王端端，張興明，周志軍，張利鵬

(長安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064)

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陜北黃土地區(qū)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(xué) 公路學(xué)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(hù)壁鉆孔灌注樁的區(qū)別，結(jié)合陜西省某高速公路擴(kuò)能工程樁基試驗(yàn)段的樁基靜載荷試驗(yàn)，對(duì)旋挖鉆孔灌注樁的荷載傳遞規(guī)律和樁側(cè)摩阻力發(fā)揮特性進(jìn)行分析，認(rèn)為旋挖鉆成孔時(shí)無需護(hù)壁泥漿，避免了樁側(cè)泥皮的形成；同時(shí)形成的孔壁粗糙，加強(qiáng)了樁土的咬合作用，提高了樁側(cè)阻力的發(fā)揮，降低端阻比。結(jié)合荷載沿樁身傳遞規(guī)律對(duì)單樁極限承載力進(jìn)行預(yù)測，采用雙曲線法對(duì)荷載-沉降曲線進(jìn)行擬合，擬合效果良好，單樁極限承載力預(yù)測結(jié)果準(zhǔn)確。

旋挖鉆孔灌注樁；荷載傳遞；樁側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值；端阻比；承載力預(yù)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?？刹捎谩案摄@”形式，相較于泥漿護(hù)壁循環(huán)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(yīng)用于黃土地區(qū)的樁基施工中。對(duì)于旋挖鉆孔灌注樁的現(xiàn)場研究很多，謝星[1]對(duì)西安地區(qū)某高層建筑中兩種成孔工藝，及旋挖鉆孔灌注樁和泥漿護(hù)壁鉆孔灌注樁進(jìn)行現(xiàn)場靜載試驗(yàn)，認(rèn)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(hù)壁鉆孔灌注樁明顯提高；馮忠居[2]針對(duì)滇西紅層的工程特性，對(duì)不同施工技術(shù)下公路橋梁灌注樁的承載性能進(jìn)行了試驗(yàn)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(jié)論；王端端[3]借助于永壽至咸陽高速公路工程中試驗(yàn)區(qū)的試樁試驗(yàn)得出成孔方式對(duì)樁基承載特性影響較大的結(jié)論；柴源[4]借助于室內(nèi)模型試驗(yàn)對(duì)不同樁基成孔方式工況進(jìn)行研究，得到了成孔方式對(duì)樁側(cè)阻力影響很大的結(jié)論?？梢姴煌貐^(qū)，旋挖鉆孔灌注樁與其他成孔方式灌注樁的承載力對(duì)比并沒有一個(gè)定論，對(duì)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(xiàn)場試驗(yàn)數(shù)據(jù)作為支撐。

陜北地區(qū)廣泛分布Q3和Q2黃土，土體性質(zhì)穩(wěn)定且地下水位較低，除地下有巖層或孤石、施工場地狹小機(jī)械進(jìn)場困難等情況，該地區(qū)公路橋梁樁基礎(chǔ)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(jī)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(jié)合。然而在沒有泥漿護(hù)壁的情況下，鉆孔過程較之泥漿護(hù)壁會(huì)更大程度的改變土體原有應(yīng)力狀態(tài)，表現(xiàn)為應(yīng)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(hù)壁鉆孔灌注樁的相關(guān)理論。針對(duì)旋挖鉆孔(干鉆)樁樁土接觸面模型以及陜北地區(qū)地質(zhì)特征，本文結(jié)合陜西境內(nèi)某高速公路擴(kuò)能工程，在工程試驗(yàn)區(qū)進(jìn)行旋挖鉆孔灌注樁靜載試驗(yàn)，并從試驗(yàn)和理論兩個(gè)方面進(jìn)行研究，擬對(duì)該地區(qū)樁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)施工提供一定的參考。

1　單樁靜載荷試驗(yàn)

1.1地質(zhì)與水文情況

表1　試樁所在地層情況

試驗(yàn)區(qū)沖溝中無水，勘探深度范圍內(nèi)未發(fā)現(xiàn)地下水。

1.2試驗(yàn)概況及方案

試驗(yàn)設(shè)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(jìn)行加固。

試驗(yàn)數(shù)據(jù)采用鋼筋計(jì)法和滑動(dòng)測微計(jì)兩種方法共同采集。為使鋼筋計(jì)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(duì)稱布置4個(gè)鋼筋計(jì)，以測得在試驗(yàn)加載過程中樁身截面所傳遞的應(yīng)力，從而計(jì)算出每級(jí)荷載的樁身軸力和樁側(cè)阻力，并將底層鋼筋計(jì)埋設(shè)在距樁端50cm處以測得樁端阻力；滑動(dòng)測微計(jì)管沿樁身通長對(duì)稱布置。鋼筋計(jì)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(gè)百分表實(shí)現(xiàn)。

根據(jù)《建筑基樁檢測檢測技術(shù)規(guī)范》(JGJ106-2014)[6]相關(guān)規(guī)定，試驗(yàn)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(shè)計(jì)荷載)的兩倍，最大加載量及加載等級(jí)如表2所示。在每級(jí)荷載施加后分別間隔5，10，15，15和15min讀取測得數(shù)據(jù)，累計(jì)1h后間隔30min讀取一次。在各級(jí)荷載作用下樁端沉降量每小時(shí)連續(xù)兩次不超過0.1mm時(shí)認(rèn)為樁基達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定，可施加下一級(jí)荷載。卸載時(shí)，每級(jí)荷載應(yīng)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(jí)荷載；卸載至零后，分別在第15和30min、后每間隔30min對(duì)對(duì)樁頂殘余沉降量進(jìn)行測讀，維持時(shí)間不得少于3h。

圖1　鋼筋計(jì)布設(shè)圖Fig.1 Distribution map of reinforement meter

試樁容許承載力/kN預(yù)計(jì)最大加載量/kN分級(jí)荷載/kN加載等級(jí)最大加載量/kN4589.9091801500710500

2　試驗(yàn)結(jié)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(duì)于大直徑樁，正常情況下不會(huì)發(fā)生整體剪切破壞，而是由于樁端土體的壓縮機(jī)理而呈現(xiàn)出的漸進(jìn)性破壞，圖2所示SZ緩變型Q-s曲線符合其破壞特點(diǎn)。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(shí)所對(duì)應(yīng)的承載力為單樁極限承載力。實(shí)際試驗(yàn)過程中，當(dāng)加載到預(yù)計(jì)最大加載量10 500kN時(shí)，試樁樁頂沉降較小，僅為8.154mm，故繼續(xù)加載。當(dāng)上部荷載達(dá)到18000kN時(shí)，試樁樁頂沉降量為28.340mm，仍未達(dá)到《樁基工程手冊(cè)》等有關(guān)規(guī)范的規(guī)定，但此時(shí)加載系統(tǒng)的鋼梁出現(xiàn)較大彎曲變形，因此不得不停止加載過程。加載結(jié)束后對(duì)試樁進(jìn)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(dá)33.97%，可見在最大加載量18000kN時(shí)，樁周土體并未達(dá)到極限狀態(tài)，甚至下部樁周土體及樁端土體尚未完全進(jìn)入塑性狀態(tài)，因此卸載時(shí)樁周及樁端部分土體能近似恢復(fù)到加載前狀態(tài)，導(dǎo)致回彈率較高。圖3試樁的s-lgt曲線顯示，在任意一級(jí)荷載下，s-lgt曲線呈近似現(xiàn)行平緩的直線，均未出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，即在每級(jí)加載過程中，樁基均呈現(xiàn)均勻沉降并沉降速率逐漸減小的狀態(tài)。因此，綜上判定試樁并未達(dá)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(jí)最大加載量/kN極限荷載/kN安全系數(shù)理論值71050086501.8實(shí)際值1118000>18000>3.8

備注：安全系數(shù)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(jù)試驗(yàn)區(qū)現(xiàn)場地質(zhì)勘查資料和現(xiàn)行規(guī)范計(jì)算而來，為8 650kN，遠(yuǎn)小于實(shí)測值(>18 000kN)。試驗(yàn)所得試樁SZ安全系數(shù)(極限荷載與容許承載力比值)大于3.8，高于理論值的2倍?？梢姡凑宅F(xiàn)行規(guī)范所確定的旋挖鉆孔(干鉆)灌注樁極限承載力偏低，在實(shí)際應(yīng)用中會(huì)造成不必要的浪費(fèi)。

2.2荷載傳遞規(guī)律分析

本次試驗(yàn)采用鋼筋計(jì)和滑動(dòng)測微計(jì)兩種測試方法對(duì)試樁樁身內(nèi)力進(jìn)行采集，求得樁身軸力分別如圖4(a)和4(b)所示，兩組數(shù)據(jù)所繪制的樁身軸力分布曲線規(guī)律一致。鋼筋計(jì)法和滑動(dòng)測微計(jì)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(yīng)變，結(jié)合樁身混凝土與鋼筋協(xié)調(diào)變形原理，從而計(jì)算出樁身內(nèi)力。但兩種測試方法原理有其差別。鋼筋計(jì)法是一種典型的點(diǎn)測法，只能監(jiān)測鋼筋計(jì)所在樁身截面的應(yīng)力應(yīng)變，然后將這些測點(diǎn)進(jìn)行擬合形成曲線；滑動(dòng)測微計(jì)法是通過滑動(dòng)測微計(jì)管對(duì)每米樁身應(yīng)變值進(jìn)行測讀，屬于線測法，相對(duì)于鋼筋計(jì)，該種測量方法所得的數(shù)據(jù)更具連續(xù)性。

樁身軸力的變化趨勢可以綜合的反映出樁側(cè)阻力與樁端阻力在上部荷載作用下的發(fā)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(dān)，因此樁身軸力隨樁身遞減。在樁頂施加豎向荷載等級(jí)較低時(shí)，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(shí)樁身和樁周土體均處于彈性狀態(tài)；隨著荷載的增加，樁周土體逐漸進(jìn)入塑性狀態(tài)，樁端土層分擔(dān)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(xiàn)拐點(diǎn)，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(fā)顯著。當(dāng)上部荷載較小時(shí)，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(dá)18m上部的2倍。當(dāng)上部荷載較大時(shí)，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(cè)土體分層處，分析其原因，可能是由于樁端土體強(qiáng)度較高，對(duì)下部樁側(cè)土體有加強(qiáng)作用，使得下部樁側(cè)土體抗剪強(qiáng)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(dān)荷載，軸力衰減速率降低，樁端土體被更多的調(diào)動(dòng)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(duì)下部樁側(cè)阻力的加強(qiáng)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(jí)荷載3 000kN時(shí)的0.25%到最大加載量18 000kN時(shí)的4.46%(如圖5)，在整個(gè)試驗(yàn)過程中試樁均體現(xiàn)出顯著的摩擦樁性狀。在樁頂荷載達(dá)到9 000kN并后繼續(xù)加載，端阻比呈現(xiàn)出下降趨勢，分析其原因，是因?yàn)闃俄敽奢d沿樁身的傳遞是沿樁身向下逐漸發(fā)生的，在上部荷載較小時(shí)，樁身上半部土體的首先被調(diào)動(dòng)起來，提供摩阻力以承擔(dān)上部荷載。樁頂荷載逐級(jí)增加，樁身下半部土體也開始發(fā)揮摩阻力作用。當(dāng)樁周土體所提供摩阻力不足以完全承擔(dān)樁頂荷載時(shí)，上部荷載主要有樁端阻力承擔(dān)。

(a)鋼筋計(jì)測試結(jié)果；(b) 滑動(dòng)測微計(jì)測試結(jié)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(cè)阻力分布曲線Fig.6 Distribution curve of test pile shaft resistance

2.3樁側(cè)阻力分布特征

鑒于滑動(dòng)測微計(jì)法測得數(shù)據(jù)更能真實(shí)反應(yīng)上部荷載下樁身內(nèi)力，故此處僅分析滑動(dòng)測微計(jì)測試結(jié)果計(jì)算得到樁側(cè)阻力，其分布曲線如圖6所示。樁側(cè)阻力沿樁身大致呈拋物線型分布，并且其分布規(guī)律隨著樁頂荷載的增大越發(fā)明顯。試樁下半部為強(qiáng)度較高的黏土和粉質(zhì)黏土，當(dāng)樁頂荷載較大即達(dá)到12 000kN后，靠近樁端的樁側(cè)阻力明顯回彈，呈現(xiàn)加工硬化現(xiàn)象。根據(jù)Meyerhof理論[7-8]，樁端土體強(qiáng)度較高，對(duì)樁側(cè)阻力也有明顯的加強(qiáng)作用。

2.4樁側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值取值

吳鵬[9]認(rèn)為護(hù)壁泥漿對(duì)樁基承載性能影響較大，泥漿質(zhì)量的好壞以及施工管理等都直接影響了樁側(cè)泥皮和樁端沉渣的厚度；龔成中[10]通過模型試驗(yàn)得出孔壁粗糙程度對(duì)樁基承載力提高較大的結(jié)論；昌鈺[11]結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)和有限元分析，得到了樁側(cè)土體粗糙度對(duì)樁側(cè)阻力及樁端沉降的影響規(guī)律?？梢娍妆跅l件是影響樁基承載性能和荷載傳遞規(guī)律的主要因素之一。旋挖鉆孔(干鉆)時(shí)，孔壁相對(duì)粗糙，凹凸不平，能較大程度的限制樁身的滑移，使得法向應(yīng)力得到較大幅度的提高。

由于本次試驗(yàn)試樁未達(dá)到極限狀態(tài)，故無法通過現(xiàn)場試驗(yàn)實(shí)測數(shù)據(jù)對(duì)樁側(cè)土體極限摩阻力進(jìn)行反算?！豆窐蚝鼗c基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTGD63-2007)中單樁極限承載力公式是基于大量泥漿護(hù)壁鉆孔灌注樁現(xiàn)場試驗(yàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，根據(jù)該公式計(jì)算得試樁SZ極限承載力如表4所示，較現(xiàn)場試驗(yàn)實(shí)測值偏低超過了50%，從側(cè)面反映了旋挖鉆孔灌注樁樁土接觸面區(qū)別于泥漿護(hù)壁鉆孔灌注樁的事實(shí)，并印證了樁側(cè)泥皮和孔壁粗糙程度對(duì)樁基承載性能影響較大的結(jié)論。

在上部荷載達(dá)到18 000kN時(shí)，各土層樁側(cè)阻力實(shí)測值與樁端土體承載力值見表4。在該級(jí)荷載下，除第一層土體之外，樁側(cè)阻力實(shí)測值大于規(guī)范給出范圍，且與勘測值相比，樁身中段到底端發(fā)揮率高達(dá)150%甚至200%以上。可見，現(xiàn)行規(guī)范給出樁側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值取值相當(dāng)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(fā)揮的側(cè)摩阻力值相對(duì)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(cè)土體向下壓縮，從而導(dǎo)致樁土相對(duì)位移較小，樁側(cè)阻力未能完全發(fā)揮。從樁側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值的實(shí)測值和地基承載力容許值實(shí)測值，依據(jù)《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)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?yàn)橄嗷プ饔枚訌?qiáng)。

3　單樁極限承載力預(yù)測

單樁靜載荷試驗(yàn)是測試單樁極限承載力最直觀準(zhǔn)確的方法，但其造價(jià)高周期長，且受加載設(shè)備、試驗(yàn)場地等條件的制約。例如本次馮家河大橋試驗(yàn)區(qū)試樁試驗(yàn)，加載結(jié)束后試樁并為達(dá)到極限狀態(tài)，因此需要對(duì)其極限承載力進(jìn)行外推估算。單樁極限承載力預(yù)測方法較多，傳統(tǒng)方法有荷載傳遞法、彈性理論法等，近年來，灰色預(yù)測法和神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)法等預(yù)測方法也得到了廣泛的應(yīng)用。其中荷載傳遞法對(duì)單樁承載力的研究主要取決于其傳遞函數(shù)形式的假設(shè)。常見的荷載傳遞函數(shù)形式有佐藤悟假設(shè)的線彈性全塑性函數(shù)、Kezdi假設(shè)的指數(shù)函數(shù)[12]、Armaleh和Kraft等假設(shè)的雙曲線函數(shù)[13]、Vijayvergiya假設(shè)的拋物線函數(shù)[14]等。結(jié)合本次試樁試驗(yàn)結(jié)果，采用雙曲線函數(shù)法對(duì)試樁極限承載力進(jìn)行預(yù)測。

表4　試樁SZ極限承載力

假設(shè)上部荷載與樁頂沉降關(guān)系式滿足雙曲線函數(shù)荷載-沉降關(guān)系，如圖7所示：

(3)

當(dāng)s趨于無限小時(shí)：

(4)

當(dāng)s趨于無限大時(shí)：

(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(cè)土體性質(zhì)的常數(shù)。

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(cè)》中規(guī)定[15]，對(duì)于緩變型Q-s曲線，取沉降s=40～60mm時(shí)所對(duì)應(yīng)的樁頂荷載為單樁極限承載力。針對(duì)本次試樁靜載荷試驗(yàn)，當(dāng)樁頂沉降為s=40mm時(shí)，P=19 379.877kN；當(dāng)樁頂沉降為s=60mm時(shí)，P=20 871.679kN。因此取單樁極限承載力為20 000kN，此時(shí)樁頂沉降為46.76mm。

4　結(jié)論

1)旋挖鉆孔灌注樁荷載傳遞特性區(qū)別于泥漿護(hù)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(cè)泥皮的形成，使得樁身與樁周土體咬合較好，提高了樁側(cè)阻力的發(fā)揮，樁身軸力衰減速率較快，端阻比較小，最大加載量時(shí)僅為4.46%，呈現(xiàn)出明顯的摩擦樁性狀。

2)由于試驗(yàn)加載設(shè)備的限制，本次試驗(yàn)試樁未加載到破壞。在達(dá)到最大加載量18 000kN時(shí)，樁頂沉降僅為28.340mm，判斷試樁極限承載力≥18 000kN，遠(yuǎn)高于根據(jù)現(xiàn)場勘測樁側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值和規(guī)范規(guī)定極限承載力公式計(jì)算的8 633.43kN，認(rèn)為旋挖鉆孔能顯著提高樁側(cè)阻力的發(fā)揮。

3)雙曲線函數(shù)法能很好的擬合本次試樁荷載-沉降曲線，根據(jù)擬合結(jié)果，以及相關(guān)規(guī)范對(duì)緩變型Q-s曲線單樁極限承載力的規(guī)定，取20 000kN為試樁SZ極限承載力，對(duì)應(yīng)沉降為46.76mm。

4)由于本次試驗(yàn)僅設(shè)置一根旋挖鉆成孔的試樁，試驗(yàn)結(jié)果與傳統(tǒng)泥漿護(hù)壁鉆孔灌注樁進(jìn)行對(duì)比分析具有一定的局限性，仍需收集更多試驗(yàn)資料和實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行進(jìn)一步的研究。

5)試驗(yàn)針對(duì)陜北地區(qū)樁基施工情況進(jìn)行分析，今后應(yīng)開展研究，包括有地下水、地層復(fù)雜需要使用泥漿護(hù)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?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2013G12H011)

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

TU4

A

1672-7029(2016)07-1268-07