側(cè)阻軟化對摩擦樁承載特性的影響

張利鵬，周志軍，魏進(jìn)，王端端

(長安大學(xué) 公路學(xué)院， 陜西 西安 710064)

?

側(cè)阻軟化對摩擦樁承載特性的影響

張利鵬，周志軍，魏進(jìn)，王端端

(長安大學(xué) 公路學(xué)院， 陜西 西安 710064)

結(jié)合現(xiàn)場試驗(yàn)達(dá)到破壞的摩擦樁，分析側(cè)阻產(chǎn)生軟化的范圍及其對側(cè)阻力、樁端阻力和承載力的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明：臨近極限荷載時上部土層側(cè)阻產(chǎn)生軟化，極限荷載下硬塑、可塑粉質(zhì)黏土的側(cè)阻軟化段長度分別為4和8 m；硬塑、可塑粉質(zhì)黏土軟化段的側(cè)摩阻力值分別較極值平均小14.98%和22.23%，但側(cè)阻軟化段對該層土總的側(cè)摩阻力值影響較?。辉嚇镀茐臅r樁端阻力未充分發(fā)揮，圓礫土樁端阻力的試驗(yàn)值較勘查值和規(guī)范值(下限值)分別小10.80%和25.67%，硬塑粉質(zhì)黏土樁端阻力的試驗(yàn)值較勘查值和規(guī)范值分別小22.11%和29.52%。對于側(cè)阻易產(chǎn)生軟化的摩擦樁，采用現(xiàn)行規(guī)范計算其承載力時樁端阻力應(yīng)考慮一定的折減。

摩擦樁；側(cè)阻軟化；樁端阻力；沉降；承載力

樁基礎(chǔ)作為一種有效的深基礎(chǔ)形式在工程建設(shè)中得到廣泛的應(yīng)用，隨著工程建設(shè)規(guī)模的擴(kuò)大，深長樁基礎(chǔ)在工程中得到大量應(yīng)用且多為摩擦樁，因其承載特性有別于端承樁，學(xué)者們對其進(jìn)行了相關(guān)研究，摩擦樁的承載力以側(cè)摩阻力為主，臨近極限荷載時，上部土層側(cè)阻產(chǎn)生軟化且軟化程度隨荷載的增加而增加，導(dǎo)致樁端阻力和樁側(cè)阻力未同時發(fā)揮至極限狀態(tài)，最終影響樁基礎(chǔ)的承載力。

王衛(wèi)東等[1]通過軟土地區(qū)灌注樁的現(xiàn)場靜載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)樁土相對位移超過極限后，埋深較淺的黏性土出現(xiàn)明顯的軟化現(xiàn)象，淺部土層的側(cè)摩阻力小于規(guī)范值下限；趙春風(fēng)等[2]通過鉆孔灌注樁靜載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)樁身上部土層側(cè)摩阻力發(fā)生不同程度的軟化，極限荷載下側(cè)摩阻力未完全發(fā)揮；張騫等[3]通過鉆孔灌注樁現(xiàn)場靜載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)上部土層側(cè)摩阻力有不同程度的軟化現(xiàn)象，而中下部土層側(cè)摩阻力未完全發(fā)揮；孫樹禮[4]通過深厚軟土地區(qū)大直徑超長鉆孔灌注樁的現(xiàn)場試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)樁頂荷載大部分由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)，試樁屬于摩擦樁；邱英玉[5]通過旋挖鉆孔灌注樁靜載試驗(yàn)，分析表明樁頂?shù)拇蟛糠趾奢d由樁側(cè)阻力承擔(dān)，樁端阻力只承擔(dān)豎向荷載的一小部分。

現(xiàn)有的研究多是集中在摩擦樁承載特性的研究及側(cè)阻軟化的發(fā)現(xiàn)，針對側(cè)阻軟化對摩擦樁承載特性的研究較少?，F(xiàn)行規(guī)范[6-7]在計算摩擦樁承載力時未考慮側(cè)阻軟化對承載力的影響，易導(dǎo)致承載力計算偏高，因此有必要開展側(cè)阻軟化對摩擦樁承載特性影響的研究。

結(jié)合現(xiàn)場試樁的破壞過程，分析側(cè)阻產(chǎn)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(yōu)化摩擦樁的承載力計算和設(shè)計。

1　現(xiàn)場試驗(yàn)概況

1.1試驗(yàn)場地地質(zhì)條件

試驗(yàn)場地位于西安市北郊，在相近場地布設(shè)2個試驗(yàn)區(qū)分別為TA1和TA2，經(jīng)地質(zhì)勘察試驗(yàn)區(qū)的詳細(xì)地質(zhì)資料見表1。

1.2試樁及加載方案

TA1和TA2試驗(yàn)區(qū)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(yàn)區(qū)的試樁和錨樁參數(shù)見表2。

表1　現(xiàn)場地質(zhì)資料

表2　試樁及錨樁參數(shù)

注：試樁樁頭1.5 m處采用C40混凝土澆筑。TA1和TA2區(qū)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(chǔ)沉降穩(wěn)定后施加下一級荷載，結(jié)合地質(zhì)資料預(yù)估試樁的承載力，現(xiàn)場靜載試驗(yàn)擬加載至樁基礎(chǔ)破壞以分析側(cè)阻軟化對樁基礎(chǔ)承載特性的影響，TA1區(qū)試樁分7個加載等級，每級荷載為2 500 kN，TA2區(qū)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(jìn)行監(jiān)測，兩試驗(yàn)區(qū)錨樁的最大上拔量為1 mm，滿足試驗(yàn)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(nèi)力，結(jié)合現(xiàn)場實(shí)際鋼筋計布置斷面見圖1，每個斷面均勻布設(shè)3個鋼筋計，計算后取平均值為荷載下的樁身軸力和樁側(cè)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(shù)，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(biāo)定系數(shù)；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(yīng)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(cè)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(yàn)結(jié)果分析

2.1側(cè)阻軟化的產(chǎn)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(cè)摩阻力沿樁身逐步被激發(fā)；加載中期，樁土之間相對位移繼續(xù)增大，上部土層側(cè)摩阻力逐漸達(dá)到峰值，下部土層側(cè)摩阻力繼續(xù)增長；加載后期，樁土之間的相對位移持續(xù)增大，上部土層側(cè)阻產(chǎn)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(cè)摩阻力未發(fā)揮至極值。

圖2　TP11側(cè)摩阻力分布曲線Fig.2 Pile side friction curve of TP11

圖3　TP12側(cè)摩阻力分布曲線Fig.3 Pile side friction curve of TP12

圖4　TP21側(cè)摩阻力分布曲線Fig.4 Pile side friction curve of TP21

圖5　TP22側(cè)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(cè)摩阻力沿樁身逐步發(fā)揮承載作用，側(cè)摩阻力分布曲線隨荷載增加向后推移，TP11和TP12的側(cè)摩阻力分布曲線呈現(xiàn)“雙峰”現(xiàn)象，樁身0～10 m段側(cè)摩阻力產(chǎn)生第一個“峰值”，在10 m處跌入“低谷”，樁身10 m以下側(cè)摩阻力逐漸增長并達(dá)到第二個“峰值”，其值較第一個“峰值”大。由地質(zhì)資料知，樁身10 m處位于粉質(zhì)黏土和卵石土的界面且兩層土的側(cè)摩阻力值差異較大，因此在該界面處側(cè)摩阻力減??；10 m以下的側(cè)摩阻力值(勘查值)是上部土層側(cè)摩阻力值的2.67倍，因而該段側(cè)摩阻力值較上部大。

TP21和TP22上部(0～20 m)側(cè)摩阻力隨荷載的增加達(dá)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(cè)摩阻力隨荷載增加逐漸增加并達(dá)到峰值，結(jié)合地質(zhì)資料知上部樁側(cè)土層性質(zhì)差異小，下部土層側(cè)摩阻力較上部土層大，因而試樁的側(cè)摩阻力出現(xiàn)“雙峰”狀。

由圖6和圖7知，TP11和TP12的0～4 m段側(cè)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(cè)阻增長)：加載初期各個樁段的側(cè)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(cè)阻強(qiáng)化)：隨荷載的增加，各個樁段的側(cè)摩阻力隨樁土之間相對位移的增大繼續(xù)增大且增長速率大；第三段(側(cè)阻軟化)：加載后期，樁身0～4 m段側(cè)摩阻力出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，極限荷載下的側(cè)摩阻力值較極值(軟化前一級荷載下的側(cè)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(cè)摩阻力達(dá)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(cè)摩阻力軟化現(xiàn)象不顯著，8 m以下各樁段側(cè)阻未產(chǎn)生軟化現(xiàn)象仍處于強(qiáng)化段，側(cè)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(cè)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(cè)阻增長)：加載初期，各個樁段的側(cè)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(cè)阻強(qiáng)化)：各個樁段的側(cè)摩阻力值隨樁土之間相對位移的增長呈現(xiàn)較大的增長速率；第三段(側(cè)阻軟化)：隨荷載的增加0～3.5和3.5～8 m樁段側(cè)阻產(chǎn)生軟化，側(cè)摩阻力較極值(軟化前一級荷載下的側(cè)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(cè)摩阻力達(dá)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(cè)摩阻力未出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，均隨著荷載的增加均呈現(xiàn)不同的增長速率，仍屬第二段。

圖6　TP11樁側(cè)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(cè)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(cè)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(cè)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(cè)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(fā)，樁身軸力克服側(cè)摩阻力向下傳遞，最終樁端阻力被激發(fā)。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(zhì)黏土，10 m以下為卵石土、圓礫土且其側(cè)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(cè)摩阻力分擔(dān)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(cè)摩阻力靈敏度高，容易被激發(fā)且分擔(dān)較多的荷載，由其側(cè)摩阻力分布曲線可以體現(xiàn)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(guān)，且與樁端位移相關(guān)。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(cè)摩阻力已有及較大的發(fā)揮，說明樁端阻力的發(fā)揮落后于側(cè)摩阻力，10 000 kN后樁端阻力近似呈現(xiàn)線性增長且增長速率較大，說明上部樁側(cè)摩阻力逐步發(fā)揮至極值，導(dǎo)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(yàn)區(qū)的試樁在極限荷載下樁端阻力均未充分發(fā)揮且仍有增長趨勢，但由于上部土層側(cè)阻產(chǎn)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(cè)阻軟化在一定程度上促進(jìn)樁端阻力的發(fā)揮，但由于側(cè)阻軟化程度隨荷載的增加呈現(xiàn)較大的增長速率，導(dǎo)致樁土之間相對位移過大，試樁沉降過大，試樁破壞，致使側(cè)摩阻力和樁端阻力未同時達(dá)到極限，說明側(cè)阻軟化最終影響樁端阻力的正常發(fā)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(cè)阻軟化對承載力的影響

荷載作用下樁土之間產(chǎn)生相對位移，樁基礎(chǔ)產(chǎn)生沉降，由圖16和圖17知，上部土層未產(chǎn)生軟化前試樁的荷載-沉降曲線呈“緩變形”趨勢，但側(cè)阻產(chǎn)生軟化后，隨荷載的增加，荷載-沉降曲線呈“陡降型”，兩試驗(yàn)區(qū)的試樁最終因上部土層側(cè)阻產(chǎn)生軟化，沉降突增，試樁產(chǎn)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(cè)阻軟化的產(chǎn)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(fā)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(cè)阻產(chǎn)生軟化現(xiàn)象，試樁沉降突增分別為63.22和64.04 mm，試樁發(fā)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(cè)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(cè)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(cè)摩阻力分別占荷載的86.28%和86.10%，由于上部側(cè)摩阻力軟化的產(chǎn)生，導(dǎo)致樁土之間相對位移過大，試樁產(chǎn)生破壞，而樁端阻力未達(dá)到極限且仍有增長趨勢，TP11和TP12均表現(xiàn)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(cè)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(cè)摩阻力分別占荷載的92.92%和93.32%，由于上部樁側(cè)摩阻力產(chǎn)生軟化，樁土之間相對位移過大，試樁產(chǎn)生破壞，而樁端阻力未達(dá)到極限且仍有增長趨勢，TP21和TP22均表現(xiàn)出摩擦樁的承載性狀。

圖18　TP11和TP12樁側(cè)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(cè)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(cè)摩阻力軟化的因素主要有：樁周土性質(zhì)、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(cè)土軟化段對該層土側(cè)摩阻力值影響較小，TA1區(qū)上部土層軟化前的側(cè)摩阻力值為84.1 kPa，極限荷載下側(cè)摩阻力值為83.9 kPa，減小了0.24%，TA2區(qū)上部土層軟化前的側(cè)摩阻力值為73.9 kPa，極限荷載下側(cè)摩阻力值為73.7 kPa，減小了0.27%，TA2區(qū)較TA1區(qū)上部土層軟化現(xiàn)象顯著，說明側(cè)摩阻力軟化值大則對該土層側(cè)摩阻力值影響大，但總體上對該層土總的側(cè)摩阻力值影響較小，因?yàn)樵搶油辽喜總?cè)阻產(chǎn)生軟化的同時下部土層側(cè)阻得到強(qiáng)化且未產(chǎn)生軟化。

兩試驗(yàn)區(qū)的粉質(zhì)黏土(硬塑)由于埋深不同，其摩阻力值不同，TA1區(qū)的粉質(zhì)黏土埋深(0～10 m)，極限荷載下其側(cè)摩阻力為83.9 kPa，TA2區(qū)的粉質(zhì)黏土埋深較深(20～28 m)，極限荷載下其側(cè)摩阻力值為73.0 kPa，較TA1區(qū)小11.92%，說明土層的摩阻力與其埋深有關(guān)，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(cè)摩阻力不易發(fā)揮。

極限荷載下卵石土和圓礫土的側(cè)摩阻力試驗(yàn)值較勘查值分別高134.37%和79.4%，樁基礎(chǔ)成孔方式均采用旋挖鉆進(jìn)成孔，由于旋挖鉆進(jìn)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(yīng)力釋放小，說明成孔方式影響側(cè)摩阻力的發(fā)揮性狀。

摩擦樁未達(dá)到極限荷載時上部土體側(cè)摩阻已產(chǎn)生軟化，樁身沉降隨荷載的增加而突增，試樁產(chǎn)生破壞，而樁端阻力并未發(fā)揮至極限，摩擦樁的承載力以樁側(cè)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(yàn)區(qū)樁端土的容許承載力均沒有發(fā)揮到極限，TA1區(qū)圓礫土的樁端承載力試驗(yàn)值分別較勘查值和規(guī)范值(下限值)小 10.80%和25.67%，TA2區(qū)粉質(zhì)黏土的樁端承載力試驗(yàn)值分別較勘查值和規(guī)范值小 22.11%和29.52%，說明上部樁側(cè)土體軟化影響樁端阻力的正常發(fā)揮，一定程度上減小了樁基礎(chǔ)的承載能力。TA2區(qū)上部土層軟化較TA1區(qū)對樁端阻力的影響大，由于TA2區(qū)較TA1區(qū)上部土層軟化程度大，說明樁側(cè)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(fā)揮至極限。

表3　TA1區(qū)極限荷載下側(cè)摩阻力和承載力值

表4　TA2區(qū)極限荷載下側(cè)摩阻力和承載力值

注：括號內(nèi)為樁側(cè)土產(chǎn)生軟化前一級荷載下該樁段的側(cè)摩阻力值

現(xiàn)有規(guī)范在計算摩擦樁承載力時只是將樁側(cè)摩阻力和樁端阻力簡單的線性疊加，未考慮側(cè)阻軟化和土層埋深對側(cè)摩阻力的影響，對于上部土層側(cè)阻易產(chǎn)生軟化的摩擦樁，采用現(xiàn)有規(guī)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(yīng)當(dāng)考慮上部土層軟化導(dǎo)致樁端阻力不能發(fā)揮至極值，因而樁端阻力應(yīng)考慮一定的折減，且應(yīng)考慮相同土層不同埋深所造成的“深度效應(yīng)”，應(yīng)考慮不同成孔方式對樁側(cè)摩阻力的增強(qiáng)或削弱作用。

4　結(jié)論

1)側(cè)摩阻力的發(fā)揮與樁土相對位移相關(guān)，硬塑、可塑粉質(zhì)黏土側(cè)摩阻力達(dá)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(cè)阻軟化段對該層土總的側(cè)摩阻力值影響較小，因上部樁段側(cè)阻產(chǎn)生軟化的同時，該層土的下部側(cè)阻逐漸得到發(fā)揮。

2)上部土層側(cè)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(fā)揮至極值，試樁破壞時樁端阻力增長緩慢且未發(fā)揮至極限，TA1區(qū)樁端阻力試驗(yàn)值分別較勘查值和規(guī)范值(下限)小 10.80%和25.67%，TA2區(qū)樁端阻力試驗(yàn)值分別較勘查值和規(guī)范值小 22.11%和29.52%，樁端阻力和側(cè)摩阻力值未同時達(dá)到極值，摩擦樁承載力計算時樁端阻力應(yīng)當(dāng)考慮一定的折減。

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

4)側(cè)阻軟化導(dǎo)致樁身沉降突增，試樁產(chǎn)生破壞，降低樁基礎(chǔ)的承載力，對于側(cè)阻易產(chǎn)生軟化的摩擦樁承載力計算時，應(yīng)以沉降作為控制標(biāo)準(zhǔn)；為減小側(cè)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(cè)注漿，以改善其抗軟化能力，提高樁基礎(chǔ)承載力。

[1] 王衛(wèi)東,李永輝,吳江斌.上海中心大廈大直徑超長灌注樁現(xiàn)場試驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報,2011,33(12): 1817-1827.

WANG Weidong,LI Yonghui,WU Jiangbin.Field loading tests on large-diameter and super-long bored piles of Shanghai Center Tower[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2011,33(12):1817-1827.

[2] 趙春風(fēng),李 俊,邱志雄,等.廣東地區(qū)大直徑超長鉆孔灌注樁荷載傳遞特性[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2015, 34(4): 849-856.

ZHAO Chunfeng,LI Jun,QIU Zhixiong,et al.Experimental research on load transfer of largr-diameter and super-long bored pile in guangdong area[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering.2015,34(4):849-856.

[3] 張騫,李術(shù)才,張乾青,等.軟土地區(qū)超長單樁承載特性的現(xiàn)場試驗(yàn)研究[J].巖 土 工 程 學(xué) 報,2013,35(增2):1066-1010.

ZHANG Qian,LI Shucai,ZHANG Qianqing,et al.Bearing behaviors of super-long single pile in soft soil areas[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2013,35(增2):1066-1010.

[4] 孫樹禮.大直徑超長鉆孔灌注樁承載特性試驗(yàn)研究[J].鐵道工程學(xué)報,2011(10):66-71.

SUN Shuli. Research on bearing characteristics of large-diameter and overlength bored pile[J]. Journal of Railway Engineering Society,2011(10):66-71.

[5] 邱英玉.蘭州地區(qū)旋挖鉆孔灌注樁豎向承載力特性試驗(yàn)研究[J].建 筑 結(jié) 構(gòu),2011,41(3):92-96.

QIU Yingyu.Experimental research on vertical load bearing behavior of churning driven cast-in-place piles in Lanzhou[J]. Building Structure,2011,41(3):92-96.

[6] JDG D63—2007,《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》[S].

JDG D63—2007,Code for design of ground base and foundation of highway bridges and culverts[S].

[7] Formerly CP 2004,Code of practice for Foundation[S].

[8] 安愛軍,李亮,鄒金鋒,等.長鉆孔灌注樁后注漿深度及數(shù)值模擬研究[J].鐵道科學(xué)與工程學(xué)報,2011,8(2):53-58.

AN Aijun,LI Liang,ZHOU Jinfeng,et al.Numerical study on depth of post-grouting in-situ of length bored pile[J].Journal of Railway Science and Engineering,2011,8(2):53-58.

[9] 張亦靜,姜立新,肖宏彬,等.樁側(cè)土的樁-土臨界位移實(shí)驗(yàn)研究[J].鐵道科學(xué)與工程學(xué)報,2006,3(4):50-53.

ZHANG Yijing,JIANG Lixin,XIAO Hongbin,et al. Experimental study on the critical displacement for pile foundation[J].Journal of Railway Science and Engineering, 2006,3(4):50-53.

[10] 張廣興,李 燕,管林波.考慮樁側(cè)阻軟化的非線性指數(shù)荷載傳遞函數(shù)[J].工程勘察,2013(4):9-18.

ZHANG Guangxing,LI Yan,GUAN Linbo.A nonlinear index load transfer model considering softening of pile shaft resistance[J].Geotechnical Investigation & Surveying,2013(4):9-18.

[11] 胡慶紅,謝新宇.深長大直徑擴(kuò)底灌注樁承載性能試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報,2009,30(4):151-156.

HU Qinghong,XIE Xinyu.Expermiental study on bearing capacity behavior of deep large diameter cast in-place belled pile[J].Journal of Building Structures,2009,30(4):151-156.

[12] 楊明輝,李軍,趙明華.考慮側(cè)阻增強(qiáng)效應(yīng)的基樁極限承載力解析算法[J].鐵道科學(xué)與工程學(xué)報,2015,10(12):1032-1038.

YANG Minghui,LI Jun,ZHAO Minghua. Analytical method of ultimate bearing capacity of pile considering enhancement effect in lateral resistance[J].Journal of Railway Science and Engineering, 2015,10(12):1032-1038.

[13] 宋廣.山東省東明黃河公路大橋大直徑超長灌注樁現(xiàn)場試驗(yàn)研究[J].工程勘察,2014(7):1-6.

SONG Guang.Field loading tests on large diameter and super long bored piles of Dongming Yellow river Highway Bridge in Shandong province[J].Geotechnical Investigation & Surveying,2014(7):1-6.

[14] 杜甫志,吳旭君,王召磊,等.深圳地區(qū)旋挖灌注樁豎向抗壓承載力試驗(yàn)案例分析[J].巖 土 工 程 學(xué) 報,2013,35(增2):1050-1054.

DU Fuzhi,WU Xujun,WANG Zhaolei,et al.Case study of vertical compressive bearing capacity tests on swivel-driven piles in Shenzhen area[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2013,35(Supple 2)：1050-1054.

[15] 柯洪,吳翔,王繼華,等.天津厚地層超長鉆孔灌注樁單樁承載特性研究[J].巖 土 工 程 學(xué) 報，2011,32(9)：2821-2826.

KE Hong,WU Xiang,WANG Jihua,et al.Research on vertical bearing capacity of single super-long bored pile in thick stratum of Tianjin[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2011,32(9)：2821-2826.

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(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2013G12H011)

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

TU473

A

1672-7029(2016)09-1719-09