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摘 要：为了解决桩基负摩阻力所引起的桩体破坏、桩基不均匀沉降等工程问题，在桩周土体沉降及桩身应力应变现场监测试验的基础上，分析了嵌岩端承桩桩侧剪切变形与负摩阻力的关系，建立了嵌岩端承桩与周围土体剪切变形量的计算方法，对浅层位置处桩-土监测数据进行对比分析，同时考虑嵌岩端承桩周围土体竖向有效应力对剪切变形的影响，并对现有规范中嵌岩端承桩负摩阻力计算方法进行优化改进。结果表明：1）嵌岩端承桩桩顶在不受外力约束时，浅部桩-土剪切变形量为4～5 mm;2）深层位置处桩-土剪切变形小于浅层桩-土剪切变形，负摩阻力的作用无法充分发挥;3）采用优化计算法所得负摩阻力值与现场监测试验结果吻合度较高，所得下拉荷载可以满足经济、安全设计要求。研究结果可为桩基工程的设计和安全施工提供参考。
关键词：地基基础工程;嵌岩端承桩;现场试验;计算分析;固结沉降;负摩阻力
中图分类号：TU411.7 文献标识码：A
DOI： 10.7535/hbgykj.2021yx02012
Study on field monitoring test and negative friction optimization
calculation of rock-socketed pile
GAN Chuanqi
（Shaanxi Railway Engineering Survey Company Limited，China Railway First Survey and Design Institute Group Company Limited， Xi′an， Shaanxi 710043，China）
Abstract：
In order to solve the engineering problems of the pile failure and uneven settlement caused by negative friction of pile foundation， the relationship between lateral shear deformation and negative friction of rock-socketed end-bearing pile was analyzed on the basis of field monitoring tests of soil settlement around piles and stress-strain of piles. The calculation method of shear deformation of rock-socketed end-bearing pile and surrounding soil was established， and the monitoring data of pile and soil at shallow position was compared and analyzed by using this method. At the same time， considering the influence of vertical effective stress around rock-socketed end-bearing pile on shear deformation， the calculation method of negative friction of rock-socketed end-bearing pile in the existing code was optimized and improved. The results show that： 1） when the top of rock-socketed end-bearing pile is not constrained by external force， the shearing deformation of shallow pile-soil is 4-5 mm; 2） the shear deformation of pile-soil at deep position is less than that of pile-soil at shallow position， and the role of negative friction can not be brought into full play; 3） the negative friction obtained by optimization method is in good agreement with the monitoring results of field test， and the obtained pull-down load can meet the requirements of economical and safe design. The research results can provide reference for the design and safe construction of pile foundation engineering.
Keywords：
foundation engineering;rock-socketed end bearing pile;field test;calculation and analysis;consolidation settlement;negative friction
嵌型端承桩因具有承压能力强、稳定性好和沉降量小等优点，被广泛使用于软土地基工程中。由于软土地基固结时间长、压缩量大，如果在桩基设计阶段未充分考虑软土地基在固结沉降过程中对嵌岩端承樁产生的负摩阻力影响，必然会给工程建设带来不安全因素。因此，对嵌岩端承桩展开负摩阻力受力特性试验及计算分析是十分必要的。 在现场试验方面，BJERRUM等[1]、ENDO等[2]及BOZOZUK等[3]在挪威、日本、加拿大等地进行了大量现场试验，对桩-土负摩阻力进行研究。李光煜等[4]通过滑动测微计对桩-土负摩阻力进行试验;马时冬[5]对计算值与实测值给予比较，对负摩阻力大小和中心点深度计算、参数选取的现有方法进行了评价;律文田等[6]研究了地基填土过程桩-土负摩阻力，对桩基内力变化规律进行了分析;李玲玲等[7]通过开展桩周土体固结沉降试验，对土地固结沉降与桩身中心点位置及总负摩阻力进行研究，并得到了试验场地的桩-土负摩阻力系数。除此之外，INDRARATNA等[8]进行了桩-土负摩阻力现场试验，结果表明桩-土下拽位移和负摩阻力随时间增长而增加，增加速率逐渐变缓，直至趋于稳定;肖俊华等[9]对负摩阻力发展进行了划分，将其划分为前期桩土剪切变形控制階段与后期桩周土体沉降控制阶段。还有文献[10-13]针对桩周土体沉降对负摩阻力影响及桩基内部应力与中心位置关系已作大量研究，但缺乏桩-土剪切变形量与上负摩阻力关系研究。
在嵌岩端承桩负摩阻力计算方法方面，现有规范[14]根据有效应力计算负摩阻力，计算方法偏于保守，由此，陆明生[15]利用总应力法，得出端承桩负摩阻力的梯形分布模型曲线，但该模型曲线中部忽略了负摩阻力随桩的埋深变化而发生变化，与实际工程状况不符。康景文等[16]提出了端承桩负摩阻力存在上升增大段，但其并未指出负摩阻力峰值位置认定的方法。贺成斌等[17]建立了嵌岩端承桩分层计算公式，但其计算方法复杂，需要借助弹塑性理论，实际应用受限。胡瑞庚等[18]对高填方地基采用3 000 kN·m能级强夯预处理后，测试桩身轴力、桩身及桩周土层沉降变化情况，得到高填方夯实地基未处理填土层桩侧负摩阻力变化规律。成建阳等[19]基于荷载传递法，依据桩周土体沉降实际分布情况，提出桩长1/3和1/2位置的桩周土体沉降二折线分析模型，得到任意桩身位置处桩身轴力和桩-土相对变形解答。
综上所述，对于不同土体桩侧负摩阻力的变化规律问题，学者们从土的性能、桩-土相互作用、深度效应以及固结效应等不同角度进行研究并取得一定成果。但是对于计算嵌固端承桩的负摩阻力问题并未找到较好的解决方法，需要进一步深入研究。
1 现场概况及试验方案
1.1 现场条件
本研究以江西省西北部某桩基工程为依托，项目所在地为丘陵低山地貌。工程地层分布如下：1）人工填土层，主要由碎石、黏土及角砾组成，状态较松散;2）第四系黏土层，主要成分为灰岩，状态为硬塑;3）粉质黏土层，由泥岩、页岩组成，状态为硬塑;4）基岩层，主要成分为寒武统灰岩，并夹杂白云岩，呈中风化状态。
现场采用直径为80 mm、长31 m的钻孔灌注桩，桩顶自由，嵌岩端承桩身底部26～30 m位置处嵌入基岩，场地地层基力学参数如表1所示。
1.2 监测方案
试验桩选取432#桩、442#桩为对象，2根试验桩桩侧布设2根沉降管，现场监测仪器布置如图1所示。
在沉降管上设置5个沉降标，沉降标由填土层表面向下每2 m设置1个，沉降管低端深埋至基岩面。使用环氧树脂胶把定点式应变感应测量纤维粘在纵向钢筋凹槽内，光纤测点设置在0～20 m的桩身范围内，桩身在0～10 m范围内光纤测点间隔1 m，在10～20 m范围内光纤测点间隔2 m。光纤与沉降标纵向剖面图如图2所示。监测自2016-06-10开始，至2017-06-05结束，数据采集间隔时间为1个月。
2 监测结果
试验场地端承桩周围土体内1号、2号、3号和4号沉降管分层沉降结果如图3所示。
根据图3可知，桩周土体埋深为2 m的土层沉降量为15～17 mm，随着桩周土体埋深深度的增大土层累积沉降量呈现递减趋势，桩周土体埋深为10 m位置处，土层累积沉降量小于2 mm;从土层累积沉降量曲线可知，曲线随时间推移呈现出由疏到密的特征，在第150 天到第184 天为疏密过渡段，端承桩桩周土体沉降变形速度随时间推移逐渐变小。432#桩和442#桩轴力监测结果见图4。根据图4可知，嵌岩端承桩轴力随桩身的埋深由浅到深表现为单调递增，直至出现轴力峰值后，又单调递减。
如图4所示，随时间的推移轴力峰值逐渐向土层深处移动，直至184 天后轴力峰值于约埋深10 m处停止下移。432#桩和442#桩峰值轴力分别为733，707 kN;第184天到第361 天期间轴力空间分布曲线基本重合，由此可以认为184 天之后桩轴力不再发生变化。确定桩基负摩阻力大小及中性点位置是桩基负摩阻力现场监测2个核心问题，文献[5]将桩-土相对位移变形量为0处或出现确定大轴力处确定为中性点位置。
根据本试验桩顶不受力及持力层特征，可不计嵌岩端承桩自身变形，将桩周不发生变化土层所处位置视作中点位置。从图4可以看出，在人工填出与原土层的分界面约为桩-土埋深10 m处，累积沉降量仅约2 mm，沉降量难以向更深处发展，可初步认定桩负摩阻力中性点位置位于深度10 m处。由图4桩身轴力分布曲线可得到轴力峰值位置受时间推移影响的变化关系，且可以确定中心点位置上的变化过程。在第60～90 天时均位于7 m深位置处无明显变化，随着时间的推移中心位置变化明显，直到第183 天稳定于10 m位置处。轴力曲线与沉降曲线变化基本一致。
现场试验桩身轴力监测结果通过式（1）计算可得到桩身负摩阻力平均值，即
τi=Ni-Ni+1Uhi，（1）
式中：τi为第i层土体的负摩阻力，kPa;Ni为第i层土体处桩截面轴力，kN;U为桩侧周长，m;hi为第i层土厚度，m。
3 桩-土剪切变形量计算
文献[18]介绍了学者所做的土与混凝土接触面剪切试验，指出了不同土质和不同桩形在达到最大抗剪强度时需要有一定的剪切位移（通常为2～6 mm）作保证。文献[10]指出负摩阻力受桩-土剪切位移和土体固结沉降控制。文献[19]在文献[10]的基础上进一步指出了桩-土剪切控制阶段负摩阻力增长较快，土体固结抗剪强度增长控制阶段增长缓慢的特点，并由此提出了获取桩-土剪切变形量方式。 首先，通过沉降管获得土体分层所对应的432#桩和442#桩截面轴力，并计算轴力增长速度，轴力日增长速率曲线如图5所示。
由图5可知，在第202天后，
432#桩和442#桩轴力增长速率几乎为0，表明负摩阻力已不再发生变化;通过对轴力增长速率测点的统计分析，图5a）和图5b）分别表示增长速率低于0.5 kN/d的点占轴力增长速率测点的71.7%和79.0%;当曲线增长速率低于0.5 kW/d时，表明桩身负摩阻力已经得到很大程度的发挥，往后增速不大;将此时计算得到的桩周土体沉降量视为桩-土剪切变形量，所得结果如表2所示。
按上述时间所对应的桩身轴力值Q1达到监测末期轴力值Q2的90%以上，将其视为桩-土剪切变形的负摩阻力已经充分发挥，剩余不足10%的负摩阻力被认為是由桩周土固结引起的。在桩深2，4，6 m位置处，对应不同时间的桩-土剪切变形为4～5 mm;在桩深8 m位置处桩-土剪切变形稍有偏低，而在桩埋深10 m位置处桩-土剪切变形为1 mm左右，原因是受下部土层性质改变影响，剪切变形受限。
表3汇总了文献[10，17，20-23]砂土和黏性土中桩-土剪切变形量的大小数据，砂土剪切变形量在7 mm以上，黏土剪切变形量小于砂土。本试验所得桩-土剪切位移量为4～5 mm，属于黏性土范围，说明黏性土对本试验类型的桩周土剪切变形发挥主要作用。上述研究成果验证了通过现场试验确定剪切变形量的可靠性。
4 嵌岩端承桩负摩阻力优化计算
4.1 有效应力法改进
文献[11]利用有效应力计算法，确定桩-土极限负摩阻力，其计算公式如式（2）所示。
τ=ασ′v，（2）
式中：τ为桩周负摩阻力，kPa;α为系数，对应土质取值见表4;σ′v为竖向有效应力，kPa。
该方法参数明确，计算简便，相比采用弹性理论等复杂方式更容易被工程师接受和推广。由土体类型和桩型获取的负摩阻力系数多为一个固定值。桩在受到负摩阻力作用时，桩段可以划分为达到桩-土剪切变形量的桩段与未达到变形量的桩段。由于桩-土剪切变形量为达到变形所需量，负摩阻力也将无法达到最大值，因而有效应力法对未达到变形量的桩段未进行分析，不能对负摩阻力进行全面阐述。
为了保留有效应力参数易定、计算简便的优点，同时弥补不能对负摩阻力分布进行全面阐述的问题，对桩-土剪切变形与桩周土体竖向有效应力因素进行探究。
监测现场2根桩轴力数值，利用式（1）计算出监测期末负摩阻力值;利用式（2）计算埋深所对应的土层负摩阻力系数αz;将桩埋深深度z作为负摩阻力系数αz的自变量，将负摩阻力系数视为递减函数，并对负摩阻力系数进行拟合，可得：
αz=k1z，（3）
式中k为不同土体与桩型确定的系数。
桩-土负摩阻力的分布函数表达式为
τz=αzσ′v，（4）
式中τz为负摩阻力沿桩埋深深度z的分布函数。
4.2 总负摩阻力计算结果
根据文献[11]，利用有效应力法对桩-土负摩阻力进行计算，由于试验场地填土层以黏性土为主，含有少量角砾，其与桩的抗剪特征与砂土较为类似。根据表5可知黏土负摩阻力系数为0.25～0.40，砂土负摩阻力系数为0.35～0.50，为了保证工程的安全，均取最大值。将本试验负摩阻力系数确定为0.40或0.50并分别计算，所得结果如图6所示。
由图6可知，文献[11]的计算值曲线与实际监测值曲线在埋深为2～4 m时较为接近，随着埋深的增加2条曲线逐渐偏离，且在中性点位置偏差十分严重;优化后计算曲线与实际监测值曲线在不同深度偏离均较小，表明优化后计算值能够很好地反映实测值。
为了进一步验证优化后计算方法的优越性，比较利用2种方法计算得到的总负摩阻力，所得结果如表5所示。由表5可知，优化后的计算值较实测值大10%左右，偏差值在允许偏差范围之内;优化后计算值相较于文献[11]，总负摩阻力分别减小了25%和40%。由此可知，利用优化后的计算方法对负摩阻力进行计算可以节约一定的经济成本，此外相较于文献[13-14]，其工作量有所减小。
5 结 论
笔者根据嵌岩端承桩桩身应变和桩周土体沉降现场试验监测结果，确定了无承压桩-土剪切变形量的大小，结合有效应力法对规范中嵌岩端承桩负摩阻力计算方法进行了改进，所得结论如下。
1）通过对现场桩周土体沉降和桩体自身轴力的监测，得到了本试验桩-土剪切变形量为4～5 mm。
2）不同埋深下达到最大桩-土剪切变形量需要的时间不同，且埋深靠近10 m处一定范围内中心点难以达到桩周轴力峰值所需的桩-土剪切变形量。据此，可以桩周轴力变形所需最大剪切变形为界，将桩分为上、下两部桩段。
3）优化后嵌岩端承桩计算方法相较有效应力法计算所得结果，其与试验测得值的吻合度更高，计算公式简单，参数易取，将计算所得总负摩阻力应用于设计具有较好的经济效果。
论文虽结合有效应力法对规范中嵌入岩端承桩负摩阻力计算方法进行了改进，但仍存在一定的不足，还需进行大量的实际工程案例验证，以确保计算方法的广泛实用性。未来可以针对具有不同地质条件的实际工程，进行计算方法的验证和再优化。
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收稿日期：2020-09-16;修回日期：2020-11-26;责任编辑：张 军
作者简介：甘传奇（1985—），男，江西萍乡人，工程师，硕士，主要从事铁路、公路勘察设计及边坡和基坑支护等方面的研究。
E-mail： yongch5954@163.com
甘传奇. 嵌岩桩现场监测试验及负摩阻力优化计算研究[J]. 河北工业科技， 2021， 38（2）：148-155.
GAN Chuanqi. Study on field monitoring test and negative friction optimization calculation of rock-socketed pile [J]. Hebei Journal of Industrial Science and Technology， 2021， 38（2）：148-155.
关键词：地基基础工程;嵌岩端承桩;现场试验;计算分析;固结沉降;负摩阻力
中图分类号：TU411.7 文献标识码：A
DOI： 10.7535/hbgykj.2021yx02012
Study on field monitoring test and negative friction optimization
calculation of rock-socketed pile
GAN Chuanqi
（Shaanxi Railway Engineering Survey Company Limited，China Railway First Survey and Design Institute Group Company Limited， Xi′an， Shaanxi 710043，China）
Abstract：
In order to solve the engineering problems of the pile failure and uneven settlement caused by negative friction of pile foundation， the relationship between lateral shear deformation and negative friction of rock-socketed end-bearing pile was analyzed on the basis of field monitoring tests of soil settlement around piles and stress-strain of piles. The calculation method of shear deformation of rock-socketed end-bearing pile and surrounding soil was established， and the monitoring data of pile and soil at shallow position was compared and analyzed by using this method. At the same time， considering the influence of vertical effective stress around rock-socketed end-bearing pile on shear deformation， the calculation method of negative friction of rock-socketed end-bearing pile in the existing code was optimized and improved. The results show that： 1） when the top of rock-socketed end-bearing pile is not constrained by external force， the shearing deformation of shallow pile-soil is 4-5 mm; 2） the shear deformation of pile-soil at deep position is less than that of pile-soil at shallow position， and the role of negative friction can not be brought into full play; 3） the negative friction obtained by optimization method is in good agreement with the monitoring results of field test， and the obtained pull-down load can meet the requirements of economical and safe design. The research results can provide reference for the design and safe construction of pile foundation engineering.
Keywords：
foundation engineering;rock-socketed end bearing pile;field test;calculation and analysis;consolidation settlement;negative friction
嵌型端承桩因具有承压能力强、稳定性好和沉降量小等优点，被广泛使用于软土地基工程中。由于软土地基固结时间长、压缩量大，如果在桩基设计阶段未充分考虑软土地基在固结沉降过程中对嵌岩端承樁产生的负摩阻力影响，必然会给工程建设带来不安全因素。因此，对嵌岩端承桩展开负摩阻力受力特性试验及计算分析是十分必要的。 在现场试验方面，BJERRUM等[1]、ENDO等[2]及BOZOZUK等[3]在挪威、日本、加拿大等地进行了大量现场试验，对桩-土负摩阻力进行研究。李光煜等[4]通过滑动测微计对桩-土负摩阻力进行试验;马时冬[5]对计算值与实测值给予比较，对负摩阻力大小和中心点深度计算、参数选取的现有方法进行了评价;律文田等[6]研究了地基填土过程桩-土负摩阻力，对桩基内力变化规律进行了分析;李玲玲等[7]通过开展桩周土体固结沉降试验，对土地固结沉降与桩身中心点位置及总负摩阻力进行研究，并得到了试验场地的桩-土负摩阻力系数。除此之外，INDRARATNA等[8]进行了桩-土负摩阻力现场试验，结果表明桩-土下拽位移和负摩阻力随时间增长而增加，增加速率逐渐变缓，直至趋于稳定;肖俊华等[9]对负摩阻力发展进行了划分，将其划分为前期桩土剪切变形控制階段与后期桩周土体沉降控制阶段。还有文献[10-13]针对桩周土体沉降对负摩阻力影响及桩基内部应力与中心位置关系已作大量研究，但缺乏桩-土剪切变形量与上负摩阻力关系研究。
在嵌岩端承桩负摩阻力计算方法方面，现有规范[14]根据有效应力计算负摩阻力，计算方法偏于保守，由此，陆明生[15]利用总应力法，得出端承桩负摩阻力的梯形分布模型曲线，但该模型曲线中部忽略了负摩阻力随桩的埋深变化而发生变化，与实际工程状况不符。康景文等[16]提出了端承桩负摩阻力存在上升增大段，但其并未指出负摩阻力峰值位置认定的方法。贺成斌等[17]建立了嵌岩端承桩分层计算公式，但其计算方法复杂，需要借助弹塑性理论，实际应用受限。胡瑞庚等[18]对高填方地基采用3 000 kN·m能级强夯预处理后，测试桩身轴力、桩身及桩周土层沉降变化情况，得到高填方夯实地基未处理填土层桩侧负摩阻力变化规律。成建阳等[19]基于荷载传递法，依据桩周土体沉降实际分布情况，提出桩长1/3和1/2位置的桩周土体沉降二折线分析模型，得到任意桩身位置处桩身轴力和桩-土相对变形解答。
综上所述，对于不同土体桩侧负摩阻力的变化规律问题，学者们从土的性能、桩-土相互作用、深度效应以及固结效应等不同角度进行研究并取得一定成果。但是对于计算嵌固端承桩的负摩阻力问题并未找到较好的解决方法，需要进一步深入研究。
1 现场概况及试验方案
1.1 现场条件
本研究以江西省西北部某桩基工程为依托，项目所在地为丘陵低山地貌。工程地层分布如下：1）人工填土层，主要由碎石、黏土及角砾组成，状态较松散;2）第四系黏土层，主要成分为灰岩，状态为硬塑;3）粉质黏土层，由泥岩、页岩组成，状态为硬塑;4）基岩层，主要成分为寒武统灰岩，并夹杂白云岩，呈中风化状态。
现场采用直径为80 mm、长31 m的钻孔灌注桩，桩顶自由，嵌岩端承桩身底部26～30 m位置处嵌入基岩，场地地层基力学参数如表1所示。
1.2 监测方案
试验桩选取432#桩、442#桩为对象，2根试验桩桩侧布设2根沉降管，现场监测仪器布置如图1所示。
在沉降管上设置5个沉降标，沉降标由填土层表面向下每2 m设置1个，沉降管低端深埋至基岩面。使用环氧树脂胶把定点式应变感应测量纤维粘在纵向钢筋凹槽内，光纤测点设置在0～20 m的桩身范围内，桩身在0～10 m范围内光纤测点间隔1 m，在10～20 m范围内光纤测点间隔2 m。光纤与沉降标纵向剖面图如图2所示。监测自2016-06-10开始，至2017-06-05结束，数据采集间隔时间为1个月。
2 监测结果
试验场地端承桩周围土体内1号、2号、3号和4号沉降管分层沉降结果如图3所示。
根据图3可知，桩周土体埋深为2 m的土层沉降量为15～17 mm，随着桩周土体埋深深度的增大土层累积沉降量呈现递减趋势，桩周土体埋深为10 m位置处，土层累积沉降量小于2 mm;从土层累积沉降量曲线可知，曲线随时间推移呈现出由疏到密的特征，在第150 天到第184 天为疏密过渡段，端承桩桩周土体沉降变形速度随时间推移逐渐变小。432#桩和442#桩轴力监测结果见图4。根据图4可知，嵌岩端承桩轴力随桩身的埋深由浅到深表现为单调递增，直至出现轴力峰值后，又单调递减。
如图4所示，随时间的推移轴力峰值逐渐向土层深处移动，直至184 天后轴力峰值于约埋深10 m处停止下移。432#桩和442#桩峰值轴力分别为733，707 kN;第184天到第361 天期间轴力空间分布曲线基本重合，由此可以认为184 天之后桩轴力不再发生变化。确定桩基负摩阻力大小及中性点位置是桩基负摩阻力现场监测2个核心问题，文献[5]将桩-土相对位移变形量为0处或出现确定大轴力处确定为中性点位置。
根据本试验桩顶不受力及持力层特征，可不计嵌岩端承桩自身变形，将桩周不发生变化土层所处位置视作中点位置。从图4可以看出，在人工填出与原土层的分界面约为桩-土埋深10 m处，累积沉降量仅约2 mm，沉降量难以向更深处发展，可初步认定桩负摩阻力中性点位置位于深度10 m处。由图4桩身轴力分布曲线可得到轴力峰值位置受时间推移影响的变化关系，且可以确定中心点位置上的变化过程。在第60～90 天时均位于7 m深位置处无明显变化，随着时间的推移中心位置变化明显，直到第183 天稳定于10 m位置处。轴力曲线与沉降曲线变化基本一致。
现场试验桩身轴力监测结果通过式（1）计算可得到桩身负摩阻力平均值，即
τi=Ni-Ni+1Uhi，（1）
式中：τi为第i层土体的负摩阻力，kPa;Ni为第i层土体处桩截面轴力，kN;U为桩侧周长，m;hi为第i层土厚度，m。
3 桩-土剪切变形量计算
文献[18]介绍了学者所做的土与混凝土接触面剪切试验，指出了不同土质和不同桩形在达到最大抗剪强度时需要有一定的剪切位移（通常为2～6 mm）作保证。文献[10]指出负摩阻力受桩-土剪切位移和土体固结沉降控制。文献[19]在文献[10]的基础上进一步指出了桩-土剪切控制阶段负摩阻力增长较快，土体固结抗剪强度增长控制阶段增长缓慢的特点，并由此提出了获取桩-土剪切变形量方式。 首先，通过沉降管获得土体分层所对应的432#桩和442#桩截面轴力，并计算轴力增长速度，轴力日增长速率曲线如图5所示。
由图5可知，在第202天后，
432#桩和442#桩轴力增长速率几乎为0，表明负摩阻力已不再发生变化;通过对轴力增长速率测点的统计分析，图5a）和图5b）分别表示增长速率低于0.5 kN/d的点占轴力增长速率测点的71.7%和79.0%;当曲线增长速率低于0.5 kW/d时，表明桩身负摩阻力已经得到很大程度的发挥，往后增速不大;将此时计算得到的桩周土体沉降量视为桩-土剪切变形量，所得结果如表2所示。
按上述时间所对应的桩身轴力值Q1达到监测末期轴力值Q2的90%以上，将其视为桩-土剪切变形的负摩阻力已经充分发挥，剩余不足10%的负摩阻力被认為是由桩周土固结引起的。在桩深2，4，6 m位置处，对应不同时间的桩-土剪切变形为4～5 mm;在桩深8 m位置处桩-土剪切变形稍有偏低，而在桩埋深10 m位置处桩-土剪切变形为1 mm左右，原因是受下部土层性质改变影响，剪切变形受限。
表3汇总了文献[10，17，20-23]砂土和黏性土中桩-土剪切变形量的大小数据，砂土剪切变形量在7 mm以上，黏土剪切变形量小于砂土。本试验所得桩-土剪切位移量为4～5 mm，属于黏性土范围，说明黏性土对本试验类型的桩周土剪切变形发挥主要作用。上述研究成果验证了通过现场试验确定剪切变形量的可靠性。
4 嵌岩端承桩负摩阻力优化计算
4.1 有效应力法改进
文献[11]利用有效应力计算法，确定桩-土极限负摩阻力，其计算公式如式（2）所示。
τ=ασ′v，（2）
式中：τ为桩周负摩阻力，kPa;α为系数，对应土质取值见表4;σ′v为竖向有效应力，kPa。
该方法参数明确，计算简便，相比采用弹性理论等复杂方式更容易被工程师接受和推广。由土体类型和桩型获取的负摩阻力系数多为一个固定值。桩在受到负摩阻力作用时，桩段可以划分为达到桩-土剪切变形量的桩段与未达到变形量的桩段。由于桩-土剪切变形量为达到变形所需量，负摩阻力也将无法达到最大值，因而有效应力法对未达到变形量的桩段未进行分析，不能对负摩阻力进行全面阐述。
为了保留有效应力参数易定、计算简便的优点，同时弥补不能对负摩阻力分布进行全面阐述的问题，对桩-土剪切变形与桩周土体竖向有效应力因素进行探究。
监测现场2根桩轴力数值，利用式（1）计算出监测期末负摩阻力值;利用式（2）计算埋深所对应的土层负摩阻力系数αz;将桩埋深深度z作为负摩阻力系数αz的自变量，将负摩阻力系数视为递减函数，并对负摩阻力系数进行拟合，可得：
αz=k1z，（3）
式中k为不同土体与桩型确定的系数。
桩-土负摩阻力的分布函数表达式为
τz=αzσ′v，（4）
式中τz为负摩阻力沿桩埋深深度z的分布函数。
4.2 总负摩阻力计算结果
根据文献[11]，利用有效应力法对桩-土负摩阻力进行计算，由于试验场地填土层以黏性土为主，含有少量角砾，其与桩的抗剪特征与砂土较为类似。根据表5可知黏土负摩阻力系数为0.25～0.40，砂土负摩阻力系数为0.35～0.50，为了保证工程的安全，均取最大值。将本试验负摩阻力系数确定为0.40或0.50并分别计算，所得结果如图6所示。
由图6可知，文献[11]的计算值曲线与实际监测值曲线在埋深为2～4 m时较为接近，随着埋深的增加2条曲线逐渐偏离，且在中性点位置偏差十分严重;优化后计算曲线与实际监测值曲线在不同深度偏离均较小，表明优化后计算值能够很好地反映实测值。
为了进一步验证优化后计算方法的优越性，比较利用2种方法计算得到的总负摩阻力，所得结果如表5所示。由表5可知，优化后的计算值较实测值大10%左右，偏差值在允许偏差范围之内;优化后计算值相较于文献[11]，总负摩阻力分别减小了25%和40%。由此可知，利用优化后的计算方法对负摩阻力进行计算可以节约一定的经济成本，此外相较于文献[13-14]，其工作量有所减小。
5 结 论
笔者根据嵌岩端承桩桩身应变和桩周土体沉降现场试验监测结果，确定了无承压桩-土剪切变形量的大小，结合有效应力法对规范中嵌岩端承桩负摩阻力计算方法进行了改进，所得结论如下。
1）通过对现场桩周土体沉降和桩体自身轴力的监测，得到了本试验桩-土剪切变形量为4～5 mm。
2）不同埋深下达到最大桩-土剪切变形量需要的时间不同，且埋深靠近10 m处一定范围内中心点难以达到桩周轴力峰值所需的桩-土剪切变形量。据此，可以桩周轴力变形所需最大剪切变形为界，将桩分为上、下两部桩段。
3）优化后嵌岩端承桩计算方法相较有效应力法计算所得结果，其与试验测得值的吻合度更高，计算公式简单，参数易取，将计算所得总负摩阻力应用于设计具有较好的经济效果。
论文虽结合有效应力法对规范中嵌入岩端承桩负摩阻力计算方法进行了改进，但仍存在一定的不足，还需进行大量的实际工程案例验证，以确保计算方法的广泛实用性。未来可以针对具有不同地质条件的实际工程，进行计算方法的验证和再优化。
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收稿日期：2020-09-16;修回日期：2020-11-26;责任编辑：张 军
作者简介：甘传奇（1985—），男，江西萍乡人，工程师，硕士，主要从事铁路、公路勘察设计及边坡和基坑支护等方面的研究。
E-mail： yongch5954@163.com
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