陜北黃土地區旋挖鉆孔樁荷載傳遞特性研究

王端端，張興明，周志軍，張利鵬

(長安大學 公路學院，陜西 西安 710064)

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陜北黃土地區旋挖鉆孔樁荷載傳遞特性研究

王端端，張興明，周志軍，張利鵬

(長安大學 公路學院，陜西 西安 710064)

為了研究旋挖鉆孔灌注樁的承載性能，明確其與泥漿護壁鉆孔灌注樁的區別，結合陜西省某高速公路擴能工程樁基試驗段的樁基靜載荷試驗，對旋挖鉆孔灌注樁的荷載傳遞規律和樁側摩阻力發揮特性進行分析，認為旋挖鉆成孔時無需護壁泥漿，避免了樁側泥皮的形成；同時形成的孔壁粗糙，加強了樁土的咬合作用，提高了樁側阻力的發揮，降低端阻比。結合荷載沿樁身傳遞規律對單樁極限承載力進行預測，采用雙曲線法對荷載-沉降曲線進行擬合，擬合效果良好，單樁極限承載力預測結果準確。

旋挖鉆孔灌注樁；荷載傳遞；樁側摩阻力標準值；端阻比；承載力預測；雙曲線法

在樁基成孔過程中，旋挖鉆工藝施工速度快、效率高，在地下水位較低或地層條件良好、沒有砂層或砂層較薄的情況下通常可采用“干鉆”形式，相較于泥漿護壁循環鉆孔或沖擊鉆孔等成孔方式，能有效的降低樁底泥皮和樁端沉渣的厚度，因此近年來被廣泛的應用于黃土地區的樁基施工中。對于旋挖鉆孔灌注樁的現場研究很多，謝星[1]對西安地區某高層建筑中兩種成孔工藝，及旋挖鉆孔灌注樁和泥漿護壁鉆孔灌注樁進行現場靜載試驗，認為旋挖鉆孔灌注樁樁身混凝土與樁周土體咬合較好，承載力較泥漿護壁鉆孔灌注樁明顯提高；馮忠居[2]針對滇西紅層的工程特性，對不同施工技術下公路橋梁灌注樁的承載性能進行了試驗研究，得到旋挖鉆孔灌注樁承載力小于人工挖孔和沖積鉆孔灌注樁的結論；王端端[3]借助于永壽至咸陽高速公路工程中試驗區的試樁試驗得出成孔方式對樁基承載特性影響較大的結論；柴源[4]借助于室內模型試驗對不同樁基成孔方式工況進行研究，得到了成孔方式對樁側阻力影響很大的結論。可見不同地區，旋挖鉆孔灌注樁與其他成孔方式灌注樁的承載力對比并沒有一個定論，對旋挖鉆孔灌注樁的承載性能和樁土相互作用的研究仍需大量的現場試驗數據作為支撐。

陜北地區廣泛分布Q3和Q2黃土，土體性質穩定且地下水位較低，除地下有巖層或孤石、施工場地狹小機械進場困難等情況，該地區公路橋梁樁基礎施工幾乎完全采用旋挖“干鉆”成孔，具有顯著的代表性。旋挖鉆孔(干鉆)主要依靠于伸縮桿端連接的鉆斗往返于地面與孔底之間，鉆斗下部的機械手不斷抓掘土體，因此所形成的孔壁較粗糙，從而促使成孔灌漿后的樁身混凝土與樁周土體更緊密的結合。然而在沒有泥漿護壁的情況下，鉆孔過程較之泥漿護壁會更大程度的改變土體原有應力狀態，表現為應力松弛或消散[5]，因此，旋挖鉆孔(干鉆)灌注樁的樁土共同作用模型并不能完全套用泥漿護壁鉆孔灌注樁的相關理論。針對旋挖鉆孔(干鉆)樁樁土接觸面模型以及陜北地區地質特征，本文結合陜西境內某高速公路擴能工程，在工程試驗區進行旋挖鉆孔灌注樁靜載試驗，并從試驗和理論兩個方面進行研究，擬對該地區樁基礎的設計施工提供一定的參考。

1　單樁靜載荷試驗

1.1地質與水文情況

表1　試樁所在地層情況

試驗區沖溝中無水，勘探深度范圍內未發現地下水。

1.2試驗概況及方案

試驗設置1根試樁SZ、4根錨樁M1～M4，均為旋挖鉆(干鉆)成孔。試樁和錨樁均為樁徑1.5m、樁長30m，樁身采用C30混凝土澆筑，其中試樁距樁頂1.5m處采用C40混凝土二次澆筑進行加固。

試驗數據采用鋼筋計法和滑動測微計兩種方法共同采集。為使鋼筋計均勻分布并最大可能的處于土體分層處，在試樁鋼筋籠主筋上每3m對稱布置4個鋼筋計，以測得在試驗加載過程中樁身截面所傳遞的應力，從而計算出每級荷載的樁身軸力和樁側阻力，并將底層鋼筋計埋設在距樁端50cm處以測得樁端阻力；滑動測微計管沿樁身通長對稱布置。鋼筋計沿樁身布置如圖1所示。樁頂沉降觀測通過在樁頂正交布置4個百分表實現。

根據《建筑基樁檢測檢測技術規范》(JGJ106-2014)[6]相關規定，試驗加載采用慢速維持荷載法，最大加載量為單樁容許承載力(設計荷載)的兩倍，最大加載量及加載等級如表2所示。在每級荷載施加后分別間隔5，10，15，15和15min讀取測得數據，累計1h后間隔30min讀取一次。在各級荷載作用下樁端沉降量每小時連續兩次不超過0.1mm時認為樁基達到相對穩定，可施加下一級荷載。卸載時，每級荷載應維持1h，分別按第15，30和60min測讀樁頂沉降量后，即可卸加一級荷載；卸載至零后，分別在第15和30min、后每間隔30min對對樁頂殘余沉降量進行測讀，維持時間不得少于3h。

圖1　鋼筋計布設圖Fig.1 Distribution map of reinforement meter

試樁容許承載力/kN預計最大加載量/kN分級荷載/kN加載等級最大加載量/kN4589.9091801500710500

2　試驗結果分析

2.1荷載-沉降曲線

試樁SZ的荷載-沉降(Q-s)曲線(圖2)直觀的反映了其承載水平。對于大直徑樁，正常情況下不會發生整體剪切破壞，而是由于樁端土體的壓縮機理而呈現出的漸進性破壞，圖2所示SZ緩變型Q-s曲線符合其破壞特點。因此，大直徑灌注樁的極限承載力通常用沉降控制，即取樁頂沉降s=40～60mm時所對應的承載力為單樁極限承載力。實際試驗過程中，當加載到預計最大加載量10 500kN時，試樁樁頂沉降較小，僅為8.154mm，故繼續加載。當上部荷載達到18000kN時，試樁樁頂沉降量為28.340mm，仍未達到《樁基工程手冊》等有關規范的規定，但此時加載系統的鋼梁出現較大彎曲變形，因此不得不停止加載過程。加載結束后對試樁進行卸載并測讀沉降，完全卸載后樁頂沉降為18.714mm，回彈率高達33.97%，可見在最大加載量18000kN時，樁周土體并未達到極限狀態，甚至下部樁周土體及樁端土體尚未完全進入塑性狀態，因此卸載時樁周及樁端部分土體能近似恢復到加載前狀態，導致回彈率較高。圖3試樁的s-lgt曲線顯示，在任意一級荷載下，s-lgt曲線呈近似現行平緩的直線，均未出現明顯拐點，即在每級加載過程中，樁基均呈現均勻沉降并沉降速率逐漸減小的狀態。因此，綜上判定試樁并未達到極限承載力。

圖2　試樁荷載-沉降曲線Fig.2 Load-settlement curve of test pile

圖3　試樁s-lgt曲線Fig.3 S-lgt curve of test pile

加載等級最大加載量/kN極限荷載/kN安全系數理論值71050086501.8實際值1118000>18000>3.8

備注：安全系數為極限荷載與容許承載力比值。

表3中試樁承載力理論值根據試驗區現場地質勘查資料和現行規范計算而來，為8 650kN，遠小于實測值(>18 000kN)。試驗所得試樁SZ安全系數(極限荷載與容許承載力比值)大于3.8，高于理論值的2倍。可見，按照現行規范所確定的旋挖鉆孔(干鉆)灌注樁極限承載力偏低，在實際應用中會造成不必要的浪費。

2.2荷載傳遞規律分析

本次試驗采用鋼筋計和滑動測微計兩種測試方法對試樁樁身內力進行采集，求得樁身軸力分別如圖4(a)和4(b)所示，兩組數據所繪制的樁身軸力分布曲線規律一致。鋼筋計法和滑動測微計法均是將測力元件直接固定在鋼筋籠上，通過采集鋼筋籠的應變，結合樁身混凝土與鋼筋協調變形原理，從而計算出樁身內力。但兩種測試方法原理有其差別。鋼筋計法是一種典型的點測法，只能監測鋼筋計所在樁身截面的應力應變，然后將這些測點進行擬合形成曲線；滑動測微計法是通過滑動測微計管對每米樁身應變值進行測讀，屬于線測法，相對于鋼筋計，該種測量方法所得的數據更具連續性。

樁身軸力的變化趨勢可以綜合的反映出樁側阻力與樁端阻力在上部荷載作用下的發揮情況。樁頂荷載在向下傳遞的過程中逐漸由樁周土體所承擔，因此樁身軸力隨樁身遞減。在樁頂施加豎向荷載等級較低時，樁頂荷載逐漸幾乎完全傳遞到周圍土體中，樁端處軸力近似為0，此時樁身和樁周土體均處于彈性狀態；隨著荷載的增加，樁周土體逐漸進入塑性狀態，樁端土層分擔豎向荷載的比例也逐漸增大。從圖4樁身分布曲線圖可以看出，在樁身18m處樁身軸力出現拐點，遞減速率明顯增大，且增大趨勢隨著上部荷載的增大而愈發顯著。當上部荷載較小時，如6 000kN下，在樁身18m處樁身軸力衰減了48.28%；從樁身18m處至樁端位置，樁身軸力較樁身18m處衰減了98.67%，高達18m上部的2倍。當上部荷載較大時，如18 000kN下，在樁身18m處樁身軸力衰減了31.86%；從樁身18m處至樁端位置，樁身軸力較樁身18m處衰減了88.43%，接近18m上部的3倍。而此處(樁身18m處)并非樁側土體分層處，分析其原因，可能是由于樁端土體強度較高，對下部樁側土體有加強作用，使得下部樁側土體抗剪強度增加，軸力衰減速率增大。隨著上部荷載的增大，樁周土體所提供摩阻力已不足以完全承擔荷載，軸力衰減速率降低，樁端土體被更多的調動起來。因此樁身同一截面處樁身軸力衰減速率逐漸減小，以樁身中部15m處為例，此截面處樁身軸力較樁頂荷載衰減速率從57.06%降至24.68%。

由于樁端土對下部樁側阻力的加強作用，樁端阻力占上部樁頂荷載比例(簡稱端阻比)較小，從第一級荷載3 000kN時的0.25%到最大加載量18 000kN時的4.46%(如圖5)，在整個試驗過程中試樁均體現出顯著的摩擦樁性狀。在樁頂荷載達到9 000kN并后繼續加載，端阻比呈現出下降趨勢，分析其原因，是因為樁頂荷載沿樁身的傳遞是沿樁身向下逐漸發生的，在上部荷載較小時，樁身上半部土體的首先被調動起來，提供摩阻力以承擔上部荷載。樁頂荷載逐級增加，樁身下半部土體也開始發揮摩阻力作用。當樁周土體所提供摩阻力不足以完全承擔樁頂荷載時，上部荷載主要有樁端阻力承擔。

(a)鋼筋計測試結果；(b) 滑動測微計測試結果圖4　試樁樁身軸力分布曲線Fig.4 Distribution curve of axial force of test pile shaft

圖5　樁端阻力占樁頂荷載比例Fig.5 Ratio of pile tip resistance to working load

圖6　試樁樁側阻力分布曲線Fig.6 Distribution curve of test pile shaft resistance

2.3樁側阻力分布特征

鑒于滑動測微計法測得數據更能真實反應上部荷載下樁身內力，故此處僅分析滑動測微計測試結果計算得到樁側阻力，其分布曲線如圖6所示。樁側阻力沿樁身大致呈拋物線型分布，并且其分布規律隨著樁頂荷載的增大越發明顯。試樁下半部為強度較高的黏土和粉質黏土，當樁頂荷載較大即達到12 000kN后，靠近樁端的樁側阻力明顯回彈，呈現加工硬化現象。根據Meyerhof理論[7-8]，樁端土體強度較高，對樁側阻力也有明顯的加強作用。

2.4樁側阻力標準值取值

吳鵬[9]認為護壁泥漿對樁基承載性能影響較大，泥漿質量的好壞以及施工管理等都直接影響了樁側泥皮和樁端沉渣的厚度；龔成中[10]通過模型試驗得出孔壁粗糙程度對樁基承載力提高較大的結論；昌鈺[11]結合室內試驗和有限元分析，得到了樁側土體粗糙度對樁側阻力及樁端沉降的影響規律。可見孔壁條件是影響樁基承載性能和荷載傳遞規律的主要因素之一。旋挖鉆孔(干鉆)時，孔壁相對粗糙，凹凸不平，能較大程度的限制樁身的滑移，使得法向應力得到較大幅度的提高。

由于本次試驗試樁未達到極限狀態，故無法通過現場試驗實測數據對樁側土體極限摩阻力進行反算。《公路橋涵地基與基礎設計規范》(JTGD63-2007)中單樁極限承載力公式是基于大量泥漿護壁鉆孔灌注樁現場試驗數據為基礎，根據該公式計算得試樁SZ極限承載力如表4所示，較現場試驗實測值偏低超過了50%，從側面反映了旋挖鉆孔灌注樁樁土接觸面區別于泥漿護壁鉆孔灌注樁的事實，并印證了樁側泥皮和孔壁粗糙程度對樁基承載性能影響較大的結論。

在上部荷載達到18 000kN時，各土層樁側阻力實測值與樁端土體承載力值見表4。在該級荷載下，除第一層土體之外，樁側阻力實測值大于規范給出范圍，且與勘測值相比，樁身中段到底端發揮率高達150%甚至200%以上。可見，現行規范給出樁側摩阻力標準值取值相當保守。樁身上部第一層土體為黃土，其在上部荷載18 000kN作用下，發揮的側摩阻力值相對較低，究其原因，可能是由于上層土體較淺，在上部荷載向下傳遞過程中引起樁側土體向下壓縮，從而導致樁土相對位移較小，樁側阻力未能完全發揮。從樁側摩阻力標準值的實測值和地基承載力容許值實測值，依據《公路橋涵地基與基礎設計規范》(JTGD63-2007)中給出的公式反算試樁承載力為19 593.3kN，大于原有上部荷載18 000kN。可見，上部荷載在想下傳遞的過程不僅沒有損失，樁周土體所提供的反力反而因為相互作用而加強。

3　單樁極限承載力預測

單樁靜載荷試驗是測試單樁極限承載力最直觀準確的方法，但其造價高周期長，且受加載設備、試驗場地等條件的制約。例如本次馮家河大橋試驗區試樁試驗，加載結束后試樁并為達到極限狀態，因此需要對其極限承載力進行外推估算。單樁極限承載力預測方法較多，傳統方法有荷載傳遞法、彈性理論法等，近年來，灰色預測法和神經網絡法等預測方法也得到了廣泛的應用。其中荷載傳遞法對單樁承載力的研究主要取決于其傳遞函數形式的假設。常見的荷載傳遞函數形式有佐藤悟假設的線彈性全塑性函數、Kezdi假設的指數函數[12]、Armaleh和Kraft等假設的雙曲線函數[13]、Vijayvergiya假設的拋物線函數[14]等。結合本次試樁試驗結果，采用雙曲線函數法對試樁極限承載力進行預測。

表4　試樁SZ極限承載力

假設上部荷載與樁頂沉降關系式滿足雙曲線函數荷載-沉降關系，如圖7所示：

(3)

當s趨于無限小時：

(4)

當s趨于無限大時：

(5)

式中：s和P分別為樁頂沉降和荷載，mm和kN；a和b為描述樁側土體性質的常數。

曲線擬合得到：

即：

(6)

圖7　雙曲線擬合荷載-沉降曲線Fig.7 Load-settlement curve fitting used hyperbolic function

按《樁基工程手冊》中規定[15]，對于緩變型Q-s曲線，取沉降s=40～60mm時所對應的樁頂荷載為單樁極限承載力。針對本次試樁靜載荷試驗，當樁頂沉降為s=40mm時，P=19 379.877kN；當樁頂沉降為s=60mm時，P=20 871.679kN。因此取單樁極限承載力為20 000kN，此時樁頂沉降為46.76mm。

4　結論

1)旋挖鉆孔灌注樁荷載傳遞特性區別于泥漿護壁鉆孔灌注樁。由于旋挖鉆形成孔壁較為粗糙，且避免了樁側泥皮的形成，使得樁身與樁周土體咬合較好，提高了樁側阻力的發揮，樁身軸力衰減速率較快，端阻比較小，最大加載量時僅為4.46%，呈現出明顯的摩擦樁性狀。

2)由于試驗加載設備的限制，本次試驗試樁未加載到破壞。在達到最大加載量18 000kN時，樁頂沉降僅為28.340mm，判斷試樁極限承載力≥18 000kN，遠高于根據現場勘測樁側摩阻力標準值和規范規定極限承載力公式計算的8 633.43kN，認為旋挖鉆孔能顯著提高樁側阻力的發揮。

3)雙曲線函數法能很好的擬合本次試樁荷載-沉降曲線，根據擬合結果，以及相關規范對緩變型Q-s曲線單樁極限承載力的規定，取20 000kN為試樁SZ極限承載力，對應沉降為46.76mm。

4)由于本次試驗僅設置一根旋挖鉆成孔的試樁，試驗結果與傳統泥漿護壁鉆孔灌注樁進行對比分析具有一定的局限性，仍需收集更多試驗資料和實測數據進行進一步的研究。

5)試驗針對陜北地區樁基施工情況進行分析，今后應開展研究，包括有地下水、地層復雜需要使用泥漿護壁旋挖鉆孔灌注樁等情況。

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Research on load transfer behavior of revolving diggingcast-in-place pile in loess region in northern Shaanxi

WANGDuanduan,ZHANGXingming,ZHOUZhijun,ZHANGLipeng

(School of Highway, Chang'an University, Xi'an 710064, China)

Inordertostudythebearingcapacityofrevolvingdiggingcast-in-placeboredpilesandclearthedifferencebetweenthosepilesandboredpileswithShurywall,thisarticleanalyzedtheloadtransferbehaviorandpileshaftresistanceactionwiththeaidofpilefoundationstaticloadtestofanexpresswayexpansionprojecttestsectioninShaanxi.Theexperimentalresultsshowthatitdoesnotformpileshaftmudcakebecausemudisnotneededduringholingbychurningdriven.Sincethewallofholeisrough,thefrictionbetweenpileandsoilisstrengthened.Thisfrictioncanenhancetheactionofpileshaftresistanceandreducetheratioofpiletipresistanceandworkingload.Combinedwiththebehaviorofloadtransferalongpileshaft,theultimatebearingcapacityofsinglepilewaspredicted.Thehyperbolawasusedtofitthecurveofload-settlement.Theresultsshowthatthefittingeffectisgoodandthepredictionresultofultimatebearingcapacityofsinglepileisaccurate.

revolvingdiggingcast-in-placeboredpile;loadtransfer;standardvalueofpileshaftresistance;ratioofpiletipresistanceandworkingload;bearingcapacityprediction;hyperbolamethod

2015-12-21

中央高校基本科研業務費專項資金資助項目(2013G12H011)

王端端(1989-)，女，河南濟源人，博士研究生，從事基礎工程研究；E-mail:wangduanduan11@163.com

TU4

A

1672-7029(2016)07-1268-07