众多震害及工程实测资料［1-4］显示，采用刚性连接桩的承台与桩头节点处较为薄弱。当受到较大的水平荷载时容易发生节点弯剪破坏。针对此问题，国内外部分学者认为可以改变桩头与承台连接处内部的节点构造［5］，降低桩头节点刚度以避免节点破坏。也有文献［6］的研究成果表明，改变桩头与承台锚固钢筋形式有助于提高节点抗弯承载能力。还有部分学者认为削弱桩头与承台的连接程度，在桩顶-承台连接处预留净空［7-8］，或在桩顶与承台连接部位填充积层橡胶及其他吸能缓冲物质［9-10］均可避免节点破坏。大多数现有措施均着力于改变桩头与承台连接处的内部构造，且部分增强措施对施工工艺要求较高且施工难度大。目前鲜有涉及桩头与承台连接处外部增强的研究。为此薛江炜提出无连接形式—“桩伴侣”［11］，宣怀珍等［12］，郭昭胜等［13］研究了PHC 管桩桩头外侧设置“加强环”前后节点的抗震性能和影响因素。本文针对桩头外部变刚度增强措施，通过开展模型试验和数值模拟，分别研究桩头与承台连接处设置不同变刚度构造前后的抗震性能和水平承载特性，并对一些可能影响变刚度构造桩头水平承载性能的因素进行分析，寻求最佳工程使用场景。
1 模型试验
1.1 试验概况
设计5 种不同桩头构造的模型试件P-1—P-5，构造示意图如图1 所示。其中P-1 和P-4 分别为单桩和双桩与承台普通连接；P-2 基于P-1 在桩头设置混凝土预制加强环，加强环内径等于桩径，并将加强环与桩头共同嵌入承台0.2D；P-3 在桩头设置混凝土圆形薄壁套筒—“桩伴侣”［11］，仅将“桩伴侣”嵌入承台0.2D，桩头及桩身纵筋均不嵌入承台，同时将承台尺寸放大以满足“桩伴侣”锚固要求；P-5基于P-4 在双桩桩头之间设置厚度为22.5 mm 的混凝土预制连接墙，连接墙侧面及顶面钢筋伸入桩身和承台。在1.2 m×1.2 m×1.2 m 土工箱内开展两组水平往复加载对照试验，所有试件均按照1∶10 比例进行缩尺。其中桩采用混凝土实心桩，桩身、承台、加强环、桩伴侣和连接墙均采用高强混凝土灌浆料现场浇注制成。基桩和承台经养护后强度等级分别达到C60 和C40；内部钢筋选用镀锌铁丝，材性试验测得其抗拉强度设计值fy=345 MPa；模型土选用无黏性干砂，试验过程忽略含水率的影响，过2 mm 筛并干燥后实测得到其密度ρ=1.69 g/cm³，内摩擦角φ=20°，黏聚力c=0 kPa。其他试验参数见表1。
图1 不同桩头构造配筋图（mm）
Fig.1 Reinforcement diagram of different pile heads（mm）
表1 试验参数
Table 1 Experimental parametersmm
组号桩径桩长宽高1 2试件编号P-1 P-2 P-3 P-4 P-5 900 900 900 900 900 45 45 45 45 45桩身配筋纵筋6Φ2.5 6Φ2.5 6Φ2.5 6Φ2.5 6Φ2.5箍筋Φ1.2@20 Φ1.2@20 Φ1.2@20 Φ1.2@20 Φ1.2@20承台尺寸长155 155 260 315 315 155 155 260 135 135 155 155 155 135 135嵌固深度0.2D 0.2D 0D 1.0D 1.0D
1.2 加载制度与装置
如图2 所示，加载装置选用50 kN 量程的电液伺服作动器，加载点位于设置在承台上部并锚固其内的加载钢管上，加载点距离承台顶面540 mm。根据《建筑抗震试验规程》（JGJ 101-2015）［14］规定：由于桩身埋置在土中，加载时无法观察到桩身及桩内钢筋的屈服情况，加载过程全程采用位移控制加载。单桩每级位移增量1 mm，每级循环3 次，分18级加载；双桩每级位移增量2 mm，每级循环3 次，分10 级加载。每完成一个方向加载持荷5 min，然后卸载至0，再持荷5 min，然后反向加载。
图2 加载装置示意图（mm）
Fig.2 Schematic diagram of loading device（mm）
1.3 试验结果及分析
加载完成后，将各试件取出观察裂缝发展情况，得到不同桩头构造试件的裂缝形态示意图如图3 所示。从图3（a）、3（d）中可以看出，P-1 和P-4 均在桩头与承台结合处附近出现较为明显的环向裂缝。P-2 在加强环末端与桩身结合处出现较明显的环向裂缝，裂缝宽度可达0.4 mm 左右，这种现象在P-3 和P-5 中也同样出现，主要由于刚度突变导致的应力集中。如图3（c）所示，P-3 在“桩伴侣”上靠近承台的位置处出现一道长度约为一半桩径的明显裂缝，最大裂缝宽度达到2.5 mm；桩身并未出现较明显裂缝。表明桩身内力较小，而“桩伴侣”与承台直接相连导致受弯发生脆性破坏造成较大开裂。
图3 试件破坏形态
Fig.3 Failure forms of specimens
由骨架曲线图4 中可以看出，对于P-1—P-3，P-1 和P-2 均不同程度提高桩顶抗震性能，且由于P-3 承台与土接触面积较大，土能够提供较大土反力，故抗震性能最好。单桩正反加载方向的差异主要是由于加载前后试件发生不对称破坏或偏转造成。双桩间增设连接墙的P-5 正反向加载时的水平承载力较普通连接的P-4 分别提高22.59% 和20.87%，且耗能能力也较后者有所提高。双桩正反向加载方向的差异较小，体现出桩间增设连接墙抗震性能优越性。
图4 不同桩头构造骨架曲线
Fig.4 Skeleton curves of different pile heads
2 群桩变刚度桩头构造形式及机理分析
2.1 群桩桩头构造形式
基于上述变刚度桩头增强构造，以实际输电线路基础工程低承台PHC 群桩基础为背景。其中单根管桩型号为PHC-AB-600-130-12，接桩后桩长L=24 m，外径D=600 mm，管桩壁厚t=130 mm；布置形式为2×2，桩间距为4D；承台长×宽×高为4 m×4 m×1.3 m。共考虑如图5 所示四种构造形式。
图5 群桩不同桩头构造示意图
Fig.5 Schematic diagram of different pile heads of pile groups
如图5（a）所示，管桩为不截桩形式。根据文献［15］，桩头嵌进承台400 mm 并通过锚固钢筋与承台直接连接，（近似为桩头与承台刚接），详细连接方式见图6，以下简称GZ-1。
图6 桩头与承台连接节点详图（mm）
Fig.6 Pile head and pile cap connection node details（mm）
如图5（b）所示，基于GZ-1，在每根管桩桩头外侧设置一个高h1=5D、外径D1=2D、壁厚t1=0.5D的混凝土加强环。浇注前先将加强环钢筋骨架和桩-承台钢筋骨架放置好，再浇注混凝土。其中加强环通过锚固钢筋与承台连接；纵筋采用12Φ12，箍筋采用Φ8@200；纵筋锚入承台500 mm（加强环和桩头与承台均近似刚接），以下简称GZ-2。
如图5（c）所示，基于GZ-1，在每根管桩桩头外侧设置一个高h2=5D、外径D2=2D、壁厚t2=0.25D的预制混凝土圆形薄壁套筒，简称圆形套筒。与“桩伴侣”不同，圆形套筒与承台整体浇筑。内部配有12Φ12 纵筋，与加强环一样，纵筋锚入承台500 mm，并在浇筑承台混凝土前在圆形套筒与桩壁之间填入开挖地基土并压实，以下简称GZ-3。
如图5（d）所示，基于GZ-1，在桩头两两之间设置预制连接墙。连接墙高h3=5D，宽度b=0.5D，连接墙内配有Φ12@20 双向钢筋网。连接墙与管桩采用机械连接，以下简称GZ-4。
2.2 变刚度构造增强机理分析
本研究单根PHC 管桩外径600 mm，桩长24 m。桩径较小且入土深度较大，桩的相对抗弯刚度较小。根据《港口工程桩基规范》（JTS167-2012）［16］，经计算，桩的相对刚度系数T=8.6 m。故本研究单根管桩属于弹性中长桩范围。
参考文献［17-18］分析思路，如图7 所示，取变刚度构造高度hG范围，当该低承台侧壁中心受到较大单向水平荷载H 时，承台会发生转动。此时水平荷载会由承台自上而下传递到管桩上，管桩此时在水平荷载作用下也会产生侧移，继而挤压桩周土体。承台及各桩前侧产生被动土压力来抵抗管桩位移，后侧产生主动土压力，因较小故可以忽略不计。对于弹性中长桩，桩身上部会产生挠曲变形，同时弯矩较大；桩身下部没有变形，地基土几乎没有发挥作用。水平荷载H 由三部分力共同抵抗，分别是承台前侧受到的被动土压力合力P1、群桩桩体前侧受到的被动土压力合力P2以及承台下方受到的水平方向摩阻力合力Fs。其中，
图7 GZ-1 水平方向工作性状示意图
Fig.7 Schematic diagram of GZ-1 horizontal behaviour
式中H 为水平外荷载，kN，p1（h）为承台前侧受到的单位被动土压力，kPa，ds1为承台单位受力面积在竖直方向上的投影，m2，p2（h）为前桩前侧受到的单位被动土压力，kPa，p3（h）为后桩前侧受到的单位被动土压力，kPa，ds2为群桩单位受力面积在竖直方向上的投影，m2，θ为承台和桩身转角，（°），b0为承台宽度，m，h0为承台高度，m。
由图8 所示加强环、圆形套筒采用变刚度的思想。假设桩身内部、加强环、圆形套筒内钢筋抗弯刚度忽略不计，桩身、地基土和圆形套筒填土弹性模量均按表2取值，利用组合截面抗弯刚度计算公式［17］：
图8 等效刚度示意图（mm）
Fig.8 Schematic diagram of GZ-1 horizontal behaviour
表2 数值模拟中材料参数
Table 2 Material parameters in numerical simulation
材料名称地基土管桩承台加强环圆形套筒填土连接墙密度/（kg·m-3）1700 2500 2500 2500 2500 1800 2500弹性模量/MPa 17 3.8×104 3.2×104 3.0×104 3.0×104 80 3.0×104泊松比0.3 0.2 0.2 0.2 0.2 0.35 0.2黏聚力/kPa 25内摩擦角/（°）20——5——0—25.5—
式中Ei指i 区域材料的弹性模量，MPa；Ii指i 区域截面的惯性矩，m4。
由式（3），GZ-2、GZ-3 通过扩大桩头截面，可以增加与地基土的接触面积，间接提高公式中D 值，使更多地基土发挥作用提供被动土压力，改善了桩土荷载分担比。圆形套筒和连接墙对地基土还具有三向约束作用，可以起到加固桩周土体，改善地基承载力不足的影响。GZ-4 各桩头两两之间通过连接墙连接，间接提高了公式中h0的值。由式（4）计算得到GZ-1—GZ-4 的群桩等效刚度分别为4.29×106 kN·m2、1.62×108 kN·m2、9.42×107 kN·m2、7.21×107 kN·m2。可知GZ-2—GZ-4 通过置换桩头周围土层，使得桩头周围抗弯刚度分别提高约37.8 倍、22.0 倍和16.8 倍，且GZ-4 在后桩沿加载方向发生水平位移时，连接墙和前桩还可以提供反力，提高节点的牢固性。再者，变刚度构造可以在有效保护桩头的同时，自身也能分担一部分水平荷载。因此与桩-承台-土构成复合受力体系可以充分提高群桩水平承载力。
3 有限元建模过程与模型验证
3.1 有限元建模过程
基于前述机理分析，使用ABAQUS 非线性有限元分析软件建立三维模型，模型选用实体单元（C3D8R）。地基土采用Mohr-Coulomb 本构，根据管桩尺寸考虑边界效应，确定地基土尺寸长×宽×高为30 m×30 m×50 m。桩、承台、连接墙以及圆形套筒均采用弹性模型建模，计算过程假设承台与桩顶为整体浇注不发生变形，故可以将桩顶与承台设为绑定接触。桩与桩侧土接触面的切向行为采用罚摩擦（penalty）计算公式来计算，摩擦系数μ 设置为0.45；法向模型采用硬接触（hard），当桩与土接触存在间隙时不传递法向压力。
3.2 有限元模型验证
基于亓乐等［19］单桩现场试验数据成果进行建模，对本研究有限元分析模型进行验证。其中试桩型号为PHC-AB-600-130，桩长25 m，地基土的主要物理性质指标如图9 所示。
图9 现场试验［19］地基土物理力学指标
Fig.9 Physical and mechanical indexes of foundation soil
荷载施加参考《建筑基桩检测技术规范》（JGJ 106-2014）［20］规定：采用慢速维持荷载法在桩顶面中心处进行加载。在合理范围内调整桩土参数不断试算［21-22］，最终确定本研究数值模拟中各材料的参数取值如表2 所示。
现场试验与数值模拟得出的水平荷载-水平位移曲线如图10 所示，由图可知二者总体平均拟合度小于10%，能够验证有限元建模方法和材料参数选取的合理性，满足本研究分析的精度要求。
图10 现场试验与数值模拟荷载-位移曲线对比
Fig.10 Comparison of load-displacement curves between field test and numerical simulation
4 有限元模拟结果
4.1 桩顶荷载-位移曲线分析
GZ-1—GZ-4 加载过程均采用力控制，按上述规范［20］所述慢速维持荷载法，如图7 所示在承台侧面中点处分10 级单调施加水平集中荷载。经过多次试算得到，不同构造水平方向荷载-位移曲线均无明显拐点，取单桩水平位移40 mm 对应的荷载为极限荷载Hu［23］。由于本研究模拟群桩基础受到较大荷载的情况，故实际水平荷载加载至约1.6Hu=3 200 kN。得到水平方向不同桩头构造形式下前、后桩顶荷载-位移变化关系如图11 所示，由于前、后桩位移大小相差不大，取后桩为研究对象。水平荷载施加至3 200 kN 时，桩顶水平位移达到83.63 mm。GZ-2—GZ-4 桩顶水平位移分别为58.61、60.00、60.63 mm，相较于GZ-1 分别减小了29.92%、28.25%、27.50%。可见在受到较大水平荷载时，变刚度构造的存在可以提高桩顶水平承载力，GZ-2效果略优于GZ-3 和GZ-4；但在混凝土用量上，圆套筒和连接墙相较于加强环能够节省约41.89%和36.28%。
图11 不同桩头构造形式桩顶荷载-位移曲线
Fig.11 Load-displacement curves of pile top with different pile top structural forms
4.2 弯矩分析
提取不同构造形式单根管桩桩身弯矩随桩长变化曲线如图12 所示，从图中可以看出无论是前桩还是后桩，四种构造形式下桩身弯矩变化趋势基本一致，且前桩弯矩要大于后桩。取桩顶负弯矩和桩身弯矩最大值绘制为图13。由图中可以看出，在1.6Hu作用下GZ-1 前、后桩桩顶负弯矩明显高于其他三种构造形式。GZ-2—GZ-4 前桩桩顶弯矩分别仅为GZ-1 的9.18%、14.91%、1.82%；后桩桩顶弯矩仅为GZ-1 的10.41%、17.07%、1.10%。GZ-1—GZ-3 承台与管桩桩顶组合截面弯矩分配情况如图14 所示，可以看出加强环和圆套筒的存在可以分担绝大部分桩顶负弯矩，起到保护桩头和承台的连接处的作用；而设置连接墙的GZ-4 依靠墙体的刚度和对前后桩头固定作用几乎能完全消除桩顶负弯矩的影响。同时如图7 所示，弹性桩发生弯曲变形时，前桩实际受压，桩头与承台连接处会出现较为严重的应力集中。加强环和圆形套筒间接增大桩头与承台接触面，减缓应力集中。但如图15 所示，在二者末端截面变化处附近容易出现新的应力集中，且GZ-4 尤为明显，这也与1.3 节所述试验现象相符。
图12 不同构造形式桩身弯矩图
Fig.12 Pile bending moment curves of different structural forms
图13 不同桩头构造形式桩顶、桩身弯矩最大值
Fig.13 The maximum bending moment of pile top and pile body in different pile top structural forms
图14 桩顶组合截面弯矩分配情况
Fig.14 Moment distributions of pile top composite sections
图15 承台-变刚度构造应力云图
Fig.15 Cap-variable stiffness tectonic stress cloud diagrams
不同桩头构造形式并未改变桩身弯矩分布特征。但可以看出由于加强环、连接墙和套筒的存在可以减小桩身最大弯矩。其中GZ-2—GZ-4 分别使前桩桩身最大弯矩减小42.2%、40.1%、42.3%；后桩桩身最大弯矩减小41.2%、38.5%、42.6%。
4.3 地基土变形分析
四种桩头构造形式在施加1.6Hu时地基土变形云图如图16 所示。可以看出，GZ-1 对应的地基土在加载方向上最大水平位移为94.7 mm，而GZ-2—GZ-4 所对应的地基土在加载方向上最大水平位移分别为69.6、70.7、73.8 mm；相较于GZ-1 分别减小了26.53%、25.4%、22.1%。同时从变形云图可以看出GZ-2—GZ-4 的地基土工作范围更大。可见变刚度构造的存在可以分担一部分水平荷载，增大与地基土的接触面积，同时通过圆形套筒和连接墙的三向约束作用，提高桩周土抗力，进而减小地基土水平变形。
图16 不同桩头构造形式地基土变形云图
Fig.16 Deformation cloud diagrams of foundation soils with different pile top structural forms
5 参数分析
上述提到在桩头和承台连接处设置变刚度构造可以有效提高桩顶和桩身的水平承载力和水平抗弯性能，保护桩头与承台连接处，避免在较大水平荷载下发生破坏。而经计算，相较于加强环，圆形套筒和连接墙只需使用加强环60%左右的混凝土量便可以达到与加强环近似的改善效果；从经济的角度上更适合实际工程使用，且连接墙的存在几乎能完全消除桩顶负弯矩的影响。故基于GZ-3 和GZ-4，研究可能影响变刚度构造措施水平承载性能的因素。
5.1 高径比的影响
定义变刚度构造的高度与桩径的比值hi/D 为高径比。按表3 选取不同高径比圆形套筒、连接墙，按上文所述方法进行建模，得到对应前、后桩桩身弯矩及桩顶负弯矩变化曲线分别如图17 和图18所示。
图17 不同高径比圆形套筒弯矩对比
Fig.17 Comparison of bending moments of circular sleeves with different height-diameter ratios
图18 不同高径比连接墙弯矩对比
Fig.18 Comparison of bending moments of connecting walls with different height-diameter ratios
表3 高径比选取工况
Table 3 Height-diameter ratio selection conditions
构件名称圆形套筒连接墙变刚度构造高径比hi/D 2.5 2.5 5.0 5.0 7.5 7.5 10 10
对于GZ-3，由图17 可知，在桩身弯矩有效范围内，前、后桩桩顶负弯矩随着圆形套筒高径比的增加而减小，圆形套筒高径比的变化并不改变桩身最大正弯矩的位置，但桩顶负弯矩减小幅度并不是呈线性变化。其中圆形套筒在h2/D＜5 时，随着高径比的增大，桩顶负弯矩减小的幅度较大；而当h2/D＞5 时，前、后桩桩顶弯矩几乎不再减小，同时高径比的改变对桩身最大正弯矩的影响较小。对于GZ-4，如图18 所示，h3/D 在2.5～5 的范围内桩顶负弯矩减小幅度较大；h3/D＞5 时，桩顶负弯矩几乎基本不发生变化。h3/D=2.5 时，在连接强末端截面变化处附近前、后负弯矩达到最大分别为-331.3 kN·m和-270.9 kN·m。可见当连接墙高径比较小时，截面变化处内力较大，此时桩顶的位置近似下移至连接墙末端。同时，h3/D=10 时后桩桩身最大弯矩与h3/D=2.5 时的桩身最大弯矩相当，桩身最不利位置也变成连接墙末端截面变化处。可见对于GZ-4，连接墙高径比过大或过小都不利于桩身抗弯承载力的发挥。变刚度构造高径比较小时，对水平抗弯能力的提升较为有限，适当增加高径比能够提高桩顶水平抗弯承载能力；而当高径比超过一定限值时，破坏截面会出现下移，高径比对水平抗弯性能的贡献便难以体现，继续增加高径比会造成建筑材料不必要的浪费，这与宣怀珍［14］研究得出的结论一致。
5.2 圆形套筒厚径比的影响
定义GZ-3 的壁厚与桩径的比值ti/D 为厚径比。当圆形套筒h2/D=5 时，按表4 选取不同径厚比圆形套筒进行建模分析，得到对应前、后桩桩身弯矩对比曲线结果如图19 所示。
图19 不同厚径比圆形套筒弯矩对比
Fig.19 Comparison of bending moments of circular sleeves with different thickness -diameter ratios
表4 厚径比选取工况
Table 4 Thickness-diameter ratio selection conditions
构件名称圆形套筒变刚度构造厚径比ti/D 0.15 0.25 0.35 0.45
由图19 可知，随着圆形套筒的厚径比的增加，桩顶负弯矩逐渐减小。前、后桩减小幅度大致相同，且桩身最大弯矩大小和位置基本不受影响。t2/D=0.45 时，前、后桩顶负弯矩为-119.1 kN·m 和-73.28 kN·m，分别为t2/D=0.15 时的50.3% 和46.5%。不同厚径比变刚度构造桩顶弯矩分担情况如图20 所示，可见增加圆形套筒的厚径比有助于提高前后桩桩顶变截面抗弯刚度，提高该截面变刚度构造弯矩分担比，进而减小桩头负弯矩，提高桩头抗弯承载性能，且前后桩相差不大。
图20 不同厚径比时桩顶组合截面弯矩分配情况
Fig.20 Moment distributions of pile top composite sections under different thickness-diameter ratios
5.3 圆形套筒中填土弹性模量的影响
根据填入地基土时压实情况的不同，得到GZ-3 中不同填土弹性模量下前后桩顶、桩身弯矩最大值如图21 所示。由图21 可知，随着圆形套筒中填土模量的增大，前、后桩顶负弯矩出现一定幅度减小，最大降低幅度为28.0%，但需要填土弹性模量达到150 MPa，并且填土弹性模量的增大并不能有效降低桩身最大正弯矩。可见GZ-3 中填土模量的增大能够提高桩顶截面抗弯刚度，提高桩顶抗弯承载性能，但对桩身抗弯承载力的贡献很小。
图21 不同填土弹性模量下GZ-3 桩顶、桩身弯矩最大值
Fig.21 The maximum bending moments of pile top and pile body in different elastic modulus of fill
5.4 地基土弹性模量的影响
为研究同一荷载水平条件下地基土弹性模量的变化对GZ-3 和GZ-4 桩顶水平抗弯性能的提高程度的影响，分别选取4 种不同土质情况下地基土进行分析研究，包括淤泥、松砂、粉砂、砂质黏土，分别对应的弹性模量E 为7 MPa、17 MPa、27 MPa、37 MPa，得到前、后桩桩顶弯矩绝对值变化如图22所示。
图22 不同地基土弹性模量下桩顶负弯矩
Fig.22 Negative bending moments of pile tops under different elastic modulus of foundation soil
从图22 中可以看出前（后）桩桩顶负弯矩随着地基土弹性模量的增大而减小。通过对比不同地基土弹性模量下前、后桩顶负弯矩减小程度可以发现，相较于GZ-1，GZ-4 几乎能完全消除桩顶部负弯矩的影响，且不受土质变化的影响。地基土弹性模量的变化基本不会改变GZ-3 和GZ-4 桩顶负弯矩的减小程度，且后桩减小程度要大于前桩。说明GZ-3 和GZ-4 可以在任何土质情况下发挥作用，并且GZ-4 桩顶水平抗弯承载性能要优于GZ-3。由图23 可知，前（后）桩桩身最大弯矩同样随着地基土弹性模量的增大而减小，但减小幅度有所不同；当土质较差（E＜7 MPa）时，增大地基土的弹性模量对桩身最大弯矩的减小效果更加明显。相较于GZ-3桩身最大弯矩减小程度，在E=7 MPa 附近，GZ-4更加明显；在E＞17 MPa 时，GZ-3 基本不变；而GZ-4 始终随着地基土弹性模量增大而增大，只不过增大幅度放缓。
图23 不同地基土弹性模量下桩身最大弯矩
Fig.23 The maximum bending moments of piles under different elastic modulus of foundation soil
6 结束语
针对桩头外部变刚度增强措施，通过开展模型试验和有限元分析分别研究设置变刚度构造前后桩顶抗震性能和水平承载能力的变化，并分析不同高径比、厚径比、填土弹性模量和地基土弹性模量的影响，得到主要结论如下：
1）桩头外部设置变刚度增强措施通过扩大桩头截面和提高桩头抗弯刚度能够提高桩头节点的抗震和水平承载性能。连接墙和圆形套筒每立方米仅需使用约60%加强环的混凝土用量即可达到与后者相近的提升效果，且设置连接墙对于减小桩顶负弯矩的影响程度最为明显。
2）适当增加圆形套筒高径比能够提高桩顶水平承载力，但超过一定限制时，继续增加高径比水平承载力也很难再有所提高。对于圆形套筒应使h2/D＜5，而对于增设连接墙的GZ-4，连接墙的高径比过大或过小都不利于桩身抗弯承载力最佳发挥，应使h3/D 在5～7.5 之间，结合工程实际承载力需求确定数值。
3）增加圆形套筒的厚径比有助于提高变截面抗弯刚度，进而减小桩头负弯矩，提高桩头水平抗弯承载性能；GZ-3 中填土模量的变化虽能一定程度上减小桩顶负弯矩，但并不能影响桩身抗弯承载能力。
4）圆形套筒和连接墙可以在任何土质情况下发挥作用，并且在不同土质环境下连接墙对桩顶负弯矩减小程度要优于圆形套筒。对桩身最大弯矩的减小程度土质较差时，连接墙优于圆形套筒，土质较好时，二者相近。
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