譚海洲

(廣東省高速公路有限公司，廣東 廣州 510010)

隨著經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，中國(guó)的高速公路等基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)投入不斷加大，樁基工程得到了廣泛應(yīng)用。其中鉆孔灌注樁以其施工無(wú)擠土、環(huán)境噪音小、對(duì)地層適應(yīng)性強(qiáng)及承載力高等優(yōu)點(diǎn)，在江海大橋、城市高架道路、高等級(jí)公路等項(xiàng)目中得到廣泛的應(yīng)用。目前，中國(guó)鉆孔灌注樁最大直徑超過4 m，最大深度超過100 m，每年用量達(dá)到100萬(wàn)根以上。然而，由于工程地質(zhì)條件的復(fù)雜性與多樣性，高速公路基樁，特別是灌注樁的承載特性研究及其沉降的有效控制技術(shù)遠(yuǎn)落后于工程實(shí)踐的需要，如何保證灌注樁安全、高效地發(fā)揮其承載及減沉性能仍然是樁基工程中的熱點(diǎn)與難點(diǎn)問題。

灌注樁施工的現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)多，影響成樁質(zhì)量的設(shè)備及人為因素較多，質(zhì)量不夠穩(wěn)定。有時(shí)會(huì)發(fā)生縮頸、斷樁、樁身局部夾泥、樁身混凝土離析、樁頂混凝土疏松、混凝土強(qiáng)度較難保證等質(zhì)量事故；樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的發(fā)揮常隨設(shè)備、工藝變化而變化，且又在較大程度上受施工操作影響。

受機(jī)械類型、鉆頭直徑、成孔時(shí)間、泥漿性能、土層特性等的影響，鉆孔灌注樁成孔時(shí)間和孔壁形狀各不相同，造成成樁后的樁側(cè)極限摩阻力具有一定的不確定性。目前工程上廣泛采用的是以經(jīng)驗(yàn)方法為主，輔以檢測(cè)樁試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析，確定樁側(cè)極限摩阻力的大小，但得到的結(jié)果往往存在誤差。對(duì)于灌注樁樁側(cè)極限摩阻力的確定，目前仍處于探索階段。

綜上所述，影響鉆孔灌注樁承載力的因素及其沉降控制遠(yuǎn)比想象復(fù)雜。已有眾多學(xué)者注意到這個(gè)問題，對(duì)此進(jìn)行了探討，趙春風(fēng)對(duì)成孔卸載后灌注樁豎向承載機(jī)理進(jìn)行了研究；潘林有等對(duì)卸荷狀態(tài)下黏性土強(qiáng)度特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，但都未對(duì)黏性土中考慮成孔卸荷的灌注樁承載特性影響因素進(jìn)行研究。隨著鉆孔灌注樁的大量使用，有必要對(duì)黏性土中鉆孔灌注樁承載力特性及其沉降控制關(guān)鍵技術(shù)進(jìn)行研究。

1 依托工程

廣東省潮惠高速公路所經(jīng)過地段軟土地基比重較大，路線設(shè)置橋梁較多。例如：A1合同段起點(diǎn)位于潮州市潮安縣古巷鎮(zhèn)橫溪西側(cè)，連接規(guī)劃的漳州至玉林高速公路潮州段，路線經(jīng)潮州市的潮安縣、揭陽(yáng)市以及汕頭市的潮陽(yáng)區(qū)，終點(diǎn)位于揭陽(yáng)市揭西縣灰寨鎮(zhèn)連接A2合同段。A1合同段推薦方案起點(diǎn)樁號(hào)K0+000，終點(diǎn)樁號(hào)K76+863.015，路線全長(zhǎng)76.851 km。此外，共設(shè)連接線3條，其中潮州連接線、廈深鐵路潮汕站連接線及支線為一級(jí)公路連接線，潮州連接線長(zhǎng)2.981 km，其支線長(zhǎng)0.936 km；廈深鐵路潮汕站連接線長(zhǎng)5.989 km；谷饒連接線為利用舊路改造的二級(jí)公路連接線，路線長(zhǎng)9.675 km。主線全線設(shè)特大橋、大橋35 352 m/40座，中、小橋1 288 m/21座，隧道2 991.5 m/3座，互通立交9處；橋梁占路線總長(zhǎng)的比例為47.7%，隧道比例為3.9%，橋隧比例為51.6%。橋梁基礎(chǔ)幾乎全部采用灌注樁。

2 樁荷載傳遞函數(shù)的建立

2.1 荷載傳遞微分方程的建立

Seed和Colye提出的荷載傳遞法中將樁體劃分為數(shù)個(gè)彈性單元體，每一單元體與土體之間均用非線性彈簧聯(lián)系，其樁側(cè)和樁端應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系分別采用樁側(cè)荷載傳遞函數(shù)和樁端荷載傳遞函數(shù)表示。

如圖1所示，取單元體dz為分析對(duì)象，建立豎向平衡方程：

τ(z)Udz+Q(z)+dQ(z)=Q(z)

(1)

(2)

圖1 樁土體系荷載傳遞

單元體的彈性壓縮量dS(z)為：

(3)

式中：AP為樁身截面面積；EP為樁身彈性模量。

式(3)變換得：

(4)

將式(2)略作變換后代入式(4)，得到樁-土荷載傳遞的基本微分方程：

(5)

邊界條件為：

S(z)|z=0=S0

(6)

(7)

S(z)|z=l=Sb

(8)

(9)

式中：Pb為樁端阻力；Sb為樁端位移；P0為樁頂荷載；S0為樁頂沉降。

前面推導(dǎo)了樁土荷載傳遞過程的微分方程，為準(zhǔn)確反映大直徑灌注樁的荷載傳遞規(guī)律，需要確定合理的荷載傳遞函數(shù)。

2.2 樁側(cè)荷載傳遞函數(shù)的確立

荷載傳遞法的關(guān)鍵在于荷載傳遞函數(shù)的確定，目前確定荷載傳遞函數(shù)的方法主要有兩種：① 基于數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)得到的經(jīng)驗(yàn)公式；② 從樁土界面荷載傳遞機(jī)理出發(fā)分析得到的理論公式。經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式基于工程現(xiàn)場(chǎng)試樁數(shù)據(jù)得到，可考慮到現(xiàn)場(chǎng)的實(shí)際場(chǎng)地地層和施工工藝條件，具有很高的可信度，但不便于進(jìn)行機(jī)理分析。隨著灌注樁的大量運(yùn)用，急需提出可考慮施工工藝、場(chǎng)地條件、樁體自身因素的理論公式。在實(shí)際情況下，樁土界面荷載傳遞過程中在發(fā)生相對(duì)滑移的同時(shí)也會(huì)在樁周土中形成如圖2所示的沉降漏斗，KeijeKuwajima在砂土中進(jìn)行模型樁試驗(yàn)得到的樁周土變形圖如圖3所示，試驗(yàn)中所得的樁周土受荷影響區(qū)半徑與模型樁徑的比值rm/r0為4.3～4.7。rm/r0的比例可通過單剪試驗(yàn)中的滑移比Sratio來(lái)確定，滑移比Sratio的定義是界面相對(duì)位移占總剪切位移的比例，具體如圖4所示。

(10)

式中:ds、dt和dd如圖4所示。dt為總剪切位移；ds為界面相對(duì)位移；dd為土體內(nèi)部剪切變化。

圖2 豎向受荷下樁土體系沉降分布圖

圖3 模型樁樁周土體變化圖

圖4 接觸面單剪儀測(cè)定的滑移比示意圖

Ressol采用大型單剪儀對(duì)5個(gè)粗糙度等級(jí)的黏性土與混凝土板接觸面進(jìn)行試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，粗糙度對(duì)滑移比的影響沒有明顯規(guī)律。不考慮泥皮效應(yīng)時(shí)的5個(gè)接觸界面的平均滑移比為0.75，考慮泥皮效應(yīng)后滑移比下降到0.38(斑脫土泥皮)或0.45(聚合物泥皮)。實(shí)際情況下樁周土受荷影響區(qū)半徑可調(diào)整為：

rm=2.5Lρ(1-υs)(1-Sratio)

(11)

式中：L為樁長(zhǎng)；ρ為非均勻因素；υs為土泊松比。

對(duì)于受荷單樁，樁土界面處的相對(duì)位移S與界面剪應(yīng)力τ0和樁周土體的剪切模量G有關(guān)：

(12)

2.3 樁端荷載傳遞函數(shù)

目前樁端荷載傳遞函數(shù)常用的有拋物線形模型、指數(shù)形模型、理想彈塑性模型、三段線性模型。蔣建平發(fā)現(xiàn)樁端阻力隨樁端位移的變化主要有3種類型：線彈性模型、雙線性硬化模型和理想彈塑性模型。并認(rèn)為理想彈塑性模型主要對(duì)應(yīng)于樁端刺入破壞，而線彈性模型和雙線性硬化模型對(duì)應(yīng)于樁端整體剪切或局部剪切破壞。然而無(wú)論是彈塑性模型還是雙線性硬化模型都必須確定臨界塑性位移值，而這個(gè)取值范圍很大。Hirayama得出臨界樁端位移為16～31倍樁徑；而李富文得出為15 倍樁徑，姜立新得出的則大于40 mm。相應(yīng)這些值都要比樁側(cè)阻力所需的極限位移大很多，樁端土荷載發(fā)揮不是該文研究的主要重點(diǎn)，所以該文樁端荷載傳遞函數(shù)采用最簡(jiǎn)單的線彈性模型：

qb=kbSb

(13)

式中：qb為端阻力;Sb為樁端位移;kb為樁端土抗力剛度系數(shù);Randolph建議由Boussinesq公式得出：

kb=4Eb/rb(1-υ)

(14)

式中：Eb為樁端土彈性模量；rb為樁徑；υ為樁端土泊松比。

3 模型試驗(yàn)驗(yàn)證

依據(jù)潮惠高速公路項(xiàng)目工程現(xiàn)場(chǎng)勘察資料并結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)條件，根據(jù)相似理論確定模型土相應(yīng)土性指標(biāo)理想值，通過大量試驗(yàn)摸索掌握各組分對(duì)人工土土性指標(biāo)的影響，并據(jù)此不斷調(diào)整配比使人工土相應(yīng)指標(biāo)趨于理想值。最終確定模型試驗(yàn)黏性土的配比方案如表1所示，基本土性參數(shù)見表2。

表1 人工土配料及配比

表2 模型試驗(yàn)黏性土參數(shù)

模型土的裝填、模型樁的設(shè)計(jì)、加載方案以及模型樁成樁過程同砂土中灌注樁的室內(nèi)模型試驗(yàn)。

將黏性土中模型樁試驗(yàn)中的模型參數(shù)代入荷載傳遞法中計(jì)算，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖5所示。模型樁樁土界面強(qiáng)度參數(shù)取為相應(yīng)模型土參數(shù)的80%，S1、S2、S3和S4模型樁的泥皮厚度分別為0.10、0.44、0.75和0.87 mm，剪切帶厚度為1.5 mm。將4根樁的數(shù)據(jù)與計(jì)算曲線相對(duì)比，發(fā)現(xiàn)除個(gè)別數(shù)據(jù)(S1和S4模型樁后半段)有一定差異，是由于樁端荷載傳遞函數(shù)采用線彈性模型所導(dǎo)致，整體上計(jì)算曲線能真實(shí)反映模型樁豎向受荷過程。

圖5 模型試驗(yàn)樁Q-S數(shù)據(jù)與計(jì)算值對(duì)比

4 影響因素分析

鉆孔灌注樁在施工過程中，由于要在樁位處鉆孔，從而使得土體側(cè)向先要卸載，成孔的時(shí)間越長(zhǎng)，孔壁受孔外側(cè)土體側(cè)向壓力作用時(shí)間越長(zhǎng)，孔壁向內(nèi)側(cè)的變形也會(huì)越大；其次，鉆孔灌注樁采用泥漿護(hù)壁，實(shí)際上泥漿除了具有護(hù)壁功能外，還具有排渣及清孔功能。就護(hù)壁功能而言，泥漿與地基土形成泥皮，泥皮一方面起到保護(hù)孔壁不坍塌的作用，另一方面又起到泥漿與土層相互滲透的隔斷作用。然而，由于泥皮的存在，勢(shì)必導(dǎo)致樁的承載力與原土層的不同；再者，鉆孔灌注樁在成孔階段，由于使用的成孔設(shè)備不同、或相同成孔設(shè)備在各土層中鉆進(jìn)速度不同，均會(huì)造成成孔后的孔壁粗糙度不同，而不同的孔壁粗糙度對(duì)樁的承載能力有著顯著的影響，因此，該文主要從鉆孔時(shí)泥漿重度(成孔卸荷)、鉆孔泥皮厚度及樁土界面粗糙度3個(gè)方面分析對(duì)樁承載特性的影響。

為了進(jìn)行影響因素分析，以下算例中的基本參數(shù)為：樁長(zhǎng)40 m、樁徑1 m、樁彈性模量30 GPa；樁周土初始狀態(tài)參數(shù)：w0=20%、c=20 kPa、φ=19°、G=30 MPa；飽和狀態(tài)參數(shù)為：wsat=27.32%、csat=3.603 kPa、φsat=8.75°、Gsat=20 MPa。參照張廣興得出的結(jié)論，泥皮內(nèi)摩擦角取黏性土的80%，泥皮黏聚力取黏性土的78%。

4.1 鉆孔時(shí)泥漿重度(成孔卸荷)對(duì)樁承載特性的影響

灌注樁在鉆孔施工過程中柱形土體被鉆取，為了防止孔壁坍塌和嚴(yán)重縮徑，采用泥漿護(hù)壁工藝，而孔內(nèi)泥漿一定程度上緩解了孔周土體的卸荷效應(yīng)。但是考慮到鉆進(jìn)效率，孔內(nèi)泥漿重度不可能太大，所以孔周土體不可避免會(huì)發(fā)生卸荷縮徑。卸荷縮徑中的塑性位移部分無(wú)法恢復(fù)，所以在灌注混凝土過程中，即便混凝土側(cè)壓大于土體靜止土壓力，孔壁也還是有一部分塑性位移?；诖嗽?，該文對(duì)成孔卸荷時(shí)不同泥漿重度的承載形狀進(jìn)行了分析。

為了單獨(dú)分析成孔卸荷對(duì)灌注樁承載性狀的影響，在此不考慮泥皮的影響。成孔時(shí)不同泥漿重度對(duì)應(yīng)的灌注樁(樁徑1 m)Q-S曲線如圖6所示。

圖6 成孔時(shí)泥漿重度對(duì)樁Q-S曲線的影響

由圖6可知：4種泥漿重度對(duì)應(yīng)的單樁Q-S曲線基本走勢(shì)相同，沉降小于20 mm時(shí)荷載與沉降近似呈直線關(guān)系，樁頂沉降為20～60 mm時(shí)呈曲線，當(dāng)樁頂沉降大于60 mm后荷載與沉降又近似呈直線，樁頂沉降大于60 mm的直線具有一定斜率沒有出現(xiàn)陡降主要是由于樁端荷載傳遞采用線彈性模型所至。由于無(wú)法精確從圖中判讀出單樁豎向極限荷載值，所以根據(jù)JGJ 106—2003《建筑樁基檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》中第4.2.2規(guī)定，取樁頂沉降為0.05D(D為樁徑)時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載值為單樁豎向極限承載力。從圖中讀取的成孔時(shí)泥漿重度為10、10.5和11 kN/m3對(duì)應(yīng)的單樁豎向極限承載力分別為8 257.78、8 825.51和9 413.28 kN。而當(dāng)泥漿重度增至12 kN/m3時(shí)，可知卸荷不太明顯，所以得出的單樁豎向極限承載力最大，為11 478.67 kN。采用靜止土壓力計(jì)算樁側(cè)阻力的計(jì)算方法得到的Q-S曲線為圖6中虛線，采用靜止土壓力計(jì)算樁側(cè)阻力時(shí)得到的單樁豎向極限承載力為9 655.69 kN，比泥漿重度為10、10.5和11 kN/m3時(shí)的單樁豎向極限承載力要大，比泥漿重度為12 kN/m3時(shí)要小。泥漿重度為10、10.5、11、12 kN/m3時(shí)的單樁豎向極限承載力分別為以靜止土壓力計(jì)算樁側(cè)阻力所得的荷載傳遞法的單樁豎向極限承載力的85.52%、91.40%、97.49%和118.88%。

由于所編的荷載傳遞程序是由底向上進(jìn)行荷載的傳遞，該文分別選取樁端位移為1、5、10、20、50和100 mm時(shí)的樁軸力和樁側(cè)阻摩阻力進(jìn)行分析。當(dāng)樁端位移為1 mm時(shí)，樁端和樁側(cè)位移都很小，樁土界面摩擦處于彈性，所以軸力沿樁身基本呈直線分布。而樁側(cè)摩阻力則呈現(xiàn)出中間大兩頭小的非對(duì)稱分布模型，最大側(cè)阻力位置在樁頂往下10 m左右。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因主要是樁頂往下深度越大，樁土界面接觸應(yīng)力相應(yīng)增大，對(duì)于不同泥漿重度的條件下，只是增長(zhǎng)的效率不同而已，相應(yīng)樁土界面的極限側(cè)阻力也就越大，如圖7所示，出現(xiàn)淺部的隨深度增長(zhǎng)段，但深度越大，相應(yīng)樁土界面相對(duì)位移會(huì)越小，激發(fā)出的樁土界面摩擦阻力也就越小，綜合這兩個(gè)因素考慮，所以出現(xiàn)了下部樁阻力隨深度減小或保持不變的分布情況。隨著樁端位移的加大，樁側(cè)阻力慢慢被激發(fā)出來(lái)，在淺部，由于極限側(cè)阻力較小，而且由于樁自身壓縮導(dǎo)致樁頂出現(xiàn)最大位移值，所以淺部樁土界面首先被激發(fā)并迅速達(dá)到極限值。而深部樁土界面處的樁側(cè)阻力是逐步激發(fā)的，只有當(dāng)樁端位移達(dá)到一定值后，樁側(cè)阻力才全部激發(fā)出來(lái)。該文分析中取樁頂沉降為0.05D時(shí)的樁頂荷載為單樁極限承載力，從樁側(cè)阻力發(fā)揮曲線也可看出兩種情況下的樁側(cè)阻力差距很小，這也進(jìn)一步驗(yàn)證了取樁頂位移為0.05D對(duì)應(yīng)的樁頂荷載為單樁極限承載力的正確性。在加荷后期(即樁端位移較大時(shí))，考慮成孔卸荷時(shí)的樁側(cè)阻力分布在中上部有一個(gè)拐彎點(diǎn)，這主要是由于樁側(cè)極限側(cè)阻力沿深度的分布有一拐彎點(diǎn)，如圖7所示。不考慮成孔卸荷時(shí)，樁端位移從1～100 mm樁側(cè)阻力分布都較圓滑，沒有出現(xiàn)拐彎點(diǎn)。由圖7可知：成孔時(shí)泥漿重度越小，樁側(cè)阻力發(fā)揮越小，最終所能承受的樁頂荷載越小。

圖7 成孔時(shí)泥漿重度對(duì)樁極限側(cè)阻的影響

4.2 鉆孔泥皮厚度對(duì)樁承載特性的影響

在灌注樁施工過程中采用泥漿護(hù)壁，泥漿中水分在孔內(nèi)外壓差作用下向孔周土層滲濾。泥漿膠體中的微細(xì)固相顆粒凝聚于孔壁形成泥皮，這層泥皮壓縮模量小、抗剪強(qiáng)度低。構(gòu)成樁土荷載傳遞的薄弱層，大大削減了樁的豎向承載能力。李小勇發(fā)現(xiàn)泥皮使樁豎向承載力最大降低50%；霍鳳民發(fā)現(xiàn)泥皮過厚的鉆孔樁側(cè)阻力下降近50%。因此，該文對(duì)不同泥皮厚度下樁承載特性進(jìn)行分析。

為了分析泥皮厚度對(duì)單樁豎向承載特性的影響，該文以成孔泥漿重度為11 kN/m3為例，改變泥皮厚度，通過程序得出Q-S曲線、樁軸力和樁側(cè)阻力分布。圖8為泥皮厚度對(duì)單樁荷載沉降曲線的影響，如前面分析，仍然取樁頂沉降為0.05D時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載值為單樁豎向極限承載力。在不考慮泥皮時(shí)，單樁豎向極限承載力為9 413.28 kN，當(dāng)樁土界面泥皮厚度分別為2、4、6、8和10 mm時(shí)，單樁豎向極限承載力分別降低到8 045.80、6 886.66、5 979.52、5 336.07和4 990.63 kN，分別為不考慮泥皮時(shí)單樁豎向極限承載力的85.47%、73.16%、63.52%、56.69%和53.02%?？梢娔嗥?duì)灌注樁的豎向承載特性的影響相當(dāng)明顯，應(yīng)引起設(shè)計(jì)人員和施工單位的高度注意。

圖8 泥皮厚度對(duì)樁Q-S曲線的影響

泥皮越厚，樁側(cè)阻力越小。當(dāng)樁端位移為1 mm和5 mm時(shí)，泥皮對(duì)樁身軸力和樁側(cè)阻力的影響不是特別明顯，隨著樁端位移的加大，深部樁土界面摩阻力慢慢被激發(fā)，同時(shí)淺部樁土界面摩阻力進(jìn)入極限狀態(tài)，泥皮的影響顯現(xiàn)出來(lái)，泥皮嚴(yán)重降低了樁側(cè)阻力的發(fā)揮，這也可從樁端荷載分擔(dān)比的角度進(jìn)行分析，如圖9所示，樁端位移相同條件下，泥皮越厚，樁端荷載分擔(dān)比越大，取樁端位移為50 mm時(shí)的樁端荷載分擔(dān)比作對(duì)比分析，不考慮泥皮時(shí)樁端荷載分擔(dān)比為9.20%，泥皮厚度為2 mm時(shí)樁端荷載分擔(dān)比為10.80%，而當(dāng)泥皮增厚到10 mm時(shí)樁端荷載分擔(dān)比增加到17.56%。需要注意的是由于樁端采用線彈性模型，所以圖9顯示的樁端荷載分擔(dān)比并未出現(xiàn)陡變現(xiàn)象。

圖9 不同泥皮厚度對(duì)應(yīng)樁端荷載分擔(dān)比

不同泥皮厚度對(duì)應(yīng)的樁身各種極限側(cè)阻如圖10所示，由圖10可知：泥皮越厚，極限側(cè)阻力值越小，但變化規(guī)律是非線性的。以樁端處極限側(cè)阻力值為例(圖11)，從不考慮泥皮到泥皮厚度為2 mm，極限側(cè)阻力值急劇減小，隨著泥皮厚度的增大，極限側(cè)阻力值隨泥皮厚度的變化幅度越來(lái)越小。

圖10 泥皮厚度對(duì)樁極限側(cè)阻的影響

圖11 樁端處極限側(cè)阻力隨泥皮厚度的變化規(guī)律

4.3 樁土界面粗糙度對(duì)單樁承載特性的影響

與預(yù)制樁不同的是，灌注樁在成孔過程中由于鉆具不可避免發(fā)生晃動(dòng)會(huì)造成樁土界面粗糙不平。趙春風(fēng)以某高架道路一期工程為依托，對(duì)近萬(wàn)根不同樁長(zhǎng)、不同樁徑的灌注樁及旋挖成孔灌注樁中典型試樁進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)孔徑測(cè)試，發(fā)現(xiàn)在同一工程、同一規(guī)格、同一持力層、同一測(cè)試方法的情況下，采用不同鉆機(jī)和鉆頭，會(huì)形成不同粗糙度的樁土界面，單腰帶鉆頭導(dǎo)向性能較差，對(duì)應(yīng)的樁土界面類似于鋸齒狀，粗糙度較大。雙腰帶鉆頭導(dǎo)向性能相對(duì)較好，鉆進(jìn)平穩(wěn)，容易保證鉆孔的垂直度，形成的樁土界面相對(duì)光滑。通過大型結(jié)構(gòu)面剪切試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，界面粗糙度越大對(duì)應(yīng)的界面剪切強(qiáng)度越高?；诖嗽?，該文開展粗糙度對(duì)單樁承載特性的分析。

基于大型結(jié)構(gòu)面剪切試驗(yàn)結(jié)果，采用如圖12所示的規(guī)則界面，通過改變鋸齒齒高來(lái)量化粗糙度，并建立了考慮粗糙度的樁側(cè)荷載傳遞函數(shù)，得出的灌注樁荷載沉降曲線如圖13所示(算例中成孔時(shí)泥漿重度為11 kN/m3，沒有考慮泥皮)，樁土界面量化后的鋸齒越高，相同樁頂沉降對(duì)應(yīng)的豎向荷載值越大。

圖12 界面鋸齒示意圖

取樁頂沉降為0.05D時(shí)的樁頂荷載值為單樁豎向極限承載力。當(dāng)鋸齒齒高為0，即界面完全光滑時(shí)，從圖13中讀取的灌注樁單樁豎向承載力值為9 413.28 kN，而當(dāng)鋸齒高h(yuǎn)為2、4、6、8和10 mm時(shí)，對(duì)應(yīng)的灌注樁單樁豎向承載力值分別為9 794.65、10 169.80、10 556.46、10 906.56和11 238.94 kN。與界面完全光滑條件下的對(duì)應(yīng)值相比，單樁豎向承載力值分別增加了4.05%、8.04%、12.14%、15.86%和19.39%，可見界面粗糙度對(duì)樁豎向承載特性的發(fā)揮有利。

圖13 界面粗糙度對(duì)灌注樁Q-S曲線的影響

樁土界面粗糙度主要是通過影響樁周側(cè)阻力的分布來(lái)間接影響樁身軸力。加荷初期(樁端位移較小時(shí))，樁端位移為1、5和10 mm對(duì)應(yīng)的樁身軸力和樁周側(cè)阻力受樁土界面粗糙度影響很小，只有當(dāng)樁土界面相對(duì)位移較大時(shí)，界面粗糙度對(duì)樁側(cè)阻力的增大效應(yīng)才得以體現(xiàn)。樁土界面越粗糙，樁側(cè)極限側(cè)阻力值越大(圖14)，通過文獻(xiàn)分析可知，樁側(cè)極限側(cè)阻力并不會(huì)隨著界面粗糙度無(wú)限制的增長(zhǎng)，當(dāng)量化的鋸齒齒角大于45°以后，樁土界面剪切破壞面發(fā)生在土體內(nèi)部，粗糙度繼續(xù)增加不會(huì)改變樁側(cè)極限側(cè)阻力。而實(shí)際工程中的灌注樁樁土界面經(jīng)過量化后的鋸齒齒角極少大于45°。

圖14 界面粗糙度對(duì)樁側(cè)極限側(cè)阻力的影響

5 結(jié)論

基于提出的荷載傳遞函數(shù)對(duì)灌注樁承載性狀進(jìn)行分析，研究了灌注樁施工過程中泥漿重度、泥皮厚度、樁土界面粗糙度等因素對(duì)灌注樁豎向承載特性的影響，得出如下結(jié)論：

(1)灌注樁成孔過程中，泥漿重度越小，卸荷效應(yīng)越明顯，縮徑越嚴(yán)重，最終得到樁土界面徑向應(yīng)力也就越小，豎向承載過程中，樁側(cè)所能提供的摩擦阻力也越小。規(guī)范中采用靜止土壓力計(jì)算樁極限側(cè)阻與實(shí)際情況不相符，沒有考慮到成孔卸荷效應(yīng)，實(shí)際情況下的樁土界面徑向應(yīng)力大部分情況下比靜止土壓力要小，而在泥漿重度較大的情況下，樁土界面徑向應(yīng)力則大于原始土側(cè)壓。

(2)成孔過程中樁土界面產(chǎn)生的泥皮影響了樁側(cè)阻力的發(fā)揮，泥皮越厚，樁側(cè)極限側(cè)阻力越小，樁端情況相同時(shí)所能提供的單樁豎向承載力越小。當(dāng)樁土界面泥皮厚度達(dá)10 mm時(shí)，單樁豎向承載力僅為不考慮泥皮時(shí)單樁豎向承載力的53.02%。

(3)與泥皮相比，灌注樁在成孔過程中孔內(nèi)鉆具晃動(dòng)造成的粗糙孔壁則有利于灌注樁豎向承載性能的發(fā)揮?？妆诖植诙戎苯佑绊懙阶罱K樁土界面的界面摩擦角，量化后的樁土界面鋸齒齒高越高，樁土界面所激發(fā)的樁側(cè)阻力越大，最終得到的灌注樁單樁豎向承載力越大。