桩土体系的荷载传递_何顺姗

移产生的摩阻力， 如图 ４ 中曲线 ａ 所示。
线和桩侧阻力分布与纯摩擦桩相近。当 Ｅｂ／ Ｅｓ＝∞ 且为中
⑵对于在软土中的纯摩擦桩（ 桩尖阻力近于零） ， 假 长桩（ ｌ ／ ｄ≈２５） 时， 桩身上段轴力随深度减小， 下段近乎
定将桩视为刚体， 当桩受荷后， 桩身每一点与土均产生 沿深度不变。即桩侧摩阻力上段可得到发挥， 下段由于
⑴建筑桩基技术规范（ Ｊ ＧＪ ９４—９４） ． 中国建筑工业出版社， １９９４
面摩阻力达到峰值 τｕ 时的位移 δｕ 值约为 ２～３ｍｍ； 一 般 δｕ 值 随 法 向 压 力 的 增 大 而 增 大 。 试 验 结 果 用 δ／ τ－ δ 坐 标 系 表 示 ， 有 明 显 的 直 线 关 系 ， 这 说 明
τ－ δ 关系符合双曲线方程，
即 τ＝ δ ａ＋ｂδ
。这一结果
与 Ｇａｒ ｄｎｅｒ（ １９７５） 所获得的关系式一致。τｕ 为摩阻力 的极限值， 其值为 １／ ｂ。
等量的剪切位移， 这种位移可视为刚性位移（ 或叫刺入 桩土相对位移很小（ 桩端无位移） 而无法发挥出来， 但桩
变形） 。由刚性位移产生的摩阻力如图 ４ 中曲线 ｂ 所示。 端由于土的刚度极大， 仍可分担较大比例的荷载， 属端
⑶对于中间状态的桩（ 桩侧摩阻力与桩端阻力同时 承桩。
存在） ， 则可认为是上述两种作用的综合， 桩周摩阻力的
⑴对于支承于硬质岩层上的端承桩， 可视桩尖处为 Ｅｂ／ Ｅｓ＝０ 时， 荷载全部由桩侧摩阻力所承担， 属纯摩擦
固定支承点（ 即假定桩尖下土没有沉降） ， 桩主要由于桩 桩。在均匀土层中的纯摩擦桩， 摩阻力接近于均匀分布。
身的弹性压缩而相对周围土体发生剪切位移。由弹性位 当 Ｅｂ／ Ｅｓ ＝１ 时， 属均匀土层中的摩擦桩， 其荷载传递曲
单桩的荷载 － 沉降特性是同桩的破坏模式联系在 一起的。以下介绍工程实践中常见的几种典型管桩破坏 模式和极限承载力取值准则。
⑴桩端无坚硬持力层的摩擦桩： 桩端一般呈刺入破 坏， 桩端阻力所占比例小， Ｑ－ ｓ 曲线呈陡降型， 出现 ｓ 轴 渐近线， 极限承载力特征点明显， 如图 ３ａ 所示。
⑵桩端持力层为砂土或粉土的单桩： 由于发挥极限 端阻力所需位移大， 桩端阻力所占的比例也较大， Ｑ－ ｓ 曲线后段呈缓变型， 极限特征点不明显， 如图 ３ｂ 所示。 此时桩端阻力虽仍有潜力， 但由于沉降过大， 对于建筑
３ Ｑ－ ｓ 曲线的性状
单桩在竖向荷载作用下的破坏由以下两种强度破 坏状态之一而引起： 地基土强度破坏或桩身材料强度破 坏。通常桩的破坏都是由于地基土的破坏而引起的。
与桩的承载力相联系的地基土强度包含桩侧阻力 和桩端阻力。由上一小节的介绍可以知道， 桩侧阻力一 般要先于桩端阻力发挥出来（ 支承于坚实基岩的短桩除 外） ， 因此单桩承载力的极限状态一般由桩端阻力的破 坏所制约（ 纯摩擦桩除外） 。
物而言已失去利用价值， 因此常以某一极限位移 ｓ ｕ（ 一 般取 ｓ ｕ＝ ４０～６０ｍｍ） 控制确定其极限承载力。
⑶嵌岩桩： 桩端嵌入坚硬基岩中的单桩， 若桩不太 长， 则桩身压缩和下沉量都很小， 在桩侧摩阻力尚未充 分发挥的情况下， 便可能由于桩身材料强度的破坏而破 坏， Ｑ－ ｓ 曲线呈陡降型， 极限特征点明显， 如图 ３ｃ 所示。 若属于超长桩（ ｌ ／ ｄ≥１００） ， 则往往因为桩身压缩量较大 而产生不适宜继续承载的桩顶沉降， 此时基岩端阻和深 层土的侧阻都没充分发挥， 它们对承载性状的影响也很 有限。
呈锥顶柱形分布。若桩端下土质比较坚硬， 不容许发生 的影响。当 ｌ ／ ｄ≥１００ 时， 桩端土的性质对荷载传递不再
较大的沉降时， 则曲线仍保持原来 ｃ 的形状。
有任何的影响， 可见长径比很大的桩都属于摩擦桩或纯
为了实用计算的便利， 可不考虑上部一小段摩阻力 摩擦桩。［１５］●
较小的情况， 而平均地假定桩周摩阻力为均匀分布。对 【参考文献】
研究与探讨
广东建材 ２００６ 年第 ９ 期
桩土体系的荷载传递
何顺姗 （ 广东电网公司中山供电局）
摘 要： 通过对桩土的荷载传递机理描述， 对不同类型土的剪应力 － 位移关系的比较， 从 Ｑ－ Ｓ 曲 线
的性状分析， 就桩侧摩阻力的分布和影响荷载传递因素的理论展开， 归纳出荷载传递分析的基本微分 方程， 从而得出桩土体系荷载分析计算的参数关系。
综上所述， 从 Ｑ－ ｓ 曲线的形态来看， 可分为突变陡 降型和渐变缓降型两大类。一般情况下， 极限承载力的 确 定 ， 前 者 可 根 据 Ｑ－ ｓ 变 化 特 征 并 结 合 ｓ － ｌ ｇｔ 、△ｓ ／ △Ｑ－ Ｑ等的分析确定， 后者一般宜根据变形控制确定。 根据变形确定的极限承载力， 实际为拟极限承载力， 因 该 承 载 力 小 于 桩 所 能 承 受 的 最 大 荷 载 。［ １０］
关键词： 桩端持力层； 桩侧摩阻力； 桩端阻力； 完全弹塑性模型
１ 荷载传递机理
当竖向荷载逐步施加于单桩桩顶， 桩身上部受到压 缩而产生相对于土体的向下位移， 与此同时桩侧表面受 到土的向上摩阻力。桩身荷载通过所发挥出来的桩侧摩 阻力传递到桩周土层中去， 致使桩身荷载和桩身压缩变 形随深度递减， 在桩土相对位移等于零处， 其桩侧摩阻 力尚末发挥作用而等于零。随着荷载增加， 桩身压缩量 和位移增大， 桩身下部的摩阻力随之逐步被调动起来， 桩底土层也因受到压缩而产生桩端阻力。桩端土层的压 缩加大了桩土相对位移， 从而使桩身摩阻力进一步发挥 出来， 当桩身摩阻力全部发挥出来达到极限后， 若继续 增加荷载， 其荷载增量将全部由桩端阻力承担。由于桩 端持力层的大量压缩和塑性挤出， 位移显著增大， 直至 桩端阻力达到极限或出现不适于继续承载的变形， 此时 桩 所 承 受 的 荷 载 就 是 桩 的 极 限 承 载 力 。［ １０］
露出来。根据试验资料， 当桩侧与土之间的相对位移量 ５ 影响荷载传递的因素
约为 ４～６ｍｍ（ 对于粘性土） 和 ６～１０ｍｍ（ 对于砂土） 时， 摩
阻 力 达 到 其 极 限 值 。 而 桩 端 位 移 达 到 桩 径 的 ０． １０～
马 特 斯（ Ｎ． Ｓ． Ｍａｔ ｔ ｅｓ） 和 波 洛 斯（ Ｈ． Ｇ． Ｐｏｕｌ ｏｓ ） 运 用
情况等因素而定。因为土的抗剪力是以剪应变为转移 灰土桩等低刚度桩组成的基础， 应按复合地基工作原理
的。对于中间状态的桩， 一般地， 桩端土是可以压缩的， 进行设计。而对于 Ｅｂ／ Ｅｓ＝∞ 的桩， 也就是说桩身可看作
即桩在荷载作用下， 能够发生相当的刺入变形， 使桩身 一刚体， 则桩端阻力和桩侧阻力同时发挥， 按桩侧、桩端
⑵桩土刚度比 Ｅｐ／ Ｅｓ。当 Ｅｐ／ Ｅｓ 愈大， 桩端阻力所分
分布如图 ３ 中曲线 ｃ 所示， 即由曲线 ａ 与曲线 ｂ 叠加而 担的荷载比例愈大； 反之， 桩端阻力分担荷载比例降低，
成。
桩 侧 阻 分 担 荷 载 比 例 增 大 。 对 于 Ｅｐ／ Ｅｓ ≤１０ 的 中 长 桩
⑷当达到极限荷载时， 曲线 ｃ 的发展变化， 视土质 （ ｌ ／ ｄ≈２５） ， 其端阻接近于零， 这说明对于砂桩、碎石桩、
!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!
５ 催化臭氧化技术展望
６ 结语
近年来发展的催化臭氧化技术强化了臭氧化单元的
催化臭氧化的效果虽然不错， 但仍存在着臭氧化法
氧化能力， 使原来靠单一的氧化技术不能被氧化的化学 费用较高， 配套工艺不够完善， 催化机理尚需进一步研
上某点的摩阻力首先达到土的抗剪强度。当桩继续下沉 土体各自的相应刚度系数来分担荷载， 桩端阻力将占更
时， 该点的摩阻力就不再增加而形成摩阻力重分布， 使 大的比例。
附近点的摩阻力均逐渐达到极限值。因此当桩端达到极
⑶桩长径比 ｌ ／ ｄ。ｌ ／ ｄ 对荷载传递的影响较大。在均
限荷载时， 桩周摩阻力的分布如图 ４ 中曲线 ｄ 所示， 即 匀土层中的钢筋混凝土桩， 其荷载传递性状主要受 ｌ ／ ｄ
４ 桩侧摩阻力的分布
随桩顶荷载 Ｑ的逐级增加， 桩侧摩阻力、桩身轴力 和桩的横截面位移不断变化。桩侧摩阻力自上而下逐步
－ １３ －
研究与探讨
广东建材 ２００６ 年第 ９ 期
发挥， 其发挥值与桩土相对位移量有关。当增加到一定 于成层地基， 则可以认为同一土层中的摩阻力是均匀分
数值时， 桩端产生位移， 桩端阻力的作用才开始明显表 布的。这样， 计算就大为简化了。［１５］
０． ２５ 倍时， 桩端阻力才达到极限值。其中低值适用于持 线弹性理论进行分析的结果表明， 影响桩土体系荷载传
力层为硬粘性土和砂土的挤土桩， 高值则适用于非挤土 递的主要因素有：
桩。根据已有资料分析， 在均匀土层中摩阻力的分布大
⑴桩端土与桩周土的刚度比 Ｅｂ／ Ｅｓ。桩端土与桩周
致有以下特点：
土的刚度比 Ｅｂ／ Ｅｓ 愈小， 桩身轴力沿深度衰减愈快。当
大， 而且极限荷载特征点不明显。如图 ２ 所示。［１０］
在国内， 业界曾经对桩 － 土间的传递函数作了探
讨。文献［１２］ 通过室内剪切试验， 测得不同法向压力下混
凝土与土之间的摩阻力 τ 与剪切位移 δ 的关系曲线，
用以描述桩 － 土间的传递函数。结果表明， τ－ δ 曲线
呈非线性关系， 且与法向压力 ｐ 的大小有关； 混凝土表
２ 桩土间的剪应力 － 位移关系
桩侧摩阻力 τ 是桩截面与桩周土的相对剪切位移
δ 的函数： τ＝ ｆ （ δ） ， 如图 １ 所示。［１１］ 不同类型的土，
其剪应力 － 位移关系有各自的特点： 对于粘性土 δｕ 约 为 ５～７ｍｍ， 对于砂类土 δｕ 约为 １０ｍｍ； 而对于加工软化 型土， 所需 δｕ 值较小， 而且 τ 达到最大值后又随 δ 的增大有所减小； 对于加工硬化型土， 所需 δｕ 值则较