竖向荷载对黏土地基中单桩水平受荷性能的影响
土力学与地基基础-10桩基础解答
— 桩端阻力修正系数； psk — 桩端附近的静力触探比贯入阻力标准值； Ap — 桩端面积。
桩端穿越粉土、粉砂细砂及中砂底面时 qsik 按《建筑桩基技术规范》估算的值，
需乘以 S 进行修正。
（三）静力触探法确定单桩轴向承载力
(二)双桥探头法
双桥探头可同时测出探头侧阻力 fs 和端阻力 qc ，该法较多采用，
(4) 嵌岩桩
嵌岩桩的极限承载力由桩周土总侧阻、嵌岩段总侧阻和总端阻三 部分组成。
（五）动力检测法
动力检测法确定单桩极限承载力，采用重锤冲击桩顶，实测桩顶 部的速度和力实程曲线，通过波动理论分析得到桩土体系力学性状 以判定单桩竖向承载力。
大应变动测法：能使桩土发生相对位移，产生永久贯入度。 小应变动测法：不能使桩土发生相对位移，只产生桩土体系的弹性
10.1 概述
◆不宜采用采用桩基础的情况
(1) 上层土比下层土硬得多； (2) 土层中有障碍物而又无法排除 (如孤石)； (3) 只能采用打入或振入法施工，而附近有重要的或对振动强烈敏感的建筑 物时。 是否采用桩基础需要综合考虑多项因素。
10.2 桩的分类及施工工艺
现行《建筑桩基技术规范》将桩分别按承载性状、使用功能、桩身 材料及桩径大小等进行分类：
10.3 单桩在竖向荷载下的性状与计算
四、负摩阻力
◆ 概念：桩土之间相对位移的方向，对于荷载传递的影响很大。在土层相
3）桩身相对刚度越大，则经桩底传递的荷载越多； 4）扩底直径越大，则桩底传递的荷载越多； 5）桩长对荷载传递有重要影响，当桩长超过L/d>100时，上述各种影响都
将大大减弱，甚至失去意义。
10.3 单桩在竖向荷载下的性状与计算
2024年注册木土工程师-(岩土)专业案例考试历年真题摘选附带答案
2024年注册木土工程师-（岩土）专业案例考试历年真题摘选附带答案第1卷一.全考点押密题库(共100题)1.(单项选择题)(每题 1.00 分) 拟在8度烈度场地建一桥墩，基础埋深2.0m，场地覆盖土层为20m，地质年代均为Q4，地表下为5.0m的新近沉积非液化黏性土层，其下为15m的松散粉砂，地下水埋深dw=5.0m，按《公路工程抗震设计规范》（JTJ 004—1989）列式说明本场地地表下20m范围土体各点σ0/σe，下述（）是正确的。
A. 从地面往下二者之比随深度的增加而不断增加B. 从地面往下二者之比随深度的增加而不断减少C. 从地面5m以下二者之比随深度增加而不断增加D. 从地面5m以下二者之比随深度增加而不断减少2.(单项选择题)(每题 1.00 分) 某取土器管靴外径及取土管外径均为108mm，管靴刃口内径为102mm，取土管内径为103mm，据《岩土工程勘察规范》（GB50021—2001）以下说法中正确的是（）。
A. 该取土器技术参数符合厚壁取土器要求B. 该取土器技术参数符合中厚壁取土器要求C. 该取土器技术参数符合敞口自由活塞取土器要求D. 该取土器技术参数符合固定活塞取土器要求3.(单项选择题)(每题 2.00 分) 某10?13层的高层建筑场地，抗震设防烈度为7度，地形平坦，非岸边和陡坡地段，基岩为粉砂岩和花岗岩。
岩面起伏很大，土层等效剪切波速为180m/s。
勘察发现有一走向NW的正断层，见有微胶结的断层角砾岩，不属于全新世活动断裂。
判别该场地对建筑抗震属于（）地段类别。
A. 有利地段B. 不利地段C. 危险地段D. 进行建设的一般场地4.(单项选择题)(每题 3.00 分) 某黄土场地，地面以下8m为自重湿陷性黄土，其下为非湿陷性黄土层。
建筑物采用筏板基础，底面积为18mX45m，基础埋深3.00m。
采用灰土挤密桩法消除自重湿陷性黄土的湿陷性，灰土桩直径Φ400mm，桩间距1.00m，等边三角形布置。
基础工程-10竖向荷载下单桩工作性能
桩侧摩阻力
δ u＝
黏土中 4-6mm 砂土中 6-10mm
桩侧摩阻力达到极限值τu可用类似于土的抗剪强度的库伦公式表示：
u ca x tan a
式中，ca和υa为桩侧表面与土之间的附着力和摩擦角，σx为深度z处作用 于桩侧表面的法向应力，与土的竖向有效应力σv’有：
x Ks v '
正摩擦
负摩擦
桩侧负摩阻力
负摩阻力产生的原因：（桩侧土体下沉超过桩的下沉）
欠固结土或新填土固结作用 大面积堆载使桩周土层压密 地下水位下降引起大面积沉降 湿陷性黄土侵水而湿陷 打桩产生的超静孔压消散引起的固结下沉 。。。
桩侧负摩阻力
负摩阻力变化规律：
中性点：桩土之间不产生相对位移的截面位置（δ＝0，τ＝0，N=max） •中性点之上，土层产生相对于桩身的向下位移，出现负摩阻力 •中性点之下，土层产生相对于桩身的向上位移，出现正摩阻力 Q
负摩阻力
土 桩
正摩阻力
中性点
最大轴力点 (Q+Fn) 桩端阻力
单桩
位移曲线
侧摩阻力分布
桩身轴力分布
Q+(Fn-Fp)
桩侧负摩阻力
宁海电厂实测桩侧负摩阻力
F1000冲孔灌注桩，桩长37m，回填土8m厚
起始时间为2003-12-15
轴力（kN） 200 400 600 800 1000 1200
-200 0 5 10 15
式中，Ks为桩侧土的侧压力系数，受施工影响很大
挤土桩: Ks > K0 非挤土桩: Ks < K0
桩侧摩阻力的深度效应
qs
qs
15~20倍桩径
在15~20倍桩径深度时σv’达到最 大后随深度保持不变 δ的值在0.5 φ ~0.8 φ （ φ 为 桩周土的内摩擦角）
桩基础单桩竖向承载力的确定
双桥探头可同时测出侧阻fs及端阻qc，《建筑 桩基技术规范》在总结各地经验的基础上提出， 当按双桥探头静力触探资料确定混凝土预制桩单 桩竖向极限承载力标准值Quk时，对于粘性土、 粉土和砂土，如无当地经验时可按下式计算
按材料强度确定单桩竖向承载力时，可将桩视
为轴心受压杆件，根据桩材按GB50010-2002
《混凝土结构设计规范》等混凝土或钢结构的计
算进行。
R
( C
fc Ap
f
' y
Ag
)
特点：这种方法适用范围受限，仅限于极少 数桩的竖向承载力由桩的强度控制的特殊情况。
二、按单桩竖向抗压静载试验法确定
静载荷试验是评价单桩承载力最为直观和可 靠的方法，其实质是桩受荷的现场模拟试验。因 此，其除了考虑到地基土的支承能力外，也计入 了桩身材料强度对于承载力的影响。 一级建筑物，必须通过静载荷试验,试桩数 量，不宜少于总数的l％，并不应少于3根。当桩 端持力层为密实砂卵石或其他承载力类似的土层 时、单桩承载力很高的大直径端承桩，可采用深 层平板荷载试验确定桩端土的承载力。
破坏状态，相应的荷载称为极限荷载（极限承载 力Qu）。 由桩的静载荷试验结果给出荷载与桩顶沉降 关系Q－s曲线，再根据Q－s曲线特性，根据沉 降随荷载的变化特征或根据沉降量确定单桩竖向 极限承载力Qu。
（1）、按沉降随荷载的变化特征确定Qu 陡降型Q－s曲线，取曲线发生明显陡降的
起始点所对应荷载为Qu。该法的缺点：（1）、 作图比例将影响Q－s曲线的斜率和所选择的Qu； （2）、Q－s曲线拐点的确定易渗入绘图者的主 观因素，有些曲线拐点也不甚明了，因此国外多 用切线交会法，即取相应于Q－s曲线始段和末 段两点切线交点所对应的荷载作为极限荷载Qu。
影响单桩水平承载力的主要因素
桩基一般都承受有竖向荷载、水平荷载和力矩的作用，因此在设计中除了要考虑其竖向承载力之外，还必须考虑其承受水平荷载的能力。
与单桩竖向承载力相比，单桩水平承载力问题显得更为复杂。
影响单桩水平承载力的因素很多，包括桩的截面刚度、材料强度、桩侧土质条件、桩的入土深度以及桩顶约束情况等。
（一）桩身强度和刚度桩的直径愈大，桩身材料强度愈高（如桩身为高强度混凝土或钢材等），桩身的抗弯刚度则愈高其抵抗水平荷载的能力就愈强。
对于抗弯性能差的桩，其水平承载能力由桩身强度控制，如低配筋率的灌注桩通常是桩身首先出现裂缝，然后断裂破坏；而对于抗弯性能好的桩，如钢筋混凝土预制桩和钢桩，在水平荷载作用下，桩身虽然未断裂，但当桩侧土体显著隆起，或桩顶水平位移大大超过上部结构的允许值时，也应该认为桩已达到水平承载力的极限状态。
（二）桩侧土质条件桩侧土质愈好，其水平抗力愈大，或地基上水平抗力系数愈大，桩的水平承载能力就愈高，尤其是桩侧表层土（3~4倍桩径范围内）的承载能力极大地影响桩身的水平承载力。
因此，当表层土较差时，一般应采取回填碎石潘实等改良加固表层土的方案进行处理，可较大地提高桩身的水平承载力。
（三）桩顶约束条件地基土的水平抗力系数随桩身水平位移的增大呈指数衰减。
因此，对桩顶水平位移的约束愈好，则桩侧土的水平抗力愈大。
建筑桩基桩顶与承台连接的实际工作状态介于刚接与铰接之间，这是由于桩顶嵌入承台长度较短（5~10cm），承台混凝土为二次浇注，桩顶主筋锚入承台为30dg，在较小水平力作用下桩顶周边混凝土出现塑变，形成传递剪力和部分弯矩的非完全嵌固状态，其既能减少桩顶位移（相对于桩顶自由情况），又能降低桩顶约束弯矩（相对于完全嵌固情况），重新分配桩身弯矩。
3.3 竖向荷载下单桩的工作性能
Qp
3.3 竖向荷载下单桩的工作性能
桩侧摩阻及截面位移计算
桩身荷载传递方程：τ z
=− 1 up
⋅
dN z dz
桩身弹性压缩量：
∫ sz
=
1 Ap Ep
z
0 N z ⋅ dz
桩身截面位移为桩顶沉降与 桩身压缩量之差：
∫ δ z
= s − 1 Ap Ep
z 0
Nz
⋅ dz
L
sb
sz
s0
Q o
N (z)
软弱土层
端阻充分发挥桩底极限位移值：
砂类土: (0.08～0.1) d； 一般粘土： 0.25 d； 硬粘土： 0.1d
桩侧摩阻力和桩端阻力都存在深度效应。
当入土深度超过一定值后，侧阻和端阻不 在随深度的增加而增加。
中密土层 (a)
岩层 (b)
桩身荷载传递 (a) 摩擦桩；(b)端承桩
3.3 竖向荷载下单桩的工作性能
单桩的破坏模式 有缘学习更多＋谓ｙｇｄ３０７６考证资料或关注桃报：奉献教育（店铺）
Q
o
s
o
Q
Q o
s
Q
o
Q o
s
Q o
压曲
s
Z
s
Z
s
Z
压曲破坏
整体剪切破坏
刺入破坏
压曲破坏：沉降量很小，桩端阻力为主，按桩材强度控制承载力，
穿越软弱土层的小直径桩和嵌岩桩属于此类；
整体剪切：沉降量较大，桩端阻力为主，桩端桩侧土控制承载力，
第三章 桩基础
3.1 概 述 3.2 桩基础的设计原则和设计内容
3.3 竖向荷载下单桩承载机理
3.4 桩侧负摩阻力 3.5 单桩竖向承载力的确定方法 3.6 桩的抗拔承载力 3.7 水平荷载作用下单桩的工作性能 3.8 群桩基础计算 3.9 桩基础设计
桩基础课件-竖向荷载下单桩的工作性能
单桩竖向承载力和工作性能的研究展望
深入研究复杂地质条件下的单桩承载力：针对不 同地质条件，如软土、硬土、岩层等，进一步研 究单桩的承载力特性，完善相关计算理论和设计 方法。
建立多因素耦合作用下的单桩承载力模型：考虑 地震、车辆荷载等外部因素对单桩承载力的影响 ，建立更为精确的耦合模型，为工程安全提供保 障。
桩基础的重要性
01
提高建筑物或结构物的承载能力
桩基础能够将建筑物或结构物的荷载传递至更深的土层或岩层，从而提
高其整体承载能力。
02
减小沉降
通过将荷载传递至深部土层，桩基础可以减小建筑物或结构物的沉降，
提高其稳定性。
03
适应不同地质条件
桩基础适用于各种复杂地质条件，如软弱地基、不良地质等。通过合理
的设计和施工，可以实现稳定的基础承载和减小沉降的效果。
单承载力
竖向荷载下单桩的工作性能主要通过单桩承载力来评估。单 桩承载力是指在竖向荷载作用下，单根桩所能够承受的最大 荷载。
承载力影响因素
单桩承载力受到多种因素的影响，包括桩身材料、截面形状 、桩长、桩径、土层性质、土的应力历史等。在评估单桩承 载力时，需要考虑这些因素的影响。
05
案例分析
实际工程中的单桩竖向承载力案例
04
竖向荷载下单桩的工作性能
竖向荷载下的桩身应力分布
桩身应力分布规律
在竖向荷载作用下，桩身的应力 分布呈现出由上至下逐渐减小的 趋势，其中桩顶部位的应力最大 ，桩底部位的应力最小。
应力影响参数
桩身的应力分布受到多种因素的 影响，包括桩身材料、截面形状 、桩长、桩径、土层性质、土的 应力历史等。
竖向荷载下的桩土相互作用
桩基础课件-竖向荷载下 单桩的工作性能
桩基静载考试试题
一、填空1．承载力检测中桩在粉土里的休止期不应少于天。
2．承载力检测中桩在饱和黏性土里的休止期不应少于天。
3．桩基分类中，中等直径桩一般是指桩径为的桩。
4．按成桩方法对土层的影响分类，钻孔灌注桩应属于桩。
5．一般情况下桩基静载检测的数量在同一条件下应保证。
6．单桩竖向抗压静载试验检测工程桩时，加载量不应小于设计要求的单桩承载力特征值的倍。
7．静载检测中的加载反力装置能提供的反力不得小于最大加载量的倍。
8．静载检测中，当采用工程桩作锚桩时，锚桩数量不应少于根。
9．静载检测设备中的压力表精度应优于或等于级。
10．静载检测设备中的荷重传感器和压力传感器，其要求的测量误差不应大于。
11．静载试验用的压力表、油泵、油管在最大加载时的压力不应超过规定工作压力的。
12．静载试验应选用大量程百分表，百分表的分辨力应优于或等于mm。
13．单桩竖向抗压静载试验中，分级荷载宜为最大加载量或预估极限承载力的。
14．单桩竖向抗压静载试验中，每级荷载在维持过程中的变化幅度不得超过分级荷载的。
15．为设计提供依据的竖向抗压静载试验应采用维持荷载法。
16．当参与统计的试桩检测结果，其极差不超过平均值的时，可取平均值为极限承载力统计值。
17．单桩竖向抗压静载试验中，当每小时的桩顶沉降量不超过，并连续出现两次，即可判定该级荷载相对稳定。
18．快速维持荷载法的每级荷载维持时间至少为。
19．单桩竖向抗压静载试验中，当某级荷载作用下，桩顶沉降量大于前一级荷载作用下沉降量的倍，可终止加载。
20．单桩竖向抗压静载试验中，使用工程桩作为锚桩，当锚桩上拨量已达到时，可终止加载。
21．单桩竖向抗拔静载试验中，采用天然地基提供反力时，施加于地基的压应力不宜超过地基承载力特征值的倍。
22．单桩竖向抗拔静载试验中，对于等桩型，宜在拔桩试验前采用低应变法检测受检桩的桩身完整性。
23．为设计提供依据的抗拔试验，如发现灌注桩桩身中、下部有明显的时，不宜作为抗拔试验桩。
基础工程-第3章课后习题答案
基础⼯程-第3章课后习题答案1.试述桩的分类。
（⼀）按承台位置分类。
可分为⾼桩承台基础和低桩承台基础，简称⾼桩承台和低桩承台。
（⼆）按施⼯⽅法分类。
可分为沉桩（预制桩）、灌注桩、管桩基础、钻埋空⼼桩。
（三）按设置效应分类。
可分为挤⼟桩、部分挤⼟桩和⾮挤⼟桩。
（四）按桩⼟相互作⽤特点分类。
可分为竖向受荷桩（摩擦桩、端承桩或柱桩）、横向受荷桩（主动桩、被动桩、竖直桩和斜桩）、桩墩（端承桩墩、摩擦桩墩）。
（五）按桩⾝材料分类。
可分为⽊桩（包括⽵桩）、混凝⼟桩（含钢筋和混凝⼟桩和预应⼒钢筋混凝⼟桩）、钢桩和组合桩。
2.桩基设计原则是什么桩基设计·应⼒求做到安全适⽤、经济合理、主要包括收集资料和设计两部分。
1.收集资料（1）进⾏调查研究，了解结构的平⾯布置、上部荷载⼤⼩及使⽤要求等；（2）⼯程地质勘探资料的收集和阅读，了解勘探孔的间距、钻孔深度以及⼟层性质、桩基确定持⼒层；（3）掌握施⼯条件和施⼯⽅法，如材料、设备及施⼯⼈员等；2.设计步骤（1）确定桩的类型和外形尺⼨，确定承台埋深；（2）确定单桩竖向承载⼒特征值和⽔平承载⼒特征值；（3）初步拟定桩的数量和平⾯布置；( 4 )确定单桩上的竖向和⽔平承载⼒，确定群桩承载⼒；( 5 )必要时验算地基沉降；( 6 )承台结构设计；( 7 )绘制桩和承台的结构及施⼯图；3.设计要求《建筑地基基础设计规范》（GB 50007 —2011）第条指出，桩基设计应符合下列规范：（1）所有桩基均应进⾏承载⼒和桩⾝强度计算。
对预制桩，尚应进⾏运输、吊装和锤击等中的强度和抗裂验算。
（2）桩基沉降量验算应符合规范第条规定。
（3）桩基的抗震承载⼒验算应符合现⾏国家标准《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010）的相关规定。
（4）桩基宜选⽤中、低压缩性⼟层作为桩端持⼒层。
（5）同⼀结构单元内的桩基，不宜选⽤压缩性差异较⼤的⼟层作为桩端持⼒层，不宜采⽤部分摩擦桩和部分端承桩。
桩顶竖向荷载
桩顶竖向荷载1. 引言桩顶竖向荷载是指作用在桩顶的垂直力，它是土木工程中一个重要的设计参数。
在设计和施工过程中，准确计算和合理控制桩顶竖向荷载对于保证结构安全性和工程质量至关重要。
本文将介绍桩顶竖向荷载的定义、计算方法以及影响因素，并探讨如何合理设计和施工以减小桩顶竖向荷载对结构的影响。
2. 桩顶竖向荷载的定义桩顶竖向荷载是指作用在桩顶上的垂直力，即沿着桩长方向施加在桩顶上的力。
它主要由以下几个方面组成：•建筑物或结构本身的重量；•建筑物或结构所受到的外部荷载（如风荷载、地震荷载等）；•地基土壤对建筑物或结构的反力。
3. 桩顶竖向荷载的计算方法3.1 桥梁基础中的应用在桥梁基础设计中，常采用下述方法计算桩顶竖向荷载：1.根据桥梁结构的自重和预估的活载荷载计算出桥墩的总荷载；2.将总荷载按照设计规范中的分配比例分配到各个桩上；3.根据土壤力学理论和实测数据，计算每个桩底所受到的土壤反力；4.通过静力平衡方程，确定每个桩顶所受到的竖向荷载。
3.2 建筑物基础中的应用在建筑物基础设计中，通常采用下述方法计算桩顶竖向荷载：1.根据建筑物结构的自重和预估的活载荷载计算出建筑物的总荷载；2.将总荷载按照设计规范中的分配比例分配到各个基础上；3.根据土壤力学理论和实测数据，计算每个基础底部所受到的土壤反力；4.通过静力平衡方程，确定每个基础顶部所受到的竖向荷载。
4. 影响桩顶竖向荷载的因素4.1 桩身特性•桩长：桩长的增加会使桩顶竖向荷载减小，因为较长的桩能更好地分散和传递荷载；•桩径：桩径的增大会使桩顶竖向荷载增大，因为较大直径的桩在相同荷载下产生更大的反力。
4.2 土壤特性•土壤强度：土壤强度越高，其对建筑物或结构的反力越大，从而使桩顶竖向荷载增大；•土层厚度：较厚的土层能够更好地分散和传递荷载，减小桩顶竖向荷载；•土层湿度：湿润的土壤比干燥的土壤具有更好的承载能力，因此湿润土壤下的桩顶竖向荷载较小。
4.3 荷载特性•自重和活载：建筑物或结构自身的重量以及预估的活载是决定桩顶竖向荷载大小的重要因素；•风荷载和地震荷载：外部风荷载和地震荷载对建筑物或结构产生垂直力，增加了桩顶竖向荷载的大小。
002竖向荷载下桩基的承载力和变形
3）支承在基岩上或嵌入基岩内的钻（挖）孔桩、沉桩的单桩 轴向受压承载力容许值 ，可按下式计算：
n 1 Ra c1 Ap frk u c2i hi frki su li qik 2 i=1 i=1
m
C1—根据清孔情况、岩石破碎程度等因素 而定的端阻发挥系数，按表2-9采用； C2I—根据清孔情况、岩石破碎程度等因素 而定的第i层岩层的侧阻发挥系数， 对于钻孔桩，C1 C2系数 值应降低20％采 用
0.8 对于 粘性土，不折减；对于砂、 s ( )3 D 碎石折减。
1
Qpk b Ap q pk
对于粘性土、粉土取 0.8 n b ( ) n=1/4；砂、碎石：n=1/3； D
嵌岩桩
Quk Qsk Qrk
Qsk U li qski
Qrk r Ap f rk
图2-2 桩端地基破坏模式 其破坏模式主要取决于桩端土层及桩端上覆土层的性质，并受成桩效应、 加载速率的影响。 一般来讲，当桩长不大，上覆土层为软土时，端阻呈整体剪切破坏； 当上覆土层为非软弱土层时，一般呈局部剪切破坏； 当桩端以下存在软弱下卧层时，可能出现冲剪破坏； 当桩端持力层为松砂、中密砂，粉土压缩性粘土时，端阻呈刺入剪切破 坏； 对于桩端土为饱和粘土的情况，一般形成“梨形”的剪切破坏面，为局 部剪切破坏或整体剪切破坏。
尺寸效应
JGJ94-2008中规定：小直径桩：d ≤250mm； 中等直径桩： 250mm< d <800mm；大直径 桩： d ≥800mm。 直径大于800mm的桩称为 大直径桩，大量试验证明大直径桩的桩端阻 力与桩径有明显关系，称其为尺寸效应。
Quk Qsk Q pk
Qsk U li qski si
基桩在水平和竖向荷载作用下的受力分析
建 立 关于 节 点 2 %52 的 ， 在 轴、 横 向 荷 载 作 用
下的地 基柔度 矩阵［ δ］ 和刚 度矩 阵［!6］7 ［δ］82。 由 桩土 连 结 节 点处 位 移 的连 续 性 有 ：
[ K s ] {U } = { R}
1-3
式 中 ： ［ ! 6］ 和 ｛# ｝ 为 阶 数 扩 充 矩 阵 和 向
2 IF G I D ? G 2F 84G4E 2F E FE 4@ FF?I
有 限元 2 IF GF I ?E 84G4:
2F E FE 2D FF??
从 表 - 和图 #、& 可见 ， 本 文 方 法计 算 结 果 与 幂 级 数 和 有 限 元 法 所 得 结 果 基 本 一 致 。 由 于 !(Δ 效应，桩身弯矩和位移值 提高较大 ，当计入 轴力 时 ， 其 桩 顶 位 移 增 大 %-./0， 地 面 处 桩 身 位 移 增 大 )&./0 ， 弯 矩 增 大 %$.,0 ， 桩 身 最 大 弯 矩 增 大 %$0。 如 果 轴 向 荷 载 再 增 加 ， 桩 身 的 内 力 和 位 移 将增加 得更快 ，并呈 非线 性关 系增 加。 因此 ，当 基 桩 的 自 由 长 度 及 轴 向 荷 载 较 大 时 ，!(Δ 效 应是 不 可忽 视 的 。
基桩设计中的荷载效应
基桩设计中的荷载效应
基桩设计中的荷载效应是指在考虑基桩受到荷载影响的情况下
进行设计的过程。
荷载效应包括基桩受到垂直荷载、水平荷载和弯曲荷载等作用时的变形和破坏。
在基桩设计中，必须考虑到荷载效应，以确保基桩的安全性和稳定性。
垂直荷载是指基桩受到垂直方向的荷载作用，例如建筑物的重量和荷载。
当基桩承受垂直荷载时，会产生竖向变形和沉降，这对基桩的承载力和稳定性会产生影响。
水平荷载是指基桩受到水平方向的荷载作用，例如地震、风力和水流等。
当基桩承受水平荷载时，会产生水平位移和倾斜，这对基桩的稳定性和抗震性能会产生影响。
弯曲荷载是指基桩受到弯曲作用的荷载，例如桥梁和大型机械设备等。
当基桩承受弯曲荷载时，会产生弯矩和曲率，这对基桩的承载力和稳定性会产生影响。
为了考虑荷载效应，在基桩设计中需要进行荷载试验和计算，以确定基桩的承载力和变形特性。
根据试验和计算结果，可以确定基桩的尺寸、材料和布置方式，以确保基桩的安全性和稳定性。
- 1 -。
钻孔灌注桩竖向承载力影响因素
钻孔灌注桩竖向承载力影响因素钻孔灌注桩作为一种常见的基础形式，其竖向承载力对于建筑物的稳定性和安全性至关重要。
影响钻孔灌注桩竖向承载力的因素众多，下面我们就来详细探讨一下。
首先，桩身自身的特性是影响竖向承载力的重要因素之一。
桩的直径和长度直接关系到其承载能力。
一般来说，桩径越大，桩与周围土体的接触面积就越大，能够承受的竖向荷载也就越高。
而桩长的增加则可以使桩深入到更稳定的土层中，从而提高承载力。
桩身的材料强度也不容忽视，高强度的桩身材料能够更好地抵抗竖向荷载。
桩周土的性质对竖向承载力有着显著的影响。
土体的类型、密实度、含水量等因素都会改变桩土之间的摩擦力和桩端阻力。
例如，黏性土的黏聚力较大，与桩身之间的摩擦力相对较高；而砂土的摩擦角较大，桩端阻力可能会更为显著。
土体的密实度越高，其提供的侧摩阻力和端阻力就越大，从而有助于提高桩的竖向承载力。
相反，含水量过高的土体可能会导致土体强度降低，削弱桩的承载能力。
桩的施工质量也是一个关键因素。
在钻孔灌注桩的施工过程中，如果成孔质量不佳，如孔壁坍塌、桩孔倾斜等，会影响桩身的完整性和垂直度，从而降低桩的竖向承载力。
混凝土灌注过程中的质量控制同样重要，如果出现混凝土离析、夹泥等问题，会削弱桩身的强度和承载能力。
桩底的沉渣厚度也会对承载力产生影响，沉渣过厚会减小桩端阻力。
桩的布置方式也会影响其竖向承载力。
桩间距过小，可能会导致群桩效应，使得桩与桩之间的土体相互挤压，从而影响侧摩阻力的发挥。
合理的桩间距能够充分发挥每根桩的承载能力，提高整个桩基础的竖向承载性能。
此外，竖向荷载的作用方式也会对钻孔灌注桩的竖向承载力产生影响。
如果荷载偏心过大，会导致桩身一侧的侧摩阻力提前发挥到极限，从而影响整个桩的承载能力。
在实际工程中，还需要考虑地下水的影响。
地下水的存在会改变土体的物理力学性质，降低土体的强度和桩土之间的摩擦力。
同时，地下水的流动可能会对桩基础产生冲刷作用，削弱桩的承载能力。
桩基静载试验荷载值
桩基静载试验荷载值静载试验主要是在桩顶部逐级施加竖向压力、竖向上拔力或水平推力，观测桩顶部随时间产生的沉降、上拔位移或水平位移，以确定相应的单桩竖向抗压承载力、单桩竖向抗拔承载力或单桩水平承载力的试验方法。
基桩静载试验是目前开展承载力和变形特性评价的最可靠的方法，也是其它方法（如基桩高应变法）与之开展比对的标准。
这里主要基于桩基静载试验的应用对桩基的荷载作用机理做进一步分析。
一、单桩竖向受压荷载作用机理分析单桩竖向抗压极限承载力主要由桩本身的材料强度和地基土强度二个因素决定。
在初始受荷阶段，桩顶位移小,荷载由桩上侧表面的土阻力担负，以剪应力形式传递给桩周土体，桩身应力和应变随深度递减；随着荷载的增大，桩顶位移加大，桩侧摩阻力由上至下逐步被发挥出来。
在到达极限值后，继续增加的荷载则全部由桩端士阻力担负。
随着桩端持力层的压缩和塑性挤出，桩顶位移增长速度加大，在桩端阻力到达极限值后，位移迅速增大而破坏，此时桩所承受的荷载就是桩的极限承载力。
侧阻主要受桩周岩土层性状、成桩效应、桩材和桩的几何外形、桩入土深度、时间效应等因素影响。
饱和土中的成桩效应大于非饱和土的，群桩的大于单桩的。
作用在桩身的水平有效应力成比例增大。
按照士力学理论，桩的侧摩阻力也应逐渐增大；但实验说明，在均质土中，当桩的入土超过一定深度后，桩侧摩阻力不再随深度的增加而变大，而是趋于定值，该深度被称为侧摩阻力的临界深度。
对于在饱和粘性土中施工的挤土桩，在施工过程中对土的扰动会产生超孔隙水压力，它会使桩侧向有效应力降低，导致在桩形成的初期侧摩阻力偏小；随时间的增长，超孔隙水压力逐渐沿径向消散，扰动区土的强度慢慢得到恢复，桩侧摩阻力得到提高。
桩端阻力的发挥也需要一定的位移量。
持力层的选择对提高承载力、减少沉降量至关重要。
桩端进入持力层的深度,一般认为，桩端进入持力层越深，端阻力越大；但大量实验说明，超过一定深度后，端阻力基本恒定。
关于端阻的尺寸效应问题，一般认为随桩尺寸的增大，桩端阻力的极限值变小。
桩基础竖向荷载下单桩的工作性能
z
ln u p. z .dz
桩端处N (l) Qp
Q Qn
l
ln u p. z .dz Q Qn Qs
Qn、Qs分别为总的负摩阻力和总的正摩阻力。
4.负摩阻力的经验公式 桩基技术规范JGJ94-2008中给出单桩负摩阻力标准值qsin的公式:
qsni
k0i
tan
i'
' i
n
' i
k0i _ 第i层土的侧压力系数
图3 单桩的Q-s理想化曲线
(b) 桩侧土弹塑性阶段
相当于1～2段(曲线)，当桩顶的侧摩阻力达到极限
时(相当于1点)，Q-s曲线不再是直线，桩侧进入塑性状
态，随着桩顶荷载增大，桩侧土塑性范围逐渐由浅到
深不断发展，直至桩侧土均达到塑性状态(2点) 。
(c) 桩侧土完全塑性阶段
相当于2～3段(直线)，新增加荷载全部由桩端承担，
4. 侧阻、端阻发挥特点：
（1）上部侧阻发挥先于下部侧阻; （2）一般情况下，侧阻力先于端阻力的发挥; （3）在工作荷载Qk下，对于一般摩擦桩，Qs>>Qp;
(4)对于长径比l/d较大的桩，在工作荷载下端阻很难发挥， 当 l/d≥100时， Qp可忽略；
5. 极限桩侧阻力、桩端阻力的影响因素
(1) 深度效应
采用泥浆护壁成孔的灌注桩，在桩土界面之间 将形成“泥皮”的软弱界面，导致桩侧阻力显著降 低，泥浆越稠、成孔时间越长，“泥皮”越厚，桩 侧阻力降低越多。如果形成的孔壁比较粗糙(凹凸不 平)，由于混凝土与土之间的咬合作用，接触面的抗 剪强度受泥皮的影响较小，使得桩侧摩阻力能得到 比较充分的发挥。
对于非挤土桩，成桩过程桩端土不仅不产生挤 密，反而出现虚土或沉渣现象，因而使端阻力降低 ，沉渣越厚，端阻力降低越多。这说明钻孔灌注桩 承载特性受很多施工因素的影响，施工质量较难控 制。掌握成熟的施工工艺，加强质量管理对工程的 可靠性显得尤为重要。
群桩基础中的一根基桩单独受荷时的承载力和沉降性状
群桩基础中的⼀根基桩单独受荷时的承载⼒和沉降性状读书报告河海⼤学⽜永前⼀．群桩基础效应的读书报告群桩基础中的⼀根基桩单独受荷时的承载⼒和沉降性状，往往与相同地质条件和设置⽅法的独⽴基础有显著差别，这种现象称为群桩应，因此，群桩的基础承载⼒g Q 常常不等于其中各基础的承载⼒之和i Q ∑。
通常⽤群桩效应系数/g iQ Q η=∑来衡量群桩基础中各个桩基的平均承载⼒⽐独⽴单桩降低或提⾼的幅度。
由摩擦⾏桩组成的低承台群桩基础，当其承受竖向荷载⽽沉降时，承台底必然产⽣⼟体反⼒，从⽽分担了⼀部分荷载，使桩基承载⼒随之提⾼，道路⼯程中的桩基础我⼀般以垫层或⼟⼯格栅类似于建筑⼯程中的低承台，低承台底⾯处的⼟所分担的荷载，可占总承载⼒的20%到35%。
当然，群桩基础建成后，可能出现承台底⾯与⼟基开脱情况，此时不⽤考虑承台底阻⼒对桩基承载⼒的影响。
这种情况⼤体有：1. 沉⼊挤⼟桩的庄周⼟体因孔隙⽔压⼒剧增所引起的隆起，于垫层或格栅修筑后孔压继续消散⽽⽽固结下沉。
2. 车辆频繁⾏驶震动。
3. 桩周产⽣负摩阻⼒的各种情况导致的承台底⾯与⼟基的初始接触随时间渐渐松弛⽽脱离。
4. 黄⼟地基湿陷或砂图地震液化所引起的承台与⼟基突然开裂。
端承型群桩基础端承型基桩的桩底持⼒层刚硬，沉降量较⼩，因此承台底⾯⼟反⼒很⼩，端承型群桩基础中各个基桩的⼯作性状接近于单桩，所以η可认为为1。
摩擦型群桩基础（1）不考虑承台效应的影响（即承台地⾯脱落）如上图所⽰，先假设承台底⾯脱离地⾯的群桩基础中各桩均匀受荷，就如独⽴单桩那样，桩顶荷载Q 主要通过桩侧摩阻⼒引起压⼒扩散⾓α范围内庄周桩⼟中的附加应⼒。
各桩在桩端平⾯上的附加压⼒分布⾯积的直径2tan D d l α=+。
当a S实际的群桩效应其实更为复杂，有以下⼏个⽅⾯：（1）承台刚度的影响: 这主要是针对建筑桩基础的刚性承台⽽⾔的，⼤致意思就是指刚性承台会使桩做同步沉降，同时会使各桩的桩顶荷载发⽣由承台向中部向外围转移，所以刚性承台下的桩顶荷载分配⼀般是⾓⾓桩最⼤，中⼼桩最⼩，边桩居中。
单桩基础的受力特点
单桩基础的受力特点单桩基础是一种常用的基础形式，它适用于建筑物结构较小、荷载较轻的情况，如小型住宅、轻型结构等。
单桩基础受力特点主要有以下几点：1.竖向承载能力：单桩基础主要通过桩身来承担建筑物的自重和外部荷载。
桩身经过嵌入地下后，可以通过摩擦力和侧阻力来抵抗上部结构的垂直荷载。
桩底部还可以利用桩端摩擦力来增加桩的承载能力。
2.水平承载能力：单桩基础也能承担一定的水平荷载。
桩身具有一定的弯曲刚度和剪切刚度，这样可以通过水平力来控制桩的变形。
此外，桩底附近的土体还会提供一定的水平阻力，从而增加基础的水平承载能力。
3.不均匀沉降：由于单桩基础只有一个承载点，所以在受到垂直荷载作用时，可能会导致基础不均匀沉降。
这是因为土层的性质在基础下的不同位置会有所不同，导致不同部分的沉降速度和幅度不一样。
为了减小不均匀沉降的影响，可以采用多桩基础、扩底桩等方式来改善。
4.应力集中：由于荷载传递的方式是通过单个桩身的，所以单桩基础上的应力集中现象是比较常见的。
应力集中表现为桩身上其中一截面处的应力值明显高于其他截面处，如果超过了材料的承载能力，就会发生破坏现象。
为了减小应力集中，可以在桩身上采用截面变化、加固等措施。
5.土层改良：在一些情况下，为了提高桩的承载能力，需要进行土层改良。
一种常见的方法是在桩周围注入水泥浆或土壤固化剂，形成桩端扩展区，提高桩的桩端摩擦力和侧阻力。
此外，还可以采用加筋桩、悬臂桩等方式进行土层改良。
总之，单桩基础是一种简单、经济的基础形式，但在设计和施工过程中需要考虑其受力特点。
合理的设计和施工操作可以最大程度地发挥桩的承载能力，并保证基础的稳定性和安全性。
为了更好地应用单桩基础，还需要进一步深入研究和探索其受力机制，提高设计水平和技术水平。
竖向荷载对黏土地基中单桩水平受荷性能的影响
竖向荷载对黏土地基中单桩水平受荷性能的影响何奔;王欢;洪义;王立忠;赵长军;秦肖【期刊名称】《浙江大学学报（工学版）》【年(卷),期】2016(050)007【摘要】为了研究正常固结土(NC)和超固结土(OC)中,竖向荷载作用后,允许土体固结和超静孔压消散的条件下,桩体的水平静、循环受荷性能,开展8组离心模型试验.基于试验结果,开展三维有限元模拟(FEA),揭示竖向荷载对桩体水平受荷性能的影响机理,分析不同竖向荷载作用下,桩体水平初始刚度和极限承载力的变化规律.结果表明,在正常固结土中,施加竖向工作荷载,并允许土体孔压消散,减少了土体的初始应力比,增加了可发挥的土体不排水抗剪强度,提高10％的桩基水平极限承载力和50％的初始桩头刚度;在超固结土中,施加竖向荷载,增加了土体的初始应力比,减少了可发挥的土体不排水抗剪强度,降低了13％桩基的水平静极限承载力和33％的初始桩头刚度.【总页数】9页(P1221-1229)【作者】何奔;王欢;洪义;王立忠;赵长军;秦肖【作者单位】浙江大学土木工程学系,浙江杭州310027;中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司,浙江杭州311122;浙江大学土木工程学系,浙江杭州310027;浙江大学土木工程学系,浙江杭州310027;浙江大学土木工程学系,浙江杭州310027;浙江省交通规划设计研究院,浙江杭州310002;温州市交通投资集团有限公司,浙江温州325000【正文语种】中文【中图分类】TU473【相关文献】1.黏土中海上风电水平受荷大直径单桩设计方法的思考 [J], 俞剑;黄茂松;李森;马昊2.软黏土中冲刷坑尺寸对水平向受荷桩承载性能影响分析 [J], 柳江波; 周志扬3.黏土斜坡地基中水平受荷桩承载特性研究 [J], 乃麒元4.黏土中水平受荷大直径单桩设计方法的对比研究 [J], 周媛;郑敬宾;王栋5.地基土反力系数对水平受荷单桩响应的影响分析 [J], 黄朝煊因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
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第5G卷第7期 2016年7月浙江大学学报（工学版）Journal of Zhejiang University (Engineering Science)Vol. 50 No. 7Jul. 2016DOI：10. 3785/j. issn. 1008-973X. 2016. 07. 001竖向荷载对黏土地基中单桩水平受荷性能的影响何奔〃，王欢1，洪义、王立忠、赵长军2,秦肖3(1.浙江大学土木工程学系，浙江杭州310027; 2.浙江省交通规划设计研究院，浙江杭州310002;3.温州市交通投资集团有限公司，浙江温州325000;4.中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江杭州311122)摘要：为了研究正常固结土(NC)和超固结土（OC)中，竖向荷载作用后，允许土体固结和超静孔压消散的条件下，桩体的水平静、循环受荷性能，开展8组离心模型试验.基于试验结果，开展三维有限元模拟（FEA)，揭示竖向荷载对 桩体水平受荷性能的影响机理，分析不同竖向荷载作用下，桩体水平初始刚度和极限承载力的变化规律.结果表明，在正常固结土中，施加竖向工作荷载，并允许土体孔压消散，减少了土体的初始应力比，增加了可发挥的土体不排水抗剪强度，提高10%的桩基水平极限承载力和50%的初始桩头刚度；在超固结土中，施加竖向荷载，增加了土体的初 始应力比，减少了可发挥的土体不排水抗剪强度，降低了13%桩基的水平静极限承载力和33%的初始桩头刚度.关键词：竖向荷载；单桩;水平受荷性能；黏土；离心机试验；有限元模拟；极限承载力；初始刚度中图分类号：TU 473 文献标志码：A 文章编号：1008 - 973X(2016)07 - 1221 - 09Effect of vertical load on lateral behavior of single pile in clayHE Ben1'4, WANG Huan1, HONG Yi1, WANG Li-zhong1, ZHAO Chang-jun2, QIN Xiao3(1. Department o f Civil Engineering,Zhejiang U niversity，Hangzhou310027, China',2. Zhejiang Provincial Institute o f Communications P lanning，Design and Research，Hangzhou310002, China',3. Wenzhou Communication Investment Group Limited Company■,Wenzhou325000, China',4. Power China Huadong Engineering Corporation,Hangzhou311122, China)Abstract ：A series of detailed centrifuge test were performed in order to investigate the lateral monotonic and cyclic behavior of a single pile in normal (NC)and over consolidated clay (OC)with and without application of vertical loading at the pile head.Three-dimensional finite element analyses (F E A)were conducted to offer further insights into the effects of vertical loading on the lateral initial stiffness and bearing capacity of the pile.Both physical and numerical investigation reveal that after applying the vertical load and allowing the dissipation of excess pore pressure in N C,the stress ratio of the soil around the pile decreases while the mobilisable undrained shear stength increases,resulting in 10%and 50%increase of the lateral initial stiffness and bearing capacity of the pile,respectively.Due to application of vertical load to a single pile in the over consolidated clay,the soil stress ratio prior to lateral loading increases while the mobilisable undrained shear stength decreases,consequently leading to 13%and33%reduction of the lateral initial stiffness and bearing capacity of the pile,respectively.Key words：vertical load；singal pile；lateral response；clay；centrifuge test；finite element method；ultimate bearing capacity；initial stiffness收稿日期：2016-01-14. 浙江大学学报（工学版）网址：www. journals, zju. edu. cn/eng基金项目：国家杰出青年科学基金资助项目（51325901);国际科技合作计划资助项目（2015DFE72830);国家自然科学基金资助项目 (51338009);中央高校基本科研业务费专项资金资助项目（2016QN4022).作者筒介：何奔（1988 —），男，博士生，从事粧基工程和海上风电基础的研究.ORCID: 〇〇〇〇-〇〇〇2-1798-1461. E-mail: hebenzheda@ 通信联系人：洪义，男，讲师.ORCID: 〇〇〇〇-〇〇〇2-5984-8204. E-mail: yi_hong@. cn1222浙江大学学报（工学版)第50卷水平受荷桩基础广泛应用于高压铁塔、海、陆风 电、近海结构物等水平受荷结构[1].桩基础在承受风、浪、流等产生的水平荷载的同时，也受到自重引 起的竖向荷载的作用.在现行的桩基设计中，对水平 荷载和竖向荷载单独进行计算分析，即由竖向荷载 计算桩体沉降，由水平荷载计算桩体水平变形，不考 虑竖向荷载对桩基水平受荷性能的影响&4].这与桩 体的实际受荷状况和响应不符.对于黏性土中的水平受荷桩，国内外已开展了 大量的研究[1，3〜]，但其中考虑竖向荷载对桩体水平受荷性能影响的研究相对较少.已经开展的初步研究包括：小比尺试验研究[8〜]、现场试验[11〜]以及 有限元分析[2’4].现有的研究对竖向荷载引起的桩体水平受荷性能的变化存在一定的分歧.M cA ulty等[11-12]通过现场试验得出，在黏性土 中，施加竖向荷载可以提高桩体的水平承载性能，减 少桩体的水平位移.Karthigeyan等[2]通过有限元程 序GEOFEM3D计算得到相反的结论，他们认为施 加竖向工作荷载后，桩体的水平承载力会小幅降低. Zhang等[13—14]通过解析方法得到与Karthigeyan 等[2]类似的结论.Anagnostopoulos等[1°]依据小比 尺模型试验结果，认为竖向荷载对桩体的水平受荷性能影响很小，但建议开展后续的三维有限元分析. 综上所述，在黏性土中，竖向荷载对桩体水平受荷性 能的影响没有统一的认识.此外，在已有的试验或有 限元研究中，竖向荷载与水平荷载同时施加，或施加 完竖向荷载后立即施加水平荷载.在实际工程中，完 成桩体及上部结构施工后，桩周土体有较长的固结时间.竖向荷载引起的桩周土体的超静孔压在该过 程中逐渐消散.在以往的研究中，没有任何涉及竖向 荷载作用后，允许超静孔压消散的情况，也未针对黏 性土的超固结性状作出相关的对比分析.同时，所有 的水平荷载都是静力荷载，未有文献报道过竖向荷载对水平循环受荷的影响.本文通过开展离心模型试验，研究在正常固结 土（NC)和超固结土（OC)中，竖向荷载作用后，允许 土体固结和超静孔压消散的条件下，桩体的水平静、循环受荷性能.基于试验结果，开展三维有限元模拟，揭示竖向荷载对桩体水平受荷性能的影响机理，分析不同竖向荷载作用下，桩体水平初始刚度和极限承载力的变化规律.1离心模型试验1.1试验模型及装置1)模型桩.离心试验在香港科技大学土工离心机上完成，试验中选用的离心加速度为400 m/s2,因此模型桩的尺寸比为1 : 40.模型桩采用铝合金材料制成.材料的弹性模量为72 GPa，屈服强度为241 MPa.铝合金桩体直径为2 cm (原型为0.8 m)，壁厚为0.1cm (原型为2.3 cm，由原型钢管桩的抗弯刚度等效得到）.桩体全长为43 cm (原型为17. 2 m)，其中进人土中的长度为33 cm (原型为13. 2 m)，桩底采用闭口形式.按照Poulos等[15]的准则可知，本次试验中的桩体属于完全柔性桩与完全刚性桩的过渡段，桩体受力性能介于刚性桩与柔性桩之间.2) 模型土.试验采用标准的高岭土（Speswhite Kaolin Clay).制备时，首先在高岭土粉中加人去离子水.然后在真空环境下，在专用搅拌器中搅拌4 h制成含水量约为120%的泥浆.将高岭土浆倒人模型箱之前，先在模型箱内壁上涂上硅脂用以减小土体与模型箱壁之间的摩擦.在10 m/s2条件下，在泥浆表面添加重块进行一维固结.对于正常固结土和超固结土，分别逐级增加重块质量至土体表面形成20和250 k P a的固结压力，并分别维持90和120d.在完成一维固结后，卸掉土体表面的重块，并在400 m/s2的条件下完成土体的固结（持续48 h)，使土体到达与原型相近的应力水平.在固结完成后，根据T a n等[16]的方法，计算得到土体的固结度可以达到90%以上.在土样固结后，在400 m/s2下对土体进行了型触探试验[17]，得到土体的不排水抗剪强度.触探装置通过安装在模型箱顶部的液压装置驱动，贯人速度为1mm/s.在1mm/s的贯人速度下可以保证高岭土处于不排水剪切状态[18].正常固结土体和超固结土的实测不排水抗剪强度&和超固结比OCR的计算值见图1.图中d为深度.高岭土的其他参数在2章中列出.3) 模型箱及仪器布置.如图2(a)、（b)所示分别 为试验所采用的模型箱和仪器布置示意图.模型箱长、宽、高分别为1 200、300、450 mm，模型箱底层铺设砂垫层.模型桩与模型箱边界的距离为150 mm(7.5D)，远大于最小的边界限制，在该距离下，模型箱的边界效应可以近似忽略.模型箱两端分别固定一套油压千斤顶，通过加载杆对桩体施加水平荷载.加载杆和油压千斤顶之间装有力传感器，用于读取施加的水平荷载.在加载点同等高度(泥面以上5cm)处，安装位移传感器，用于记录桩头发生的水平位移.如图2(c)所示，竖向工作荷载采用桩头集中质量块的形式施加，质量块为长条形钢杆，直接嵌人模型桩内部.为了避免附加质量块在循环受荷时，产生第7期何奔，等：竖向荷载对黏土地基中单桩水平受荷性能的影响1223图1 正常固结土和超固结土的不排水抗剪强度和超固结比随深度的变化趋势Fig. 1 Variation of OCR and undrained shear strengthwith depth in normal consolidated clay and over consolidated clay(a )模型箱油压千斤顶水平位移计竖向荷载高岭土 砂垫层(b )试验仪器布置示意图(正视图)(c )竖向荷载施加形式图2离心模型试验模型箱及仪器布置示意图Fig. 2 Model container, arrangements of instrumentationsand illustration of way to apply vertical load明显的附加桩头弯矩，质量块重心选在泥面位置.此 外，质量块与桩内部紧密贴合，避免循环过程中与桩 体发生碰撞.质量块的重量为预估桩体竖向极限承 载力Vuit 的50M ，对于正常固结土，工作荷载的质量 为7. 7 t (原型对于超固结土，竖向工作荷载的质 量为24 t (原盤）.4)试验加载方案及试桩安排.本次试验加载方 案分为以下2组.a )静力加载，分为以下3步：（1)在10 m /s 2条件下对模型桩进行安装；（2)将离心机加速到400m /，，直到超静孔压完全消散；（3)对桩头施加水平荷载直到桩头位移超出LVD 丁量程(小于1. 5倍桩 径）.对于静力加载，根据S tew art 等[17]的判断标准可知，当加载速度时，土体处于不排水状态.其中，CV 为固结系数，D 为桩径.在该次试验中，静力荷载施加过程在6 s 内 完成，试验加载速度>3 mm /s ，可以保证整个过程 处于不排水状态.b )循环加载，前两步与静力加载方案一致.此后，加载步骤如下.（3)在桩头施加单向循环荷载.荷 载分级施加，为了方便正常固结土和超固结土情况 的相互比较，各个试验采用的循环荷载幅值都是相 同的，即第一级荷载都为20〜40 N (原型为32〜64kN )，其中荷载幅值为20 N (原型为32 kN ，该荷载幅值相_于15%正常固结土中桩体侧向静极限承 载力(承载力由后续试验结果确定得到）），荷载周期 为1 s ，循环次数达到100次后，停止加载.（4)在 400 m /s 2条件下等待粧周超孔隙水压力完全消散. (5)荷载幅值增加20 N (原型为32 kN )，周期保持在1 s .在循环次数达到100次后，停止加载.（6)重 复步骤(4)和（5)，直到桩头位移超出LVD 丁量程 (小于1. 5倍桩径）.具体的试验编号及试桩安排如 表1所7K .表1离心模型试验编号及试桩安排Tab. 1 Test number and arrangement of test piles编号土体竖向荷载情况荷载形式NC +〇%y u it正常固结土无静载N C +50%V ull正常固结土施加静载o c +a %v u lt超固结土无静载超固结土施加静载n c c +o M K k正常固结土无循环荷载N C C +5〇%yult正常固结土施加循环荷载o c c +o %v u U超固结土无循环荷载O C C +50%F ^超固结土施加循环荷载low寸"oee1224浙江大学学报（工学版)第50卷图3实测与拟合的桩头力-位移响应Fig. 3 Measured and fitting results of load-displacement response at pile head1.2离心模型试验结果如图3所示为实测得到的桩头（加载点）的力 F-位移^曲线.可以发现，在正常固结土中，施加竖 向荷载(5 0 %V u i t)并允许土体固结的条件下，桩体的 水平受荷性能得到一定幅度的提升，即竖向荷载减 少了桩头的水平位移，增加了桩体水平初始刚度和极限承载力.在超固结土中，施加竖向荷载(50%V u l t)引起了相反的变化，即竖向荷载造成桩体 水平受荷性能的大幅下降:增加了桩头的水平位移，减少了桩体水平初始刚度和极限承载力.为了定量研究竖向荷载引起的桩体水平受荷性能的变化，根 据K ulhaw y等™的建议，采用双曲线去拟合实测的力-位移结果.式中w和6都为常数，桩体水平极限承载力和初始 桩头刚度可以由a和6的倒数计算得到；F和8分 别为粧头的荷载和位移.具体的拟合曲线如图3所 示.根据推荐方法可以发现，在施加竖向荷载并允许 孔压消散后，正常固结土中桩体水平极限承载力和初始刚度分别提高了 10%和50%，而在超固结土中，桩体的水平极限承载力和初始刚度分别降低了13%和33%.压桩后对土体进行重固结时，由于桩 侧摩阻力的影响，改变了桩周土体的竖向有效应力，进而引起土体水平向有效应力的变化，对后续桩-土 相互作用及单桩的水平承载力有一定的影响.相比于本文的闭口桩，开口桩由于较小的桩底-土的相互 作用，使得桩侧摩阻力相对较大，因此压桩后土体进 行重固结对单桩水平承载力的影响相对较大.此外，考虑到本文主要进行的是横向对比（有无竖向荷载情况），不同工况下都采用的是闭口桩，仅由压桩引 起的土体固结对桩体水平承载力的影响较接近，对 后续得到的结论影响相对较小.施加竖向荷载对水平受荷桩初始刚度的影响大 于极限承载力.在实际工程中，水平受荷桩的设计不 是由桩体极限承载力控制的，而是由桩体在工作荷载下的变形响应决定的[1'22].与桩头变形相关的桩头刚度的变化对桩体设计有着非常重要的意义.总体上，在超固结土中，施加竖向荷载并允许土体固结 时，桩体水平受荷能力会明显下降.在实际设计时，不考虑竖向荷载会引起对极限承载力和桩头初始刚 度的过高估计，从而使得设计偏于危险.对于正常固 结土，虽然竖向荷载引起桩体水平受荷性能提升，但 对于一些特殊的结构，如海上风电结构，低估了结构 的初始刚度，会引起结构自振频率的错误估计，使得 结构的实际自振频率与风机的“3P”频率带接近，容 易引起风机结构的振动破坏.综上所述，无论是在正 常固结或是在超固结黏性土中，开展水平受荷桩的 设计，都需要对竖向荷载的影响进行评价，从而保证 设计的可靠性.如图4(a)、（b)所示分别为正常固结土和超固结土中，实测的桩体循环位移随循环次数〃和循环荷载幅值的发展.在正常固结土中，当桩头附加一个 竖向荷载并允许固结的情况下，桩头的位移随循环荷载幅值和循环次数的增加幅度较未加竖向工作荷图4实测的桩体循环位移随循环次数和循环荷载幅值的发展Fig. 4 Measured accumulation of cyclic pile displacement with cyclic number and loadamplitudes第7期何奔，等：竖向荷载对黏土地基中单桩水平受荷性能的影响122540 cm图5 土体与桩体的有限元网格Fig. 5 FEM mesh of soil and pile载时减少，并且无论荷载幅值大小，累积位移减少的 现象都比较明显.由于竖向荷载的作用，桩体在相同 的水平荷载下，累积位移减少超过45%，同时在相 同位移(^D = 0. 5)下，桩体承受的循环荷载幅值增 加了 33%,在超固结土中，竖向荷载对桩体水平受 荷性能产生相反的作用.当荷载幅值较小（32〜96 kN )时，施加竖向荷载的桩体位移与未施加竖向荷 载的桩体位移，呈现一致的发展趋势.随着荷载幅值 的增加，有竖向荷载作用的桩体，位移开始加速增 长.在有、无竖向荷载作用下，桩体位移的差别逐渐 变大，特别是在32〜224 kN (8%〜60%静极限承 载力）下，桩头位移随循环次数线性增长，出现“棘轮 效应在超固结土中，当荷载幅值较大时，上部竖向 荷载对桩体水平受荷性能的影响较大，即桩体位移 随循环次数和荷载幅值的增加，而急剧累积使得桩 体更加容易破坏和达到承载力极限状态.2三维有限元模拟为了进一步揭示竖向荷载对桩体水平受荷性能的影响机理，分析不同竖向荷载引起的桩体水平初 始刚度和极限承载力的变化规律.基于试验结果，开 展了三维有限元模拟.2. 1有限元网格、边界条件和模拟过程三维有限元模拟采用有限元软件 ABAQ US _].有限元模拟根据离心机模型试验开 展，即按照离心机模型试验比尺建模，并对土体施加 400 m /sg 的离心加速度.如图5所示为土体与桩体 的有限元网格.桩体采用8节点6面体减缩积分单 元（C 3D 8R )，土体采用8节点6面体孔压单元 (C 3D 8P ). 土体直径为40 cm (20倍桩径），侧向边界 限制轴向和切向位移，土体底部边界固定.桩体直径和长度与离心试验一致，分别为2和33 cm .桩体与 土体界面采用库仑摩擦接触，根据王金昌等L 24]的建 议，可以按Randolph 等[£5]的公式（3)计算.本文中 土体(高岭土）的有效摩擦角^为22. 6°，根据式(3) 可以计算得到桩土摩擦角0约为17. 2°，因此摩擦系 数ta n 彡=0. 31.桩土法向采用硬接触，即不允许桩 土相互穿透.(j > =arctan [sin c p X cos c p + sin 2^ )]. (3)在施加荷载前，首先对土体的初始应力场进行 平衡(模拟模型土体制备过程），此后模拟过程分为 以下两组：1)无竖向荷载的桩体，直接施加水平荷 载至极限荷载；2)存在竖向荷载作用的桩体，先在桩 头施加竖向荷载，然后进行孔压消散，最后施加水平 荷载至极限荷载.2.2本构模型和模型参数土体采用亚塑性（hypoplastic model )本构模型相比于修正剑桥模型，采用亚塑性模型可以 更好地模拟黏性土体在小应变条件下的刚度变化规 律和土体在超固结状态下的力学特性，并且有更好 的计算收敛性.亚塑性模型需要定义5个基本参数：N 、A '<为临界状态摩擦角，与剑桥模型类似，用于描述ln (l +幻一 ln (j /)空间下的土 体的压缩性™，其中^为土体孔隙比，/为有效平 均应力.r 为控制土体的大应变切变模量的参数.为 了描述土体在小座变下的响应，需要定义另外的5 个参数，只、]^、]^、尽、％.只为控制土体变形的弹性 段区域大小的参数，M R 和仏分别控制土体的应力 轴发生180°和90°偏转时的初始剪切刚度，尽和％ 控制土体刚度的衰变率.所有的参数都可以通过已 有的文献报道进行选取或根据对高岭土的试验进行 标定.文献[29〜32]的相关土体与本文中土体完全 相同，为标准制备的高岭土（ Speswhite Kaolin clay ),具体的参数定义及选取的数值如表2所示.桩身材料采用弹性本构.在水平加载过程中，桩 体产生的应力未达到铝材的屈服强度，因此直接采 用弹性本构不会造成计算结果的较大偏差.由于有 限元模拟中采用的是实体桩，桩身材料的弹性模量 需要按照桩身截面的抗弯刚度进行等效折算.最后 采用的桩体弹性模量为24 GPa .2.3计算与实测结果对比如图6所示为计算与实测结果的对比.无论是 桩头的初始刚度还是桩的水平极限承载力，计算结 果与实测结果都存在一定的偏差，特别是在超固结 土中，施加竖向荷载后的模拟结果明显地低估了桩lee’「S 3卜l (N1226浙江大学学报（工学版)第50卷表2数值模拟中采用的高岭土亚塑性本构参数Tab. 2 Parameters of hypoplasticity model for kaolin clay参数参数值参考文献临界状态摩擦角22. 6Powrie[29]In (1+f)〜In平面坐标下正常固结线与In (l+e)轴的截距iV1. 36Al-Tabbaa圓In (1+e)~In平面坐标下各向同性压缩曲线的斜率^0* 11Al-Tabbaa[_In (1 +e)〜In平面迦标下各向同性回弹曲线的斜率，0.026Al-Tahhaa-a〇-控制土体的大应变切变模量r0. 65Parry等[31]控制土体的应力主轴发生180°偏转时初始剪切刚度m r14Ben，]控制土体的应力主轴发生90°偏转时初始剪切刚度m t11Benz[3°控制土体变形的弹性段区域大小只10-5Benz[32]控制土体刚度衰变率尽0• 1Benz[3°控制土体刚度衰变率;c0. 7Benz[32]渗透系数々/(m •s—1)10-9Al-Tabbaa關3603002240,18012060〇0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2S/m实测值 拟合值■N C+0%ru lt —NC+0%Fu lt• NC+50%Fu lt …敗+50%1^▲OC+0%Fu lt —OC+0%Fu lt▼OC+50%Fu lt —OC+50%Fu lt图7分析采用的土体单元Fig. 7 Selected soil element in analysis 图8正常固结土中的典型土体单元的应力路径Fig. 8 Typical stress path of soil element in normal consolidated clay图6计算与实测力-位移响应的对比Fig. 6 Comparasions of measured and computed load- displacment curve头的初始刚度(25%)，高估了桩的水平极限承载力(1QK).总体上s数值结果能够较好地描述桩头力- 位移的整体响应规律与趋势，为进一步计算分析提供必要的可靠性论证.2.4竖向荷载对水平受荷性能的影响机理为了分析竖向荷载对水平受荷性能影响的机理，选取桩前典型的土体单元(原型为泥面以下6m 位置，见图7)进行分析.如图8所示为在正常固结土中，该单元的应力路径.图中，g为偏应力，/为平 均有效应力.对于未施加竖向荷载的情况，桩前土体 在水平荷载下直接发生不排水剪切达到临界状态后，发生破坏.在施加竖向荷载的情况下，桩前土体 应力路径分为3个部分：1) 土体首先在竖向荷载作用下，有效应力减少，切应力增加，发生不排水剪切过程;2)在竖向荷载施加结束后，土体产生的超孔隙 水压逐渐消散，土体发生排水固结，此时土体的应力 比g//逐渐减小；3)在土体超孔隙水压完全消散后，土体在桩体水平荷载作用下，发生不排水剪切直 到破坏.从以上3个过程可以发现，与未施加竖向荷 载的情况相比，有竖向工作荷载并允许土体孔压消散后，土体的初始座力比g/y减小，可以发挥的土 体的不排水抗剪强度su2增加.在施加竖向荷载后，土体可发挥的比未施加工作荷载时的su i增加超 过20%.基于以上原因，在正常固结土中施加竖向工作荷载，并允许土体孔压消散，可以有效地提高桩 体水平受荷性能.如图9所示为超固结土中桩前土体单元的应力 路径(见图7).对于未施加工作荷载的情况，土体直 接在不排水剪切作用下发生破坏，达到临界破坏线. 对于施加工作荷载的情况，可以分为以下3个过程：1)土体在竖向工作荷载下发生不排水剪切；2 )土体第7期何奔，等：竖向荷载对黏土地基中单桩水平受荷性能的影响1227图9超固结土中的典型土体单元的应力路径Fig. 9 Typical stress path of soil element in over consolidated clay孔压消散；3)水平荷载下土体不排水剪切到破坏.在 超固结土中，土体的应力路径与正常固结土有很大不同.首先，土体初始处于超固结状态，在竖向荷载 作用下，土体以弹性变形为主，剪切产生少量负孔压.在加载结束后，孔压消散的过程未使得g/y发 生明显变化，因此土体的可发挥的不排水抗剪强度未改变.施加的竖向荷载造成了 9/夕增加，土体的 大部分强度得到发挥，最后土体只残余小部分强度，用于抵抗由水平受荷引起的土体剪切作用.在超固结 土中，施加竖向工作荷载未引起土体可发挥的&增加，利用了大部分土体强度，造成土体对水平荷载的 抵抗能力下降，最终导致桩体的水平受荷性能下降. 2.5固结条件和竖向荷载幅值对桩水平受荷的影响如图10所示为不同排水条件对桩体水平受荷力-位移响应的影响.图中，NCU+50%V u lt和OCU 十50%V u lt分别代表在正常固结土和超固结土中，施 加竖向荷载后，不允许土体固结与孔压消散，直接进 行水平加载的情况.由图10可以发现，在不发生土 体固结的条件下，无论是在正常固结土还是在超固结土中，桩体的水平受荷性能都发生明显的降低.特 别是对于正常固结土，是否允许土体固结引起粧体水平极限承载力和初始刚度的差异分别达到13%和47%.在评价竖向荷载对桩体水平受荷性能的影 响时，需要特别注意土体的固结条件，即在施加竖向 荷载后，是否有足够的时间允许土体发生排水固结.如图11(a)、（b)所示分别为桩体水平极限承载 力F u lt和初始刚度&随施加的竖向荷载幅值V的变 化曲线(允许土体固结）.对于正常固结土，随着施加 的竖向荷载增加，计算得到的桩体的水平极限承载力和初始刚度都会明显增加，最大的增幅都发生在竖向荷载为65%V u lt时.此时，相比于未施加竖向荷 载时，极限承载力和初始刚度分别增加了 12%和 40%.在超固结土中，随着竖向荷载的增加，桩体水图10不同排水条件对桩体水平受荷力-位移响应的影响Fig. 10 Load-displacement response of pile under different drainage conditions图11 桩体水平极限承载力及初始刚度随施加的竖向荷载幅值变化曲线Fig. 11 Variations of ultimate lateral bearing capacity and initial stiffness of pile with vertical loadamplitude平受荷性能会发生相反的变化：桩体的水平极限承载力和初始刚度随竖向荷载的增加逐渐降低.在竖向荷载幅值超过65%V u lt后，水平承载力和初始刚度的变化趋于稳定(分别降低19%和60%).总体 上，桩体水平初始刚度对竖向荷载的更敏感，随荷载 增加产生的变化更明显.3结论(1)在正常固结土中，施加竖向荷载(50%V u l t)，并允许孔压消散可以提尚粧体水平受荷性能：水平。