旋扩珠盘桩的盘间距及其受力分析

分析出现这一现象的原因，由于随着盘间距的增 大，上部承力盘的埋深将减小，因此端阻力会相应减 小，但由于在盘间距从小于临界盘间距的情况下开始 增大，所以在盘间距较小时，虽然上部承力盘的埋深 较深，但由于盘间土体发生贯通剪切破坏，从而使得 上盘下土体的承载力部分丧失，最终导致上部承力盘 的分担荷载比例相应的较小，当盘间距超过临界盘间
从多级扩盘桩诞生之日起，合适的承力盘间距选
p′
=
qp i k
⋅ cosα
π(D2 − 4
d2)
+
cu πdL
，
(2)
式中 q pik 值可以近似的取为第 i 个承力盘下的极限 端阻力标准值（可以根据《建筑桩基技术规范》（JGJ
94—94）确定），D 为承力盘的直径，d 为主桩段直径，
L 为承力盘间距，α为承力盘角度。
(1) 单桩分析按空间轴对称问题进行分析。 (2) 桩体为线弹性材料，土体为弹塑性材料，其 屈服准则服从 Drucker－Prager 屈服准则。 (3) 旋扩珠盘桩和桩周土体均采用 10 节点四面体 实体单元，单元号为 solid92。 (4) 模拟区域的竖向边界在两个水平方向设有约 束，底边界有两个水平方向的约束和一个垂直约束。
图 5 各承力盘分担荷载比与盘间距关系
Fig. 5 Proportion of load on each branch vs L/D
2.4 承力盘端阻力、桩侧摩阻力、桩端阻力综合分析 旋扩珠盘桩的承载力由承力盘的端阻力、桩侧摩
阻力和桩端阻力三部分组成，但三者所作的贡献是不 同的。图 6 为极限承载力条件下，上下两个承力盘共 同分担荷载比例与 L/D 的关系图。虽然在不同的 L/D 的情况下，上部承力盘的分担荷载比会有增大或减小 的变化，但是上下承力盘共同分担荷载比例则随着 L/D 的增大而增大，并且在 L/D＝3 处出现拐点，具体 变化情况类似于竖向极限承载力的变化情况，在拐点 前段荷载比增大的速率很大，因而斜率较大；拐点后 段荷载比增大的速率很缓，因而斜率较小。图 7 为极 限承载力条件下，桩侧摩阻力分担比与 L/D 的关系图。 桩侧摩阻力分担荷载的变化趋势和两个承力盘、竖向
土体可能发生剪切破坏，随着剪切破坏面的发展形成
一个贯通的滑移面；若盘间距大于临界盘间距时，则
承力盘角点下的土体可能发生局部剪切破坏。在同样
的土层和桩的参数条件下（仅承力盘间距不同），发生
承力盘角点下局部剪切破坏比发生贯通剪切破坏时的
单桩极限承载力高。可见盘间距的选择直接影响到承
载力的发挥，因而盘间距的研究显得非常重要。
小。正如图 4 中 L/D=1 时，L< l1ec ，承力盘间的土体 的位移与承力盘一起向下作比较大的剪切移动，对应
的位移量为 C＝-0.03 m，并且以两个承力盘角点为连
线作整体向下移动，这和我们计算临界盘间距所假设
的盘间土体作贯通剪切破坏相吻合。随着盘间距的增
大，盘间土体的竖向位移相对减小，但在各自的承力
距离设置承力盘（在分析过程中假定承力盘的端阻力
发挥和埋深正比），则这六种情况的极限承载力才具有
可比性。图 2 是盘间距为 1D 的情况，将数据代入公
式可得临界盘间距
L1ec
=
q pik
cosα (D 4cu
+
d)
=
932 × 0.83× (1.5 4 × 63.6
+
0.6)
=
6.38(m)。
其它情况下，临界盘间距分别为 5.55，3.85，3.30，
将线性减小。下部承力盘随着盘间距的增大，其埋深 也相应的增大，并且始终不受贯通移动的影响，因此
＝-0.03 m 的一半。从这还可以认为合适盘间距条件 其分担荷载比例呈线性增大。
下，旋扩珠盘桩实际所起作用的桩的直径为承力盘的
直径。
2.3 承力盘分担荷载比分析
旋扩珠盘桩由于承力盘的存在，改变了常规直桩 的受荷特性，并且使得承载力大幅度提高，其中承力 盘的作用是不可忽视的，它可以分担桩顶荷载的一半 以上。图 5 是在极限承载力情况下，上下承力盘分担 荷载比随盘间距的变化图，从图 5 中可以得知，下部 承力盘分担荷载比随着盘间距的增大而增大，并且几 乎呈线性增长，这和假设的承力盘的端阻力发挥和埋 深正比是比较吻合的，而上部承力盘分担荷载比随着 盘间距的增大，在 L/D＝3 附近出现一个峰值，峰值 点前段部分的分担荷载比值随着盘间距的增大以一定 曲率增大，峰值点后半部分的分担荷载比值随着盘间 距的增大呈线性减小。
0前 言
旋扩珠盘桩和我们熟知的 DX 桩、挤扩支盘桩是 属于同一类型的桩，虽然名称叫法上和成桩工艺上有 所不同，但这些桩在桩型和承载机理上基本是一致的, 即通过改变桩身性状来提高桩的端承力和侧阻力，进 而提高桩的承载力。但是旋扩珠盘桩和 DX 桩、挤扩 支盘桩还存在一些细微的差别，即旋扩珠盘桩的变径 处都为完整的盘，而 DX 桩和挤扩支盘桩的变径处有 可能不是一个完整的盘（这是由各自成盘设备所限定 的）[1]。
第 27 卷 第 3 期 2005 年 3 月
岩 土 工程 学报
Chinese Journal of Geotechnical Engineering
Vol.27 No.3 Mar., 2005
旋扩珠盘桩的盘间距及其受力分析
Analysis for the distance of two branches and mechanics of the rotated branches pile
图 1 作用在桩上的力系
1 临界盘间距 lec 的力学分析
图 1 是当盘间距过小时承力盘间土体的破坏简 图，假定 i 盘和 j 盘之间的土体随单桩整体向下移动
而发生贯通剪切破坏，j 盘上斜面和土体脱离，故 j 盘对土体没有向上的支撑力。如果相临两个承力盘的
间距为 L，所能承受的荷载为 p，那么按照一个塞块 的受力破坏机理，
陆凤池，安里千，黄业胜，籍远明
（中国矿业大学（北京校区） 力学与建筑工程学院，北京 100083）
关键词：旋扩珠盘桩；临界盘间距；承力盘；荷载分担比；竖向附加应力
中图分类号：TU 473
文献标识码：A
文章编号：1000–4548(2005)03–0360–05
作者简介：陆凤池(1979– )，男，江苏无锡人，中国矿业大学（北京校区）力学与建筑工程学院硕士研究生。
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收稿日期:2004–04–19
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用 60°左右。
单桩竖向极限承载力。本次模拟采用对应于各自 Q—S
2 不同盘间距情况下的分析
曲线中沉降 S＝40 mm 时的桩顶荷载为竖向极限承载 力，并绘制其与盘间距的关系如图 3。从图中可以明
考虑到现场试验的局限性及费用问题，本文借助 有限元软件 ANSYS 对旋扩珠盘桩不同盘间距的情况 下荷载传递特性进行分析，在其建模的过程中作了如 下的基本假定：
2.46，1.54 m。在这六种情况下，盘间距分别为 1D、
图 3 竖向极限承载力与盘间距的关系
2D、2.5D 时的盘间距 L< lec ，故这种情况下盘间土体
Fig. 3 Vertical ultimate bearing resistance vs L/D
会发生不同程度的贯通剪切破坏，其中盘间距为 1D 2.2 承力盘间土体竖向位移分析
移动，在盘间距较大的情况下也有同样的现象，但是 距后继续增大，上部承力盘的埋深继续减小，并且不
其作整体移动的位移量相对承力盘下土体很小，如图 受贯通剪切破坏的影响，因此上部承力盘分担荷载比
4 中 L/D=4 时，L> l4ec ，两个承力盘间的土体塞块式 整体位移量为 F＝-0.015 m，是盘下土体的位移量 C
情况下最为严重，随盘间距增大贯通剪切破坏程度相 应减小。其它五种情况下盘间距 L 均大于临界盘间距 lec ，因而盘间土体不会发生贯通剪切破坏。
图 4 为在各自极限承载力条件下，不同盘间距情 况下承力盘盘间土体的竖向位移情况。当盘间距较小 时,盘间土体为贯通剪切破坏，其中盘间距为 1D 情况
下最为严重，随盘间距增大贯通剪切破坏程度相应减
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极限承载力的变化趋势刚好相反，拐点也出现在 L/D ＝3 处。分析出现这一现象的原因，由于旋扩珠盘桩 在极限承载力条件下，承力盘的上表面的土体与承力 盘脱离，从而使得该段处的桩侧摩阻力降低，盘间距 较大时，会在两个盘上斜面处出现脱离空间，而盘间 距较小时（甚至小于临界盘间距），下盘上斜面的脱离 空间正好发生在贯通破坏体中，相对于盘间距较大时 出现的两个脱离空间少了一个，因此桩侧摩阻力损失 也只有两个脱离空间时的一半左右，从而桩侧摩阻力 分担荷载比随着 L/D 的增大而减小。图 8 为极限承载 力条件下，桩端阻力分担荷载比与 L/D 的关系图，在 盘间距整个变化过程中桩端阻力的分担荷载比例基本 维持同一水平，并且分担的比值很小。从图 6～图 8 可以发现，承力盘共同分担荷载比为 55％～61％，占 了桩顶极限承载力的一半以上，桩侧摩阻力分担荷载 比为 32％～37％，也起到了不可忽视的作用，桩端阻 力分担荷载比仅为 6％～7％。
盘的上表面和下表面位移相对较大，下表面的土体由
图 2 桩的几何尺寸及材料参数
Fig. 2 The shape of pile and material parameter
2.1 竖向极限承载力的分析 由文献 4 可知旋扩珠盘桩的 Q—S 曲线为缓变型，
则可以根据《建筑桩基技术规范》（JGJ 94—94）确定
p = cuπDL
(1)
式中 cu 为塞块土体的不排水抗剪强度。
该塞块受到相反方向的荷载为 p＇，则
Fig. 1 Forces acfing on the pile