2015级研究生
《现代岩土工程技术》作业
姓名： 王 辉
学号：
专业： 建筑与土木工程
学院： 土木与环境工程
2016年6月28日
桩基侧摩阻力的研究
前言
桩基础是一种应用广泛的基础形式,桩与土在侧壁及端部均有接触,由于土层性质的多变性及桩土的相互作用,决定了其受力的复杂性"桩的承载力包括侧摩阻力和端承力两部分,其中侧摩阻力是一个变化较大的量"在工程实践中发现,桩侧摩阻力在土层及桩型一定的情况下,极限值有一个相对固定的取值范围,说明桩土材料特性及桩土界面特性、桩施工工艺等因素是极限侧摩阻力的主要影响因素。现行规范将上述主要影响因素及对应的侧摩阻力取值范围归纳总结成表格以供查找，但在工程实际中发现,随着端部支承条件、桩受力方向、临近土层的性质、土层的深度等具体工程条件不同,侧摩阻力还会有很大变动。由于桩的侧摩阻力随各种工况不同有很大变动,对于摩擦桩或摩擦端承桩,有必要对影响侧摩阻力的各种因素进行研究和总结,从中得出侧摩阻力取值随各种因素的变化规律,用以指导桩的设计和施工,使之达到经济合理的目的。
国内外研究进展与现状
负摩阻力的研究
在一般情况下,承受负摩擦力的桩只是桩身的上部部分桩周土体沉降大于桩身沉降,因而只有一段桩身作用有负摩擦力的。桩周土体的沉降是相对独立的,一般是因为地面堆载、地下水位下降和欠固结土体的固结沉降等原因引起的。负摩阻力作用的长度取决于桩侧土层的欠固结度和欠固结层的厚度、桩底持力层的刚度、沉桩后外部条件的变化、桩的长径比和截面、刚度等。在同一根桩上由负摩擦力过渡到正摩擦力存在一个摩擦力为零的断面,该断面称之为中性点,它是摩擦力、桩土相对位移、桩轴向压力和下拉荷载沿桩身变化的特征点。在桩身的中性点以上,土体的沉降大于桩的位移；在中性点以下,土的下沉小于桩的位移；而在中性点位置,土体和桩的位移相等。因而在中性点以上,桩受向下的负摩擦力作用,桩身轴向压力随深度递增;而在中性点以下,桩受向上的正摩擦力作用,桩轴向压力随深度递减;在该高度处作用于桩的表面摩擦力为零,中性点位置的桩身轴向压力最大。
基桩桩侧出现负摩擦力的环境条件主要有:1当桩身穿过欠固结的土层(河口与海岸的新沉积土层或松散填土)而支承于较硬土层中,桩周土体因固结而产生的沉降大于桩的沉降时；桩设置在受自重作用而完全固结的软粘土地基中,但当桩周地面受到大面积的地面荷载(堆载或码头后方的快速吹填)作用而大量下沉时；2在正
常固结粘土或粉土地基中,当桩周土层因抽水或其他原因导致大面积地下水位下降,上覆土自重增大及土中的有效应力增加以致大范围内出现地区性下沉时；3桩设置在易受环境影响(浸水、解冻、动力振动或地震等)而沉陷或重新固结而大量下沉的地层(自重湿陷性黄土、季节性冻土层或可液化土层)的地基中,当受水浸湿!融化或受振液化导致地基土大量下沉时；4在采用打桩法或者振动沉桩的桩基中,由于桩身上段在压力解除后将会产生向上的回弹,此一回弹作用将使桩周土体产生负摩擦力,此一负摩擦力虽可由桩身下段的正摩擦力所抵消而不致引起桩工作状态的异常,但在桩正式承载时将会使桩的承载力有所降低。
早在1948年，Terzaghi和Peck[1]在合作的著作《Soil Mechanics in Engineering Practice》 中,就提出了桩基负摩阻力问题并给出了简单的计算公式。此后60多年间,大批的岩土工程专家学者、从事岩土工程设计施工的人员都积极努力地通过各种方法研究桩基负摩阻力问题。国外研究负摩阻力的全盛时期是20世纪60年代、70年代,70年代后期SL桩(slidelayerpile)的研制投入使用,基本上解决了负摩阻力问题。尽管如此,由于桩一土体系非常复杂,在工程设计中负摩阻力计算仍然是半理论半经验的。所以,国内外学者没有放弃对负摩阻力的深入研究,进一步完善计算理论。
国内外学者对于负摩阻力的研究主要通过三个途径:现场实测、室内试验和理论公式,并且往往将三者结合在一起考虑,以便得到更真实的计算方法。
1965年,Johanessen&Berrum[2]提出了利用有效应力计算负摩阻力的方法。这种方法公式简单，便于应用,但是这种方法使用范围有局限性,而且该方法计算的结果往往偏大。这种方法只适用于桩土剪切位移较小的情况,而且负摩阻力问题中另一个重要环节一中性点的位置仍是根据经验确定的。之后经过zeevaert、Birrum、Garlanger、Janbu等专家的发展[3][4],主要考虑了孔隙水压力消散、有效垂直应力、有效内摩擦角、土体侧压力系数以及塑性指数等对负摩阻力的影响。
荷载传递分析法是根据桩身荷载，沉降及桩身摩阻力随深度变化的规律来求解桩顶荷载与沉降曲线。桩身荷载沿桩身的传递曲线以及侧阻力沿桩身分布曲线的方法。Alonso等[5]、Lee[6]利用一系列简化的荷载传递函数求解了桩身或群桩的负摩阻力。
Salas&Belzunce(1965)、Begernann(1969)、Vemiijt(1969）、WaIker&Darvall（1973）
[7]等利用弹性或弹塑性理论法,对负摩阻力进行了求解"这种方法假定土体为弹性或弹塑性连续体,求解基本上都是以Mlndlin解或以有限元法为基础,但是基于弹性或弹塑性理论的方法很难考虑桩土界面滑移机理。随着对负摩阻力取决于土的沉
[8]降方面的认识的加深,Poulos&Davis（1975）应用Terzaghi固结理论，Small(1988)[9]
利用Biot固结理论对桩基负摩阻力进行了一系列分析。另
外,Kuwabara&Poulos(1989)[10],Chowetal(1990)[11]、Teh&Wong(1995)[12]等对群桩负摩阻力进行了分析。Poulos假定群桩中所有的桩具有相同的荷载、相同的几何尺寸
及桩间距情况,借助两桩桩群的分析,得出了两桩相互作用系数,利用叠加原理及对称性进行了群桩的分析；Chowetal采用弹性桩-土界面方法计算下拖力在桩群中的分布；Teh&Wong考虑了桩一土滑移,滑移时用极限界面应力来表示,并改变了以往计算中的增量方法而采用迭代法,具有较好的收敛性。
随着计算机技术的发展,人们开始用数值分析方法来计算负摩阻力问题,从原则上说,数值分析方法特别是有限单元法在计算中能同时考虑影响桩基负摩阻力的许多因素。如：Wong&Teh(1995)[13]在桩土界面处引人双曲线弹簧来表征桩土之间的相互作用,建立了成层地基土体单桩负摩阻力数值计算模型Chowetal(l996)[14]建立了群桩负摩阻力简化的数值计算模型；Jeongetal(1997)[15]采用三维有限元法计算群桩负摩阻力，其中土体采用扩展的Drucker-Prager屈服准则，并采用非关联流动法则。Jcongetal(2004)[16〕又采用大型有限元软件ABAQUS对桩土界面滑移对负摩阻力计算值的影响进行了重点析；另外,Shen&Teh(2002)[17]采用变分法建立了群桩负摩阻力计算模型等等。
国内对桩基负摩阻力的研究相对来说起步较晚,主要是由于当时我国大型的工程建设相对还较少,涉及到桩基负摩阻力的问题并不突出。近20多年来,在国内城市尤其是沿海城市,随着高层建筑、大型工业厂房、港口工程及高速公路桥涵工程的发展,桩的负摩阻力问题引起的建(构)筑物损坏也日益突出,由此也引起国内有关专家和设计人员的重视并开始着手研究负摩阻力问题。1975年,同济大学赵锡宏[18]发展了Zeevaert的公式,推导一个适用于成层土的负摩阻力的有效应力计算公式;提出一个简便的确定中性点的逐次趋近法;提出1
型试验研究及有限元分析,并在Kerisel总应力法基础上提出了估算单桩下拉荷载的经验公式,但其认为摩擦桩的中性点位置不随时间和超载变化而变化及端承桩不存在中性点的结论与实际有些不符；同时,其所作的模型试验结果与经验公式的计算结果误差均超过50%,而其经验公式在用于日本及澳大利亚的某实测桩时误差基本在50%以下。马时冬(1997)[30]对某高速公路桥台2根直径1.5m、长28m的钢筋混凝土灌注端承桩进行了桩基负摩阻力的现场测试研究,其测出了中性点深度和桩侧负摩阻力的分布情况,实测结果表明按我国桩基规范估算的中性点深度比实测深度大7m,并介绍了一种较接近于实际的日本规范采用的中性点深度计算公式,该公式考虑能够反映附加荷载引起的地表沉降、桩顶荷载、桩径、土层压缩性和桩侧摩阻力,以及桩端持力层性质等各种因素的影响,但该法的难点在于参数的选取上可能存在较大误差,故在工程应用中有一定难度。吴文（1998）[31]利用瑞士产的滑动测微计研究了在静载试验过程中因堆载效应产生的负摩阻力对试验结果的影响，其实测表明：从堆载到试验开始间隔时间较短时(如24小时)，负摩阻力来不及发展，因此中性点位置较高,测得的轴力也不太高,如果堆载维持较长，中性点将下移，轴力也将增高；随着静载试验的进行,上部堆载逐渐减小,堆载效应的影响逐渐减小;极限荷载状态下,其影响小于3%。王建华（2000）[32]提出了一种利用Biot固结理论和Fredholin积分方程并借LaPlace变换求解来计算单桩负摩阻力的计算方法,该法可以直接求出各时刻桩侧摩阻力、中性点位置,但其前提条件是桩在表面受圆形均布荷载作用,否则其计算方法不成立；同年,陆建飞[33]将该方法推广应用于群桩负摩阻力分析,但两者都未考虑土体的非线性、成层性以及桩土滑移的影响,且推导计算过程较为复杂,在工程应用方面有困难。
正负摩阻力关系的研究
造成抗拔摩阻力与抗压摩阻力差异的原因根据各种文献，可归纳为桩身泊松比效应、桩周土剪胀(缩)性、桩端效应和荷载作用方向等。
Nicola 和 Randolph（1993）[34]利用基于有限差分法的 FLAC 程序模拟了 Gibson 沙土在拔和压荷载作用下桩的侧摩阻力发挥性状，认为拔和压荷载作用下侧阻不同的原因为：桩体泊松比效应；桩长细比；总应力场的不同和主应力方向的旋转引起平均有效应力的不同。
黄锋（1998）[35]通过对桩基渗水力n.g模型试验的分析,得到了不同的受载方式下,桩侧摩阻力随位移的发展关系、桩侧摩阻力强度沿桩身的分布及摩阻力强度与桩截面位移的关系等成果。从这其中可以看到,不同的受载方式下,尽管f-w的关系都近似为双曲线形状,但桩土相互作用的机理是有差异的。这种差异的内在机理可能包括:1桩身的膨胀和收缩,导致桩周土径向有效应力场的变化；2主应力方向的旋转导致平均有效应力的变化；3桩周土体位移场发展过程的影响,如拔桩为自
上而下,而托桩则为自下而上；4边界条件的影响。如地面作为临空面,对拔桩的影响要比对桩顶压桩的影响为大；5桩侧土体应力变化模式的差异。如拔桩的应力变化模式接近于三轴伸长,桩顶压桩则接近于三轴压缩等等。1999年他又通过有限元分析[36]，进一步探索引起以上差异的内在机理，得出的结论和模型试验基本一致，他计算所用的土的本构模型不能反映土体中主应力方向旋转的影响,但这一因素的影响是确实存在。2000年，杜广印、黄锋[37]从定量上考虑了桩周土的剪胀性及主应力方向旋转对侧阻的影响,得到了相应的影响系数和侧阻的预测公式，也从一定程度揭露了抗压桩与抗拔桩侧阻有所差异的原因。在理论推导中,进行了许多假定和简化,这种工作只是一些探索性的研究。实际工程中的情况是复杂多样的,适用性如何,还有待在实际工程中验证。
丁配明（2003）[38]应用有效应力法概念,在沉桩施工、施工后至加荷前的歇置,承受荷载(至破坏)全过程的框架中,对桩基、特别是抗拔桩的侧摩阻力的影响因素进行分析,阐述抗拔桩与抗压桩桩侧土体应力状态变化的相同与不同之处,以及造成两者侧摩阻力差异的原因。造成抗拔桩和抗压桩之间侧摩阻力差异的主要因素有:荷载方向,桩土界面间的摩擦作用的剪胀(剪缩)性能,桩体的泊松比效应,以及荷载反向(抗拔桩先受压沉桩后再受上拔荷载作用)引起桩周土体颗粒重排导致的桩土界面摩擦角变化。在实用上,可以利用总应力法和通过对抗压桩侧摩阻力的折减来求取抗拔桩的侧摩阻力。
陈岳林（2007）[39]通过五根直径相同、桩长相近、位于同一场地的超长大直径钻孔灌注桩在拔力与压力作用下的对比试验。结果表明无论是承受拔力还是承受压力作用的桩,桩侧摩阻力的强化效应和退化效应都存在。一般在桩身中上部表现为退化效应,在桩身下部表现为强化效应,而抗压桩表现的强化效应比抗拔桩更加明显。该研究对工程的指导有着重大的意义。
陈小强（2009)[40]通过室内模型试验，研究了成层土中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。试验所得桩抗拔总侧摩阻力折减系数K=0.62；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,桩身下部侧摩阻力迅速增长；成层土中粘土的抗拔侧摩阻力折减系数大于砂土。2011年[41]，他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。试验所得抗拔总侧摩阻力折减系数λ=0.56，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。
(抗拔桩的)负摩阻力和(相应抗压桩的)正摩阻力的比值，是一个已历经了数十年的争论问题。一些学者认为正负摩阻力的极限值是一样的。一些学者认为负摩阻力小于正摩阻力，如Poulous[42]等认为垂直抗拔桩的承载力为抗压桩侧阻力的2／3；Beringen[43]等认为砂土中负、正侧摩阻力之比为0.65～0.70；O'Neill[44]记录了砂土中抗拔、抗压情况下桩周土体侧摩阻与桩土相对剪切位移的关系，发现抗拔桩与抗压桩的侧摩阻力发挥有以下几个特点：1）抗压桩的桩侧阻力峰值比抗拔
桩大，二者比值在 0.6~0.8 之间；2）某点侧摩阻力的发挥与该点在桩上的位置有关；3）抗压桩、抗拔桩的侧摩阻力 f 与桩土相对剪切位移s的关系可以用同样的 3 参数幂函数来表示；唐念慈[45]等认为，抗拔桩桩侧摩阻力与抗压桩桩侧摩阻力的比值不是常数，而与入桩深度有关，在一定深度范围内，深度越深，比值也越大。在我国，从现场试验得到的负摩阻力与正摩阻力之比变化范围为0.16～0.95。一些学者认为，在细颗粒土中，荷载过程是不排水的，正负摩阻力可认为是一样的，而对非粘性土或排水条件较好的土，则负摩阻力小于正摩阻力。Feda[46]通过考虑入桩后的残余应力，认为抗拔桩的侧阻可小于、等于甚至大于抗压桩的侧阻。翟晋[47]等采用有限元计算手段分析了相同条件下(相同桩径、相同桩周土、相同桩端土条件下)桩顶受压桩、桩顶受拔桩及桩底受托桩侧摩阻力，结果表明：相同条件下，桩土相对位移相同时，桩底受托桩的负摩阻力大于桩顶受拔桩的负摩阻力，小于桩顶受压桩的正摩阻力。
未来展望
由于对于桩基负摩阻力作用的性状和作用机理不是十分清楚,在工程实践中的负摩阻力计算,负摩阻力桩基的承载力评价等方面还存在不少问题,使得建筑物破坏、工程不能正常使用,造成了不必要的损失和浪费。目前对于基桩负摩阻力的理论研究多数是在没有考虑桩顶荷载的情况下进行的,国内外所做的试验研究也基本上是在此基础上完成的，这就使得理论分析和试验结果与桩的实际受力状况有很大差异,对于工程实践的指导意义不大。而在考虑桩顶荷载的负摩阻力特性研究中,常常将桩一土相互作用简化为一种简单的、线性的关系,将桩顶荷载的作用与无桩顶荷载的作用简单的叠加,则完全把桩土相互作用简化为线性关系，分析的结果不能反映桩土作用的实际状况。另外,桩顶荷载施加之后在出现负摩阻力与先出现负摩阻力再施加桩顶荷载这两种情况负摩阻力特性的区别到目前为止还基本上没有研究过。从桩一土相互作用的非线性特征来看,加载次序对负摩阻力特性的影响是存在的，考虑实际加载次序的基桩负摩阻力特性的研究以及对于加载次序影响的研究与实际工程实践联系更加紧密,更有利于研究成果的推广应用。
造成抗拔摩阻力与抗压摩阻力差异的因素的研究还有待进一步加深。比如桩周土的剪胀性及主应力方向旋转是两个相当重要的影响因素,但是,这两个因素的影响是很难用试验和数值分析等手段来反映的,在理论推导中,进行了许多假定和简化，实际工程中的情况是复杂多样的，要结合更多的实际工程来进行研究。另外，正负摩阻力的比值依然是一个值得深入研究的问题。
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国内外研究进展与现状
负摩阻力的研究
在一般情况下,承受负摩擦力的桩只是桩身的上部部分桩周土体沉降大于桩身沉降,因而只有一段桩身作用有负摩擦力的。桩周土体的沉降是相对独立的,一般是因为地面堆载、地下水位下降和欠固结土体的固结沉降等原因引起的。负摩阻力作用的长度取决于桩侧土层的欠固结度和欠固结层的厚度、桩底持力层的刚度、沉桩后外部条件的变化、桩的长径比和截面、刚度等。在同一根桩上由负摩擦力过渡到正摩擦力存在一个摩擦力为零的断面,该断面称之为中性点,它是摩擦力、桩土相对位移、桩轴向压力和下拉荷载沿桩身变化的特征点。在桩身的中性点以上,土体的沉降大于桩的位移；在中性点以下,土的下沉小于桩的位移；而在中性点位置,土体和桩的位移相等。因而在中性点以上,桩受向下的负摩擦力作用,桩身轴向压力随深度递增;而在中性点以下,桩受向上的正摩擦力作用,桩轴向压力随深度递减;在该高度处作用于桩的表面摩擦力为零,中性点位置的桩身轴向压力最大。
基桩桩侧出现负摩擦力的环境条件主要有:1当桩身穿过欠固结的土层(河口与海岸的新沉积土层或松散填土)而支承于较硬土层中,桩周土体因固结而产生的沉降大于桩的沉降时；桩设置在受自重作用而完全固结的软粘土地基中,但当桩周地面受到大面积的地面荷载(堆载或码头后方的快速吹填)作用而大量下沉时；2在正
常固结粘土或粉土地基中,当桩周土层因抽水或其他原因导致大面积地下水位下降,上覆土自重增大及土中的有效应力增加以致大范围内出现地区性下沉时；3桩设置在易受环境影响(浸水、解冻、动力振动或地震等)而沉陷或重新固结而大量下沉的地层(自重湿陷性黄土、季节性冻土层或可液化土层)的地基中,当受水浸湿!融化或受振液化导致地基土大量下沉时；4在采用打桩法或者振动沉桩的桩基中,由于桩身上段在压力解除后将会产生向上的回弹,此一回弹作用将使桩周土体产生负摩擦力,此一负摩擦力虽可由桩身下段的正摩擦力所抵消而不致引起桩工作状态的异常,但在桩正式承载时将会使桩的承载力有所降低。
早在1948年，Terzaghi和Peck[1]在合作的著作《Soil Mechanics in Engineering Practice》 中,就提出了桩基负摩阻力问题并给出了简单的计算公式。此后60多年间,大批的岩土工程专家学者、从事岩土工程设计施工的人员都积极努力地通过各种方法研究桩基负摩阻力问题。国外研究负摩阻力的全盛时期是20世纪60年代、70年代,70年代后期SL桩(slidelayerpile)的研制投入使用,基本上解决了负摩阻力问题。尽管如此,由于桩一土体系非常复杂,在工程设计中负摩阻力计算仍然是半理论半经验的。所以,国内外学者没有放弃对负摩阻力的深入研究,进一步完善计算理论。
国内外学者对于负摩阻力的研究主要通过三个途径:现场实测、室内试验和理论公式,并且往往将三者结合在一起考虑,以便得到更真实的计算方法。
1965年,Johanessen&Berrum[2]提出了利用有效应力计算负摩阻力的方法。这种方法公式简单，便于应用,但是这种方法使用范围有局限性,而且该方法计算的结果往往偏大。这种方法只适用于桩土剪切位移较小的情况,而且负摩阻力问题中另一个重要环节一中性点的位置仍是根据经验确定的。之后经过zeevaert、Birrum、Garlanger、Janbu等专家的发展[3][4],主要考虑了孔隙水压力消散、有效垂直应力、有效内摩擦角、土体侧压力系数以及塑性指数等对负摩阻力的影响。
荷载传递分析法是根据桩身荷载，沉降及桩身摩阻力随深度变化的规律来求解桩顶荷载与沉降曲线。桩身荷载沿桩身的传递曲线以及侧阻力沿桩身分布曲线的方法。Alonso等[5]、Lee[6]利用一系列简化的荷载传递函数求解了桩身或群桩的负摩阻力。
Salas&Belzunce(1965)、Begernann(1969)、Vemiijt(1969）、WaIker&Darvall（1973）
[7]等利用弹性或弹塑性理论法,对负摩阻力进行了求解"这种方法假定土体为弹性或弹塑性连续体,求解基本上都是以Mlndlin解或以有限元法为基础,但是基于弹性或弹塑性理论的方法很难考虑桩土界面滑移机理。随着对负摩阻力取决于土的沉
[8]降方面的认识的加深,Poulos&Davis（1975）应用Terzaghi固结理论，Small(1988)[9]
利用Biot固结理论对桩基负摩阻力进行了一系列分析。另
外,Kuwabara&Poulos(1989)[10],Chowetal(1990)[11]、Teh&Wong(1995)[12]等对群桩负摩阻力进行了分析。Poulos假定群桩中所有的桩具有相同的荷载、相同的几何尺寸
及桩间距情况,借助两桩桩群的分析,得出了两桩相互作用系数,利用叠加原理及对称性进行了群桩的分析；Chowetal采用弹性桩-土界面方法计算下拖力在桩群中的分布；Teh&Wong考虑了桩一土滑移,滑移时用极限界面应力来表示,并改变了以往计算中的增量方法而采用迭代法,具有较好的收敛性。
随着计算机技术的发展,人们开始用数值分析方法来计算负摩阻力问题,从原则上说,数值分析方法特别是有限单元法在计算中能同时考虑影响桩基负摩阻力的许多因素。如：Wong&Teh(1995)[13]在桩土界面处引人双曲线弹簧来表征桩土之间的相互作用,建立了成层地基土体单桩负摩阻力数值计算模型Chowetal(l996)[14]建立了群桩负摩阻力简化的数值计算模型；Jeongetal(1997)[15]采用三维有限元法计算群桩负摩阻力，其中土体采用扩展的Drucker-Prager屈服准则，并采用非关联流动法则。Jcongetal(2004)[16〕又采用大型有限元软件ABAQUS对桩土界面滑移对负摩阻力计算值的影响进行了重点析；另外,Shen&Teh(2002)[17]采用变分法建立了群桩负摩阻力计算模型等等。
国内对桩基负摩阻力的研究相对来说起步较晚,主要是由于当时我国大型的工程建设相对还较少,涉及到桩基负摩阻力的问题并不突出。近20多年来,在国内城市尤其是沿海城市,随着高层建筑、大型工业厂房、港口工程及高速公路桥涵工程的发展,桩的负摩阻力问题引起的建(构)筑物损坏也日益突出,由此也引起国内有关专家和设计人员的重视并开始着手研究负摩阻力问题。1975年,同济大学赵锡宏[18]发展了Zeevaert的公式,推导一个适用于成层土的负摩阻力的有效应力计算公式;提出一个简便的确定中性点的逐次趋近法;提出1
型试验研究及有限元分析,并在Kerisel总应力法基础上提出了估算单桩下拉荷载的经验公式,但其认为摩擦桩的中性点位置不随时间和超载变化而变化及端承桩不存在中性点的结论与实际有些不符；同时,其所作的模型试验结果与经验公式的计算结果误差均超过50%,而其经验公式在用于日本及澳大利亚的某实测桩时误差基本在50%以下。马时冬(1997)[30]对某高速公路桥台2根直径1.5m、长28m的钢筋混凝土灌注端承桩进行了桩基负摩阻力的现场测试研究,其测出了中性点深度和桩侧负摩阻力的分布情况,实测结果表明按我国桩基规范估算的中性点深度比实测深度大7m,并介绍了一种较接近于实际的日本规范采用的中性点深度计算公式,该公式考虑能够反映附加荷载引起的地表沉降、桩顶荷载、桩径、土层压缩性和桩侧摩阻力,以及桩端持力层性质等各种因素的影响,但该法的难点在于参数的选取上可能存在较大误差,故在工程应用中有一定难度。吴文（1998）[31]利用瑞士产的滑动测微计研究了在静载试验过程中因堆载效应产生的负摩阻力对试验结果的影响，其实测表明：从堆载到试验开始间隔时间较短时(如24小时)，负摩阻力来不及发展，因此中性点位置较高,测得的轴力也不太高,如果堆载维持较长，中性点将下移，轴力也将增高；随着静载试验的进行,上部堆载逐渐减小,堆载效应的影响逐渐减小;极限荷载状态下,其影响小于3%。王建华（2000）[32]提出了一种利用Biot固结理论和Fredholin积分方程并借LaPlace变换求解来计算单桩负摩阻力的计算方法,该法可以直接求出各时刻桩侧摩阻力、中性点位置,但其前提条件是桩在表面受圆形均布荷载作用,否则其计算方法不成立；同年,陆建飞[33]将该方法推广应用于群桩负摩阻力分析,但两者都未考虑土体的非线性、成层性以及桩土滑移的影响,且推导计算过程较为复杂,在工程应用方面有困难。
正负摩阻力关系的研究
造成抗拔摩阻力与抗压摩阻力差异的原因根据各种文献，可归纳为桩身泊松比效应、桩周土剪胀(缩)性、桩端效应和荷载作用方向等。
Nicola 和 Randolph（1993）[34]利用基于有限差分法的 FLAC 程序模拟了 Gibson 沙土在拔和压荷载作用下桩的侧摩阻力发挥性状，认为拔和压荷载作用下侧阻不同的原因为：桩体泊松比效应；桩长细比；总应力场的不同和主应力方向的旋转引起平均有效应力的不同。
黄锋（1998）[35]通过对桩基渗水力n.g模型试验的分析,得到了不同的受载方式下,桩侧摩阻力随位移的发展关系、桩侧摩阻力强度沿桩身的分布及摩阻力强度与桩截面位移的关系等成果。从这其中可以看到,不同的受载方式下,尽管f-w的关系都近似为双曲线形状,但桩土相互作用的机理是有差异的。这种差异的内在机理可能包括:1桩身的膨胀和收缩,导致桩周土径向有效应力场的变化；2主应力方向的旋转导致平均有效应力的变化；3桩周土体位移场发展过程的影响,如拔桩为自
上而下,而托桩则为自下而上；4边界条件的影响。如地面作为临空面,对拔桩的影响要比对桩顶压桩的影响为大；5桩侧土体应力变化模式的差异。如拔桩的应力变化模式接近于三轴伸长,桩顶压桩则接近于三轴压缩等等。1999年他又通过有限元分析[36]，进一步探索引起以上差异的内在机理，得出的结论和模型试验基本一致，他计算所用的土的本构模型不能反映土体中主应力方向旋转的影响,但这一因素的影响是确实存在。2000年，杜广印、黄锋[37]从定量上考虑了桩周土的剪胀性及主应力方向旋转对侧阻的影响,得到了相应的影响系数和侧阻的预测公式，也从一定程度揭露了抗压桩与抗拔桩侧阻有所差异的原因。在理论推导中,进行了许多假定和简化,这种工作只是一些探索性的研究。实际工程中的情况是复杂多样的,适用性如何,还有待在实际工程中验证。
丁配明（2003）[38]应用有效应力法概念,在沉桩施工、施工后至加荷前的歇置,承受荷载(至破坏)全过程的框架中,对桩基、特别是抗拔桩的侧摩阻力的影响因素进行分析,阐述抗拔桩与抗压桩桩侧土体应力状态变化的相同与不同之处,以及造成两者侧摩阻力差异的原因。造成抗拔桩和抗压桩之间侧摩阻力差异的主要因素有:荷载方向,桩土界面间的摩擦作用的剪胀(剪缩)性能,桩体的泊松比效应,以及荷载反向(抗拔桩先受压沉桩后再受上拔荷载作用)引起桩周土体颗粒重排导致的桩土界面摩擦角变化。在实用上,可以利用总应力法和通过对抗压桩侧摩阻力的折减来求取抗拔桩的侧摩阻力。
陈岳林（2007）[39]通过五根直径相同、桩长相近、位于同一场地的超长大直径钻孔灌注桩在拔力与压力作用下的对比试验。结果表明无论是承受拔力还是承受压力作用的桩,桩侧摩阻力的强化效应和退化效应都存在。一般在桩身中上部表现为退化效应,在桩身下部表现为强化效应,而抗压桩表现的强化效应比抗拔桩更加明显。该研究对工程的指导有着重大的意义。
陈小强（2009)[40]通过室内模型试验，研究了成层土中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。试验所得桩抗拔总侧摩阻力折减系数K=0.62；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,桩身下部侧摩阻力迅速增长；成层土中粘土的抗拔侧摩阻力折减系数大于砂土。2011年[41]，他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。试验所得抗拔总侧摩阻力折减系数λ=0.56，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。
(抗拔桩的)负摩阻力和(相应抗压桩的)正摩阻力的比值，是一个已历经了数十年的争论问题。一些学者认为正负摩阻力的极限值是一样的。一些学者认为负摩阻力小于正摩阻力，如Poulous[42]等认为垂直抗拔桩的承载力为抗压桩侧阻力的2／3；Beringen[43]等认为砂土中负、正侧摩阻力之比为0.65～0.70；O'Neill[44]记录了砂土中抗拔、抗压情况下桩周土体侧摩阻与桩土相对剪切位移的关系，发现抗拔桩与抗压桩的侧摩阻力发挥有以下几个特点：1）抗压桩的桩侧阻力峰值比抗拔
桩大，二者比值在 0.6~0.8 之间；2）某点侧摩阻力的发挥与该点在桩上的位置有关；3）抗压桩、抗拔桩的侧摩阻力 f 与桩土相对剪切位移s的关系可以用同样的 3 参数幂函数来表示；唐念慈[45]等认为，抗拔桩桩侧摩阻力与抗压桩桩侧摩阻力的比值不是常数，而与入桩深度有关，在一定深度范围内，深度越深，比值也越大。在我国，从现场试验得到的负摩阻力与正摩阻力之比变化范围为0.16～0.95。一些学者认为，在细颗粒土中，荷载过程是不排水的，正负摩阻力可认为是一样的，而对非粘性土或排水条件较好的土，则负摩阻力小于正摩阻力。Feda[46]通过考虑入桩后的残余应力，认为抗拔桩的侧阻可小于、等于甚至大于抗压桩的侧阻。翟晋[47]等采用有限元计算手段分析了相同条件下(相同桩径、相同桩周土、相同桩端土条件下)桩顶受压桩、桩顶受拔桩及桩底受托桩侧摩阻力，结果表明：相同条件下，桩土相对位移相同时，桩底受托桩的负摩阻力大于桩顶受拔桩的负摩阻力，小于桩顶受压桩的正摩阻力。
未来展望
由于对于桩基负摩阻力作用的性状和作用机理不是十分清楚,在工程实践中的负摩阻力计算,负摩阻力桩基的承载力评价等方面还存在不少问题,使得建筑物破坏、工程不能正常使用,造成了不必要的损失和浪费。目前对于基桩负摩阻力的理论研究多数是在没有考虑桩顶荷载的情况下进行的,国内外所做的试验研究也基本上是在此基础上完成的，这就使得理论分析和试验结果与桩的实际受力状况有很大差异,对于工程实践的指导意义不大。而在考虑桩顶荷载的负摩阻力特性研究中,常常将桩一土相互作用简化为一种简单的、线性的关系,将桩顶荷载的作用与无桩顶荷载的作用简单的叠加,则完全把桩土相互作用简化为线性关系，分析的结果不能反映桩土作用的实际状况。另外,桩顶荷载施加之后在出现负摩阻力与先出现负摩阻力再施加桩顶荷载这两种情况负摩阻力特性的区别到目前为止还基本上没有研究过。从桩一土相互作用的非线性特征来看,加载次序对负摩阻力特性的影响是存在的，考虑实际加载次序的基桩负摩阻力特性的研究以及对于加载次序影响的研究与实际工程实践联系更加紧密,更有利于研究成果的推广应用。
造成抗拔摩阻力与抗压摩阻力差异的因素的研究还有待进一步加深。比如桩周土的剪胀性及主应力方向旋转是两个相当重要的影响因素,但是,这两个因素的影响是很难用试验和数值分析等手段来反映的,在理论推导中,进行了许多假定和简化，实际工程中的情况是复杂多样的，要结合更多的实际工程来进行研究。另外，正负摩阻力的比值依然是一个值得深入研究的问题。
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