闫楠，孙淦，袁炳祥，范清厚，岳志兴，桑松魁，李方强，孙建文，白晓宇

(1. 青岛理工大学 土木工程学院，山东 青岛，266520；2. 广东工业大学 土木与交通工程学院，广东 广州，510006；3. 中国二冶集团有限公司，内蒙古 包头，014010；4. 山东电力建设第三工程有限公司，山东 青岛，266037；5. 山东省核工业二四八地质大队，山东 青岛，266041)

通过先张法预应力工艺和离心成型法制成的预应力混凝土管桩(PC 管桩)，因其具有单桩承载力高、成桩质量高、施工简单、造价低廉及施工污染小等优点，被大量应用于工业与民用建筑等领域[1-2]。近年来，PC管桩的承载力问题也引起了众多学者的关注。诸多学者通过现场试验[3-5]和理论研究[6-9]等方法对PC 管桩的承载力问题开展研究，并取得了诸多成果。蔡健等[10]基于静载试验对软土地基中PHC管桩的竖向承载特性开展研究，探讨了基桩极限承载力的影响因素，但仅针对桩长和桩身强度展开试验，未考虑桩径和桩周土对单桩承载性能的影响。CHEN等[11]通过建立力学模型，提出了计算PC管桩竖向承载力的新方法，并验证了该方法的可行性，进一步完善了单桩承载力的预测方法。董全杨等[12]使用ABAQUS 软件模拟分析了带肋PC管桩的承载性能，并将模拟结果与试验结果进行对比，为提高PC管桩的承载力提供了新思路。丁昕[13]结合实际工程分析了影响PC管桩抗压、抗拔及水平承载力的因素，提出了相应的提升承载力的处理措施。张鹤年等[14]基于PHC 管桩单桩水平静载试验，对水平荷载作用下桩的承载特性进行分析，发现水平荷载作用下PHC 管桩的受力性质主要受上部土层影响，桩径对桩顶位移的影响最大。侯胜男等[15]基于水平静载试验结果和数值模拟结果，研究了PC管桩在水平荷载作用下的受力特性，提出了不同变形要求下PC管桩的水平承载力判定标准，但该方法尚未结合地基土水平抗力系数比例系数m对单桩水平承载力进行分析。LUO 等[16]通过循环载荷试验对桩的侧向位移进行分析，发现m仅适用于计算直线和小变形下桩的侧向位移，但未对m的取值问题进行深入探讨。施峰等[17]通过现场静载试验与规范推荐的计算方法进行比较，讨论了PHC 管桩水平承载力的取值问题，揭示了上覆填土层的力学性质对PHC 管桩水平承载性能的影响机制，同时对m的取值进行了研究。

综上所述，目前对PC 管桩的承载特性已经开展了部分研究，但大部分研究仅针对PC管桩竖向抗压承载力、竖向抗拔承载力及水平承载力中的某一种展开试验研究，并且鲜有将试验结果与相关规范中的取值标准进行对比分析，缺乏在相同试验场地同时进行PC管桩抗压、抗拔、水平承载性能的系统研究。鉴于此，本文作者通过印尼地区15根PC管桩的单桩竖向抗压、竖向抗拔及单桩水平静载试验，结合现行规范讨论PC管桩单桩承载力的取值问题；采用指数曲线模型对PC管桩的荷载-沉降曲线(Q-s曲线)进行拟合分析，预测其竖向抗压极限承载力，对地基土水平抗力系数的比例系数m的取值问题进行探讨，从而揭示PC管桩的承载机制。

1 试验概况

玛拉札瓦2×27.5 MW 燃煤电站位于印尼东加里曼丹省玛拉札瓦地区，地处三马林达及港口城市巴厘巴板之间，是玛拉札瓦地区的重要基础设施建设项目。试验场地的土层结构相对简单，主要为第四系淤泥质黏土、粉细砂和粉质黏土，各土层的物理力学指标如表1所示。其中试桩均采用开口PC管桩，打桩采用锤击施工工艺。

表1 岩土层物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of rock and soil layers

2 试验方案

针对该项目的场地地层情况，拟采用单桩竖向抗压静载试验、单桩竖向抗拔静载试验及单桩水平荷载试验分别对PC 管桩的竖向抗压承载力、竖向抗拔承载力、水平承载力以及破坏特性进行研究。所有试桩在进行试验之前均进行低应变动力测试，根据实测得到的反射波时域曲线进行分析，发现各试桩桩端反射信号清晰，桩身结构完整，均为Ⅰ类桩，满足现场试验要求。为避免单桩试验对其他试桩产生影响，控制桩间距不小于桩径的6 倍，各试桩的参数见表2，试桩区域平面位置图、A区桩位平面布置图及桩周主要土层情况分别见图1、图2 及图3，其余各试桩区的试桩布置图与试桩A区的相同，且部分试桩区仅取其中2根试桩进行试验。

图1 试桩区域平面位置示意图Fig. 1 Plane location diagram of test pile area

图2 A区桩位平面布置图Fig. 2 Layout plan of pile location in A area

图3 试桩桩周土层情况Fig. 3 Soil layer around test pile

2.1 单桩竖向抗压静载试验

对试桩SZ-01～SZ-08进行单桩竖向抗压荷载试验。试验采用压重平台反力系统，通过在反力平台堆放砂袋提供荷载，使用千斤顶配合电动油泵施加各级荷载，千斤顶采用6 300 kN 和3 200 kN这2种规格，安装时确保千斤顶中心与试桩轴线重合。使用正方形钢板作为沉降测定平面固定在桩顶，测定平面中轴线与试桩轴线重合，在测定平面4角等距布置4个位移传感器，用于监测试桩每级加载后的沉降量，保证位移传感器垂直于测定平面。试验加载采用慢速维持荷载法，分级等量进行加载，根据预估的基桩竖向抗压极限承载力确定每级荷载施加值，首次加载取分级荷载的2倍，之后分级等量加载，每级荷载之间按规范要求持荷一定时间。卸载同样采用分级进行，每级卸荷量取加载时分级荷载的2 倍，逐级等量卸载；卸载至零后，测读桩顶残余沉降量。试验具体操作依据 JGJ 106—2014《建筑桩基检测技术规范》[18](以下简称《规范》)的相关规定执行。

2.2 单桩竖向抗拔静载试验

对试桩SZ-09～SZ-11进行单桩竖向抗拔静载试验。试桩采用反力梁系统加载，将试桩的主筋焊接在钢筒上，通过转换钢筋连接至千斤顶上的反力块，安装千斤顶时确保其轴心与反力块和试桩的轴心重合，以保证加载过程不会出现偏心轴力，试桩所用千斤顶量程均为3 200 kN。在整个反力系统中，需尽量保证每根钢筋均匀受力，焊缝完好。将4个位移传感器等间距安装在距桩顶约30 cm的桩周，用于监测每级加载下试桩的沉降量，传感器支座安装在水平钢梁上，并确保钢梁不接触试桩与加载装置，加载方式与单桩竖向抗压静载试验的加载方式相同。试验加载、卸载、上拔量测读、终止加载条件等均按《规范》[18]执行。

2.3 单桩水平静载试验

对试桩SZ-12～SZ-15 进行单桩水平荷载试验。本次试验拟采用单向多循环加卸载法，使用邻近土层提供反力，通过传力杆和1 台500 kN 千斤顶配合电动油泵施加各级水平荷载，2个位移传感器分别固定在力作用点及力作用点以上50 cm 的位置，用于监测每级荷载下试桩的水平位移，用精度0.4级标准压力表测量水平荷载，在传力杆与试桩接触处安装球铰支座，保证千斤顶施加的荷载作用于桩身轴线。每级加荷量由触探结果和土层力学参数进行预估。每级荷载施加后，维持荷载4 min 测读水平位移，然后卸载至零，停2 min 测读残余水平位移，至此完成1个加卸载循环。如此循环5 次，便完成一级荷载的施加和水平位移观测。单桩水平静载试验均在天然状态、桩顶无荷载的情况下进行。本试验水平位移的测量及终止加载的条件均按《规范》[18]中的相关规定执行。单桩水平静载试验加载系统见图4。

图4 水平静载试验现场照片Fig. 4 Horizontal static load test site photo

3 试验结果与分析

静载试验能够为确定试桩竖向极限承载力、评价试桩变形及分析试桩破坏特征提供有力的依据。对于试桩水平承载性能的判定，则需要通过单桩水平荷载试验所得的H-t-Y0曲线来确定，并结合基于弹性地基反力法的m法，绘制出H-m和Y0-m曲线来进一步分析。

3.1 单桩抗压静载试验

3.1.1 单桩抗压静载试验结果分析

各试桩的Q-s曲线如图5所示，单桩竖向抗压极限承载力根据规范[18]推荐的方法确定。由图5可知：试桩SZ-01、SZ-02、SZ-03、SZ-06 及SZ-08的Q-s曲线在加载初期呈缓变型发展，随着桩顶荷载的增加，曲线出现陡降段；试桩SZ-06的Q-s曲线随着桩顶荷载的逐渐增加，沉降速率基本保持不变，其余试桩的沉降速率逐渐增加；对于试桩SZ-01，当桩顶荷载加载至2 160 kN 时，桩顶最大沉降量达到41.83 mm，且此时桩顶沉降比前一级荷载作用下沉降量大5倍，曲线发生明显陡降，由此确定试桩SZ-01 的单桩竖向抗压极限承载力为1 980 kN，其余破坏试桩的Q-s曲线与试桩SZ-01的类似；试桩SZ-02 卸载后桩顶回弹率为66.04%，试桩弹性工作性能良好，桩体未发生明显破坏，其余试桩的桩顶荷载卸载后，沉降回弹率在30%左右，试桩弹性性能不明显。对于试桩SZ-04、SZ-05与SZ-07，其Q-s曲线均呈缓变型，且3根试桩随着桩顶荷载的增加，沉降量的变化趋势基本保持不变，3根试桩回弹率均在65%以上，试桩的弹性性能良好；由于桩身材质及试验器材的限制，3根试桩并未发生破坏，所以，取最大加载量作为其单桩极限抗压承载力。各试桩具体静载试验结果见表3。

图5 单桩竖向抗压静载试验Q-s曲线Fig. 5 Q-s curves of single pile vertical compressive static load test

表3 单桩抗压静载试验结果Table 3 Single pile compressive static load test results

与试桩SZ-01～SZ-04 相比：试桩SZ-01～SZ-03的桩周土层主要为软黏土，试桩SZ-04的桩周主要为粉细砂，通过试桩的Q-s曲线可得，试桩SZ-04的单桩竖向抗压极限承载力明显比其余3根试桩的大，说明桩侧摩阻力对单桩竖向抗压承载力有较大的影响。试桩SZ-04 和SZ-05 的持力层均为密实粉细砂，但试桩SZ-04的Q-s曲线更平缓，承载能力更强，说明在持力层基本相同的情况下，桩径越大，单桩竖向抗压承载力越高。试桩SZ-07比试桩SZ-06具有更高的竖向抗压承载力，说明桩长对单桩竖向抗压承载力也具有较大的影响；试桩SZ-06 的单桩竖向抗压极限承载力明显比试桩SZ-08的大，说明桩端持力层的力学性质与桩长相比，持力层的力学性质对单桩竖向抗压承载力的影响更加显著。

3.1.2 单桩竖向抗压极限承载力预测模型

单桩竖向抗压极限承载力对桩基设计、工程造价等问题有较大影响，因此，准确确定单桩竖向抗压极限承载力十分重要。在实际工程中进行单桩静载荷试验时，一般取单桩承载力特征值的2倍作为试验中最大荷载加载值。在实际操作中，试桩不可能全部加载至破坏状态，往往不能得到准确的单桩竖向抗压极限承载力。本文拟通过现场的静载试验与可靠的数学模型对PC管桩单桩竖向抗压极限承载力进行预测，将得到的预测结果与试验结果进行对比，验证预测模型的准确性与可行性，这对确定单桩极限承载力具有重要意义。

采用指数曲线模型、双曲线模型以及调整双曲线模型预测单桩竖向抗压极限承载力，并对各种数学模型的预测结果进行对比，分析结果见表4。经综合考虑，最终选用更适合本试验地质情况的指数曲线模型，预测曲线见图6和图7。

图6 破坏试桩Q-s预测曲线Fig. 6 Q-s prediction curves of failure test pile

图7 未破坏试桩Q-s预测曲线Fig. 7 Q-s prediction curves of undamaged test piles

1) 指数曲线模型。通过对试桩加载过程分析，随着荷载的增加，桩的承载性状由荷载较小时的弹性阶段逐渐发展到弹塑性阶段，最后桩顶荷载超过极限承载力发生破坏。对单桩不同受荷阶段的承载特性进行分析，得到的Q-s曲线形状类似于指数函数形式，可用下式描述[19]：

式中：P为桩顶预测荷载，kN；Qmax为单桩承受的最大荷载即破坏荷载，kN；s为桩顶沉降，mm；a1为沉降衰减因子，mm-1。参数Qmax、a1及桩顶沉降采用最小二乘法求解。

2) 双曲线模型。假设Q-s曲线符合双曲线方程[20]为

式中：a2和b1为拟合参数。

令y=s/P，x=s，则式(2)变为y=a+bx，通过最小二乘法原理求得参数a2和b1，代入式(2)即可求得双曲线模型拟合曲线。

3) 调整双曲线模型。大量的静载试验结果与理论研究结果已经证实双曲线模型在预测单桩竖向抗压极限承载力的可行性，但在地质条件或土层分布较复杂的工程中，采用双曲线模型预测的单桩竖向抗压极限承载力与现场载荷试验得到的单桩竖向极限承载力存在较大误差，特别是进入塑性变形阶段，双曲线模型预测的Q-s曲线尾部会出现失真现象，最终导致预测结果偏离实际结果，不利于工程应用[21]。为此，提出以下双曲线模型[22]：

式中：sn-1为倒数第二级桩顶荷载下的实测沉降，mm；a3，b2和c为拟合参数。

令y=s/P，x1=s，x2=s/(s1.5+sn-1)，则式(3)变为y=ax1+bx2+c，通过二元线性回归求出参数a3、b2和c，代入式(3)即可求得调整双曲线模型拟合曲线。

与双曲线模型进行对比，式(3)分母中多了含参数b2的项，且当b2=0 时，该模型退化为双曲线模型。由此可见，双曲线模型是调整双曲线模型的一个特例。因此，在一般情况下，调整双曲线模型的预测精度比双曲线模型的高。

3.1.3 抗压极限承载力预测

根据上述3种单桩竖向抗压极限承载力预测模型对已经破坏的5根试桩的Q-s曲线进行拟合，按照《规范》[18]要求将桩顶沉降为40 mm 对应的桩顶荷载作为单桩竖向抗压极限承载力，3种模型的单桩竖向抗压极限承载力预测结果见表4，指数曲线模型拟合的Q-s曲线见图6。

表4 单桩竖向抗压极限承载力预测值与实测值对比Table 4 Comparison of predicted and measured values of vertical compressive ultimate bearing capacity of single piles

由于试桩SZ-06在荷载加载至3 200 kN时，本级荷载沉降量约为前一级荷载沉降量的15 倍，产生较大陡降，对各数学模型预测产生了较大影响。试桩SZ-06桩端持力层为中密粉细砂，其余4根试桩的桩端持力层为密实粉细砂和硬塑粉质沙土，力学性能差别较大，且所需预测承载力的试桩SZ-04 与试桩SZ-05 的桩端持力层为密实粉细砂。因此，在分析3种模型的精度时仅采用其余4根试桩的数据。从表4可知：调整双曲线模型虽然在一定程度上提高了Q-s拟合曲线的精度，但其预测精度仍比指数曲线模型的低。从图6可以看出：各试桩通过静载试验得到的数据紧密分布在指数曲线模型所拟合出的Q-s曲线周围，试桩SZ-01、SZ-02 及SZ-08 的相关系数均在97%以上，尤其在试桩弹塑性阶段，试验结果与预测结果基本重合，更加反映出指数曲线模型预测结果的可靠性。因此，对3根未破坏的试桩进行竖向抗压极限承载力预测时，均采用指数曲线模型，3根未破坏试桩的Q-s预测曲线见图7。

由图7 可知：3 条指数曲线模型所拟合的Q-s曲线均呈现出收敛的趋势，与现场载荷试验加载到破坏状态时试桩的Q-s曲线变化规律基本一致，进一步验证了指数曲线模型预测的单桩竖向抗压极限承载力的可行性。对于试桩SZ-04 和SZ-05，指数曲线模型对试桩弹塑性阶段的拟合程度较高；对于试桩SZ-07，其拟合度略低于试桩SZ-04 和SZ-05拟合度，但绝大多数的试验结果均与预测结果相同，预测结果完全满足实际工程需求。取桩顶沉降为40 mm所对应的桩顶荷载为单桩竖向抗压极限承载力，试桩SZ-04、SZ-05和SZ-07的单桩竖向抗压极限承载力分别为4 241，1 959和3 639 kN。

3.2 单桩竖向抗拔静载试验

各试桩的荷载-上拨量(U-δ)曲线如图8 所示，其中，试桩SZ-07和SZ-09发生上拔破坏，U-δ曲线呈“缓变-陡升”形状，根据《规范》[18]中单桩抗拔极限承载力确定方法，取曲线发生陡升的前一级荷载作为试桩的极限抗拔承载力，故试桩SZ-07和SZ-09的抗拔极限承载力分别为400 kN和1 200 kN，单桩抗拉承载力特征值分别为200 kN 和600 kN。对于试桩SZ-10，由于桩身锚筋发生破坏，试验荷载并未加载到极限荷载，其U-δ曲线呈缓变形，桩顶荷载卸载后，桩顶上拔量回弹率达到86.0%，说明试桩弹性工作性能较好，具有一定可拉伸性。各试桩单桩抗拔静载荷试验结果见表5。

图8 单桩竖向抗拔静载试验U-δ曲线Fig. 8 U-δ curves of vertical uplift static load test of single pile

表5 单桩抗拔静载试验结果Table 5 Single pile uplift static load test results

对比试桩SZ-10与试桩SZ-09的U-δ曲线可以发现：试桩SZ-10的曲线更为平缓，在相同抗拔荷载下桩顶上拔量更小，表现出更高的单桩抗拔承载力，说明桩径对单桩抗拔承载力有较大影响；试桩SZ-10的桩长比试桩SZ-11的桩长大6.5 m，根据勘察报告提供的土层极限侧摩阻力标准值，推测试桩SZ-10具有更高的抗拔承载力。由此可见桩侧摩阻力是影响单桩极限抗拔承载力的主要因素之一。

3.3 单桩水平静载试验

3.3.1 单桩水平静载试验结果分析

各试桩的H-t-Y0曲线见图9，H-ΔY0/ΔH曲线见图10，H-m及Y0-m曲线见图11。根据《规范》[18]中单桩水平临界荷载及单桩水平极限承载力的确定方法，取H-ΔY0/ΔH曲线的第一拐点和第二拐点分别作为试桩的单桩水平临界荷载及单桩水平极限承载力。对于试桩SZ-13 及试桩SZ-14，仅存在第二拐点，于是，按《规范》[18]取水平位移为10 mm附近处的加载量作为单桩水平临界荷载。各试桩的单桩水平静载试验结果见表6。

图9 水平力(H)-时间(t)-位移(Y0)曲线Fig. 9 Curves of horizontal force(H)-time(t)-displacement(Y0)

图10 水平力(H)-位移梯度(ΔY0/ΔH)曲线Fig. 10 Curves of horizontal force(H)-displacement gradient(ΔY0/ΔH)

图11 试桩H-m和Y0-m曲线图Fig. 11 H-m and Y0-m curves of test pile

表6 试桩水平静载试验结果Table 6 Horizontal static load test results of test piles

从图9可以看出：当加载较小时，每级荷载增量与水平位移增量基本呈线性关系，且卸载后大部分变形可以恢复，残余应变较小，此时的土体处于弹性工作状态；当荷载超过临界荷载之后，随着荷载水平的增加，水平位移增量逐渐增大，并且在每级荷载的循环加卸载过程中，水平位移随循环次数的增加逐渐增大；当荷载超过单桩水平极限承载力时，水平位移变化速率突然增大，在相同荷载下，每次循环荷载都将使水平位移不断增大。

由图11 可以看出：当水平荷载及水平位移较小时，其对m的影响较大；随着水平荷载和水平位移的逐渐增加，则对m的影响逐渐减小；当水平荷载超过60 kN时，m基本趋于稳定；同样，当水平位移超过10 mm时，m的变化较小并逐渐收敛于某一常数，这一现象也验证了《规范》[18]中的第6.4.7 条“对于预制桩，可根据静载试验结果取地面处水平位移为10 mm 所对应荷载的75%作为单桩水平承载力特征值”。对比图11 中的试桩SZ-12和SZ-13 可知：2 根试桩处于同一场地，桩周土层一致，在粉细砂中的PC管桩随着桩径的增大，单桩水平承载力有所提高，但m减小。

由于m随着桩顶水平荷载、水平位移的增大而减小，因此，当根据现场水平静载试验结果确定m时：若m取值较大，则对应的水平荷载较小，水平位移也较小，在这种情况下，单桩水平承载力特征值由水平极限承载力确定，从而使设计结果偏于安全；若由水平位移确定，则会使设计结果偏于危险。反之，若m取较小值，则对应的桩顶水平荷载、水平位移较大，此时，单桩水平承载力特征值由水平极限承载力确定，设计结果将偏于危险；若由水平位移确定，则设计结果偏安全。因此，在使用临界荷载或桩顶水平位移确定单桩承载力特征值存在安全隐患时，应综合考虑承载力和水平位移这2个控制要素确定单桩水平承载力特征值。

3.3.2 地基土水平抗力系数的比例系数的取值

单桩水平承载力计算是高度的非线性问题，单桩水平承载特性的理论研究方法主要有弹性地基反力法、弹性理论法、p-y曲线法及NL 计算方法[23]等。在实际工程设计中，《规范》[18]提出了基于弹性地基反力的m法，而土层的m取值对单桩水平承载力有较大影响，所以，根据本试验中4根试桩对m的取值问题进行探讨。

地基土水平抗力系数的比例系数m宜通过单桩水平静载试验确定，当无静载试验资料时，则根据实际土层情况按照《规范》[18]推荐的m进行取值。在本次试验中，各试桩桩顶无约束且水平力位于地面位置，因此，可按照《规范》[18]推荐的公式进行计算：

其中：m为地基土水平抗力系数的比例系数，kN/m4；α为PC管桩的水平变形系数，m-1；vy为桩顶水平位移系数，可根据式(4)试算，当αh≥40 时(h为桩的入土深度)，vy=2.441；H为单桩水平荷载，kN；Y0为水平力作用点的水平位移，m；EI为桩身抗弯刚度，kN·m2；E为桩身材料弹性模量，MPa；I为桩身换算截面惯性矩，m4；b0为桩身计算宽度，m；D为桩径，m。对于圆形桩：当桩径D≤1 m 时，b0=0.9(1.5D+0.5)；当桩径D>1 m 时，b0=0.9(D+1)，

根据《规范》[18]，可按桩顶位移为10 mm 时的水平荷载反算m，统计4根试桩的地基土水平抗力系数的比例系数m的反算结果和《规范》[18]的推荐值，见表7。按《规范》[18]推荐选取m时，只考虑主要影响深度为hm=2(D+1)范围内的土层m作为计算值。

表7 试桩m的计算结果Table 7 Calculation result of m value of test pile

由表7可知：由试验结果反算得到的m总体上均大于《规范》[18]给出的推荐值。试桩SZ-12 和SZ-14反算的m均高于《规范》[18]推荐的上限值，试桩SZ-12反算的m甚至高于《规范》[18]推荐上限值的2 倍以上；试桩SZ-13 和SZ-15 反算的m介于《规范》[18]推荐值的上限值与下限值之间，且更接近上限值。由此可知，《规范》[18]所推荐的m偏于保守。在实际工程中，建议采用现场载荷试验与《规范》[18]相结合的方法确定单桩水平承载力。

4 结论

1) 在竖向荷载作用下，试桩SZ-01、SZ-02、SZ-03、SZ-06和SZ-08的Q-s曲线呈缓变-陡降形，桩身回弹较小，弹性工作性状不明显。试桩SZ-04、SZ-05和SZ-07的Q-s曲线呈缓变型，桩身回弹较大，弹性工作性状较明显；单桩竖向抗压承载力受桩径、桩长、桩端持力层以及桩周土层力学性质的影响较显著。

2) 在竖向拉拔荷载作用下，试桩SZ-09 和SZ-11 的U-δ曲线呈缓变-陡降形，试桩发生破坏，卸载后桩身未出现回弹现象；试桩SZ-10 的U-δ曲线呈缓变形，桩身回弹率较高，桩身弹性工作性状明显；单桩竖向抗拔承载力与桩径、桩长及桩周土的力学性质呈正相关。单桩水平承载力主要受桩径及桩周土力学性质的影响较大。

3) 在本试验条件下，3种单桩竖向抗压极限承载力预测模型均能较好地拟合其Q-s曲线的弹性段。指数曲线模型则可以较好地预测Q-s曲线的弹塑性阶段或塑性变形阶段；指数曲线模型对单桩竖向抗压极限承载力预测精度最高，调整双曲线模型次之，双曲线模型预测的预测结果误差较大。

4) 根据现场试验结果对m进行取值时，建议以承载力和变形这2个指标进行双重控制；在桩顶水平位移超过10 mm时，m将逐渐收敛并趋于一定值。在实际工程中，建议采用现场载荷试验与JGJ 106—2014《建筑桩基检测技术规范》相结合的方法确定单桩水平承载力。