孟 振，陳錦劍，王建華，尹振宇

（上海交通大學(xué) 土木工程系，上海 200240）

1 引 言

灌注螺紋樁是一種變截面樁，由長(zhǎng)螺旋鉆孔灌注樁改進(jìn)而來(lái)。因其能有效控制沉降量，抗拔、抗側(cè)能力強(qiáng)，造價(jià)低且環(huán)保，在工程中得到了較多的應(yīng)用，并引起了諸多學(xué)者的研究。吳敏等[1]對(duì)螺紋樁的承載機(jī)制進(jìn)行了初步探討，比較了螺紋樁與傳統(tǒng)的直壁灌注樁豎向承載力的基本特性，并根據(jù)試驗(yàn)及理論分析，探討了螺紋樁設(shè)計(jì)計(jì)算方法。李紅文等[2]從不同角度對(duì)螺紋樁的承載力設(shè)計(jì)計(jì)算方法進(jìn)行了初步探討，對(duì)施工常見(jiàn)的問(wèn)題提出了處理對(duì)策，并將其應(yīng)用到了具體項(xiàng)目。胡煥校等[3]根據(jù)根全螺旋灌注樁的實(shí)測(cè)樁頂載荷-樁頂沉降曲線，用雙曲線法預(yù)測(cè)了全螺旋灌注樁的極限承載力。孫文懷等[4]分析了螺紋樁的受力機(jī)制，探討螺紋樁單樁承載力的確定方法，指出螺紋樁單樁承載力高、節(jié)約材料顯著，在軟弱地層中的應(yīng)用優(yōu)勢(shì)顯著，并通過(guò)實(shí)際工程給予具體說(shuō)明。陳樂(lè)求[5]進(jìn)行模型實(shí)驗(yàn)，分析了螺紋樁的豎向承載特性。李成巍等[6]通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)和數(shù)值分析，研究了灌注螺紋樁的豎向承載機(jī)制，并提出了螺紋樁承載力計(jì)算公式。

目前利用室內(nèi)模型試驗(yàn)揭示螺紋樁承載機(jī)制方面的研究很少，文獻(xiàn)[5－6]的試驗(yàn)研究對(duì)象也僅僅是螺紋樁與直樁的直觀比對(duì)，并未討論螺紋樁樁身參數(shù)的影響。本次在文獻(xiàn)[6]的研究基礎(chǔ)上展開(kāi)更深入的模型試驗(yàn)，重點(diǎn)分析螺距這一樁身重要參數(shù)對(duì)螺紋樁承載性能的影響，測(cè)試單樁極限承載力及荷載的傳遞，并且將螺紋樁與傳統(tǒng)的等直徑直樁進(jìn)行對(duì)比，說(shuō)明螺紋樁承載能力的優(yōu)勢(shì)。

2 研究方法

模型樁樁身材料選用聚氯乙烯塑料。該材料能在加載試驗(yàn)過(guò)程中產(chǎn)生適量的應(yīng)變而滿足應(yīng)變片測(cè)試誤差的控制要求。為了合理地模擬實(shí)際工程樁，本次試驗(yàn)的2根螺紋模型樁的樁長(zhǎng)1 m，外徑為90 mm，內(nèi)徑為60 mm。2根直樁的樁長(zhǎng)1 m，直徑分別為90 mm和60 mm，模型樁的外形參數(shù)見(jiàn)表1。在模型樁的空腔內(nèi)部?jī)蓚?cè)對(duì)稱粘貼應(yīng)變片，模型樁的兩端空出40 mm，中間部分等間距（184 mm）布設(shè)6片應(yīng)變片，以測(cè)出加載過(guò)程中模型樁沿樁身的應(yīng)變值。

表1 模型樁的外形參數(shù)表Table1 Shape parameters of model piles

靜載試驗(yàn)采用杠桿加載法，將型鋼梁一端鉸接固定于支架上，中部通過(guò)壓力傳感器和加載連接裝置放置在樁頂，型鋼梁另一端通過(guò)砝碼加載。試驗(yàn)在1.5 m×1.2 m×1.2 m的鋼制模型箱內(nèi)進(jìn)行。為了盡量減小相鄰樁之間擠土效應(yīng)和模型箱邊界效應(yīng)的影響，4根模型樁的中心間距為0.4 m，到模型箱壁的距離均大于0.4 m，超過(guò)4倍樁徑。

模型樁的埋設(shè)過(guò)程：首先，在試驗(yàn)箱的內(nèi)壁每隔20 cm標(biāo)示刻度，控制樁周土分成鋪設(shè)時(shí)每層土的厚度。然后，在底部放入20 cm厚的泡沫板，將模型樁放在泡沫板上并進(jìn)行定位，用重錘糾正其垂直度，之后開(kāi)始在樁周覆土。每填入20 cm厚度的砂之后在不同位置放入2個(gè)直徑為7 cm、高3.5 cm的鋁盒，用來(lái)取樣測(cè)定樁周土的密度和含水率。用輕便的夯錘對(duì)砂土進(jìn)行一定程度上的夯實(shí)，并用重錘校正模型樁的垂直度。之后，再進(jìn)行下一層砂土的鋪設(shè)。砂土的松密通過(guò)夯錘的夯實(shí)力度和夯實(shí)次數(shù)來(lái)控制。模型樁埋設(shè)完畢之后放置2 d，待土體變形穩(wěn)定后進(jìn)行加載試驗(yàn)。本次前后共進(jìn)行了兩次試驗(yàn)，第一次試驗(yàn)的樁周土相對(duì)密實(shí)一些，第二次試驗(yàn)的樁周土相對(duì)松散。

3 加載試驗(yàn)過(guò)程

圖1為整套加載設(shè)備的照片。加載裝置為型鋼梁-砝碼聯(lián)合加載裝置，在加載梁一端分級(jí)放置砝碼并記錄樁身應(yīng)變、樁頂荷載和沉降。加載前需要對(duì)模型樁的極限承載力進(jìn)行預(yù)估，來(lái)擬定每級(jí)荷載的加載增量。在每級(jí)荷載作用下的模型樁沉降穩(wěn)定之后再施加下一級(jí)荷載。考慮模型試驗(yàn)的尺寸效應(yīng)和相關(guān)研究[5]，采用小于0.01 mm/4 min作為沉降穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)，當(dāng)某級(jí)荷載作用下的樁頂沉降量為前一級(jí)荷載樁頂沉降量的5倍時(shí)即認(rèn)為已破壞，停止加載。

圖1 加載設(shè)備Fig.1 Pictures of the whole loading equipments

試驗(yàn)結(jié)束后，將埋設(shè)在模型箱里的鋁盒挖出，利用所得土樣進(jìn)行試驗(yàn)，測(cè)定樁周砂土的密度及含水率。樁周砂土的含水率隨深度幾乎沒(méi)有變化，平均含水率為1.2%，基本為干砂。圖2為兩次試驗(yàn)樁周砂土的密度隨深度的變化曲線。通過(guò)顆粒級(jí)分試驗(yàn)得到樁周砂土顆粒級(jí)配曲線，如圖3所示。

對(duì)模型試驗(yàn)的砂土取樣進(jìn)行一維壓縮試驗(yàn)和常規(guī)三軸試驗(yàn)，測(cè)定樁周砂土回彈指數(shù)為0.002，壓縮指數(shù)為0.019，內(nèi)摩擦角為34.6°。

圖2 樁周砂土的密度與深度變化曲線Fig.2 Density-depth curves of sand

圖3 樁周砂土顆粒級(jí)配曲線Fig.3 Grading curve of size distribution of sand

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 荷載-沉降曲線的分析

圖4為兩次靜載荷試驗(yàn)得到的樁頂荷載與樁頂沉降曲線。達(dá)到極限承載力時(shí)，各模型樁均發(fā)生明顯的刺入破壞，荷載沉降曲線的拐點(diǎn)非常明顯。由圖4(a)可見(jiàn)，第一次試驗(yàn)中直徑60 mm和90 mm直樁的極限承載力分別為0.46 kN和1.07 kN；螺距為 60 mm和 90 mm螺紋樁的極限承載力分別為0.193 kN和1.986 kN。2根螺紋樁的極限承載力約為相同內(nèi)徑直樁的 4倍，或相同外徑直樁的 2倍。比較兩根螺紋樁的極限承載力相差不多，但螺距 60 mm螺紋樁在極限承載力下的樁頂沉降量較小。由圖 4(b)可見(jiàn)，第二次試驗(yàn)中直徑為 60 mm和 90 mm直樁的極限承載力分別為 0.33 kN和0.77 kN；螺距90 mm和60 mm螺紋樁的極限承載力分別為0.93 kN和0.114 kN。螺紋樁的極限承載力為相同 內(nèi)徑直樁的 2.82～3.45倍，或?yàn)橄嗤鈴街睒兜?.21～1.48倍。螺距60 mm螺紋樁的極限承載力較大，且在極限承載力下的沉降量明顯小于螺距90 mm的螺紋樁。

綜上可知，相同條件下的螺紋樁極限承載力遠(yuǎn)大于直樁。在一定范圍內(nèi)，螺紋樁的極限承載和控制沉降的能力隨著螺距減小逐漸增強(qiáng)。比較兩次試驗(yàn)結(jié)果，當(dāng)樁周土的密實(shí)度增大時(shí)，螺紋樁極限承載力增大的幅度要比直樁大得多。

4.2 樁身軸力的分析

對(duì)第一次靜載荷試驗(yàn)中的模型樁進(jìn)行軸力分析，各模型樁樁身軸力分布如圖 5、6所示。圖 5表明，直樁樁身軸力隨著深度的增加逐漸減小，荷載均勻的傳遞到土體中。樁底阻力隨樁頂荷載增加而不斷增大，即加載過(guò)程中直樁的樁側(cè)摩阻力很快達(dá)到極限值，后期荷載主要由樁端分擔(dān)。

圖4 兩次試驗(yàn)各模型樁荷載-沉降曲線Fig.4 Load-settlement curves of model piles of the two tests

圖5 直樁樁身軸力分布圖Fig.5 Axial force curves of straight piles

圖6表明，螺紋樁軸力隨著深度逐漸減小。隨著樁頂荷載的增大，軸力向樁身底部傳遞，樁身中下部軸力的衰減明顯要比上部快。加載過(guò)程中螺紋樁樁底阻力增長(zhǎng)幅度很小，螺紋樁的樁頂荷載主要由樁側(cè)土體分擔(dān)；螺距60 mm螺紋樁的樁底阻力較小，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮更為充分。

圖6 螺紋樁樁身軸力分布圖Fig.6 Axial force curves of screw piles

4.3 樁側(cè)摩阻力的分析

根據(jù)圖6中的軸力測(cè)試結(jié)果，對(duì)不同模型樁的樁側(cè)摩阻力進(jìn)行比較分析?？紤]樁頂荷載和樁端阻力的影響，取樁身-0.2～-0.8 m區(qū)間的軸力來(lái)計(jì)算各段樁側(cè)阻力，分別稱為上半段、中間段和下半段阻力。由于螺紋樁的樁側(cè)與土體的相互作用相對(duì)直樁要復(fù)雜很多，為了與直樁樁側(cè)摩阻力進(jìn)行對(duì)比，采用“等效樁側(cè)摩阻力”來(lái)計(jì)算螺紋樁樁側(cè)阻力。螺紋樁某一樁段的等效樁側(cè)摩阻力等于該樁段上下兩個(gè)截面的軸力差除以由螺紋樁外徑計(jì)算的圓柱體側(cè)表面積。

圖7為不同直樁的樁側(cè)摩阻力-樁頂沉降關(guān)系曲線。由圖可見(jiàn)，直徑60 mm直樁的下半樁段的極限摩阻力最大，大約3.0 kPa；中間樁段次之，大約2.5 kPa；上半樁段最小，大約1.2 kPa。整個(gè)樁身段的摩阻力自上到下逐漸增大。當(dāng)樁頂沉降達(dá)到2.6 mm時(shí)，各個(gè)樁段均達(dá)到極限狀態(tài)。直徑90 mm直樁的上半樁段極限摩阻力最大，大約3.0 kPa；下半樁段次之，大約為1.5 kPa；中間樁段最小，大約為1.0 kPa。整個(gè)樁身段的摩阻力呈現(xiàn)中間小兩端大的趨勢(shì)。當(dāng)樁頂沉降達(dá)到2.8 mm時(shí)各個(gè)樁段均已經(jīng)達(dá)到極限摩阻力。

圖7 直樁的樁側(cè)摩阻力與沉降關(guān)系曲線Fig.7 Skin friction-settlement relation curves of straight piles

圖8(a)為螺距 90 mm 螺紋樁的等效樁側(cè)摩阻力與沉降關(guān)系曲線。由圖可見(jiàn)，該螺紋樁的中間段的極限摩阻力最大，大約為10.5 kPa；下半段次之，大約為5.6 kPa，上半段最小，大約為2.2 kPa。整個(gè)樁身段呈現(xiàn)兩端小中間大的趨勢(shì)，當(dāng)各個(gè)樁段達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，樁頂沉降達(dá) 8.4 mm。圖 8(b)為螺距60 mm螺紋樁等效樁側(cè)摩阻力與沉降關(guān)系曲線。由圖可見(jiàn)，該螺紋樁的下半段的極限摩阻力最大，大約為13 kPa；中間樁段和下半樁段相差不大，大約為 8 kPa。各個(gè)樁段達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)樁頂沉降達(dá)7.2 mm。

圖7、8表明，螺紋樁的樁側(cè)極限摩阻力大約是與直樁樁側(cè)極限摩阻力的3.5～4.3倍。螺距 90 mm螺紋樁的等效樁側(cè)摩阻力比螺距60 mm螺紋樁小，當(dāng)兩者達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，螺距90 mm螺紋樁的樁頂沉降要比螺距 60 mm螺紋樁大，說(shuō)明在一定范圍內(nèi)，隨著螺距的減小，螺紋樁的樁側(cè)極限摩阻力以及控制沉降的能力逐漸增強(qiáng)。

圖8 螺紋樁的等效樁側(cè)摩阻力與樁頂沉降關(guān)系曲線Fig.8 Skin friction-settlement relation curves of screw piles

極限荷載下的模型樁荷載傳遞分析見(jiàn)表 2。由表可見(jiàn)，在極限荷載下2根直壁樁的平均側(cè)阻力相差不多，但它們比螺紋樁的平均側(cè)阻力小很多；小螺距螺紋樁的平均側(cè)阻力較大。

表2 極限荷載下的模型樁荷載傳遞分析Table2 Composition of piles resistance

5 結(jié) 語(yǔ)

采用室內(nèi)模型試驗(yàn)，對(duì)螺紋樁的承載力特性進(jìn)行研究，對(duì)比分析了螺紋樁與直樁承載特性的不同以及螺距對(duì)螺紋樁承載力的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明，兩根螺紋樁的極限承載力，約是與它內(nèi)徑相同直樁極限承載能力的3～4倍，約是與它外徑相同直樁極限承載能力1～2倍。當(dāng)樁周土密實(shí)度的增大時(shí)，同一根螺紋樁極限承載力增大的幅度要比直樁大得多。在一定范圍內(nèi)隨著螺距的減小，螺紋樁的極限承載能力、樁側(cè)極限摩阻力以及控制沉降的能力逐漸增強(qiáng)。

[1]吳敏,李波揚(yáng). 全螺旋灌注樁-螺紋樁豎向承載力初探[J]. 武漢大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版),2002,35(5): 109－112.WU Min,LI Bo-yang. Primary discussion on vertical load bearing capacity of screwed filling piles[J]. Engineering Journal of Wuhan University,2002,35(5): 109－112.

[2]李紅文,李雪梅,鄭俊杰. 螺紋樁的設(shè)計(jì)及應(yīng)用[J]. 土工基礎(chǔ),2006,20(2) : 82－85.LI Hong-wen,LI Xue-mei,ZHENG Jun-jie. The design and application of screw pile[J]. Soil Engineering and Foundation,2006,20(2): 82－85.

[3]胡煥校,劉靜,祝世平. 全螺旋灌注樁單樁極限承載力的預(yù)測(cè)[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2007,38(6):1239－1244.HU Huan-xiao,LIU Jing,ZHU Shi-ping. Prediction of single ultimate bearing capacity of screwed casting pile[J].Journal of Central South University(Science and Technology),2007,38(6): 1239－1244.

[4]孫文懷,張?jiān)?魏厚峰. 螺紋樁在軟弱地層中的應(yīng)用[J]. 華北水利水電學(xué)院學(xué)報(bào),2009,30(3): 74－76.SUN Wen-huai,ZHANG Yuan-dong,WEI Hou-feng.Application of screw pile in weak strata[J]. Journal of North China Institute of Water Conservancy and Hydroelectric Power,2009,30(3): 74－76.

[5]陳樂(lè)求. 豎向荷載下螺紋樁的承載機(jī)理及室內(nèi)模型試驗(yàn)研究[碩士學(xué)位論文D]. 長(zhǎng)沙: 中南大學(xué),2006.

[6]李成巍,陳錦劍,吳瓊,等. 灌注螺紋樁承載機(jī)理與計(jì)算方法[J]. 上海交通大學(xué)學(xué)報(bào),2010,44(6): 726－730.LI Cheng-wei,CHEN Jin-jian,WU Qiong,et al. Bearing mechanism and calculation method of screw pile[J].Journal of Shanghai Jiaotong University,2010,44(6):726－730.