风化岩地基微型抗浮桩承载性能原位试验研究

微型抗浮桩具有地层适应性强、布置形式灵活、成孔快、施工占用场地小、施工机械小型化及经济环保等优点。基于中风化花岗岩地层8根微型抗浮桩现场静载荷试验,研究青岛风化岩地基微型抗浮桩的竖向抗拔承载性状。试验结果表明:试桩Q-s曲线为缓变型,极限荷载作用下桩长为4.2~5.1 m的微型抗浮桩总上拔量不超过7.0 mm,极限抗拔承载力高达1 700 kN,承载力较高,满足设计要求;单桩单位平均极限侧摩阻力为0.307~0.425 MPa;在其他条件均不变的情况下,微型抗浮桩的单位平均极限侧摩阻力随桩径的增加而减小。     

嵌岩旋挖扩底抗拔桩工程应用研究

 对于单轴抗压强度在14.4 MPa以下风化程度不同的泥岩、泥质砂岩互层的特殊地质条件,按照现行设计规范,抗拔桩基础往往难以找到合适的终孔地层,利用旋挖钻机成孔、扩孔施工工艺形成扩底抗拔桩解决上述问题,并根据现场原型试验,对嵌岩旋挖扩底抗拔桩承载规律进行研究。根据桩顶静载试验和桩身应变测量试验数据,分析抗拔桩的桩身开裂、桩身变形规律。分析后认为,嵌岩扩底抗拔桩极限承载力主要由桩侧摩阻力、扩大头抗拔力提供,桩侧摩阻力是逐渐发挥作用的,计算桩的极限抗拔力时不宜考虑全部的桩侧摩阻力,扩大头抗拔力在整个抗拔力中占较大比例。嵌岩扩底抗拔桩极限承载力主要受桩顶位移控制。极限承载力是桩顶位移达到极限值(即容许上拔量)所对应的承载力,而不是抗拔桩真正所能发挥出来的最大承载力。当上部结构对抗拔桩桩顶位移比较敏感时,宜采取措施控制桩身变形,而不是单一提高桩的极限抗拔承载力。     

西宁火车站地下空间抗浮桩抗拔承载力试验研究

抗拔桩的应用愈来愈广泛。在进行抗拔桩设计时,通常是以桩的抗压侧摩阻力乘以折减系数λ_i(抗拔系数)作为抗拔侧摩阻力去计算桩的抗拔承载力。但由于抗拔系数λ_i的影响因素较多,取值区间较大,可能造成抗拔侧摩阻力的不准确性。利用原型试验测试抗拔桩的极限承载力是最直观、最准确方法。本文选择三根试桩进行破坏性静载试验,最大加载量为8 000 kN,得到抗拔桩的极限承载力,为设计提供客观参考。根据静载试验得到的Q-S曲线,运用MATLAB软件采用最小二乘法分别拟合出三种抗拔极限承载力预测函数模型的曲线,提出了适合该地区的抗拔桩极限承载力预测模型。     

灌注细石混凝土微型桩基础上拔试验研究

通过现场真型试验,对灌注细石混凝土微型桩基础抗拔承载机理及其抗拔承载力计算方法进行了研究。试验表明:在本次试验条件下,微型桩单桩抗拔承载力可由桩身自重和桩周侧摩阻力相加组成;由于承台对上拔荷载的重分配,在上拔荷载作用下,角桩承力最大,边桩次之,中桩最小;微型桩群桩抗拔极限承载力可以通过单桩抗拔极限承载力乘以桩数和群桩效应系数计算得到,本次试验条件下,微型桩抗拔群桩效应系数选取0.75进行计算。     

桩侧注浆与扩底抗拔桩的极限载荷试验研究

相比于传统等截面抗拔桩,桩侧注浆抗拔桩和扩底抗拔桩能大幅提高抗拔承载力,具有较高的工程应用前景。笔者开展了有效桩长19 m的桩侧注浆抗拔桩和扩底抗拔桩的极限载荷对比试验,各3根试桩,均加载至极限破坏状态,同时开展桩身轴力与变形量测。从荷载位移曲线、桩身轴力分布规律、桩侧摩阻力发挥特性等方面对两种桩型进行了对比分析。试验表明,两种桩型相比于等截面抗拔桩的承载力提高机理不同:桩侧注浆使得有效桩长范围内各层土桩侧摩阻力普遍得到增强,实测桩侧摩阻力比勘察建议值提高33%~73%。扩底抗拔桩中等截面段侧摩阻力的发挥与勘察报告建议值相当,扩大头提供的抗拔承载力随加载值的增大而逐步发挥,在最大加载值时,扩大头承载力达到总加载的55%,超过等截面段桩侧摩阻力,扩大头的存在对于提高抗拔承载力作用明显。     

软土地基微型桩抗拔试验研究

微型桩具有布置形式灵活,施工机械小型化,经济环保等优点,针对杆塔基础交通不便、环保要求高、地质情况差等工程特点,微型桩的优势在杆塔基础中能够得到充分发挥。承受上拔荷载是杆塔基础的主要功能之一,而以往对软土地基上微型桩抗拔特性的研究较少。通过软土地基中微型桩单桩和群桩的抗拔试验,研究施工工艺对微型桩单桩抗拔承载力的影响,实测单桩桩身轴力和桩侧摩阻力的分布,研究微型桩荷载—位移特性、群桩效应系数等。试验结果表明采用二次注浆工艺能显著提高微型桩抗拔极限承载力,有效地减小抗拔桩位移;由于二次注浆对桩周土体加固作用,群桩的荷载–位移曲线呈"缓变型",桩土共同作用的群桩效应明显,实测群桩效应系数相对较小,这对于软土地基上杆塔基础的设计具有参考价值。     

基于极限载荷试验的扩底抗拔桩承载变形特性的分析

结合天津于家堡南、北地下车库项目开展了2组各3根扩底抗拔桩的极限承载力试验,其中一组试桩有效桩长19 m,另一组试桩有效桩长30 m,试桩均加载至极限破坏状态。载荷试验过程中,两组试桩均对桩顶、有效桩长桩顶以及桩端位置进行了位移测试;其中有效桩长为19 m的试桩还开展了桩身轴力测试。对2组试桩成果从荷载位移曲线、桩身轴力分布、桩侧摩阻力分布规律等方面进行了分析。结合有限元数值模拟分析表明,扩底抗拔桩的承载力由等截面段桩侧摩阻力与扩大头抗力共同组成,首先由等截面段桩土侧摩阻力提供抗拔力;当上拔荷载进一步增大后,扩大头开始逐渐发挥作用,并且扩大头抗力占总承载力的比例逐步上升。极限状态下,有效桩长为19,30 m的试桩,扩大头提供的抗力占总抗拔承载力的比例分别约为50%和35%。扩大头的存在对于等截面段桩侧摩阻力的发挥影响较小。扩大头受周边土体法向力的竖向分量是扩大头抗力的主要组成部分,极限状态下,其可占扩大头抗力的70%左右。     

微型桩杆塔基础上拔试验研究

通过现场真型试验,对微型桩基础抗拔承载机理及其抗拔承载力计算方法进行了研究。试验研究表明:微型桩单桩抗拔承载力可由桩身自重和桩周侧摩阻力相加组成;二次注浆有利于提升微型桩抗拔承载力,在进行微型桩抗拔承载力计算时应考虑二次注浆的提升作用;群桩基础中布置斜桩可采用10度倾角;由于承台对上拔荷载的重分配,在上拔荷载作用下,角桩承力最大,边桩次之,中桩最小;本次试验条件下,微型桩抗拔群桩效应系数可取0.7进行计算。     

砂岩地层变截面桩抗拔承载特性现场试验研究

为研究砂岩地层变截面桩抗拔承载特性,本文对变截面桩和等截面桩进行了现场静载荷试验,分析比较了两种桩型的侧阻力与轴力作用特征,并将试验结果与规范计算值进行了比较。结果表明：变截面桩的抗拔承载特性与等截面桩相似,其桩身侧阻力值主要受岩土体性质的影响,与桩径无关,但是桩径和桩长的增加能有效提高桩基极限抗拔承载力。受地层变化和应力集中影响,变截面桩桩身变形量增大,桩与岩土体相对位移增大,侧阻力充分发挥,故在变截面处桩身轴力和侧阻力急剧变化。采用规范方法计算变截面桩和等截面桩的极限抗拔承载力,计算值分别为试验值的29.6%～38.8%和29.5%～65.5%,说明规范方法偏于保守。     

膨胀土地基桩基承载特性模型试验研究

输电杆塔基础的修建往往需要穿越复杂地质条件地区,膨胀土地基在遇水失水过程中剧烈的膨胀性和收缩性,不仅会引起土体强度改变,同时会引发膨胀变形,二者耦合作用使得膨胀土地基承载力的变化更为复杂。对此开展大尺寸模型试验,通过改变土体含水率,研究膨胀土地基中桩基在最优含水率和饱和含水率条件下的抗压承载力和抗拔承载力变化。研究表明:膨胀土含水率的变化,对抗压过程中的极限承载力影响更为明显,对抗拔过程中的极限位移影响更为明显。随着含水率的增加,桩身极限侧摩阻力和桩端阻力均在减小,但极限端阻力减小幅度大于极限侧摩阻力。同一含水率情况下,抗压试验桩身极限侧摩阻力呈抛物线形分布,而抗拔试验桩身极限侧摩阻力呈线性分布。     

灌注细石混凝土微型桩基础下压试验研究

通过现场真型试验,对灌注细石混凝土成桩微型桩基础抗压承载机理及其抗压承载力计算方法进行了研究。试验表明:本次试验条件下,微型桩单桩可看成纯摩擦桩进行抗压承载力计算;微型桩群桩在极限下压荷载作用下,承台底部土体承担荷载比例仅为4.8%,在进行微型桩群桩抗压极限承载力计算时可不考虑承台底土的承载作用;由于承台对下压荷载的重分配,在下压荷载作用下,角桩承力最大,边桩次之,中桩最小;本次试验条件下,微型桩抗压群桩效应系数可取0.8进行计算。     

大直径钻孔灌注长桩的静载试验研究

介绍直径为 1 0m ,长度为 68 0 3m的钻孔灌注试验桩的静载测试试验 ,对荷载 -沉降量曲线、桩身轴心压力沿深度的分布规律、桩侧摩阻力与桩土相对位移关系以及桩端反力等进行了计算分析 ,给出了主要受力土层的单位极限摩阻力建议值和试验桩的极限承载力建议值     

预应力管桩单桩极限承载力时效性研究

在深入分析了浙江沿海地区桩周土的静探侧摩阻力平均值、静探锥尖阻力平均值与休止期关系的基础上,推导了单桩初始极限承载力的计算公式,给出利用静载试验值来确定静载试验值对应的单桩极限承载力的方法。运用数理统计的回归拟合方法,得出能够比较准确反映单桩极限承载力增长率与休止期关系的规律,结果表明与实测工程数据相当吻合。     

单桩承载力地理信息系统应用研究

在对广东省肇庆市971根试桩的静载试验资料统计分析的基础上，建立了单桩承载力地理信息系统和单桩承载力数据库，并且利用该系统对971根试桩静载试验资料进行详细分析，在此基础上提出了肇庆市计算嵌岩桩的单桩极限承载力时，极限侧阻力、端阻力标准值的建议值。     

浙江财富金融中心超长单桩与群桩实测沉降分析

 单桩静载试验和基础沉降实测资料表明：在设计工作荷载下超长单桩的桩顶沉降主要来自桩身压缩,且在最大加载条件下超长桩表现为端承摩擦桩性状。超长单桩侧摩阻力由上部土层到下部土层依次发挥,砂质粉土侧摩阻力充分发挥所需的桩土极限相对位移为14～18 mm,粉质黏土侧摩阻力充分发挥所需的桩土极限位移为17～19 mm,当桩土相对位移大于该极限位移后,桩侧土层会出现侧摩阻力软化现象。群桩基础的沉降随施工荷载水平的增加而增大。荷载较小(第5层以下)时,大楼沉降较小且沉降均匀;当荷载达到一定值(第30层以上)时,核心筒处沉降大于大楼周边沉降。大楼竣工时核心筒与周边沉降差较小,大楼整体变形协调。群桩效应沉降比随着荷载水平(施工层数)的增大先增大后减小。     

不同组合下高喷插芯组合桩抗拔承载特性试验研究

基于自主研发的大型桩基模型试验加载系统,采用砂雨法施工,对4种不同组合形式的高喷插芯组合桩(JPP桩)进行了抗拔承载性能对比试验研究。结果表明:1)JPP桩的不同组合形式对抗拔承载力有较大影响,下组合抗拔承载能力最高,其承载能力是分段组合II的1.1倍,是分段组合I的1.3倍,是上组合的1.4倍。2)极限荷载下,组合段所提供的总侧摩阻力中,下组合最高。3)在桩体上拔过程中,桩身轴力沿桩身向下依次递减;随着荷载的增加,桩身上部侧摩阻力首先达到极限值并趋于稳定,然后桩身中下部侧摩阻力逐渐发挥。4)侧摩阻力随桩土相对位移的增加而逐渐变大,在桩土相对位移较小时便达到较大值,桩身上部的侧摩阻力在达到较大值后趋于稳定,桩身中下部不同位置处的侧摩阻力在达到较大值仍有不同程度递增的趋势,总体上呈现出双曲线的分布形式。     

静压桩承载性能的分析研究

本文在总结静压桩基础在广东应用经验的基础上,讨论了静压桩基础的成桩机理,压桩时穿过土层的滑动摩擦力一般较小且在同一土层中不随入土深度的增加而累计增大,压桩阻力随桩端处土体的软硬程度即桩端处土体的抗冲剪阻力的大小而波动,压桩停止后,随着超孔隙水压力的消散,滑动摩擦力逐渐转化为静摩擦力,从而使静压桩的承载力得到恢复。通过对241根桩的试验检测资料,研究分析了静压桩施工终压力和极限承载力的区别和关系,根据桩的人土深度,简易地将桩划分为短桩、中长桩和长桩,并认为短桩的极限承载力将小于压桩的终压力,而长桩的极限承载力将大于终压力。提出了静压桩适用的承载力估算的经验公式,同时给出了静压桩设计的极限侧摩擦力标准值和极限端阻力标准值的参考表。     

钢筋混凝土灌注桩试桩静载试验

介绍了某高层大厦采用的钢筋混凝土灌注桩基础所在的地理位置,基础下面土层的工程地质特性,试桩的平面布置图以及桩基的静载试验的详细过程.针对该工程,试桩单桩竖向极限承载力标准值为4 400 kN,各试桩、锚桩均为合格桩,静载试验后作为工程桩使用.本次静载试验均未出现试桩承载力极限破坏,说明有一定的安全储备.结果表明,3组试桩桩端支撑反应明显.该工程桩设计为摩擦桩,桩端承载力应作为安全储备使用,不宜用尽.通过该组静载试验,说明对于高层楼房,在施工前应进行桩基的静载试验.     

极限荷载条件下螺旋桩的螺距设计与承载力计算

螺旋桩基础在工程中有一定应用。但目前对于极限荷载条件下螺旋桩基础的地基破坏模式、桩型设计、单桩和群桩极限承载力的计算,以及合理的螺距(叶片间距)与叶片直径比等问题的研究尚少,有待进一步完善。经分析,螺旋桩的桩型设计核心问题是螺距设计,在极限荷载条件下,建立其地基的破坏模式,推导出了螺距(叶片间距)与叶片直径的比例关系,即最小螺距和控制螺距,并得出了不同的螺距情况下的单桩和群桩极限承载力计算方法。通过同群桩基础的静载试验结果对比,桩基础极限承载力估算值与试验结果拟合较好,说明本文提出的螺旋桩地基破坏模式接近于实际破坏情况,其极限承载力计算方法可用于工程设计中。