静钻根植竹节桩承载力及荷载传递机制研究

周佳锦，王奎华，龚晓南，张日红，严天龙，许远荣

（1.浙江大学 滨海与城市岩土工程研究中心，杭州 310058；2.浙东建材集团，浙江 宁波 315000）

1 引 言

静钻根植竹节桩是一种新型组合桩基，它是用螺旋钻先喷浆搅拌形成水泥土达到设计深度，然后将竹节桩放入到充满水泥土的钻孔中而形成的一种组合桩。静钻根植竹节桩利用桩周水泥土相对较大的比表面积来获得更大的侧摩阻力，同时用预应力竹节桩承担上部荷载使桩身不易发生破坏。因此，静钻根植竹节桩结合了预应力管桩桩身强度大和水泥土桩侧摩阻力大的优点，而且使用静钻根植工法进行施工能够大量减少泥浆排放量。

竹节桩在日本已经得到了比较广泛的应用，许多日本学者对这种桩进行过研究[1－3]，并提出了竹节桩的承载力计算公式；国内对竹节桩的研究几乎处于空白阶段，但一些类似的组合桩基在国内已经有了比较多的研究，能够为这种新型组合桩的研究提供一定的帮助。董平[4]通过现场试验数据分析并结合有限元模拟，对混凝土芯水泥土搅拌桩的荷载传递机制进行了研究，提出了硅芯水泥土搅拌桩单桩极限承载力公式和混凝土芯水泥土搅拌桩荷载传递的双层模式；吴迈[5]对水泥土组合桩进行了室内模型试验来研究其荷载传递特性；刘汉龙[6]、任连伟[7]等通过大模型尺寸试验和数值模拟对高喷插芯组合桩的承载力及荷载传递机制进行了研究。

本文首先通过静钻根植竹节桩与钻孔灌注桩的破坏性抗压静载试验，将竹节桩与普通钻孔灌注桩的抗压承载特性进行比较，并通过桩身埋设有应力计的静钻根植竹节桩的静载试验，对静钻根植竹节桩的荷载传递机制进行分析，然后用ABAQUS有限元程序对竹节桩抗压静载试验进行模拟，对静钻根植竹节桩荷载传递机制进行更加详细的分析。

2 竹节桩抗压静载破坏性试验

2.1 试验概况

为了研究静钻根植竹节桩的承载性能，并将竹节桩与钻孔灌注桩的承载特性进行比较，在同一场地对4根静钻根植竹节桩和2根灌注桩进行单桩抗压静载破坏性试验。

选用竹节处直径为650 mm、桩身直径为500 mm（650（500）mm型）和竹节处直径为800 mm、桩身直径为600 mm（800（600）mm型）这两种类型的竹节桩。650（500）mm竹节桩与直径为600 mm的管桩搭配使用，上部为3段直径为600 mm的PHC管桩，分别长12、12、10 m，共34 m；下部为2段15 m长的650（500）mm型竹节桩，2段合计30 m，试桩总长为64 m，钻孔直径为700 mm；800（600）mm竹节桩与直径为800 mm的管桩搭配使用，上部为3段直径为800 mm的PHC管桩，分别长4、15、15 m，3段合计34 m；下部为2段15 m长的800（600）mm型竹节桩，共30 m，试桩总长为64 m，钻孔直径为850 mm。钻孔灌注桩桩长也为64 m，直径分别为800 mm和1000 mm。静载试验桩位布置图以及竹节桩桩身示意图如图1所示。试验场地工程地质条件如表1所示。

图1 竹节桩桩身示意图及静载试验桩位布置图(单位: mm)Fig.1 Sketch of nodular pile and pile layout of static loading test(unit: mm)

表1 试验场地土的物理力学指标Table 1 Physico-mechanical indexes of soils in test site

2.2 静钻根植竹节桩施工工艺

静钻根植桩的施工过程由钻孔、扩孔、桩端水泥浆注入、桩周水泥浆注入和植桩5个部分组成。采用特殊的单轴螺旋钻机，按照设定深度进行钻孔；桩孔修整完成后，通过专业可控液压技术打开桩底部位钻头扩大翼，按照设定的扩大直径分数进行扩底；扩孔完成后，注入桩端水泥浆和桩周水泥浆，边注浆边提钻；钻孔完成后依靠桩的自重将预制桩放入到充满水泥土的钻孔中。静钻根植工法施工过程如图2所示。

图2 静钻根植竹节桩施工过程示意图Fig.2 Construction process of static drill rooted nodular pile

2.3 单桩静载试验

单桩竖向静荷载试验执行标准为建筑基桩检测技术规范（JGJ106-2003）[8]。本工程的4根静钻根植竹节桩和2根钻孔灌注桩均采用堆载-反力架装置，并用千斤顶反力加载-位移传感器和自动静载记录仪测读桩顶荷载与沉降的试验方法。根据试验所测得数据经整理后所得试桩Q-S曲线如图3和图4所示。图3是钻孔直径为700 mm，竹节桩尺寸为650（500）mm的静钻根植竹节桩与直径为800 mm的钻孔灌注桩的Q-S曲线。从图3中可以看出，3条Q-S曲线都属于陡降型。3号试桩加载至8000 kN时，桩顶沉降突然增大，桩端土发生刺入破坏，取前一级荷载作为极限荷载，3号试桩极限承载力可取为7200 kN；4号试桩加载至8600 kN时，桩端土发生刺入破坏，取其前一级荷载8100 kN为其极限荷载；6号试桩加载到8800 kN时，桩端发生刺入破坏，其极限承载力可取为8000 kN。其中3号和4号试桩是水泥土直径为700 mm，内插直径650（500）mm型竹节桩的静钻根植竹节桩，6号试桩是直径为800 mm的钻孔灌注桩，可以认为700 mm直径的静钻根植竹节桩与800 mm直径的钻孔灌注桩的承载力相近。

图4为钻孔直径为850 mm，竹节桩尺寸为800（600）mm的静钻根植竹节桩与直径为1000 mm的钻孔灌注桩的Q-S曲线。从图4中可以看出，1号静钻根植竹节桩极限承载力可取为8800 kN；2号静钻根植竹节桩极限承载力可取为9500 kN；5号钻孔灌注桩极限承载力为 9600 kN，可以认为850 mm直径的静钻根植竹节桩与直径为1000 mm的钻孔灌注桩的承载力相近。

图3 650(500) mm型竹节桩和800 mm直径灌注桩Q-S曲线Fig.3 Q-S curves of 650(500) mm nodular pile and 800 mm bored pile

图4 800(600) mm型竹节桩和1000 mm直径灌注桩Q-S曲线Fig.4 Q-S curves of 800(600) mm nodular pile and 1000 mm bored pile

根据上述两组破坏性单桩竖向静载试验可以看出，静钻根植竹节桩竖向抗压静载试验的Q-S曲线与普通钻孔灌注桩的Q-S曲线的走向相似，都是先由桩周土提供侧摩阻力，待桩侧摩阻力充分发挥后桩端开始承受荷载，并最终发生桩端刺入破坏。然而由于静钻根植竹节桩侧摩阻力由水泥土-桩周土界面提供，与钻孔灌注桩桩-土界面不同，其所能提供的侧摩阻力也不同。试验中700 mm静钻根植竹节桩与800 mm钻孔灌注桩的承载力相近，850 mm静钻根植竹节桩与1000 mm灌注桩承载力比较接近，可以说明静钻根植竹节桩竖向承载性能相比钻孔灌注桩有所提高。

3 竹节桩荷载传递机制试验研究

3.1 试验概况

为了研究静钻根植竹节桩的荷载传递机制，对一根桩身埋有应力计的72 m长的静钻根植竹节桩进行了抗压静载试验。试桩上部为管桩，下部为竹节桩，其中上部管桩直径为800 mm，共3段，分别长15、15、12 m，总长为42 m；下部竹节桩竹节处直径为 800 mm，桩身直径为 600 mm（800（600）mm型），每段长度为15 m，2段共30 m，所以试桩总长72 m，钻孔直径为850 mm。根据试验场地土层分布情况在试桩 8个截面上埋设应力计，每个截面上对称贴2个应力计，共计16个。试验场地土的物理力?学指标见表2，其中qc和fs分别为静力触探试验中探头所测得的土体的端阻力和侧阻力。桩身应力计布置及应力计构造分别如图5(a)和图5(b)所示。试验加载采用堆载法，加载系统由5个3200 kN级油压千斤顶，70 MPa超高压油路和油泵组成，静载试验数据采集系统采用武汉岩海公司生产的RS-JYC桩基静荷载测试仪，加、卸载时荷载由0.4级精密油压表和RS-JYC的压力传感器双重控制。加卸载方法按建筑基桩检测技术规范（JGJ106-2003）[8]中的慢速维持法执行，试验荷载总加载量为12000 kN，第一级加载量为两倍的分级量。

表2 试验场地土的物理力学指标Table 2 Physico-mechanical indexes of soil in test site

图5 桩身应力计埋设示意图Fig.5 Sketch of strain gauges attached on pile shaft

3.2 试验结果分析

3.2.1 承载力分析

加载期间，荷载在2400～10800 kN之间时，Q-S曲线基本保持线性，地基土未出现破坏现象。当加载至12000 kN时，桩顶破碎，试验无法继续进行。根据试验所测得数据，经整理后绘制的试桩Q-S曲线如图6所示。从图中可以看出，加载至12000 kN时，桩顶沉降突然增大，而且由于桩头被压坏，试验无法继续进行，所以取其前一级荷载作为极限荷载，其竖向极限承载力为10800 kN。

图6 静钻根植竹节桩Q-S曲线Fig.6 Q-S curve of static drill rooted nodular pile

3.2.2 桩身轴力分析

试桩在各级荷载作用下的桩身轴力可由埋设在桩身8个截面处的应力计所测得。试桩在各级荷载下的桩身轴力如图7所示。从图中可以看出，在荷载作用下，试桩桩身轴力从上向下逐渐减小，这是由于为了阻止桩身下沉，桩周土体对桩身产生了向上的侧摩阻力。当荷载水平较小时，桩身下部轴力为 0，随着荷载的增加，桩侧摩阻力得到进一步发挥；试桩桩身轴力也在增加，桩身下部逐渐产生轴力；桩端阻力也开始发挥，且端阻所占比例逐渐增大。当桩顶荷载加载到10800 kN时，试桩桩端阻力为2566 kN，占桩顶所受总荷载的23.76%。从图中还可以看出，每一级荷载作用下试桩桩身轴力曲线在两土层交界面处的斜率会发生改变，反映出不同土层所能提供的侧摩阻力不同。

图7 各级荷载下静钻根植竹节桩桩身轴力图Fig.7 Axial force of test pile under different loads

3.2.3 桩侧摩阻力分析

静钻根植竹节桩侧摩阻力由水泥土-桩周土界面提供，各土层桩侧平均摩阻力fsi可以用下式进行计算[9]：

式中：Pi、Pi+1分别为第i和i+1截面轴力；Ai为第i段复合桩水泥土的侧面积。试桩在不同桩顶荷载作用下桩侧摩阻力沿桩身分布曲线如图8所示。

图8 试桩桩侧摩阻力图Fig.8 Shaft resistance of test pile

从图8中可以看出，试桩桩侧摩阻力的发挥和桩顶荷载水平有关。当桩顶荷载较小时，桩侧摩阻力随荷载的增加而增大；当桩顶荷载达到某一值后，桩侧摩阻力达到极限值，此后随着桩顶荷载的增加桩侧摩阻力会有所减小，并逐渐趋于稳定，即桩侧摩阻力出现软化现象，文献[10]中指出超压密的软黏土的应变软化和砂土的剪胀会引起这种现象。从图中还可以看出，试桩桩身上部土层的摩阻力先于下部土层摩阻力发挥。当荷载水平较小时，上部土层摩阻力未充分发挥，下部土层摩阻力为 0；随着荷载水平的增大，桩身上部土层的桩侧摩阻力达到极限值，下部土层侧摩阻力开始发挥。

3.2.4 静钻根植竹节桩桩-土相对位移

由于静钻根植竹节桩在受力过程中将预制竹节桩与桩周水泥土看作一个整体，所以，在计算桩-土相对位移时只需考虑水泥土与桩周土之间的相对位移。第i段桩-土相对位移量可由文献[9]中所述公式进行计算：

式中：Li为第i段桩长度；S为桩顶沉降；εj、εj+1分别为第j和j+1截面处钢筋应力计应变。桩-土相对位移沿桩身分布曲线如图9所示，桩侧摩阻?力与桩-土相对位移曲线如图10所示。

图9 试桩桩-土相对位移曲线Fig.9 Pile-soil relative displacement of test pile

图10 试桩桩侧摩阻力-桩土相对位移曲线Fig.10 Shaft resistance versus pile-soil relative displacement of test pile

从图9中可以看出，在每级加载情况下，桩身上部的桩-土位移要大于桩身下部的桩-土相对位移，说明桩-土相对位移是从桩身上部到桩身下部逐渐发挥的。随着试桩所受荷载的增加，桩顶位移逐渐增大，当加载到12000 kN时，桩顶沉降从53 mm突然增大到87 mm，由于测试时工作人员的疏忽，没有读出这级加载情况下的桩身轴力值，无法推算出桩端位移，可是根据前几级加载情况下的规律可以推算出，在12000 kN荷载作用下，试桩发生桩端刺入破坏。

从图10可以看出，随着桩-土相对位移的增加，各个土层所提供的侧摩阻力也逐渐增大，当桩-土相对位移达到某一值后，桩侧摩阻力达到极限值，随后随着桩-土相对位移的增加桩侧摩阻力会有所减小，并逐渐趋于稳定。文献[10]指出，对于传统桩基基础，黏性土中完全发挥桩侧阻力所需桩-土相对位移为 6～12 mm，砂类土中完全发挥桩侧摩阻力所需桩土相对位移为 8～15 mm，而从图中可以看出，黏性土桩侧摩阻力完全发挥所需桩-土相对位移为 10～20 mm，比传统桩基所需桩-土相对位移要大，这很可能是因为静钻根植竹节桩桩侧摩阻力是由水泥土与桩周土界面所提供，而水泥土模量介于预制桩模量和桩周土体模量之间，形成了一个缓冲层，使得组合桩桩侧摩阻力发挥所需桩-土相对位移增大。对比图10和表2还可以发现，静钻根植竹节桩中各个土层所提供的侧摩阻力是钻孔灌注桩的1.05～1.10倍。

4 有限元模拟

为了更加深入地研究静钻根植竹节桩的荷载传递机制，深入地分析组合桩内部的荷载分担比以及相对位移，通过大型有限元分析软件 ABAQUS对上述静钻根植竹节桩抗压静载试验开展三维有限元建模计算。

4.1 模型建立

由于组合桩竖向受荷情况为轴对称问题，可以取1/2模型进行建模计算。将模型桩定义为线弹性材料，水泥土和桩周土体定义为Mohr-Coulomb弹塑性材料。考虑竹节桩与水泥土、水泥土和桩周土之间的相对滑动；考虑土体自重应力产生的初始应力场，运用位移控制法施加竖向荷载[11]。选用第 2部分中72 m静钻根植竹节桩试桩进行建模计算。桩周土体范围水平方向为40 m，竖直方向为100 m，即竹节桩桩端向下28 m。土体参数取值如表2所示，水泥土弹性模量取为200 MPa，泊松比0.3[12]，预制桩弹性模量为38 GPa，泊松比为0.15。

4.2 接触面模拟

接触面的选取对有限元建模计算至关重要，本模型需定义3个接触面：竹节桩-水泥土、竹节桩-土与水泥土-土。3种接触面法向均定义为硬接触，切向采用库仑摩擦模型，并定义接触摩擦系数。竹节桩-水泥土接触面摩擦系数μ取0.65[5]，竹节桩-土接触面摩擦系数可按下式进行计算[13]：

式中：ϕ为土体的内摩擦角；ψ为桩土界面的摩擦角。而文献[11]中指出，桩-土界面内摩擦角可取为（0.75～1.00）ϕ。水泥土-土接触面的摩擦系数，一般混凝土桩对黏性土的摩擦系数为 0.25～0.40；对砂土的摩擦系数为0.5～1.0[14]。而水泥土-土接触面具有类似刚性桩的性质，其侧摩阻力要高于泥浆护壁钻孔灌注桩[15]，Potyondy[16]通过几百组模型试验对不同材料和不同土体之间的摩擦性质进行研究，归纳出各种材料与不同土体之间的摩擦角。参照上述文献中所述经验公式，并结合现场实际土质情况，取水泥土-黏性土接触面摩擦系数μ=0.3，水泥土-砂土接触面摩擦系数μ=0.39。ABAQUS程序中有限元建模整体网格划分和竹节桩网格划分如图11所示。

图11 整体模型及竹节桩网格示意图Fig.11 Grid diagram of the whole model and nodular pile

4.3 计算结果

建模完成后，运用ABAQUS软件对受竖向荷载作用的静钻根植竹节桩进行模拟计算。图12为现场试验实测数据和ABAQUS模拟计算的Q-S曲线对比图。

图12 有限元计算与实测Q-S曲线对比Fig.12 Contrast between Q-S curves calculated by FEM and measured in-site ones

从图12中可以看出，ABAQUS模拟所得Q-S曲线虽然与现场实测的曲线有一定的差距，但是两条曲线整体变化趋势一致，模型桩也发生桩端刺入破坏。Q-S曲线对比结果说明本文建立的ABAQUS模型是可靠的，可以用该方法对静钻根植竹节桩的荷载传递机制进行研究。

4.4 破坏性静载试验模拟

为了进一步验证本文建模方法的可靠性，使用上述建模方法对本文第1部分中破坏性静载试验的竹节桩进行建模计算。建模步骤与4.1节所述相同，采用竹节处直径为 800 mm，桩身直径为 600 mm（800（600）mm型）的竹节桩进行建模计算。竹节桩-水泥土接触面摩擦系数 μ仍然取 0.65，结合实际地质条件水泥土-黏性土接触面摩擦系数μ=0.36，水泥土-砂性土接触面摩擦系数μ=0.40。

图13为破坏性静载试验试桩实测数据与ABAQUS模拟计算所得的Q-S曲线对比图。从图中可以看出，模拟所得Q-S曲线与现场实测的曲线的初始位移有一定的偏差，但曲线整体走向基本吻合，且后期曲线重合，极限承载力几乎相同，验证本文建模方法的可靠性。

图13 破坏性静载试验有限元计算与实测Q-S曲线对比Fig.13 Contrast between Q-S curves calculated by FEM and measured in the destructive test

4.5 桩、水泥土荷载分担比

图14 不同荷载下竹节桩轴力沿桩身分布Fig.14 Axial force of nodular pile along pile shaft under different loads

图15 不同荷载下水泥土轴力沿桩身分布及变截面处水泥土分布图Fig.15 Axial force of cemented soil under different loads and sketch of cement soil on variable cross-section

图16 桩身及水泥土在竹节处应力突变示意图(单位: kPa)Fig.16 Stress mutation on the node of nodular pile and cemented soil(unit: kPa)

由于现场静载试验只在桩身埋设了应力计，只测出了竹节桩桩身轴力随深度的变化，没有对桩周水泥土中的轴力进行测试，而桩周水泥土作为组合桩的重要组成部分，对组合桩的荷载传递机制有着非常重要的影响。图14、15分别为ABAQUS建模计算所得的竹节桩和桩周水泥土轴力沿桩身的分布图。图 16(a)、16(b)分别为竹节桩竖向应力分布云图与水泥土竖向应力分布云图，由于桩身长度太长，为了能够清楚地显示竹节处的应力突变，图16中只截取了桩身的一部分。考虑到所模拟的竹节桩桩身较长，而且竹节的存在使得有限元模拟计算时容易出现不收敛的情况，在计算时没有限定计算步长，从中挑出桩顶位移为20、40、57、70、100 mm这5步来分析竹节桩与桩周水泥土的荷载传递机制。从图14中可以看到，模拟计算所得桩身轴力分布曲线与图7现场实测所得的桩身轴力分布曲线的走向以及斜率变化规律基本一致。从图14中还可以看出，在桩身下部有竹节的地方桩身轴力减小幅度会突然增大，并且桩身轴力越大，这种现象越明显。这很可能是因为竹节处桩身截面积比较大，而且节点下面的水泥土会对竹节有一个向上的支持力。竹节处由于截面积的改变，还造成了竹节周边一定范围内的应力突变，从图16(a)可以清楚地看到竹节节点附近发生的应力突变情况。

从图 15可以看出，水泥土中轴力与竹节桩轴力的分布不同。建模时荷载加载在竹节桩上，加载后水泥土受到桩向下的摩擦力，因此，桩身上部水泥土轴力沿着桩身逐渐增大；水泥土轴力值在20 m深处突然开始减小，然后又开始递增，这是由于20 m处土层性质发生改变，这与文献[6]中所述土层改变会引起水泥土轴力走向发生改变一致；在桩顶位移为20 mm时水泥土轴力达到60 kN左右后基本维持不变，这是由于桩身轴力水平较小，桩身对水泥土的摩擦力也较小，水泥土轴力值较小；水泥土轴力在42 m深处突然增大，这是因为在42 m深度处开始出现竹节桩，竹节桩桩身直径为 600 mm，而水泥土直径仍然为 850 mm，水泥土厚度增加使得轴力也相应增加；在深度超过42 m以后，由于竹节的存在，水泥土中也出现了应力突变的现象。由图16(b)可以清楚地看出，水泥土应力在节点处会发生突变，对水泥土应力值进行处理可以得到水泥土中轴力沿桩身逐渐减小。第1步加载时由于桩身轴力水平偏小，出现水泥土轴力随着深度稍微有所增加的情况；桩端处预制桩直径与上部管桩直径相同，水泥土厚度又减小，其轴力值也随之减小。

对比图14、15，竹节桩与桩周水泥土的轴力值相差巨大，不属于同一个数量级，说明水泥土承担的荷载比例几乎可以忽略不计，与文献[4]结论相符。因此，静钻根植竹节桩中桩周水泥土主要承担传递荷载的作用，组合桩所受上部荷载主要由预制桩承担，荷载在沿着桩身向下传递的同时，也逐步通过桩周水泥土传递到桩周土中，形成了竹节桩-水泥土、水泥土-桩周土的双层应力扩散模型。而从破坏性静载试验中可以看出，静钻根植竹节桩的承载性能比钻孔灌注桩要好，这种扩散模式使得土体能够提供更大的侧摩阻力。

4.5 桩、水泥土相对位移

静钻根植竹节桩要发挥其双层应力扩散模型的前提是预制桩与桩周水泥土在受荷过程中不能在内部发生破坏，需要满足近似变形协调。图17为预制桩与桩周水泥土沿桩身的位移曲线。建模时荷载施加在预制桩上，桩顶处预制桩位移与水泥土位移相差最大，随着深度增加位移差逐渐减小并趋于稳定，在逐级加载过程中，桩顶预应力桩与水泥土位移差分别为 8.9%、6.9%、5.5%、5.1%、4.2%，由此可以说明，静钻根植竹节桩桩身变形由预应力竹节桩所控制，竹节桩与桩外围水泥土近似变形协调。从图17中还可以看出，在深度超过42 m，即预制桩变为竹节桩后，竹节桩位移与桩周水泥土位移几乎重合，说明由于竹节的存在使得竹节桩相比于普通管桩与桩周水泥土的黏结效果更好。

图17 竹节桩和水泥土位移曲线Fig.17 Settlement curves of nodular pile and cemented soil under different loads

4.6 静钻根植竹节桩与灌注桩承载性能对比

破坏性静载试验中对直径为800 mm的钻孔灌注桩与钻孔直径为 700 mm的静钻根植竹节桩和1000 mm钻孔灌注桩与850 mm静钻根植桩进行了对比试验，为了研究相同直径的两种桩的承载性能，用ABAQUS对两种桩进行建模计算。文中4.4节已经证明本文所用建模方法可以比较好地模拟静钻根植竹节桩的竖向受荷过程，对直径为800、1000 mm的灌注桩分别进行模拟，Q-S对比曲线如图18、19所示。从两图中可以看出，有限元计算结果与实测结果基本吻合，说明本文所用有限元建模方法也可以比较有效地模拟钻孔灌注桩的竖向受荷试验。

将模型中的1000 mm钻孔灌注桩改成850 mm的钻孔灌注桩，桩身参数、土体参数以及桩土接触面性质等都不变进行建模计算。将计算结果与850 mm静钻根植竹节桩进行对比，Q-S对比曲线如图20所示。从图中可以看出，静钻根植桩与钻孔灌注桩的Q-S曲线走向大体一致，但静钻根植桩极限承载力比钻孔灌注桩的极限承载力大。

图18 800 mm灌注桩有限元计算与实测Q-S曲线对比Fig.18 Contrast between Q-S curves of 800 mm bored pile calculated by FEM simulation and measured in-site ones

图19 1000 mm灌注桩有限元计算与实测Q-S曲线对比Fig.19 Contrast between Q-S curves of 1000 mm bored pile calculated by FEM simulation and measured in-site ones

图20 850 mm灌注桩和静钻根植竹节桩有限元计算Q-S曲线对比Fig.20 Contrast of Q-S curves between 850 mm bored pile and nodular pile in FEM simulation

为了进一步研究静钻根植桩与钻孔灌注桩的荷载传递机制，分别选取沿着桩长的桩身应力值，并进行转换后得到桩身轴力值如图 21所示。从图中可以看出，静钻根植竹节桩桩顶处轴力值比钻孔灌注桩高，而桩端轴力值却比钻孔灌注桩小，说明静钻根植桩所受桩侧摩阻力比钻孔灌注桩所受侧摩阻力大，而两根桩桩周土性质完全相同，桩径也相同，说明静钻根植竹节桩中水泥土与桩周土体接触面的摩擦性质相比灌注桩与桩周土接触面的摩擦性质要好。

图21 钻孔灌注桩与静钻根植竹节桩轴力沿桩身分布Fig.21 Axial force of bored pile and nodular pile along pile shaft

5 结 论

（1）在软土地区，静钻根植竹节桩这种新型组合桩的承载力比普通钻孔灌注桩要高。

（2）静钻根植竹节桩集合了水泥土桩侧摩阻力大与预应力管桩桩身强度大的优点。组合桩所受上部荷载主要由预制桩承担，在荷载沿桩身向下传递的同时，也逐步通过桩周水泥土传递到桩周土中，形成了竹节桩-水泥土、水泥土-桩周土的双层应力扩散模型。这种荷载传递方式既保证了桩身强度，又使得桩侧摩阻力能够得到充分发挥。

（3）静钻根植竹节桩桩身变形由预制桩所控制，在逐级加载过程中，预应力桩与水泥土最大位移差位移差分别为8.9%、6.9%、5.5%、5.1%、4.2%，竹节桩与桩周水泥土近似变形协调。

（4）竹节桩竹节的存在对组合桩承载性能有着极其重要的作用，组合桩桩身轴力在经过竹节时减小幅度会突然增大，而预应力桩-水泥土相对位移在竹节段迅速减小，桩、水泥土位移曲线几乎重合。

（5）根据现场静载试验，在软土中静钻根植桩侧摩阻力是灌注桩侧摩阻力的1.05～1.10倍。

[1]HORIGUCHI T,KARKEE M B.Load tests on bored PHC nodular piles in different ground conditions and the bearing capacity based on simple soil parameters[J].Proceedings of Technical Report of Japanese Architectural Society,1995,(1): 89－94.

[2]KARKEE M B,KANAI S,HORIGUCHI T.Quality Assurance in bored PHC nodular piles through control of design capacity based on loading test data[C]//Proceedings of the 7th International Conference and Exhibition,Piling and Deep Foundations.Vienna: [s.n.],1998.

[3]HONDA T,HIRAI Y,SATO E.Uplift capacity of belled and multi-belled piles in dense sand[J].Soils and Foundations,2011,51(3): 483－496.

[4]董平.混凝土芯水泥土搅拌桩荷载传递机制研究[博士学位论文 D].广州: 中国科学院广州地球化学研究所,2004.

[5]吴迈.混凝土芯水泥土桩单桩竖向承载性状研究与可靠度分析[博士学位论文D].天津: 天津大学,2008.

[6]刘汉龙,任连伟,郑浩,等.高喷插芯组合桩荷载传递机制足尺模型试验研究[J].岩土力学,2010,31(5):1395－1401.LIU Han-long,REN Lian-wei,ZHENG Hao,et al.Full-scale model test on load transfer mechanism for jet grouting soil-cement-pile strengthened pile[J].Rock and Soil Mechanics,2010,31(5): 1395－1401.

[7]任连伟,刘汉龙,张华东,等.高喷插芯组合桩承载力计算及影响因素分析[J].岩土力学,2010,31(7): 2219－2225.REN Lian-wei,LIU Han-long,ZHANG Hua-dong,et al.Bearing capacity calculation and influence factors analysis of jet grouting soil-cement-pile strengthened pile[J].Rock and Soil Mechanics,2010,31(7): 2219－2225.

[8]中国建筑科学研究院.JGJ106－2003 建筑桩基检测技术规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2003.

[9]董金荣,林胜天,戴一鸣.大口径钻孔灌注桩荷载传递性状[J].岩土工程学报,1994,16(6): 123－131.DONG Jin-rong,LIN Sheng-tian,DAI Yi-ming.The load transfer behavior of large diameter cast-in-situ pile in crushed pebble stratum[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,1994,16(6): 123－131.

[10]张忠苗.桩基工程[M].北京: 中国建筑工业出版社,2007: 72－84.

[11]费康,张建伟.ABAQUS在岩土工程中的应用[M].北京:中国水利水电出版社,2009.

[12]黄鹤,张俐,杨晓强.水泥土材料力学性能的试验研究[J].太原理工大学学报,2000,36(6): 705－709.HUANG He,ZHANG Li,YANG Xiao-qiang.Experimental study of the mechanical properties of the cement soil material[J].Taiyuan University of Technology,2000,36(6): 705－709.

[13]RANDOLPH M F,WORTH C P.Application of the failure state in undrained simple shear to the shaft capacity of driven piles[J].Geotechnique,1981,31(1):143－157.

[14]许宏发,吴华杰,郭少平.桩土接触面单元参数分析[J].探矿工程,2002,(5): 10－12.XU Hong-fa,WU Hua-jie,GUO Shao-ping.Study on the parameters of pile soil contact surface element[J].Exploration Engineering,2002,(5): 10－12.

[15]郑刚,姜忻良.水泥搅拌桩复合地基承载力研究[J].岩土力学,1999,20(3): 46－50.ZHENG Gang,JIANG Xin-liang.Research on the bearing capacity of cement treated composite foundation[J].Rock and Soil Mechanics,1999,20(3): 46－50.

[16]POTYONDY J G.Skin friction between various soils and construction materials[J].Geotechnique,1961,11(4):339－353

[17]KARKEE M B,HORIGUCHI T,KISHIDA H.Limit state formulation for the vertical resistance of bored PHC nodular piles based on field load test results[C]//Eleventh Asian Regional Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering.Seoul: Kluwer Academic Publishers,1999: 237－240.