侧阻软化对摩擦桩承载特性的影响

张利鹏，周志军，魏进，王端端

(长安大学 公路学院， 陕西 西安 710064)



侧阻软化对摩擦桩承载特性的影响

张利鹏，周志军，魏进，王端端

(长安大学 公路学院， 陕西 西安 710064)

结合现场试验达到破坏的摩擦桩，分析侧阻产生软化的范围及其对侧阻力、桩端阻力和承载力的影响。试验结果表明：临近极限荷载时上部土层侧阻产生软化，极限荷载下硬塑、可塑粉质黏土的侧阻软化段长度分别为4和8 m；硬塑、可塑粉质黏土软化段的侧摩阻力值分别较极值平均小14.98%和22.23%，但侧阻软化段对该层土总的侧摩阻力值影响较小；试桩破坏时桩端阻力未充分发挥，圆砾土桩端阻力的试验值较勘查值和规范值(下限值)分别小10.80%和25.67%，硬塑粉质黏土桩端阻力的试验值较勘查值和规范值分别小22.11%和29.52%。对于侧阻易产生软化的摩擦桩，采用现行规范计算其承载力时桩端阻力应考虑一定的折减。

摩擦桩；侧阻软化；桩端阻力；沉降；承载力

桩基础作为一种有效的深基础形式在工程建设中得到广泛的应用，随着工程建设规模的扩大，深长桩基础在工程中得到大量应用且多为摩擦桩，因其承载特性有别于端承桩，学者们对其进行了相关研究，摩擦桩的承载力以侧摩阻力为主，临近极限荷载时，上部土层侧阻产生软化且软化程度随荷载的增加而增加，导致桩端阻力和桩侧阻力未同时发挥至极限状态，最终影响桩基础的承载力。

王卫东等[1]通过软土地区灌注桩的现场静载试验，发现桩土相对位移超过极限后，埋深较浅的黏性土出现明显的软化现象，浅部土层的侧摩阻力小于规范值下限；赵春风等[2]通过钻孔灌注桩静载试验，发现桩身上部土层侧摩阻力发生不同程度的软化，极限荷载下侧摩阻力未完全发挥；张骞等[3]通过钻孔灌注桩现场静载试验，发现上部土层侧摩阻力有不同程度的软化现象，而中下部土层侧摩阻力未完全发挥；孙树礼[4]通过深厚软土地区大直径超长钻孔灌注桩的现场试验，发现桩顶荷载大部分由桩侧摩阻力承担，试桩属于摩擦桩；邱英玉[5]通过旋挖钻孔灌注桩静载试验，分析表明桩顶的大部分荷载由桩侧阻力承担，桩端阻力只承担竖向荷载的一小部分。

现有的研究多是集中在摩擦桩承载特性的研究及侧阻软化的发现，针对侧阻软化对摩擦桩承载特性的研究较少。现行规范[6-7]在计算摩擦桩承载力时未考虑侧阻软化对承载力的影响，易导致承载力计算偏高，因此有必要开展侧阻软化对摩擦桩承载特性影响的研究。

结合现场试桩的破坏过程，分析侧阻产生软化对摩擦桩承载特性的影响，为摩擦桩的研究提供资料，以优化摩擦桩的承载力计算和设计。

1　现场试验概况

1.1试验场地地质条件

试验场地位于西安市北郊，在相近场地布设2个试验区分别为TA1和TA2，经地质勘察试验区的详细地质资料见表1。

1.2试桩及加载方案

TA1和TA2试验区各布置2根旋挖钻孔灌注桩作为试桩，采用锚桩反力梁法(四锚一)对试桩施加荷载，各试验区的试桩和锚桩参数见表2。

表1　现场地质资料

表2　试桩及锚桩参数

注：试桩桩头1.5 m处采用C40混凝土浇筑。TA1和TA2区试桩的主筋均采用16根直径25 mmHRB335钢筋，箍筋采用直径8 mmR235钢筋通长布置，加劲箍采用直径25 mmHRB335钢筋间隔2 m通长布置。

采用荷载维持法加载，即分级加载，每级荷载下桩基础沉降稳定后施加下一级荷载，结合地质资料预估试桩的承载力，现场静载试验拟加载至桩基础破坏以分析侧阻软化对桩基础承载特性的影响，TA1区试桩分7个加载等级，每级荷载为2 500 kN，TA2区试桩分7个加载等级，每级荷载为1 000 kN，每根试桩的第一级荷载量为前两级荷载之和，加载过程中对锚桩的上拔进行监测，两试验区锚桩的最大上拔量为1 mm，满足试验要求。

距试桩顶部20 cm处正交布置4个百分表，取平均值作为荷载作用下试桩的沉降；沿桩身主筋通过螺栓连接布置钢筋计以量测荷载作用下桩身内力，结合现场实际钢筋计布置断面见图1，每个断面均匀布设3个钢筋计，计算后取平均值为荷载下的桩身轴力和桩侧摩阻力。

假定加载过程中桩身材料呈线弹性，由测得的钢筋计读数，得到桩身轴力计算如下：

psi=K(Fi2-F02)+B

(1)

(2)

Qi=(EsAs+EcAc)εi

(3)

式中：K为标定系数；B为计算修正值；Fi为某一级荷载作用下i断面钢筋计振动频率；Fo为钢筋计初始振动频率；As和Ac为每个断面钢筋横截面积和混凝土面积；ES和EC为钢筋和混凝土的弹性模量;εi为计算截面的应变平均值；Qi为i断面的桩身轴力。

桩土相对位移：

(4)

(5)

式中：s1，s2，s3和s4分别为荷载作用下4个百分表的读书；sb为桩土相对位移；s0为桩顶位移；li为i段长度；

2个测试断面之间轴力值的变化等于该断面的侧摩阻力值，即：

(6)

式中：Ui为桩身i截面周长；Qi-1和Qi分别为i段上下截面处轴力。

图1　试桩钢筋计布置图Fig.1 Steel bar gauge arrange of test Piles

2　试验结果分析

2.1侧阻软化的产生

加载初期，桩土之间的相对位移随荷载的增加逐渐增加，侧摩阻力沿桩身逐步被激发；加载中期，桩土之间相对位移继续增大，上部土层侧摩阻力逐渐达到峰值，下部土层侧摩阻力继续增长；加载后期，桩土之间的相对位移持续增大，上部土层侧阻产生软化且软化程度随荷载的增加而增加，桩身沉降增大，试桩破坏，而下部土层侧摩阻力未发挥至极值。

图2　TP11侧摩阻力分布曲线Fig.2 Pile side friction curve of TP11

图3　TP12侧摩阻力分布曲线Fig.3 Pile side friction curve of TP12

图4　TP21侧摩阻力分布曲线Fig.4 Pile side friction curve of TP21

图5　TP22侧摩阻力分布曲线Fig.5 Pile side friction curve of TP22

由图2，图3，图4和图5知出，荷载作用下试桩的侧摩阻力沿桩身逐步发挥承载作用，侧摩阻力分布曲线随荷载增加向后推移，TP11和TP12的侧摩阻力分布曲线呈现“双峰”现象，桩身0～10 m段侧摩阻力产生第一个“峰值”，在10 m处跌入“低谷”，桩身10 m以下侧摩阻力逐渐增长并达到第二个“峰值”，其值较第一个“峰值”大。由地质资料知，桩身10 m处位于粉质黏土和卵石土的界面且两层土的侧摩阻力值差异较大，因此在该界面处侧摩阻力减小；10 m以下的侧摩阻力值(勘查值)是上部土层侧摩阻力值的2.67倍，因而该段侧摩阻力值较上部大。

TP21和TP22上部(0～20 m)侧摩阻力随荷载的增加达到峰值后沿桩身呈非线性递减，且递减速率较小，桩身下部(20～28 m)侧摩阻力随荷载增加逐渐增加并达到峰值，结合地质资料知上部桩侧土层性质差异小，下部土层侧摩阻力较上部土层大，因而试桩的侧摩阻力出现“双峰”状。

由图6和图7知，TP11和TP12的0～4 m段侧摩阻力随桩土之间相对位移的增长近似呈“三段”分布，其余桩段近似呈“两段”分布。第一段(侧阻增长)：加载初期各个桩段的侧摩阻力随桩土之间相对位移增长而增长，但增长较缓慢；第二段(侧阻强化)：随荷载的增加，各个桩段的侧摩阻力随桩土之间相对位移的增大继续增大且增长速率大；第三段(侧阻软化)：加载后期，桩身0～4 m段侧摩阻力出现软化现象，极限荷载下的侧摩阻力值较极值(软化前一级荷载下的侧摩阻力值)分别减小13.42%和16.55%，软化段长度约为17.39%的桩长，约4倍桩径，侧摩阻力达到极值时桩土之间的相对位移分别为9.65和6.82 mm。4～8 m段侧摩阻力软化现象不显著，8 m以下各桩段侧阻未产生软化现象仍处于强化段，侧摩阻力均随荷载的增加呈非线性增加且增长速率较大。

由图8和图9知，TP21和TP22的0～3.5和3.5～8 m段侧摩阻力随桩土之间相对位移的增长近似呈“三段”分布，其余桩段近似呈“两段”分布。第一段(侧阻增长)：加载初期，各个桩段的侧摩阻力随桩土之间相对位移的增长呈缓慢的增长；第二段(侧阻强化)：各个桩段的侧摩阻力值随桩土之间相对位移的增长呈现较大的增长速率；第三段(侧阻软化)：随荷载的增加0～3.5和3.5～8 m桩段侧阻产生软化，侧摩阻力较极值(软化前一级荷载下的侧摩阻力值)分别减小21.61%和23.42%，软化段长度约为28.57%的桩长，约8倍的桩径，侧摩阻力达到极限时桩土之间相对位移分别14.23和15.17 mm，8 m以下各个桩段的侧摩阻力未出现软化现象，均随着荷载的增加均呈现不同的增长速率，仍属第二段。

图6　TP11桩侧阻力与桩土相对位移曲线Fig.6 Pile side friction and pile-soil relative displacement curve of TP11

图7　TP12桩侧阻力与桩土相对位移曲线Fig.7 Pile side friction and pile-soil relative displacement curve of TP12

图8　TP21桩侧阻力与桩土相对位移曲线Fig.8 Pile side friction and pile-soil relative displacement curve of TP21

图9　TP22桩侧阻力与桩土相对位移曲线Fig.9 Pile side friction and pile-soil relative displacement curve of T P22

2.2侧阻软化对桩端阻力的影响

荷载作用下，桩身轴力最先被激发，桩身轴力克服侧摩阻力向下传递，最终桩端阻力被激发。由图10和图11知，TP11和TP12的桩身轴力沿桩身分布近似呈“两段”线性递减，0～10 m段桩身轴力沿桩深呈线性递减，10 m处桩身轴力突减，10～23 m段桩身轴力呈线性递减，由于10 m以上为粉质黏土，10 m以下为卵石土、圆砾土且其侧摩阻力值相同，因此10 m以下段桩身轴力沿桩身呈线性递减，传至桩端的荷载较小，说明荷载向下传递过程中侧摩阻力分担了较大的荷载。由图12和图13知，TP21和TP22的桩身轴力沿桩深递减速率较TP11和TP12大，说明其侧摩阻力灵敏度高，容易被激发且分担较多的荷载，由其侧摩阻力分布曲线可以体现出。

桩端阻力随荷载的增加而增加，其增长速度不仅与上部荷载相关，且与桩端位移相关。由图14和图15知，桩端阻力随桩端位移的增加呈非线性增长，TP11和TP12在10 000 kN荷载作用前，桩端位移随桩端阻力增长缓慢，此时上部桩段的侧摩阻力已有及较大的发挥，说明桩端阻力的发挥落后于侧摩阻力，10 000 kN后桩端阻力近似呈现线性增长且增长速率较大，说明上部桩侧摩阻力逐步发挥至极值，导致传递至桩端的荷载逐渐增大。TP21和TP22在3 000 kN荷载作用前，桩端位移随桩端阻力增长呈缓慢增长，3 000 kN后桩端位移随桩端阻力增长呈近似线性增长且增长速率较大。

两试验区的试桩在极限荷载下桩端阻力均未充分发挥且仍有增长趋势，但由于上部土层侧阻产生软化，桩土之间相对位移过大，桩身沉降突增致使试桩破坏。侧阻软化在一定程度上促进桩端阻力的发挥，但由于侧阻软化程度随荷载的增加呈现较大的增长速率，导致桩土之间相对位移过大，试桩沉降过大，试桩破坏，致使侧摩阻力和桩端阻力未同时达到极限，说明侧阻软化最终影响桩端阻力的正常发挥。

图10　TP11轴力分布曲线Fig.10 Axial force curve of TP11

图11　TP12轴力分布曲线Fig.11 Axial force curve of TP12

图12　TP21轴力分布曲线Fig.12 Axial force curve of TP21

图13　TP22轴力分布曲线Fig.13 Axial force curve of TP22

图14　TP11和TP12桩端阻力与桩端位移曲线Fig.14 Pile end resistance and displacement curve of TP11 and TP12

图15　TP21和TP22桩端阻力与桩端位移曲线Fig.15 Pile end resistance and displacement curve of TP21 and TP22

2.3侧阻软化对承载力的影响

荷载作用下桩土之间产生相对位移，桩基础产生沉降，由图16和图17知，上部土层未产生软化前试桩的荷载-沉降曲线呈“缓变形”趋势，但侧阻产生软化后，随荷载的增加，荷载-沉降曲线呈“陡降型”，两试验区的试桩最终因上部土层侧阻产生软化，沉降突增，试桩产生破坏。TP11和TP12在17 500 kN荷载下的沉降分别为23.16和19.82 mm，由于上部土层侧阻软化的产生，试桩沉降随荷载增加突增，20 000 kN荷载下试桩沉降分别为63.02和62.78 mm，试桩发生破坏，判定其极限承载力为17 500 kN。TP21和TP22在7 000 kN荷载下的沉降分别为25.78和30.98 mm，8 000 kN荷载下上部侧阻产生软化现象，试桩沉降突增分别为63.22和64.04 mm，试桩发生破坏，判定其极限承载力为7 000 kN。

图16　TP11和TP12荷载-沉降曲线Fig.16 Load-settlement curve of TP11 and TP12

图17　TP21和TP22荷载-沉降曲线Fig.17 Load-settlement curve of TP21 and TP22

由图18和图19知，试桩的侧摩阻力随荷载的增加均呈线性增加且增长速率较大，桩端阻力随荷载增加近似呈线性增加且增长较缓慢。5 000 kN荷载下TP11和TP12的桩端阻力占荷载的5.44%和5.62%，侧摩阻力分别占荷载的94.56%和94.38%，极限荷载下桩端阻力分别占荷载的13.72%和13.90%，侧摩阻力分别占荷载的86.28%和86.10%，由于上部侧摩阻力软化的产生，导致桩土之间相对位移过大，试桩产生破坏，而桩端阻力未达到极限且仍有增长趋势，TP11和TP12均表现出摩擦桩的承载性状。

2 000 kN下TP21和TP22的桩端阻力占荷载的3.30%和3.25%，侧摩阻力分别占荷载的96.70%和96.75%，极限荷载下桩端阻力分别占荷载的7.08%和6.68%，侧摩阻力分别占荷载的92.92%和93.32%，由于上部桩侧摩阻力产生软化，桩土之间相对位移过大，试桩产生破坏，而桩端阻力未达到极限且仍有增长趋势，TP21和TP22均表现出摩擦桩的承载性状。

图18　TP11和TP12桩侧阻力和桩端阻力分布曲线Fig.18 Pile side friction and end resistance curve of TP11 and TP12

图19　TP21和TP22桩侧阻力和桩端阻力分布曲线Fig.19 Pile side friction and end resistance curve of TP21 and TP22

3　摩擦桩承载力计算讨论

影响桩侧摩阻力软化的因素主要有：桩周土性质、桩土界面性状、成孔方式、桩径大小、成孔后放置时间、加载速率、桩土间相对位移等。由表3和表4知，上部桩侧土软化段对该层土侧摩阻力值影响较小，TA1区上部土层软化前的侧摩阻力值为84.1 kPa，极限荷载下侧摩阻力值为83.9 kPa，减小了0.24%，TA2区上部土层软化前的侧摩阻力值为73.9 kPa，极限荷载下侧摩阻力值为73.7 kPa，减小了0.27%，TA2区较TA1区上部土层软化现象显著，说明侧摩阻力软化值大则对该土层侧摩阻力值影响大，但总体上对该层土总的侧摩阻力值影响较小，因为该层土上部侧阻产生软化的同时下部土层侧阻得到强化且未产生软化。

两试验区的粉质黏土(硬塑)由于埋深不同，其摩阻力值不同，TA1区的粉质黏土埋深(0～10 m)，极限荷载下其侧摩阻力为83.9 kPa，TA2区的粉质黏土埋深较深(20～28 m)，极限荷载下其侧摩阻力值为73.0 kPa，较TA1区小11.92%，说明土层的摩阻力与其埋深有关，土层埋深越深，荷载作用下该土层的桩土之间相对位移越小，侧摩阻力不易发挥。

极限荷载下卵石土和圆砾土的侧摩阻力试验值较勘查值分别高134.37%和79.4%，桩基础成孔方式均采用旋挖钻进成孔，由于旋挖钻进成孔速度快，且成孔过程中振动小，对孔壁土的扰动小，成孔后土体应力释放小，说明成孔方式影响侧摩阻力的发挥性状。

摩擦桩未达到极限荷载时上部土体侧摩阻已产生软化，桩身沉降随荷载的增加而突增，试桩产生破坏，而桩端阻力并未发挥至极限，摩擦桩的承载力以桩侧摩阻力为主，但桩端阻力的作用不容忽视。由表3和表4知，两试验区桩端土的容许承载力均没有发挥到极限，TA1区圆砾土的桩端承载力试验值分别较勘查值和规范值(下限值)小 10.80%和25.67%，TA2区粉质黏土的桩端承载力试验值分别较勘查值和规范值小 22.11%和29.52%，说明上部桩侧土体软化影响桩端阻力的正常发挥，一定程度上减小了桩基础的承载能力。TA2区上部土层软化较TA1区对桩端阻力的影响大，由于TA2区较TA1区上部土层软化程度大，说明桩侧土体软化程度越大(桩土之间相对位移增长速率越大)，对桩端阻力的影响越大，桩端阻力越不易发挥至极限。

表3　TA1区极限荷载下侧摩阻力和承载力值

表4　TA2区极限荷载下侧摩阻力和承载力值

注：括号内为桩侧土产生软化前一级荷载下该桩段的侧摩阻力值

现有规范在计算摩擦桩承载力时只是将桩侧摩阻力和桩端阻力简单的线性叠加，未考虑侧阻软化和土层埋深对侧摩阻力的影响，对于上部土层侧阻易产生软化的摩擦桩，采用现有规范计算其承载力时易计算过高。对于摩擦桩承载力的计算应当考虑上部土层软化导致桩端阻力不能发挥至极值，因而桩端阻力应考虑一定的折减，且应考虑相同土层不同埋深所造成的“深度效应”，应考虑不同成孔方式对桩侧摩阻力的增强或削弱作用。

4　结论

1)侧摩阻力的发挥与桩土相对位移相关，硬塑、可塑粉质黏土侧摩阻力达到极值时桩土相对位移分别为6.82～9.65 mm、14.23～15.17 mm；极限荷载下侧阻软化段对该层土总的侧摩阻力值影响较小，因上部桩段侧阻产生软化的同时，该层土的下部侧阻逐渐得到发挥。

2)上部土层侧阻软化程度随荷载的增加而突增，且软化程度越大桩端阻力越不易发挥至极值，试桩破坏时桩端阻力增长缓慢且未发挥至极限，TA1区桩端阻力试验值分别较勘查值和规范值(下限)小 10.80%和25.67%，TA2区桩端阻力试验值分别较勘查值和规范值小 22.11%和29.52%，桩端阻力和侧摩阻力值未同时达到极值，摩擦桩承载力计算时桩端阻力应当考虑一定的折减。

3)性质相同的土层埋深不同，极限荷载下侧摩阻力发挥程度不同，土层埋深越深，其侧摩阻力越不易发挥且充分发挥时所需桩土相对位移越大，极限荷载下TA1区硬塑粉质粘土段(顶层)的侧摩阻力为83.9 kPa，TA2区硬塑粉质粘土段(底层)的侧摩阻力为73.0 kPa,较TA1区平均小11.92%，若桩身存在性质相同但埋深不同的土层，承载力计算时应考虑“深度效应”。

4)侧阻软化导致桩身沉降突增，试桩产生破坏，降低桩基础的承载力，对于侧阻易产生软化的摩擦桩承载力计算时，应以沉降作为控制标准；为减小侧阻软化对摩擦桩承载力的影响，可考虑在上部土层软化段采用桩侧注浆，以改善其抗软化能力，提高桩基础承载力。

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Influence of lateral friction degradation on bearing capacity of friction pile

ZHANG Lipeng，ZHOU Zhijun，WEI Jin，WANG Duanduan

(School of Highway Chang'an University，Xi'an 710064，China)

In combination of failed friction piles in field test, the extent of lateral friction degradation and its influence on lateral friction, pile tip resistance and bearing capacity were analyzed. The results showed the following findings: Lateral friction of upper soil degraded when close to ultimate load, length of lateral friction degradation zone under ultimate load is about 4m in hard plastic silty clay and 8m in plastic silty clay. Lateral friction of hard plastic and plastic silty clay is respectively 14.98% and 22.23% less than extreme value, but lateral friction degradation zone had little influence on the total value of lateral friction of this layer. Pile tip resistance didn’t fully played a role when test pile was broken, the test value of pile tip resistance in round gravel soil is respectively 10.80% and 25.67% less than exploration value and norm value (lower limit), the test value of pile tip resistance in hard plastic silty clay is respectively 22.11% and 29.52% less than exploration value and norm value. For friction piles apt to degrade in lateral friction, the value of pile tip resistance should be reduced when bearing capacity is calculated using existing norm.

friction pile;lateral friction degradation;pile tip resistance;settlement;bearing capacity

2015-12-25

中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(2013G12H011)

周志军(1975-)，男，江苏泰兴人，教授，博士，从事桩基础承载力和变形研究；E-mail：5974100@qq.com

TU473

A

1672-7029(2016)09-1719-09