陳 黎， 陳超然， 周志軍， 雷江濤

(1.云南省交通發(fā)展投資有限責(zé)任公司， 昆明 650100； 2.甘肅省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)院股份有限公司， 蘭州 730030； 3.長安大學(xué)公路學(xué)院， 西安 710064； 4.西安長大公路工程檢測中心有限公司， 西安 710064)

旋擴(kuò)灌注樁(rotary squeeze cast-in-place pile，RSCP)是在鉆孔灌注樁施工工藝的基礎(chǔ)上發(fā)展出來的一種新型變截面樁。其樁型的產(chǎn)生主要依靠專用的旋擴(kuò)設(shè)備在成孔過程中對(duì)樁身適當(dāng)位置進(jìn)行旋擴(kuò)，之后澆筑混凝土成型。盡管智能液壓旋擴(kuò)裝置在樁基施工過程的應(yīng)用發(fā)展迅速，但是針對(duì)液壓旋擴(kuò)樁的承載特性研究尚鮮見報(bào)道。在中國西北地區(qū)黃土廣袤，隨著國家發(fā)展戰(zhàn)略向中西部轉(zhuǎn)移，在這些地區(qū)的基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)越來越廣泛且深入。隨著高等級(jí)公路和鐵路在黃土地區(qū)的建設(shè)，大幅提高樁基承載力與嚴(yán)格控制樁基沉降的需求與日劇增。為實(shí)現(xiàn)這一目的，旋擴(kuò)灌注樁在黃土地區(qū)的承載特性成為亟待研究的重點(diǎn)?，F(xiàn)有的研究主要針對(duì)支盤形式的擠擴(kuò)灌注樁進(jìn)行，樁周土主要是粉質(zhì)黏土與砂土，雖然得到了一系列具有重要意義的試驗(yàn)結(jié)果，但是從適用性角度來說，還具有一定的局限性。此外，現(xiàn)有研究方法通常著眼于常規(guī)的縮尺模型試驗(yàn)，會(huì)產(chǎn)生較大的試驗(yàn)誤差。因此，基于新液壓旋擴(kuò)技術(shù)的旋擴(kuò)灌注樁模型進(jìn)行離心模型試驗(yàn)，是得到具有相關(guān)工程參考意義試驗(yàn)數(shù)據(jù)的有效途徑。

針對(duì)支盤形式樁的研究，陳輪等[1]通過數(shù)值模擬探索了擠擴(kuò)支盤樁在上部荷載作用下樁身受力特性以及樁周土體中的土壓力分布特性。謝新穎[2]從樁-土體剪應(yīng)力-位移關(guān)系的角度設(shè)計(jì)了一系列試驗(yàn)，分析支盤樁盤的坡度，位置和間距對(duì)樁承載特性的影響。鞠彥忠等[3]通過有限元數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)了支盤樁在上部荷載作用下盤端荷載傳遞具有依次性，并給出了支盤間距和支盤數(shù)量的最優(yōu)解。Qian等[4-5]對(duì)擠擴(kuò)樁在豎向荷載下的承載特性進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)對(duì)于多支盤擠擴(kuò)樁，在盤距合理的情況下支盤之間基本不會(huì)產(chǎn)生相互影響。王貴森等[6]著眼于擠擴(kuò)樁擴(kuò)徑比對(duì)擠擴(kuò)樁承載特性進(jìn)行了分析，初步給出了擠擴(kuò)樁擴(kuò)徑比的最優(yōu)解。張德華等[7]通過對(duì)24根DX樁進(jìn)行破壞性模型試驗(yàn)探索了土體豎向附加土壓力的傳遞特性以及不同土層DX樁樁周土應(yīng)力的傳遞特性。其發(fā)現(xiàn)當(dāng)DX樁承力盤位于砂土層時(shí)，土的豎向附加應(yīng)力擴(kuò)散位于承力盤下部2倍盤徑范圍以及距樁中心線2倍盤徑范圍內(nèi)。當(dāng)承力盤位于黏土層時(shí)，土體附加應(yīng)力的影響范圍無論是在承力盤下部還是樁中心線附近都只有一倍盤徑范圍。胡峰[8]通過數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，從應(yīng)力擴(kuò)散的角度來看，豎向土壓力在砂土中向樁側(cè)和承力盤下部擴(kuò)散效果較明顯。粉黏土盤周土壓力擴(kuò)散范圍較小，此外當(dāng)上部支盤產(chǎn)生較大位移時(shí)，盤周土應(yīng)力減小，上盤的承載性能因此有所衰減。朱文通等[9]通過數(shù)值模擬研究了擠擴(kuò)支盤樁處理孤石的效果，發(fā)現(xiàn)孤石存在時(shí)，樁身軸力明顯提高且在注漿加固后樁基最大沉降降低。

在沉降計(jì)算方面，基于布辛奈斯克位移解的地基沉降彈性理論及算法因其公式簡單，運(yùn)算方便，在估算黏性土地基在荷載作用下的沉降有著十分廣泛的作用。彈性理論法中Mindlin位移解能夠考慮基礎(chǔ)埋深對(duì)地基沉降的影響。Mindlin解的積分問題是彈性理論法應(yīng)用的關(guān)鍵問題[10]，有學(xué)者對(duì)沉降計(jì)算的參數(shù)取值進(jìn)行了探索，針對(duì)積分的簡化一直以來都是中外學(xué)者研究的重點(diǎn)[11-13]。盡管如此，少有學(xué)者利用Mindlin解對(duì)旋擴(kuò)灌注樁的沉降進(jìn)行計(jì)算，主要原因是積分的簡化存在一定的難度[14-15]。

通過離心模型試驗(yàn)探索了旋擴(kuò)灌注樁旋擴(kuò)端土壓力和樁端土壓力隨上部荷載變化規(guī)律，并嘗試獲得旋擴(kuò)端土壓力，樁端土壓力與上部荷載之間的穩(wěn)定百分比關(guān)系。之后基于Mindlin解理論采用面積積分的方法推導(dǎo)出旋擴(kuò)灌注樁沉降的計(jì)算公式，利用離心模型試驗(yàn)所得百分比關(guān)系將旋擴(kuò)端土壓力，樁端土壓力用上部荷載代替，意圖實(shí)現(xiàn)利用上部荷載，旋擴(kuò)樁尺寸以及樁周土性質(zhì)預(yù)測黃土地區(qū)旋擴(kuò)灌注樁極限承載力的目的。

1 離心模型試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)在長安大學(xué)的土工離心機(jī)試驗(yàn)室完成，離心機(jī)為TJL-3型土工離心機(jī)。該離心機(jī)的加速范圍為(10～200)g(g為重力加速度)。離心機(jī)的工作最大有效半徑為2.0 m；本研究用到的模型箱尺寸為700 mm×360 mm×400 mm(長×寬×高)；該離心機(jī)的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)主要由相應(yīng)采集系統(tǒng)傳感器，采集通道，傳輸通道以及數(shù)據(jù)采集計(jì)算機(jī)構(gòu)成，離心機(jī)包含40個(gè)測量通道，可以連接應(yīng)力或應(yīng)變傳感器采集不同類型數(shù)據(jù)。離心機(jī)示意圖如圖1所示。

圖1 TJL-3土工離心機(jī)試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 TJL-3 geotechnical centrifuge test system

1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

該離心模型試驗(yàn)尺寸相似比為1∶100, 即選擇的離心加速度為100g。離心模型試驗(yàn)物理量相似比如表1所示。因?yàn)楣嘧队苫炷林瞥?，針?duì)縮尺比例為100的模型樁，很難設(shè)計(jì)滿足相似比彈性模量的混凝土旋擴(kuò)樁模型。因此，根據(jù)相似原則，應(yīng)選擇物理力學(xué)性質(zhì)與原型樁材料盡可能相似的模型材料來制作模型樁。即在豎向荷載作用下，原型樁與模型樁的軸向剛度比例要嚴(yán)格滿足相似比關(guān)系，可表示為

表1 離心模型試驗(yàn)物理量相似比Table 1 Similarity ratio of physical quantities in centrifugal model test

n2EmAm=EpAp

(1)

式(1)中：Em為模型樁的楊氏模量；Am為模型樁的橫截面積；Ep為原型樁的楊氏模量；Ap為原型樁的截面積；n為相似比，取n=100。

根據(jù)相似比要求，本次離心模型試驗(yàn)旋擴(kuò)模型灌注樁采用6063鋁合金管制成；彈性模量為69 GPa。原型樁為位于陜西吳定高速的傳統(tǒng)灌注樁，其C30混凝土彈性模量在考慮樁內(nèi)鋼筋布置的條件下抗壓剛度約為31.5 GPa。設(shè)計(jì)原型樁模型樁參數(shù)如表2所示。模型樁分別為擴(kuò)孔擴(kuò)孔1.8倍樁徑旋擴(kuò)樁(2道擴(kuò)孔)，擴(kuò)孔1.8倍樁徑旋擴(kuò)樁(3道擴(kuò)孔)。模型樁實(shí)物以及具體尺寸示意圖如圖2所示。

表2 原型樁與模型樁參數(shù)比較Table 2 Comparison of parameters between prototype pile and model pile

圖2 模型旋擴(kuò)樁實(shí)物圖及尺寸Fig.2 Physical drawing and dimension of model rotary expanding pile

在試驗(yàn)過程中激光位移傳感器布置在樁頂，通過記錄與樁頂剛性連接的不透明塑料片在施加逐級(jí)荷載作用下的位移，獲得樁在荷載作用下的P-S(荷載-沉降)曲線。試驗(yàn)所用加載鐵片每片質(zhì)量為0.2 kg, 離心機(jī)運(yùn)行過程(100g加速度)中一級(jí)荷載作用下樁頂受力為196 N。加載示意圖如圖3所示。

圖3 加載示意圖Fig.3 Loading diagram

旋擴(kuò)灌注樁旋擴(kuò)端及樁端阻力數(shù)據(jù)在試驗(yàn)過程中通過微型土壓力盒獲得，其量程為500 kPa, 精度誤差小于等于總量程的0.3%。微型土壓力盒可以與離心機(jī)自帶數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)直接相連接，土壓力盒的布置示意圖如圖4所示。

圖4 土壓力盒布置示意圖Fig.4 Layout diagram of earth pressure cell

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 樁身P-S沉降曲線分析

試驗(yàn)所得P-S沉降曲線如圖5所示。對(duì)于P-S曲線沒有產(chǎn)生突變的樁，根據(jù)建筑樁基設(shè)計(jì)規(guī)范規(guī)定[16-17]，取樁產(chǎn)生等于樁徑5%的沉降時(shí)所對(duì)應(yīng)的上部荷載作為樁的極限承載力。

圖5 多節(jié)旋擴(kuò)灌注樁P-S沉降曲線Fig.5 P-S curve of multi section rotary squeeze cast-in-place pile

根據(jù)P-S曲線可以看出，擴(kuò)孔1.8倍樁徑旋擴(kuò)樁(2道擴(kuò)孔)極限承載力為1 293.9 N，相當(dāng)于原型樁極限承載力12 939 kN；擴(kuò)孔1.8倍樁徑旋擴(kuò)樁(3道擴(kuò)孔)極限承載力為1 386.6 N,相當(dāng)于原型樁極限承載力13 866 kN；而由靜載試驗(yàn)所得吳定高速原型傳統(tǒng)灌注樁[18]的極限承載力在9 000 kN左右。相比原型樁，根據(jù)離心模型試驗(yàn)結(jié)果可以看出2種旋擴(kuò)灌注樁極限承載力分別提高43.7%和54.1%。

2.2 多道旋擴(kuò)灌注樁旋擴(kuò)端阻力與樁端阻力分析

根據(jù)離心模型試驗(yàn)土壓力盒數(shù)據(jù)可得多道旋擴(kuò)灌注樁各旋擴(kuò)頭端阻力百分比隨樁身沉降變化規(guī)律如圖6所示。

根據(jù)圖6可以看出，上述2種多道擴(kuò)孔旋擴(kuò)樁的旋擴(kuò)端阻力以及樁端阻力占總荷載百分比隨著樁身沉降的增大均呈現(xiàn)出穩(wěn)定的趨勢(shì)，對(duì)于擴(kuò)孔1.8倍樁徑旋擴(kuò)樁(2道擴(kuò)孔)，樁身沉降達(dá)到0.6 mm左右出現(xiàn)旋擴(kuò)端阻力百分比的穩(wěn)定現(xiàn)象；當(dāng)樁身沉降超過0.6 mm時(shí)，中部旋擴(kuò)頭端阻力占總荷載百分比穩(wěn)定在11.5%～13%；端阻比穩(wěn)定在9%左右。對(duì)于擴(kuò)孔1.8倍樁徑旋擴(kuò)樁(3道擴(kuò)孔)，當(dāng)樁身沉降達(dá)到0.5 mm左右時(shí)出現(xiàn)旋擴(kuò)端阻力百分比穩(wěn)定現(xiàn)象；可以看出上部旋擴(kuò)頭端阻力占總荷載百分比穩(wěn)定在6%左右；中部旋擴(kuò)頭端阻力占總荷載百分比穩(wěn)定在8%～8.5%；端阻比穩(wěn)定在8.7%～9.4%。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是因?yàn)樾龜U(kuò)端阻力和樁端阻力在對(duì)應(yīng)沉降下近乎達(dá)到下部土體的極限承載值，因此，隨著位移的繼續(xù)增加直到土體產(chǎn)生完全塑性變形，旋擴(kuò)端以及樁端下部土體土壓力在上部荷載作用下不會(huì)繼續(xù)增長。

3 基于Mindlin解的旋擴(kuò)灌注樁沉降 計(jì)算分析

根據(jù)Mindlin解，若有一集中力P′作用在彈性半空間體內(nèi)深度h處，如圖7所示，則有半空間體內(nèi)深度z處的任意一點(diǎn)M的豎向位移解可表示為

圖7 Mindlin解示意圖Fig.7 Mindlin solution diagram

(2)

針對(duì)3道旋擴(kuò)灌注樁的沉降進(jìn)行分析，對(duì)于3道旋擴(kuò)灌注樁的豎向沉降計(jì)算，將其簡化為旋擴(kuò)頭端部所在位置h1、h2處分別作用一以旋擴(kuò)樁徑S1為外徑，原樁徑S2為內(nèi)徑圓環(huán)荷載，在樁端部所在位置h3處作用一以旋擴(kuò)樁徑為直徑圓形均布荷載，其示意圖如圖8所示。由于液壓旋擴(kuò)灌注樁的剛度遠(yuǎn)大于黃土，因此可以假設(shè)在擠擴(kuò)頭端部作用于土中的荷載為均布的，因此上部旋擴(kuò)頭端部向土體中投影的均布荷載形狀為圓環(huán)形且設(shè)其大小為P1,中部旋擴(kuò)頭端部向土體中投影的均布荷載形狀為圓環(huán)型設(shè)其大小為P2，下部旋擴(kuò)頭因?yàn)闃抖酥苯又С杏谕馏w，且下部旋擴(kuò)部分斜面與豎直方向夾角為β，設(shè)原樁徑部分在端部產(chǎn)生的荷載為P3，則在旋擴(kuò)擴(kuò)大部分圓環(huán)投影處產(chǎn)生的均布荷載為P3sinβ。根據(jù)圖8所示，計(jì)算點(diǎn)M距離地表深度為z，3個(gè)旋擴(kuò)頭端部力作用面距離地表深度分別為h1、h2、h3。在實(shí)際工程中，荷載P1、P2、P3均可以在旋擴(kuò)端或者樁端布置土壓力盒得出。

圖8 3道液壓旋擴(kuò)灌注樁Mindlin分析Fig.8 Mindlin analysis of rotary-expanded cast-in-place piles with three enlargements

為計(jì)算方便，圖8將坐標(biāo)系的z軸建立在樁的中軸線上，計(jì)算點(diǎn)M位于Z軸上，這樣M點(diǎn)的橫縱坐標(biāo)x、y就轉(zhuǎn)化成了受力圓環(huán)上的橫縱坐標(biāo)x、y值，于是就可以將位移解[式(2)]對(duì)旋擴(kuò)端受力圓環(huán)以及樁端受力圓面積上積分，求得旋擴(kuò)端阻力和樁端阻力對(duì)于計(jì)算點(diǎn)M的沉降解。其積分的物理意義在于將均布荷載面積上的無數(shù)點(diǎn)對(duì)計(jì)算點(diǎn)M的沉降解進(jìn)行疊加，從而求得計(jì)算點(diǎn)M的沉降。

3.1 上部旋擴(kuò)頭對(duì)計(jì)算點(diǎn)M沉降解

對(duì)于上部旋擴(kuò)頭，將式(2)對(duì)上部旋擴(kuò)頭受力圓環(huán)面積進(jìn)行積分，可得上部旋擴(kuò)頭端阻力對(duì)計(jì)算點(diǎn)M沉降解，可表示為

(3)

3.2 中部旋擴(kuò)頭對(duì)計(jì)算點(diǎn)M沉降解

對(duì)于中部旋擴(kuò)頭，將式(2)對(duì)中部旋擴(kuò)頭受力圓環(huán)面積進(jìn)行積分，可得中部旋擴(kuò)頭端阻力對(duì)計(jì)算點(diǎn)M沉降解，可表示為

(4)

3.3 下部旋擴(kuò)頭對(duì)計(jì)算點(diǎn)M沉降解

對(duì)于下部旋擴(kuò)頭，將式(2)對(duì)下部旋擴(kuò)頭受力圓以及受力圓環(huán)面積進(jìn)行面積分，可得下部旋擴(kuò)頭端阻力對(duì)計(jì)算點(diǎn)M沉降解，可表示為

(5)

3.4 樁自身壓縮產(chǎn)生的沉降

式(3)～式(5)能夠計(jì)算出樁與土的相對(duì)位移量，而樁的自身壓縮也會(huì)導(dǎo)致一部分沉降，由于旋擴(kuò)端所占體積較小，其由于荷載作用導(dǎo)致的壓縮變形可以忽略，因此主要考慮原樁徑樁身軸力和樁端阻力對(duì)樁身壓縮量Dpile的影響?，F(xiàn)行《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008)[16]已經(jīng)給出了樁自身壓縮沉降的計(jì)算公式為

(6)

式(6)中：AP為原型樁的橫截面積；EP為原型樁的楊氏模量；B、Δ為壓縮量系數(shù)，無量綱；γ=[Δ+B(1-Δ)],為樁的壓縮量系數(shù)；γ的取值與樁的長直徑比(L/d)有關(guān)，當(dāng)L/d≤40時(shí)取γ=1/2，L/d>40時(shí)取γ=1/3，在本文中γ取1/2。

4 基于模型試驗(yàn)的旋擴(kuò)灌注樁沉降理 論驗(yàn)證

利用離心模型試驗(yàn)所得多道旋擴(kuò)灌注樁旋擴(kuò)端阻力，樁端阻力在加載后期(上部荷載大于1 176 N，原型為11 760 kN)穩(wěn)定的百分比將式(3)～式(5)中的旋擴(kuò)端阻力，樁端阻力用上部荷載代替。根據(jù)現(xiàn)場黃土狀土參數(shù)數(shù)據(jù)，取黃土泊松比μ=0.44；考慮離心模型試驗(yàn)黃土含水率以及壓實(shí)度因素，取近似于離心模型試驗(yàn)所用黃土狀土的彈性模量E為12 MPa。根據(jù)離心模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)換算的原型數(shù)據(jù)：旋擴(kuò)灌注樁入土深度25 m, 即h3=25 m;以地表為參照平面(Mindlin解計(jì)算公式規(guī)定)，在減去樁出露地表3 m長度后，h1=7 m，h2=17 m，S2=0.75 m，S1=1.35 m，β=45°；計(jì)算點(diǎn)為距樁底5 cm處，于是有z=25.05 m。將上述數(shù)據(jù)代入式(3)～式(6)，分別計(jì)算出上部荷載為11 760、12 760、13 760、14 760、15 760 kN時(shí)該樁對(duì)應(yīng)沉降，得到在逐級(jí)荷載下作用下其對(duì)應(yīng)的總沉降如表3、表4所示。

表3 2道1.8倍樁徑擴(kuò)孔旋擴(kuò)灌注樁不同荷載 作用下沉降理論計(jì)算結(jié)果Table 3 Theoretical calculation results of settlement of two 1.8-times pile diameter expansion and rotary expansion cast-in-place piles under different loads

表4 3道1.8倍樁徑擴(kuò)孔旋擴(kuò)灌注樁不同荷載作用 下沉降理論計(jì)算結(jié)果Table 4 Theoretical calculation results of settlement of three 1.8-times pile diameter expansion and rotary expansion cast-in-place piles under different loads

將離心模型試驗(yàn)荷載-沉降數(shù)據(jù)換算成原型數(shù)據(jù)，與理論公式計(jì)算的不同荷載作用下的荷載沉降數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖9所示。

由圖9(a)可以看出，對(duì)于2道擴(kuò)孔1.8倍樁徑

圖9 離心模型試驗(yàn)與理論計(jì)算P-S曲線對(duì)比Fig.9 Comparison of P-S curve between centrifugal model test and theoretical calculation

旋擴(kuò)灌注樁，理論公式計(jì)算沉降數(shù)據(jù)與離心模型試驗(yàn)獲得的沉降數(shù)據(jù)在上部荷載達(dá)到14 000 kN之前吻合度較高。之后，對(duì)于離心模型試驗(yàn)結(jié)果，因?yàn)槌^2道旋擴(kuò)灌注樁極限荷載，旋擴(kuò)端下部土體以及樁端下部土體產(chǎn)生塑性變形而沉降變大，而理論公式計(jì)算樁沉降過程中始終假設(shè)黃土土為具有固定彈性模量的理想彈性體，因此出現(xiàn)了在加荷后期試驗(yàn)沉降大于理論計(jì)算沉降的情況。盡管如此，如果假設(shè)當(dāng)樁身沉降大于5%樁徑 (7.5 cm) 所對(duì)應(yīng)的荷載為極限荷載，離心模型試驗(yàn)所獲得的樁極限承載力為12 939 kN，理論計(jì)算所獲得的樁的極限承載力約為13 738 kN，其相對(duì)誤差僅為6.2%。

對(duì)于3道旋擴(kuò)灌注樁，根據(jù)圖9(b)可以看出，理論公式計(jì)算的沉降數(shù)據(jù)與離心模型試驗(yàn)獲得的沉降數(shù)據(jù)在上部荷載大于11 760 kN之后吻合度很高，假設(shè)當(dāng)樁身沉降大于5%樁徑所對(duì)應(yīng)的荷載為極限荷載，那么，離心模型試驗(yàn)所獲得的樁極限承載力為13 866 kN，理論計(jì)算所獲得的樁的極限承載力約為13 756 kN，其相對(duì)誤差僅為0.8%。

針對(duì)極限承載力的預(yù)測相對(duì)誤差十分小的原因是因?yàn)閷?duì)于離心模型試驗(yàn)，根據(jù)尺寸相似比，其達(dá)到極限承載力時(shí)樁的沉降僅為0.75 mm，對(duì)于分層壓實(shí)的黃土，在該沉降下其塑性擴(kuò)展區(qū)很小，即使在極限狀態(tài)下也接近土的彈性變形階段，所以Mindlin解能夠十分精準(zhǔn)的預(yù)測其沉降行為。作者認(rèn)為，如果用利用該沉降計(jì)算公式預(yù)測現(xiàn)場試驗(yàn)數(shù)據(jù)，產(chǎn)生誤差會(huì)比模型試驗(yàn)要大，但是根據(jù)現(xiàn)有模型試驗(yàn)的吻合程度，相信對(duì)于現(xiàn)場試驗(yàn)，其極限承載力依舊能夠有較好的預(yù)測效果。因此，如果規(guī)定樁身沉降大于5% (7.5 cm)樁徑作為判定樁達(dá)到極限承載力的標(biāo)準(zhǔn)，那么根據(jù)理論推導(dǎo)公式，在已知樁身尺寸參數(shù)以及樁周土性質(zhì)的情況下，對(duì)于多道旋擴(kuò)灌注樁，可以精確進(jìn)行樁的極限承載力計(jì)算。

5 基于旋擴(kuò)灌注樁沉降計(jì)算公式估算 極限承載力流程

通過上述分析可知，所獲得的旋擴(kuò)灌注樁Mindlin解公式(根據(jù)離心模型試驗(yàn)結(jié)果完善)可以較為準(zhǔn)確的估算旋擴(kuò)灌注樁的極限承載力。其具體流程歸納如下。

(1)通過前期地質(zhì)勘查，現(xiàn)場鉆孔取樣等方式獲得工程所在地土的基本力學(xué)參數(shù)：泊松比μ、彈性模量E。

(2)進(jìn)行旋擴(kuò)灌注樁尺寸設(shè)計(jì)，確定旋擴(kuò)灌注樁旋擴(kuò)部分半徑S1，原樁半徑S2, 計(jì)算點(diǎn)深度z以及旋擴(kuò)頭端部，樁端距離地表深度h。

(3)在定義樁身沉降D等于樁徑5%時(shí)的上部荷載為極限承載力的情況下，將已知量沉降D代入旋擴(kuò)灌注樁Mindlin解計(jì)算公式, 以3道旋擴(kuò)灌注樁為例，有

D=式(3)+式(4)+式(5)+式(6)

(7)

將式(7)中所包含的上部荷載F提出并計(jì)算，其即為三道旋擴(kuò)灌注樁的預(yù)測極限承載力。

6 結(jié)論

基于一種新型旋擴(kuò)灌注樁施工技術(shù)，對(duì)多擴(kuò)孔旋擴(kuò)灌注樁開展了離心模型試驗(yàn)來探索樁周及樁端土壓力變化規(guī)律，并針對(duì)該種新型旋擴(kuò)灌注樁進(jìn)行了沉降計(jì)算公式推導(dǎo)。得出如下主要結(jié)論。

(1)相比原型傳統(tǒng)灌注樁，2道擴(kuò)孔旋擴(kuò)灌注樁和3道擴(kuò)孔旋擴(kuò)灌注樁極限承載力分別提高43.7%和54.1%。

(2)通過離心模型試驗(yàn)可得擴(kuò)孔1.8倍樁徑旋擴(kuò)樁(2道擴(kuò)孔)，當(dāng)樁身沉降達(dá)到0.588 mm之后中部旋擴(kuò)頭端阻力占總荷載百分比穩(wěn)定在11.5%～13%，端阻比穩(wěn)定在9%左右。擴(kuò)孔1.8倍樁徑旋擴(kuò)樁(3道擴(kuò)孔)，當(dāng)樁身沉降達(dá)到0.539 mm之后上部旋擴(kuò)頭端阻力占總荷載百分比穩(wěn)定在6%左右；中部旋擴(kuò)頭端阻力占總荷載百分比穩(wěn)定在8%～8.5%；端阻比穩(wěn)定在8.7%～9.4%，此時(shí)2種樁型對(duì)應(yīng)上部荷載均為1 176 N。

(3)基于Mindlin解的基本原理推導(dǎo)出了多節(jié)旋擴(kuò)灌注樁的沉降計(jì)算公式，利用結(jié)論(2)中旋擴(kuò)端阻力，樁端阻力與上部荷載在加載后期穩(wěn)定的百分比關(guān)系將公式中的旋擴(kuò)端阻力，樁端阻力用上部荷載代替。使公式能夠在已知上部荷載，旋擴(kuò)灌注樁尺寸以及樁周土性質(zhì)的情況下進(jìn)行加載后期(研究上部荷載大于11 760 kN)的沉降計(jì)算；按樁身直徑5%的沉降作為極限承載力所對(duì)應(yīng)的沉降，由理論計(jì)算所獲得的極限承載力與離心模型試驗(yàn)所獲得2道擴(kuò)孔，3道擴(kuò)孔旋擴(kuò)樁極限承載力的相對(duì)誤差分別為6.2%和0.8%，因此所推導(dǎo)理論計(jì)算公式能夠準(zhǔn)確預(yù)測黃土地區(qū)多孔旋擴(kuò)灌注樁極限承載力。