挤扩支盘桩单桩竖向极限承载力分析方法研究

蔡雨阳 于东波

(1.河南众智衡和工程管理咨询有限公司，河南 郑州 450000； 2.华北水利水电大学，河南 郑州 450046)

挤扩支盘桩单桩竖向极限承载力分析方法研究

蔡雨阳1于东波2

(1.河南众智衡和工程管理咨询有限公司，河南 郑州 450000； 2.华北水利水电大学，河南 郑州 450046)

按照规范通过对挤扩支盘桩单桩竖向极限承载力的试验，得到各桩的竖向抗压极限承载力。采用常用的三个计算抗压承载力公式对数据进行了理论计算，对计算结果进行对比分析，找出与实测数据出现较大差异的原因，确定了利用经验参数法确定支盘桩单桩竖向极限承载力的方法适合于本类试验的理论计算。

挤扩支盘桩，单桩竖向极限承载力，经验参数法

0 引言

挤扩支盘桩是在等截面钻孔灌注桩的基础上发展起来的一种变截面的新桩型，又称“多级扩盘桩”“多支盘钻孔灌注桩”。它的单桩极限承载力是桩基工程的一个重要指标，目前最有效的测定方法是进行静荷载试验。静荷载试验虽然测定结果准确，能完全反映桩基础的承载力情况，但是耗时长、费用高，从实践的角度来看受多种因素的影响，在具体工程中并不常用。因此根据实测数据对单桩极限承载力进行计算具有重要的现实意义。

1 挤扩支盘桩的原理及特点

挤扩支盘灌注桩(以下简称支盘桩)是基于仿生学原理发展出来的，它是在等截面钻孔灌注桩的基础上发展起来的一种变截面的新桩型，与其他桩型相比有以下优点：

1)与支盘桩传统的直孔混凝土灌注桩的受力情况不同，是渐进压缩型[1]。

2)抗拔性能、稳定性好。

3)节省原材料，降低了工程造价。

4)缩短工期，工艺简便；具有显著的低公害性能，低噪声，低振动，泥浆排放量少。

挤扩支盘桩也存在着设计参数和承载力计算公式尚需完善、在淤泥质土、风化岩层中使用效果差、多节桩用低应力变动力测试其桩身完整性难度较大等缺点，但承载力高、沉降量小和适用性强等优点正在越来越被人们接受。

2 挤扩支盘桩单桩承载力计算公式

挤扩支盘灌注桩是在直孔灌注桩的基础上在桩身的不同位置用专业的挤扩装置挤扩成岔腔或盘腔而成，支盘桩比直线型桩多出了支和盘，使它的性能发生了改变，其受力机理变得更加复杂。目前，就挤扩支盘桩的承载力计算公式来说已有差不多近十种[2]。现在列举三种较为常用的计算方法：

1)认为支盘桩的承载力由桩侧的摩阻力和桩端阻力两部分组成，且桩侧摩阻力先于桩端阻力发挥出来，有公式[3]：

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

(1)

2)文献[4]认为，桩极限端阻力的发挥过程实际上就是包括支盘在内的桩身各个部分与地基土之间摩阻力的充分发挥以及地基土发生塑性破坏的过程。因此，对于同一个桩来说，桩身承载力的大小归根结底取决于土的强度，有公式：

Quk=Qsk+Qpk=u∑qsikli+∑ψiqpikApi

(2)

3)利用经验参数确定多支盘钻孔灌注桩单桩竖向承载力标准值计算公式：

(3)

式(1)与式(3)的设计理论虽然相似，但在桩侧摩阻力、桩端阻力的取值上和桩侧摩阻力的折减系数上有一定的差别[5]。式(1)的桩身侧摩阻力和端阻力是在无地区经验的情况下按规范取值，而式(3)是按经验取值。式(1)的侧摩阻力折减系数是按支盘高度折减。

式(1)忽略了支盘在桩身上不同位置及其结构的复杂性和与土层的具体作用情况，缺乏明确的土力学根据。

式(2)虽是从土力学的角度出发，但运用库仑强度理论时，将应力扩散角用一个定值来表示，这样不够全面。

式(3)则需要设计者必须要有一定的地区经验。

因此，在实际应用时要根据本地的实际情况来选取一个适合于本地区工况的公式。

3 工程案例

河南省某厂区内，共进行两组试桩试验，本次试验共成桩11根，桩径均为700 mm，桩的有效桩长是21.5 m，各桩的混凝土强度均为C30。

本次单桩竖向抗压静载试验对这两组试桩进行了检测。试验桩位于汽机房位置，实际位置见图1。

在图1中，挤扩支盘桩汽1、汽2、汽3作为测试桩，其他挤扩支盘桩作为锚桩。汽机房的1号、2号和3号桩是3盘的挤扩支盘灌注桩，承力盘直径1 400 mm，桩长21.5 m，混凝土强度为C30,设计单桩竖向抗压极限承载力10 000 kN。为了测试桩身的应变，成桩时在两组试桩内部都埋设了应力计。汽机房的3根试桩每根埋设了7组应力计，底部埋有压力盒。应力计、压力盒具体布置情况和土层的大概分布情况见图2。

依据JGJ 106—2003建筑基桩检测规范有关规定，试验中每级加载值为预先估计极限承载力的1/10。第一级按2倍分级荷载进行施加。同时根据《综合试桩大纲》的要求加载次序为：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。

根据规范的要求每级荷载施加后按第5 min，第15 min，第30 min，第45 min，第60 min测读桩顶沉降量，以后每隔30 min读一次。

汽1号试桩在荷载Q≤8 000 kN以前，试桩在各级荷载作用下的沉降变化量相差不大，且桩顶总沉降量也较小。荷载Q=9 000 kN后并维持60 min后，桩身突然出现一声闷响，试桩在荷载作用下的沉降突然增大,至加荷90 min时,桩顶总沉降量达s=91.49 mm，根据终止加荷条件，停止加荷过程。汽1号试桩在最大荷载9 000 kN作用下的桩顶最大沉降量s=91.49 mm。

汽2号试桩在荷载Q≤9 000 kN以前，试桩在各级荷载作用下的沉降变化量相差不大，但桩顶总沉降量较大。荷载Q=10 000 kN后，桩顶沉降量突然增大,速率加快,后维持荷载210 min(此时桩顶沉降量s=94.63 mm)，根据终止加荷条件，停止加荷过程。汽2号试桩在最大荷载10 000 kN作用下的桩顶最大沉降量s=94.63 mm。

汽3号试桩在荷载Q≤8 000 kN以前，试桩在各级荷载作用下的沉降变化量相差不大，且顶总沉量也较小。荷载Q=9 000 kN后，桩顶沉降量突然增大,速率加快,后维持荷载150 min(此时桩顶沉降量s=91.58 mm)，根据终止加荷条件，停止加荷过程。汽3号试桩在最大荷载9 000 kN作用下的桩顶最大沉降量s=91.58 mm。

根据规范判定单桩极限承载力的方法，结合各试桩相应的Q—s曲线及s—lgt曲线得出：

汽1号桩单桩竖向极限抗压承载力Qu=8 000 kN；

汽2号桩单桩竖向极限抗压承载力Qu=7 617 kN；

汽3号桩单桩竖向极限抗压承载力Qu=8 000 kN。

各试桩的桩顶沉降量较大，均出现极限或破坏迹象。

将六根试桩中具有代表性的汽机房3号桩的数据代入式(4)进行分析。

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

(4)

其中，F[i,j]为第i级荷载下第j段桩身分担的荷载，特别地，当第j段桩身包含有承力盘时，即F[i,j]为第i级荷载下该承力盘分担的荷载值，kN；N[i,j+1]为第i级荷载下桩身j+1截面处的轴力值，kN；N[i,j]为第i级荷载下桩身j截面处的轴力值，kN。

qsj=F[i,j]/As

(5)

其中，qsj为该桩段的平均摩阻力，kPa；As为该桩段的侧表面积，m2。

当第j段桩身包含有承力盘时，则桩身支盘处的端阻力为:

qp=F[i,j]/Api

(6)

其中，qp为桩身支盘处端阻力，kPa；Api为扣除主桩桩身截面积的支盘的水平投影面积，m2。

根据式(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)：

结合本次试验的实际情况并出于安全储备的考虑，式(1)的Quk=7 559.20 kN，式(3)的Quk=7 494.311 3 kN与实际测量值更加符合。式(2)的Quk=6 275.66 kN与实际测量值差距较大，其原因应该是试验场地土层分布较为复杂，在地表以下20 m左右的深度中有十几种不同的土层分布，勘测难度较大，数据不易获取，而式(2)正是从土力学角度出发，根据库仑强度理论推导出的承载力估算公式。因此，式(2)计算得出的结果与实际值的偏差较大。

式(1)与式(3)虽与实际试验值都较为接近，但其中也有差别。式(1)中的极限端阻力标准值的修正系数ψpi未有明确的规范，所以在取不同值时，Quk的差别还是比较大的。本文中取得ψpi=0.9是在参考了实际试验值的情况下取得的。式(3)是按照公式要求取值，计算结果较为接近实测值。

比较此三个公式，式(3)是利用经验参数法确定单桩竖向极限承载力标准值的，此公式更适合对本次试验进行理论计算。

4 结语

本文较为完整的描述了测定挤扩支盘桩单桩竖向极限承载力的试验过程，用常用的三个计算抗压承载力公式对部分数据进行了理论计算。对三个计算结果进行了对比、分析并找出了与实测数据出现较大差异的原因。

本次试验属于破坏性试验，部分桩出现了裂缝等破坏现象，故在理论计算时应该有足够的安全储备。考虑到这个因素，即利用经验参数法确定的支盘桩单桩竖向极限承载力公式，更适合用于本次试验的理论计算，由此可推广到该地区的支盘桩的竖向极限承载力的计算。

[1] 梁仁旺，赵书平，樊春义.钻孔挤扩支盘桩技术及工程应用[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] 谷爱民，李 岗，牛敏照.支盘灌注桩单桩承载力试验研究[J].岩土工程技术，2004,18(6)：291-294.

[4] 吴军帅.竖向荷载下支盘桩的荷载传递性状及承载力的确定[J].电力勘测，2001(1)：12-16.

[5] 谷爱民，李 岗，牛敏照.支盘灌注桩单桩承载力试验研究[J].岩土工程技术，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

蔡雨阳(1980- )，男，工程师； 于东波(1992- )，男，在读硕士