白曉宇，張明義，閆楠，匡政，牟洋洋，陳小鈺，

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風(fēng)化巖地基大直徑長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁承載性狀試驗(yàn)研究

白曉宇1, 2，張明義1, 2，閆楠3，匡政1，牟洋洋1，陳小鈺1，

(1. 青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島，266033； 2. 青島理工大學(xué) 藍(lán)色經(jīng)濟(jì)區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心，山東 青島，266033； 3. 青島大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院，山東 青島，266071)

基于風(fēng)化巖基中3根大直徑長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁的單樁豎向抗壓靜載荷試驗(yàn)以及樁身應(yīng)力測(cè)試結(jié)果，探討大直徑嵌巖灌注樁承載機(jī)制與變形特性。研究結(jié)果表明：3根試樁的荷載()?位移(曲線呈緩變?陡降型，樁頂沉降較大，均超過(guò)80 mm，單樁豎向極限承載力均未達(dá)到設(shè)計(jì)要求；樁頂殘余沉降量達(dá)92.0%~95.1%，樁頂回彈率達(dá)4.9%~8.0%，樁的彈性工作性狀不明顯，表現(xiàn)出端承摩擦樁的特性；在本試驗(yàn)條件下，樁側(cè)極限摩阻力與JGJ 94—2008“建筑樁基技術(shù)規(guī)范”推薦值相比，樁側(cè)極限摩阻力在松散的粉細(xì)砂、稍密的中粗砂、可塑—硬塑的黏性土、全風(fēng)化硬巖以及強(qiáng)風(fēng)化硬巖中有所降低，僅在稍密—中密、中密狀態(tài)的中粗砂有所提高，且提高幅度較大，因此，在類似巖土層中要慎用長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁；3根樁的樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)與JGJ 94—2008“建筑樁基技術(shù)規(guī)范”推薦值相比，在嵌巖段降低17.0%~74.0%，在非嵌巖段中，砂土、碎石類土中提高20.0%~126.0%，而在黏性土中降低7.0%~43.0%。

強(qiáng)風(fēng)化花崗片麻巖；長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁；側(cè)摩阻力；樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)；荷載傳遞

大直徑鉆孔灌注樁(直徑≥800 mm)在工程應(yīng)用中表現(xiàn)出承載力高、變形小、應(yīng)用范圍廣等特點(diǎn)[1]。長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁作為其成樁方式之一，在施工過(guò)程中具有小群樁效應(yīng)、無(wú)污染、低噪聲、高工效等優(yōu) 點(diǎn)[2]，但其理論研究成果仍較少，近年來(lái)，其相關(guān)研究主要集中于超長(zhǎng)大直徑壓灌鉆孔灌注樁[3?7]以及在特殊地質(zhì)條件中施工的灌注樁等方面[8?14]，而對(duì)樁端嵌入全風(fēng)化、強(qiáng)風(fēng)化花崗片麻巖的大直徑長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁的承載機(jī)理與荷載傳遞特性研究較少，尤其對(duì)加載到破壞狀態(tài)下的研究更少。為此，本文作者基于3根大直徑長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁的單樁豎向抗壓靜載荷破壞性試驗(yàn)，分析樁身軸力、樁側(cè)摩阻力及等效樁端阻力沿樁長(zhǎng)的變化規(guī)律，揭示嵌入全風(fēng)化花崗片麻巖中長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁的承載特性和荷載傳遞特征。

1 試樁概況

試驗(yàn)場(chǎng)區(qū)位于山東省日照市嵐山某擬建建筑場(chǎng)地內(nèi)，試驗(yàn)樁均為長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁，樁身混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30，試樁的設(shè)置情況如表1所示。樁端均嵌入全風(fēng)化和強(qiáng)風(fēng)化花崗片麻巖，巖基上土層結(jié)構(gòu)相對(duì)簡(jiǎn)單，主要為第四系雜填土、粉質(zhì)黏土和砂土，穩(wěn)定地下水位約為1.6 m。試樁及鉆孔的平面布置如圖1所示，各土層的物理力學(xué)指標(biāo)如表2所示。

表1 試樁參數(shù)

數(shù)據(jù)單位：m

表2 土層物質(zhì)力學(xué)參數(shù)

Table 3 Mechanic parameters of soil

注：為天然密度；為含水量；s為相對(duì)密度；為孔隙比；d為干密度；快剪為內(nèi)摩擦角；q快剪為黏聚力；0.1?0.2為壓縮系數(shù)；S 0.1?0.2為壓縮模量。

2 試驗(yàn)方案

2.1 試驗(yàn)方法

單樁豎向抗壓靜載荷試驗(yàn)采用錨樁反力梁加載裝置，其反力系統(tǒng)應(yīng)具有不低于安全系數(shù)的1.2倍。試驗(yàn)時(shí)以慢速維持荷載法加卸載，并在樁頂對(duì)稱安裝4個(gè)位移傳感器以測(cè)試各級(jí)荷載下的樁頂沉降和殘余沉降。3根試樁分10級(jí)加載，首次加載2級(jí)，卸載時(shí)每級(jí)卸載值為每級(jí)加載值的2倍。

低應(yīng)變檢測(cè)樁身完整性、靜載荷試驗(yàn)均嚴(yán)格按JGJ 106—2014“建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范”[15]相關(guān)規(guī)定執(zhí)行。

2.2 傳感器布置

進(jìn)行樁身應(yīng)力測(cè)試時(shí)，傳感器采用振弦式鋼筋應(yīng)力計(jì)(型號(hào)為JTM?V1000)，應(yīng)力測(cè)量范圍在100 MPa (壓縮)和200 MPa(拉伸)之間。通過(guò)對(duì)焊的形式與鋼筋籠的主筋同軸連接。焊接時(shí)，采取隔熱措施以防損壞傳感器，測(cè)試導(dǎo)線沿樁身整根引出地面，引出后用軟包扎予以保護(hù)，中間不設(shè)接頭，而且在使用過(guò)程中要拽拉導(dǎo)線，以便不影響鋼筋應(yīng)力計(jì)的測(cè)量效果。試樁SZ1，SZ2和SZ3的傳感器均位于樁身2，5，8，11，14，17和19 m處，每個(gè)截面安裝4個(gè)鋼筋應(yīng)力計(jì)，應(yīng)力計(jì)的夾角為90°。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 單樁抗壓靜載荷試驗(yàn)結(jié)果

3根試樁的荷載?位移曲線(即曲線)見圖2。試樁的最大加載量、最大沉降量、殘余率與回彈率見表3。

由圖2可知：大直徑嵌巖長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁(長(zhǎng)徑比/(為樁長(zhǎng)，為樁徑)為28~29，嵌巖深度為(4~5)的曲線呈緩變—陡降型；3根試樁的曲線隨著樁頂荷載的增加，沉降速率逐漸增大。經(jīng)低應(yīng)變檢測(cè)，3根試樁均為I類樁。根據(jù)規(guī)范[15]中單樁豎向抗壓極限承載力確定方法，對(duì)于試樁SZ1，當(dāng)加載至3.00 MN時(shí)，樁頂最大沉降量達(dá)到118.09 mm，曲線發(fā)生明顯陡降，可見單樁豎向抗壓極限承載力為2.40 MN；當(dāng)荷載加載至4.20 MN時(shí)，試樁SZ2的?曲線未發(fā)生明顯陡降，最大沉降量為90.16 mm；當(dāng)荷載加載至3.60 MN時(shí)，沉降不穩(wěn)定，判定單樁豎向抗壓極限承載力為3.30 MN；對(duì)于試樁SZ3，當(dāng)荷載加載至4.50 MN時(shí)，沉降不穩(wěn)定，判定單樁豎向抗壓極限承載力為3.50 MN。綜合以上結(jié)果，3根試樁的承載力和沉降均不滿足設(shè)計(jì)要求，將3根試樁的豎向抗壓極限承載力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)不滿足“極差不超過(guò)其平均值30%”的要求。3根試樁的樁頂沉降較大，均超過(guò)80 mm，且卸載后的樁頂回彈率均較小，回彈曲線接近水平，樁的彈性工作特性較差。

當(dāng)荷載水平較小時(shí)，樁身發(fā)生彈性壓縮，樁頂沉降逐漸增加，樁土之間相對(duì)位移增大，樁側(cè)產(chǎn)生摩阻力足以抵抗上部荷載；荷載繼續(xù)增加，樁側(cè)極限側(cè)摩阻力先于樁端阻力發(fā)揮，最后樁體發(fā)生刺入破壞或整體剪切破壞[16]。

1—SZ1；2—SZ2；3—SZ3。

表3 試樁的承載力和變形

在本試驗(yàn)條件下，大直徑長(zhǎng)螺旋鉆孔嵌巖灌注樁(約28，r為(4~5))的承載性狀和變形特性較差，實(shí)測(cè)單樁極限承載力僅為設(shè)計(jì)承載力的39.3%~57.4%，實(shí)測(cè)最大沉降量超過(guò)80 mm限值的6.1%~47.6%。樁頂殘余沉降率均在92%以上，最大的樁頂殘余沉降率達(dá)95.1%，樁頂回彈率介于4.9%~8.0%之間，樁的彈性工作性狀不明顯。

在樁的長(zhǎng)徑比相同的條件下，當(dāng)嵌巖深度增加28.2%~31.6%時(shí)，單樁極限承載力提高37.5%~45.8%，最大沉降量降低23.7%~28.1%，但樁的回彈率基數(shù)小，受影響較小，樁的彈性工作性能并未得到明顯提高，表明樁側(cè)和樁端巖土層對(duì)樁的約束較弱，嵌巖深度對(duì)樁的承載和變形性能的改善作用顯著。樁身軸力沿樁身分布見圖3。

3.2 樁身軸向應(yīng)力分布規(guī)律

為了解釋本試驗(yàn)條件下該類樁的承載力和抗變形能力未能滿足設(shè)計(jì)要求的原因，在3根試樁樁身預(yù)埋鋼筋應(yīng)力計(jì)測(cè)量樁身應(yīng)力。試驗(yàn)前，對(duì)應(yīng)力計(jì)進(jìn)行檢測(cè)，測(cè)試結(jié)果表明90%的應(yīng)力計(jì)未失效。經(jīng)計(jì)算，得到每級(jí)荷載下每根試樁的樁身軸力z、樁側(cè)平均側(cè)摩阻力s、樁側(cè)總阻力s和樁端阻力p。試驗(yàn)中，每根試樁的側(cè)摩阻力沿樁身的變化規(guī)律如圖4所示。

由圖3可知：3根嵌巖灌注樁樁身軸力沿樁身的分布規(guī)律趨同，均表現(xiàn)為沿樁身自上而下逐漸衰減、自左向右由密變疏。其變化規(guī)律與樁的長(zhǎng)徑比、樁周和樁端土層性質(zhì)、嵌巖深度、成樁方式及成樁質(zhì)量有關(guān)[17?18]。

在樁頂以下約7之內(nèi)，淺部土層中樁身軸力隨著樁頂荷載的增加而均勻增加，衰減曲線呈直線，表明此范圍內(nèi)樁側(cè)土層承擔(dān)的樁頂荷載較小，對(duì)樁的約束作用較弱。

對(duì)于試樁SZ1在(6~13)范圍內(nèi)的中粗砂層，當(dāng)荷載為2.40 MN時(shí)，同一土層埋深范圍內(nèi)的樁身軸力相對(duì)增長(zhǎng)率最大，此時(shí)，樁側(cè)極限摩阻力逐漸發(fā)揮；在極限荷載2.40 MN下，相鄰?fù)翆娱g的樁身軸力的相對(duì)衰減率增大，但沿深度的增長(zhǎng)速率較小，表明較深的同種土層樁側(cè)極限摩阻力發(fā)揮余力較大，但差異較??；在(13~18)范圍內(nèi)，當(dāng)荷載為3.00 MN時(shí)，同一土層埋深范圍內(nèi)的樁身軸力相對(duì)增長(zhǎng)率最大，此時(shí)殘積黏性土的樁側(cè)極限摩阻力表現(xiàn)出弱化現(xiàn)象。

試樁編號(hào)：(a) SZ1；(b) SZ2；(c) SZ3

試樁編號(hào)：(a) SZ1；(b) SZ2；(c) SZ3

對(duì)于試樁SZ2在(6~13)范圍內(nèi)的中粗砂層，當(dāng)極限荷載為3.60 MN時(shí)，在同一土層埋深范圍內(nèi)，隨荷載增加，樁身軸力相對(duì)增長(zhǎng)率達(dá)到最大，說(shuō)明在本級(jí)荷載下，樁側(cè)極限摩阻力逐漸發(fā)揮，但荷載再增加時(shí)，深部土層軟化不明顯，淺部土層側(cè)阻發(fā)揮軟化較快，所需的剪應(yīng)力較?。辉诤奢d超過(guò)3.60 MN后，相鄰砂土層間的樁身軸力相對(duì)衰減率沿深度的變化規(guī)律一致，樁側(cè)極限摩阻力差異較??；在(13~18)范圍內(nèi)，當(dāng)荷載為3.00 MN時(shí)，同一土層埋深范圍內(nèi)的樁身軸力相對(duì)增長(zhǎng)率達(dá)到最大，在荷載達(dá)到3.30 MN時(shí)，殘積黏性土的樁側(cè)極限摩阻力發(fā)揮，發(fā)揮相對(duì)較早；當(dāng)荷載再增加時(shí)，土層摩阻力持效時(shí)間較長(zhǎng)，強(qiáng)度弱化程度較低。

對(duì)于試樁SZ3在(6~13)范圍內(nèi)的中粗砂層，當(dāng)荷載加載至3.50 MN時(shí)，淺部中粗砂層的樁身軸力相對(duì)增長(zhǎng)率最大，而較深的砂層所需的荷載為4.50 MN，表明當(dāng)荷載為4.00 MN時(shí)，樁側(cè)極限摩阻力逐漸發(fā)揮，之后該范圍內(nèi)的樁側(cè)摩阻力出現(xiàn)軟化現(xiàn)象；在(13~18)范圍內(nèi)，同一土層埋深范圍內(nèi)的樁身軸力相對(duì)增長(zhǎng)率在4.50 MN時(shí)達(dá)到最大，此深度范圍內(nèi)的殘積黏性土層的樁側(cè)極限摩阻力在4.00 MN時(shí)發(fā)揮，荷載再增加土層樁側(cè)摩阻力出現(xiàn)弱化現(xiàn)象。綜上所述，當(dāng)界面剪應(yīng)力超過(guò)極限摩阻力時(shí)，中粗砂與黏性土、砂土相比，摩阻力弱化效應(yīng)較不明顯。

當(dāng)荷載達(dá)到3.00 MN時(shí)，在全風(fēng)化巖段，SZ1樁身軸力隨荷載增加，其增長(zhǎng)率達(dá)到最大，此時(shí)，樁側(cè)極限摩阻力發(fā)揮但有限，與上部殘積黏性土層極限摩阻力相當(dāng)；在強(qiáng)風(fēng)化巖段，樁身軸力基本不變且較小，當(dāng)荷載達(dá)到3.00 MN時(shí)，相比于上部巖層，其他荷載作用下的樁身軸力沿深度的衰減速率突增，變化明顯，此時(shí)，此段及其以上巖土層樁側(cè)極限摩阻力發(fā)揮，樁土相對(duì)位移較大，樁端發(fā)生刺入破壞。

同樣，當(dāng)樁頂荷載為3.00 MN時(shí)，SZ2樁身軸力在全風(fēng)化巖中隨荷載增加，其增長(zhǎng)率達(dá)到最大，此時(shí)，非嵌巖段樁側(cè)摩阻力發(fā)揮，開始荷載主要由嵌巖段承擔(dān)；當(dāng)荷載增加到4.50 MN時(shí)，樁身軸力增長(zhǎng)率達(dá)到最大，此時(shí)，樁側(cè)極限摩阻力發(fā)揮，樁身承擔(dān)荷載增加；當(dāng)荷載為3.90 MN時(shí)，強(qiáng)風(fēng)化巖段樁身軸力隨荷載增加，相對(duì)增長(zhǎng)率達(dá)到最大，此時(shí)樁身軸力相對(duì)衰減率降低，樁側(cè)摩阻力減小，極限摩阻力即將發(fā)揮失效；當(dāng)荷載達(dá)到1.50 MN時(shí)，相對(duì)于上部巖層的樁身軸力衰減速率降低，降幅較大，表明該段樁側(cè)摩阻力發(fā)揮有限，樁端發(fā)生刺入破壞。

當(dāng)樁頂荷載達(dá)到4.50 MN時(shí)，試樁SZ3在全風(fēng)化巖中樁身軸力隨荷載增加，相對(duì)增長(zhǎng)率達(dá)到最大，在4.00 MN時(shí)，上部土層樁側(cè)極限摩阻力發(fā)揮，此時(shí)，荷載由嵌巖段承擔(dān)，樁身軸力相對(duì)衰減速率增大，在4.50 MN時(shí)樁土相對(duì)位移增長(zhǎng)明顯，極限摩阻力發(fā)揮；當(dāng)荷載達(dá)到4.00 MN時(shí)，強(qiáng)風(fēng)化巖段樁身軸力開始明顯增加，并在4.50 MN時(shí)達(dá)到最大，其以上巖土層樁側(cè)極限摩阻力發(fā)揮，在4.50 MN時(shí)樁土相對(duì)位移較大，且在荷載作用下沉降未達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，該段樁側(cè)極限摩阻力發(fā)揮，樁端發(fā)生刺入破壞。

3.3 樁側(cè)摩阻力沿樁身分布規(guī)律

每根試樁樁側(cè)平均側(cè)摩阻力沿樁身變化規(guī)律見圖4，每根試樁的樁側(cè)和樁端荷載分擔(dān)比變化情況見 圖5。

從圖5可見：7之內(nèi)的土層樁側(cè)極限摩阻力發(fā)揮有限，占總側(cè)摩阻力的比例較小。究其原因，淺層土體密實(shí)度較低；樁身中部中粗砂層摩阻力較大，占總側(cè)摩阻力的比例較高，前期承擔(dān)了主要的荷載，樁端以上7之內(nèi)的巖土層樁極限側(cè)摩阻力較小，發(fā)揮的余力不足；在破壞荷載下發(fā)揮作用較大，每根試樁非嵌巖段樁側(cè)摩阻力隨著樁頂荷載的增加而增加，極限摩阻力發(fā)揮后發(fā)生側(cè)阻軟化現(xiàn)象。在本試驗(yàn)條件下，長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁(嵌巖深度為4)嵌巖段樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮呈上大下小的模式，樁端發(fā)生刺入破壞。究其原因，可能是孔壁質(zhì)量及水的弱化作用削弱了嵌巖段樁側(cè)摩阻力。

實(shí)測(cè)樁側(cè)極限摩阻力、大直徑樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)與規(guī)范值統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表4。由表4可知：對(duì)于長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁，71.4%的巖土層的實(shí)測(cè)樁側(cè)極限摩阻力與規(guī)范值相比均偏小，在松散的粉細(xì)砂層中，降低27.0%~59.0%；在稍密的中粗砂中，降低16.0%~ 51.0%；在可塑?硬塑的黏性土中，降低7.0%~39.0%；在全風(fēng)化硬質(zhì)巖中，降低35.0%~53.0%；在強(qiáng)風(fēng)化硬質(zhì)巖中，降低33.0%~74.0%。而僅在⑤中粗砂和⑥-2中粗砂中，實(shí)測(cè)值大于規(guī)范值，在稍密—中密的中粗砂中，提高21.0%~126.0%；在中密的中粗砂中，提高26.0%~66.0%。其原因可能是所采用的長(zhǎng)螺旋鉆孔成樁方式為非擠土成樁方式，在嵌巖段，由于地下水對(duì)原巖結(jié)構(gòu)的弱化作用和泥膜的存在增加了接觸面光滑度，而僅中密的⑤中粗砂和⑥-2中粗砂對(duì)樁的約束作用較大，可提供較大的樁側(cè)摩阻力。樁徑為0.8 m的灌注樁的樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)在砂土、碎石類土中提高20.0%~126.0%，在硬質(zhì)巖中降低17.0%~74.0%，在黏性土中降低7.0%~43.0%。

(a) SZ1；(b) SZ2；(c) SZ3

表4 不同土層的樁側(cè)極限摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值、樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)與相應(yīng)的規(guī)范值

由圖5可知：3根試樁均表現(xiàn)為摩擦型樁的特性，樁側(cè)和樁端共同承受上部荷載。試樁SZ1的樁端阻力幾乎為0 MN；對(duì)于試樁SZ2，隨著樁頂荷載的增加，樁端阻力逐漸增大，在達(dá)到最大加載量時(shí)，嵌巖段樁側(cè)極限摩阻力和樁端極限阻力共同發(fā)揮。試樁SZ3隨樁頂荷載水平的增加，前期主要由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)樁頂荷載，后期部分巖土層的樁側(cè)摩阻力軟化較嚴(yán)重，樁端分擔(dān)的荷載逐漸增加，樁端壓縮量增大。

試樁SZ1，SZ2和SZ3在樁頂荷載作用下，樁側(cè)與等效樁端荷載分擔(dān)比及嵌巖段樁側(cè)極限摩阻力占總極限側(cè)摩阻力的比例如表5所示。比較試樁SZ2與SZ3發(fā)現(xiàn)：對(duì)于大直徑長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁(約為28，嵌巖深度為(4~5))，當(dāng)長(zhǎng)徑比和嵌巖深度較小時(shí)，樁端的荷載分擔(dān)比較小，而樁側(cè)的荷載分擔(dān)比較大，表明在一定長(zhǎng)徑比和嵌巖深度范圍內(nèi)，隨著長(zhǎng)徑比增加，樁側(cè)分擔(dān)的荷載越多；隨著嵌巖深度增加，樁端分擔(dān)的荷載越大。比較SZ1，SZ2和SZ3這3根試樁發(fā)現(xiàn)：當(dāng)樁的長(zhǎng)徑比基本相同時(shí)，嵌巖深度越小，嵌巖段樁側(cè)摩阻力占總側(cè)摩阻力的比例越高，表明嵌巖段樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮存在1個(gè)臨界深度，這與趙明華等[19?21]的研究結(jié)果一致。

表5 不同長(zhǎng)徑比和嵌巖深度下樁側(cè)和樁端荷載分擔(dān)比

注：/為長(zhǎng)徑比；r為嵌巖深度；rs為嵌巖段側(cè)摩阻力；s為總側(cè)摩阻力。

圖4和圖5表明：試樁SZ1，SZ2和SZ3均表現(xiàn)出承載力低、彈性弱，3根試樁均表現(xiàn)出端承摩擦樁的性狀。

在整個(gè)加載過(guò)程中，試樁SZ1在不同土層的樁側(cè)摩阻力均較小，且隨著荷載增加，部分土層的樁側(cè)摩阻力降低，在達(dá)到最大加載量時(shí)，嵌巖段側(cè)摩阻力發(fā)揮潛力有限，而樁端持力層壓縮模量較小，樁端阻力幾乎為0 MN，樁端變形增加。

試樁SZ2的部分土層樁側(cè)極限摩阻力較大，發(fā)生破壞前，樁頂沉降變化較緩；隨著樁頂荷載增加，樁端承擔(dān)的荷載逐漸增大；當(dāng)荷載增加到最大加載量時(shí)，嵌巖段樁側(cè)極限摩阻力發(fā)揮到極限狀態(tài)，而樁端強(qiáng)度較低，最后發(fā)生刺入破壞。

試樁SZ3部分土層的樁側(cè)摩阻力較大。當(dāng)荷載水平較低時(shí)，樁頂荷載主要由側(cè)摩阻力承擔(dān)；當(dāng)荷載超過(guò)3 500 kN后，非嵌巖段樁側(cè)摩阻力發(fā)生軟化現(xiàn)象，嵌巖段樁側(cè)極限摩阻力開始發(fā)揮并達(dá)到峰值，樁端土層強(qiáng)度較低，發(fā)生刺入破壞。

從上可見：SZ1，SZ2和SZ3這3根樁的樁頂沉降主要來(lái)自于樁端沉降；試樁SZ2和SZ3樁端持力層在成樁過(guò)程中浸水而導(dǎo)致其強(qiáng)度降低，SZ1樁端存在較厚的沉渣，樁側(cè)摩阻力因成樁方法的影響而使徑向應(yīng)力釋放，導(dǎo)致其發(fā)揮有限。綜上所述，在本試驗(yàn)條件下，樁側(cè)為一般黏性土，在樁端為砂土狀的全風(fēng)化和碎石樁的強(qiáng)風(fēng)化花崗片麻巖中，不能高估樁側(cè)土層的摩阻力，而且應(yīng)慎重采用長(zhǎng)螺旋鉆孔的成樁方式，要充分驗(yàn)證其適用性。

4 結(jié)論

1) 在豎向荷載作用下，SZ1，SZ2和SZ3這3根試樁的?曲線呈緩變?陡降型，樁頂沉降較大，均超過(guò)80 mm，豎向極限承載力均不滿足設(shè)計(jì)要求；樁頂殘余沉降率均在92%以上，最大的樁頂殘余沉降率達(dá)95.1%，樁頂回彈率為4.9%~8.0%，樁的彈性工作性狀不明顯。

2) 根據(jù)荷載分擔(dān)情況，3根試樁表現(xiàn)出端承摩擦樁的特性，樁端阻力介于0.8%~37.2%之間，與?曲線的判定結(jié)果一致。嵌巖段樁側(cè)摩阻力占總極限側(cè)摩阻力的比例為26.4%~34.1%，且嵌巖深度越小，嵌巖段樁側(cè)摩阻力占總側(cè)摩阻力的比例越高。

3) 樁身軸力和樁側(cè)摩阻力自樁頂?shù)綐抖酥鸩桨l(fā)揮。在本試驗(yàn)條件下，樁側(cè)極限摩阻力與JGJ 94—2008“建筑樁基技術(shù)規(guī)范”推薦值相比，在松散的粉細(xì)砂層中降低27.0%~59.0%，在稍密的中粗砂中降低16%.0~51.0%，在可塑—硬塑的黏性土中降低7.0%~39%，在全風(fēng)化硬質(zhì)巖中降低35.0%~53.0%，在強(qiáng)風(fēng)化硬質(zhì)巖中降低33%~74%；僅在稍密—中密的中粗砂中提高21.0%~126.0%，在中密的中粗砂中提高26.0%~66.0%。因此，在本試驗(yàn)土層或類似巖土層中，要慎重采用長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁，要充分驗(yàn)證其適用性。

4) 大直徑灌注樁樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)在非嵌巖段的砂土、碎石類土中提高20%~126%，在黏性土中降低7%~43%，而在嵌巖段降低24%~67%。

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Experimental study on bearing capacity of large diameter long auger bored pile in weathered rock foundation

BAI Xiaoyu1, 2, ZHANG Mingyi1, 2, YAN Nan3, KUANG Zheng1, MU Yangyang1, CHEN Xiaoyu1

(1. School of Civil Engineering, Qingdao University of Technology, Qingdao 266033, China; 2. Collaborative Innovation Center of Engineering Construction and Safety in Shandong Blue Economic Zone, Qingdao University of Technology, Qingdao 266033, China; 3. College of Environmental Science and Engineering, Qingdao University, Qingdao 266071, China)

Based on results of the vertical compressive static load test conducted on three large-diameter long auger bored piles socket into weathered rock, the bearing capacity and deformation characteristics were studied. The results show that the load?displacement(?) curves of the three test piles initially change slowly and then decrease steeply. The settlement of the pile top is larger than 80 mm and the vertical ultimate bearing capacity of single pile cannot meet the design requirements. The residual settlement of the pile top reaches 92.0%?95.1%, with the rebound rate being between 4.9% and 8.0%, and the elastic working behavior of the piles is not obvious, showing the characteristics of the end bearing frictional pile. Under the test conditions, the ultimate friction resistance of the test pile reduces compared with the value recommended by JGJ 94—2008 “Technical code for building pile foundation” in the loose silty-fine sand, the slightly dense medium-coarse sand, the hard plastic clay, the whole weathered hard rock and the strong weathered hard rock, while increases greatly in the slightly dense-dense coarse sand and the coarse sand. Therefore, the long auger bored pile should be carefully used in the rock and soil layers. Compared with the recommended value in JGJ 94—2008 “Technical code for building pile foundation”, the pile side size effect coefficient of three piles reduces by 17.0%?74.0% in the embedded rock section. In the non-embedded section, sand and gravel soil increase by 20.0%?126.0%, while in clay decrease by 7.0%?43.0%.

strong weathered granite gneiss; long auger bored pile; side friction; size effect coefficient of pile side; load transfer

10.11817/j.issn.1672?7207.2018.12.023

TU473

A

1672?7207(2018)12?3087?08

2018?01?10；

2018?03?12

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51708316，51778312，51809146)；山東省重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2017GSF16107，2018GSF117008)；山東省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(ZR2016EEQ08，ZR2017PEE006)；山東省高等學(xué)?？萍加?jì)劃項(xiàng)目(J16LG02)；青島市應(yīng)用基礎(chǔ)研究計(jì)劃項(xiàng)目(16-5-1-39-jch)(Projects(51708316, 51778312, 51809146) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2017GSF16107, 2018GSF117008) supported by Key Research and Development Program of Shandong Province; Projects(ZR2016EEQ08, ZR2017PEE006) supported by the Natural Science Foundation of Shandong Province; Project(J16LG02) supported by Higher Educational Science and Technology Program of Shandong Province; Project(16-5-1-39-jch) supported by Applied Basic Research Programs of Qingdao)

白曉宇，博士，副教授，從事地基基礎(chǔ)與城市地下工程研究；E-mail：baixiaoyu538@163.com

(編輯 陳燦華)