桩和桩机的若干机理与理论问题.

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1、桩和桩基础若干机理与理论问题刘金砺（中国建筑科学研究院地基基础研究所，北京100013）摘要：桩和桩基础的某些承载变形机理有待再认识，现代建设工程涌现出一些新问题值得探讨。本文从试验研究和工程实践中提出以下有别于传统认知、引人思改的问题，并阐明其发生机理、工程应用、研究思路的建议。主要是：桩端阻力对侧阻力的影响源于桩身变形的泊松效应； 长桩和超长桩群桩基础的沉降计算应考虑其荷载传递、沉降变形机理特征；承台效应是复合桩基设计计算的关键，应考虑土的类别，合理确定承台效应系数；共同作用分析中桩土刚度凝聚，应对桩土相互影响系数区别土性对弹性理论值进行修正；抗拔桩采用扩底、侧注浆、后张预应力承载力和变形

2、机理的异同；采用线弹性地基m法计算建筑桩基的合理性；软土和非软土地区基坑开挖回弹和回弹再压缩的不利和有利影响。关键词： 泊松效应；长桩；承台效应；桩土相互影响系数；抗拔桩；无黏结预应力；m法；基坑回弹1、引言人类应用桩基础虽然已历经数千年，但由于桩和桩基础的承载性状受地基土性、桩土相互作用、 成桩效应等诸多因素影响而趋于复杂，即使是某些工程中常见的承载变形机理和理论计算模式仍然值得人们进一步探讨，现代桩基工程提出的新问题更是有待破解。前人通过试验研究揭示机理，以揭示的机理为基础，运用力学原理制定相应的计算模式，通过工程实践和再试验研究检验、改进、丰富既有理论，由此，推动桩基工程技术不断进步。关

3、于单桩侧阻力和端阻力的发挥机理及受桩径、土性、上覆土层、 成桩工艺诸因素的影响；端阻力大小对侧阻力发挥值的影响；关于等截面桩、扩底桩、侧注浆桩、后张预应力灌注桩抗拔承载力的变化与机理；关于桩与承台共同分担荷载的复合桩基的承台效应；关于共同作用计算中桩土刚度凝聚和变刚度调平设计；关于长桩的荷载传递与变形特性及其群桩基础的沉降计算； 关于水平承载单群桩的工作机理与计算；关于基坑开挖回弹和回弹再压缩的影响等诸多问题， 有的属于常规传统问题，有的属于现代建设工程桩基应用中提出的新问题。本文首先把这些问题提出来，并就其中的某些机理进行探讨，或提出进一步研究的思路。2、桩侧阻力和桩端阻力2.1 单桩侧阻力

4、传统的认知是：单桩的侧阻力是桩顶受载后发生于桩土界面的摩擦阻力，简称摩阻力；1桩侧阻力发挥至极限值所需的相对位移值Wu，对于黏性土为5 10mm，对于砂土为 1020mm，与桩径大小无关。通过近 20 多年来的试验研究和工程实践获得的新认知是：发挥侧阻所需的相对位移并非定值， 而是与桩径大小、 成桩工艺、 土层性质及各土层竖向分布位置（处于桩侧的上、 中、下方） 有关；桩土剪切滑移面除坚硬粘土层出现于桩土界面外，一般出现于紧靠桩表面的土体中，极限侧阻力等于桶形面上土的剪切强度，qsu=r tg+c；对于灌注桩，由于混凝土浇注过程有水泥浆渗入孔壁土中形成紧固于桩表面的薄层水泥土，滑移面发生于其外

5、侧的土体中；当采用泥浆护壁且泥浆较稠时，桩表面附着低强度泥皮，滑移面发生于泥皮中；当实施后注浆时， 滑移面发生于注浆硬壳层外侧。由此看出， 称桩侧阻力为摩阻力不符合其作用机理。表 1 所列为日本某地灌注桩试验所测得的不同荷载下的桩土相对位移和对应桩侧阻力，桩侧为冲填砂、淤积砂砾、黏土、砂与黏土交互层，桩端进入密实砂层，桩径d 2m,桩长 L40m。由表 1 可知，该静力试桩桩顶加载达40MN，桩顶沉降达 202mm（ 10%d）；浅层土（ 08.5m）的侧阻力极限值对应的相对位移W为 45 122mm（ w/d 2.3 6.1%）；随着土层埋置深度增加，发挥侧阻所需位移增大，24m以下的砂砾层

6、和砂黏土交互层，当相对位移接近桩径的 10%时，其侧阻力尚未达极限值。表 1侧阻力 qs（ KPa）与桩土相对位移 W（ mm）深度（ m）荷载（ MN）510152025303540分项02W1.594.7912.8529.145.3071.25123.30202.36w/d0.0800.2400.6431.4552.2653.5686.16510.118冲填砂qs015.915.931.863.763.763.763.72 8.5W1.404.4012.4028.3544.4070.20122.00201.20冲填砂w/d0.0700.2200.621.4182.2203.5106.100

7、10.060淤积砂qs09.814.726.959.064.799.099.08.5 15W1.133.8511.7527.3043.0568.65120.10198.85淤积砂w/d0.0570.1930.5881.3652.1533.4336.0059.943粘 土qs14.722.041.649.073.573.573.578.31524W0.803.3010.9526.2041.6567.00118.15196.55砂、砾w/d0.0400.1650.5481.3102.0833.3505.9089.828黏 土qs10.626.549.565.470.797.3123.8141.52

8、4 40 砂、黏W0.502.7010.1025.0540.2565.30116.15194.20w/d0.0250.1350.5051.2532.0633.2655.8089.710土交、互层qs30.746.157.174.698.8109.8115.2133.9图 1所示为桩侧土剪应力与剪应变关系。由剪切变形形成的沉降漏斗最大半径r mn r 。；桩侧剪应力达到极限， 相应的桩身沉降为Wu。利用下述关系可求得发挥极限侧阻对应的Wu。r 处的剪应变 dw r（ 1）drGs2由于桩侧单位高度上的侧阻力qs 与半径为 r 处单位高度圆环面上的剪应力的总和相等， dqs=2 r r ，故有r

9、d qs（2）2r故将式（ 2）代入式（ 1）积分得：Wunr。dqdr图 1桩侧土剪应力与剪应变关系sur。 2Gsr d qsu lnn（ 3）2Gs由式（ 3）可知， 桩侧阻力发挥至极限所需桩土相对位移Wu随桩径 d 增大和土的剪切模量 Gs降低而增大。表 1 所列试桩桩侧土以松散砂为主，这也是导致发挥侧阻所需桩土相对位移增大的因素之一。另外，该组试桩系采用Benoto 工法成孔，套管来回旋转对桩侧土的扰动作用大，这也是导致发挥极限侧阻所需相对位移大幅增加的另一因素。由此可得到如下认识： 发挥极限侧阻所需桩土相对位移随桩径、土性和成桩工艺而变化。建筑桩基常用桩径为 600 800, 桩径

10、的影响并不显著， 但土性和成桩工艺影响则较明显，如密实土所需相对位移小于散松土，预制桩所需相对位移小于灌注桩。桩侧阻力的理论计算公式，如 法极限侧阻随上覆压力线性增大，以及侧阻力的临界深度（ l /d）cr 1015, 与实际情况并不相符。因为土拱效应导致上覆压力对侧阻的影响明显减小，土层愈密实，上覆压力影响受土拱削弱效应愈明显。2.2 单桩端阻力发挥极限端阻所需桩端位移一般不小于桩径的10%。桩端极限阻力的大小取决于持力层的强度和破坏模式。桩端土的破坏模式受土的强度和压缩性影响，土强度愈低、压缩性愈高，其剪切包络面涵盖体积愈小，桩端极限阻力愈小。对于桩端为软弱持力层或大厚度沉渣情况，桩端土不

11、形成连续剪裂面，呈现小体量塑性挤出，即“刺入破坏” ；随着土体强度增高、压缩性降低，桩端土剪切区扩大，呈现渐进型“局部破坏”；只有当桩端置于坚硬持力层，且上覆软土层时，才可能出现剪切区开展至桩端平面以上的“全部破坏” 。大直径灌注桩侧阻力和端阻力的发挥所需桩土相对位移大，对于超长大直径桩，侧阻和3端阻异步发挥更为明显，静载试验Q-S 曲线呈缓变， 以沉降控制判定的极限承载力，其端阻并未达到极限， 在相应于承载力特征值荷载作用下，端阻力发挥率往往很小。故设计时桩径的选择应考虑沉降的群桩效应及工程特点确定。既有桩端极限端阻力理论计算公式包括Te rz ag hi(1 94 3 ) 、 Mey e

12、rh of ( 19 53) 、 epeeB(1961) 、 Vesic(1964 ， 1975) 、 Janbu(1976) 等公式都是基于假定的全部破坏不同滑裂面图式导得。 故以这些公式计算受土性、 成桩工艺影响而变化的非全部破坏模式的极限端阻力， 往往会得出比实际偏大的结果。鉴于桩端阻力理论计算式实用性不强，目前工程初设阶段主要应用基于静载试验结果统计所得的物理参数法或静力触探原位测试法。2.3 桩端土刚度对侧阻力的影响2356关于桩侧阻力和桩端阻力的相互关系传统认知是：各自独立、 互不影响。 由以下试验研究成果引发人们对传统认知的质疑。（ 1）文献 2所述北京市桩基研究小组在天壇小区的

13、试验结果（表2）表 2北京天壇小区不同桩端土刚度试验结果有效桩端Puqsuqbu组桩桩径桩长桩侧孔底情况号号（ mm）(kN)(kPa)(kPa)（ m）土层1433108.82相同虚土小于 10cm73072.21458428.80放 50cm高草笼53061.80508.77虚土 10cm97071.710112464208.85相同虚土 10cm 27cm 回落土75061.7217528.82放 50cm高草笼78066.272（ 2）文献 3所述试验结果（表 3）表 3文献 2不同桩端刚度试验结果桩桩长桩径桩端土层试验Puqsuqbu号（m）条件(kN)(kPa)(kPa)111.7

14、50.8微风化岩层空底32001300实底76001557650225.000.8密实细砂空底5000720实底640080781（ 3）文献 6所述的上海某工程2 根工程桩静载试验，桩端持力层为T 层粉砂层， 22根桩沉渣厚度分别为0 和 50mm，静载试验结果如表 4。4表 4上海某工程2 根静载试桩试桩桩径桩长沉渣厚极限荷载极限侧阻极限端阻编号（m）（ m）度（ mm） Qu（kN） （）qsu (kPa)(%)qbu (kPa)(%)ST-10.8510630015036.911737161242ST-20.85150420010031.6100299100（ 4）文献 5所述石家庄现

15、场模型桩试验，桩径为190mm，桩长分为3m（A 组）、 5m（B 组）、7m（ C组）、9m（ D 组） 4 种，桩端持力层分别为粉土、粉细砂、砂砾、粉土；各组试桩孔底处理情况分为三种情况：1、孔底放置50cm 高草笼； 2、 30kg 重锤夯 3 击； 3、垫30cm厚干拌混凝土， 30kg 重锤夯 20 击。试验结果如表5。表 5石家庄模型桩试验结果极限荷载总极限侧阻总极限端阻组别孔底处理Qu（ kN）Qsu(kN)比较（）Qbu（ kN）情况 1140139.91000.1A情况 2186159.211426.8情况 3192162.411629.6情况 1325324.21000.8

16、B情况 2344329.810314.2情况 3358339.010519.0情况 1378377.71000.3C情况 2405398.01057.0情况 3425410.910914.1情况 1D情况 2495492.32.7情况 3506494.911.1上述 4 项试验结果反映出在其他条件相同的情况下，桩端土刚度愈大（端阻力愈大），桩侧极限阻力愈高。出现这种现象的机理，较多的解释是桩端土破坏时发生梨形剪切滑裂面，滑动体对桩侧表面产生附加法向压应力，从而提高桩侧阻力。然而，根据对桩端平面周围土体的观测（深标）表明，由加载起到破坏，土体一直发生漏斗形沉降，无隆起现象。由此看出，桩端土刚度对

17、侧阻力的增强机理仍值得进一步探讨。桩端土刚度对桩侧阻力起增强效应这一事实给设计者的重要启示是：选择良好的桩端持力层，严控桩端虚土、沉渣，或采用桩端后注浆等措施是至关重要的。53、抗拔桩随着地下空间开发和利用的发展，地下室抗浮桩的应用日趋广泛。为提高抗浮桩的抗拔承载力， 采用扩底或桩侧注浆是两种有效的措施。为提高抗拔桩的抗裂性能和承载力，近年 10开发成功灌注桩钢绞线无黏结预应力技术。3.1 桩侧注浆灌注桩和扩底灌注桩抗拔桩7 8 9表 6 所列为某软土场地深埋地下500kv 变电站二组抗拔桩试验结果。试验分扩底桩 （ T1、T2、T3）及侧注浆桩（T3、T4、 T5） , 桩径 d 800mm

18、，桩长 L 82m，扩底 D 1500mm。表 6试桩上拔荷载与土拔位移上拔荷载（ kN）桩号200300400500600700800扩T4.610.719.832.443.655.268.51上底4.08.717.027.039.351.064.52拔T桩T33.78.115.524.834.245.955.2位侧T43.46.511.317.724.332.540.2移注T3.67.212.517.825.534.343.5（ mm）浆5T3.97.412.919.026.035.947.3桩6由表 6 看出，随上拔荷载增加， 扩底桩与侧注浆等截面桩的上拔位移差异逐渐扩大，当荷载超过 1

19、/2 极限荷载时，扩底桩的上拔位移较侧注浆桩大约40%，这是由于二种桩型的抗拔阻力分布模式不同所至。扩底桩桩身侧阻力较侧注浆桩低，很大一部分抗拔阻力集中于桩底扩头， 而侧注浆桩的抗拔阻力分布于全桩长。由此导致两者的桩长位伸量不同，桩身拉伸量可由下式计算：1lz Q。- dq (z)dz dzsAEpe Q。 l（ 4）AEp由式（ 4）, 当 qs (z) 0 为端拉构件时，e 1.0, l Q。l /AEp；扩底桩桩身侧阻力约为侧注浆桩的2/3 ，假定二者侧阻力均为矩形分布，则扩底桩和侧注浆桩的桩身拉伸量分别为： lll，前者为后者的 1.33 倍。 2Q。/3AEp ；Q。 /2AEp由此

20、可见， 软土地区抗拔长桩，侧注浆灌注桩的技术性能优于扩底桩，尤其是当位移控制较严时更能显示其优势。3.2 预应力灌注桩和普通灌注桩抗拔桩10 6040080012001600上拔荷载Q(kN)04008001200上拔荷载Q(kN)200400600上拔荷载Q(kN)200008001000000101010202020)mm(S) 30移 3030位m拔m预应力桩-1预应力桩-2上预应力桩-1预应力桩-2(普通桩普通桩S预应力桩-1预应力桩-2普通桩移40拔位 4040上图4-2任丘试验第2组( 500 L12m)图4-1任丘试验第1组( 500 L17m)图4-3任丘试验3第组( 500L

21、7m)图 2钢绞线后张无黏结预应力灌注桩和普通灌注桩的抗拔试验结果由图 2 看出：（ 1）预应力灌注桩的抗拔承载力明显大于普通灌注桩，两者比值为1.26 1.66 。（ 2）极限抗拔荷载下的上拔位移， 预应力灌注桩小于普通灌注桩； 在普通桩的极限抗拔荷载下，预应力桩的上拔位移仅为普通桩的23%44%。（ 3）3 组 9 根试桩的上拔极限承载力都是由桩侧阻力控制，而非桩身钢筋强度控制，因此，可据此分析后张预应力桩与普通灌注桩侧阻力发挥机理及位移大小的异同。3.3 桩身的泊松效应对压、拔桩侧阻力的影响桩身受压导致桩身侧胀，桩身受拉导致桩身内缩，称其为泊松效应。桩身侧向应变为泊松比与轴向应变之乘积。

22、（ 1）抗拔桩侧阻力受泊松效应的影响抗拔桩的侧阻力普遍低于抗压桩，降低幅度一般为20 50%，其原因传统解释为桩顶地表面的临空效应， 导致上部侧阻力降低。但这看来仅是导致抗拔侧阻力低于抗压侧阻的因素之一。根本原因是抗压桩与抗拔桩桩身泊松效应不同所致。后张无黏结预应力灌注桩，在桩身混凝土达到初始强度后施加预应力，促使桩身受压，桩顶施加拔力时，通过无黏结预应力钢索将拔力传递至桩的下端，桩身仍处于受压状态，而普遍灌注桩桩顶施加拔力时桩身受拉。两者的泊松效应相反，后张预应力桩发生侧胀，普遍灌注桩发生收缩。 由此导致前者侧阻力发挥值接近于抗压桩，因而抗拔承载力远高于普通桩，抗拔刚度也大幅提高。（ 2）抗

23、压桩侧阻力受泊松效应的影响前述桩端持力层刚度和桩底沉渣厚度对桩侧阻力的增强效应和削弱效应， 可解释为桩端阻力大小不同， 导致桩身下部泊松效应不同所致。 端阻力较大者侧胀变形大， 侧阻力随之增大，反之，侧阻力发挥值变小。4、共同作用4.1 承台效应7考虑桩与承台共同作用按复合桩基设计计算时， 桩间土承载力发挥率的确定即承台效应系数 c 的确定是一个关键问题。采用弹性连续体理论计算承台效应，其结果与实际出入较大。建筑桩基技术规范 （ JGJ94 2008）规定复合基桩竖向承载力特征值R可按下式计算：R=Rac f ak Ac（ 5）式中，承台效应系数c，规范表5.2.5给出了建议值。c 随距径比S

24、a/d 和承台宽度与桩长之比Be/L 而变化，其值为0.06 0.8, 未反映土类别因素的影响。近年来，通过工程原位实测， 发现砂土的承台效应系数高于粉土和黏性土。以往的模型试验结果表明，粉土承台效应系数高于黏性土。故规范规定的承台效应系数有待试验积累完善。承台底桩间土承载力的发挥率主要取决于桩沉降带动桩周土沉降的大小和范围，即桩周土“沉降漏斗” 的大小， 漏斗深度和半径愈小，承台所受土反力愈大，即承台效应系数愈高。地基土实际为“有限连续性”介质，对于黏性土由于黏聚力导致其连续性相对较强，因而桩周土沉降漏斗也较大；砂土连续性相对较弱，因而桩周土沉降漏斗也较小；粉土则介于二者之间。这是导致承台效

25、应系数，砂土高于粉土，粉土高于黏性土的原因。4.2 上部结构基础地基（桩土）共同作用分析中的桩、土支承刚度1012 桩筏基础上部结构基础地基（桩土）共同作用计算的基本方程为： Kst KFs (p,s)u=Fst FF（ 6）+K式中，地基或桩土刚度矩阵的凝聚是影响计算结果的关键因素。通常该桩土刚度矩阵是由弹性连续介质理论的 Mindlin 解求得的桩桩、桩土、土桩、土土影响系数 pp,ij, ,ps,ij, sp,ij, ss,ij 组成的柔度矩阵 求逆而得：Kp,s -1（7）按弹性理论计算的桩土刚度矩阵进行共同作用分析，导致基础沉降、 反力等分布与实际出入较大， 其原因在于弹性理论解夸大

26、了桩土的相互作用。为此，建议对弹性理论相互影响系数乘以下列修正函数i 进行修正：i 1lnDe(8)2SaDeD+ltg（ 9）124式中， Sa土单元结点或桩中心之间的距离；De有效影响距离；对于土一土影响的修正，De D1；对于桩桩、桩土、土桩影响的修正，按式（8）、（ 9）和表 7 确定；l 桩长；桩长范围土内摩擦角按厚度加权平均值；8D1有效影响距离基本值，随土类别和压缩模量Es 而变。表 7有效影响距离基本值建议值Es （ MPa） 41020 30土类别黏性土6d(4D)8d(6D)10d(8D)12d(10D)D1粉土5.5d(3.5D)7.5d(5.5D)9.5d(7.5D)1

27、1d(9D)砂土5d(3D)7d(5D)9d(7D)10d(8D)注： d 为桩直径， D 为土单元等效直径，D1m， D 可内插取值。14.3 变刚度调平设计的理论原理由上部结构承台桩土共同作用平衡方程式（6）可知，对于某一特定工程，其上部结构和承台设计确定之后，相应的刚度矩阵 K st 、 K F 及荷载向量 F st 、 F F 也随之确定，影响沉降变形的大小与分布 u 完全取决于桩、 土刚度的大小与分布 K p， s 。因此， 变刚度调平设计的理论原理就是通过调整桩、土支承刚度分布实现沉降变形趋于均匀。由此可见， 变形控制设计不应限于软土地基，对于各类地基土上的桩筏基础，尤其是荷载和结

28、构刚度分布极为不均的框一筒、框一剪结构桩基， 也应运用变刚度调平理论优化设计。5、桩和桩基的沉降5.1 长桩的荷载传递和沉降变形特征竖向荷载下单桩桩顶的沉降量为桩身压缩与桩端地基土沉降量之和。两者的大小与土性、桩的荷载传递性状有关，即与桩侧阻力沿桩身的分布有关，当桩侧阻力为零，荷载全部传递于桩端持力层时，其桩身压缩和桩端土沉降均为最大；当桩侧阻力很大，传递于桩端的荷载为零时，其桩身压缩量和桩端土沉降均趋于最小。近年来，随着超高层建筑的发展，设计桩长越来越大，软土地区桩长达到50 80m；非软土地区桩长也大大超过一般高层建筑的桩长。试桩结果表明，在单桩受Qu/2 荷载时，其受力变形的特点是：桩身

29、压缩比例大（70%SO），桩端荷载小（10%QO），桩端沉降小（5%SO），（QO、SO分别为桩顶荷载和沉降），某些试验结果出现桩端荷载和桩端沉降为零的情况。5.2 长桩群桩基础的沉降计算问题桩基沉降的实体深基础模型计算法是将附加荷载作用于桩端平面确定附加应力和压缩层深度，按单向压缩分层总和法计算沉降。等效作用分层总和法的沉降基本值S 也按实体深基础法计算，然后乘以等效作用系数，求得最终沉降S eS 。长桩基础按以上模式计算沉降会带来两个问题：一是桩端平面附加荷载和压缩层深度计算值偏大； 二是计算中视桩体为刚性，未计入桩身弹性压缩与实际不符。目前规范采用经验系数对沉降计算值进行修正，以上两方面

30、影响综合反映于沉降计算径验系数中。这种作法并9非完美，因为经验系数是长短桩桩基的综合统计值，必然导致应用于不同条件的具体工程时，导致实测与计算偏差增大。因此，对于长桩基础的沉降计算有待进一步研究，包括考虑群桩的荷载传递、沉降变形机理、桩身压缩等特点，建立符合实际的计算模型。6、水平荷载下桩与桩基的计算6.1 传统的线弹性地基反力系数法水平荷载下桩位移和内力计算的线弹性地基反力系数法，包括 K 法、常数法（张氏法）、m法和 c 法。经过试验与计算比较验证，以m法计算结果与测试结果吻合程度最佳，因而，在建筑、桥梁工程桩基规范中规定采用m法进行受水平荷载桩基的设计计算。为何 m法适用于建筑、 桥梁桩

31、基水平荷载作用下的计算？原因在于桩顶受水平荷载（含弯矩） 作用时， 地面处在小荷载小位移下便会出现局部塑性区，随着荷载增加塑性区渐进发展，桩侧所受到的地基反力，在地面处接近于零，随深度增加而增大。而 m法假定地基反力系数（水平抗力系数）为：Czmz，与实际水平承载桩地基反力沿深度分布模式一致，反力系数的比例系数m值系由单桩水平静载试验所确定（或取统计径验值），因而可靠性好。建筑桩基允许桩顶水平位移为6 10mm，相应的桩侧土体塑性区很小，因此，采用线弹性地基反力系数法中的m 法进行计算是既符合实际且简单易行，并经大量工程实践得到印证。6.2 弹塑性分析法 p-y 曲线法当桩所受水平荷载大，相应

32、的水平位移大时，桩侧土体的塑性变形随之增大，采用线弹性地基反力系数法计算的位移显著偏小。上世纪50 年代提出p-y 曲线法（ p 为桩身某点的水平压力， y 为该点的位移） ，随后，许多学者针对不同类别和性质的土提出不同的p-y 曲线表达式和相应的土强度变形参数。鉴于其需采用数值方法求解水平承载桩的四阶微分方程并结合选定的p-y 曲线及参数， 最终计算出桩身位移和弯矩，相对较繁复。 采用 p-y 曲线法计算分析所得结果与m法相比， 荷载与位移不太大时，二者并无差别， 当水平位移增至数百毫米时， p-y 曲线法便可显示其优势，计算结果更逼近于实际。因此， p-y 曲线法适用于港口码头、海洋平台等

33、允许大位移的水平承载桩基的分析。由于不同型态p-y 曲线的适用性与土的类别和特性有关，且其土参数的确定也影响分析结果。因此， p-y 曲线法的应用仍需结合试验和工程测试积累经验，加以完善。6.3 水平荷载下的群桩基础水平荷载下群桩基础的承载变形性状，传统的认知是：承载力群桩效率系数小于1, 水平位移比单桩大。对于建筑桩基，其构造特点是桩顶嵌入承台深度不超过10cm,承台绝大多数为低承台。模拟建筑桩基的大量水平荷载群桩试验得到的主要结果可以归纳为：（ 1）桩的相互影响对地基反力系数的削弱效应主要表现为：水平力作用方向前桩位移10对后桩土体反力的松弛效应，导致反力系数降低；前方第一排桩不受这种影响

34、，因而土体反力系数最大，桩分担的荷载也最大；左右侧桩的相邻影响相对较小。因而，水平力较大时，外围桩配筋应适当加强。（ 2）桩顶与承台连接介于铰接与固接之间，导致桩身内力分布（正负弯矩） 趋于均匀。由于桩顶的有限约束效应，桩身弯矩较桩顶自由和固接状态的桩身最大弯矩为小，因而成为一种有利效应。（ 3）承台侧向土体的抗力效应。受水平力承台前方一侧土体的弹性抗力，起到减小水平位移和分担水平荷载的作用显著。（ 4）承台底的摩阻效应。承台承受竖向荷载，承台底地基土分担一定荷载，导致水平荷载下承台底产生一定摩阻抗力。按上述建筑桩基水平荷载下的各项群桩效应，可建立桩基水平承载力分项综合效应系数简化计算法。其分

35、项综合效应系数是大于 1 的。对于液化土、湿陷性土、高灵敏度软土、欠固结土，不能考虑上述（ 3）、（ 4）项抗力，因而承载力显著减小。7、基坑回弹和回弹再压缩变形的不利和有利影响7.1 回弹变形的不利影响在软土地区由于基坑采用内支撑支护， 成桩是在地面进行， 基坑开挖时基桩已施工完毕，土体回弹受到桩的约束， 对于满堂布桩情况， 回弹变形相应减小。 对于抗浮桩，由于回弹引起的桩身预拉力，将导致正常使用状态下与浮力产生的桩身拉力叠加。不过， 二者的桩身轴力最大值位于不同截面， 回弹变形引起的拉力最大值位于桩身中部， 浮力引起的拉力最大值位于桩顶，因此桩身配筋量并非取二者最大拉力之和。7.2 回弹再

36、压缩变形的有利影响非软土地区， 多采用无内支撑的作业空间大的桩锚或土钉墙支护，基坑开挖至基底标高以上 1 3m处实施成桩。 此时，基底土体回弹变形已基本完成，故回弹变形不致引起桩的附加应力。 对于主体建筑桩基而言，桩端以下压缩层处于回弹变形层底以下，故桩基沉降并不受回弹影响。对于裙房区，一般采用天然地基，或加设疏布桩长不大的抗浮桩，其附加压力为负值。这两种情况， 在正常使用状态下其地基回弹变形均因受载再压缩而产生沉降。而且再压缩变形在不大的竖向荷载下便出现，并接近于回弹量。导致裙房再压缩沉降加大至2030mm，从而使得主裙差异沉降大幅减小，一般仅为0 20mm。由此可见，回弹再压缩对裙房的增沉

37、是一种有利效应。8、小结单桩侧阻力和端阻力的发挥机理及其随持力层、土性、桩径等的变化， 端阻力对侧阻力11的影响等仍是值得关注的焦点。尤其是随着现代建设工程的发展，大直径、 超长桩的应用越来越广泛， 如何在把握其承载变形特征的基础上优化设计是很重要的。相应的长桩群桩基础的沉降计算，应在研究其荷载传递、变形机理的基础上，建立符合实际的计算模式。关于复合桩基和共同作用计算分析，对于房屋建筑桩基而言是一个重要问题。合理应用复合桩基不仅涉及经济性，更重要的是在主裙连体建筑、框筒、框剪结构等荷载与刚度极为不均的高层建筑桩基设计中，可利用复合桩基和普通桩基实施变刚度调平优化设计。关于桩土竖向支承刚度凝聚，

38、 对桩、土相互影响系数理论值按不同土性进行修正，使其符合土体有限连续性特征是其关键。抗拔桩的承载位移性状随桩型而变化，对于软土场地， 扩底桩优于普通等截面桩， 侧注浆桩优于扩底桩；对于非软土场地，后张无黏结预应力灌注桩优于普通灌注桩。4 种桩型抗拔阻力发挥机理的异同值得进一步研究，以优化设计。水平承载桩的位移、 内力计算， 对于允许位移小的建筑桩基，采用线弹性地基的 m法计算，既符合实际又简便易行；对于允许位移很大的港口码头、海洋工程等桩基，则宜采用p-y 曲线弹塑性分析法。关于p-y 曲线型态选用和参数确定仍值得研究提高。软土和非软土地区由于成桩与基坑开挖先后程序不同，导致开挖回弹和回弹再压

39、缩产生的影响各异。软土地区采取先成桩后开挖（因基坑为内支撑），导致基底回弹对既有桩产生上拔，使疏布抗浮桩出现预拉力，正常使用状态下，预拉力与抗浮拔力叠加。非软土区，先开挖后成桩，回弹先期完成，桩不受回弹预拉力；裙房天然地基或疏布抗拔短桩，在承受不大的结构荷载时出现回弹再压缩变形，导致其沉降加大，与主体桩基差异沉降由此减小，因而成为一种有利影响。参考文献：1Masami and Fukuoka.Largecast-in-placepilesin Japan（ C）.proc.lst.InternationalGeotechnicalSeminar on Deep Foundations Bore

40、d and Auger piles.1988.2 北京市桩基小组 . 钻孔灌注桩试验研究（ R）. 中国建筑科学研究院地基所 .1976.3刘利民 . 桩基承载性状研究的新进度（J ） . 岩土工程界 .2000 年第 1 期.4 刘金砺 . 桩基础设计与计算（ M） . 中国建筑工业出版社 .1990.5 席宁中 . 桩端土刚度对桩侧阻力影响的试验研究（D）. 中国建筑科学研究院 .2002.6 上海市建筑科学研究院 . 联合广场砼灌注桩单桩垂直静载试验报告（R）.1995.7 吴春秋、肖大平、吴俊 . 深埋纯地下建筑不同抗拔桩型承载性状试验研究（ J ）. 岩土工程学报 2007,29 （

41、9）.8陈锦剑、王建华、范巍、王卫东. 抗拔桩在大面积深开挖过程中的受力特性分析（J） . 岩土工程学报.2009,30 （ 3）.9 王卫东、吴江斌、许亮、黄绍铭 . 软土地区扩底灌注桩承载特性试验研究（J）. 岩土工程学报 .2007,2912（ 9） .10迟铃泉、赵志明、刘金砺、张峰、孙宏伟. 抗拔灌注桩后张预应力技术及工程应用（C） . 桩基工程技术进展（ 2009）.11 中国建筑科学研究院主编 . 建筑桩基技术规范 .JGJ94-2008 （ S） .12刘金砺、迟铃泉. 桩土变形计算模型和变刚度调平设计（J）. 岩土工程学报 .2000,22 （ 2） .13 王涛、刘金砺 . 桩土桩相互作用影响的研究（ J） . 岩土工程学报 .2008,30 （1）.14刘金砺、邱明兵 . 单桩、单排桩、疏桩基础及其复合桩基的沉降计算 （ J）. 土木工程学报 .2007,40 （ S1 ）.15刘金砺 . 群桩横向承载力的分项综合效应系数计算法（J） . 岩土工程学报 .1992,14 （3）.13