第 32 卷第 3 期岩 土 力 学Vol.32 No.3 2011 年 3 月Rock and Soil . 2011 收稿日 期： 2009-08-24 基金项目： 国家自然科学基金项目（No. ）； 上海市重点学科建设项目资助（No. B308）； 上海城建（集团） 公司资助项目。 第一作者简介： 陈小强， 男， 1984 年生， 硕士研究生， 主要从事桩基工程方面研究。 E-mail: 文章编号： 1000－7598 (2011) 03－738－07 砂土中抗拔桩与抗压桩模型试验研究 陈小强1,2， 赵春风1,2， 甘爱明1,2 （1.同济大学 岩土及地下工程教育部重点实验室， 上海 ； 2.同济大学 地下建筑与工程系， 上海 ） 摘 要： 为研究单桩在抗拔与抗压条件下承载能力、 桩身轴力以及侧摩阻力分布规律的不同， 进行了砂土中长径比大于 40的抗拔桩与抗压桩室内模型试验， 通过桩身内设置电阻应变片， 测得各级荷载下桩身不同深度的应变。 分析表明， 抗拔桩不论是位移还是位移增长速率， 都远远超过抗压桩。

因此， 抗拔桩设计时应综合考虑桩顶上拔量来确定抗拔承载力。 抗拔桩与抗压桩的桩身轴力分布具有相似的特性， 试验所得抗拔总侧摩阻力折减系数λ=0.56。 抗拔桩与抗压桩侧摩阻力都是从上部开始发挥并向下传递， 随着荷载的增加， 上部侧摩阻力变化很小， 桩身中下部侧摩阻力迅速增长。 抗拔桩桩端部侧摩阻力表现出弱化效应， 抗压桩则表现出强化效应。 关 键 词： 砂土； 模型试验； 抗拔桩； 抗压桩； 承载能力； 轴力； 侧摩阻力 中图分类号： TU473文献标识码： A Study of model test of and piles in sand CHEN Xiao-, 2, ZHAO Chun-feng1, 2, GAN Ai-ming1, 2 （1. Key of and of of , , , China; 2. of , , , China） : model tests in which the ratio of piles and piles were above 40 were out to the of , axial force and when a pile is under the of and . gage in the piles, of the piles in depth under each load level was . the , the and its rate of piles are far more than that of piles. As a , the of pile block be taken into to the in the of . The axial force of pile is to that of pile; the of piles' total is λ=0.56 to the test. The of both and piles first on the top and from the top down. With the of load, the on the while the lower part grows . The tip of the pile shows the and the pile shows the . Key words: sand; model test; pile; pile; ; axial force; 1 引 言 抗拔桩基础是建（构） 筑物基础的一种重要型式， 被广泛应用于输电线路基础、 高耸构筑物基础、水闸基础及各种下沉式地下室基础等。

但关于抗拔桩的研究还很粗浅， 实际工程中通常是用抗压桩的加权平均极限侧摩阻力乘以抗拔折减系数作为抗拔桩的侧摩阻力来估算抗拔极限承载力[1]。 因此， 对桩身侧摩阻力的测试成为抗拔桩研究的重点。 目前，多采用在基桩中埋设钢筋计进行静载试验， 测算出桩身侧摩阻力随深度的变化规律， 但由于现场原位试验边界条件复杂， 不确定因素多， 试验的可对比性差， 其试验结果往往不能较好地反映桩的侧摩阻力变化与传递特性。 模型试验可以根据需要较精确地设定和控制边界条件、 桩土材料特性， 在研究桩-土相互作用时具有较强的针对性和目的性， 获得的信息远比原型观测和静载试验多[2]， 是研究抗拔桩的一个重要手段。本文对砂土中长径比大于 40 的模型桩进行抗拔与抗压试验， 通过桩身内设置的电阻应变片， 可以测得桩身不同深度的应变， 从而研究第 3 期陈小强等： 砂土中抗拔桩与抗压桩模型试验研究单桩抗拔与抗压条件下桩侧摩阻力的发挥及传递规律。 2 试验概况 2.1 试验装置 试验所采用模型槽净长×宽×高为 3 000 mm× 2 100 mm×3 000 mm， 槽底及槽壁均采用钢筋混凝土结构， 壁厚 300 mm， 模型槽地下深度为 1 600 mm， 地上高度为 1 400 mm。

本试验采用滑轮-砝码组合装置加载（如图 1 所示）， 由于采用砝码加载，每级荷载稳定， 所以试验过程中不需要补压。 (a) 抗拔试验装置 (b) 抗压试验装置 图 1 试验装置 Fig.1 setup 2.2 模型砂土的制备 模型槽中砂土相似材料的考虑对模型试验是非常重要的。 根据相似理论的推导， 要求原型土体材 料与模型土体材料的强度相似比 Cσ、 密度相似比Cρ以及几何相似比l C 需满足关系式：lCC Cρσ=。 配置模型砂土主要控制其颗粒级配、密度及含水率。为了更接近实际工程， 本次试验模型砂土颗粒级配参考某工程静载试桩所处地层勘察资料中的砂土的颗粒组成指标， 采用天然砂土与孔径为 150 µm 的标准砂配制。 对天然砂土进行筛分试验， 计算并确定与标准砂的配合比例。 根据比例称量砂土并加水搅拌均匀， 图 2 为模型砂土与现场砂土的颗粒级配w =（ 小于某粒径之土质量百分数/% 曲线， 控制其含水率27.00.1 %）±。 图 2 颗粒级配曲线 Fig.2 砂土分 15 层装入模型槽， 称重后均匀摊铺至各层指定高度， 每 20 cm 一层。

振动压实使密实度与原型场地土相似， 相对密 度15.1γ =kN/m3。 装填完成后用环刀取样进行慢速ϕr40%D =， 干度重d直剪试验， 得到内摩擦角2.3 模型桩 本次试验所用模型桩 P1、 P2 均为空心混凝土闭口预制桩， 桩长为 2.1 m， 桩径为 46 mm。 为便于粘贴电阻应变片， 采用 20 mm×1 mm 角铝贴片后粘成封闭“口”字形铝管， 在铝管不同深度处内表面对称粘贴 BF-120-3AA 型应变片， 栅长×栅宽为 3 mm× 2 mm， 电阻值为(120±2)Ω， 灵敏系数为(2.19±1)%，36.1=°。 铝管一端管侧开口引出数据线， 另一端封闭。 测点布设与桩身横截面情况如图 3 所示。 图 3 测点布设与桩身横截面 Fig.3 of and pile cross- 贴片处采用 703 和环氧树脂密封， 接缝处及数据线出口用环氧树脂密封。 采用两个内径为 46 mm的半圆形塑胶管作为模板。 竖直放置角铝管后， 在铝管的顶部与底部粘贴垫条以保证铝管中轴线与模板筒的中轴线重合， 将模板扣合， 采用掺细石砂浆浇注成桩，并养护 28 d（如图 4 所示）。

010-210-1100土粒直径/mm 现场土 试验配土 739岩 土 力 学2011 年 740 图 4 模型桩 Fig.4 Model pile 2.4 模型桩预估承载力与加载方式 文献[3]通过设置在砂土中的模型抗拔桩与现场试桩的研究给出了砂土中直径为 D 、 埋深为 L 的圆形竖直桩的净抗拔承载力0P 预估计算方法： .5πtanπtanPD L KγD L KγLLδδ（=+−）（1） 式中： D 为桩的直径； L 为桩身入土深度；界深度； γ为土的有效重度；为桩土间的摩擦角。 1818 0.046LD==crL 为临uK 为土的抗拔系数； δ临界深度cr0.828×= m抗拔桩与抗压桩的区别， 砂土有效重度[3]中考虑临界深度的 Ku-ϕ曲线（如图 5 所示） 查K =d115.14γω+γ=（=） kN/m3， 根据文献得本次试验的抗拔系数u1.41， 参照文献[4－6]的研究成果， 考虑本次试验中混凝土桩身材料及其粗糙程度、 砂土的密实度及干湿程度， 取桩土间的0.6δϕ=， 按公式（1） 计算： 摩擦角(()) (° ×)200.5π 0.046 15.14 0.828 1.41P =×× tan 0.6 36.10.046 15.14 0.828 1.41× tan 0.6 36.11.9 0.828 1.507 5 kN 1507.5 N−=××××° +π×××××= 考虑桩身 自 重， 预估 P1 的极限抗拔承载力.5 NP =。

根据文献[1]中建议的砂土抗拔侧摩阻力折减系数λ为 0.5~0.7， 长径比小于 20 时， λ 取小值。 由于模型桩长径比大于 40， 故取λ= 0.6， 桩端阻力取总承载力的 20%。 考虑桩身自重， 计算得到抗压桩 P2 的极限承载力u23 079.6P =N。 取 P1、P2 的极限荷载分别为 1 550 N 和 3 100 N， 按极限荷载的 1/10~1/15 作为分级荷载， 每级荷载下桩顶位移稳定后施加下一级荷载， 直到桩顶位移急剧增长且不稳定， 即达到破坏荷载时终止加载。 图 5 考虑临界深度的 Ku-ϕ曲线 Fig.5 Ku-ϕ curve depth 2.5 桩身应变测试 为测量每级荷载下桩身不同位置的应变， 每根模型桩桩身粘贴有 14 个电阻应变片， 应变数据的接收采用 高速静态应变测试系统。 高速静态应变测试系统由数据采集箱、 微型计算机及支持软件组成。 自动平衡、 采样测试及数据分析和处理均由计算机进行控制分析， 较高的自动化程度及精度保证了本次试验的成功。 3 试验结果与分析 3.1 荷载-沉降规律分析 图 6 为本次试验抗拔桩 P1 与抗压桩 P2 的 Q-S曲线， 图 7 为 S-lgt 曲线。

由两图可以看出： （1） 在荷载较小时两根桩的 Q-S 曲线均为直线段， 曲线较为平缓， 随着荷载的增加， 曲线的斜率逐渐变大。 抗拔桩 P1 的 S-lgt 曲线斜率在 1 650 N时明显增大， 15 min 上拔量为 4.86 mm， 并迅速增长， 在未达到 30 min 时桩身 已被拔出土体， 故按照稍长 S-lgt 曲线确定取前一级荷载 1 500 N 为该桩的竖向抗拔极限承载力； 抗压桩 P2 在荷载加至2 800 N 时， 桩端刺入破坏，桩身急剧下沉。 图 6 P1、 P2 的 Q-S 曲线 Fig.6 Q-S of P1 & P2 3.22.82.42.01.61.20.80.40.006 4003 000Q/NS/ 32 34 36 3840 42 44 46 48501.01.52.02.53.03.5Kuϕ/(°)第 3 期陈小强等： 砂土中抗拔桩与抗压桩模型试验研究（a） 抗拔桩 P1 （b） 抗压桩 P2 图 7 P1、 P2 的 S-lgt 曲线 Fig.7 S-lgt of P1 & P2 根据试验结果抗拔桩与抗压桩的区别， 当加载至 2 800 N 时， 第 5、 15、30、 45、 60、 90、 120 min 测读的桩顶累计沉降量分别为 0.86、 0.94、 0.99、 1.02、 1.07、 1.11、 1.13 mm，加载终止前本级沉降达到 0.4 mm， 且沉降不趋于收敛。

由此分析可得： 开始加载时， 荷载较小， 主要由侧摩阻力承担， 桩底土所承担荷载比例小， 只发生很小的压缩变形； 当荷载从 2 600 N 升至 2 800 N时， 侧摩阻力达到极限， 端阻力发挥主要作用， 使桩端贯入力存在一个突变效应， 在较短时间内超过桩端土的极限承载能力， 桩身刺入桩端土呈现整体曲线的陡降效应。 综合 Q-S及 S-lgt曲线， 判断 2 800 N 为P2 的破坏荷载， 判定其竖向抗压极限承载力取前一级荷载 2 600 N。 桩顶最大累积沉降量为 1.13 mm，卸载后测得桩顶残余沉降量为 0.82 mm， 桩顶回弹量为 0.31 mm， 回弹率仅为 27.4%， 说明桩-土体系已经超出弹性工作范围， 进入破坏状态。 （2） 从 Q-S 曲线形态看， 抗拔桩属于突进型破坏， 抗压桩属于缓进型破坏[7]。 在相同的桩顶荷载作用下， 抗拔桩桩顶位移量明显大于抗压桩， 这说明抗拔桩承载力的发挥需要更大的桩土相对位 ∆移。 图 8 所示为两根桩的SQ∆-Q 曲线。 从图中可以 看出， 在相同荷载条件下抗拔桩 P1 的位移增长速率远大于抗压桩 P2， 抗拔桩 P1 在第 10 级荷载为 1 500 N 时，∆∆=0.004 8 mm/N； 抗压桩 P2 在第 8级荷载 2 600 N 时，880.0008 5SQ∆∆=mm/N。

由于抗拔桩不论是位移还是位移增长速率， 都比抗压桩大许多， 若采用抗压桩判定承载力的方法判定抗拔桩， 可能在实际工程中会由于桩顶位移量过大而对建筑物的正常使用功能造成危害， 故抗拔桩尤其是长径比较大的抗拔桩应综合考虑桩顶上拔量来确定抗拔承载力。 文献[8]认为， 可以取桩顶相对位移为 0.025 d（d为桩径） 时的荷载作为极限抗拔承载力。 本次试验模型桩桩径为 46 mm， 长径比大于 40，按照上拔位移量控制承载力， 上拔量1.15S =mm 时所对应极限承载力为 1 350 N。 图 8 P1、 P2 的∆∆SQ-Q 曲线 Fig.8 ∆∆SQ-Q of P1 & P2 3.2 桩身轴力传递分析 本次试验完成后， 两根桩桩身完整性良好。 抗拔桩系土体破坏， 而实际工程中超长抗拔桩可能会出现桩身拉裂破坏。 由于桩端...

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