻力的增幅远大于桩端阻力, 桩侧阻力承担了大部分桩顶荷载, 该结果与规范中持有的桩侧阻力先于桩端阻力发挥的观点略有差异, 但与 Kuhawy 提出的 QGs 理论一致, 可认为整个试验过程处于桩基受荷的第 1 阶段. 计入上覆土层的侧阻作用, 将该部分作用作为安全储备考虑, 这必然会导致嵌岩深度的增加. 其后对溶洞顶板简化后进行安全厚度验算, 但目前国内外对溶洞顶板安全厚度的取值还未达成共识, 在实体工程设计时出于安全考虑, 一般是采用注浆和穿透相结合的处理方法, 不仅对施工技术提出了新要求, 而且使整个工程造价大大增加, 因此, 如果能在满足溶洞顶板安全厚度和桩基承载力与稳定性要求的同时, 合理减小嵌岩深度, 不仅可以降低施工难度, 还可以极大地降低工程造价. 基于此, 笔者认为岩溶区桥梁桩基嵌岩深度可按如下思路设计 : 选用合理的岩 G 桩体系力学模型, 按顶板的破坏模式计算溶洞顶板安全厚度 hs; 嵌岩深度 hr 由岩层厚度 H 减溶洞顶板安全厚度 hs 得到 ; 验算桩基承载力和稳定性, 判断嵌岩深度 hr 是否满足要求. 4.1 岩 G 桩体系力学模型国内外学者对岩溶顶板受力特性进行了大量研究, 提出了许多基于不同假设的溶洞顶板力学模型. 当溶洞顶板 ( 宽梁 ) 厚 (h) 宽 (B) 比 h/b>0.20 且 ( 或 ) 宽度不能满足梁模型要求时, 可以将其归为宽梁模型加以分析 [27G29]. 根据工程实际选用简支宽梁力学模型计算溶洞顶板安全厚度, 见图 11, 其中 : f 为荷载作用边缘距支座的距离 ;q 为桩端荷载 ;L 为溶洞顶板 ( 宽梁 ) 跨度 ;r 为中心圆面半径. 图 10 桩基静载试验 QGs QsGs 和 Q pgs 曲线 Fg.10 QGs,QsGsandQ pgscurvesofpefoundaon sacoades 4 岩溶区桥梁桩基嵌岩深度由上述单桩竖向静载试验结果可知 : 在整个试验过程中, 桩顶荷载的 98% 以上由桩侧阻力承担, 桩端阻力的发挥程度极小, 主要原因是岩溶区桥梁桩基设计相当保守. 目前对于岩溶区桥梁桩基, 通常直接将其视为一般嵌岩桩设计. 考虑到桩端岩石压缩变形较小, 影响桩侧阻力的发挥, 工程上一般不图 11 宽梁力学模型 Fg.11 Wdebeam mechancsmode

8 34 交通运输工程学报 2018 年计算该模型宽梁强度时, 宜用有效宽度 Be,Be 取决于支承形式载荷形式和宽跨比 B/L.Jensen 等对有效宽度的取值见表 6, 考虑了 2 种均布荷载 q, 即作用在全板上和作用在半径为 r 的中心圆面积 [30] 上. 有效宽度 Be 与跨度 L 的比值可根据 r/h 和 B/L 求出. 表 6 有效宽度取值 Tab.6 Efecvewdhvaues 强度. 可推出溶洞顶板安全厚度为 hs =h = 1 6qD(2L-D) (7) 2 BeR 4.3 实体工程优化采用提出的计算方法分析上述实体工程, 取溶洞顶板跨度 L 为 2.0m, 宽度 B 为 8.0m, 有效宽度 Be 根据表 6 插值计算得 1 4m, 则桩端荷载为荷载作用范围不同 B/L 下的 Be/L q =8120 4/(πD 2 )=4597.3kN m -2 溶洞顶板安全厚度为全板均布荷载 r= r=0.125h r=0.250h r=0.500h 由材料力学可知, 简支梁中点弯矩最大, 且 σ max = Mmax W =3qD (2L-D) 4Bh 2 (5) 式中 :σ max 为简支梁截面最大正应力 ;Mmax 为简支梁截面最大弯矩 ;W 为弯曲截面系数. 采用宽梁力学模型时, 以有效宽度 Be( 由表 6 查得 ) 取代式 (5) 中宽梁宽度 B 即可. 4.2 顶板破坏模式现有理论认为当桩端持力层溶洞顶板简化为梁板结构受跨中集中荷载模型时, 顶板岩层一般可能出现冲切破坏剪切破坏拉 G 弯破坏等几种模式 [31]. 考虑到大部分溶洞围岩为白云岩和灰岩, 这类岩石的抗拉和抗压强度相差可达 15~20 倍, 当外荷载以弯矩为主时, 顶板更容易产生拉 G 弯破坏, 因此, 基于拉 G 弯破坏模式来计算溶洞顶板安全厚度, 顶板拉 G 弯破坏模式见图 12. hs = m ( ) = 桩基嵌岩深度为 hr = H -hs = =5.0m 根据 «公路桥涵地基与基础设计规范»(JTG D ), 单桩竖向受压承载力容许值 Ra 为 m Ra =c1afrk c2hfrk (8) +u =1 式中 :A 为桩端截面面积 ;frk 为桩端岩石饱和单轴抗压强度标准值 ;frk 第层岩石饱和单轴抗压强度标准值 ;c1 c2 分别为根据清孔情况和岩石破碎程度等因素确定的端阻发挥系数第层岩石的侧阻发挥系数 ;u 为各岩 ( 土 ) 层的桩身周长 ;h 为桩嵌入各岩层部分的厚度 ;m 为岩层数. 则有 Ra = = kN Ra 大于单桩承载力设计值 kN, 竖向承载力满足要求. 圆形桩的有效深度 he 为 he = MH βfrkD 式中 :MH 为基岩顶面处桩的弯矩 ; β 为系数. 则有 (9) 图 12 拉 G 弯破坏模型 Fg.12 TenseGbendngfauremode 抗拉弯强度验算公式为 σ max σ r = 1 2 R (6) 式中 :σr 为岩石容许弯曲正应力 ;R 为岩石极限抗拉 he = =0.86m he 大于规范最小值 0.5m, 水平承载力满足要求. 通过与实体工程桩基嵌岩深度对比可知 : 本文方法在满足溶洞顶板安全厚度和桩基承载力与稳定性要求的同时使桩基嵌岩深度减小了 2.4 m. 采用本文方法计算岩溶区桩基嵌岩深度安全可行, 该方法可为今后岩溶区同类型桩基的嵌岩深度计算提供参考.

9 第 6 期董芸秀, 等 : 岩溶区桥梁桩基承载力试验与合理嵌岩深度 35 5 结语 (1) 平顶山市西斜立交桥梁 ZK37 号桩在各级荷载作用下的 QGs 曲线呈缓变型, 虽然桩基已嵌入灰岩较深, 但仍表现为典型的摩擦桩承载性状 ; 加载至 8 4 MN 时, 桩顶最大沉降为 3 69 mm, 远小于 0 03D 或 40 mm 的破坏标准, 桩基端阻占比仅为 1 6%, 承载力还有很大发挥空间. (2) 桩基侧阻力与桩端阻力同步发挥, 发挥程度差异较大 ; 试验结果与 Kuhawy 提出的 QGs 理论一致, 试验桩处于桩基受荷的第 1 阶段. (3) 利用不同函数模型对单桩极限承载力分别进行预测对比, 发现双曲线模型拟合精度高预测值保守, 若在同类工程中实测数据有限, 可优先考虑采用双曲线模型. (4) 本文基于岩 G 桩体系宽梁力学模型, 针对溶洞顶板拉 G 弯破坏模式, 提出了一种适于岩溶区桥梁桩基嵌岩深度的计算方法, 并将该方法用于依托工程的优化设计 ; 该方法概念明确, 简便实用, 可为今后岩溶区同类型桩基的嵌岩深度计算提供参考. (5) 对于实际工程, 应根据实测的围岩物理力学参数和构造特性选取可靠的岩 G 桩体系力学模型和合理的溶洞顶板安全厚度, 同时也要考虑到经济因素和施工可行性. (6) 今后应进一步研究不同岩 G 桩体系力学模型与顶板破坏模式组合下的溶洞顶板安全厚度和桩基嵌岩深度的计算方法, 为岩溶区桥梁桩基的优化设计提供理论借鉴. 参考文献 : References: [1] 伍四明, 石汉生, 朱照宇. 广佛放射线岩溶对桩基的影响 [J]. 岩石力学与工程学报,2006,25( 增 2):3559G3564. WU SGmng,SHI HanGsheng,ZHU ZhaoGyu.Efecsof karson pefoundaonsof GuangdongGFoshan Lnes[J]. ChneseJournaofRock MechancsandEngneerng,2006, 25(S2):3559G3564.(nChnese) [2] 方云飞, 孙宏伟, 阚敦莉. 唐山岩溶地区桩基工程问题分析与设计要点 [J]. 岩土工程学报,2013,35( 增 2):1117G1121. FANG YunGfe,SUN HongGwe,KAN DunG.Anayssand desgn of pe foundaon engneerng n kars areas of Tangshan[J].ChneseJournaofGeoechncaEngneerng, 2013,35(S2):1117G1121.(nChnese) [3] 李春生. 岩溶地层灌注桩的施工工艺与质量通病 [J]. 中南公路工程,2003,28(2):73G75. LIChunGsheng.Consruconechnquesandcommondefecs onpefoundaonnkarssraa[j].cenrasouhhghway Engneerng,2003,28(2):73G75.(nChnese) [4] 张龙起, 陈景, 曲朝雷. 唐山岩溶区桩基施工中几个问题的分析与探讨 [J]. 岩土工程学报,2011,33( 增 1):318G323. ZHANG LongGq,CHENJng,QU ChaoGe.Anayssand dscussonofseverassuesofpefoundaonconsruconn karsregonoftangshan[j].chnesejournaofgeoechnca Engneerng,2011,33(S1):318G323.(nChnese) [5] GONCHAROVBV,ZHILIN A N,KOVALEV VF,ea. Monorngsysemforhepebedofasabfoundaonaase proneokarsformaon[j].so Mechancsand Foundaon Engneerng,2001,38(3):95G100. [6] WONGCT,YIM KP,LEUNG M K,ea.RockGsockeed argedameerboredpeandgeophyscasurveyncavernous karsarea:tnshuwapubcbrarycumndoorrecreaon cenre[j].procedaengneerng,2011,14:1744g1751. [7] 黎斌, 范秋雁, 秦凤荣. 岩溶地区溶洞顶板稳定性分析 [J]. 岩石力学与工程学报,2002,21(4):532G536. LIBn,FAN QuGyan,QIN FengGrong.Anayssonroof sabyofkarscavenkarsareas[j].chnesejournaof Rock Mechancsand Engneerng,2002,21(4):532G536. (nchnese) [8] 赵明华, 程晔, 曹文贵. 桥梁桩基桩端溶洞顶板稳定性的模糊分析研究 [J]. 岩石力学与工程学报,2005,24(8):1376G1383. ZHAO MngGhua, CHENG Ye, CAO WenGgu. Fuzzy mehodforhesabyanayssofcaveroofunderpepn karsregon[j].chnesejournaof Rock Mechancsand Engneerng,2005,24(8):1376G1383.(nChnese) [9] 赵明华, 蒋冲, 曹文贵. 岩溶区嵌岩桩承载力及其下伏溶洞顶板安全厚度的研究 [J]. 岩土工程学报,2007,29(11): 1618G1622. ZHAO MngGhua,JIANG Chong,CAO WenGgu.Sudyon bearngcapacyofrockgsockedpesandsafehcknessof caveroofsnkarsregon[j].chnesejournaofgeoechnca Engneerng,2007,29(11):1618G1622.(nChnese) [10] 曹文贵, 颜艳芬, 张永杰. 桩基桩端岩溶顶板稳定性模糊能度可靠性分析方法 [J]. 岩石力学与工程学报,2009,28(1):88G94. CAO WenGgu,YAN YanGfen,ZHANG YongGje.Fuzzy possbscreabyanayss mehodforsabyofkars roofunderpep[j].chnesejournaofrock Mechancs andengneerng,2009,28(1):88g94.(nchnese) [11] 赵明华, 曹文贵, 何鹏祥, 等. 岩溶及采空区桥梁桩桩基端岩层安全厚度研究 [J]. 岩土力学,2004,25(1):64G68. ZHAO MngGhua,CAO WenGgu,HE PengGxang,ea. Sudy on safe hckness ofrock mass a end of brdge foundaon spenkarsandworkedgoumnearea[j].rock andsomechanc,2004,25(1):64g68.(nchnese) [12] 赵明华, 雷勇, 张锐. 岩溶区桩基冲切破坏模式及安全厚度研究 [J]. 岩土力学,2012,33(2):524G530. ZHAO MngGhua, LEI Yong, ZHANG Ru. Sudy of punchngfauremodeandsafehcknessofpefoundaonn karsregon[j].rockandsomechanc,2012,33(2):524g 530.(nChnese)

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