雷　勇，尹君凡，陳秋南

(湖南科技大學(xué)　巖土工程穩(wěn)定控制與健康監(jiān)測湖南省重點實驗室，湖南　湘潭　411201)

?

基樁嵌巖段承載特性試驗研究

雷勇，尹君凡，陳秋南

(湖南科技大學(xué)巖土工程穩(wěn)定控制與健康監(jiān)測湖南省重點實驗室，湖南湘潭411201)

根據(jù)滑移剪脹機理，建立了滑動剪脹階段和剪切滑移階段側(cè)摩阻力的表達式，求得了滑動剪脹階段的嵌巖段摩阻力及樁身軸力的解析式?；谒@得的解答，分析了嵌巖段摩阻力及軸力隨深度變化的分布規(guī)律，并對樁端荷載分擔(dān)比進行了研究。研究表明：嵌巖比l/d與綜合影響系數(shù)λ對樁端荷載分擔(dān)比Pb/Pd影響較大，在不同的λ下，隨著嵌巖比l/d的增加，樁端荷載分擔(dān)比Pb/Pd均不同程度地減小，隨著l/d增大到一定值時，Pb/Pd接近于0；現(xiàn)場大直徑嵌巖樁靜載試驗結(jié)果表明，正常工作狀態(tài)下嵌巖樁具有摩擦樁的性質(zhì)，樁側(cè)土阻力和嵌巖段摩阻力分擔(dān)荷載的比例較高，樁端阻力所占比例不大，在全加載過程中變化也不顯著。最后結(jié)合理論公式反算得到計算參數(shù)，理論計算結(jié)果與實測數(shù)據(jù)吻合良好。

橋梁工程；嵌巖段；試驗研究；承載特性；荷載分擔(dān)比

0　引言

大直徑灌注樁由于具有承載力高、沉降小、抗震性能好等優(yōu)點，廣泛用于建筑、橋梁工程中。隨著其快速發(fā)展，諸多學(xué)者及工程師認識到樁-巖結(jié)構(gòu)面特征對基樁嵌巖段的承載特性有較大影響。早在1981年，Williams[1]就發(fā)現(xiàn)樁頂Q-s曲線的變化主要受樁-巖結(jié)構(gòu)面粗糙程度的影響；Chiu等[2]考慮孔壁粗糙程度的影響，提出樁-巖結(jié)構(gòu)面的剪切機制；洪南福等[3]通過工程試驗提出了嵌巖凹凸段與樁周巖體“咬合作用”的概念。Seidel等[4]采用SRC方法確定了孔壁粗糙度并建立粗糙程度與嵌巖樁承載特性之間的關(guān)系。張建新等[5]利用粗糙度因子來描述孔壁的粗糙程度并建立起孔壁粗糙度與樁側(cè)阻力之間的定量關(guān)系；XF. Gu等[6]通過室內(nèi)混凝土-玄武巖結(jié)構(gòu)面的剪切試驗?zāi)M樁-巖結(jié)構(gòu)面的摩阻力特性，分析了法向壓力、剪脹角、圍巖剛度對摩阻力峰值的影響；何思明等[7]根據(jù)樁體與圍巖體結(jié)構(gòu)面上的剪滯模型，研究了樁-巖相對剛度、外荷載等級對荷載傳遞特性的影響；趙明華等建立了基于剪脹效應(yīng)的嵌巖段側(cè)阻力的二段線性軟化跌落模型[8],并采用分形理論對該模型進行初步探索[9];邢皓楓等[10]在趙明華的基礎(chǔ)上考慮了樁-巖結(jié)構(gòu)面膠結(jié)力的作用，分析了嵌巖段樁-巖結(jié)構(gòu)面的剪切機理;賀成斌采用荷載傳遞法對基樁的負摩阻力進行了計算[11]。

通過上述研究發(fā)現(xiàn)，工程實踐中樁-巖結(jié)構(gòu)面特性主要受粗糙度的影響，理論上也是以其作為建立剪脹理論[12-13]的依據(jù)。本文在文獻[8]的基礎(chǔ)上，深入分析樁-巖結(jié)構(gòu)面摩阻力從零開始產(chǎn)生至殘余摩阻力全過程的承載特性，基于剪脹理論建立了樁側(cè)摩阻力的傳遞函數(shù)；然后解得了滑動剪脹階段的嵌巖段摩阻力及軸力的表達式，并分析了地應(yīng)力對樁身摩阻力及軸力的影響，通過簡化建立了樁端荷載分擔(dān)比的關(guān)系式，并對其進行了分析；最后結(jié)合一根大直徑灌注樁的現(xiàn)場試驗，分析了嵌巖段的荷載傳遞特性，并與本文方法進行了對比，從而驗證本文方法的合理性。

1　樁側(cè)摩阻力計算模型

有研究表明：在正常工作荷載下深長嵌巖樁樁端巖體提供的端阻力并不大，處于彈性狀態(tài)，側(cè)摩阻力占主要部分，表現(xiàn)為摩擦樁[13]。樁側(cè)摩阻力的本質(zhì)是混凝土與孔壁巖體間結(jié)構(gòu)面的摩擦力，當(dāng)荷載增大時，樁巖界面開始產(chǎn)生相對位移，由此產(chǎn)生樁側(cè)摩阻力。隨著相對位移的增大，摩阻力的發(fā)揮又分為滑動剪脹階段和剪切滑移階段[8]。

(1) 滑動剪脹階段

一旦樁側(cè)與巖體發(fā)生相對位移，其受力機制轉(zhuǎn)化為滑動剪脹，如圖1(a)所示。在滑動剪脹階段，根據(jù)厚壁圓筒的彈性理論解法向應(yīng)力增量為：

(1)

(2)

式中，K為圍巖的法向剛度；Er為巖體的彈性模量；r為樁半徑；υr為巖石的泊松比；s(z)為樁-巖相對位移；z為豎向深度；β為剪脹角。

圖1　滑動-剪切過程Fig.1　Sliding-shearing process

此時嵌巖段樁-巖結(jié)構(gòu)面的法向應(yīng)力由地應(yīng)力K0γmz和剪脹應(yīng)力增量σn兩部分構(gòu)成。根據(jù)佩頓(Patton，1966)的巖體結(jié)構(gòu)面的抗剪強度表達式：

(3)

式中，φv為巖石-巖石界面摩擦角，采用該模型模擬嵌巖樁與圍巖界面的抗剪強度時，用混凝土-巖石界面摩擦角φu將式中φ替換，則樁-巖間抗剪強度有：

(4)

樁-巖結(jié)構(gòu)面的摩阻力為：

(5)

式中，K0為側(cè)向土壓力系數(shù)，可取0.5；γm為上覆土層的平均重度。

(2) 剪切滑移階段

當(dāng)滑動剪脹階段的位移達到彈性極限位移s0時，孔壁粗糙體發(fā)生破壞，樁-巖結(jié)構(gòu)面進入剪切滑移階段，如圖1(b)所示，此時樁-巖結(jié)構(gòu)面只有殘余摩擦強度存在。破壞后，樁側(cè)法向應(yīng)力增量為：

(6)

發(fā)生破壞后，樁體沿結(jié)構(gòu)破壞面繼續(xù)滑移，其破壞面的摩擦系數(shù)為tanφr，φr為巖石的殘余摩擦角，此時其摩擦力為：

(7)

根據(jù)粗糙體剪斷的臨界法向應(yīng)力條件[8]：

(8)

式中c，φ分別為巖石的黏聚力與內(nèi)摩擦角，則彈-塑性階段的應(yīng)力判別的標準為：

(9)

可得到彈性極限位移為：

(10)

由上述推導(dǎo)得到的樁-巖結(jié)構(gòu)面的摩阻力如圖2所示。其數(shù)學(xué)表達式為：

(11)

圖2　樁-巖結(jié)構(gòu)面摩阻力模型Fig.2　Pile-rock interface friction resistance model

2　樁側(cè)摩阻力計算

根據(jù)荷載傳遞理論[14]，對樁身任一截面有：

(12)

式中,U為嵌巖樁的周長；Ap為嵌巖樁斷面面積；Ep為樁體的彈性模量。

其邊界條件為：

(13)

(14)

(15)

(16)

式中，sd為樁頂沉降；Pd為樁頂荷載；sb為樁端沉降；Pb為樁段端反力。

根據(jù)彈性理論，樁端沉降sb滿足如下關(guān)系[15]：

(17)

式中，pb為樁端應(yīng)力，與樁端反力有的關(guān)系為：

(18)

結(jié)合式(17),(18)，令：

(19)

則式(17)變形為：

(20)

式中，χb為樁端巖體的變形剛度；其大小可由實測樁端荷載-位移曲線確定。

聯(lián)立式(11)中第一式及式(12)求解得：

(21)

式中，

式中，λ為與孔壁剪脹角、施工狀況和樁巖模量比有關(guān)的綜合影響參數(shù)，與嵌巖深度無關(guān)；ζ主要是與地應(yīng)力有關(guān)的參數(shù)。

由邊界條件式(13)～(16)對式(21)求解c1，c2得到：

(22)

將式(22)代入式(21)得到s(z)，(z)，P(z)分別如下：

(23)

(24)

(25)

3　參數(shù)分析

為進行參數(shù)分析，擬設(shè)計樁體為C30鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，其彈性模量Ep為30 GPa，巖石彈性模量E0為3 GPa，泊松比υr取0.22，λ取0.2，樁頂承擔(dān)上部結(jié)構(gòu)傳遞來的荷載為8 000 kN。不同的入巖深度 5d，10d，15d，假設(shè)樁體懸空，即Pb為0。

圖3、圖4為相同條件下，不同嵌巖深度及是否考慮地應(yīng)力(地應(yīng)力K0γmz)的情況下，摩阻力及軸力隨深度的變化圖。由圖可見，摩阻力及軸力隨深度增加急劇減??；地應(yīng)力在摩阻力及軸力的傳遞過程中，對上部影響較小，可忽略不計，對下部影響有限。也有資料表明[16]：地應(yīng)力對樁側(cè)阻力的影響是有限的，樁側(cè)摩阻力可不受地應(yīng)力控制。

圖3　摩阻力沿嵌巖深度變化圖Fig.3　Curves of friction resistance along socketed depth

圖4　軸力沿嵌巖深度變化圖Fig.4　Curves of axial force along socketed depth

將式(15)及式(20)代入式(23)，整理可得Pb與Pd的關(guān)系如下：

(24)

圖5是在相同條件下，不同λ值下嵌巖比l/d與樁端荷載分擔(dān)比Pb/Pd的關(guān)系。由圖可見其他條件相同的情況下，嵌巖比l/d及綜合影響系數(shù)λ對荷載分擔(dān)比Pb/Pd影響較大，在不同的λ下，隨著嵌巖比l/d的增加，樁端荷載分擔(dān)比Pb/Pd均不同程度地減小。隨著l/d增大到一定值時，Pb/Pd接近于0，該結(jié)果與文獻[13]中大直徑軟質(zhì)巖石嵌巖灌注就樁嵌巖比l/d大于7時，Pb/Pd=0的現(xiàn)象相吻合。也能合理解釋文獻[17]中大直徑人工挖孔嵌巖比l/d大于6時，Pb/Pd約為20%～30%的情況。南京泥巖的統(tǒng)計資料也表明當(dāng)l/d大于5，Pb/Pd小于10%。這說明嵌巖樁的承載特性很大程度上取決于綜合影響系數(shù)λ，即包含了樁巖相對彈性模量、混凝土與圍巖的界面摩擦角、剪脹角等的影響。不同地質(zhì)條件及成孔方法均會對嵌巖樁的荷載傳遞產(chǎn)生影響。

圖5　樁端荷載分擔(dān)比隨嵌巖比變化圖Fig.5　Pile end load sharing ratio varying with rock-socketed ratio

4　試驗研究

為驗證本文理論的合理性，進行了大直徑嵌巖樁的現(xiàn)場試驗，試樁位于汨水河特大橋22墩K56+450處，試樁設(shè)計樁徑1.0，樁長20 m，嵌入中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖約4.0 m，根據(jù)樁位鉆孔情況，試樁處所揭露的地層從上至下依次為：(1)黏土層：黃褐色，稍濕，可塑-硬塑狀；(2)卵石層灰白色，飽和，稍密，含少量礫石；(3)強風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖：暗紅色，原巖已風(fēng)化成半巖半土碎塊狀，裂隙發(fā)育；巖質(zhì)較軟；(4)中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖：暗紅色，粉粒結(jié)構(gòu)，層狀構(gòu)造，鈣質(zhì)膠結(jié)，裂縫發(fā)育，巖質(zhì)軟，巖芯呈碎塊狀，柱狀，節(jié)長5～20 cm，RQD=70%。各地層厚度及主要力學(xué)參數(shù)見表1。

表1　土層設(shè)計參數(shù)建議值Tab.1　Recommended values of soil layer design parameters

為測得試樁樁身軸力、樁側(cè)摩阻力沿深度的分布及樁端阻力的大小，在樁身每1 m處埋設(shè)鋼弦式鋼筋應(yīng)力計和混凝土應(yīng)變計，并在樁底埋設(shè)土壓力盒。各傳感器元件埋設(shè)示意見圖6。

圖6　傳感器布置示意圖(單位:cm)Fig.6　Schematic diagram of sensor arrangement(unit:cm)

試驗樁采用堆錨聯(lián)合加載，用兩根工程樁作為錨樁，采用壓重平臺提供反力。試驗擬加載24 000 kN，千斤頂選用6個500 t大噸位千斤頂，并聯(lián)油路控制方式，如圖7所示。

圖7　反力系統(tǒng)及加載平臺Fig.7　Reaction system and loading platform

靜載試驗結(jié)樁頂荷載-沉降曲線見圖8。樁頂荷載-位移曲線基本呈線彈性階段，試樁加載至19 200 kN，總沉降值為7.74 mm。由于試驗加載能力有限，未能加載到試樁的破壞荷載，在停止試驗后按每級2 400 kN進行卸載，卸載曲線呈緩變型，卸載完成后最終沉降2.9 mm，回彈率62.5%。

圖8　樁頂加載及卸載曲線Fig.8　Pile top loading and unloading curves

圖9為樁身軸力在不同樁頂荷載下隨深度的變化曲線，由圖可見樁身在黏土層及卵石層(0～12 m)的傳遞曲線較為平緩，嵌巖段荷載傳遞的曲線急劇衰減，樁底軸力較小，說明樁頂大部分荷載已被嵌巖段側(cè)阻力承擔(dān)。

圖9　樁身軸力隨深度分布Fig.9　Distribution of axial force of pile body along pile depth

圖10為樁側(cè)摩阻力隨深度的變化曲線，樁側(cè)各點摩阻力隨深度逐步增大，在巖層內(nèi)達到最大值，然后逐漸減小。從曲線分析認為：在土層中，對樁側(cè)摩阻力影響較大的是地應(yīng)力與樁土相對位移。一般而言摩阻力與相對位移成正比，樁土相對位移樁頂最大，沿深度逐漸減小，而曲線表明同一土層內(nèi)下部的摩阻力較上部的大，說明除沿深度逐漸減小的相對位移外，應(yīng)有沿深度增加的地應(yīng)力影響土層摩阻力的發(fā)揮，因而雖然在樁身上部樁土相對位移較大，但摩阻力較下層小，摩阻力的大小為兩者耦合的結(jié)果，嵌巖段樁-巖結(jié)構(gòu)面的摩阻力同樣與相對位移成正比，同樣也應(yīng)受法向地應(yīng)力的影響。只是法向地應(yīng)力與剪脹引起的應(yīng)力小得多，表現(xiàn)不顯著。

圖10　各級荷載下側(cè)摩阻力分布Fig.10　Side friction resistance distribution at all load levels

圖11為中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖摩阻力與相對位移關(guān)系曲線，從曲線看出，在樁巖相對位移較大的情況下，摩阻力較大。在較小的相對位移下樁巖界面摩阻力的發(fā)揮較土層更大，τ-s曲線基本成線性關(guān)系。由于試驗未測得足夠大的位移，未能得到峰值強度及峰值強度以后的曲線形式，但對于正常工作情況下的樁基，可認為樁側(cè)處于線彈性范圍內(nèi)，τ-s曲線以線性模擬較為合理。按式(7)定義：

圖11　中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖τ-s曲線圖Fig.11　τ-s curves of medium weathering argillaceous siltston

樁身彈性模量Ep=2.9×104，

對上述試驗4.5 m長的嵌巖段進行分析，以嵌巖段頂部(實際樁長15.5 m處)的樁身軸力作為樁頂荷載，取試驗中3級不同的荷載，用上述得到的參數(shù)，分別用本文方法和文獻[9]方法計算，得出樁身軸力隨嵌巖深度變化曲線，并與實測曲線進行對比，如圖12所示。

圖12　嵌巖段樁身軸力對比曲線Fig.12　Contrast curve of pile axial force in socketed segment

從對比結(jié)果可以看出，本文方法計算結(jié)果與實測結(jié)果較為吻合，并且相比較于文獻[9]方法，能夠計算樁端阻力。

圖13為樁端及樁側(cè)荷載分擔(dān)比例圖，由圖可見樁側(cè)土層和嵌巖段摩阻力所占比例較高，隨著加載級別增加，樁側(cè)土摩阻力由開始的35.8%逐漸減小到17.5%，而嵌巖段的摩阻力由最初的62.5%緩慢增大到81.2%，而樁端阻力在全加載過程中變化不顯著，只占約1.5%～2%左右。

圖13　樁端及樁側(cè)荷載分擔(dān)比例Fig.13　Sharing ratios of pile end and pile lateral loads

圖14為樁端阻力與位移的關(guān)系圖，從圖中曲線可以看出樁端荷載與沉降成線性變化關(guān)系。

根據(jù)樁端模型式(18)可求得：

圖14　樁端阻力-位移圖Fig.14　Resistance-displacement curves of pile end

根據(jù)式(24)求得：Pb/Pd=0.021=2.1%，結(jié)果與實測數(shù)據(jù)較為吻合。

5　結(jié)論

通過分析基樁嵌巖段摩阻力產(chǎn)生機理，建立了滑動剪脹階段和剪切滑移階段側(cè)摩阻力的表達式，求得了滑動剪脹階段的樁側(cè)摩阻力及樁身軸力的解析式，并分析了嵌巖段摩阻力及軸力隨深度變化的分布規(guī)律，對樁端荷載分擔(dān)比進行了研究。結(jié)合大直徑灌注嵌巖樁現(xiàn)場試驗進行分析，得到如下結(jié)論：

(1)地應(yīng)力在摩阻力及軸力的傳遞過程中，對上部影響較小，可忽略不計，對下部的影響也有限。

(2)嵌巖比l/d及綜合影響系數(shù)λ對樁端荷載分擔(dān)比Pb/Pd影響較大，在不同的λ下，隨著嵌巖比l/d的增加，樁端荷載分擔(dān)比Pb/Pd均不同程度的減小，隨著l/d增大到一定值時，Pb/Pd接近于0。

(3)在土層中對樁側(cè)摩阻力影響較大的是地應(yīng)力與樁土相對位移，摩阻力的大小為兩者耦合的結(jié)果。在巖層中地應(yīng)力比由嵌巖段樁-巖結(jié)構(gòu)面剪脹引起的應(yīng)力小得多，對嵌巖段摩阻力影響不顯著。

(4)正常工作狀態(tài)下嵌巖灌注樁具有摩擦樁的性質(zhì)，樁側(cè)土阻力和嵌巖段摩阻力分擔(dān)荷載的比例較高，隨著加載級別增加，樁側(cè)土摩阻力逐漸減小并達到極限趨于穩(wěn)定值，而嵌巖段的摩阻力緩慢增大，樁端阻力所占荷載比例不大，在全加載過程中變化也不顯著。

[1]WILLIAMS A F，PELLS P J N. Side Resistance Rock Sockets in Sandstone，Mudstone，and Shale[J]. Canadian Geotechnical Journal，1981，18(4)：502-513.

[2]CHIU H K，DIGHT P M. Prediction of the Performance of Rock-socketed Side-resistance-only Piles using Profiles[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Science & Geomechanics Abstracts, 1983, 20(1):21-32.

[3]洪南福，陳竹昌，林鋒. 軟質(zhì)巖石人工挖孔樁嵌巖凹凸段承載性狀的研究[J]. 土工基礎(chǔ)，1999，13(3)：18-23.

HONG Nan-fu, CHEN Zhu-chang, LIN Feng. Research on Load Behavior of Hand-dug Socketed Piles in Weak Rock[J]. Geotechnical Foundation，1999，13(3)：18-23.

[4]SEIDEL J P，COLLINGWOOD B. A New Socket Roughness Factor for Prediction of Rock Socket Shaft Resistance[J]. Canadian Geotechnical Journal，2001，38(1)：138-153.

[5]張建新，劉利民. 孔壁粗糙度對鉆孔灌注樁樁側(cè)阻力的影響[J]. 工程勘察，2003 (1)：13-15.

ZHANG Jian-xin，LIU Li-min. Effect of Hole Side Roughness on the Side Resistance of Cast-in-site Pile[J].Geotechnical Investigation and Surveying，2003 (1)：13-15.

[6]GU X F, SEIDEL J P, HABERFIELD C M. Direct Shear Test of Sandstone-Concrete Joints[J]. International Journal of Geomechanics, 2003, 3(1):21-33.

[7]何思明，盧國勝. 嵌巖樁荷載傳遞特性研究[J]. 巖土力學(xué)，2007，28(12)：2598-2602.

HE Si-ming，LU Guo-sheng. Study on Load Transfer Characteristic of Rock-socketed Pile [J]. Rock and Soil Mechanics，2007，28(12)：2598-2602.

[8]趙明華，雷勇，劉曉明. 基于樁-巖結(jié)構(gòu)面特性的嵌巖樁荷載傳遞分析[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2009，28(1)：103-110.

ZHAO Ming-hua，LEI Yong，LIU Xiao-ming. Analysis of Load Transfer of Rock-socketed Piles Based on Characteristics of Pile-rock Structural Plane [J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2009，28(1)：103-110.

[9]趙明華，雷勇. 基于分形理論的人工挖孔嵌巖樁承載特性分析[J]. 工程力學(xué), 2012, 29(12)：127-133.

ZHAO Ming-hua，LEI Yong. Analysis of Bearing Capacity Characteristic of Rock Socketed Piles Based on Fractal Theory [J].Engineering Mechanics, 2012, 29(12): 127-133.

[10]邢皓楓，孟明輝，何文勇，等. 基于結(jié)構(gòu)面力學(xué)特性的嵌巖樁側(cè)摩阻力分布分析[J]. 巖土工程學(xué)報，2012，34(12)：2220-2227.

XING Hao-feng，MENG Ming-hui，HE Wen-yong，et al. Distribution of Shaft Resistance of Rock-socketed Piles Based on Mechanical Properties of Pile-rock Interface [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2012，34(12)：2220-2227.

[11]賀成斌，趙明華，雷勇. 基于荷載傳遞法的嵌巖樁負摩阻力計算研究[J]. 工程力學(xué)，2014，31(11)：110-115.

HE Cheng-bin，ZHAO Ming-hua, LEI Yong. Negative Friction Computational Research of Rock-socketed Pile Based on Load Transfer Method[J].Engineering Mechanics，2014，31(11)：110-115.

[12]KILIC A，YASAR E，CELIK A G. Effect of Grout Properties on the Pull-out Load Capacity of Fully Grouted Rock Bolt[J].Tunneling and Underground Space Technology，2002，17(4)：355-362.

[13]董平，秦然，陳乾，等. 大直徑人工挖孔嵌巖樁的承載性狀[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2003，22(12)：2099-2103.

DONG Ping，QIN Ran，CHEN Qian，et al. Bearing Behavior of Large-diameter Rock-socket Piles[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2003，22(12)：2099-2103.

[14]雷勇, 趙明華, 馬繽輝.按樁頂沉降控制的嵌巖樁嵌巖深度計算方法[J]. 公路交通科技,2011, 28(5):86-91.

LEI Yong，ZHAO Ming-hua，MA Bin-hui. Calculation Method of Socketed Length of Rock Socketed Pile Based on Requirement of Pile Top Settlement[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development，2011, 28(5):86-91.

[15]趙明華. 土力學(xué)與基礎(chǔ)工程[M]. 武漢：武漢理工大學(xué)出版社，2003.

ZHAO Ming-hua. Soil Mechanics and Foundation Engineering[M].Wuhan：Wuhan University of Technology Press，2003.

[16]徐松林，吳文，吳玉山，等. 軟巖中混凝土灌注樁荷載傳遞初步分析[J]. 巖土力學(xué)，1998，19(1)：75-80，87.

XU Song-lin，WU Wen，WU Yu-shan,et al. Preliminary Analysis of Load Transfer Behavior of Concrete Rock-socketed Piles in Soft Rock [J]. Rock and Soil Mechanics，1998，19(1)：75-80，87.

[17]劉松玉，季鵬，韋杰. 大直徑泥質(zhì)軟巖嵌巖灌注樁的荷載傳遞性狀[J]. 巖土工程學(xué)報，1998，20(4)：61-62,64.

LIU Song-yu，JI Peng，WEI Jie. Load Transfer Behavior of Large Diameter Cast in Place Pile Embedded in Soft Rock[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，1998，20(4)：61-62,64.

Experimental Study on Load Bearing Characteristic of Rock-socketed Segment in Pil

LEI Yong，YIN Jun-fan，CHEN Qiu-nan

(Hunan Provincial Key Laboratory of Geotechnical Engineering for Stability Control and Health Monitoring，Hunan University of Science and Technology, Xiangtan Hunan 411201, China)

The expressions of the pile side friction in the slide-dilatancy and shear-slip phases are established based on the mechanism of sliding-dilatancy. The analytical solution of the friction and axial force of rock-socketed segment when the surrounding rock is at sliding dilatancy stage are obtained. On the basis of the obtained analytical solution, the distribution of friction resistance and axial force along the rock-socketed segment are discussed, and the pile end load share ratio is researched. The research shows that: the rock-socketed ratiol/dand comprehensive effect coefficientλhave a greater influence on the pile end load sharing ratioPb/Pd, under differentλvalues, the pile end load sharingPb/Pddecreased to different extents with the increase of rock-socketed ratiol/d, as thel/dincreases to a certain value, thePb/Pdis closed to zero. The in-situ large diameter rock-socketed pile static load test result shows that in normal working state, the rock-socketed pile has the nature of friction pile, the pile lateral soil resistance and rock-socketed friction share higher load ratios, the pile tip resistance is small and no significant change in the whole loading process. Finally, combining with the theoretical formula, the calculation parameters are obtained by inverse. The theoretical calculation result is in good agreement with measured data.

bridge engineering；rock-socketed segment; experimental study；bearing behavior；load share ratio

2015-11-12

國家自然科學(xué)基金項目(51208195)；巖土工程穩(wěn)定控制與健康監(jiān)測湖南省重點實驗室開放基金項目(E21618)

雷勇(1983-)，男，湖南常德人，博士.(leiyonghnu@163.com)

10.3969/j.issn.1002-0268.2016.10.012

TU473.1

A

1002-0268(2016)10-0073-08