在以软土为主的场地中，桩基被作为高层建筑、桥梁或海上结构的基础已成为首要选择。其中嵌岩桩作为承载力较强的一种深基础被广泛采用。因而有关嵌岩桩承载特性的研究目前已经取得了一定的成果。目前有关嵌岩桩侧向加载的试验研究主要集中在嵌岩桩的承载特性以及基岩的p-y关系推导上[1-3]。

上软下硬地层中软土层与岩石层的刚度差异，一直以来都是桩基承载特性研究的难点。尤其是使用Winkler模型分析桩基变形时，桩的弯矩会在软硬岩交界处（也即土-岩交界处）产生突变现象，对应地也会表现出剪力偏大的现象[4-5]。工程界对于这种偏大的剪力是否能够指导设计，以及偏大的剪力是否是Winkler模型分析的结果一直未能得到统一的认识[6]。

部分工程中，嵌岩桩会按照偏大的剪力设置过密的横向钢筋，然而这可能导致灌注混凝土时成桩质量降低。因此部分设计人员会在设置配筋时只考虑抵抗横向剪切力的总抗力（剪力图包络面积），并将箍筋间距调整得更加均匀，以避免在软硬岩交界处出现刚度突变。另一种观点是考虑桩周土刚度会伴随桩深度的变化而有所增加，从而认为软硬岩交界处的刚度突变不那么明显[7]。对于岩石刚度逐渐增加的观点，可以理解为风化程度随深度变化逐渐减弱，但这种观点依旧缺乏岩芯测试数据支持。因此，开展相关的试验室测试以及现场试验就显得尤为必要。

目前使用p-y方法预测剪力突变的试验以及数值模拟成果相对较少。然而由于剪力需求可能会主导桩的结构设计，因此精确评估土-岩界面的剪力设计需求至关重要。较大的剪力需求需要密集的箍筋，但却会影响桩的可施工性，例如导致混凝土流动受阻，产生气孔[8]。部分数值研究试图还原刚度突变造成的弯矩与剪力变化[9]，但依旧缺乏试验数据的验证。目前Garcia等[10]已经通过使用有限元方法（FEM）对软硬岩交界处桩的行为进行了模拟，分析了剪力突变效应。文献[11-13]则集中在分析嵌岩桩的侧向变形，尤其关注在桩身附加侧向载荷下的响应。还有一些研究分析了不同岩石类型、不同嵌入长度的影响机理[14-16]，以及嵌岩桩的荷载变形规律（即p-y曲线）[17-18]。

基于此，笔者针对嵌岩桩的横向变形行为，考虑软硬岩交界处的刚度变化进行试验研究，以验证抗剪钢筋在嵌岩桩侧向荷载作用下对桩基变形的影响规律。

1、工程背景

1.1 项目总体情况

济南轨道交通4号线一期工程07工区总里程长4.82 km，沿济南市主干道经十路布置。其中山大路站—燕山立交东站区间线路埋深为7.30～20.24 m。区间隧道采用盾构法施工，隧道直径为6.4 m，下穿燕山立交多条匝道。隧道与匝道桩基相对位置关系见图1。

图1隧道与匝道桩基相对位置关系（m)

该立交桥建于2003年，地上采用桩柱式钢管混凝土墩柱，地下为钢筋混凝土桩基础，桥墩承台顶埋深为0.03 m，桩底埋深为22.8 m。桩基与正在施工的隧道右线水平向最小间距为4.84 m，竖直方向上桩底与隧道底部之间的距离为8.1 m。

由于隧道与桩基距离较近，监测发现隧道开挖引起了地表沉降，同时监测到桩顶产生了微量水平位移。因此断定隧道开挖造成了桩基侧向受力不均；水平向附加荷载可能导致桩基产生了附加弯矩与剪力。因此，为了分析嵌岩桩在侧向荷载作用下的剪切变形以及承载特性，参考立交桥设计图纸制作了3根试桩，并进行了侧向加载试验。

1.2 地质条件

现场勘测发现桩基嵌固在灰岩层中。该土质局部呈灰白色，揭露段岩体完整性指数介于0.55～0.60，饱和单轴抗压强度为100.5～115.4 MPa，岩体较完整，属较硬岩，而灰岩层上方为泥岩夹砂岩和粉砂夹粉土。该桥桩基属于嵌岩桩，隧道在通过桥桩基时一部分位于泥岩夹砂岩中，另外部分位于粉砂夹粉土中。场地内地层参数见表1。

场地范围内还存在大量人工填土，其厚度不均，最大达5.1 m，土质结构松散不均，力学性质差异较大，刚度较低；泥岩夹砂岩具有遇水软化、崩解，失水硬化干裂的性质，软化或干裂后强度降低。因此在该种情况下进行近距离的盾构施工会对桩基产生较大的附加水平荷载。为了辅助开展桩基的安全性验算以及风险评估，笔者进行了嵌岩桩在循环侧向荷载作用下的剪切变形与承载特性试验分析。

表1场地内地层参数

2、循环侧向加载试验

2.1 试验方案

将3根试桩埋置在人造砂土地层中，并进行循环侧向加载，直至结构完全破坏。持力层基岩是由现场浇筑的C40混凝土块构成，同时限制其位移以模拟地层中的灰岩层。为了评估桩与桩周土之间的相互作用，采用LPILE(p-y方法）对桩的侧向响应进行预测以便明确桩的非线性行为和破坏机理，同时验证使用p-y方法预测的土-岩交界处剪力突变是否与实测值一致，以及评估当横向箍筋抗力低于p-y方法预测的剪力需求时桩的行为和侧向破坏机制。桩身的剪切应变通过应变片测得。

通过调整桩周土的性质以及厚度，使土-岩交界处产生刚度差异，然后利用p-y方法预测相对于桩顶施加的侧向荷载产生剪力的突变效果。在p-y方法中，采用p-y弹簧模拟岩石层，而砂土层的建模则参考文献[19]的p-y模型。岩石层的输入参数包括初始弹性模量、单轴抗压强度、应变因子和岩石质量等级（RQD），分别取为32.888 GPa、48 MPa、0.000 5和100%。砂土层的参数包括重度和摩擦角，分别取为14.5 kN/m3和35°。桩顶最大侧向荷载为58 kN，其中侧向荷载在桩帽上施加。

3根直径0.4 m的试桩分别用于3组试验：试桩1旨在抵抗使用p-y方法预测的最大剪力和弯矩值，并按照p-y方法设计加密箍筋。因此在嵌固段设置了间距为114 mm的螺旋钢筋（ρs=1.27%），非加密区则按照规范要求的最大间距设置箍筋（ρs=0.96%)[20-21]。试桩2整个桩身都只按照最大间距设置箍筋（ρs=0.96%），用于判别不按照p-y方法设置加密箍筋的情况下，桩是否能够承受最大侧向荷载。试桩3箍筋间距进一步增大（ρs=0.26%），且未设置加密区（由于间距过大则采用普通箍筋）。

若土-岩交界处实际剪力突变与使用p-y方法预测的值一致，并且桩的实际抗剪强度与计算值接近，那么预计试桩2、3会因嵌固区域的剪力峰值大于抗剪强度而失效。桩顶水平荷载为58 kN时桩的内力（p-y法）见图2（图2b）中绘制出了土-岩交界处的剪力突变情况；图中的虚线表示每根试桩的抗剪强度设计值）。

图2桩顶水平荷载为58 kN时桩的内力（p-y法）

2.2 试桩设计

试验所用钢筋混凝土桩长5.0 m，直径0.4 m（见图3），试桩桩底嵌入1.0 m厚的基岩中。混凝土基岩尺寸为1.00 m×1.22 m×1.22 m，并通过钢筋锚固在地面上。桩从基岩上方总共延伸出4.0 m，桩顶设置矩形“桩帽”，其尺寸为0.61 m×0.61 m×0.41 m，用于连接激振器以施加侧向荷载。

试桩结构示意图见图3，箍筋设置情况见图4。

图4中，纵筋均由8根HRB400钢筋组成，对应的纵向加固比率为1.41%。纵筋均匀布置在桩的钢筋笼箍筋内侧，混凝土保护层厚度为2.5 cm。试桩1、2的横向加固由12号螺旋箍筋构成，试桩3的横向加固由12号箍筋构成。试桩1的箍筋加密在基岩嵌固部分及其上方0.2 m（即桩底上方约1.2 m）处，间距为114 mm，在该位置以上剩余部分的间距为152 mm。桩底部较密的螺旋箍筋间距满足由p-y分析预测的岩石嵌固处突变剪力需求。试桩2在整个桩长上螺旋箍筋间距均为152 mm。试桩3在整个桩长上箍筋间距为305 mm，仅提供足够的结构稳定性以保持钢筋笼在纵向上的完整性。

图3试桩结构示意图（m)

图4试桩的箍筋设置情况（m)

2.3 桩周土与基岩材料参数

试桩填土与传感器设置示意图见图5。

基岩上方桩周土选用的砂土摩擦角为34.6°，黏聚力为4.96 kPa，重度为21 kN/m3。砂土层平均含水率为6%，弹性模量约为1.89 MPa，平均剪切波速度为220 m/s。基岩上方砂土层厚度为2.5 m。试桩与模拟基岩的混凝土骨料最大粒径为1 cm。浇筑前测试混凝土坍落度，基岩混凝土为7.6 cm，试桩混凝土为9.5 cm。基岩混凝土的28 d抗压强度为34.5 MPa，试桩混凝土的28 d抗压强度为27.58 MPa。28 d后基岩混凝土的压应力-应变关系见图6,28 d后桩身混凝土的压应力-应变关系见图7。试桩混凝土弹性模量值为26.6 GPa，基岩混凝土弹性模量值为25.5 GPa。

图5试桩填土与传感器设置示意图（m)

图6 28 d后基岩混凝土的压应力-应变关系

2.4 桩基测试

桩顶的侧向循环加载遵循文献[22]中的规定进行。侧向荷载加载计划见图8。加载设备液压头行程容量为76.2 cm、加载容量为667 kN。执行器由MTS 407双通道控制器控制，每次测试使用115个通道。安装在桩基外侧的LVDT，以及安装在桩帽背面和加载框架上的传感器，用于控制试验精度，同时记录桩顶位移。

图7 28 d后桩身混凝土的压应力-应变关系

图8试桩桩顶侧向荷载加载计划

3、试验结果

3.1 结构失效分析

在试桩周围的砂土表面绘制15 cm×15 cm的网格，用于记录加载过程中地表的裂纹、隆起和沉降分布数据。加载结束后地表变形分布与桩身裂缝分布见图9（侧向位移大于10 cm时桩周地表形成了环形裂缝以及“火山口型”沉降坑）。

测试完成后，挖去桩周砂土以确定桩的裂缝模式并检测塑性铰链的大致位置。对于钢筋混凝土桩，典型的结构失效模式包括2种主导类型：弯曲失效和剪切失效。弯曲失效对应的裂缝体现在从试件截面的拉伸侧开始延伸到压缩侧。这些裂缝主要呈水平向，集中在最大弯矩处。当试桩的剪切应力高于截面剪切强度时，会发生剪切失效。嵌岩桩剪切失效时，预期剪切裂缝主要集中在土-岩界面或略低于该界面。剪切破坏裂缝通常以一定角度延伸，同时向截面的压缩侧弯曲。

图9加载结束后地表变形分布与桩身裂缝分布（m)

3根试桩中最严重的结构性裂缝主要集中在嵌固段上方61 cm以内，部分裂缝扩展到了更高的位置，且间隔越来越大。几乎所有裂缝都垂直于桩轴，证明产生的失效以弯曲失效为主，代表剪切失效的对角裂缝则较少。桩身未发现明显的混凝土剥落。此外，嵌固段表面以及基岩嵌固区域内部也未发生裂缝或损伤。

3.2 荷载位移关系

试桩荷载-位移关系见图10。

图1 0试桩荷载-位移关系

图10表明，荷载位移曲线可分为3个阶段，分别为线性阶段、非线性阶段以及平缓阶段。当曲线趋于平缓时即表示桩基达到极限状态。试桩1在侧向推载方向的桩顶位移值为17.8 cm时，极限荷载达到72 kN；在拉动方向的桩顶位移值为20.0 cm时，荷载达到72 kN。类似地，试桩2在推动方向桩顶位移值为17.8 cm时，荷载达到71 kN；在拉动方向桩顶位移值为17.8 cm时，荷载达到79 kN。试桩3在拉动方向以及推动方向桩顶位移值为20.0 cm时，荷载均为77 kN。

3根试桩在裂缝开展前的行为基本相同，当荷载位移曲线达到非线性变化状态时，即认为桩已经达到屈服，对应的位移以及荷载被判定为该试桩的屈服位移以及屈服荷载。因此3根试桩的屈服位移值约为6.35 cm，相应荷载为36 kN（约为极限荷载的50%）。在位移值达到0.64 cm和相应荷载达到13.34 kN（约为极限荷载的20%）后，桩在重复循环加载中积累了大量塑性变形。图10包括了试验与预测的荷载-位移水平对比。试验数据显示，3根试桩的实际荷载峰值分别超出预测失效荷载的23%、53%和100%。

根据试桩的损伤模式以及荷载-位移数据，3根试桩均呈现出弯曲破坏。具体而言，根据预测机制中土-岩交界处附近的剪力突变可能导致的剪切失效应在桩顶荷载分别约为52、35 kN时使试桩2、3破坏，但在试验过程中并未观察到该现象。

试桩水平位移分布见图11。

图1 1试桩水平位移分布

测量表明，嵌固段内部几乎没有发生变形。在嵌固段上方15 cm处开始出现侧向变形，3根试桩在“拉和推”方向上的变形形状相似。曲率分析表明在嵌固段上方60 cm处形成了一个塑性铰，相当于在地面下方1.2 m（即大约3倍的桩直径）处。

试桩1的剪力实测值与预测值见图12。

图1 2试桩1的剪力实测值与预测值

整体而言，p-y方法对于剪力的分布预测精度有限，预测值相比实测值在大部分埋深位置数值偏大。其中在极值点附近实测值并未反映出预测值中的突变，进一步表明p-y方法对于嵌岩桩的剪力突变预测存在偏大现象。

试桩1的弯矩实测值与预测值见图13。

图1 3试桩1的弯矩实测值与预测值

图13也显示了p-y方法分析预测的3个对应侧向位移水平的弯矩轮廓。预测值和实测值的弯矩轮廓相对吻合，表明p-y方法的弯矩预测值相对合理。在桩顶产生5 cm以及2.5 cm侧向位移时，实测值略微超出了预测值。

在相同的加载条件下，对设置了不同密度箍筋的3根试桩进行了水平循环加载试验。3根试桩被埋置在夯实后的砂土层中，持力层采用混凝土块模拟。试验加载至结构破坏，但试验结果并未呈现出不同程度的剪切破坏，而均表现出弯曲破坏。这说明持力层与上方的砂土层之间的刚度差异并不足以使嵌固段产生剪力突变。也同样表明在采用p-y方法对桩身的内力进行预测时，将持力层与桩周土之间刚度差异考虑过大会降低剪力的预测精度，导致剪力预测值偏大，箍筋设计间距过小。

4、结论

笔者制备了3根不同箍筋密度的嵌岩桩试桩，并在相同的测试环境下进行了循环侧向加载试验。试件均加载至结构破坏，得到如下结论：

1）侧向加载过程中嵌岩桩嵌固段内部未观察到裂缝和侧向变形，裂缝发生在嵌固段上方60 cm处，该位置同时出现塑性铰，表明嵌岩桩最终破坏模式以弯曲破坏为主。

2）试验结果表明，根据p-y方法得到的剪力突变值配置箍筋会导致箍筋间距过密，当侧向荷载较小时p-y方法对于弯矩的预测值与实测值吻合度良好，但当侧向位移较大时桩身弯矩会局部超出p-y方法的预测值。

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基金资助:中铁十八局集团有限公司2022年度科研创新项目(C2022-051);中国铁建股份有限公司2022年度科技研究开发计划及资助课题(2022-C1);

文章来源:李海滨.循环侧向加载作用下嵌岩桩变形试验分析[J].市政技术,2025,43(01):159-166.