2　复杂条件下长大直径桥梁桩基荷载传递机理

2.1　长大直径桩基基本理论与计算方法介绍

2.1.1　桩基础竖向承载力的设计理论

承受竖向荷载的桩基础的应用范围十分广泛，包括建筑物的桩基、桥梁桩基础、港口与海洋构筑物的桩基础。竖向承载桩基可由单根桩或多根桩构成，但在工程实际中大多数是多根桩构成的群桩，群桩桩顶与承台相连，承台将荷载传递于各基桩桩顶，形成协调承受上部荷载的承台—桩—土体系。

单桩桩顶竖向荷载由桩侧摩阻力和桩端阻力承受。以剪应力形式传递给桩周土体的荷载最终也将扩散分布于桩端持力层。持力层受桩端荷载和桩侧荷载而压缩（含部分剪切变形），桩基因此产生沉降。单桩的承载力的影响因素有：桩的几何尺寸和外形、桩周与桩端介质的性质、成桩工艺等。群桩基础的竖向承载力由三部分组成：各基桩的桩侧阻力、桩端阻力和承台竖向土阻力。由于群桩的承台—桩群—土的共同作用，群桩的承载力并不等于各单桩的承载力之和，在设计时还要考虑“群桩效应”。

2.1.1.1　桩基的设计原则

根据《桩基工程手册》，当建筑场地的天然地基或经过地基处理方法加固，仍不能满足上部结构物的稳定性与沉降及沉降差异的要求时，就常常使用桩基，其中的桩就其支承荷载的性能来说可以是端承桩或者是摩擦桩。这得由上部结构的载荷情况以及地层的分布与各层的土性而定。

任何建筑物的桩基设计都必须满足两个方面的要求，其一是桩与地基土相互之间的作用是稳定的，其二是桩本身的结构强度是足够的，前者就是埋入地基中的桩，受到建筑物传来的各种荷载作用时，桩与土的相互作用是否保证桩有足够的承载力，又同时是否使桩不产生过量的沉降或桩基产生过大的沉降差以及在桩受到水平向荷载作用时对桩产生的弯矩与挠曲是否在容许范围之内，在受到上拔荷载时是否使桩不致产生过大的上拔量。

2.1.1.2　桩基规范中嵌岩桩单桩竖向承载力的确定方法

由于桩基的类型很多而且因行业和地区而异，所以各个行业和某些地区对其运用成熟的桩型制定了相应的规范，高大钊（1997）对各种规范的适用桩型范围已有很好的总结，在此不再赘述。由于建筑、公路、铁路和港工的桩基规范涵盖的范围较广，所以本文选其作为研究对象进行承载力确定方法的比较。

1.原型试验法

目前的原型试验法包括常规静载荷试验（static loading test）、O-Cell试验（Osterberg Cell Load Test）、自平衡静载荷试验和高应变法（high strain dynamic testing）。

（1）静载荷试验

常规静载荷试验被认为是最可靠的方法，现在各行业都有各自成熟的静载荷试验规程[《公路桥涵施工技术规范》（JTJ 041—2000），《客货共线铁路桥涵工程施工技术规程》（Q/CR 9652—2017），《港口工程基桩静载荷试验规程》（JTJ 255—2002），《建筑基桩检测技术规范》（JGJ 106—2003）]，具体的测试方法略有不同。静载试验由反力系统、加载系统、量测系统等组成。按提供反力的方式不同，静载试验又可分为堆载法和锚桩法，有时也采用堆载锚桩法。加载系统由千斤顶、油泵、油压表等构成。测量系统的内容较多，简单的有用地面基准梁上的百分表测量桩顶沉降，复杂的还包括测量桩身应力和桩身分段沉降，多使用钢筋应力计（或混凝土应变计）和分层沉降标。

（2）O-Cell试验

马海龙于2005年在其论文中提出：“随着承载能力很高的大直径桩基的出现，传统的静载荷试验方式变得不安全不经济，为弥补它的不足，O-Cell试验被引进并广泛使用。O-Cell试验最早萌芽于1969年，由日本的中山（Nakayama）和藤关（Fujiseki）提出。1973年他们取得了对于钻孔桩的测试专利；1978年Sumi获得了对于预制桩的测试专利。在日本这种测桩法被称为‘相反载荷试验’。Gibson与Devenny在1973年用类似的技术方法测定在钻孔中混凝土与岩石的胶结应力。基于同样的思路，相似的技术也为Cenak等人（1988）所开发。1989年，美国西北大学教授Osterberg将这一研究思路付诸实践并发扬光大，开发出了被人熟知的Osterberg荷载箱（O-Cell）。O-Cell试验的原理是通过设置在桩底或桩身荷载箱的内腔施加压力，使其顶盖顶着上段桩身向上移动，从而调动桩侧土向下的阻力与桩底土向上的阻力，二者互为反力，若其中某一方面有所不足时，则另采取补充的措施提供补充反力。O-Cell试验将桩侧土向下的摩阻力与桩底土向上的端阻力叠加，得到单桩的极限承载力。”

在国内，史佩栋（1996、1997、1998、1999）首先系统地介绍了Osterberg试桩法（亦称“桩底加载法”），目前已广泛应用于各种类型的桩基，特别是大直径桩基。朱利明等（2003）利用Osterberg法分别对某桥梁直径1.2m、长69.9m的桩基和某直径1.2m、长65m的桩基进行静载荷试验，得到的极限承载力约20MN和12.8MN，试验结果与设计的极限承载力很接近；孔凡林等（2004）、黄兴怀等（2004）分别对重庆某地的三根直径1m的大直径嵌岩桩和合肥某地的三根直径1.35m的大直径嵌岩桩进行了桩底加载的静载荷试验研究，前者实测的最大的桩基承载力达约14MN，后者是3.7MN。

需要指出的是，在进行O-Cell试验时，确定荷载箱的位置是至关重要的。应力荷载箱以上的桩侧摩阻力与其下的摩阻力和桩尖反力基本相等，此时，无需进行额外的补载工作，这就是所谓的“自平衡试桩法”。所以对不同类型的桩（钻孔灌注桩、人工挖孔桩和嵌岩灌注桩等），荷载箱除了可以放置于桩身底部，还可以放置于桩身中部的若干不同位置，也可以埋设两个荷载箱进行分段测试桩的摩阻力。

（3）自平衡静载荷试验

自平衡静载荷试验最早是龚维明（1999）提出的，其原理与O-Cell试验相同，只是在加载方式上有些区别，也可以说是O-Cell试验引进中国后的名称。自平衡静载荷试验在中国发展很快，1999年，东南大学土木工程学院与江苏省建设厅、南京市建筑质监站制定了《桩承载力自平衡测试技术规程》（DB32/T 291—1999），目前该法不仅在江苏省广泛应用，在其他地区也开始使用。该法曾应用于润扬长江公路大桥南汊桥南塔的直径2.8m的大直径灌注桩的静载荷试验，试验分15级加载，最终加载值为120MN。

（4）高应变法

高应变法能检测桩身的缺陷和判断单桩竖向抗压承载力，但取代静载荷试验还存在一定问题。

高应变法的主要功能是判定单桩竖向抗压承载力是否满足设计要求。这里所说的承载力是指在桩身强度满足桩身结构承载力的前提下，得到的桩周岩土对桩的抗力（静阻力）。所以要得到极限承载力，应使桩侧和桩端岩土阻力充分发挥作用，否则不能得到承载力的极限值，只能得到承载力检测值。与低应变法检测的快捷、廉价相比，高应变法检测桩身完整性虽然是附带性的，但由于其激励能量和检测有效深度大的优点，特别是在判定桩身水平整合型缝隙、预制桩接头等缺陷时，能够在查明这些“缺陷”是否影响竖向抗压承载力的基础上，合理判定缺陷程度。

当然，带有普查性的完整性检测，采用低应变法更为恰当。高应变检测技术是从打入式预制桩发展起来的，试打桩和打桩监控属于其特有的功能，是静载试验无法做到的。

2.经验法

Omer，Robinson&Delpak，etal.（2003）利用10种桩的侧阻和端阻计算公式，对Mercia泥岩（Wales，UK）中6根大直径钻孔桩的静载荷试验结果进行了比较分析，发现这些公式对桩端阻力的预测结果缺少一致性。J.R.OMER把这些公式分为四个基本类型：（1）不排水分析（Undrained analysis）；（2）排水分析（Drained analysis）；（3）混合方法（Mixed approach）；（4）经验相关方法（Empirical correlation）。

目前国内各行业规范中对嵌岩桩的单桩竖向极限承载力的计算公式大致有以下三类。

（1）第一类公式

《建筑桩基技术规范》（JGJ 94—2008）中嵌岩桩的单桩竖向极限承载力标准值由桩周土总侧阻、嵌岩段总侧阻和总端阻三部分组成。根据室内试验结果确定单桩竖向极限承载力标准值的公式如下：

式中　Quk、Qsk、Qrk、Qpk——分别为单桩竖向极限承载力标准值、土的总极限侧阻力、前沿段的总极限侧阻力、总极限端阻力标准值；

u——桩身周长；

n——覆盖层土的分层数；

ζsi——覆盖层第i层土的侧阻力发挥系数；

qsik——桩周第i层土的极限侧阻力标准值；

li——桩身穿越第i层土的厚度；

frc——岩石饱和单轴抗压强度标准值，对于黏土质岩取天然湿度单轴抗压强度标准值；

Ap——桩端面积；

hr——桩身嵌岩（中等风化、微风化、新鲜基岩）深度，超过5d时，取hr=5d，d为桩嵌岩段的直径；

ζs、ζp——嵌岩段侧阻力和端阻力系数，与嵌岩深径比hr/d、岩石软硬程度有关，可按表2-1采用，表中数值适用于泥浆护壁成桩，对于干作业成桩（清底干净），ζs、ζp应按表列数值的1.2倍。

《港口工程嵌岩桩设计与施工规程》（JTJ 285—2000）给出的是单桩竖向极限承载力设计值计算公式，其公式的组成形式与式（2-1）大致相同，只是具体参数的取值有差异。

（2）第二类公式

《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTG D 63—2007）对支承在基岩上或嵌入基岩内的钻（挖）孔桩、沉桩和管柱的单桩轴向受压容许承载力的计算公式如下：

式中　[Ra]——单桩轴向受压承载力容许值（kN）；

hi——桩嵌入各岩层深度（m），不包括强风化层和全风化层；

u——各土层或各岩层部分的桩身周长（m）；

Ap——桩端截面面积（m2），对于扩底桩，取扩底截面面积；

m——岩层的层数，不包括强风化层和全风化层；

li——各土层的厚度（m）；

n——土层的层数，强风化和全风化岩层按土层考虑；

frk——桩端岩石饱和单轴抗压强度标准值（kPa），黏土质岩取天然湿度单轴抗压强度标准值，当frk小于2MPa时按摩擦桩计算；

frki——第i层的frk值；

qik——桩侧第i层土的侧阻力标准值（kPa），宜采用单桩摩阻力试验值；

c1、c2i——根据清孔情况、岩石破碎程度等因素而定的桩端和桩侧发挥系数，按表2-2采用。

《铁路桥涵地基和基础设计规范》（TB 10093—2017）中的相关内容与JTG D 63—2007一致，只是参数的取值更加谨慎。

综上所述，我们可以看到上述规范对嵌岩段承载力的表达形式都是一样的，而且为了有一定的安全储备，对嵌岩段的侧阻和端阻都采用了一定程度近似的折减处理。但是公路、铁路的嵌岩桩承载力计算公式相对建筑、港工的相应公式来说也有一些不同：（1）JTG D 63—2007和TB 10093—2017认为嵌岩桩是柱桩，没有考虑嵌岩段上覆土层甚至风化岩的承载作用；（2）ζs、ζp和c1、c2的具体意义不一样，ζs考虑的是嵌岩段侧阻力的非均匀性，ζp考虑的是桩端应力随嵌岩深度hr增加而递减，而c1、c2的选择主要由孔中泥浆的清除情况及钻孔有无破碎等因素决定，同时，摩阻力系数c2要适当考虑孔壁粗糙度的影响；（3）岩石强度的取值不一样，JTG D 63—2007和TB 10093—2017认为桩孔在填充混凝土后，岩石不再与水接触，所以只取天然湿度下岩石的单轴极限抗压强度，而JGJ 94—2008取的是饱和单轴抗压强度的标准值，对黏土质岩取天然湿度下单轴抗压强度的标准值；（4）JGJ 94—2008是通过参数ζsi来考虑桩端沉渣影响的，同时ζsi还与桩的长径比（l/d，l为桩的长度）和土性有关，而JTG D 63—2007和TB 10093—2017是通过c1、c2的取值来表示的，显然与桩的长径比无关。

（3）第三类公式

《建筑地基基础设计规范》（GB 50007—2011）对桩端嵌入完整及较完整的硬质岩石中的竖向承载力特征值计算公式如下：

Ra=qpaAp　　（2-3）

式中　Ra——单桩竖向承载力特征值；

qpa——桩端岩石承载力特征值（桩端无沉渣时，按岩石饱和单轴抗压强度标准值或岩基载荷试验确定）。

综上所述，目前的嵌岩桩承载力计算公式考虑的问题还不完备。因为随着桩基技术的发展，很多时候嵌岩桩同时又是灌注桩和大直径桩，而各行业规范灌注桩和大直径桩不仅是分开考虑的，而且还有很大的差异，所以对于嵌岩桩还需要考虑以下情况：

（1）灌注桩桩底沉渣的影响

需要指出的是，对于灌注桩桩端沉渣影响的问题，各行业的规范实际都有考虑，只是表达的形式不一样。JGJ 94—2008虽然在式（2-1）中体现了桩端沉渣的影响，但在其他非嵌岩桩的灌注桩的设计公式中却没有明确表达，甚至在大直径桩（d≥800mm）的竖向承载力计算公式中对于极限端阻力的标准值也只给出了清底干净的情况，其他情况下参照深层载荷板试验或当地经验。JTG D 63—2007和《港口工程灌注桩设计与施工规程》（JTJ 248—2001）对于桩端沉渣的影响程度是用清孔系数m0（清孔系数或柱底支撑力折减系数）和修正系数λ（根据桩端土的情况）来表示的。TB 10093—2017的处理方式与前者一样，它把前者的m0和λ用柱底支撑力折减系数m0综合考虑，m0的取值要综合考虑桩的入土深度、土质的好坏、清孔情况及桩底沉淤厚度。一般来说，系数m0对于挖孔灌注桩取1，对钻孔灌注桩要根据具体情况进行折减。

（2）大直径桩的尺寸效应

现行规范中，只有JGJ 94—2008有大直径桩单桩竖向承载力标准值的计算公式：

式中　qpk——桩径为800mm的极限端阻力的标准值；

ψsi、ψp——大直径桩侧阻、端阻尺寸效应系数，按表2-3采用。

桩单位极限端阻力的尺寸效应由Meyerhof和Vesic于20世纪60年代提出（刘金砺，2000）。由表2-3可见，在直径一致的条件下，无黏性土比黏性土的折减快。Meyerhof（1988）还给出了砂土中极限端阻的折减系数，折减系数随着桩径的增大呈双曲线减小，砂的密实度愈大折减愈大。非黏性土中的侧阻尺寸效应是源于钻挖孔时侧壁的应力松弛，当桩径愈大和土的黏聚强度愈低，侧阻降幅愈大。

随着构筑物向高、大、重方向发展，嵌岩桩的使用越来越广泛且其直径也越来越大，但是其大直径的尺寸效应却没有得到充分的研究。比如岩石比密实的砂具有更大的黏聚力和内摩擦角，并且浸水后松弛也比较显著，尺寸效应是否也更加显著。

（3）嵌岩深度的确定

首先不同的规范对嵌岩深度的判断条件不一致，JTG D 63—2007和TB 10093—2017不考虑风化岩石的嵌岩深度，JGJ 94—2008考虑中等风化岩的嵌岩深度，所以在中等风化基岩中，前者认为是柱桩时，后者却认为是嵌岩桩。上述规范中对岩石风化程度的分级大致相同，分别可见TB 10093—2017的附录和GB 50021—2001。其次，JGJ 94—2008认为嵌岩深度超过5d后端阻力为零，这并非对于所有性质的基岩都适用。

3.原位测试法

根据式（2-1）、式（2-2）和式（2-3），要确定嵌岩桩的竖向承载力需要的岩（土）的物理指标有qsik和frc（或Ra）。对于qsik的确定各行业的规范都有明确的分类或其他成熟的经验方法。frc（或Ra）可通过传统的岩石室内试验得到，具体可参照《工程岩体试验方法标准》（GB/T 50266—2013）和《铁路工程岩石试验规程》（TB 10115—2014）。除了室内试验，还可以用原位测试手段推算岩石强度。

目前确定岩石强度的原位测试法主要有：动力触探试验（dynamic penetration test）、旁压试验（PMT，pressuremeter test）、平板载荷试验（plate loading test）、现场直接剪切试验和点载荷试验（point loading test）等。

动力触探试验是通过贯入一定深度所需要的锤击数（动力触探试验指标N）来判断岩（土）的强度、地基承载力和桩基承载力学等性质，超重型圆锥动力触探可适用于软岩和极软岩。Vipulanandan&Kaulgud（2005）介绍了一种Texas Cone Pentrometer（TCP）试验，并通过在Dallas（Texas，USA）的页岩中的218组数据得到了岩石无侧限抗压强度与TCP值的经验公式：

qu=7500[TCP]-0.4　　（2-5）

式中　qu——岩石无侧限抗压强度（kPa）；

TCP——每100击的贯入深度（mm）。

2.1.1.3　桩基规范中群桩竖向承载力的确定方法

JGJ 94—2008中对桩数超过3根的非端承桩复合桩基的竖向承载力在设计时，建议考虑桩群、土、承台的相互作用效应，其复合基桩的竖向承载力设计值为：

R=ηsQsk/γs+ηpQpk/γp+ηcQck/γc　　（2-6）

当根据静载荷试验确定单桩竖向极限承载力标准值时，其复合基桩的竖向承载力设计值为：

R=ηspQuk/γsp+ηcQck/γc　　（2-7）

Qck=qck·Ac/n　　（2-8）

式中　Qsk、Qpk——分别为单桩总极限侧阻力和总极限端阻力标准值；

Qck——相应于任一复合基桩的承台底地基土总极限阻力标准值；

qck——承台底1/2承台宽度深度范围（≤5m）内地基土极限阻力标准值；

Ac——承台底地基土净面积；

Quk——单桩竖向极限承载力标准值；

ηs、ηp、ηsp、ηc——分别为桩侧阻群桩效应系数、桩端阻群桩效应系数、桩侧阻端阻群桩效应系数、承台底土阻力群桩效应系数；

γs、γp、γsp、γc——分别为桩侧阻抗力分项系数、桩端阻抗力分项系数、桩侧阻端阻抗力分项系数、承台底土阻力抗力分项系数；

n——复合桩基的基桩总数。

《港口工程桩基规范》（JTS167-4—2012）认为港口工程中的群桩，一般为高桩台，桩的间距较大，一般大于3d（d为桩的直径或边长），所以推荐承载力设计时采用单桩垂直极限承载力乘以群桩折减系数的方法。

JTG D 63—2007规定桩心距小于6d的摩擦型群桩应作整体基础验算桩尖水平面处的承载力；对于柱桩和桩中距大于6d的摩擦型群桩，用单桩静载荷试验所得的沉降量代替群桩的沉降量，但对于摩擦型群桩还要考虑试桩的短期荷载产生的沉降与使用期间荷载产生的沉降量的差别。

TB 10093—2017规定摩擦桩应将桩群视为实体基础检算其底面处土的承载力，并认为当摩擦桩的中心距大于6d时，桩基底面土的沉降量接近单桩的沉降量，其具体情况还与桩的长度和土的性质有关。TB 10093—2017不考虑承台底土承受的竖向荷载，因为根据既有桩基的调查结果，说明桩间土的自重作用、地下水位的下降、含水率的改变以及受桩侧向下摩阻力的作用，致使桩间土与承台底板脱离，因此考虑承台板上的竖向荷载全部由基桩承受，以策安全。

综上所述可见各规范考虑的侧重点不同导致其规范规定的差异。JGJ 94—2008对于群桩效应的影响因素以及群桩的沉降量计算比其他规范详细，其他规范则在这方面进行了不同程度的简化。

2.1.2　不同种类桩的竖向荷载传递

基桩作为桩基础的重要组成部分，其竖向荷载的传递机理直接影响其承载力和沉降的确定。基桩的竖向荷载传递性状主要受桩自身性质、桩周介质的性质、桩与桩周介质接触面的性质、桩与周围介质所受荷载状况以及相互作用（相邻桩的相互作用、承台的影响、上下部共同作用）等因素的影响。

大直径嵌岩灌注桩兼有“大直径”、“嵌岩”和“灌注”三个主要特征点，下面分别阐述大直径灌注桩和嵌岩灌注桩的研究概况。

2.1.2.1　大直径灌注桩

桩按其直径或截面尺寸分，有大直径、中等直径和小直径之分，此分类常用于灌注桩。目前对大直径桩的定义主要依据是桩径，比如《建筑桩基技术规范》（JGJ 94—2008）中规定桩径大于800mm的桩为大直径桩，并考虑了大直径桩的尺寸效应而对桩侧阻力和桩端阻力进行折减。而《港口工程预应力混凝土大直径管桩设计与施工规程》（JTJ 261—97）则对桩径大于1200mm，入土深度大于20m的管桩，桩端计算面积取全面积乘以0.80～0.85的折减系数。香港特别行政区则将桩径大于600mm的灌注桩视为大直径灌注桩。

以往的对于大直径桩的研究难点主要在于某些情况下大直径桩的静载荷试验加载困难，往往只能得到比较平缓的荷载—沉降曲线，而不能得到桩的极限承载力，比如早期的黄强（1994）通过对40根置于不同持力层、具有不同桩身及扩大端直径的人工开挖大直径扩底桩的试验结果分析，提出了砂性及碎石类土中大直径扩底桩的变形计算模式；并根据变形函数，以变形量为极限承载力控制标准，给出了临界桩径承载力参数及大直径桩承载力折减系数。黄金荣等（1994）通过五根桩身内埋设测量元件的试桩资料，分析了桩的荷载传递机理与承载性状，以及施工工艺对其的影响和作用。随着O-Cell试验的引进，极限加载条件已逐渐不是问题，如前所述的润扬长江公路大桥自平衡静载荷试验，最终加载值为120MN。

大直径桩也具有桩的共性，其竖向荷载也是由侧阻和端阻承受。近年来，不少学者利用常用研究手段对大直径桩进行研究。胡庆立等（2002）将小直径桩的静载荷试验参数通过理论分析和逐步调整并经过尺寸效应而应用于大直径桩的理论分析，得到了满意的结果。肖宏彬等（2002）以荷载传递函数为依据，经理论推导得到桩顶的P-S曲线，并用于确定桩的承载力。石名磊等（2003）根据试桩静载荷试验及桩身应力测试结果对桩侧极限摩阻力预测的分析，研究了黏性土中大直径钻孔灌注桩（LDBPs）的桩侧极限摩阻力的预测方法和指标确定，同时还对SPT锤击数N预测黏性土中LDBPs的桩侧摩阻力进行了统计分析，对黏土和亚黏土侧摩阻力与N的关系提出了相应的回归公式。

随着大直径桩的广泛应用，特别是随着我国改革开放的深入，土木建设也随之迅速发展，随之出现的如上海等深厚软土地区（厚150～400m）超高层建筑和目前长江下游（第四纪松散覆盖层100～300m）大型桥梁的建设，使大直径超长桩的使用成为必然，并给桩基理论和实践提出挑战。蒋建平（2002）第一次系统地分析了大直径超长桩不同桩型（直径0.8～6m，桩长50～100m）在不同土层中（主要是黏性土和砂土）的承载机理和承载性状，为大直径超长桩的实际应用提供了理论依据。顾培英等（2004）根据苏州地区4根大直径桥梁钻孔灌注桩（直径1.2～1.5m，长度51.5～72.5m）桩侧摩阻力的试验结果认为：相当一部分桩侧土层未能达到极限状态；桩底沉渣直接影响桩顶沉降和极限承载力；随着长径比的加大，桩侧摩阻力发挥效率降低。钱锐等（2004）对南京河西地区3根超长（65.1m、72.9m、69.2m）嵌岩钻孔灌注桩进行的静载荷试验，得到了与顾培英等（2004）类似的结论。蒋建平等（2006）以苏通大桥大型灌注桩为例，利用点面接触单元对大直径超长灌注桩进行了弹塑性有限元分析。

程晔（2005）对超长大直径钻孔灌注桩的承载性能进行了研究：研究了超长大直径钻孔灌注桩的几何尺寸、桩土的物理参数变化对其极限承载力、刚度、端阻比等承载性能的影响；针对超长大直径钻孔灌注桩桩端沉渣问题进行了桩端后注浆新工艺的研究；采用多种静载试验对苏通大桥超长大直径钻孔灌注桩进行测试研究，并与离心试验结果对比；针对桩端极限承载力、桩身自重、承载力分项系数及极限承载力沉降判断标准等问题进行规范适应性讨论，对公路桥梁规范提出了相应的建议。辛公峰（2006）对软土地基中大直径超长桩侧阻力软化进行了试验和理论研究，指出影响桩侧阻力软化的主要因素有桩周土体性状、桩土界面性状、桩的荷载水平（加载过程中桩周土体应力状态）和桩自身特性（几何特性和压缩变形特性）；对超长桩，桩径对承载力影响较大；对于特定土层，存在一个最优桩长；增大桩身弹性模量有利于荷载向下传递，但也存在一个最优值；桩轴向割线刚度不是固定值，但与桩顶沉降有较好的相关性。

综上所述可见：利用O-Cell法进行桩基静载荷试验是可行的；桩端持力层对超长桩的承载性状有很大的影响；大直径桩存在有效桩长问题；对大直径短桩要尽可能清除桩端沉渣；大直径桩存在侧阻力软化，而且超长桩侧阻力对桩底沉降影响显著。

2.1.2.2　嵌岩灌注桩

史佩栋等（1994）综合研究了国内外20余年来对嵌岩桩的研究所取得的进展，破除了通常认为嵌岩桩均属端承桩的传统观念。Seidel和Haberfield（1995）认为用以前的桩基设计方法设计大型的软岩和硬土中的桩基时会导致相当大的不确定性，并认为桩身刚度和嵌岩直径是主要的影响因素。O’Neill（1998）在第34届太沙基讲座上（The Thirty-Fourth Karl Terzaghi Lecture）撰文指出钻孔嵌岩桩的侧阻力依赖于以下几点：（1）岩石的黏聚力和摩擦的剪切强度；（2）钻孔的刚度；（3）岩石界面是否出现高度退化和模糊化；（4）岩石的裂缝和不连续性的影响。刘兴远等（1998）对嵌岩桩的定义、嵌岩段剪应力分布模式、最优嵌岩比、承载力和桩周岩石性质的问题进行了探讨。刘树亚等（1999）认为嵌岩桩的设计中要经济有效地获得分析所需的基础性资料，要重视试验和理论的结合，并指出嵌岩桩在时间效应和动荷载效应方面还需要进一步研究。张建新等（2003）从实际问题出发，指出了现行设计规范存在的不足，并对设计方法、设计标准、参数的取值及桩的载荷试验标准进行了深入探讨，提出按桩的承载方式进行设计，从承载力和变形双向进行控制，参数取值应符合桩的荷载传递规律。

自从嵌岩桩并非纯粹的端承桩观念被广泛认同后，有关桩的侧阻力的研究便成为热点，对于端阻力以及侧阻端阻相互关系的研究也是方兴未艾。传统的研究方法被充分利用，比如静载荷试验、荷载传递法、数值方法等；其他类型桩的研究成果也被用在嵌岩桩上进行验证，比如侧阻与端阻并非同时发挥作用，嵌岩桩桩底沉渣的影响等。下面将就几个主要的研究方向分别阐述。

（1）静载荷试验

静载荷试验是研究桩基的传统方法，它具有大家公认的可靠性。刘建刚等（1995）讨论了影响嵌固效应和端承力发挥作用的重要因素：桩身混凝土、桩周岩体的强度以及嵌岩比的大小。在这里“岩体”概念的提出用来考虑嵌岩桩的承载力，不同风化程度岩体的P-S曲线被用来比较分析。他还提出桩底沉渣的厚度会影响端阻力的发挥作用。王国民（1996）利用软质岩中2根埋设了钢筋计的钻孔灌注桩（桩径1m）的静载荷试验，分析了这种桩的荷载传递机理，证明了桩侧摩阻力随岩石强度增大，桩侧摩阻力沿桩身的分布是“上小中大下小”，并认为软岩中的嵌岩深度可达到长径比为10，这已大大超过了JGJ 94—2008的规定。吕福庆等（1996）根据19个工程71根嵌岩桩静载荷试验的资料，对P-S曲线进行了分区，提出了嵌岩桩质量分类体系的概念，并认为持力层中的岩性和混凝土与岩石壁面的胶结程度对嵌固力的大小有决定性影响，可见他认为桩岩界面是胶结的。刘松玉等（1998）总结了我国东部，主要是南京地区的11个工程20根试桩的静载荷试验资料，其结论是：泥质软岩嵌岩桩主要表现为摩擦桩的性状；软岩地区嵌岩桩深度可增加至7倍桩径；嵌岩段总阻力主要是侧阻力；嵌岩桩端阻力发挥作用一般要求桩顶位移≥15mm，人工挖孔桩所需桩顶位移较小；泥质软岩嵌岩桩的荷载传递性状与施工工艺、施工质量、荷载水平等密切相关。陈竹昌等（1998）认为嵌岩长桩的突然破坏是由嵌岩段侧阻的脆性破坏造成的。此后部分学者在不同地区和不同的地质情况下进行了一系列的静载荷试验，得到大量有用的实测数据，并且O-Cell试验也被广泛应用，为承载力高的嵌岩桩提供了有力的研究手段。蒋治和等（2002）考虑到软岩的实际三轴受力状态的强度远大于无侧限强度，建议对软岩嵌岩桩的侧阻和端阻设计值适当增大。

综上所述，嵌岩桩的承载力受桩身混凝土强度、桩周岩石强度、桩侧与岩石接触情况、桩底沉渣和桩的长径比等因素的影响。软岩的嵌岩长径比可适当增加，而且软岩还有很大的承载潜力，建议通过改进施工工艺、提高施工质量来提升其潜力。

（2）荷载传递法

除了静载荷试验，桩基的理论研究也有很大的进展。传统的荷载传递法被用来进行单桩荷载传递机理的分析，现统计见表2-4。

荷载传递法具有简单灵活的特点，它适用于各种土层情况，所以适合于分层土的计算。荷载传递法在嵌岩桩中的应用与在分层土中的应用一样，只是岩石的荷载传递函数参数不同而已，其参数可以通过静载荷试验或室内试验得到剪切—位移曲线（τ-s曲线）拟合取得，所以荷载传递函数的选取是荷载传递法的核心。实际的荷载传递函数不仅随着土层的深度改变，而且还受到桩自身压缩、相邻桩和承台作用的影响，所以在应用这种方法时还需要耦合其他因素才能够提高计算精度。

（3）数值方法

数值方法能够对实际情况进行定性分析，并用之指导实践，可以起到节约成本的作用。目前嵌岩桩的数值研究方法主要是有限元法，它避免了荷载传递法不能精确考虑桩土共同作用的缺点，具有详细考虑桩土界面单元的参数、界面的几何形式、桩身材料和岩体的本构关系（包括三轴状态和流变状态）、桩周介质的分层和各种荷载工况的组合等优点。目前嵌岩桩应用有限元方法的统计见表2-5。

由表2-5可见，有限元模型中还存在如下问题：桩体和岩（土）体的本构关系大多数还是选用的线弹性或非线性弹性，而桩身材料在高荷载水平下会进入塑性状态，岩（土）本来就是塑性体，所以对材料本构关系的选择与实际情况不符；对桩侧接触面的处理很少考虑桩岩接触面的粗糙度，或只是用接触单元的参数调节来近似的模拟粗糙度的影响；另外考虑桩侧接触面由于破坏引起的滑移情况也不多见，然而侧阻力分布形式是与桩的渐近破坏密切相关的。

除了有限元法，其他的数值方法也被应用于桩的承载性状的模拟。Wei Dong Guo和Randolph M F（1998）用FLAC软件分析桩的荷载传递性状。João Batista de Paiva和Renata Romanelli Trondi（1999）用边界元方法（BEM）模拟了群桩基础。Comodromosa E M，Anagnostopoulosb C T和Georgiadisb M K（2003）用FLAC分析了单桩与群桩的加载试验。P.H.Southcott和J.C.Small（1996）用有限层法（finite layer method）分析了非均匀地基中的单桩和群桩基础，取得了令人满意的结果。

（4）模型试验

桩基的模型试验是根据力学的相似原理设计的，它具有耗费小、试验条件容易控制的优点，在研究桩的承载性状方面具有特别的意义。目前对于嵌岩桩的模型试验还较少，表2-6是我国嵌岩桩模型试验的统计。除了以上试验外，吴珷（2002）在虎门大桥的嵌岩桩试验中也是用模型桩取得的参数辅助分析原型桩的静载荷试验。

（5）塑性理论方法

根据Meyerhof（1951）确定土中桩的极限承载力的方法，Serrano和Olalla（2002）基于塑性理论，并利用Hoek and Brown非线性破坏准则和平面模型下的推导，然后通过乘以形状因子得到了三维情况下岩石中桩顶的极限承载力：

σhp=β（Nβ-ζ）sβ　　（2-9）

式中　σhp——桩的极限承载力（kN/m）；

β——岩石的强度模量（kN/m）；

Nβ——平面模型中桩的极限承载力的荷载因子；

ζ——岩石的抗拉强度系数；

sβ——形状因子；

m、s——HoekandBrown的参数，与岩石的质量指数相关；

σc——完整岩石的无侧限抗压强度（kN/m）。

在完成上述工作后，Serrano和Olalla（2004）又得到了当嵌岩桩嵌岩起始点的水平向压力可忽略并且岩石上覆荷载很小或没有时平均侧阻力的表达式：

τfm=Cβζ0.75　　（2-12）

式中　τfm——平均侧阻力；

C——侧阻力调动系数，需查表。

李镜培等（2006）利用滑移线理论并通过叠加的方法分析出桩端基岩破坏时的最危险点，然后根据Mindlin方法求出该点的应力，运用Griffith准则的Murrell推广导出了桩端极限承载力的公式，并与实际情况比较，结论是：当端承力起主导作用时，结果比较吻合；当侧阻力起主导作用时，数据相差很大。

（6）桩与岩石接触面状态的试验研究

目前存在两种关于嵌岩桩侧阻力影响因素的认识，一种观点认为桩的极限侧阻力（τult）影响因素为岩石的无侧限抗压强度（σc），其表达公式为：

式中　α、k为系数，其取值目前还有争议。

另一种观点认为桩的极限侧阻力是受桩基表面法向刚度控制的（即桩身径向刚度），桩径的膨胀促使桩基表面法向应力提高，从而提高侧阻力。侧阻力的发展有两个机理，首先是粗糙的混凝土—岩石界面的黏接力起作用，即为剪切机理；其后产生滑移，出现了这种膨胀滑移机理，使得侧阻力大为增加。对于相对比较软的、易压缩的硬黏土，主要是剪切机理；而对于软岩来说，这两种机理都存在。综合来说，侧阻力的影响因素包括岩石的强度、桩岩接触面的粗糙度、岩石的模量和岩石的初始应力等。

Indraratnal和Haque（1997）进行了法向刚度不变（CNS，constan t normal stiffness）和法向应力不变（CNL，constan t normal load）两中情况下的岩石接头（joint）的直剪试验，其结果是：CNL条件下的试验比CNS条件下的试验高估了岩石接头的膨胀性，低估了剪切的峰值强度；CNL条件下得到的岩石接头剪切强度包络线是两根线，而CNS条件下岩石接头剪切强度包络线可是单线也可是双线，由界面突起（asperity）的角度决定；在CNS条件下，当岩石接头的界面填充物的厚度很小时也可显著降低接头的剪切强度，当填充物的厚度是界面突起高度的1.6倍时，接头的剪切强度接近填充物的剪切强度。

刘利民等（2000）总结了孔壁粗糙度对嵌岩桩承载力的影响规律，他认为一般情况下，孔壁越粗糙，嵌岩桩的承载力越大，岩石强度和节理是影响嵌岩桩粗糙度的两个主要因素。

Seidel和Haberfield（2002）调查了岩（石）—岩（石）接头和岩（石）—混凝土在CNS条件下的研究情况，总结了三角形突起的接头发生滑移和剪切破坏的判断公式，并与试验结果比较，证明其推断在接头形状是三角形时是合理的。

Gu，etal.（2003）利用大型直剪仪，研究了在CNS并考虑初始应力条件下，Sydney Hawkesbury砂岩和混凝土接头（三角形突起）的剪切性状。试验过程中砂岩的磨损很大并显著影响了岩—混凝土接头的剪切性状（图2-1～图2-3）。其试验结果是：岩—混凝土的接头性能高度依赖于接头粗糙度，当粗糙度增加时，剪切破坏的脆性增大；法向刚度（或法向应力）越大，剪切峰值强度越高，剪切破坏的脆性越明显；相对于有规律的接头界面突起，实际的接头界面突起形状的剪切强度表现的低些且更容易变形。随后Gu，etal.（2005）又根据试验结果，并利用质量守恒定律，归纳出了界面磨耗模型：

w=Kwx　　（2-14）

Kw=∮（α，σn，ρ）=∮（α，σn0，ρ）　　（2-15）

式中　w——磨耗量（或岩石被磨去的深度）；

Kw——磨耗率；

x——剪切位移；

α——粗糙度函数；

σn——法向应力（被初始法向应力σn0控制）；

ρ——材料强度。