擠擴(kuò)支盤樁單樁豎向極限承載力分析方法研究

蔡雨陽 于東波

(1.河南眾智衡和工程管理咨詢有限公司，河南 鄭州 450000； 2.華北水利水電大學(xué)，河南 鄭州 450046)

擠擴(kuò)支盤樁單樁豎向極限承載力分析方法研究

蔡雨陽1于東波2

(1.河南眾智衡和工程管理咨詢有限公司，河南 鄭州 450000； 2.華北水利水電大學(xué)，河南 鄭州 450046)

按照規(guī)范通過對(duì)擠擴(kuò)支盤樁單樁豎向極限承載力的試驗(yàn)，得到各樁的豎向抗壓極限承載力。采用常用的三個(gè)計(jì)算抗壓承載力公式對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行了理論計(jì)算，對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，找出與實(shí)測數(shù)據(jù)出現(xiàn)較大差異的原因，確定了利用經(jīng)驗(yàn)參數(shù)法確定支盤樁單樁豎向極限承載力的方法適合于本類試驗(yàn)的理論計(jì)算。

擠擴(kuò)支盤樁，單樁豎向極限承載力，經(jīng)驗(yàn)參數(shù)法

0 引言

擠擴(kuò)支盤樁是在等截面鉆孔灌注樁的基礎(chǔ)上發(fā)展起來的一種變截面的新樁型，又稱“多級(jí)擴(kuò)盤樁”“多支盤鉆孔灌注樁”。它的單樁極限承載力是樁基工程的一個(gè)重要指標(biāo)，目前最有效的測定方法是進(jìn)行靜荷載試驗(yàn)。靜荷載試驗(yàn)雖然測定結(jié)果準(zhǔn)確，能完全反映樁基礎(chǔ)的承載力情況，但是耗時(shí)長、費(fèi)用高，從實(shí)踐的角度來看受多種因素的影響，在具體工程中并不常用。因此根據(jù)實(shí)測數(shù)據(jù)對(duì)單樁極限承載力進(jìn)行計(jì)算具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

1 擠擴(kuò)支盤樁的原理及特點(diǎn)

擠擴(kuò)支盤灌注樁(以下簡稱支盤樁)是基于仿生學(xué)原理發(fā)展出來的，它是在等截面鉆孔灌注樁的基礎(chǔ)上發(fā)展起來的一種變截面的新樁型，與其他樁型相比有以下優(yōu)點(diǎn)：

1)與支盤樁傳統(tǒng)的直孔混凝土灌注樁的受力情況不同，是漸進(jìn)壓縮型[1]。

2)抗拔性能、穩(wěn)定性好。

3)節(jié)省原材料，降低了工程造價(jià)。

4)縮短工期，工藝簡便；具有顯著的低公害性能，低噪聲，低振動(dòng)，泥漿排放量少。

擠擴(kuò)支盤樁也存在著設(shè)計(jì)參數(shù)和承載力計(jì)算公式尚需完善、在淤泥質(zhì)土、風(fēng)化巖層中使用效果差、多節(jié)樁用低應(yīng)力變動(dòng)力測試其樁身完整性難度較大等缺點(diǎn)，但承載力高、沉降量小和適用性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)正在越來越被人們接受。

2 擠擴(kuò)支盤樁單樁承載力計(jì)算公式

擠擴(kuò)支盤灌注樁是在直孔灌注樁的基礎(chǔ)上在樁身的不同位置用專業(yè)的擠擴(kuò)裝置擠擴(kuò)成岔腔或盤腔而成，支盤樁比直線型樁多出了支和盤，使它的性能發(fā)生了改變，其受力機(jī)理變得更加復(fù)雜。目前，就擠擴(kuò)支盤樁的承載力計(jì)算公式來說已有差不多近十種[2]。現(xiàn)在列舉三種較為常用的計(jì)算方法：

1)認(rèn)為支盤樁的承載力由樁側(cè)的摩阻力和樁端阻力兩部分組成，且樁側(cè)摩阻力先于樁端阻力發(fā)揮出來，有公式[3]：

Quk=Qsk+Qpk=u∑qsikli+∑ψpiqpikApi+qpkAp

(1)

2)文獻(xiàn)[4]認(rèn)為，樁極限端阻力的發(fā)揮過程實(shí)際上就是包括支盤在內(nèi)的樁身各個(gè)部分與地基土之間摩阻力的充分發(fā)揮以及地基土發(fā)生塑性破壞的過程。因此，對(duì)于同一個(gè)樁來說，樁身承載力的大小歸根結(jié)底取決于土的強(qiáng)度，有公式：

Quk=Qsk+Qpk=u∑qsikli+∑ψiqpikApi

(2)

3)利用經(jīng)驗(yàn)參數(shù)確定多支盤鉆孔灌注樁單樁豎向承載力標(biāo)準(zhǔn)值計(jì)算公式：

(3)

式(1)與式(3)的設(shè)計(jì)理論雖然相似，但在樁側(cè)摩阻力、樁端阻力的取值上和樁側(cè)摩阻力的折減系數(shù)上有一定的差別[5]。式(1)的樁身側(cè)摩阻力和端阻力是在無地區(qū)經(jīng)驗(yàn)的情況下按規(guī)范取值，而式(3)是按經(jīng)驗(yàn)取值。式(1)的側(cè)摩阻力折減系數(shù)是按支盤高度折減。

式(1)忽略了支盤在樁身上不同位置及其結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性和與土層的具體作用情況，缺乏明確的土力學(xué)根據(jù)。

式(2)雖是從土力學(xué)的角度出發(fā)，但運(yùn)用庫侖強(qiáng)度理論時(shí)，將應(yīng)力擴(kuò)散角用一個(gè)定值來表示，這樣不夠全面。

式(3)則需要設(shè)計(jì)者必須要有一定的地區(qū)經(jīng)驗(yàn)。

因此，在實(shí)際應(yīng)用時(shí)要根據(jù)本地的實(shí)際情況來選取一個(gè)適合于本地區(qū)工況的公式。

3 工程案例

河南省某廠區(qū)內(nèi)，共進(jìn)行兩組試樁試驗(yàn)，本次試驗(yàn)共成樁11根，樁徑均為700 mm，樁的有效樁長是21.5 m，各樁的混凝土強(qiáng)度均為C30。

本次單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)對(duì)這兩組試樁進(jìn)行了檢測。試驗(yàn)樁位于汽機(jī)房位置，實(shí)際位置見圖1。

在圖1中，擠擴(kuò)支盤樁汽1、汽2、汽3作為測試樁，其他擠擴(kuò)支盤樁作為錨樁。汽機(jī)房的1號(hào)、2號(hào)和3號(hào)樁是3盤的擠擴(kuò)支盤灌注樁，承力盤直徑1 400 mm，樁長21.5 m，混凝土強(qiáng)度為C30,設(shè)計(jì)單樁豎向抗壓極限承載力10 000 kN。為了測試樁身的應(yīng)變，成樁時(shí)在兩組試樁內(nèi)部都埋設(shè)了應(yīng)力計(jì)。汽機(jī)房的3根試樁每根埋設(shè)了7組應(yīng)力計(jì)，底部埋有壓力盒。應(yīng)力計(jì)、壓力盒具體布置情況和土層的大概分布情況見圖2。

依據(jù)JGJ 106—2003建筑基樁檢測規(guī)范有關(guān)規(guī)定，試驗(yàn)中每級(jí)加載值為預(yù)先估計(jì)極限承載力的1/10。第一級(jí)按2倍分級(jí)荷載進(jìn)行施加。同時(shí)根據(jù)《綜合試樁大綱》的要求加載次序?yàn)椋? 000 kN，3 000 kN，4 000 kN，5 000 kN，6 000 kN，7 000 kN，8 000 kN，9 000 kN，10 000 kN。

根據(jù)規(guī)范的要求每級(jí)荷載施加后按第5 min，第15 min，第30 min，第45 min，第60 min測讀樁頂沉降量，以后每隔30 min讀一次。

汽1號(hào)試樁在荷載Q≤8 000 kN以前，試樁在各級(jí)荷載作用下的沉降變化量相差不大，且樁頂總沉降量也較小。荷載Q=9 000 kN后并維持60 min后，樁身突然出現(xiàn)一聲悶響，試樁在荷載作用下的沉降突然增大,至加荷90 min時(shí),樁頂總沉降量達(dá)s=91.49 mm，根據(jù)終止加荷條件，停止加荷過程。汽1號(hào)試樁在最大荷載9 000 kN作用下的樁頂最大沉降量s=91.49 mm。

汽2號(hào)試樁在荷載Q≤9 000 kN以前，試樁在各級(jí)荷載作用下的沉降變化量相差不大，但樁頂總沉降量較大。荷載Q=10 000 kN后，樁頂沉降量突然增大,速率加快,后維持荷載210 min(此時(shí)樁頂沉降量s=94.63 mm)，根據(jù)終止加荷條件，停止加荷過程。汽2號(hào)試樁在最大荷載10 000 kN作用下的樁頂最大沉降量s=94.63 mm。

汽3號(hào)試樁在荷載Q≤8 000 kN以前，試樁在各級(jí)荷載作用下的沉降變化量相差不大，且頂總沉量也較小。荷載Q=9 000 kN后，樁頂沉降量突然增大,速率加快,后維持荷載150 min(此時(shí)樁頂沉降量s=91.58 mm)，根據(jù)終止加荷條件，停止加荷過程。汽3號(hào)試樁在最大荷載9 000 kN作用下的樁頂最大沉降量s=91.58 mm。

根據(jù)規(guī)范判定單樁極限承載力的方法，結(jié)合各試樁相應(yīng)的Q—s曲線及s—lgt曲線得出：

汽1號(hào)樁單樁豎向極限抗壓承載力Qu=8 000 kN；

汽2號(hào)樁單樁豎向極限抗壓承載力Qu=7 617 kN；

汽3號(hào)樁單樁豎向極限抗壓承載力Qu=8 000 kN。

各試樁的樁頂沉降量較大，均出現(xiàn)極限或破壞跡象。

將六根試樁中具有代表性的汽機(jī)房3號(hào)樁的數(shù)據(jù)代入式(4)進(jìn)行分析。

F[i,j]=N[i,j+1]-N[i,j]

(4)

其中，F(xiàn)[i,j]為第i級(jí)荷載下第j段樁身分擔(dān)的荷載，特別地，當(dāng)?shù)趈段樁身包含有承力盤時(shí)，即F[i,j]為第i級(jí)荷載下該承力盤分擔(dān)的荷載值，kN；N[i,j+1]為第i級(jí)荷載下樁身j+1截面處的軸力值，kN；N[i,j]為第i級(jí)荷載下樁身j截面處的軸力值，kN。

qsj=F[i,j]/As

(5)

其中，qsj為該樁段的平均摩阻力，kPa；As為該樁段的側(cè)表面積，m2。

當(dāng)?shù)趈段樁身包含有承力盤時(shí)，則樁身支盤處的端阻力為:

qp=F[i,j]/Api

(6)

其中，qp為樁身支盤處端阻力，kPa；Api為扣除主樁樁身截面積的支盤的水平投影面積，m2。

根據(jù)式(1)：

Quk=Qsk+Qpk=u∑qsikli+
∑ψpiqpikApi+qpkAp=7 559.20 kN。

式(2)：

Quk=Qsk+Qpk=u∑qsikli+∑ψiqpikApi=6 275.66 kN。

式(3)：

結(jié)合本次試驗(yàn)的實(shí)際情況并出于安全儲(chǔ)備的考慮，式(1)的Quk=7 559.20 kN，式(3)的Quk=7 494.311 3 kN與實(shí)際測量值更加符合。式(2)的Quk=6 275.66 kN與實(shí)際測量值差距較大，其原因應(yīng)該是試驗(yàn)場地土層分布較為復(fù)雜，在地表以下20 m左右的深度中有十幾種不同的土層分布，勘測難度較大，數(shù)據(jù)不易獲取，而式(2)正是從土力學(xué)角度出發(fā)，根據(jù)庫侖強(qiáng)度理論推導(dǎo)出的承載力估算公式。因此，式(2)計(jì)算得出的結(jié)果與實(shí)際值的偏差較大。

式(1)與式(3)雖與實(shí)際試驗(yàn)值都較為接近，但其中也有差別。式(1)中的極限端阻力標(biāo)準(zhǔn)值的修正系數(shù)ψpi未有明確的規(guī)范，所以在取不同值時(shí)，Quk的差別還是比較大的。本文中取得ψpi=0.9是在參考了實(shí)際試驗(yàn)值的情況下取得的。式(3)是按照公式要求取值，計(jì)算結(jié)果較為接近實(shí)測值。

比較此三個(gè)公式，式(3)是利用經(jīng)驗(yàn)參數(shù)法確定單樁豎向極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值的，此公式更適合對(duì)本次試驗(yàn)進(jìn)行理論計(jì)算。

4 結(jié)語

本文較為完整的描述了測定擠擴(kuò)支盤樁單樁豎向極限承載力的試驗(yàn)過程，用常用的三個(gè)計(jì)算抗壓承載力公式對(duì)部分?jǐn)?shù)據(jù)進(jìn)行了理論計(jì)算。對(duì)三個(gè)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比、分析并找出了與實(shí)測數(shù)據(jù)出現(xiàn)較大差異的原因。

本次試驗(yàn)屬于破壞性試驗(yàn)，部分樁出現(xiàn)了裂縫等破壞現(xiàn)象，故在理論計(jì)算時(shí)應(yīng)該有足夠的安全儲(chǔ)備?？紤]到這個(gè)因素，即利用經(jīng)驗(yàn)參數(shù)法確定的支盤樁單樁豎向極限承載力公式，更適合用于本次試驗(yàn)的理論計(jì)算，由此可推廣到該地區(qū)的支盤樁的豎向極限承載力的計(jì)算。

[1] 梁仁旺，趙書平，樊春義.鉆孔擠擴(kuò)支盤樁技術(shù)及工程應(yīng)用[J].山西建筑，2001,27(6)：28-29.

[2] Mohan D. Design and Construction of Multi-under Reamed Piles[A].Pro,7th ICSMFE2, Mexico[C].1969：183-186.

[3] 谷愛民，李 崗，牛敏照.支盤灌注樁單樁承載力試驗(yàn)研究[J].巖土工程技術(shù)，2004,18(6)：291-294.

[4] 吳軍帥.豎向荷載下支盤樁的荷載傳遞性狀及承載力的確定[J].電力勘測，2001(1)：12-16.

[5] 谷愛民，李 崗，牛敏照.支盤灌注樁單樁承載力試驗(yàn)研究[J].巖土工程技術(shù)，2004,18(6)：291-294.

Studyontheanalysismethodofverticalultimatebearingcapacityofpilesinglepile

CaiYuyang1YuDongbo2

(1.HenanZhongzhihengheEngineeringManagementConsultingCo.,Ltd,Zhengzhou450000,China; 2.NorthChinaUniversityofWaterResourcesandElectricPower,Zhengzhou450046,China)

According to the test of the vertical ultimate bearing capacity of pile driving pile, the vertical compressive ultimate bearing capacity of each pile is obtained. Compressive bearing capacity formula is obtained by using the commonly used three data for the theoretical calculation, the calculation results are comparative analysis, finding out the causes of the appear bigger difference with the test data. To make sure the experience parameter method is used to determine the single pile vertical ultimate bearing capacity of squeezed branch piles method is suitable for this kind of test of the theoretical calculation.

cast-in-place pile with branches and plates, vertical ultimate bearing capacity of single pile, experience parameter method

TU473.11

：A

1009-6825(2017)24-0075-03

2017-06-17

蔡雨陽(1980- )，男，工程師； 于東波(1992- )，男，在讀碩士