側阻軟化對摩擦樁承載特性的影響

張利鵬，周志軍，魏進，王端端

(長安大學 公路學院， 陜西 西安 710064)

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側阻軟化對摩擦樁承載特性的影響

張利鵬，周志軍，魏進，王端端

(長安大學 公路學院， 陜西 西安 710064)

結合現場試驗達到破壞的摩擦樁，分析側阻產生軟化的范圍及其對側阻力、樁端阻力和承載力的影響。試驗結果表明：臨近極限荷載時上部土層側阻產生軟化，極限荷載下硬塑、可塑粉質黏土的側阻軟化段長度分別為4和8 m；硬塑、可塑粉質黏土軟化段的側摩阻力值分別較極值平均小14.98%和22.23%，但側阻軟化段對該層土總的側摩阻力值影響較小；試樁破壞時樁端阻力未充分發揮，圓礫土樁端阻力的試驗值較勘查值和規范值(下限值)分別小10.80%和25.67%，硬塑粉質黏土樁端阻力的試驗值較勘查值和規范值分別小22.11%和29.52%。對于側阻易產生軟化的摩擦樁，采用現行規范計算其承載力時樁端阻力應考慮一定的折減。

摩擦樁；側阻軟化；樁端阻力；沉降；承載力

樁基礎作為一種有效的深基礎形式在工程建設中得到廣泛的應用，隨著工程建設規模的擴大，深長樁基礎在工程中得到大量應用且多為摩擦樁，因其承載特性有別于端承樁，學者們對其進行了相關研究，摩擦樁的承載力以側摩阻力為主，臨近極限荷載時，上部土層側阻產生軟化且軟化程度隨荷載的增加而增加，導致樁端阻力和樁側阻力未同時發揮至極限狀態，最終影響樁基礎的承載力。

王衛東等[1]通過軟土地區灌注樁的現場靜載試驗，發現樁土相對位移超過極限后，埋深較淺的黏性土出現明顯的軟化現象，淺部土層的側摩阻力小于規范值下限；趙春風等[2]通過鉆孔灌注樁靜載試驗，發現樁身上部土層側摩阻力發生不同程度的軟化，極限荷載下側摩阻力未完全發揮；張騫等[3]通過鉆孔灌注樁現場靜載試驗，發現上部土層側摩阻力有不同程度的軟化現象，而中下部土層側摩阻力未完全發揮；孫樹禮[4]通過深厚軟土地區大直徑超長鉆孔灌注樁的現場試驗，發現樁頂荷載大部分由樁側摩阻力承擔，試樁屬于摩擦樁；邱英玉[5]通過旋挖鉆孔灌注樁靜載試驗，分析表明樁頂的大部分荷載由樁側阻力承擔，樁端阻力只承擔豎向荷載的一小部分。

現有的研究多是集中在摩擦樁承載特性的研究及側阻軟化的發現，針對側阻軟化對摩擦樁承載特性的研究較少。現行規范[6-7]在計算摩擦樁承載力時未考慮側阻軟化對承載力的影響，易導致承載力計算偏高，因此有必要開展側阻軟化對摩擦樁承載特性影響的研究。

結合現場試樁的破壞過程，分析側阻產生軟化對摩擦樁承載特性的影響，為摩擦樁的研究提供資料，以優化摩擦樁的承載力計算和設計。

1　現場試驗概況

1.1試驗場地地質條件

試驗場地位于西安市北郊，在相近場地布設2個試驗區分別為TA1和TA2，經地質勘察試驗區的詳細地質資料見表1。

1.2試樁及加載方案

TA1和TA2試驗區各布置2根旋挖鉆孔灌注樁作為試樁，采用錨樁反力梁法(四錨一)對試樁施加荷載，各試驗區的試樁和錨樁參數見表2。

表1　現場地質資料

表2　試樁及錨樁參數

注：試樁樁頭1.5 m處采用C40混凝土澆筑。TA1和TA2區試樁的主筋均采用16根直徑25 mmHRB335鋼筋，箍筋采用直徑8 mmR235鋼筋通長布置，加勁箍采用直徑25 mmHRB335鋼筋間隔2 m通長布置。

采用荷載維持法加載，即分級加載，每級荷載下樁基礎沉降穩定后施加下一級荷載，結合地質資料預估試樁的承載力，現場靜載試驗擬加載至樁基礎破壞以分析側阻軟化對樁基礎承載特性的影響，TA1區試樁分7個加載等級，每級荷載為2 500 kN，TA2區試樁分7個加載等級，每級荷載為1 000 kN，每根試樁的第一級荷載量為前兩級荷載之和，加載過程中對錨樁的上拔進行監測，兩試驗區錨樁的最大上拔量為1 mm，滿足試驗要求。

距試樁頂部20 cm處正交布置4個百分表，取平均值作為荷載作用下試樁的沉降；沿樁身主筋通過螺栓連接布置鋼筋計以量測荷載作用下樁身內力，結合現場實際鋼筋計布置斷面見圖1，每個斷面均勻布設3個鋼筋計，計算后取平均值為荷載下的樁身軸力和樁側摩阻力。

假定加載過程中樁身材料呈線彈性，由測得的鋼筋計讀數，得到樁身軸力計算如下：

psi=K(Fi2-F02)+B

(1)

(2)

Qi=(EsAs+EcAc)εi

(3)

式中：K為標定系數；B為計算修正值；Fi為某一級荷載作用下i斷面鋼筋計振動頻率；Fo為鋼筋計初始振動頻率；As和Ac為每個斷面鋼筋橫截面積和混凝土面積；ES和EC為鋼筋和混凝土的彈性模量;εi為計算截面的應變平均值；Qi為i斷面的樁身軸力。

樁土相對位移：

(4)

(5)

式中：s1，s2，s3和s4分別為荷載作用下4個百分表的讀書；sb為樁土相對位移；s0為樁頂位移；li為i段長度；

2個測試斷面之間軸力值的變化等于該斷面的側摩阻力值，即：

(6)

式中：Ui為樁身i截面周長；Qi-1和Qi分別為i段上下截面處軸力。

圖1　試樁鋼筋計布置圖Fig.1 Steel bar gauge arrange of test Piles

2　試驗結果分析

2.1側阻軟化的產生

加載初期，樁土之間的相對位移隨荷載的增加逐漸增加，側摩阻力沿樁身逐步被激發；加載中期，樁土之間相對位移繼續增大，上部土層側摩阻力逐漸達到峰值，下部土層側摩阻力繼續增長；加載后期，樁土之間的相對位移持續增大，上部土層側阻產生軟化且軟化程度隨荷載的增加而增加，樁身沉降增大，試樁破壞，而下部土層側摩阻力未發揮至極值。

圖2　TP11側摩阻力分布曲線Fig.2 Pile side friction curve of TP11

圖3　TP12側摩阻力分布曲線Fig.3 Pile side friction curve of TP12

圖4　TP21側摩阻力分布曲線Fig.4 Pile side friction curve of TP21

圖5　TP22側摩阻力分布曲線Fig.5 Pile side friction curve of TP22

由圖2，圖3，圖4和圖5知出，荷載作用下試樁的側摩阻力沿樁身逐步發揮承載作用，側摩阻力分布曲線隨荷載增加向后推移，TP11和TP12的側摩阻力分布曲線呈現“雙峰”現象，樁身0～10 m段側摩阻力產生第一個“峰值”，在10 m處跌入“低谷”，樁身10 m以下側摩阻力逐漸增長并達到第二個“峰值”，其值較第一個“峰值”大。由地質資料知，樁身10 m處位于粉質黏土和卵石土的界面且兩層土的側摩阻力值差異較大，因此在該界面處側摩阻力減小；10 m以下的側摩阻力值(勘查值)是上部土層側摩阻力值的2.67倍，因而該段側摩阻力值較上部大。

TP21和TP22上部(0～20 m)側摩阻力隨荷載的增加達到峰值后沿樁身呈非線性遞減，且遞減速率較小，樁身下部(20～28 m)側摩阻力隨荷載增加逐漸增加并達到峰值，結合地質資料知上部樁側土層性質差異小，下部土層側摩阻力較上部土層大，因而試樁的側摩阻力出現“雙峰”狀。

由圖6和圖7知，TP11和TP12的0～4 m段側摩阻力隨樁土之間相對位移的增長近似呈“三段”分布，其余樁段近似呈“兩段”分布。第一段(側阻增長)：加載初期各個樁段的側摩阻力隨樁土之間相對位移增長而增長，但增長較緩慢；第二段(側阻強化)：隨荷載的增加，各個樁段的側摩阻力隨樁土之間相對位移的增大繼續增大且增長速率大；第三段(側阻軟化)：加載后期，樁身0～4 m段側摩阻力出現軟化現象，極限荷載下的側摩阻力值較極值(軟化前一級荷載下的側摩阻力值)分別減小13.42%和16.55%，軟化段長度約為17.39%的樁長，約4倍樁徑，側摩阻力達到極值時樁土之間的相對位移分別為9.65和6.82 mm。4～8 m段側摩阻力軟化現象不顯著，8 m以下各樁段側阻未產生軟化現象仍處于強化段，側摩阻力均隨荷載的增加呈非線性增加且增長速率較大。

由圖8和圖9知，TP21和TP22的0～3.5和3.5～8 m段側摩阻力隨樁土之間相對位移的增長近似呈“三段”分布，其余樁段近似呈“兩段”分布。第一段(側阻增長)：加載初期，各個樁段的側摩阻力隨樁土之間相對位移的增長呈緩慢的增長；第二段(側阻強化)：各個樁段的側摩阻力值隨樁土之間相對位移的增長呈現較大的增長速率；第三段(側阻軟化)：隨荷載的增加0～3.5和3.5～8 m樁段側阻產生軟化，側摩阻力較極值(軟化前一級荷載下的側摩阻力值)分別減小21.61%和23.42%，軟化段長度約為28.57%的樁長，約8倍的樁徑，側摩阻力達到極限時樁土之間相對位移分別14.23和15.17 mm，8 m以下各個樁段的側摩阻力未出現軟化現象，均隨著荷載的增加均呈現不同的增長速率，仍屬第二段。

圖6　TP11樁側阻力與樁土相對位移曲線Fig.6 Pile side friction and pile-soil relative displacement curve of TP11

圖7　TP12樁側阻力與樁土相對位移曲線Fig.7 Pile side friction and pile-soil relative displacement curve of TP12

圖8　TP21樁側阻力與樁土相對位移曲線Fig.8 Pile side friction and pile-soil relative displacement curve of TP21

圖9　TP22樁側阻力與樁土相對位移曲線Fig.9 Pile side friction and pile-soil relative displacement curve of T P22

2.2側阻軟化對樁端阻力的影響

荷載作用下，樁身軸力最先被激發，樁身軸力克服側摩阻力向下傳遞，最終樁端阻力被激發。由圖10和圖11知，TP11和TP12的樁身軸力沿樁身分布近似呈“兩段”線性遞減，0～10 m段樁身軸力沿樁深呈線性遞減，10 m處樁身軸力突減，10～23 m段樁身軸力呈線性遞減，由于10 m以上為粉質黏土，10 m以下為卵石土、圓礫土且其側摩阻力值相同，因此10 m以下段樁身軸力沿樁身呈線性遞減，傳至樁端的荷載較小，說明荷載向下傳遞過程中側摩阻力分擔了較大的荷載。由圖12和圖13知，TP21和TP22的樁身軸力沿樁深遞減速率較TP11和TP12大，說明其側摩阻力靈敏度高，容易被激發且分擔較多的荷載，由其側摩阻力分布曲線可以體現出。

樁端阻力隨荷載的增加而增加，其增長速度不僅與上部荷載相關，且與樁端位移相關。由圖14和圖15知，樁端阻力隨樁端位移的增加呈非線性增長，TP11和TP12在10 000 kN荷載作用前，樁端位移隨樁端阻力增長緩慢，此時上部樁段的側摩阻力已有及較大的發揮，說明樁端阻力的發揮落后于側摩阻力，10 000 kN后樁端阻力近似呈現線性增長且增長速率較大，說明上部樁側摩阻力逐步發揮至極值，導致傳遞至樁端的荷載逐漸增大。TP21和TP22在3 000 kN荷載作用前，樁端位移隨樁端阻力增長呈緩慢增長，3 000 kN后樁端位移隨樁端阻力增長呈近似線性增長且增長速率較大。

兩試驗區的試樁在極限荷載下樁端阻力均未充分發揮且仍有增長趨勢，但由于上部土層側阻產生軟化，樁土之間相對位移過大，樁身沉降突增致使試樁破壞。側阻軟化在一定程度上促進樁端阻力的發揮，但由于側阻軟化程度隨荷載的增加呈現較大的增長速率，導致樁土之間相對位移過大，試樁沉降過大，試樁破壞，致使側摩阻力和樁端阻力未同時達到極限，說明側阻軟化最終影響樁端阻力的正常發揮。

圖10　TP11軸力分布曲線Fig.10 Axial force curve of TP11

圖11　TP12軸力分布曲線Fig.11 Axial force curve of TP12

圖12　TP21軸力分布曲線Fig.12 Axial force curve of TP21

圖13　TP22軸力分布曲線Fig.13 Axial force curve of TP22

圖14　TP11和TP12樁端阻力與樁端位移曲線Fig.14 Pile end resistance and displacement curve of TP11 and TP12

圖15　TP21和TP22樁端阻力與樁端位移曲線Fig.15 Pile end resistance and displacement curve of TP21 and TP22

2.3側阻軟化對承載力的影響

荷載作用下樁土之間產生相對位移，樁基礎產生沉降，由圖16和圖17知，上部土層未產生軟化前試樁的荷載-沉降曲線呈“緩變形”趨勢，但側阻產生軟化后，隨荷載的增加，荷載-沉降曲線呈“陡降型”，兩試驗區的試樁最終因上部土層側阻產生軟化，沉降突增，試樁產生破壞。TP11和TP12在17 500 kN荷載下的沉降分別為23.16和19.82 mm，由于上部土層側阻軟化的產生，試樁沉降隨荷載增加突增，20 000 kN荷載下試樁沉降分別為63.02和62.78 mm，試樁發生破壞，判定其極限承載力為17 500 kN。TP21和TP22在7 000 kN荷載下的沉降分別為25.78和30.98 mm，8 000 kN荷載下上部側阻產生軟化現象，試樁沉降突增分別為63.22和64.04 mm，試樁發生破壞，判定其極限承載力為7 000 kN。

圖16　TP11和TP12荷載-沉降曲線Fig.16 Load-settlement curve of TP11 and TP12

圖17　TP21和TP22荷載-沉降曲線Fig.17 Load-settlement curve of TP21 and TP22

由圖18和圖19知，試樁的側摩阻力隨荷載的增加均呈線性增加且增長速率較大，樁端阻力隨荷載增加近似呈線性增加且增長較緩慢。5 000 kN荷載下TP11和TP12的樁端阻力占荷載的5.44%和5.62%，側摩阻力分別占荷載的94.56%和94.38%，極限荷載下樁端阻力分別占荷載的13.72%和13.90%，側摩阻力分別占荷載的86.28%和86.10%，由于上部側摩阻力軟化的產生，導致樁土之間相對位移過大，試樁產生破壞，而樁端阻力未達到極限且仍有增長趨勢，TP11和TP12均表現出摩擦樁的承載性狀。

2 000 kN下TP21和TP22的樁端阻力占荷載的3.30%和3.25%，側摩阻力分別占荷載的96.70%和96.75%，極限荷載下樁端阻力分別占荷載的7.08%和6.68%，側摩阻力分別占荷載的92.92%和93.32%，由于上部樁側摩阻力產生軟化，樁土之間相對位移過大，試樁產生破壞，而樁端阻力未達到極限且仍有增長趨勢，TP21和TP22均表現出摩擦樁的承載性狀。

圖18　TP11和TP12樁側阻力和樁端阻力分布曲線Fig.18 Pile side friction and end resistance curve of TP11 and TP12

圖19　TP21和TP22樁側阻力和樁端阻力分布曲線Fig.19 Pile side friction and end resistance curve of TP21 and TP22

3　摩擦樁承載力計算討論

影響樁側摩阻力軟化的因素主要有：樁周土性質、樁土界面性狀、成孔方式、樁徑大小、成孔后放置時間、加載速率、樁土間相對位移等。由表3和表4知，上部樁側土軟化段對該層土側摩阻力值影響較小，TA1區上部土層軟化前的側摩阻力值為84.1 kPa，極限荷載下側摩阻力值為83.9 kPa，減小了0.24%，TA2區上部土層軟化前的側摩阻力值為73.9 kPa，極限荷載下側摩阻力值為73.7 kPa，減小了0.27%，TA2區較TA1區上部土層軟化現象顯著，說明側摩阻力軟化值大則對該土層側摩阻力值影響大，但總體上對該層土總的側摩阻力值影響較小，因為該層土上部側阻產生軟化的同時下部土層側阻得到強化且未產生軟化。

兩試驗區的粉質黏土(硬塑)由于埋深不同，其摩阻力值不同，TA1區的粉質黏土埋深(0～10 m)，極限荷載下其側摩阻力為83.9 kPa，TA2區的粉質黏土埋深較深(20～28 m)，極限荷載下其側摩阻力值為73.0 kPa，較TA1區小11.92%，說明土層的摩阻力與其埋深有關，土層埋深越深，荷載作用下該土層的樁土之間相對位移越小，側摩阻力不易發揮。

極限荷載下卵石土和圓礫土的側摩阻力試驗值較勘查值分別高134.37%和79.4%，樁基礎成孔方式均采用旋挖鉆進成孔，由于旋挖鉆進成孔速度快，且成孔過程中振動小，對孔壁土的擾動小，成孔后土體應力釋放小，說明成孔方式影響側摩阻力的發揮性狀。

摩擦樁未達到極限荷載時上部土體側摩阻已產生軟化，樁身沉降隨荷載的增加而突增，試樁產生破壞，而樁端阻力并未發揮至極限，摩擦樁的承載力以樁側摩阻力為主，但樁端阻力的作用不容忽視。由表3和表4知，兩試驗區樁端土的容許承載力均沒有發揮到極限，TA1區圓礫土的樁端承載力試驗值分別較勘查值和規范值(下限值)小 10.80%和25.67%，TA2區粉質黏土的樁端承載力試驗值分別較勘查值和規范值小 22.11%和29.52%，說明上部樁側土體軟化影響樁端阻力的正常發揮，一定程度上減小了樁基礎的承載能力。TA2區上部土層軟化較TA1區對樁端阻力的影響大，由于TA2區較TA1區上部土層軟化程度大，說明樁側土體軟化程度越大(樁土之間相對位移增長速率越大)，對樁端阻力的影響越大，樁端阻力越不易發揮至極限。

表3　TA1區極限荷載下側摩阻力和承載力值

表4　TA2區極限荷載下側摩阻力和承載力值

注：括號內為樁側土產生軟化前一級荷載下該樁段的側摩阻力值

現有規范在計算摩擦樁承載力時只是將樁側摩阻力和樁端阻力簡單的線性疊加，未考慮側阻軟化和土層埋深對側摩阻力的影響，對于上部土層側阻易產生軟化的摩擦樁，采用現有規范計算其承載力時易計算過高。對于摩擦樁承載力的計算應當考慮上部土層軟化導致樁端阻力不能發揮至極值，因而樁端阻力應考慮一定的折減，且應考慮相同土層不同埋深所造成的“深度效應”，應考慮不同成孔方式對樁側摩阻力的增強或削弱作用。

4　結論

1)側摩阻力的發揮與樁土相對位移相關，硬塑、可塑粉質黏土側摩阻力達到極值時樁土相對位移分別為6.82～9.65 mm、14.23～15.17 mm；極限荷載下側阻軟化段對該層土總的側摩阻力值影響較小，因上部樁段側阻產生軟化的同時，該層土的下部側阻逐漸得到發揮。

2)上部土層側阻軟化程度隨荷載的增加而突增，且軟化程度越大樁端阻力越不易發揮至極值，試樁破壞時樁端阻力增長緩慢且未發揮至極限，TA1區樁端阻力試驗值分別較勘查值和規范值(下限)小 10.80%和25.67%，TA2區樁端阻力試驗值分別較勘查值和規范值小 22.11%和29.52%，樁端阻力和側摩阻力值未同時達到極值，摩擦樁承載力計算時樁端阻力應當考慮一定的折減。

3)性質相同的土層埋深不同，極限荷載下側摩阻力發揮程度不同，土層埋深越深，其側摩阻力越不易發揮且充分發揮時所需樁土相對位移越大，極限荷載下TA1區硬塑粉質粘土段(頂層)的側摩阻力為83.9 kPa，TA2區硬塑粉質粘土段(底層)的側摩阻力為73.0 kPa,較TA1區平均小11.92%，若樁身存在性質相同但埋深不同的土層，承載力計算時應考慮“深度效應”。

4)側阻軟化導致樁身沉降突增，試樁產生破壞，降低樁基礎的承載力，對于側阻易產生軟化的摩擦樁承載力計算時，應以沉降作為控制標準；為減小側阻軟化對摩擦樁承載力的影響，可考慮在上部土層軟化段采用樁側注漿，以改善其抗軟化能力，提高樁基礎承載力。

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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

中央高校基本科研業務費專項資金資助項目(2013G12H011)

周志軍(1975-)，男，江蘇泰興人，教授，博士，從事樁基礎承載力和變形研究；E-mail：5974100@qq.com

TU473

A

1672-7029(2016)09-1719-09