陳東升， 周標(biāo)和， 吳春燕， 湯 斌

(桂林理工大學(xué)廣西巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 桂林 541004)

近年來由于北部灣地區(qū)開發(fā)，一批國家重點(diǎn)工業(yè)項(xiàng)目坐落于廣東省湛江市東海島沿岸。這些項(xiàng)目中建(構(gòu))筑物的基礎(chǔ)形式大多采用樁基礎(chǔ)。以寶鋼湛江鋼鐵項(xiàng)目為例，其基礎(chǔ)形式均采用管樁基礎(chǔ)，埋深30～60 m。東海島沿岸地區(qū)廣泛分布著湛江組結(jié)構(gòu)性黏土，因其特有的工程性質(zhì)，處在該土層中的樁基極限承載力在不同時(shí)間段呈現(xiàn)出較大的差異。具體表現(xiàn)為沉樁初期承載力較低，而沉樁結(jié)束后其承載力并非一成不變，而是隨著時(shí)間的增長逐漸提高，表現(xiàn)出明顯的時(shí)效性。在湛江組結(jié)構(gòu)性黏土層中進(jìn)行樁基工程實(shí)踐時(shí)，如果能夠合理利用樁基承載力增加的時(shí)效性，在保證工程安全的前提下就可以降低工程成本。

20世紀(jì)初期Wendel首次發(fā)現(xiàn)樁基承載力隨時(shí)間而改變的現(xiàn)象并稱之為時(shí)效性，之后中外學(xué)者對其展開了深入研究。目前針對樁基時(shí)效性現(xiàn)象的研究手段主要有以下4種。

(1)理論分析法。王家濤等[1]基于球孔擴(kuò)張理論計(jì)算不同時(shí)間的樁側(cè)極限摩阻力和樁端阻力，進(jìn)而得出不同休止期靜壓樁極限承載力。李桂寶等[2]從荷載傳遞角度分析得出了軟土中預(yù)制樁不同休止期樁身不同部位的側(cè)摩阻力及樁土相對位移的變壞規(guī)律。曹權(quán)等[3]以有效應(yīng)力理論為基礎(chǔ)，在考慮了多層土中各個(gè)土層剛度指數(shù)對固結(jié)指數(shù)的影響，以及固結(jié)系數(shù)對孔隙水壓力消散規(guī)律的影響后得出了單樁樁側(cè)摩阻力時(shí)效性理論解。李靜培等[4]基于總應(yīng)力法推導(dǎo)出黏土地層中靜壓樁時(shí)變承載力解析解。李颯等[5]總結(jié)131根樁的實(shí)測數(shù)據(jù)提出以恢復(fù)速率作為極限承載力恢復(fù)指標(biāo)并建立了恢復(fù)速率與時(shí)間的關(guān)系。

(2)數(shù)值模擬法。趙健利等[6]利用Abaqus有限元分析軟件基于薄層單元法模擬單樁的擠土效應(yīng)，結(jié)果顯示單樁施工的有效影響范圍為5倍樁徑，豎向?yàn)?倍樁長。吳曾偉[7]應(yīng)用大型分析軟件GTS設(shè)置，摩擦單元對樁-土進(jìn)行三維有限元模擬，結(jié)果表明接觸面最終剪力、剪切模量、樁端彈簧剛度以及土體彈性模量對單樁豎向荷載作用下的Q-S曲線影響顯著。付冬[8]運(yùn)用Abaqus軟件對6根不同樁長的承載力形狀進(jìn)行模擬計(jì)算，得出不同樁長的Q-S曲線均為陡降型，有明顯拐點(diǎn)。馮志焱等[9]采用三維數(shù)值模擬分析了樁周土在固結(jié)過程中的孔隙水壓力、樁端阻力、樁側(cè)摩阻力與單樁承載力的變化規(guī)律。

(3)模型實(shí)驗(yàn)法。胡永強(qiáng)等[10]對樁土接觸界面滑動摩擦機(jī)制進(jìn)行研究，結(jié)果表明，樁土接觸面由濕摩擦轉(zhuǎn)變?yōu)楦赡Σ?，樁?cè)摩阻力提高。梁越等[11]通過改進(jìn)直剪實(shí)驗(yàn)研究鋼-土剪切特性，結(jié)果表明，隨著預(yù)壓時(shí)間的增長，土體摩擦角、黏聚力呈現(xiàn)增大的趨勢，一段時(shí)間后趨于穩(wěn)定。湯斌等[12]對湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中模型試驗(yàn)分析結(jié)果表明湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中樁基時(shí)效性明顯，在沉樁15 d以內(nèi)增長顯著。

(4)原位實(shí)驗(yàn)法。蔡偉群等[13]對江西地區(qū)部分試樁進(jìn)行多次復(fù)打檢測，單樁豎向極限承載力前期增長較快，4～8 d增長40%，后期增長緩慢。張明義等[14]對砂土及風(fēng)化砂巖中抗拔樁承載力分析，認(rèn)為泥漿護(hù)壁是導(dǎo)致單樁承載力時(shí)效性明顯的主要原因。左宏亮等[15]對哈爾濱地區(qū)某工程預(yù)應(yīng)力管樁進(jìn)行哥實(shí)復(fù)壓實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)其承載力在短時(shí)間內(nèi)有很大提高，在間隔10 d左右增長50%。鐘世心等[16]對現(xiàn)場試樁進(jìn)行承載力分析認(rèn)為擠土效應(yīng)并非是決定鋼管樁承載力時(shí)效性的關(guān)鍵因素，沉樁時(shí)對樁周土體擾動越小，承載力增長率越小。董春暉等[17]對山東濰坊地區(qū)工程試樁進(jìn)行復(fù)壓實(shí)驗(yàn)，認(rèn)為沉樁結(jié)束13 d后樁側(cè)摩阻力時(shí)效性發(fā)揮主要作用。以上研究表明，沉樁結(jié)束后樁基的承載力并不是穩(wěn)定不變的，而是隨時(shí)間的變化逐漸呈現(xiàn)增加的趨勢，樁土作用機(jī)制和樁基承載性狀具有明顯時(shí)效性并且存在地區(qū)差異和地層差異。但是承載力的增長幅度和速率受沉樁方式、樁的類型以及土體結(jié)構(gòu)、物理力學(xué)性質(zhì)等因素影響，它們之間的作用過程和方式以及對承載力的影響機(jī)理仍不被人們所完全掌握。

理論分析、數(shù)值模擬都是建立在理想化模型基礎(chǔ)之上的并不能有效地、全面地反映現(xiàn)場復(fù)雜的實(shí)際情況。室內(nèi)模型實(shí)驗(yàn)雖有相似理論做指導(dǎo)，可以貼近工程實(shí)際，但是室內(nèi)模型實(shí)驗(yàn)針對的基本都是擾動土或者重塑土，同樣很難反映現(xiàn)場的實(shí)際土層，模型樁多以鋼管、鋁管、PVC管制作，而工程實(shí)際基本是鋼混樁，因此樁土間摩擦存在差異。目前現(xiàn)場原位實(shí)驗(yàn)多以工程試樁為基礎(chǔ)對同一根樁進(jìn)行多次復(fù)壓法。采用此方法首先面臨的問題就是實(shí)驗(yàn)場地是否均勻。并且所有試樁是否在同一土層有待考究，其次對同一根試樁進(jìn)行多次復(fù)壓，勢必會對樁周土產(chǎn)生重復(fù)擾動，土體將會產(chǎn)生累計(jì)損傷。實(shí)驗(yàn)所得承載力很可能低于實(shí)際承載力。最后工程試樁往往穿越土層較多，不是單層土，因此很難確定是哪層土對承載力時(shí)效性貢獻(xiàn)起決定性因素，并且實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)單一，存在偶然性?；谝陨喜蛔?，現(xiàn)以廣東省湛江市一處具有典型湛江組黏土地層為地基，進(jìn)行單樁原位靜載試驗(yàn)，探討湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中單樁時(shí)效性與沉樁方式、樁型的關(guān)系，為實(shí)際工程設(shè)計(jì)，施工等提供理論指導(dǎo)和技術(shù)支持。

1 單樁原位靜載試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)場地概況

通過已有區(qū)域地質(zhì)資料及工程地質(zhì)調(diào)查，在廣東省湛江市東海島寶鋼湛江鋼鐵廠選取長約100 m、寬約10 m的空地進(jìn)行勘察、鉆探、取樣。對其進(jìn)行土體的物理力學(xué)性質(zhì)試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

表1 試驗(yàn)場地土體參數(shù)Table 1 Soil parameters of test site

1.2 單樁承載力時(shí)效性原位靜載試驗(yàn)

1.2.1 模型樁

試驗(yàn)采用的模型樁為鋼筋混凝土樁。在試驗(yàn)現(xiàn)場布置不同沉樁方式、不同樁型的模型樁，共4組，每組7根。模型樁設(shè)計(jì)參數(shù)如表2所示。

表2 模型樁設(shè)計(jì)參數(shù)Table 2 Model pile design parameters

1.2.2 試驗(yàn)裝置

反力裝置由長3.5 m、寬1.2 m、高0.5 m支架，1.8 m長、8 t地錨鉆4根，1 m橫梁兩根，以及鏈接裝置2個(gè)組成。加載裝置由10 t液壓千斤頂以及在千斤頂和模型樁之間設(shè)置的一根長1 m的傳力柱進(jìn)行加載，由BHR-4型重力傳感器及配套數(shù)字測力儀控制荷載分級。沉降觀測由加載點(diǎn)兩側(cè)對稱放置的數(shù)顯千分表提供。千分表放在基準(zhǔn)梁上。樁周土孔隙水壓力監(jiān)測由12個(gè)XB-140型振弦式孔隙水壓力計(jì)，以及XB-180型振弦式多功能讀數(shù)儀完成。試驗(yàn)裝置如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)裝置Fig.1 Test equipment

1.2.3 單樁原位靜載試驗(yàn)

(1)沉樁前準(zhǔn)備。在場地勘察過程發(fā)現(xiàn)，場地表層500 mm以上土層由于降雨、暴曬等原因已經(jīng)硬化、風(fēng)化失去天然狀態(tài)，為了避免試驗(yàn)中裸露土層受到類似影響，本試驗(yàn)將模型樁穿過上覆1 m土層，在確定樁位后，首先人工開挖深度1 m左右孔洞，埋設(shè)直徑160 mm PVC管，管外回填，模型樁從PVC管內(nèi)沉入預(yù)定深度。

(2)孔隙水壓力計(jì)埋設(shè)。在確定樁位及1 600 mm PVC管埋設(shè)完成之后，在距離PVC管100 mm即1倍樁徑處用洛陽鏟開孔。埋設(shè)孔隙水壓力計(jì)?？紫端畨毫τ?jì)埋設(shè)安裝嚴(yán)格按照《孔隙水壓力測試規(guī)程》(CECS 55—93)執(zhí)行。埋設(shè)完成后每天進(jìn)行監(jiān)測。

(3)沉樁?？紫端畨毫τ?jì)埋設(shè)一周后開始沉樁，先將模型樁豎立在160 mm PVC管內(nèi)，由DYLC履帶式靜探車壓入預(yù)定深度。DYLC履帶式靜探車可以同時(shí)完成靜壓、振動兩種方式沉樁。并且可以保證模型樁垂直壓入指定深度完成沉樁。

(4)單樁原位靜載試驗(yàn)。沉樁結(jié)束后0、1、3、7、14、28 d對各組模型樁進(jìn)行靜載試驗(yàn)，靜載試驗(yàn)采用慢速荷載維持法，靜載試驗(yàn)操作步驟按照廣東省標(biāo)準(zhǔn)《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》(DBJ 15-31—2016)單樁豎向抗壓靜載荷試驗(yàn)要點(diǎn)執(zhí)行。

(5)數(shù)據(jù)處理。試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算、分類、處理以及繪圖可由Excel、Origin2016制圖軟件輔助完成。單樁豎向極限承載力通過Q-S曲線確定?？紫端畨毫Π词?1)計(jì)算。

(1)

式(1)中：u為孔隙水壓力，kPa；k為振弦式孔隙水壓力計(jì)靈敏度，kPa/Hz；f0為孔隙水壓力計(jì)在零壓時(shí)的頻率，Hz；fi為孔隙水壓力計(jì)在測量時(shí)的頻率，Hz。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 單樁豎向極限承載力隨時(shí)間的變化規(guī)律

運(yùn)用Excel畫出各組模型樁的Q-S曲線，其極限承載力取Q-S曲線上發(fā)生明顯陡降的起始點(diǎn)所對應(yīng)的荷載值為單樁豎向極限承載力。比較0 d時(shí)單樁豎向極限承載力與其承載力預(yù)估值，可以得到試樁在沉入初期承載力的損失百分比，比較28 d時(shí)單樁豎向極限承載力與其0 d時(shí)單樁豎向極限承載力值，可以得到試樁在整個(gè)休止期承載力的增長百分比，各組模型樁在不同休止期的豎向極限承載力及損失百分比和增長百分比如表3所示。

由表3可以看出，各組模型樁在沉樁后0 d，極限承載力均大幅度低于預(yù)估承載力，沉樁方式相同的情況下，極限承載力損失最大的是靜壓方樁，為41%，最小的是靜壓管樁，為30%。樁型相同的情況下，單樁豎向極限承載力損失為振動沉樁34%，靜壓沉樁32%。承載力損失的主要原因是：一方面來源于沉樁過程中引起樁周土孔隙水壓力上升，有效應(yīng)力減?。涣硪环矫嬷饕獊碓从诔翗哆^程中對樁周土體的擾動。28 d時(shí)單樁豎向極限承載力均低于承載力預(yù)估值，原因是：①以工程實(shí)際對模型樁極限承載力進(jìn)行預(yù)估，可能造成預(yù)估結(jié)果偏大；②湛江組結(jié)構(gòu)性黏土具有明顯觸變性，沉樁過程中，樁周土受到擾動損失的強(qiáng)度尚未恢復(fù)；③湛江組黏土具有明顯的結(jié)構(gòu)性，沉樁過程中對樁周土體造成結(jié)構(gòu)性損傷，土體部分結(jié)構(gòu)強(qiáng)度無法恢復(fù)。故28 d時(shí)其極限承載力均低于承載力預(yù)估值。由表3還可以看出，隨著休止時(shí)間的增加各組模型樁的極限承載力均有不同幅度的恢復(fù)。恢復(fù)幅度最大的靜壓圓樁，為27%，恢復(fù)最小的振動圓樁，為16%。不同模型樁的增長幅度如圖2所示。

表3 實(shí)測不同休止期單樁豎向極限承載力及損失百分比和增長百分比Table 3 Measured vertical ultimate bearing capacity, loss percentage and increase percentage of single pile at different resting periods

由圖2可以看出，各組模型單樁豎向極限承載力均隨休止時(shí)間的增加而逐漸增大。且單樁豎向極限承載力增大的速率表現(xiàn)為前期(0～7 d)增長快，后期(7～28 d)增長慢。

圖2 各組模型樁極限承載力增長幅度Fig.2 Growth of ultimate bearing capacity of each group of model piles

模型樁的沉入方式及樁型不同，其豎向極限承載力增大的速率和幅度也不同。當(dāng)沉入方式相同時(shí)，圓樁的豎向極限承載力增大的速率和幅度最大，管樁次之，方樁最??；當(dāng)樁型相同時(shí)，靜壓樁的豎向極限承載力增大的速率和幅度比振動樁大。

影響單樁承載力時(shí)效性主要因素有樁端土的壓密、土殼效應(yīng)、孔隙水壓力的消散導(dǎo)致樁周土體再固結(jié)、黏土觸變性。樁端土的壓密和土殼效應(yīng)這兩種因素的本質(zhì)都是增加了樁端阻力。已有研究表明在沉樁23 h后樁端阻力基本不在增加而是維持在一個(gè)穩(wěn)定值[17]，因此這兩種因素受時(shí)間影響較小?？紫端畨毫Φ南?dǎo)致樁周土體再固結(jié)和黏土觸變性這兩種因素受時(shí)間影響明顯。圖3所示為各組模型樁孔隙水壓力消散規(guī)律。從圖3可以看出，各組模型樁孔隙水壓力在7 d時(shí)基本消散完成，在0～7 d時(shí)單樁豎向極限承載力增長主要是孔隙水壓力的消散引起，所以增長快，孔隙水壓力消散規(guī)律與單樁 豎向極限承載力增長規(guī)律基本吻合。在7～28 d時(shí)單樁豎向極限承載力增長主要由湛江組結(jié)構(gòu)性黏土的觸變性引起，因?yàn)橛|變過程是復(fù)雜且緩慢的，所以增長緩慢。

圖3 各組模型樁孔隙水壓力消散規(guī)律Fig.3 Dissipation law of pore water pressure of model piles in each group

2.2 承載力時(shí)效性經(jīng)驗(yàn)公式

單樁豎向極限承載力隨時(shí)間的變化規(guī)律可以用經(jīng)驗(yàn)公式表示，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)、工程試樁資料統(tǒng)計(jì)分析，在同一土質(zhì)情況下，考慮時(shí)間效應(yīng)的預(yù)制樁沉樁后任意間歇時(shí)刻單樁豎向極限承載力可以用經(jīng)驗(yàn)公式[18]表示為

Qut=Qu0+α(1+lgt)(Qumax-Qu0)

(2)

式(2)中：Qut為任意間歇時(shí)刻單樁豎向極限承載力，kN；Qu0為沉樁后初始時(shí)刻的單樁豎向極限承載力，kN；Qumax為單樁沉樁后試驗(yàn)周期內(nèi)最大極限承載力，kN；α為時(shí)效性系數(shù)；t為休止時(shí)間。

引入過度算子β=α(1+lgt)，通過式(2)建立β與t的關(guān)系曲線，將β與t的關(guān)系曲線轉(zhuǎn)換為關(guān)于t的對數(shù)坐標(biāo)形式，通過Origin2016軟件進(jìn)行擬合，Qut、Qu0、Qumax均可通過樁基靜載試驗(yàn)獲得，因此只要確定時(shí)效性相關(guān)系數(shù)α，即可得出適用湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中單樁任意間歇時(shí)刻極限承載力計(jì)算公式。進(jìn)行自定義函數(shù)擬合，求出α，分別為：靜壓圓樁α=0.209 9，振動圓樁α=0.185 9，靜壓管樁α=0.224 1，靜壓方樁α=0.227 8。時(shí)效性系數(shù)α與沉樁方式、樁型密切相關(guān)。將α代入式(2)，得到適用于湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中不同沉樁方式、不同樁型情況下的經(jīng)驗(yàn)公式，如表4所示。

采用文獻(xiàn)[12]中兩組試驗(yàn)數(shù)據(jù)對表4中經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行驗(yàn)證。表5所示為單樁極限承載力實(shí)測值與計(jì)算值對比，結(jié)果顯示，對于湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中樁基時(shí)效性而言，該公式雖然可以明確地指出不同沉樁方式、不同樁型對單樁承載力時(shí)效性系數(shù)影響顯著。不同沉樁方式、不同樁型的單樁承載力時(shí)效性應(yīng)采用不同時(shí)效性系數(shù)下的經(jīng)驗(yàn)公式表述。但此經(jīng)驗(yàn)公式用于對湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中樁基任意時(shí)刻承載力的預(yù)估均偏于保守，有待進(jìn)一步完善提高。

表4 不同沉樁方式、樁型情況下承載力時(shí)效性經(jīng)驗(yàn)公式Table 4 Empirical formula of bearing capacity timeliness under different pile sinking modes and pile types

表5 單樁極限承載力實(shí)測值與計(jì)算值對比Table 5 Comparison of measured and calculated ultimate bearing capacity of single pile

2.3 沉樁方式及樁型對樁基承載力時(shí)效性的影響

為了定量表示不同沉樁方式、不同樁型情況下湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中單樁承載力時(shí)效性恢復(fù)的規(guī)律，引入承載力增長率[19]。定義承載力增長率為

(3)

式(3)中：Qt為沉樁后t時(shí)刻樁基極限承載力，kN；Q0為沉樁后初始時(shí)刻樁基極限承載力，kN。

承載力增長率越大說明沉樁后單樁承載力恢復(fù)越好，時(shí)效性越明顯。

圖4、圖5分別為圓樁靜壓、振動沉樁時(shí)的承載力增長率和孔隙水壓力與休止時(shí)間的關(guān)系，圓樁、管樁、方樁靜壓沉樁時(shí)承載力增長率和孔隙水壓力與休止時(shí)間的關(guān)系。

圖4 圓樁靜壓、振動沉樁時(shí)的承載力增長率和孔隙水壓力與休止時(shí)間的關(guān)系Fig.4 Relationship between bearing capacity growth rate and pore water pressure and resting time under static pressure and vibration driving of circular pile

圖5 圓樁、管樁、方樁靜壓沉樁時(shí)承載力增長率和孔隙水壓力與休止時(shí)間的關(guān)系Fig.5 relationship between bearing capacity growth rate and pore water pressure and resting time of static pile sinking for round pile, pipe pile and square pile

由圖4可知，在樁型和休止時(shí)間相同的情況下，靜壓樁和振動樁的單樁豎向承載力增長率均隨孔隙水壓力的消散逐漸增大。且沉樁后0～7 d，孔隙水壓力消散快，單樁豎向極限承載力增長率大，7～28 d，孔隙水壓力消散緩慢，單樁豎向極限承載力增長率小。7 d時(shí)孔隙水壓力消散基本完成，單樁豎向承載力由快速增長轉(zhuǎn)變?yōu)榫徛鲩L。

在樁型和休止時(shí)間相同的情況下，靜壓樁承載力增長率一直高于振動樁承載力增長率。且靜壓沉樁時(shí)產(chǎn)生的孔隙水壓力高于振動沉樁時(shí)產(chǎn)生的孔隙水壓力。靜壓樁，0～7 d承載力增長率為16.18%，7～28 d承載力增長率僅為8.19%。0～7 d孔隙水壓力消散值為4.23 kPa，7～28 d孔隙水壓力消散值僅為0.70 kPa。振動樁，0～7 d承載力增長率為7.52%，7～28 d承載力增長率僅為7.83%。0～7 d孔隙水壓力消散值為3.60 kPa，7～28 d孔隙水壓力消散值為0.12 kPa。由此可見，沉樁方式對湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中樁基承載力時(shí)效性影響顯著。靜壓樁承載時(shí)效性大于振動樁承載力時(shí)效性。

由圖5可以看出，相同沉樁方式和休止時(shí)間情況下，不同樁型的單樁豎向承載力增長率均隨著孔隙水壓力的消散逐漸增大。但是圓樁豎向承載力增長率、孔隙水壓力消散值均高于管樁高于方樁，而方樁和管樁的豎向承載力增長率、孔隙水壓力消散值幾乎相同。

在沉樁方式和休止時(shí)間相同的情況下，圓樁承載力增長率最大，管樁次之，方樁最小。圓樁，0～7 d承載力增長率為16.18%，7～28 d承載力增長率僅為8.19%；0～7 d孔隙水壓力消散值為4.23 kPa，7～28 d孔隙水壓力消散值為0.70 kPa。管樁，0～7 d承載力增長率為14.04%，7～28 d承載力增長率僅為5.74%；0～7 d孔隙水壓力消散值為3.54 kPa，7～28 d孔隙水壓力消散值為0.63 kPa。方樁，0～7 d承載力增長率為13.24%，7～28 d承載力增長率僅為5.99%；0～7 d孔隙水壓力消散值為3.58 kPa，7～28 d孔隙水壓力消散值為0.32 kPa。由此可見，不同樁型的模型樁影響了沉樁后孔隙水壓力的消散規(guī)律，進(jìn)而影響了湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中樁基承載力時(shí)效性。具體表現(xiàn)為，圓樁對時(shí)效性影響最為顯著，管樁次之，方樁影響最小。分析認(rèn)為，湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中單樁豎向極限承載力時(shí)效性性主要來源；另一面湛江組結(jié)構(gòu)性黏土具有明顯的觸變性，沉樁后受擾動的樁周土體強(qiáng)度恢復(fù)。承載力提高。方樁由于擠土效果低于管樁、圓樁，由此推測沉樁過程中對樁周土擾動也較小，因此樁周土觸變作用發(fā)揮不明顯對單樁承載力時(shí)效性的影響也就較?。灰环矫娉翗逗罂紫端畨毫Φ南?；由圖5可知，方樁由于擠土效果不明顯產(chǎn)生的孔隙水壓力也最低。因此方樁雖然側(cè)面積最大，承載力高，但是對樁基時(shí)效性的影響卻最小。

3 結(jié)論

(1)湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中單樁豎向極限承載力均隨休止時(shí)間的增加而逐漸增大，且單樁豎向極限承載力增大的速率表現(xiàn)為前期(0～7 d)增長快，后期(7～28 d)增長慢。

(2)孔隙水壓力消散規(guī)律與單樁豎向極限承載力增長規(guī)律基本吻合。在0～7 d，孔隙水壓力消散快，單樁豎向極限承載增長迅速，7 d后由于孔隙水壓力消散基本完成，在7～28 d，單樁豎向極限承載力增長主要由湛江組結(jié)構(gòu)性黏土的觸變性引起。

(3)湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中單樁承載力時(shí)效性可以用經(jīng)驗(yàn)公式表述，在同一均質(zhì)土層中不同沉樁方式、不同樁型的承載力時(shí)效性采用不同的時(shí)效性相關(guān)系數(shù)α計(jì)算。但此經(jīng)驗(yàn)公式用于對湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中樁基任意時(shí)刻承載力值的預(yù)估均其值均偏于保守有待進(jìn)一步完善提高。

(4)不同沉樁方式對單樁承載力時(shí)效性影響差別較大，當(dāng)樁型相同時(shí)，靜壓樁的豎向極限承載力增大的速率和幅度比振動樁大。28 d時(shí)，靜壓沉樁承載力增長率(25.69%)，明顯高于振動沉樁承載力增長率(15.95%)。

(5)單樁豎向極限承載力時(shí)效性與樁型有關(guān)，當(dāng)沉入方式相同時(shí)，圓樁的豎向極限承載力增大的速率和幅度最大，管樁次之，方樁最小；沉樁后28 d時(shí)，圓樁承載力增長率(25.69%)>管樁承載力增長率(20.58%)>方樁承載力增長率(19.61%)。