非均匀湿陷条件下黄土地区桩基力学性状试验研究

董晓明，高仕赵，宋　军，张玉伟，李　晋

(1.鲁东大学　土木工程学院，山东　烟台　264025；2长安大学　公路学院，陕西　西安　710064；3.山东交通学院　土木工程学院，山东　济南　250023)

非均匀湿陷条件下黄土地区桩基力学性状试验研究

董晓明1，高仕赵1，宋军1，张玉伟2，李晋3

(1.鲁东大学土木工程学院，山东烟台264025；2长安大学公路学院，陕西西安710064；3.山东交通学院土木工程学院，山东济南250023)

摘要：基于黄土非均匀湿陷发生机理和纯摩擦桩基的受力特点，结合实际工程，对现场试桩采用常规桩基浸水试验和控制变量法桩基试验，对非均匀湿陷条件下桥梁桩基负摩阻力的受力特性进行了研究。在已有单参数对数曲线模型的基础上，结合现场实测数据，提出了浸水和停水期桩周土体的湿陷量与时间关系的双参数对数曲线模型；通过绘制湿陷性黄土地区的桩顶荷载与沉降的数据变化曲线，确定了先浸水、后浸水与天然状态下桩基承载特性，探索研究了桩侧摩阻力在浸水过程中的发挥性状。研究结果表明，该黄土地区非均匀湿陷条件下的桥梁桩基中性点位于0.62倍桩长范围内，用控制变量法比常规浸水试验研究桩基负摩阻力的受力特性更经济更合理。

关键词：道路工程；桩基；控制变量法；负摩阻力；湿陷性黄土；现场试验

0引言

随着西部大开发战略的实施，越来越多的结构工程在我国西部实施建设，由于西部湿陷性黄土分布广泛，且黄土层厚分布不均，差别较大，有必要对黄土地区上修建高层建筑物、大荷载构筑物、高速铁路和高等级公路工程的沉降量和基础的承载力提出更高的要求，桩基础由于承载力高、沉降小，因而成为高速公路桥梁基础常用的一种基础形式。虽然国内已有部分学者[1-4]对桩基负摩阻力受力特性进行研究，但区域特征较强难以直接引用，使得桩基在设计中遭遇到多方面的技术瓶颈，给桥梁结构的安全稳定带来危害。因此，弄清非均匀变形条件下的桩基受力特性，对指导桥梁桩基的设计与施工是十分必要和迫切的，具有重要的理论与实际意义[5-7]。依托山西河运高速公路合同段的桥梁桩基进行现场试验，分析区域性黄土非均匀湿陷条件下的桩基承载特性，探索桩基在浸水过程中桩侧摩阻力的荷载传递规律并确定中性点位置。

1概况

1.1工程概况

山西河运高速公路起于河津贺家庄，途径河津南、万荣、高村阎景、临猗北和万荣、临猗两个服务区，终止于运风高速长江府。主线采用4车道，全线共计80多千米，共设特大桥1 527.5 m 1座(双幅、下同)、大桥2 168.74 m 6座、中桥297 m 4座、互通式立交8座、主线上跨分离式立交2 256.52 m 18 座，桥梁总长6 837 m，占路线长度的8.74%。桥梁基础全部采用桩基础，总工程量近2 000余根，其中跨径在20 m以上的大、中型桥梁多采用群桩基础。

本试验场地选河运高速AK0+968.618临猗北互通立交A匝道2号桥，距临猗县北景乡西北处209国道北景收费站附近，地形开阔平坦，交通便利，黄土厚度大，地貌单元为黄土台塬区，局部冲沟发育，桥梁桩基大都采用摩擦桩。

1.2地层结构

表1　各层地基土岩性特征

2现场试验方案设计

取原状土进行室内黄土物理性指标试验[8]，测得的不同深度黄土的湿陷系数δsi和自重湿陷系数δzsi随深度的变化规律曲线如图1所示。经计算确定该区20 m深度范围内大都为自重湿陷性黄土，自重湿陷量为373 mm，总湿陷量为1 353 mm，即该区为自重湿陷性黄土，湿陷等级为Ⅳ级。

图1　不同深度黄土湿陷参数的曲线Fig.1　Collapsibility parameter curves of loess indifferent depths

试验方案根据当地的天然降水量进行现场桩基浸水试验，为了更充分地反映湿陷性黄土地基下桥梁桩基的受力特性，此次试验共由3部分组成，设3根试桩(分别命名S1，S2，S3，均为挖孔灌注桩)，其中对S1进行单桩竖向静载试验，对S2进行浸水载荷试验，对S3进行控制变量法桩基浸水试验，各工况见图2～图4。具体方案如下：

(1)对S1做常规单桩竖向静载试验[9]，载荷试验加载不必加载到极限荷载，只需加载至试桩设计承载力，因加载吨位较小采用堆载法加载，并参照规范[10]中有关规定，加载方式采用慢速维持荷载法；

(2)对S2先做常规下的浸水试验，等浸水结束后，再分级加压至与S1相同的最大加载量，渗水池布设以桩中心为圆心分内、中、外3圈布设，坑底部沿试桩周围正交对称布设A，B，C，D，4条测线，在每条测线上布置11个地表沉降标观测点，见图5；

(3)将S3悬吊在钢梁上，并在钢梁支撑架下安装测力计，向浸水坑内注水，当桩周土浸水湿陷后使桩土产生相对位移，通过公式换算，即可确定单位面积桩侧负摩阻力。

图2　桩基载荷试验Fig.2　Loading test of pile foundation

图3　桩基浸水试验Fig.3　Immersion test of pile foundation

图4　控制变量法桩基试验Fig.4　Test of pile by variable-controlled method

在试桩浇注完成后，对控制变量法试验操作流程做简单的介绍：首先，砌筑浸水坑，挖取渗水孔，灌满砂砾石，铺设砂砾石垫层，并布设正交对称地表沉降观测标点(如试桩S2)；其次，架设钢梁，搭设遮光棚，用于降低日照温差对钢梁挠曲变形的影响；第三，安装千斤顶设备，并为桩顶沉降施加约束，通过调节千斤顶装置控制桩顶位移量，在桩顶架设百分表对桩顶位移进行监控；第四，浸水前用频率计分别读取钢筋计、混凝土应变计与压力盒数据，同时对桩顶、地表沉降、钢梁挠曲及钢梁基础标高进行观测；第五，向浸水坑内浸水，每天固定时间对各标高进行观测，监测频率为1/2 h，并根据监测数据进行实时调整；第六，当达到浸水停止标准即停止浸水，浸水停止后继续观测7～14 d，监测频率为1/2 h，至试验终止。并根据监测数据进行实时调整。

图5　浸水池布设(单位：cm)Fig.5　Layout of immersion tanks(unit:cm)

3现场试验湿陷特性

3.1黄土非均匀湿陷特性

根据当地的降水量[11]，试验桩浸水时间从2011年11月1日至23日(历时23 d)，浸水期共注水4 600 m3，并于同年12月6日对地表沉降停止观测。对浸水坑内布设的11根沉降标每天进行实测沉降监测，观测时间为15 d，现场黄土渗透试验各沉降标观测点的湿陷量随时间的变化曲线见图6。

图6　各测点湿陷量变化曲线Fig.6　Collapse amount curves of different measuring points

由图6可知：1号测点距浸水坑中心7.5 cm，其湿陷量达113.2 mm；2，3号测点距浸水坑中心100 cm，湿陷沉降分别为105.6，103.6 mm，可以看出浸水坑中心100 cm范围内已渗透饱和；4，5号湿陷量随时间的变化基本一致，距浸水坑中心200 cm范围以外，对称两点的变化有明显差异；8，9号为对称点距浸水坑中心260 cm，湿陷量分别为48.9，27.4 mm；10，11号为对称点均距浸水坑中心300 cm，湿陷量分别为3.8，18.9 mm，变化均比较大，说明该区黄土具有非均匀湿陷性。

从图6中还可看出，当浸水15天后，位于浸水坑中心100 cm范围内的1～3号测点湿陷变形量比较大，均大于100 mm，而距离注水260 cm范围外，湿陷变形均小于30 mm，差距非常明显，这说明湿陷沉降量主要处于浸水时间内，黄土浸水时主要发生竖向渗透，在水平方向扩散的范围较小。现场和室内黄土湿陷量对比可得：(1)水平方向，湿陷变形主要发生在注水过程中，在浸水坑中心沉降量最大，离浸水坑越远变形越小，说明黄土竖直方向大于水平方向的渗透性；在同一半径范围内湿陷量也有所不同，反映了黄土自重湿陷性的不均匀性。(2)深度方向，沿深度有明显的分层现象，由于在现场人工机械设备对地表面进行压实等影响，使得现场所获得黄土湿陷量与室内试验成果有一定的差别。

图7是各沉降标观测点的湿陷变形速度变化图，可以看出，在注水的前两天湿陷速度都比较大，1～3号测点在注水的第1天湿陷速度超过20 mm/d。3天后，湿陷速度随时间较缓慢在1 mm/d附近变化，4号、5号测点的最大湿陷速度分别为17.4，12.35 mm/d，9～11号测点的湿陷量都比较小，湿陷速度也偏小，约在2 mm/d左右。由此可得出，该区的黄土在浸水开始时就立即发生湿陷，变形速度也在刚浸水的前几天达到峰值，而后逐渐趋于稳定。离注水孔比较远的地表湿陷变形量很小，湿陷变形速度也很小，这表明黄土的渗透性具有各向异性的性质，水平方向的渗透比较小，湿陷也比较小，浸水坑浸水对水平方向湿陷的影响远小于地表浸水对竖直方向湿陷的影响。

图7　各测点的湿陷速度随时间的变化曲线Fig.7　Collapsible speed curves of different measuring points varying with time

3.2桩周土湿陷沉降特性

根据各地表沉降标点每天的实测沉降结果给出S2桩和S3桩在浸水期间地表湿陷沉降随时间的变化和平均湿陷速率随时间的变化曲线，见图8～图10。

图8　S2和S3桩浸水区湿陷量变化Fig.8　Variation of collapse amount in immersion zone S2 and S3

图9　地表湿陷随时间的变化Fig.9　Curves of surface collapse amount varying with time

图10　S2桩顶沉降曲线Fig.10　Curve of pile top settlement of pile S2

由图8可知：浸水期间S2桩、S3桩的地表平均湿陷沉降量分别为83.20 mm和92.96 mm，据《公路桥涵地基与基础设计规范》(JTG D63—2007)可确定该地区为自重湿陷性黄土，与室内试验结果相吻合。在开始浸水的4 d内，S2桩和S3桩地表几乎不发生湿陷，这表明地表湿陷变形出现的早晚与该场地自重湿陷黄土层的埋藏深度有关，由室内试验测得的从地面深度3 m附近，该黄土的湿陷强度属于轻微湿陷性，造成两者差异的原因是由于试验过程中人、机械及其他外部荷载等对地面踩实造成的。

当自重湿陷性黄土发生湿陷后，浸湿范围逐渐向水平和竖向深度扩展，总湿陷量增加，第6～18天，湿陷的变化趋势随着天数增加而增加，变化趋势比较大；第19～22天，变化趋势较缓慢，停水后23～35天，地表平均沉降又有所增加，且停水后的湿陷速率大于停水前最后几天的湿陷速率，随后变化很小直至稳定，浸水终止后的下沉量占总下沉量的14.4%～17.1%。这说明试桩周围湿陷性黄土释水重新固结的影响，且释水重新固结时间较短。从整个过程看出，试桩地表土体先出于自然状态阶段，经过浸水后逐渐变成饱和阶段，最后处于停水固结阶段。

图9中是浸水区距S2桩中心湿陷量随着时间变化的三维图，与图8中的S2浸水中心的沉降变化规律一致，都是先缓慢增加再迅速增加的变化规律。在浸水停止时，试桩浸水中心处的沉降量达到105.4 mm，在停水后土体固结的某一时间段，土体又有所沉降，最大沉降量为125.0 mm。浸水中心处的沉降量最大，对于湿陷性黄土在浸水过程中，都是先从积水处向两边渗透，在浸水中心处的沉降量是最大的，在浸水边缘沉降量最小，整个浸水区域呈马鞍形的变化规律。

S2浸水期间桩顶沉降随时间变化见图10，可看出：在浸水初期，桩顶沉降变化较快，18天后桩顶沉降越来越慢且有稳定趋势；停止浸水后，桩身沉降变化幅度则先增加后减小最终趋于稳定，这是由于桩周土释水重新固结，且重新固结时间较短。S2桩顶沉降在浸水初期变化较快，说明桩周土稍有湿陷即对桩产生负摩阻力，同时也反映在浸水初期桩侧负摩阻力发展变化较快。

图11是两桩平均沉降率变化曲线，从图中看出，两桩的平均沉降速率变化趋势基本一致，只是峰值出现的位置不同，S2桩在浸水后的第9天湿陷速率达到7.8 mm/d，S3桩在浸水后第6天，湿陷速率达到8.3 mm/d，导致这种现象是由于黄土的非均匀性湿陷造成的。

图11　两桩平均沉降速率随时间的变化Fig.11　Curves of average sedimentation rate of 2 piles varying with time

由于桩周土体浸水湿陷的量影响因素较多，在已有单参数对数曲线模型[12-13]的基础上，结合现场实测数据，对平均湿陷量与时间进行曲线拟合，发现桩周土体湿陷沉降量与时间关系呈双参数对数曲线模型，其曲线模型为：

(1)

式中，α,β均为待定参数，将式(1)进行变换，转换成t的函数，即：

(2)

将生成的ln[(1-S(t)·Smax-1]～t曲线运用正交拟合软件进行曲线拟合，得到关系列表(见表2)：取两桩沉降量平均值，确定该区桩周土体湿陷沉降量与时间的关系：①浸水期：S(t)=Smax(1-0.738 1 e2.257 2t)； ②停水期：S(t)=Smax(1-0.744 4 e-1.551 4t)。

表2　不同阶段对应的S(t)-t关系式

4桩的承载力性状

图12分别是S1和S2桩浸水后的载荷试验Q～S曲线，图中并未发现明显的拐点，因此S1在浸水前后和S2浸水载荷试验期间均未达到极限破坏状态，极限承载力均大于1 800 kN。自然状态下，S1在整个加载过程中，沉降随荷载的增加呈线性变化，未出现明显的反弯点，当荷载达到1 800 kN时，沉降量为8.85 mm。从图中很难确定出天然状态下的桩基极限承载力，说明该单桩竖向极限承载力大于1 800 kN。浸水前、后两桩均未达到极限破坏，S1和S2两桩浸水在最大荷载下的沉降分别为16.14 mm和15.60 mm，在同荷载下浸水后比自然状态下S1桩的总变形增加约80%，由此可推断浸水后桩的极限承载力有所降低，但不论是桩基先浸水还是后浸水，对桩基承载力和桩基变形的测试结果影响不大。

图12　桩基试验Q-S曲线Fig.12　Q-S curves of pile foundation test

在实际工程中，湿陷性黄土地区的桩顶荷载与沉降的变化关系不仅与是否浸水和土层参数相关，还受桩径、桩长、桩型等参数的影响，本文基于该类型的工程桩基，对桩顶荷载和位移试验结果进行拟合，发现两者符合指数函数，从而确定该黄土地区桩基在天然状态、先加载后浸水、先浸水后加载3种情况下对应的桩顶荷载与沉降关系函数：

(3)

5浸水状态桩基荷载传递特征

5.1桩身轴力与浸水时间关系

S2与S3桩浸水期间桩身轴力随时间的变化见图13。由图得出：两种工况下桩端阻力在整个浸水过程中几乎均为零，即整个浸水过程并未对桩端阻力产生影响，这是由于渗水孔不够深使浸水引起的负摩阻力未对桩端产生影响。不同之处是，S3桩在浸水初期桩身轴力为负值，这是由于该桩固定在钢梁上，受到钢梁的向上拉应力，在桩身上部的轴力表现为负值，土体沉降量随着浸水量增加而增加，对桩侧附着的负摩阻力也增大，所以在桩顶位置桩身轴力绝对值也变大。

图13　桩身轴力的分布曲线Fig.13　Curves of axial force distribution of test piles

5.2侧摩阻力与浸水时间关系

依据桩身轴力与摩阻力的换算关系，确定S2与S3桩浸水期间桩身摩阻力随时间的变化见图14。

图14　桩侧摩阻力的变化曲线Fig.14　Curves of side friction resistance of piles

从图中看出：两桩侧负摩阻力均随浸水时间的增加逐步增大，控制变量法桩基浸水试验不仅要比常规状态下浸水试验产生更大的桩身负摩阻力，而且其发展变化也较快，同时中性点深度也较深。在浸水初期，桩侧负摩阻力增加幅度较大，不同浸水期间桩侧负摩阻力的间距变化较大，随着浸水量的增加，负摩阻力增幅减小，随后接近于稳定；停止浸水后，桩身负摩阻力又有比较大的发展变化，其后变化很小，很快趋于稳定，这是由于桩周湿陷性黄土释水重新固结的影响，且释水重新固结时间较短。中性点以下桩身正摩阻力与桩身负摩阻力的变化趋势一致。

从浸水期间的S2和S3桩侧摩阻力变化曲线中看出：S2桩侧负摩阻力最大值为17.5～28.8 kPa，S3桩侧负摩阻力最大值为41.5～76.5 kPa。从两桩相同浸水时间的桩侧负摩阻力最大值来看，用控制变量法试验测得的最大负摩阻力远大于常规的桩基浸水试验测得的最大负摩阻力。两种方法均能测得桩侧负摩阻力，仅取决于桩顶位移是否受限制，结合实际工程，考虑到实际情况及工程费用和时间等因素。从两种方法确定的桩基负摩阻力的数据来看，可以得出用控制变量法试验测桩侧负摩阻力能够减少资金，缩短工期，是一种比较合理科学的解决方法。

6中性点位置的确定

中性点的位置是桩侧负摩阻力为零或桩土相对位移为零位置处，从S2和S3桩浸水过程的桩侧摩阻力变化趋势中可以看出，两桩负摩阻力最大值均在4.8～6.4 m范围内，中性点的位置分别位于11.3～12.0 m和11.9～13.2 m，位于桩长的0.57～0.66位置范围内。其中《建筑桩基技术规范》(JGJ 94—2008)规范中提到的对于粉土、黏性土的中性点的位置可取0.6，与试验结果进行对比分析，发现现场试验测得的中性点的位置与规范方法算得的中性点位置误差相差不大，平均误差控制在10%范围内，这说明可以对规范值进行修正，修正系数为k取0.1。因此，可确定对于该类似黄土非均匀湿陷条件下的桥梁桩基，中性点的位置约为0.62l，其中l为桩长。

7结论

(1)用现场桩基浸水载荷试验和控制变量法试验分析了桩侧摩阻力随浸水时间的变化关系，两者的区别取决于实际工程中桩顶位移是否受限制，结合实际工程，对两种不同方法的实测数据对比，得出用控制变量法能够有效地减少资金，缩短工期，是一种比较合理、科学的确定桩基负摩阻力的方法。

(2)采用数据处理软件对试验结果进行分析，建立浸水和停水期地表沉降和时间的对数曲线模型，提出了桩周土湿陷量与时间的函数关系式：ln[1-S(t)·Smax-1]=ln(α)-βt。

(3)相同荷载下，浸水后桩基沉降总变形大于常规状态下80%左右，无论是先湿还是后湿，对桩基承载力影响不明显，得出在该类似条件下，Q和s符合指数函数式Q=Ae-sα-1+B，并提出了先浸水、后浸水与天然状态下桩基承载力的函数关系。实际工程中，桩土的作用机理非常复杂，由于条件受限，此结论还需进一步验证。

(4)根据桩侧摩阻力的变化曲线，确定浸水期间两试桩中性点的位置位于桩身11.3～13.2 m，并与规范值对比，得到该类似黄土区非均匀湿陷条件下桩基中性点位置为0.62l。

参考文献：

References:

[1]马时冬. 桩身负摩阻力的现场测试与研究[J]. 岩土力学，1997, 18(1)：8-15，24.

MA Shi-dong. Study on the Field Measurement of Negative Friction of Piles [J]. Rock and Soil Mechanics，1997, 18(1)：8-15，24.

[2]夏力农, 雷鸣, 聂重军. 桩顶荷载对负摩阻力性状影响的现场试验[J]. 岩土力学，2009，30(3)：664-668.

XIA Li-nong, LEI Ming, NIE Chong-jun. Field Test of Influences of Load at Pile Top on Negative Skin Friction Behaviors [J]. Rock and Soil Mechanics，2009，30(3)：664-668.

[3]赵明华, 黄利雄, 刘思思. 横向荷载对基桩竖向承载力的影响分析[J].公路交通科技,2009,26(7): 44-48.

ZHAO Ming-hua, HUANG Li-xiong, LIU Si-si. Effect of Transverse Load on Vertical Load Capacity of Piles[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2009, 26(7): 44-48.

[4]刘明振. 含有自重湿陷性黄土夹层的场地上群桩负摩擦力的计算[J]. 岩土工程学报, 1999, 21(6): 749-752.LIU Ming-zhen. A Calculation Method of Negative Skin Friction on the Pile Group in the Self Weight Collapsible Loess Stratum[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1999, 21(6): 749-752.

[5]顾培英, 王德平, 吕惠明. 大直径灌注桩桩侧摩阻力试验研究[J]. 公路交通科技, 2004, 21(1): 62-66. GU Pei-ying, WANG De-ping, LÜ Hui-ming. Test Study on Side Friction of Large Diameter Bored Pile[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2004, 21(1): 62-66.

[6]DONG Xiao-ming, XIE Yong-li. Research on Cast In-situ Pile Load Bearing Capacity Characteristics in Hand Made Excavation [C]// 2011 International Conference on Consumer Electronics, Communications and Networks (CECNet). Xianning: IEEE, 2011: 5171-5174.

[7]张向东，柴源，刘佳琦，等. 冻融条件下桩基侧摩阻力模型试验研究[J]. 公路交通科技, 2015, 32(4): 45-51.

ZHANG Xiang-dong, CHAI Yuan, LIU Jia-qi, et al. Experimental Research of Pile Foundation Side Friction Model under Freezing-thawing Condition[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2015, 32(4): 45-51.

[8]GB 50025—2004，湿陷性黄土地区建筑规范[S].

GB 50025—2004，Code for Building Construction in Collapsible Loess Regions[S].

[9]唐松涛, 陈立宏, 贺德新，等. 三岔双向挤扩灌注桩在桥梁桩基中的试验研究[J]. 公路交通科技, 2012, 29(1): 80-85.

TANG Song-tao，CHEN Li-hong，HE De-xin, et al. Experimental Analysis of DX piles in Pile Foundation of Bridge [J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2012, 29(1): 80-85.

[10]JGJ 106—2003, 建筑桩基检测技术规范[S].

JGJ 106—2003, Technical Code for Testing of Building Foundation Piles[S].

[11]李芬, 张建新, 张荣. 1958—2013年山西降水时空分布[J]. 中国沙漠, 2015, 35(5): 1301-1311.

LI Fen, ZHANG Jian-xin, ZHANG Rong. Spatial-temporal Characteristics of Precipitation in Shanxi during 1958—2013[J]. Journal of Desert Research, 2015, 35(5): 1301-1311.

[12]穆斯塔伐耶夫A A. 湿陷性黄土上地基与基础的计算[M]. 北京: 水利电力出版社，1984.

MOOSE TAFAYEFU A A. Calculation of Ground and Foundation on Collapsible Loess[M]. Beijing: Water Resources and Electric Power Press，1984.

[13]林亚超, 王邦楣. 砂性土中单桩和桩基的模型试验[J].桥梁建设，1997(2)：60-72.

LIN Ya-chao, WANG Bang-mei. Model Test for Single Pile and Pile Foundation in Sandy Soil[J]. Bridge Construction，1997(2)：60-72.

Experimental Study on Mechanical Property of Pile Foundation in Loess Area under Condition of Non-uniform Collapsibility

DONG Xiao-ming1, GAO Shi-zhao1，SONG Jun1, ZHANG Yu-wei2, LI Jin3

(1.School of Civil Engineering, Ludong University, Yantai Shandong 264025, China;2. School of Highway, Chang’an University, Xi’an Shaanxi 710064, China;3. School of Civil Engineering, Shandong Jiaotong University, Jinan Shandong 250023, China)

Abstract：Based on the mechanism of loess non-uniform collapsibility and the load characteristics of pure friction piles, the conventional water immersion test and the pile foundation test by the method of variables-controlled are carried out, and the characteristics of negative friction resistance for the bridge pile foundation under the condition of non-uniform collapsibility are analyzed combining with practical engineering. On the basis of the existing single parameter logarithmic curve model and the measured data, a double-parameter logarithm curve model that indicates the relationship between collapse amount and time of soil around pile during and after water immersion is proposed. By achieving the curves of pile top load changing with settlement in collapsible loess area, the load characteristics of pile foundation under conditions of nature, water immersion before and after loading are ascertained, and the action of pile side friction during water immersion is explored. The result shows that the neutral point of bridge pile foundation locates in the range of 0.62 times of the pile length in the non-uniform collapsibility loess areas, and the research of the load characteristics of pile foundation negative friction resistance by means of the variable-controlled method is more economic and reasonable than using the conventional water immersion method.

Key words：road engineering; pile foundation；variable-controlled method; negative friction; collapsible loess; field test

收稿日期：2015-01-20

基金项目：国家自然科学基金项目(51108255)；山西省交通建设科技项目(201036000Z08D406)；鲁东大学引进人才启动基金项目(LY2014028)

作者简介：董晓明(1982-)，女，山东烟台人，博士.(dongxiaoming01@163.com)

doi:10.3969/j.issn.1002-0268.2016.06.006

中图分类号：U443.15

文献标识码：A

文章编号：1002-0268(2016)06-0032-08