擠擴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，河南 鄭州 450046)

擠擴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，河南 鄭州 450046)

按照規范通過對擠擴支盤樁單樁豎向極限承載力的試驗，得到各樁的豎向抗壓極限承載力。采用常用的三個計算抗壓承載力公式對數據進行了理論計算，對計算結果進行對比分析，找出與實測數據出現較大差異的原因，確定了利用經驗參數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的理論計算。

擠擴支盤樁，單樁豎向極限承載力，經驗參數法

0 引言

擠擴支盤樁是在等截面鉆孔灌注樁的基礎上發展起來的一種變截面的新樁型，又稱“多級擴盤樁”“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重要指標，目前最有效的測定方法是進行靜荷載試驗。靜荷載試驗雖然測定結果準確，能完全反映樁基礎的承載力情況，但是耗時長、費用高，從實踐的角度來看受多種因素的影響，在具體工程中并不常用。因此根據實測數據對單樁極限承載力進行計算具有重要的現實意義。

1 擠擴支盤樁的原理及特點

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

1)與支盤樁傳統的直孔混凝土灌注樁的受力情況不同，是漸進壓縮型[1]。

2)抗拔性能、穩定性好。

3)節省原材料，降低了工程造價。

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，泥漿排放量少。

擠擴支盤樁也存在著設計參數和承載力計算公式尚需完善、在淤泥質土、風化巖層中使用效果差、多節樁用低應力變動力測試其樁身完整性難度較大等缺點，但承載力高、沉降量小和適用性強等優點正在越來越被人們接受。

2 擠擴支盤樁單樁承載力計算公式

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

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

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

(1)

2)文獻[4]認為，樁極限端阻力的發揮過程實際上就是包括支盤在內的樁身各個部分與地基土之間摩阻力的充分發揮以及地基土發生塑性破壞的過程。因此，對于同一個樁來說，樁身承載力的大小歸根結底取決于土的強度，有公式：

Quk=Qsk+Qpk=u∑qsikli+∑ψiqpikApi

(2)

3)利用經驗參數確定多支盤鉆孔灌注樁單樁豎向承載力標準值計算公式：

(3)

式(1)與式(3)的設計理論雖然相似，但在樁側摩阻力、樁端阻力的取值上和樁側摩阻力的折減系數上有一定的差別[5]。式(1)的樁身側摩阻力和端阻力是在無地區經驗的情況下按規范取值，而式(3)是按經驗取值。式(1)的側摩阻力折減系數是按支盤高度折減。

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

式(2)雖是從土力學的角度出發，但運用庫侖強度理論時，將應力擴散角用一個定值來表示，這樣不夠全面。

式(3)則需要設計者必須要有一定的地區經驗。

因此，在實際應用時要根據本地的實際情況來選取一個適合于本地區工況的公式。

3 工程案例

河南省某廠區內，共進行兩組試樁試驗，本次試驗共成樁11根，樁徑均為700 mm，樁的有效樁長是21.5 m，各樁的混凝土強度均為C30。

本次單樁豎向抗壓靜載試驗對這兩組試樁進行了檢測。試驗樁位于汽機房位置，實際位置見圖1。

在圖1中，擠擴支盤樁汽1、汽2、汽3作為測試樁，其他擠擴支盤樁作為錨樁。汽機房的1號、2號和3號樁是3盤的擠擴支盤灌注樁，承力盤直徑1 400 mm，樁長21.5 m，混凝土強度為C30,設計單樁豎向抗壓極限承載力10 000 kN。為了測試樁身的應變，成樁時在兩組試樁內部都埋設了應力計。汽機房的3根試樁每根埋設了7組應力計，底部埋有壓力盒。應力計、壓力盒具體布置情況和土層的大概分布情況見圖2。

依據JGJ 106—2003建筑基樁檢測規范有關規定，試驗中每級加載值為預先估計極限承載力的1/10。第一級按2倍分級荷載進行施加。同時根據《綜合試樁大綱》的要求加載次序為：2 000 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。

根據規范的要求每級荷載施加后按第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號試樁在荷載Q≤8 000 kN以前，試樁在各級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,樁頂總沉降量達s=91.49 mm，根據終止加荷條件，停止加荷過程。汽1號試樁在最大荷載9 000 kN作用下的樁頂最大沉降量s=91.49 mm。

汽2號試樁在荷載Q≤9 000 kN以前，試樁在各級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(此時樁頂沉降量s=94.63 mm)，根據終止加荷條件，停止加荷過程。汽2號試樁在最大荷載10 000 kN作用下的樁頂最大沉降量s=94.63 mm。

汽3號試樁在荷載Q≤8 000 kN以前，試樁在各級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(此時樁頂沉降量s=91.58 mm)，根據終止加荷條件，停止加荷過程。汽3號試樁在最大荷載9 000 kN作用下的樁頂最大沉降量s=91.58 mm。

根據規范判定單樁極限承載力的方法，結合各試樁相應的Q—s曲線及s—lgt曲線得出：

汽1號樁單樁豎向極限抗壓承載力Qu=8 000 kN；

汽2號樁單樁豎向極限抗壓承載力Qu=7 617 kN；

汽3號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，均出現極限或破壞跡象。

將六根試樁中具有代表性的汽機房3號樁的數據代入式(4)進行分析。

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

(4)

其中，F[i,j]為第i級荷載下第j段樁身分擔的荷載，特別地，當第j段樁身包含有承力盤時，即F[i,j]為第i級荷載下該承力盤分擔的荷載值，kN；N[i,j+1]為第i級荷載下樁身j+1截面處的軸力值，kN；N[i,j]為第i級荷載下樁身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為該樁段的側表面積，m2。

當第j段樁身包含有承力盤時，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)：

結合本次試驗的實際情況并出于安全儲備的考慮，式(1)的Quk=7 559.20 kN，式(3)的Quk=7 494.311 3 kN與實際測量值更加符合。式(2)的Quk=6 275.66 kN與實際測量值差距較大，其原因應該是試驗場地土層分布較為復雜，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，數據不易獲取，而式(2)正是從土力學角度出發，根據庫侖強度理論推導出的承載力估算公式。因此，式(2)計算得出的結果與實際值的偏差較大。

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

比較此三個公式，式(3)是利用經驗參數法確定單樁豎向極限承載力標準值的，此公式更適合對本次試驗進行理論計算。

4 結語

本文較為完整的描述了測定擠擴支盤樁單樁豎向極限承載力的試驗過程，用常用的三個計算抗壓承載力公式對部分數據進行了理論計算。對三個計算結果進行了對比、分析并找出了與實測數據出現較大差異的原因。

本次試驗屬于破壞性試驗，部分樁出現了裂縫等破壞現象，故在理論計算時應該有足夠的安全儲備?？紤]到這個因素，即利用經驗參數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的理論計算，由此可推廣到該地區的支盤樁的豎向極限承載力的計算。

[1] 梁仁旺，趙書平，樊春義.鉆孔擠擴支盤樁技術及工程應用[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研究[J].巖土工程技術，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研究[J].巖土工程技術，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