帶帽單樁工作特性現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)分析

郭志廣，魏麗敏，何群，付貴海

?

帶帽單樁工作特性現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)分析

郭志廣1，魏麗敏2，何群2，付貴海3

(1. 湖南科技大學(xué) 巖土工程穩(wěn)定控制與健康監(jiān)測(cè)省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 湘潭 411201；2. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075；3. 湖南城市學(xué)院 土木工程學(xué)院，湖南 益陽(yáng) 413000)

以杭甬鐵路客運(yùn)專線上虞北站帶帽單樁現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)為基礎(chǔ)，對(duì)比分析置于不同持力層上的帶帽單樁的荷載~沉降特性，探討帶帽單樁荷載傳遞與分擔(dān)規(guī)律及其影響因素。試驗(yàn)結(jié)果表明：選擇良好的樁端持力層可以顯著提高帶帽單樁的沉降控制效果；樁帽下土體分擔(dān)荷載隨樁帽荷載的增加而增加，且樁端土層越差，樁帽分擔(dān)的荷載越多而且地基應(yīng)力分布差異越大；樁帽的存在，削弱了樁身上部樁側(cè)摩阻力，其影響范圍約為5~6倍的樁帽寬度。

帶帽單樁；沉降；荷載分擔(dān)；荷載傳遞；樁帽下地基應(yīng)力

鋪設(shè)無(wú)砟軌道的高速鐵路具有嚴(yán)格的沉降控制標(biāo)準(zhǔn)[1?2]。隨著高速鐵路建設(shè)在深厚軟土地區(qū)日益增多，這就直接加速了鐵路路基地基處理方式的革新。相繼出現(xiàn)了CFG樁復(fù)合地基[3]、樁?網(wǎng)復(fù)合地基[4]、樁?筏復(fù)合地基[5?6]、帶帽剛性樁復(fù)合地 基[7?8]以及沉降控制復(fù)合樁基[9?11]等新型地基處理方式和加固體系。在樁與樁帽(承臺(tái)或筏板)共同作用的研究中，帶帽單樁的靜載試驗(yàn)是最直觀有效的試驗(yàn)方式，對(duì)研究群樁基礎(chǔ)、帶帽樁復(fù)合地基、樁筏復(fù)合結(jié)構(gòu)的承載特性和作用機(jī)理具有重要的參考價(jià)值。樓曉明等[12]對(duì)上海地區(qū)3根帶承臺(tái)摩擦單樁進(jìn)行荷載試驗(yàn)，研究了不同承臺(tái)尺寸和樁長(zhǎng)對(duì)帶帽單樁荷載傳遞特性的影響。雷金波等[7?8]也分析了帶帽剛性樁復(fù)合地基的荷載傳遞、樁土應(yīng)力比及樁土間相互作用等力學(xué)特性，但其側(cè)重于墊層對(duì)帶帽單樁的影響。李波等[13]基于單樁?樁帽?土的共同作用，提出了層狀地基中帶帽單樁的等效剪切位移法，并推導(dǎo)了樁和樁帽下土體的荷載傳遞矩陣。本文以杭甬鐵路客運(yùn)專線上虞北站為工程背景，選取置于不同持力層的2個(gè)帶帽單樁，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)，通過(guò)對(duì)多項(xiàng)試驗(yàn)結(jié)果的分析，探討帶帽單樁的承載特性、樁土荷載分擔(dān)和地基加固效果。其成果既可用于帶帽單樁復(fù)合地基分析，也可進(jìn)一步研究樁筏復(fù)合結(jié)構(gòu)的工作特性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 工程概況

杭甬鐵路客運(yùn)專線上虞北站地處苗圃區(qū)，地形地貌為濱海相沖積平原。地基采用預(yù)應(yīng)力管樁+C30鋼筋混凝土筏板加固?；鶚缎吞?hào)為PC-A500(100)，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C65，樁徑0.5 m，壁厚0.1 m，樁長(zhǎng)43~45 m，錘擊沉樁。管樁按正方形布置，樁間距為5倍樁徑，即2.5 m。共對(duì)2個(gè)帶帽單樁進(jìn)行靜壓試驗(yàn)，分別為DK73+925斷面和DK73+795斷面的2號(hào)樁，編號(hào)為SPR1和SPR2，樁頂與地面持平。樁帽尺寸均為2.5 m×2.5 m×0.5 m，SPR1樁長(zhǎng)為43 m，樁端位于細(xì)圓礫土層，SPR2樁長(zhǎng)為33 m，樁端位于粉土、粉砂層。SPR1試樁樁身中布設(shè)了混凝土應(yīng)變計(jì)。2個(gè)試樁穿越的土層情況見圖1和圖2。

圖1 SPR1穿越土層和元件布置情況

圖2 SPR2穿越土層情況

1.2 測(cè)試內(nèi)容與目的

1) 樁頂(身)應(yīng)力和變形測(cè)試

SPR1帶帽單樁樁身中預(yù)先埋設(shè)混凝土應(yīng)變計(jì)，每斷面沿樁徑對(duì)稱布置2個(gè)，共布置15個(gè)斷面，見圖1。澆筑樁帽前，在樁頂與樁帽連接處也對(duì)稱布置2個(gè)混凝土應(yīng)變計(jì)，見圖3。量測(cè)各級(jí)荷載下樁身和樁頂應(yīng)變，獲得樁身軸力和樁頂荷載，進(jìn)而研究樁身荷載傳遞特性和樁土荷載分擔(dān)情況。

2) 地基土變形/應(yīng)力測(cè)試

地基土變形采用單點(diǎn)沉降計(jì)量測(cè)。以SPR1為例(見圖3)，距樁帽中心縱、橫距離均為0.6 m對(duì)稱布置4個(gè)單點(diǎn)沉降計(jì)，元件編號(hào)分別為RSC1-1，RSC2-1，RSC3-1和RSC4-1。SPR2單點(diǎn)沉降計(jì)布置與SPR1類似，其元件編號(hào)以后綴“?2”作為標(biāo)識(shí)，其他元件編號(hào)規(guī)則類同。各測(cè)點(diǎn)實(shí)際埋設(shè)深度見表1。

表1 單點(diǎn)沉降計(jì)實(shí)際埋設(shè)深度

地基土豎向應(yīng)力采用土壓力盒量測(cè)，以SPR1為例(見圖3)，將4個(gè)土壓力盒(編號(hào)分別為SEP1，SEP2，SEP3和SEP4)沿樁帽橫向中心線(SR1測(cè)線)布置。量測(cè)各級(jí)荷載樁帽下地基土豎向應(yīng)力，從而獲取樁帽下地基土豎向應(yīng)力及其分布。SPR2土壓力盒布置與SPR1類似。

單位：cm

1.3 試驗(yàn)方法

靜載試驗(yàn)依照《建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》(JGJ106—2003)的有關(guān)規(guī)定，采用慢速維持荷載法進(jìn)行加載，反力裝置為堆載平臺(tái)，用RS-JYB樁基靜載荷測(cè)試分析系統(tǒng)。SPR1和SPR2的最大加載量分別為3 000 kN和2 700 kN，分10級(jí)加載，首次加2級(jí)。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 帶帽單樁荷載沉降特性

2.1.1 樁帽沉降變形特性

SPR1和SPR2兩帶帽單樁的樁帽荷載~沉降曲線如圖4所示。

從圖4可知，SPR1和SPR2帶帽單樁的~曲線初始階段近似沿直線發(fā)展，分別至1 200 kN和1 080 kN為止，可分別視為各自的第1拐點(diǎn)(即直線段末尾)，此時(shí)SPR1樁對(duì)應(yīng)沉降為2.83 mm，SPR2樁為3.17 mm。之后兩者~曲線均呈緩變型，尚未達(dá)到第2拐點(diǎn)(即極限荷載點(diǎn))。SPR1至最大荷載時(shí)沉降為11.72 mm，而SPR2樁至最大荷載時(shí)沉降為78.13 mm。若以該階段內(nèi)位移與荷載增量的比視為彈塑階段的曲線斜率，則SPR1和SPR2對(duì)應(yīng)的數(shù)值分別為5.93×10?6 m/kN和5.55×10?5 m/kN。

圖4 帶帽單樁P~S曲線

試樁卸載回彈量主要與樁長(zhǎng)、樁端持力層、卸載前荷載大小有關(guān)，SPR1回彈量實(shí)測(cè)值為5.33 mm，回彈率為45.48%；SPR2實(shí)測(cè)值為6.76 mm，回彈率為8.65%。

相同荷載下SPR1與SPR2的沉降之比：當(dāng)樁帽荷載為540~1 620 kN時(shí)，沉降為0.789~0.461；樁帽荷載為1 890~2 430 kN時(shí)為0.228~0.124。表明良好的樁端持力層可以顯著提高帶帽單樁的沉降控制效果。

2.1.2 地基壓縮變形特性

單點(diǎn)沉降計(jì)頂部法蘭盤埋置于樁帽底面，底部錨頭置于土層深處，帶帽單樁受荷發(fā)生豎向沉降，使得樁帽與單點(diǎn)沉降計(jì)頂部法蘭盤一起下沉，忽略樁帽混凝土的壓縮變形量，則單點(diǎn)沉降計(jì)測(cè)得數(shù)據(jù)可視為該元件埋深范圍內(nèi)土層的相對(duì)變形量，而樁帽上百分表測(cè)的數(shù)據(jù)為樁位處土層的總變形量。

圖5和圖6分別給出了SPR1和SPR2帶帽單樁在分級(jí)荷載下單點(diǎn)沉降計(jì)實(shí)測(cè)的不同埋深土層的相對(duì)變形量和總變形量。

圖5 SPR1樁帽下不同埋深范圍內(nèi)土層變形量

圖6 SPR2樁帽下不同埋深范圍內(nèi)土層變形量

從圖5和圖6可以看出，SPR1和SPR2樁帽下各埋深范圍內(nèi)土層相對(duì)變形量隨樁帽荷載變化趨勢(shì)與樁帽沉降變形類似，且當(dāng)單點(diǎn)沉降計(jì)底部錨頭埋深很大時(shí)，其實(shí)測(cè)土層相對(duì)變形量與該處地基沉降量趨于一致，也就是說(shuō)這時(shí)錨頭可視為不動(dòng)點(diǎn)。SPR1單樁43 m，但由于樁帽頂部施加荷載相對(duì)其極限承載力偏小，使得樁端位移也較?。欢鳶PR2單樁33 m，但該處單點(diǎn)最大埋深為44.4 m。故兩者均出現(xiàn)最大埋深的單點(diǎn)實(shí)測(cè)土層相對(duì)變形量與樁帽測(cè)得的總變形量較接近。

最大荷載時(shí)，SPR1樁帽下27.1 m埋深范圍內(nèi)(約上部2個(gè)土層厚度)，土層相對(duì)變形量為6.75 mm，占地基總變形量的60.98%；而下部17.8 m厚的土層相對(duì)變形量總和為4.32 mm，占地基總變形量的39.02%。SPR2樁帽下9.2 m和27.3 m埋深范圍內(nèi)土層相對(duì)變形量分別為32.67 mm和58.19 mm，分別為地基總變形量的42.88%和76.38%；而下部15.1 m厚的土層相對(duì)變形量為18 mm，占地基總變形量的23.63%。可見上部深厚軟土層相對(duì)變形量對(duì)沉降的貢獻(xiàn)較大。

2.2 荷載傳遞特性

圖7和圖8分別給出了SPR1中樁體在各級(jí)荷載下樁身軸力和樁側(cè)摩阻力隨深度變化曲線。

圖7 SPR1樁身軸力隨深度變化

圖8 SPR1樁側(cè)摩阻力隨深度變化

由于樁帽下地基土承擔(dān)部分荷載，故樁頂荷載小于樁帽上施加荷載。從圖7可以看出，隨著樁帽荷載的增加，樁頂荷載逐漸增大，但樁所承擔(dān)的荷載比例卻逐漸減小，從初加荷載時(shí)的79.76%減少到最大試驗(yàn)荷載2 700 kN時(shí)的71.17%。

圖9為同一斷面試樁(編號(hào)為SP1)在未設(shè)置樁帽時(shí)進(jìn)行靜圧試驗(yàn)，獲得的樁側(cè)摩阻力隨深度變化曲線。為了解樁帽對(duì)樁側(cè)摩阻發(fā)揮程度的影響，特選取樁頂荷載相當(dāng)時(shí)的SPR1(1 914 kN)和SP1 (1 920 kN)的樁側(cè)摩阻隨深度的曲線繪制于圖10。由圖10可知，在0~14.5 m內(nèi)樁側(cè)摩阻大幅減少，如6.5 m處，樁側(cè)摩阻由43.7 kPa降低為9.1 kPa?？赡茉?yàn)椋河捎跇睹钡拇嬖?，使得樁身上部一定范圍?nèi)樁土相對(duì)位移減緩，削弱了樁身上部樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮。

圖9 SP1單樁樁側(cè)摩阻力隨深度變化(文獻(xiàn)[9])

圖10 樁帽對(duì)樁身摩阻的影響

2.3 樁帽下地基土豎向應(yīng)力

通過(guò)土壓力盒可獲得樁帽下各級(jí)荷載的實(shí)測(cè)地基豎向應(yīng)力。圖11~14給出了SPR1和SPR2帶帽單樁各級(jí)荷載下樁帽底地基土豎向應(yīng)力及其橫向分布的實(shí)測(cè)曲線。

圖11 SPR1樁帽下地基應(yīng)力隨荷載變化

圖12 SPR1樁帽下地基應(yīng)力橫向分布

圖13 SPR2樁帽下地基應(yīng)力隨荷載變化

對(duì)比圖11和圖13可知，總體而言，樁帽下地基土豎向應(yīng)力隨著樁帽荷載增加而增加，且均存在應(yīng)力增加轉(zhuǎn)折點(diǎn)。當(dāng)SPR1和SPR2樁帽荷載分別小于1 800 kN和1 620 kN時(shí)，兩者的地基豎向應(yīng)力均增加緩慢，此階段實(shí)測(cè)均值分別為41.97 kPa和37.32 kPa；之后隨著荷載增加，地基豎向應(yīng)力開始明顯增加。至最大荷載，兩者實(shí)測(cè)均值分別為125.17 kPa和139.29 kPa。

圖14 SPR2樁帽下地基應(yīng)力橫向分布

對(duì)比圖12和圖14可知，樁帽下地基豎向應(yīng)力沿測(cè)試斷面的差異，SPR2比SPR1明顯，尤其是樁帽荷載較大時(shí)。由于SPR1中單樁較長(zhǎng)(43 m)，樁端下持力層較好(細(xì)圓礫土)，樁承擔(dān)較大荷載且樁帽沉降較小，使得樁帽下地基受荷均勻。對(duì)于SPR2，樁帽下靠近受荷樁的2個(gè)測(cè)點(diǎn)地基土豎向應(yīng)力(簡(jiǎn)稱中間應(yīng)力)與遠(yuǎn)離受荷樁的2個(gè)測(cè)點(diǎn)地基應(yīng)力(簡(jiǎn)稱端部應(yīng)力)有顯著差異。當(dāng)樁帽荷載小于1 620 kN時(shí)，端部應(yīng)力均值比中間應(yīng)力小，差值范圍為0.45~3.16 kPa，說(shuō)明在荷載水平較低時(shí)，樁帽下地基應(yīng)力近似均勻分布。當(dāng)樁帽荷載為1 620~2 160 kN時(shí)，端部應(yīng)力進(jìn)一步小于中間應(yīng)力，差值范圍為15.32~38.47 kPa。這主要是因?yàn)镾PR2樁長(zhǎng)相對(duì)較短(33 m)，且樁端持力層為粉土、粉砂層，樁帽沉降較大，剛性樁帽下地基應(yīng)力分布不均，中間應(yīng)力明顯大于端部。

2.4 荷載分擔(dān)特性分析

樁頂埋設(shè)的混凝土應(yīng)變計(jì)測(cè)試結(jié)果可直接換算得到樁頂應(yīng)力和樁頂荷載，樁帽下埋設(shè)的土壓力盒測(cè)試結(jié)果可直接換算得到地基應(yīng)力和地基荷載。兩者實(shí)測(cè)荷載值之和即為反算樁帽荷載。經(jīng)計(jì)算對(duì)比，各級(jí)荷載下反算樁帽荷載比實(shí)際樁帽荷載大，且樁帽荷載為1 200~1 800 kN時(shí)最大(見圖15)。SPR1的相對(duì)誤差為0.8%~12.1%，SPR2的相對(duì)誤差較大，為10.5%~28.7%，這與SPR2樁帽下地基應(yīng)力分布不均有很大關(guān)系。

由上述分析可知，樁帽下地基應(yīng)力分布不均，會(huì)給樁土應(yīng)力比和樁土荷載分擔(dān)計(jì)算帶來(lái)不便。故以實(shí)測(cè)樁頂應(yīng)變?yōu)榛鶞?zhǔn)，得到樁頂應(yīng)力和樁頂荷載，而帽下地基應(yīng)力和地基荷載采用根據(jù)樁帽總荷載和樁頂荷載反算得到。

1) 樁土應(yīng)力比

圖16給出了SPR1和SPR2帶帽單樁根據(jù)實(shí)測(cè)樁頂混凝土應(yīng)變值計(jì)算而得的樁土應(yīng)力比。

圖15 樁帽荷載反算值與實(shí)際值對(duì)比

圖16 帶帽單樁樁土應(yīng)力比

從圖16可知，不同荷載水平下樁土應(yīng)力比不同，隨著荷載水平的提高，樁土應(yīng)力比大致呈減小趨勢(shì)。對(duì)于SPR1，當(dāng)荷載為600~1 200 kN時(shí)，應(yīng)力比由121.5迅速減小到96.0。而SPR2，荷載為540~1 080 kN時(shí)，應(yīng)力比由70.6減小到40.5。表明樁帽下土體在加荷初期就承擔(dān)一定的荷載。當(dāng)SPR1加載至1 200~1 800 kN時(shí)，應(yīng)力比由96.0緩慢降低到89.7，之后基本保持不變；而當(dāng)SPR2加載至810~2 430 kN時(shí)，應(yīng)力比由40.5緩慢降低到28.4。表明此階段樁帽下土體承擔(dān)荷載的比例有所提高，但提高幅度沒有前一階段大。最大加載量時(shí)兩者對(duì)應(yīng)的應(yīng)力比分別為76.2和28.4。且從圖還可知，各級(jí)荷載下，SPR1的應(yīng)力比始終大于SPR2，這主要是因?yàn)镾PR1樁長(zhǎng)較長(zhǎng)，且樁端下土質(zhì)較好，樁體承擔(dān)了較大荷載。

2) 樁土荷載分擔(dān)

圖17給出了SPR1和SPR2帶帽單樁根據(jù)實(shí)測(cè)樁頂應(yīng)力計(jì)算的樁土荷載分擔(dān)比。

圖17 帶帽樁樁土荷載分擔(dān)比

從圖17可知，SPR1在荷載600~1 200 kN時(shí)，樁體承擔(dān)荷載由79.8%減少到75.7%，SPR2在荷載540~1 620 kN時(shí)，樁體承擔(dān)荷載由69.6%減少到52.0%；之后隨著荷載的增加，兩帶帽單樁樁體荷載分擔(dān)逐漸減小，且SPR2樁減小的速度大于SPR1，至最大荷載時(shí)SPR1和SPR2樁承擔(dān)荷載比例分別為71.2%和47.9%。

3 結(jié)論

1) 選擇良好的樁端持力層可以顯著提高帶帽單樁的沉降控制效果。

2) 樁帽的存在對(duì)樁身上部樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮有削弱作用，其影響范圍約為5~6倍的樁帽寬度。在影響范圍中部(約6.5 m)，樁側(cè)摩阻由43.7 kPa降低為9.1 kPa。。

3) 樁帽下地基應(yīng)力分布與樁帽沉降關(guān)系較大，樁端土層越差，導(dǎo)致樁帽發(fā)生較大沉降，使得帽下地基應(yīng)力分布不均，較大樁帽荷載下帽下地基中間應(yīng)力明顯大于端部。

4) 樁帽下土體承擔(dān)荷載的比例隨帽上荷載的增加而增加，且樁端土層越差，其帽下地基分擔(dān)的荷載越多。至最大試驗(yàn)荷載時(shí)，SPR1和SPR2樁承擔(dān)荷載比例分別為71.2%和47.9%。

5) 樁土應(yīng)力比隨著樁帽荷載水平的提高大致呈減小趨勢(shì)，且樁端持力層越好，樁土應(yīng)力比越大。至最大試驗(yàn)荷載時(shí)，SPR1和SPR2樁土應(yīng)力比分別為76.2和28.4。

[1] TB10001—2005, 鐵路路基設(shè)計(jì)規(guī)范[S]. TB10001—2005, Code for design on subgrade of railway [S].

[2] TB 10621—2009, 高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范(試行)[S]. TB10621—2009, Code for design of high speed railway (trial)[S].

[3] 劉俊飛, 趙國(guó)堂. 路基工程中CFG樁樁筏復(fù)合地基與樁網(wǎng)復(fù)合地基對(duì)比[J]. 鐵道建筑, 2009(7): 31?35. LIU Junfei, ZHAO Guotang. Comparison of composite foundation of CFG pile raft composite foundation and pile net foundation in subgrade engineering[J]. Railway Engineering, 2009(7): 31?35.

[4] 馬建林, 劉俊飛, 朱明, 等. 高速鐵路CFG樁網(wǎng)復(fù)合地基樁土承載特性試驗(yàn)研究[J]. 鐵道建筑, 2009(7): 56?58. MA Jianlin, LIU Junfei, ZHU ming, et al. Experimental study on bearing capacity of pile foundation of CFG pile network composite foundation of high speed railway[J]. Railway Engineering, 2009(7): 56?58.

[5] 丁銘績(jī). 高速鐵路CFG樁樁板復(fù)合地基工后沉降數(shù)值模擬[J]. 中國(guó)鐵道科學(xué), 2008, 29(3): 1?6. DING Mingji. Numerical simulation of post settlement of composite foundation of CFG pile plate in high speed railway[J]. China Railway Science, 2008, 29(3): 1?6.

[6] Ata A, Badrawi E, Nabil M. Numerical analysis of unconnected piled raft with cushion[J]. Ain Shams Engineering Journal, 2015, 6(2): 421?428.

[7] 雷金波, 陳從新. 帶帽剛性樁復(fù)合地基現(xiàn)場(chǎng)足尺試驗(yàn)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2010(8): 1713?1720. LEI Jinbo, CHEN Congxin. In-situ prototype test study of composite foundation of rigid pile with cap[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010(8): 1713?1720.

[8] 雷金波, 陳從新. 基于雙曲線模型的帶帽剛性樁復(fù)合地基荷載傳遞機(jī)制研究[J]. 巖土力學(xué). 2010, 31(11): 3385?3391. LEI Jinbo, CHEN Congxin. Research on load transfer mechanism of composite foundation of rigid pile with cap based on hyperbolic model[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(11): 3385?3391.

[9] 魏麗敏, 何群, 郭志廣, 等. 京滬高速鐵路沉降控制復(fù)合樁基加固軟基研究[R]. 長(zhǎng)沙: 中南大學(xué), 2011. WEI Limin, HE Qun, GUO Zhiguang, et al. Study of performance of composite pile foundation of high-speed railway controlling settlement[R]. Changsha: Central South University, 2011.

[10] 崔維孝, 冷景巖, 陳晶晶. 樁筏基礎(chǔ)路基地基應(yīng)力測(cè)試研究[J]. 鐵道工程學(xué)報(bào), 2012(4): 32?36. CUI Weixiao, LENG Jingyan, CHEN Jingjing. Research on test of foundation stress for the subgrade with piled raft foundation[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2012(4): 32?36.

[11] Lee J, Park D, Choi K. Analysis of load sharing behavior for piled rafts using normalized load response model[J]. Computers and Geotechnics, 2014, 57: 65?74.

[12] 樓曉明, 房衛(wèi)祥, 費(fèi)培蕓, 等. 單樁與帶承臺(tái)單樁荷載傳遞特性的比較試驗(yàn)[J]. 巖土力學(xué). 2005, 26(9): 1399? 1402, 1408. LOU Xiaoming, FANG Weixiang, FEI Peiyun, et al. Comparative testing on characteristic of load transfer between single pile and single pile with cap[J]. Rock and Soil Mechanics, 2005, 26(9): 1399?1402.

[13] 李波, 黃茂松. 層狀地基中單樁?樁帽?土共同作用等效剪切位移法[J]. 土木建筑與環(huán)境工程, 2013, 35(1): 32?39. LI Bo, HUANG Maosong. An equivalent shear displacement method of single capped pile in layered soil [J]. Journal of Civil, Architectural & Environmental Engineering, 2013, 35(1): 32?39.

[14] Jeong S, Cho J. Proposed nonlinear 3-D analytical method for piled raft foundations[J]. Computers and Geotechnics, 2014, 59: 112?126.

[15] 律文田, 王永和, 冷伍明. PHC 管樁荷載傳遞的試驗(yàn)研究和數(shù)值分析[J]. 巖土力學(xué), 2006, 26(3): 466?470. Lü Wentian, WANG Yonghe, LENG Wuming. Testing and numerical analysis of load transfer mechanism of PHC pile[J]. Rock and Soil Mechanics, 2006, 26(3): 466? 470.

[16] Poulos H G, Davis E H. Pile foundation analysis and design[M]. New York: John Wiley and Sons, 1980.

[17] 郭志廣, 魏麗敏, 何群, 等. 深厚軟土地基預(yù)制管樁荷載傳遞試驗(yàn)與數(shù)值分析[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2014, 45(10): 3589?3595. GUO Zhiguang, WEI Limin, HE Qun, et al. Experimental and numerical analyses of load transfer characteristics of prestressed concrete pipe pile in deep soft soil[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2014, 45(10): 3589?3595.

[18] 龔曉楠. 樁基工程手冊(cè)[M]. 2版. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 2015. GONG Xiaonan. Pile foundation engineering manual [M]. 2nd ed. Beijing: China Architecture& Building Press, 2015.

In-situ experimental study on the field performance of single pile with cap

GUO Zhiguang1, WEI Limin2, HE Qun2, FU Guihai3

(1. Hunan Province Key Laboratory of Geotechnical Engineering Stability Control and Health Monitoring, Hunan University of Science and Technology, Xiangtan 411201, China; 2. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China; 3. College of Civil Engineering, Hunan City University, Yiyang 413000, China)

This paper presented the results of axial loading tests on two single capped piles located in different bearing strata. The piles were built on Shangyu North Station in the Hangzhou-Ningbo high-speed railway for the reinforcement treatment of deep soft soil. Based on test data, load settlement characteristics and load sharing of single piles with cap located in different bearing strata were compared. The results are as follows: good pile bearing layer can significantly reduce the settlement of pile top and improve settlement control effect; the load sharing ratio of cap-soil contact pressure increases with increasing total load. The more load pile caps share, and the greater difference of foundation stress distribution is, the worse is the bearing layer; the pile cap makes friction resistance of the upper pile shaft about 5~6 times width of the pile cap weak.

single pile with cap; pile settlement; load transfer; the sharing of load; earth stress under pile cap

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2018.11.011

TU473

A

1672 ? 7029(2018)11 ? 2804 ? 09

2017?09?05

鐵道部科技研究開發(fā)計(jì)劃重點(diǎn)課題資助項(xiàng)目(2009G008-B，2010G018-E-3)；博士啟動(dòng)基金資助項(xiàng)目(E51535)；實(shí)驗(yàn)室開發(fā)基金資助項(xiàng)目(E217808)

魏麗敏(1965?)，女，河南舞陽(yáng)人，教授，博士，從事軟土地基加固、沉降預(yù)測(cè)與控制、樁基礎(chǔ)工程研究；E?mail：lmwei@mail.csu.edu.cn

(編輯 涂鵬)