楔形樁與等直徑樁承載特性對(duì)比模型試驗(yàn)研究

顧紅偉，孔綱強(qiáng)，車(chē)平，任連偉，彭懷風(fēng)

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楔形樁與等直徑樁承載特性對(duì)比模型試驗(yàn)研究

顧紅偉1, 2，孔綱強(qiáng)1, 2，車(chē)平3，任連偉4，彭懷風(fēng)1, 2

(1. 河海大學(xué)巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇南京，210098；2. 河海大學(xué)土木與交通學(xué)院，江蘇南京，210098；3. 江蘇省有色金屬華東地質(zhì)勘查局，江蘇南京，210007；4. 河南理工大學(xué)土木工程學(xué)院，河南焦作，454000)

針對(duì)楔形樁的承載特性，開(kāi)展砂土中豎向壓荷載、水平向荷載以及地面堆載作用下等混凝土用量楔形樁和等直徑樁承載特性對(duì)比模型試驗(yàn)，測(cè)得不同荷載等級(jí)下樁頂荷載?位移關(guān)系曲線以及樁側(cè)摩阻力、樁端阻力、樁側(cè)土壓力、樁頂下拽位移和樁身下拽力等分布規(guī)律；探討楔形樁與等直徑樁在豎向抗壓、水平向承載力以及負(fù)摩阻力特性的異同點(diǎn)，分析楔形角對(duì)砂土中基樁的承載特性的影響規(guī)律。研究結(jié)果表明：在本文試驗(yàn)條件下，砂土中楔形樁的單樁豎向抗壓力和水平向極限承載力約分別為等混凝土用量等直徑樁的0.75倍和1.26倍；楔形樁的樁頂下拽位移與等直徑樁的下拽位移相比減小1/5~1/4。

樁基；極限承載力；楔形樁；下拽位移；模型試驗(yàn)

楔形樁中由于存在楔形角，導(dǎo)致其承載特性與常規(guī)等截面樁的特性不同[1?2]。近年來(lái)，相關(guān)學(xué)者針對(duì)楔形樁的單樁豎向承載力特性進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和理論分析，并基于極限平衡原理建立了承載力計(jì)算方法[3?5]。針對(duì)楔形樁復(fù)合地基承載特性，蔣建平等[3?8]進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和室內(nèi)模型試驗(yàn)研究，分析了楔形角、上部循環(huán)荷載等對(duì)楔形樁復(fù)合地基承載性狀的影響規(guī)律，探討了合理楔形角的設(shè)計(jì)范圍。楊慶光等[9?10]針對(duì)楔形樁的沉樁施工過(guò)程，開(kāi)展了室內(nèi)模型試驗(yàn)和理論分析，并基于圓孔擴(kuò)張理論建立了楔形樁沉樁過(guò)程樁周土體位移場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)以及沉樁阻力計(jì)算方法。蔡燕燕等[11?12]考慮橫向慣性效應(yīng)時(shí)楔形樁縱向振動(dòng)阻抗 ，分析了楔形樁與等直徑樁的縱向振動(dòng)響應(yīng)方面的異同點(diǎn)。通常認(rèn)為，在承受豎向壓荷載作用時(shí)，樁側(cè)土體除了提供樁側(cè)摩阻力外，還受到1個(gè)由于楔形面造成土體斜向擠壓而形成的豎向分力，從而提高樁側(cè)正摩阻力，但楔形樁的樁端橫截面積小，從而削弱了樁端阻力，因此，在樁側(cè)摩阻力和樁端阻力協(xié)調(diào)共同作用下，需研究基樁的整體承載特性。楔形樁承受水平向荷載作用時(shí)，由于其樁身剛度沿樁深方向變化，而使其變得復(fù)雜。為此，本文作者基于模型試驗(yàn)方法，開(kāi)展砂性土中豎向壓荷載、水平向荷載以及地面堆載作用下等混凝土用量楔形樁和等直徑樁承載特性對(duì)比模型試驗(yàn)，測(cè)得不同荷載等級(jí)下樁頂荷載?位移關(guān)系曲線以及樁側(cè)摩阻力、樁端阻力、樁側(cè)土壓力、樁頂下拽位移和樁身下拽力等分布規(guī)律，并探討楔形樁與等直徑樁在豎向抗壓、水平向承載力以及負(fù)摩阻力特性的異 同點(diǎn)。

1 室內(nèi)模型試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒?/p>

模型試驗(yàn)所采用模型槽長(zhǎng)×寬×高為2.0 m× 2.0 m×2.5 m，槽壁由鋼板和高強(qiáng)度有機(jī)玻璃組成，槽底為鋼筋混凝土地面。模型槽示意圖如圖1所示。

單位：mm

1.2 試驗(yàn)用土

試驗(yàn)所用的土樣為砂土。填土中采用密實(shí)度作為填筑控制指標(biāo)，填筑前通過(guò)壓實(shí)試驗(yàn)確定分層夯實(shí)高度，以保證模型試驗(yàn)中砂土有一定的密實(shí)度。填筑土體前進(jìn)行砂土相關(guān)的室內(nèi)土工試驗(yàn)，其質(zhì)量分?jǐn)?shù)為2.3%，密度為1.45 g/cm3，內(nèi)摩擦角為35.9o，彈性模量s為11.1 MPa。砂性土顆分試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖2。由圖2可知：砂性土土粒的不均勻系數(shù)u為1.22，曲率系數(shù)c為0.97，屬于級(jí)配不良砂。土體制備完成后，在試驗(yàn)樁位處進(jìn)行CPT試驗(yàn)，結(jié)果如圖3所示。

圖2 砂土顆分試驗(yàn)結(jié)果

1—錐尖阻力；2—側(cè)阻力。

1.3 模型樁制作

試驗(yàn)樁采用鋼筋混凝土澆筑，樁身混凝土強(qiáng)度為C20，水泥強(qiáng)度等級(jí)為42.5R，混凝土配合比(即水泥、水、砂子、石子質(zhì)量比)為0.47:1.00:1.34:3.13。試驗(yàn)樁在土工試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒弁猓诓捎帽¤F皮制作的澆筑模型樁的模具里澆筑，同時(shí)制作鋼筋籠(3根直徑為8 mm的主筋即主筋3φ8，直徑為6 mm、布置間距為155 mm的箍筋即箍筋φ6@155)，并在鋼筋籠內(nèi)布置應(yīng)變計(jì)。模型樁澆注模具、鋼筋籠及澆注完成的模型樁如圖4所示?？紤]到實(shí)際工程中楔形樁的常用楔形角，模型樁選取楔形角為1.0°，試驗(yàn)采用相同混凝土用量的等直徑樁進(jìn)行對(duì)比分析，2種模型樁的具體尺寸如圖5所示。澆注混凝土材料時(shí)，按照規(guī)范要求制作3個(gè)長(zhǎng)×寬×高為15 cm×15 cm×15 cm的標(biāo)準(zhǔn)試樣，根據(jù)混凝土無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)測(cè)得其抗壓強(qiáng)度為21.2 MPa。模型樁各加載裝置見(jiàn)圖5。

(a) 樁模；(b) 鋼筋籠；(c) 模型樁

(a) 豎向壓荷載；(b) 地面荷載；(c) 水平向荷載；(d) 楔形樁；(e) 等直徑樁

1.4 模型試驗(yàn)布置及試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)

在楔形樁和等直徑樁的樁體混凝土達(dá)到養(yǎng)護(hù)齡期后，將樁預(yù)先埋設(shè)到模型槽中，待2根單樁固定好以后開(kāi)始填土，填土完成后靜置24 h。當(dāng)土體固結(jié)穩(wěn)定后，進(jìn)行各模型樁單樁試驗(yàn)。在試驗(yàn)過(guò)程中，3個(gè)不同方向的荷載按豎向壓荷載、地面堆載和水平向荷載依次在同一根樁上進(jìn)行。模型樁各加載方式裝置如圖5所示。在靜載試驗(yàn)過(guò)程中采用慢速維持荷載法，各級(jí)荷載下的穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)以及終止加載條件都參照J(rèn)GJ 94—2008“建筑樁基技術(shù)規(guī)范”[13]中關(guān)于靜載荷試驗(yàn)的內(nèi)容確定。試驗(yàn)中每級(jí)加載后，在維持荷載不變前提下進(jìn)行樁頂豎向沉降、水平向位移以及樁頂沉降測(cè)量，并進(jìn)行樁身應(yīng)力以及樁側(cè)土壓力測(cè)量，然后加下一級(jí)荷載，直到試驗(yàn)達(dá)到終止條件時(shí)結(jié)束。

2 模型試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 豎向加載對(duì)比分析

2.1.1 承載力特性對(duì)比分析

2根模型樁的荷載?沉降曲線如圖6所示。由圖6可見(jiàn)：楔形樁的荷載?沉降曲線為陡降型；在楔形樁受樁頂荷載過(guò)程中，當(dāng)荷載由18 kN增大到21 kN時(shí)，楔形樁樁身急劇下降，根據(jù)JG J94—2008“建筑樁基技術(shù)規(guī)范”中的荷載沉降判別法[13]確定楔形樁的極限承載力為18 kN，此時(shí)，楔形樁的樁頂沉降達(dá)到25.35 mm；而等直徑樁的荷載?沉降曲線屬于緩變型，根據(jù)相關(guān)規(guī)范，當(dāng)基樁受靜荷載作用下的樁頂沉降小于40 mm時(shí)，判定等直徑樁的極限承載力為最大加荷值，即本試驗(yàn)條件下的等直徑樁的極限承載力為 24 kN，此時(shí)，等直徑樁的樁頂沉降為23.68 mm。可見(jiàn)：在相同混凝土用量和本文試驗(yàn)條件下，當(dāng)楔形樁和等直徑樁均達(dá)到極限承載力時(shí)，等直徑樁的單樁極限承載力要比楔形樁提高33.3%左右，這說(shuō)明在本文實(shí)驗(yàn)條件下，樁的楔形側(cè)面對(duì)于發(fā)揮樁?土共同作用不是很明顯。

樁端位移與樁端阻力的關(guān)系曲線和分擔(dān)樁頂荷載比例(S/與P/，S為樁側(cè)總摩阻力，P為樁端阻力，為樁頂荷載)的分布曲線分別見(jiàn)圖7與圖8。從圖7可見(jiàn)：當(dāng)考慮試驗(yàn)樁為剛性樁且受豎向抗壓作用時(shí)，樁體的豎向變形很小，幾乎為0 mm；在樁端位移相同時(shí)，楔形樁的樁端阻力要明顯比等直徑樁的樁端阻力小，這與模型樁的荷載分擔(dān)情況相關(guān)。從圖8可看出：在整個(gè)加載過(guò)程中，楔形樁的樁側(cè)摩阻力承擔(dān)了90%~97%的樁頂荷載，而樁端阻力相對(duì)承載的荷載較?。坏戎睒兜臉秱?cè)摩阻力承擔(dān)的荷載比例從91%降到64%，最后與樁端阻力承擔(dān)的比例都保持不變。綜上可見(jiàn)：楔形樁由于楔形角存在，樁側(cè)土體除了提供樁側(cè)摩阻力外，還受到1個(gè)由于楔形面造成土體斜向擠壓而形成的豎向分力，從而提高了樁側(cè)摩阻力，但楔形樁樁端截面要比等直徑樁的樁端截面小，其承受的樁端阻力也相應(yīng)變小。

1—楔形樁；2—等直徑樁。

1—楔形樁；2—等直徑樁。

1—楔形樁QS/Q；2—楔形樁QP/Q；3—等直徑樁QS/Q；4—等直徑樁QP/Q。

2.1.2 樁身軸力分布規(guī)律

采用頻率儀測(cè)定各級(jí)荷載作用下的樁身斷面應(yīng)力計(jì)的頻率，經(jīng)過(guò)計(jì)算可以得到樁身某一斷面的軸力：

其中：N為樁身在第個(gè)斷面上的軸力；0為混凝土應(yīng)力計(jì)的標(biāo)定系數(shù)；0為混凝土應(yīng)力計(jì)的初始頻率；f為混凝土應(yīng)力計(jì)在第級(jí)荷載作用下的頻率；S為混凝土應(yīng)力計(jì)的橫截面面積；S為混凝土應(yīng)力計(jì)的彈性模量；A為第個(gè)斷面的橫截面面積；E為樁身混凝土的彈性模量。

各級(jí)樁頂荷載等級(jí)下楔形樁和等直徑樁的樁身軸力隨深度的傳遞規(guī)律如圖9所示。從圖9可見(jiàn)：在總體趨勢(shì)上，樁身軸力都隨深度增加而逐漸減??；在不同深度下，楔形樁樁身軸力曲線呈不同的遞減趨勢(shì)，樁身上部(0~1.0 m)軸力減小的速度有所增加，而樁身下部(1.0~2.0 m)軸力曲線變化不大，這說(shuō)明隨著樁頂荷載增加，樁身上部的樁側(cè)摩阻力逐漸增大，且上部的摩阻力增幅要比下部的大；1.0 m附近的軸力較1.5 m處的小，這主要是測(cè)試過(guò)程中1.0 m附近量測(cè)儀器誤差及讀數(shù)誤差所致。在前幾級(jí)荷載作用下，2根模型樁樁身每個(gè)斷面的軸力增幅較大；在最后一級(jí)荷載作用下，樁身與樁周土體發(fā)生剪切破壞，側(cè)摩阻力達(dá)到最大值，樁身沉降量劇增，樁的承載力達(dá)到極限。

(a) 楔形樁；(b) 等直徑樁

2.2 水平向受力對(duì)比分析

2.2.1 水平極限承載特性分析

楔形樁和等直徑樁的水平荷載?位移關(guān)系曲線如圖10所示，水平荷載?位移梯度關(guān)系曲線如圖11所示。由“建筑樁基技術(shù)規(guī)范”[13]，確定其在第1直線段終點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的荷載為單樁的水平臨界荷載，第2直線段終點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的荷載為單樁的水平極限荷載。水平力–位移梯度曲線分為3段直線：1) 第1段從坐標(biāo)原點(diǎn)到水平臨界荷載cr，樁身處于彈性階段，樁身工作狀態(tài)良好；2) 第2階段從水平臨界荷載cr到水平極限荷載u，樁身處于彈塑性狀態(tài)，出現(xiàn)微小裂隙，塑性不斷發(fā)展；3) 第3段為水平極限荷載u以后段，直線斜率陡增，樁身接近或達(dá)到極限狀態(tài)，樁身出現(xiàn)較明顯破壞。從圖11可以得出楔形樁和等直徑樁水平臨界荷載cr和水平極限荷載u以及相對(duì)應(yīng)的水平位移，如表1所示。從表1可見(jiàn)：楔形樁的水平極限荷載約為等直徑樁的1.26倍，由于楔形樁樁身刺入土體后能夠較好地發(fā)揮樁側(cè)摩阻力的作用，而且樁頭處的截面面積最大，在水平向受力的過(guò)程中能夠有效地發(fā)揮樁側(cè)土體的摩擦作用，間接地提高了水平承載能力。

1—楔形樁；2—等直徑樁。

1—楔形樁；2—等直徑樁。

表1 2種模型樁水平承載力及相應(yīng)位移

2.2.2 樁側(cè)土壓力分布規(guī)律

樁側(cè)土壓力沿深度分布如圖12所示。從圖12(a)可知：楔形樁樁頂處的樁側(cè)土壓力最大，并沿樁身先降低再增加最后降低；當(dāng)樁頂以下深度達(dá)到1.0 m時(shí)，樁側(cè)土壓力基本保持不變且維持在0 kPa左右；隨著水平荷載增大，土壓力逐漸向下擴(kuò)散，樁頂以下土體逐漸發(fā)揮作用，樁頂附近的樁側(cè)土壓力最大，而且主要樁側(cè)土壓力仍然集中在樁的上部，下部樁側(cè)土壓力顯著減小?？梢?jiàn)：楔形樁在受水平承載作用下，在樁頂以下一定深度范圍內(nèi)(樁頂以下1.0 m范圍內(nèi))的土體擾動(dòng)比較明顯。從圖12(b)可見(jiàn)：當(dāng)水平荷載較小時(shí)，等直徑樁的樁側(cè)土壓力呈現(xiàn)遞減趨勢(shì)；當(dāng)荷載增大時(shí)，樁側(cè)土壓力先減小后增大再減小，其樁側(cè)最大土壓力出現(xiàn)在樁頂向下0.5 m處，在深度達(dá)到1.2 m附近時(shí)土壓力保持不變，可見(jiàn)等直徑樁受水平承載力時(shí)，樁頂以下1.2 m范圍內(nèi)的土體擾動(dòng)明顯，這部分樁側(cè)土壓力變化較大。

(a) 楔形樁；(b) 等直徑樁

2.3 地面堆載試驗(yàn)對(duì)比分析

圖13所示為不同樁周土堆載等級(jí)之下楔形樁和等直徑樁的樁頂下拽位移變化規(guī)律。從圖13可見(jiàn)：隨著地面堆載等級(jí)增加，樁頂下拽位移不斷增大，在相同地面堆載等級(jí)下，等直徑樁的樁頂下拽位移要比楔形樁的大。這說(shuō)明與等直徑樁相比，楔形角的存在對(duì)降低樁頂下拽位移非常有效。本試驗(yàn)中的模型樁楔形角對(duì)樁頂下拽位移的減小率可達(dá)20%~25%。

1—楔形樁；2—等直徑樁

圖14所示為地面堆載等級(jí)與樁端阻力的關(guān)系曲線。從圖14可見(jiàn)：在堆載等級(jí)較小時(shí)(0~20 kPa)，楔形樁與等直徑樁的樁端阻力隨堆載等級(jí)的增大而增大，在相同荷載等級(jí)下，等直徑樁的樁端阻力大約為等楔形樁的1.59倍；隨著堆載等級(jí)增加，等直徑樁樁端阻力增大幅值要比楔形樁的增大幅值大，等直徑樁的樁端阻力大約是楔形樁的2.45倍。這是由于楔形樁存在楔形角，樁側(cè)土體除了提供樁側(cè)摩阻力外，還受到1個(gè)由于楔形面造成土體斜向擠壓而形成的豎向分力，從而提高樁側(cè)摩阻力，并且楔形樁樁端截面面積要比等直徑樁的樁端截面面積小，其承受的樁端阻力也相應(yīng)變小。

不同地面堆載等級(jí)下的樁身軸力分布曲線見(jiàn)圖15。從圖15可見(jiàn)：隨著堆載等級(jí)增加，樁身軸力不斷增大，在同級(jí)荷載下，樁身軸力隨深度先增大后減小。圖15(a)中，在樁身上部(0~0.5 m)，楔形樁的樁身軸力分布曲線的斜率隨堆載荷載等級(jí)的增大而增大；在樁身中部(0.5~1.5 m)，樁身軸力逐漸減小，但減小的幅度不大；在樁身下部(1.5~2.0 m)，樁身軸力降低的幅值較大，說(shuō)明在樁身上部和中部，楔形樁樁側(cè)摩阻力起到主導(dǎo)作用，分擔(dān)樁身下拽力的大部分。

1—楔形樁；2—等直徑樁

(a) 楔形樁；(b) 等直徑樁

3 結(jié)論

1) 在本文試驗(yàn)條件下，由于楔形樁中存在楔形角，樁側(cè)摩阻力明顯提高，楔形樁中樁側(cè)摩阻力承擔(dān)基樁整體承載力的90%左右；但楔形樁的樁端阻力比等直徑樁的樁端阻力小，從而導(dǎo)致楔形樁的整體承載力僅為等截面樁的75%。

“互聯(lián)網(wǎng)+”的社會(huì)經(jīng)濟(jì)發(fā)展潮流中，電商活動(dòng)的主要應(yīng)用已經(jīng)滲透到了社會(huì)生活的方方面面。因此，這個(gè)時(shí)候，不僅需要加強(qiáng)對(duì)傳統(tǒng)零售業(yè)的市場(chǎng)適應(yīng)性，還需要在此基礎(chǔ)上，通過(guò)經(jīng)營(yíng)策略塑造穩(wěn)定品牌價(jià)值，加強(qiáng)連鎖零售企業(yè)的產(chǎn)品與服務(wù)質(zhì)量控制，積極創(chuàng)新經(jīng)營(yíng)模式和銷(xiāo)售模式，并在潛移默化的競(jìng)爭(zhēng)中，不斷與時(shí)俱進(jìn)，促進(jìn)連鎖零售企業(yè)的可持續(xù)發(fā)展。

2) 樁側(cè)土體淺層對(duì)水平向承載特性影響更明顯，且在樁周土體淺層位置，楔形樁直徑比等直徑樁略大。在本文試驗(yàn)條件下，楔形樁的單樁水平極限荷載為等直徑樁的1.26倍左右。

3) 楔形角的存在可以有效降低樁頂下拽位移。在本文試驗(yàn)條件下，與等直徑樁相比，楔形樁的樁頂下拽位移減小1/5~1/4。

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(編輯 陳燦華)

Comparative model tests on bearing capacities of tapered pile and equal section pile

GU Hongwei1, 2, KONG Gangqiang1, 2, CHE Ping3, REN Lianwei4, PENG Huaifeng1, 2

(1. Key Laboratory of Geomechanics and Embankment Engineering,Ministry of Education, Hohai University, Nanjing 210098, China;2. College of Civil and Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing 210098, China;3. Eastern China Geological & Mining Organization, Nanjing 210007, China;4. School of Civil Engineering, Henan Polytechnic University, Jiaozuo 454000, China)

Based on model test method, comparative model tests on bearing capacities of tapered pile and equal diameter pile with the same concrete usage embedded in sand under vertical compressive load, horizontal load and surcharge load were carried out. The load versus displacement curves, pile shaft friction, tip resistance, horizontal earth pressure, downdrag and dragload were measured. The differences between the tapered pile and equal diameter pile were discussed, and the advantages and disadvantages of tapered pile were analyzed. The results show that, in this model test condition, the vertical compressive and horizontal bearing capacities of tapered pile are nearly 0.75 times and 1.26 times of those of equal diameter pile. The downdrag of tapered pile is 1/5—1/4 reduced compared with that of the equal diameter pile.

pile foundation; ultimate bearing capacity; tapered pile; downdrag; model test

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.06.025

TU473.1

A

1672?7207(2017)06?1600?07

2016?06?10；

2016?08?22

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51278170)(Project(51278170) supported by the National Natural Science Foundation of China)

孔綱強(qiáng)，博士，教授，博士生導(dǎo)師，從事樁?土相互作用及能量樁技術(shù)研究；E-mail:gqkong1@163.com