考慮竄孔效應的人工挖孔樁護壁設計方法研究

彭必建

(1.中國地質大學(北京)，北京 100083； 2.云南地質工程勘察設計研究院，云南昆明 650041)

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考慮竄孔效應的人工挖孔樁護壁設計方法研究

彭必建1,2

(1.中國地質大學(北京)，北京 100083； 2.云南地質工程勘察設計研究院，云南昆明 650041)

護壁對于人工挖孔樁成孔過程中防止土體塌落及滑動有著極為重要的作用，是施工中保障人員安全和工程質量的主要構件。針對人工挖孔樁的護壁設計問題，分灌注樁和空樁兩種工況分別建立了力學分析模型，以護壁的抗拉強度和水平位移作為護壁失效的控制條件，結合樁間土受力模型，提出了預防竄孔問題的人工挖孔樁護壁設計方法。將本文提出的新的設計方法應用于實際工程，結果表明了本文方法的合理性，并根據(jù)實際應用結果提出了施工建議。研究成果對人工挖孔樁護壁的設計與施工安全有積極的指導和借鑒意義。

樁基工程 人工挖孔樁 竄孔 護壁 護壁設計

0 引言

護壁對于防止人工挖孔樁施工過程孔壁土體塌落及滑動有著極為重要的作用(Shirlaw J.N,1987; 邵廣彪等,2011; 徐暉, 2014)，是施工中保障人員安全和工程質量的主要構件。在當前的樁孔護壁設計實踐中，大多根據(jù)地質情況按經(jīng)驗進行設計，對樁孔護壁強度及幾何尺寸的確定缺少理論依據(jù)(王朝鮮,2012;趙建立等,2012)。比如：僅考慮樁側土壓力作用，使設計的護壁僅起到支檔孔壁土體、防止土層塌落的作用；但在樁孔灌注混凝土期間，護壁很難達到應有的抗拉強度而造成護壁開裂，導致混凝土外滲，引發(fā)竄孔事故風險。因此，亟需對樁間土失穩(wěn)造成竄孔這一問題提出有效的護壁設計方法。

然而，目前涉及人工挖孔樁護壁設計理論的研究較少且不夠全面(何現(xiàn)啟等,2011)。西方發(fā)達國家應該早已不用人工挖孔樁，國內的研究成果也很少。因此，人工挖孔樁護壁的設計尚沒有統(tǒng)一的設計理論，規(guī)范中也沒有明確的設計方法。國內代表性的研究成果有王新義等(2010)、聶磊(2009)、陳梅(2008)、岳進(2002)、王利群等(2002)和羅章等(2001)等人的研究。盡管目前關于人工挖孔樁護壁設計理論的研究已取得一定的成果，但多以經(jīng)驗為主，其設計的重點仍主要以防止挖孔樁孔壁崩塌為目的，其設計亦未充分考慮鄰近樁孔灌注時可能引發(fā)的竄孔事故，這也是目前人工挖孔樁設計與施工中存在的重大隱患之一。

針對上述問題，本文分灌注樁和空樁兩種工況分別建立力學模型，充分考慮工程實際情況，結合彈性力學和樁基工程相關理論，在樁間土穩(wěn)定性理論分析基礎上，對護壁設計理論進行深入探討，以提出一套切合實際、經(jīng)濟可靠的護壁設計方法及相應的施工建議。

1 護壁設計方法

目前，人工挖孔樁護壁主要有磚砌護壁和鋼筋混凝土護壁兩種形式。磚砌護壁整體性、穩(wěn)定性和防水性都較差，主要適用于地質條件良好的情況，應用范圍較小。對于應用較為普遍的鋼筋砼護壁的設計，目前仍沒有公認的完善的設計方法。較普遍的做法是靠經(jīng)驗設計，或僅將作用于護壁的土壓力作為主要控制因素進行設計，忽略了挖孔樁在灌注過程中混凝土對護壁內側的壓力；而實際工程中，由于混凝土的持續(xù)灌注導致樁間土失穩(wěn)并造成竄孔的事故時有發(fā)生。

理論分析可知，人工挖孔樁竄孔事故的發(fā)生，是由于樁體在澆筑混凝土過程中，流動混凝土逐漸增大的流動壓力對樁孔護壁造成拉裂或脫節(jié)而誘發(fā)的。因此，在樁體混凝土澆筑的過程對護壁強度提出了新的要求。對于尚未澆筑的臨近空樁而言，若護壁的強度不夠則可能因鄰近的樁孔灌注混凝土產(chǎn)生的附加壓力而發(fā)生破壞，進而造成竄孔事故，因此護壁設計時因充分考慮未澆筑混凝土的空樁護壁的穩(wěn)定性。本文分灌注樁和空樁兩種工況對人工挖孔樁護壁的設計方法進行探討。

1.1 預防塌孔護壁設計

1.1.1 人工挖孔樁護壁的土壓力分析

人工挖孔樁是通過人力挖土逐步向下掘進形成樁孔的，其施工順序與受力狀態(tài)均與豎井及沉井相似。故可將人工挖孔樁樁孔看作尺寸較小的豎井井孔(或深基坑)，其護壁則可以理解為類似于豎井井壁的圓筒狀構件。

在圓形圍護結構計算與分析時，墻外側土壓力通常有四種處理方式：

①當作靜止土壓力；

②當作主動土壓力，主要考慮土體達極限狀態(tài)時的情形；

③采用別列贊采夫算法，即認為圓形基坑處于空間受力狀態(tài)，水平方向存在圓環(huán)擠壓效應，同時垂直方向存在成拱效應，造成主動土壓力值降低，此時采用直線形基坑的主動土壓力顯然不合適；

④還有一種觀點認為結構在起始狀態(tài)所受土壓力為靜止土壓力，而當結構處于工作狀態(tài)時，土壓力會由靜止土壓力逐漸向主動土壓力過渡，實際土壓力介于靜止土壓力及主動土壓力之間。

在豎井井壁所受水平荷載的計算中，主要有兩種理論：普羅托吉雅諾夫和秦巴列維奇基于庫侖土壓力理論推導的平面擋土墻主動土壓力公式(也叫“普氏公式”)，以及別列贊采夫提出的作用于筒形地坑壁上主動土壓力空間問題的解析解(簡稱“別列贊采夫公式”)。普氏公式與別列贊采夫公式均認為，土體在某一微面積上達到極限平衡狀態(tài)的條件是土體受剪應力的絕對值等于其本身的粘聚力與外荷載及自重產(chǎn)生的摩擦力之和，即：

(1)

其中，τ—剪應力(kN/m2)；σ—外荷載與自重產(chǎn)生的作用于剪切面上的法向應力(kN/m2)；c—土體的粘聚力(kN/m2)；φ—土體的內摩擦角(°)。

普式公式假設墻面垂直、光滑且無摩擦力，應用平面擋土墻理論得到土層的主動土壓力為：

(2)

其中，γ—土重度(kN/m3)，φ—土體的內摩擦角(°)。

由于地層通常由多層不同土體構成，不同土體的內摩擦角不同，每層土體的水壓力也存在差異，因此，普式公式可歸為統(tǒng)一的表達式：

(3)

對于挖孔樁護壁這種圓筒狀結構，周圍土體向豎井中心發(fā)生位移時，圓形結構處于空間受力狀態(tài)，土體的移動形成滑動圓錐體，造成水平方向存在圓環(huán)擠壓效應，垂直方向存在成拱效應，因此，根據(jù)別列贊采夫的方法解得作用于圓柱體上的主動土壓力為：

(4)

其中，R0——井筒結構的掘進半徑(m)；Rb——深度為h時，土體滑移線與地面交點的橫坐標值(m)；q——地面上的均布荷載(kN/m2)；λ——公式推導中的簡化系數(shù)。

Rb的計算表達式為：

(5)

λ的計算表達式為：

(6)

當土體粘聚力c=0，地面附加荷載q=0時，則式(4-4)可簡化為：

(7)

式(7)中，當φ=19.5°時，λ=1，其式為不定解，故通過冪級數(shù)進行近似計算，式(7)可表示為：

(8)

綜上，普氏公式(式(2))與別列贊采夫公式(式(4))兩種計算理論的主要區(qū)別在于：普氏公式將井壁看作為平面狀態(tài)的墻面，并將其周圍的滑動土體看作為一個直的棱柱體；而別列贊采夫公式從空間上考慮了空心圓柱體的受力問題，將井壁周圍的這種滑動體看作環(huán)狀的空心圓錐體。別列贊采夫公式考慮了土體向豎井中心發(fā)生位移時，土體本身相互之間的擠壓摩擦會造成主動土壓力減小的有利作用，且別列贊采夫公式還考慮豎井斷面幾何尺寸對主動土壓力的影響。

此外，國內有的學者(聶磊，2009；王新義等，2010)研究表明，對于埋深相對較淺的圓形維護結構來說，別列贊采夫公式與實際情況較為符合，有實用價值。

對于人工挖孔樁樁孔，可將其看成是幾何尺寸相對較小的沉井井孔，其護壁即為土體中的圓形維護結構，因此，對于挖孔樁護壁外側所受的土壓力，本文建議采用別列贊采夫公式計算。

1.1.2 人工挖孔樁護壁的內力計算

樁基施工前，場地一般已完成“三通一平”工作，給樁基澆筑混凝土前，護壁主要受到外側土體的側向壓力及水壓力的作用。根據(jù)護壁的位移情況以及護壁外側土體所處的應力狀態(tài)，該土壓力可以采用式(4)或式(7)進行計算，則土體與地下水作用于護壁外側的徑向均布壓力為：

p=ph+pw

(9)

其中，ph——按照別列贊采夫公式計算得到的土壓力(kPa)；pw——地下水壓力(kPa)。

護壁結構的計算模型如下圖1所示：

圖1 挖孔樁護壁結構的計算模型Fig.1 Calcu Laxon model of structure of protertiveof wall for hole-digging pile

①護壁厚度δ≤R /10時(R為護壁結構的半徑)，可將護壁看作為薄壁圓筒，在圖1所示徑向均布壓力作用下，根據(jù)材料力學中的相關理論，其環(huán)向應力可表示為：

σ=p·R/δ

(10)

②當護壁厚度δ>R/10時，護壁結構則可看作厚壁圓筒，在圖1所示徑向均布壓力的作用下，按照彈性力學中的相關理論，其環(huán)向應力可表示為：

(11)

其中，a——護壁的內半徑(m)；b——護壁的外半徑(m)。

根據(jù)式(10)或式(11)求出護壁的環(huán)向應力后，即根據(jù)護壁類型進行護壁結構設計。

1.1.3 護壁強度設計驗算

人工挖孔樁護壁多作為施工中的臨時結構，故可僅對其進行強度驗算。由混凝土結構設計原理可知，圓形護壁的強度可按式(12)進行核算：

K·σ≤fc

(12)

式中，K——安全系數(shù)，根據(jù)工程地質情況，在1.5～ 2.0間取值。當護壁直徑較大、土質條件較差時，取較大值，反之，取較小值；fc——護壁的軸心抗壓強度設計值，具體取值參見《混凝土結構設計規(guī)范》(GB50010-2010)。

1.2 預防竄孔護壁的設計

1.2.1 灌注樁護壁設計

在人工挖孔樁灌注混凝土的過程中，護壁所承受的側壓力主要由四部分組成：灌注混凝土的流體壓力、側向土壓力、地下水壓力及地面荷載的附加應力。對于挖孔樁，為確保安全，一般都是在無水狀態(tài)下施工，因此地下水壓力可忽略。至于地面荷載引起的附加應力，三通一平后，一般忽略。在人工挖孔樁開挖及澆筑混凝土過程中，護壁外側的壓力主要來自土體。澆筑混凝土時，護壁在混凝土流體壓力的作用下發(fā)生向外的擴張變形，土體受到護壁的擠壓作用，此時土壓力將由主動土壓力向被動土壓力轉變過渡。由于混凝土護壁的變形相對較小，土壓力按靜止土壓力計算更合適。綜上，在灌注混凝土過程中，護壁內側受到混凝土壓力而外側受到靜止土壓力的作用，取地面下深度z處的水平面進行分析，其力學模型可簡化為內外壁四周都承受均勻壓力的圓環(huán)，見圖2。

圖2 人工挖孔樁灌注過程中護壁的計算模型Fig.2 Calcu laxion mode of protertive wall forhole-digging pile duning in jeotion process

實際施工中，同一節(jié)護壁的厚度并不一定恒定，為方便理論分析，此處取每一節(jié)護壁最小截面處的厚度為該節(jié)壁厚。設護壁厚度為δ，根據(jù)彈性力學，可計算得出其環(huán)向應力為：

(13)

其中，σ——環(huán)向應力(kN/m2)；a——護壁的內半徑(m)，即挖孔樁半徑；b——護壁的外半徑(m)；ρ——護壁上點的徑向坐標(m)；P0——深度z處的靜止土壓力(kPa)；pc——深度z處的混凝土壓力(kPa)。

深度z處的混凝土壓力為：

pc=γc·z

(14)

式中，γc——混凝土的重度(kN/m3)。

深度z處的靜止土壓力為：

p0=K0·σz

(15)

單節(jié)護壁截面上所受合力為：

其中，l——對式(16)進行化簡可得單節(jié)護壁截面上的內力：

T=a·Pcz-b·P0z

(17)

其中，Pcz——豎直方向混凝土壓力的合力(kN/m)；P0z——豎直方向主動土壓力的合力(kN/m)。

經(jīng)求解，單節(jié)護壁截面上的內力如下：

(18)

鋼筋砼受拉時，由于混凝土的抗拉強度遠低于鋼筋，當鋼筋屈服時，混凝土早已破壞。因此，混凝土已退出工作，其作用可忽略，拉應力全部由鋼筋承擔，護壁設計的控制條件為：

T≤fyAs

(19)

其中，fy——鋼筋強度的設計值(kN/m2)；As——鋼筋的計算截面面積(m2)。

在實際設計中，一般先根據(jù)經(jīng)驗確定鋼筋砼護壁的厚度值，再用式(19)計算配筋面積。

1.2.2 空樁護壁設計

人工挖孔樁在澆筑混凝土時，孔壁受到流動混凝土的流體壓力隨澆筑的進行而持續(xù)增大，澆筑孔側壁的襯砌可能發(fā)生拉裂或接頭處出現(xiàn)脫節(jié)的現(xiàn)象，這對鄰近空樁的孔壁穩(wěn)定性造成極大威脅。因此，為避免竄孔事故，應就人工挖孔樁的護壁提出針對性的設計方法。

為建立軟弱土層滑動時空樁護壁的力學模型，作如下基本假設：

①人工挖孔樁護壁是分節(jié)施工的，考慮最不利荷載條件，可認為滑動土體的厚度剛好與樁節(jié)的長度相同，即作用在護壁外側來自滑動土體的推力全部都用來推擠該節(jié)護壁。

②軟弱土層失穩(wěn)并發(fā)生滑動后，空樁護壁將在其水平推力作用下發(fā)生水平移動，護壁后的土體也會隨之產(chǎn)生一定程度的壓縮和位移。此時，宜將土體看作彈性變形介質，采用“m”法等效處理。

③圓形護壁與土體接觸界面的受力較為復雜，為便于理論分析，對護壁做平面簡化，認為護壁后側受壓區(qū)土體提供的抗力作用于半圓形護壁的豎向投影平面上，為均布力，與土體滑動方向相反。

④護壁節(jié)間的靜摩擦力用滑動摩擦力來替代計算，原因是出于設計安全考慮，此外，最大靜摩擦力目前也沒有普適公式求解。

⑤現(xiàn)場施工時，各護壁節(jié)并不是相互獨立的，各節(jié)之間一般有鋼筋相互搭接，但這種簡易的捆扎所提供的抗力極其有限，從偏安全的設計角度考慮，將其忽略。

基于上述假設，可構建受滑動土體推擠的一節(jié)護壁的力學模型，如圖3所示。

圖3 單節(jié)護壁在滑動土體推力作用下的受力狀態(tài)Fig.3 Forcing stare of singte-secxon protevfive wall under push of slding soil body

根據(jù)滑動土體的滑動力S和其所受抗力R，護壁所提供的抗滑力的設計值為：

P=KcrS-R

(20)

根據(jù)假定②，一定深度z處土體的橫向抗力為：

σxz=cxz·xz

(21)

其中，σxa——橫向土抗力(kN/m2)；cxa——地基系數(shù)(kN/m3)，按“m”法計算求解；xz——z處護壁的橫向位移(m)。

根據(jù)假定③，作用于空樁護壁外側的土體橫向抗力為：

(23)

對式(23)進行積分并化簡得：

(24)

其中，dk——空樁的樁徑(m)；Δz——滑動土體厚度，即相應滑動護壁節(jié)的長度(m)。

根據(jù)假定④，滑動摩擦力采用式(25)計算：

Ff=μ·ρV·g

(25)

式中，ρ——砼護壁的密度(kg/m3)；V——砼的體積(m3)；μ——護壁節(jié)間的動摩擦因數(shù)。

實際工程中，出于節(jié)省材料，護壁一般采用變截面設計，但差異不大。為方便理論分析，此處將各節(jié)護壁簡化為等厚的規(guī)則圓筒，且取護壁最小截面處的厚度為該節(jié)壁厚δ。此外，護壁為臨時結構，一般加配適量直徑不小于8 mm的光圓鋼筋，由于鋼筋直徑較細且用量較少，此處可將鋼筋的質量忽略不計。因此通過簡化后可得滑動護壁頂面和底面受到的摩擦力分別為：

Ff1=μ·π·(dk-δ)·δ·γc·z1

(26)

FF2=μ·π·(dk-δ)·δ·γc·z2

(27)

式中，z1——滑動土體頂面埋深(m)；z2——滑動土體底面埋深(m)。

因此，護壁受到的總摩擦力Ff為：

Ff=2·μ·π·(dk-δ)·δ·γc·Hc

(28)

式中，Hc——灌注樁混凝土面到滑動土體中心點的距離(m)。

計算滑動土體受到的總抗力R時，應考慮護壁后的土體被擠壓并發(fā)生一定程度的位移，土體抗力已不能按靜止土壓力計算，取被動土壓力Ep更為合理，則護壁提供的抗滑力設計值為：

P=Pr+Ff-E0

將式(20)、(24)、(28)及(29)代入(16)式，求解，得到在滑動土體水平推力作用下，深度z處受推擠作用的護壁的水平位移值，見式(30)：

(30)

以受到推擠的護壁的水平位移作為控制標準，為了設計安全，并考慮現(xiàn)場施工誤差，認為當水平位移達到0.7δ時，護壁就會發(fā)生脫節(jié)并喪失支護能力。即，空樁護壁的水平位移控制條件為：

xz≤0.7δ

(31)

1.3 人工挖孔樁護壁設計方法

人工挖孔樁的護壁設計應從預防塌孔和竄孔兩方面進行考慮，先對樁間土穩(wěn)定性進行分析，對于無竄孔風險的樁孔按預防塌孔設計進行強度驗算(多數(shù)情況)，而對存在竄孔隱患的樁孔按預防竄孔來控制設計(特殊情況)。對于預防竄孔的護壁設計方法，本文分灌注樁和空樁兩種工況考慮相應的護壁設計方法。灌注樁應有合理的配筋和護壁厚度，以滿足抗拉強度要求?？諛蹲o壁應有足夠的厚度來提供摩擦阻力，從兩方面共同預防竄孔事故。

2 工程應用案例分析

采用本文提出的設計方法，以柳州市金盛廣場5#樓人工挖孔樁工程為例，對人工挖孔樁的護壁進行設計驗算。實際施工中，人工挖孔樁分段開挖，每段高度取決于土壁堅實情況，一般為0.8m～1.0m，此處取單節(jié)護壁高度為1m進行設計驗算。

2.1 場地工程地質條件

場地覆土層主要由雜填土、淤泥質土和可塑狀態(tài)的紅粘土組成，層厚8.40m～23.43m，平均層厚16.81m。土層以棕黃色硬塑-可塑狀紅粘土為主，雜填土和淤泥質土僅在上部約5m以上范圍分布。為方便計算，此處將場地視為均質土層，其基本物理力學指標為：天然重度γ=17.8kN/m3，內聚力c=50kPa，內摩擦角φ=18°，殘余抗剪強度cr=12kPa、φr=5°。

2.2 灌注樁護壁設計

根據(jù)《建筑樁基技術規(guī)范》(JGJ 94-2008)中6.6.6條的要求，人工挖孔樁混凝土護壁的厚度不宜小于100mm。實際工程中，護壁厚度常取100m～150mm。鋼筋采用牌號為HPB300的一級鋼筋，強度設計值取fy=270N/mm2。該工程共設計有85根樁，樁徑有0.8、1.0、1.2、1.4、1.5、1.8、2.0 及2.2m共8種樁型。采用本文計算公式，按單節(jié)護壁高度1m對這8種樁的護壁進行設計驗算，計算結果

用圖表示，見圖4和圖5。表1以1m樁徑為例示范說明具體計算過程及結果。

圖4 0.1m護壁厚度時各樁徑下鋼筋截面積曲線圖Fig.4 Curves of rebar cross-sectional area versus area versus pile diameters for 0.1m wall thickness

圖5 0.8m樁徑時不同護壁厚度下鋼筋截面積曲線圖Fig.5 Curves of rebar cross-sectional pile diameters for 0.8m wall thickness

表1 不同樁徑灌注樁單節(jié)護壁的鋼筋計算截面面積As (單位：mm2)Table 1 Calculated rebar cross-sectional area As for injected single-wall with varied pile diameters(unit:mm2)

綜合分析圖4和圖5可知，護壁需要的鋼筋截面積與樁徑和護壁埋深成正比，與護壁厚度成反比。隨著挖深和樁徑的增加，鋼筋用量增大明顯，一定條件下應考慮加大護壁厚度的技術經(jīng)濟比選方案。但護壁厚度的增加是有限的，在加大護壁厚度無法明顯降低鋼筋用量時，可選擇跳樁開挖的施工組織模式，或保證兩相鄰樁體同時灌注并控制兩孔內混凝土高差在一定范圍內。對于竄孔事故風險高的樁孔，可直接采用鋼護壁，以策安全。

2.3 空樁護壁設計

同樣以上述場地為例。經(jīng)計算，主動土壓力系數(shù)Ka=0.528，靜止土壓力系數(shù)K0=0.691，地基系數(shù)的比例系數(shù)m取10kN/m4，混凝土界面間的動摩擦因數(shù)u取0.65。以5#樓樁孔施工圖中樁凈距較小、竄孔風險較大的5對挖孔樁的護壁厚度進行設計驗算，樁體的基本情況見表2。

表2 竄孔風險較大的部分樁體的基本情況表Table 2 Data of partial plies with major risk of hole connection

由于每對樁體的樁徑不一定相同，因此需要將不同樁徑的樁先后按灌注樁和空樁進行兩次設計驗算，以便結合施工組織順序選擇更經(jīng)濟合理的設計方案。據(jù)式(18)按單節(jié)護壁高度1m對表2中的樁體護壁進行設計，取臨界穩(wěn)定系數(shù)Kcr=1.0，計算過程及結果見表3。為節(jié)省篇幅，表3和表4分別列出兩種工況的計算結果。

表3 各空樁單節(jié)護壁厚度計算表 工況：73#(空樁)vs74#(灌注樁)Table 3 Calculated thickness of single-wall for each empty piles (working condition: 73#-empty pile versus 74#-injected pile)

表4 各空樁單節(jié)護壁厚度計算表 工況：58#(空樁)vs59#(灌注樁)Table 4 Calculated thickness of single-wall for each empty piles (working condition:58#-empty pile versus 59#-injected pile)

據(jù)表3可知，隨著計算深度的增加，護壁厚度逐漸增大，各種工況下均如此；計算深度相同時，樁間凈距越小，空樁所需的護壁厚度就越大。據(jù)表4可知，樁凈距僅0.377m，而護壁所需厚度最大達0.32m，這是不現(xiàn)實的。因此，這兩個樁孔應避免同時開挖，或采用鋼護壁來提高施工安全性。

3 結論

(1)在對樁間土穩(wěn)定性理論分析的基礎上，針對人工挖孔樁施工過程中的竄孔事故問題，分別就灌注過程和樁間土失穩(wěn)后兩種工況進行分析，結合彈性力學和樁基工程相關理論，提出了相應 護壁設計方法。

(2)將存在竄孔風險的挖孔樁按為灌注樁和空樁兩種工況進行護壁設計驗算，使護壁的設計更具針對性，更接近工程實際。

(3)本文護壁設計方法的工程應用分析，驗證了其可行性及合理性。

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A Design Method for Protective Wall of Artificial-dug Pile Hole considering Effect of Hole Connection

PENG Bi-jian1,2

(1.ChinaUniversityofGeosciences(Beijing),Beijing100083;2.YunnanInstituteofGeologicalInvestigationandDesign,Kunming,Yunnan650041)

The protective wall of artificial-dug pile hole is very important for prevention of soil slumping and sliding in the process of hole digging. It is one of the main components in safeguarding personnel safety and project quality. For the design of such wall, mechanical analysis models are established according to two working conditions of pumping concrete and empty hole, respectively. Tensile strength and horizontal displacement are used as the controlling failure conditions for the wall. Combining the model of the soil stress between piles, a design method is proposed for the wall of hand-dug pile hole to prevent connection of holes. Application of this new design method to a real project shows its reasonability. Furthermore, suggestions on implementation based on the practical application effect are made. The study results would be of guidance significance to design and construction of protective walls of hand-dug pile holes.

pile foundation, hand-dug pile, hole connection, protective wall, design method

2015-01-27；

2015-12-22；[責任編輯]陳英富。

彭必建(1982年-)，男，高級工程師，在讀碩士研究生，主要從事水文地質工程地質勘察與設計研究工作。E-mail：104869283@qq.com。

P642.5

A

0495-5331(2016)02-0307-09

Peng Bi-jian. Design Method for Wall of Hand-Dug Pile Hole considering effect of holes channeling[J]. Geology and Exploration, 2016, 52(2):0307-0315