2　復(fù)雜條件下長大直徑橋梁樁基荷載傳遞機(jī)理

2.1　長大直徑樁基基本理論與計(jì)算方法介紹

2.1.1　樁基礎(chǔ)豎向承載力的設(shè)計(jì)理論

承受豎向荷載的樁基礎(chǔ)的應(yīng)用范圍十分廣泛，包括建筑物的樁基、橋梁樁基礎(chǔ)、港口與海洋構(gòu)筑物的樁基礎(chǔ)。豎向承載樁基可由單根樁或多根樁構(gòu)成，但在工程實(shí)際中大多數(shù)是多根樁構(gòu)成的群樁，群樁樁頂與承臺相連，承臺將荷載傳遞于各基樁樁頂，形成協(xié)調(diào)承受上部荷載的承臺—樁—土體系。

單樁樁頂豎向荷載由樁側(cè)摩阻力和樁端阻力承受。以剪應(yīng)力形式傳遞給樁周土體的荷載最終也將擴(kuò)散分布于樁端持力層。持力層受樁端荷載和樁側(cè)荷載而壓縮（含部分剪切變形），樁基因此產(chǎn)生沉降。單樁的承載力的影響因素有：樁的幾何尺寸和外形、樁周與樁端介質(zhì)的性質(zhì)、成樁工藝等。群樁基礎(chǔ)的豎向承載力由三部分組成：各基樁的樁側(cè)阻力、樁端阻力和承臺豎向土阻力。由于群樁的承臺—樁群—土的共同作用，群樁的承載力并不等于各單樁的承載力之和，在設(shè)計(jì)時(shí)還要考慮“群樁效應(yīng)”。

2.1.1.1　樁基的設(shè)計(jì)原則

根據(jù)《樁基工程手冊》，當(dāng)建筑場地的天然地基或經(jīng)過地基處理方法加固，仍不能滿足上部結(jié)構(gòu)物的穩(wěn)定性與沉降及沉降差異的要求時(shí)，就常常使用樁基，其中的樁就其支承荷載的性能來說可以是端承樁或者是摩擦樁。這得由上部結(jié)構(gòu)的載荷情況以及地層的分布與各層的土性而定。

任何建筑物的樁基設(shè)計(jì)都必須滿足兩個(gè)方面的要求，其一是樁與地基土相互之間的作用是穩(wěn)定的，其二是樁本身的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度是足夠的，前者就是埋入地基中的樁，受到建筑物傳來的各種荷載作用時(shí)，樁與土的相互作用是否保證樁有足夠的承載力，又同時(shí)是否使樁不產(chǎn)生過量的沉降或樁基產(chǎn)生過大的沉降差以及在樁受到水平向荷載作用時(shí)對樁產(chǎn)生的彎矩與撓曲是否在容許范圍之內(nèi)，在受到上拔荷載時(shí)是否使樁不致產(chǎn)生過大的上拔量。

2.1.1.2　樁基規(guī)范中嵌巖樁單樁豎向承載力的確定方法

由于樁基的類型很多而且因行業(yè)和地區(qū)而異，所以各個(gè)行業(yè)和某些地區(qū)對其運(yùn)用成熟的樁型制定了相應(yīng)的規(guī)范，高大釗（1997）對各種規(guī)范的適用樁型范圍已有很好的總結(jié)，在此不再贅述。由于建筑、公路、鐵路和港工的樁基規(guī)范涵蓋的范圍較廣，所以本文選其作為研究對象進(jìn)行承載力確定方法的比較。

1.原型試驗(yàn)法

目前的原型試驗(yàn)法包括常規(guī)靜載荷試驗(yàn)（static loading test）、O-Cell試驗(yàn)（Osterberg Cell Load Test）、自平衡靜載荷試驗(yàn)和高應(yīng)變法（high strain dynamic testing）。

（1）靜載荷試驗(yàn)

常規(guī)靜載荷試驗(yàn)被認(rèn)為是最可靠的方法，現(xiàn)在各行業(yè)都有各自成熟的靜載荷試驗(yàn)規(guī)程[《公路橋涵施工技術(shù)規(guī)范》（JTJ 041—2000），《客貨共線鐵路橋涵工程施工技術(shù)規(guī)程》（Q/CR 9652—2017），《港口工程基樁靜載荷試驗(yàn)規(guī)程》（JTJ 255—2002），《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》（JGJ 106—2003）]，具體的測試方法略有不同。靜載試驗(yàn)由反力系統(tǒng)、加載系統(tǒng)、量測系統(tǒng)等組成。按提供反力的方式不同，靜載試驗(yàn)又可分為堆載法和錨樁法，有時(shí)也采用堆載錨樁法。加載系統(tǒng)由千斤頂、油泵、油壓表等構(gòu)成。測量系統(tǒng)的內(nèi)容較多，簡單的有用地面基準(zhǔn)梁上的百分表測量樁頂沉降，復(fù)雜的還包括測量樁身應(yīng)力和樁身分段沉降，多使用鋼筋應(yīng)力計(jì)（或混凝土應(yīng)變計(jì)）和分層沉降標(biāo)。

（2）O-Cell試驗(yàn)

馬海龍于2005年在其論文中提出：“隨著承載能力很高的大直徑樁基的出現(xiàn)，傳統(tǒng)的靜載荷試驗(yàn)方式變得不安全不經(jīng)濟(jì)，為彌補(bǔ)它的不足，O-Cell試驗(yàn)被引進(jìn)并廣泛使用。O-Cell試驗(yàn)最早萌芽于1969年，由日本的中山（Nakayama）和藤關(guān)（Fujiseki）提出。1973年他們?nèi)〉昧藢τ阢@孔樁的測試專利；1978年Sumi獲得了對于預(yù)制樁的測試專利。在日本這種測樁法被稱為‘相反載荷試驗(yàn)’。Gibson與Devenny在1973年用類似的技術(shù)方法測定在鉆孔中混凝土與巖石的膠結(jié)應(yīng)力。基于同樣的思路，相似的技術(shù)也為Cenak等人（1988）所開發(fā)。1989年，美國西北大學(xué)教授Osterberg將這一研究思路付諸實(shí)踐并發(fā)揚(yáng)光大，開發(fā)出了被人熟知的Osterberg荷載箱（O-Cell）。O-Cell試驗(yàn)的原理是通過設(shè)置在樁底或樁身荷載箱的內(nèi)腔施加壓力，使其頂蓋頂著上段樁身向上移動，從而調(diào)動樁側(cè)土向下的阻力與樁底土向上的阻力，二者互為反力，若其中某一方面有所不足時(shí)，則另采取補(bǔ)充的措施提供補(bǔ)充反力。O-Cell試驗(yàn)將樁側(cè)土向下的摩阻力與樁底土向上的端阻力疊加，得到單樁的極限承載力。”

在國內(nèi)，史佩棟（1996、1997、1998、1999）首先系統(tǒng)地介紹了Osterberg試樁法（亦稱“樁底加載法”），目前已廣泛應(yīng)用于各種類型的樁基，特別是大直徑樁基。朱利明等（2003）利用Osterberg法分別對某橋梁直徑1.2m、長69.9m的樁基和某直徑1.2m、長65m的樁基進(jìn)行靜載荷試驗(yàn)，得到的極限承載力約20MN和12.8MN，試驗(yàn)結(jié)果與設(shè)計(jì)的極限承載力很接近；孔凡林等（2004）、黃興懷等（2004）分別對重慶某地的三根直徑1m的大直徑嵌巖樁和合肥某地的三根直徑1.35m的大直徑嵌巖樁進(jìn)行了樁底加載的靜載荷試驗(yàn)研究，前者實(shí)測的最大的樁基承載力達(dá)約14MN，后者是3.7MN。

需要指出的是，在進(jìn)行O-Cell試驗(yàn)時(shí)，確定荷載箱的位置是至關(guān)重要的。應(yīng)力荷載箱以上的樁側(cè)摩阻力與其下的摩阻力和樁尖反力基本相等，此時(shí)，無需進(jìn)行額外的補(bǔ)載工作，這就是所謂的“自平衡試樁法”。所以對不同類型的樁（鉆孔灌注樁、人工挖孔樁和嵌巖灌注樁等），荷載箱除了可以放置于樁身底部，還可以放置于樁身中部的若干不同位置，也可以埋設(shè)兩個(gè)荷載箱進(jìn)行分段測試樁的摩阻力。

（3）自平衡靜載荷試驗(yàn)

自平衡靜載荷試驗(yàn)最早是龔維明（1999）提出的，其原理與O-Cell試驗(yàn)相同，只是在加載方式上有些區(qū)別，也可以說是O-Cell試驗(yàn)引進(jìn)中國后的名稱。自平衡靜載荷試驗(yàn)在中國發(fā)展很快，1999年，東南大學(xué)土木工程學(xué)院與江蘇省建設(shè)廳、南京市建筑質(zhì)監(jiān)站制定了《樁承載力自平衡測試技術(shù)規(guī)程》（DB32/T 291—1999），目前該法不僅在江蘇省廣泛應(yīng)用，在其他地區(qū)也開始使用。該法曾應(yīng)用于潤揚(yáng)長江公路大橋南汊橋南塔的直徑2.8m的大直徑灌注樁的靜載荷試驗(yàn)，試驗(yàn)分15級加載，最終加載值為120MN。

（4）高應(yīng)變法

高應(yīng)變法能檢測樁身的缺陷和判斷單樁豎向抗壓承載力，但取代靜載荷試驗(yàn)還存在一定問題。

高應(yīng)變法的主要功能是判定單樁豎向抗壓承載力是否滿足設(shè)計(jì)要求。這里所說的承載力是指在樁身強(qiáng)度滿足樁身結(jié)構(gòu)承載力的前提下，得到的樁周巖土對樁的抗力（靜阻力）。所以要得到極限承載力，應(yīng)使樁側(cè)和樁端巖土阻力充分發(fā)揮作用，否則不能得到承載力的極限值，只能得到承載力檢測值。與低應(yīng)變法檢測的快捷、廉價(jià)相比，高應(yīng)變法檢測樁身完整性雖然是附帶性的，但由于其激勵(lì)能量和檢測有效深度大的優(yōu)點(diǎn)，特別是在判定樁身水平整合型縫隙、預(yù)制樁接頭等缺陷時(shí)，能夠在查明這些“缺陷”是否影響豎向抗壓承載力的基礎(chǔ)上，合理判定缺陷程度。

當(dāng)然，帶有普查性的完整性檢測，采用低應(yīng)變法更為恰當(dāng)。高應(yīng)變檢測技術(shù)是從打入式預(yù)制樁發(fā)展起來的，試打樁和打樁監(jiān)控屬于其特有的功能，是靜載試驗(yàn)無法做到的。

2.經(jīng)驗(yàn)法

Omer，Robinson&Delpak，etal.（2003）利用10種樁的側(cè)阻和端阻計(jì)算公式，對Mercia泥巖（Wales，UK）中6根大直徑鉆孔樁的靜載荷試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較分析，發(fā)現(xiàn)這些公式對樁端阻力的預(yù)測結(jié)果缺少一致性。J.R.OMER把這些公式分為四個(gè)基本類型：（1）不排水分析（Undrained analysis）；（2）排水分析（Drained analysis）；（3）混合方法（Mixed approach）；（4）經(jīng)驗(yàn)相關(guān)方法（Empirical correlation）。

目前國內(nèi)各行業(yè)規(guī)范中對嵌巖樁的單樁豎向極限承載力的計(jì)算公式大致有以下三類。

（1）第一類公式

《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》（JGJ 94—2008）中嵌巖樁的單樁豎向極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值由樁周土總側(cè)阻、嵌巖段總側(cè)阻和總端阻三部分組成。根據(jù)室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果確定單樁豎向極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值的公式如下：

式中　Quk、Qsk、Qrk、Qpk——分別為單樁豎向極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值、土的總極限側(cè)阻力、前沿段的總極限側(cè)阻力、總極限端阻力標(biāo)準(zhǔn)值；

u——樁身周長；

n——覆蓋層土的分層數(shù)；

ζsi——覆蓋層第i層土的側(cè)阻力發(fā)揮系數(shù)；

qsik——樁周第i層土的極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值；

li——樁身穿越第i層土的厚度；

frc——巖石飽和單軸抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，對于黏土質(zhì)巖取天然濕度單軸抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；

Ap——樁端面積；

hr——樁身嵌巖（中等風(fēng)化、微風(fēng)化、新鮮基巖）深度，超過5d時(shí)，取hr=5d，d為樁嵌巖段的直徑；

ζs、ζp——嵌巖段側(cè)阻力和端阻力系數(shù)，與嵌巖深徑比hr/d、巖石軟硬程度有關(guān)，可按表2-1采用，表中數(shù)值適用于泥漿護(hù)壁成樁，對于干作業(yè)成樁（清底干凈），ζs、ζp應(yīng)按表列數(shù)值的1.2倍。

《港口工程嵌巖樁設(shè)計(jì)與施工規(guī)程》（JTJ 285—2000）給出的是單樁豎向極限承載力設(shè)計(jì)值計(jì)算公式，其公式的組成形式與式（2-1）大致相同，只是具體參數(shù)的取值有差異。

（2）第二類公式

《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D 63—2007）對支承在基巖上或嵌入基巖內(nèi)的鉆（挖）孔樁、沉樁和管柱的單樁軸向受壓容許承載力的計(jì)算公式如下：

式中　[Ra]——單樁軸向受壓承載力容許值（kN）；

hi——樁嵌入各巖層深度（m），不包括強(qiáng)風(fēng)化層和全風(fēng)化層；

u——各土層或各巖層部分的樁身周長（m）；

Ap——樁端截面面積（m2），對于擴(kuò)底樁，取擴(kuò)底截面面積；

m——巖層的層數(shù)，不包括強(qiáng)風(fēng)化層和全風(fēng)化層；

li——各土層的厚度（m）；

n——土層的層數(shù)，強(qiáng)風(fēng)化和全風(fēng)化巖層按土層考慮；

frk——樁端巖石飽和單軸抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值（kPa），黏土質(zhì)巖取天然濕度單軸抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，當(dāng)frk小于2MPa時(shí)按摩擦樁計(jì)算；

frki——第i層的frk值；

qik——樁側(cè)第i層土的側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值（kPa），宜采用單樁摩阻力試驗(yàn)值；

c1、c2i——根據(jù)清孔情況、巖石破碎程度等因素而定的樁端和樁側(cè)發(fā)揮系數(shù)，按表2-2采用。

《鐵路橋涵地基和基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》（TB 10093—2017）中的相關(guān)內(nèi)容與JTG D 63—2007一致，只是參數(shù)的取值更加謹(jǐn)慎。

綜上所述，我們可以看到上述規(guī)范對嵌巖段承載力的表達(dá)形式都是一樣的，而且為了有一定的安全儲備，對嵌巖段的側(cè)阻和端阻都采用了一定程度近似的折減處理。但是公路、鐵路的嵌巖樁承載力計(jì)算公式相對建筑、港工的相應(yīng)公式來說也有一些不同：（1）JTG D 63—2007和TB 10093—2017認(rèn)為嵌巖樁是柱樁，沒有考慮嵌巖段上覆土層甚至風(fēng)化巖的承載作用；（2）ζs、ζp和c1、c2的具體意義不一樣，ζs考慮的是嵌巖段側(cè)阻力的非均勻性，ζp考慮的是樁端應(yīng)力隨嵌巖深度hr增加而遞減，而c1、c2的選擇主要由孔中泥漿的清除情況及鉆孔有無破碎等因素決定，同時(shí)，摩阻力系數(shù)c2要適當(dāng)考慮孔壁粗糙度的影響；（3）巖石強(qiáng)度的取值不一樣，JTG D 63—2007和TB 10093—2017認(rèn)為樁孔在填充混凝土后，巖石不再與水接觸，所以只取天然濕度下巖石的單軸極限抗壓強(qiáng)度，而JGJ 94—2008取的是飽和單軸抗壓強(qiáng)度的標(biāo)準(zhǔn)值，對黏土質(zhì)巖取天然濕度下單軸抗壓強(qiáng)度的標(biāo)準(zhǔn)值；（4）JGJ 94—2008是通過參數(shù)ζsi來考慮樁端沉渣影響的，同時(shí)ζsi還與樁的長徑比（l/d，l為樁的長度）和土性有關(guān)，而JTG D 63—2007和TB 10093—2017是通過c1、c2的取值來表示的，顯然與樁的長徑比無關(guān)。

（3）第三類公式

《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50007—2011）對樁端嵌入完整及較完整的硬質(zhì)巖石中的豎向承載力特征值計(jì)算公式如下：

Ra=qpaAp　　（2-3）

式中　Ra——單樁豎向承載力特征值；

qpa——樁端巖石承載力特征值（樁端無沉渣時(shí)，按巖石飽和單軸抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值或巖基載荷試驗(yàn)確定）。

綜上所述，目前的嵌巖樁承載力計(jì)算公式考慮的問題還不完備。因?yàn)殡S著樁基技術(shù)的發(fā)展，很多時(shí)候嵌巖樁同時(shí)又是灌注樁和大直徑樁，而各行業(yè)規(guī)范灌注樁和大直徑樁不僅是分開考慮的，而且還有很大的差異，所以對于嵌巖樁還需要考慮以下情況：

（1）灌注樁樁底沉渣的影響

需要指出的是，對于灌注樁樁端沉渣影響的問題，各行業(yè)的規(guī)范實(shí)際都有考慮，只是表達(dá)的形式不一樣。JGJ 94—2008雖然在式（2-1）中體現(xiàn)了樁端沉渣的影響，但在其他非嵌巖樁的灌注樁的設(shè)計(jì)公式中卻沒有明確表達(dá)，甚至在大直徑樁（d≥800mm）的豎向承載力計(jì)算公式中對于極限端阻力的標(biāo)準(zhǔn)值也只給出了清底干凈的情況，其他情況下參照深層載荷板試驗(yàn)或當(dāng)?shù)亟?jīng)驗(yàn)。JTG D 63—2007和《港口工程灌注樁設(shè)計(jì)與施工規(guī)程》（JTJ 248—2001）對于樁端沉渣的影響程度是用清孔系數(shù)m0（清孔系數(shù)或柱底支撐力折減系數(shù)）和修正系數(shù)λ（根據(jù)樁端土的情況）來表示的。TB 10093—2017的處理方式與前者一樣，它把前者的m0和λ用柱底支撐力折減系數(shù)m0綜合考慮，m0的取值要綜合考慮樁的入土深度、土質(zhì)的好壞、清孔情況及樁底沉淤厚度。一般來說，系數(shù)m0對于挖孔灌注樁取1，對鉆孔灌注樁要根據(jù)具體情況進(jìn)行折減。

（2）大直徑樁的尺寸效應(yīng)

現(xiàn)行規(guī)范中，只有JGJ 94—2008有大直徑樁單樁豎向承載力標(biāo)準(zhǔn)值的計(jì)算公式：

式中　qpk——樁徑為800mm的極限端阻力的標(biāo)準(zhǔn)值；

ψsi、ψp——大直徑樁側(cè)阻、端阻尺寸效應(yīng)系數(shù)，按表2-3采用。

樁單位極限端阻力的尺寸效應(yīng)由Meyerhof和Vesic于20世紀(jì)60年代提出（劉金礪，2000）。由表2-3可見，在直徑一致的條件下，無黏性土比黏性土的折減快。Meyerhof（1988）還給出了砂土中極限端阻的折減系數(shù)，折減系數(shù)隨著樁徑的增大呈雙曲線減小，砂的密實(shí)度愈大折減愈大。非黏性土中的側(cè)阻尺寸效應(yīng)是源于鉆挖孔時(shí)側(cè)壁的應(yīng)力松弛，當(dāng)樁徑愈大和土的黏聚強(qiáng)度愈低，側(cè)阻降幅愈大。

隨著構(gòu)筑物向高、大、重方向發(fā)展，嵌巖樁的使用越來越廣泛且其直徑也越來越大，但是其大直徑的尺寸效應(yīng)卻沒有得到充分的研究。比如巖石比密實(shí)的砂具有更大的黏聚力和內(nèi)摩擦角，并且浸水后松弛也比較顯著，尺寸效應(yīng)是否也更加顯著。

（3）嵌巖深度的確定

首先不同的規(guī)范對嵌巖深度的判斷條件不一致，JTG D 63—2007和TB 10093—2017不考慮風(fēng)化巖石的嵌巖深度，JGJ 94—2008考慮中等風(fēng)化巖的嵌巖深度，所以在中等風(fēng)化基巖中，前者認(rèn)為是柱樁時(shí)，后者卻認(rèn)為是嵌巖樁。上述規(guī)范中對巖石風(fēng)化程度的分級大致相同，分別可見TB 10093—2017的附錄和GB 50021—2001。其次，JGJ 94—2008認(rèn)為嵌巖深度超過5d后端阻力為零，這并非對于所有性質(zhì)的基巖都適用。

3.原位測試法

根據(jù)式（2-1）、式（2-2）和式（2-3），要確定嵌巖樁的豎向承載力需要的巖（土）的物理指標(biāo)有qsik和frc（或Ra）。對于qsik的確定各行業(yè)的規(guī)范都有明確的分類或其他成熟的經(jīng)驗(yàn)方法。frc（或Ra）可通過傳統(tǒng)的巖石室內(nèi)試驗(yàn)得到，具體可參照《工程巖體試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50266—2013）和《鐵路工程巖石試驗(yàn)規(guī)程》（TB 10115—2014）。除了室內(nèi)試驗(yàn)，還可以用原位測試手段推算巖石強(qiáng)度。

目前確定巖石強(qiáng)度的原位測試法主要有：動力觸探試驗(yàn)（dynamic penetration test）、旁壓試驗(yàn)（PMT，pressuremeter test）、平板載荷試驗(yàn)（plate loading test）、現(xiàn)場直接剪切試驗(yàn)和點(diǎn)載荷試驗(yàn)（point loading test）等。

動力觸探試驗(yàn)是通過貫入一定深度所需要的錘擊數(shù)（動力觸探試驗(yàn)指標(biāo)N）來判斷巖（土）的強(qiáng)度、地基承載力和樁基承載力學(xué)等性質(zhì)，超重型圓錐動力觸探可適用于軟巖和極軟巖。Vipulanandan&Kaulgud（2005）介紹了一種Texas Cone Pentrometer（TCP）試驗(yàn)，并通過在Dallas（Texas，USA）的頁巖中的218組數(shù)據(jù)得到了巖石無側(cè)限抗壓強(qiáng)度與TCP值的經(jīng)驗(yàn)公式：

qu=7500[TCP]-0.4　　（2-5）

式中　qu——巖石無側(cè)限抗壓強(qiáng)度（kPa）；

TCP——每100擊的貫入深度（mm）。

2.1.1.3　樁基規(guī)范中群樁豎向承載力的確定方法

JGJ 94—2008中對樁數(shù)超過3根的非端承樁復(fù)合樁基的豎向承載力在設(shè)計(jì)時(shí)，建議考慮樁群、土、承臺的相互作用效應(yīng)，其復(fù)合基樁的豎向承載力設(shè)計(jì)值為：

R=ηsQsk/γs+ηpQpk/γp+ηcQck/γc　　（2-6）

當(dāng)根據(jù)靜載荷試驗(yàn)確定單樁豎向極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值時(shí)，其復(fù)合基樁的豎向承載力設(shè)計(jì)值為：

R=ηspQuk/γsp+ηcQck/γc　　（2-7）

Qck=qck·Ac/n　　（2-8）

式中　Qsk、Qpk——分別為單樁總極限側(cè)阻力和總極限端阻力標(biāo)準(zhǔn)值；

Qck——相應(yīng)于任一復(fù)合基樁的承臺底地基土總極限阻力標(biāo)準(zhǔn)值；

qck——承臺底1/2承臺寬度深度范圍（≤5m）內(nèi)地基土極限阻力標(biāo)準(zhǔn)值；

Ac——承臺底地基土凈面積；

Quk——單樁豎向極限承載力標(biāo)準(zhǔn)值；

ηs、ηp、ηsp、ηc——分別為樁側(cè)阻群樁效應(yīng)系數(shù)、樁端阻群樁效應(yīng)系數(shù)、樁側(cè)阻端阻群樁效應(yīng)系數(shù)、承臺底土阻力群樁效應(yīng)系數(shù)；

γs、γp、γsp、γc——分別為樁側(cè)阻抗力分項(xiàng)系數(shù)、樁端阻抗力分項(xiàng)系數(shù)、樁側(cè)阻端阻抗力分項(xiàng)系數(shù)、承臺底土阻力抗力分項(xiàng)系數(shù)；

n——復(fù)合樁基的基樁總數(shù)。

《港口工程樁基規(guī)范》（JTS167-4—2012）認(rèn)為港口工程中的群樁，一般為高樁臺，樁的間距較大，一般大于3d（d為樁的直徑或邊長），所以推薦承載力設(shè)計(jì)時(shí)采用單樁垂直極限承載力乘以群樁折減系數(shù)的方法。

JTG D 63—2007規(guī)定樁心距小于6d的摩擦型群樁應(yīng)作整體基礎(chǔ)驗(yàn)算樁尖水平面處的承載力；對于柱樁和樁中距大于6d的摩擦型群樁，用單樁靜載荷試驗(yàn)所得的沉降量代替群樁的沉降量，但對于摩擦型群樁還要考慮試樁的短期荷載產(chǎn)生的沉降與使用期間荷載產(chǎn)生的沉降量的差別。

TB 10093—2017規(guī)定摩擦樁應(yīng)將樁群視為實(shí)體基礎(chǔ)檢算其底面處土的承載力，并認(rèn)為當(dāng)摩擦樁的中心距大于6d時(shí)，樁基底面土的沉降量接近單樁的沉降量，其具體情況還與樁的長度和土的性質(zhì)有關(guān)。TB 10093—2017不考慮承臺底土承受的豎向荷載，因?yàn)楦鶕?jù)既有樁基的調(diào)查結(jié)果，說明樁間土的自重作用、地下水位的下降、含水率的改變以及受樁側(cè)向下摩阻力的作用，致使樁間土與承臺底板脫離，因此考慮承臺板上的豎向荷載全部由基樁承受，以策安全。

綜上所述可見各規(guī)范考慮的側(cè)重點(diǎn)不同導(dǎo)致其規(guī)范規(guī)定的差異。JGJ 94—2008對于群樁效應(yīng)的影響因素以及群樁的沉降量計(jì)算比其他規(guī)范詳細(xì)，其他規(guī)范則在這方面進(jìn)行了不同程度的簡化。

2.1.2　不同種類樁的豎向荷載傳遞

基樁作為樁基礎(chǔ)的重要組成部分，其豎向荷載的傳遞機(jī)理直接影響其承載力和沉降的確定。基樁的豎向荷載傳遞性狀主要受樁自身性質(zhì)、樁周介質(zhì)的性質(zhì)、樁與樁周介質(zhì)接觸面的性質(zhì)、樁與周圍介質(zhì)所受荷載狀況以及相互作用（相鄰樁的相互作用、承臺的影響、上下部共同作用）等因素的影響。

大直徑嵌巖灌注樁兼有“大直徑”、“嵌巖”和“灌注”三個(gè)主要特征點(diǎn)，下面分別闡述大直徑灌注樁和嵌巖灌注樁的研究概況。

2.1.2.1　大直徑灌注樁

樁按其直徑或截面尺寸分，有大直徑、中等直徑和小直徑之分，此分類常用于灌注樁。目前對大直徑樁的定義主要依據(jù)是樁徑，比如《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》（JGJ 94—2008）中規(guī)定樁徑大于800mm的樁為大直徑樁，并考慮了大直徑樁的尺寸效應(yīng)而對樁側(cè)阻力和樁端阻力進(jìn)行折減。而《港口工程預(yù)應(yīng)力混凝土大直徑管樁設(shè)計(jì)與施工規(guī)程》（JTJ 261—97）則對樁徑大于1200mm，入土深度大于20m的管樁，樁端計(jì)算面積取全面積乘以0.80～0.85的折減系數(shù)。香港特別行政區(qū)則將樁徑大于600mm的灌注樁視為大直徑灌注樁。

以往的對于大直徑樁的研究難點(diǎn)主要在于某些情況下大直徑樁的靜載荷試驗(yàn)加載困難，往往只能得到比較平緩的荷載—沉降曲線，而不能得到樁的極限承載力，比如早期的黃強(qiáng)（1994）通過對40根置于不同持力層、具有不同樁身及擴(kuò)大端直徑的人工開挖大直徑擴(kuò)底樁的試驗(yàn)結(jié)果分析，提出了砂性及碎石類土中大直徑擴(kuò)底樁的變形計(jì)算模式；并根據(jù)變形函數(shù)，以變形量為極限承載力控制標(biāo)準(zhǔn)，給出了臨界樁徑承載力參數(shù)及大直徑樁承載力折減系數(shù)。黃金榮等（1994）通過五根樁身內(nèi)埋設(shè)測量元件的試樁資料，分析了樁的荷載傳遞機(jī)理與承載性狀，以及施工工藝對其的影響和作用。隨著O-Cell試驗(yàn)的引進(jìn)，極限加載條件已逐漸不是問題，如前所述的潤揚(yáng)長江公路大橋自平衡靜載荷試驗(yàn)，最終加載值為120MN。

大直徑樁也具有樁的共性，其豎向荷載也是由側(cè)阻和端阻承受。近年來，不少學(xué)者利用常用研究手段對大直徑樁進(jìn)行研究。胡慶立等（2002）將小直徑樁的靜載荷試驗(yàn)參數(shù)通過理論分析和逐步調(diào)整并經(jīng)過尺寸效應(yīng)而應(yīng)用于大直徑樁的理論分析，得到了滿意的結(jié)果。肖宏彬等（2002）以荷載傳遞函數(shù)為依據(jù)，經(jīng)理論推導(dǎo)得到樁頂?shù)腜-S曲線，并用于確定樁的承載力。石名磊等（2003）根據(jù)試樁靜載荷試驗(yàn)及樁身應(yīng)力測試結(jié)果對樁側(cè)極限摩阻力預(yù)測的分析，研究了黏性土中大直徑鉆孔灌注樁（LDBPs）的樁側(cè)極限摩阻力的預(yù)測方法和指標(biāo)確定，同時(shí)還對SPT錘擊數(shù)N預(yù)測黏性土中LDBPs的樁側(cè)摩阻力進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析，對黏土和亞黏土側(cè)摩阻力與N的關(guān)系提出了相應(yīng)的回歸公式。

隨著大直徑樁的廣泛應(yīng)用，特別是隨著我國改革開放的深入，土木建設(shè)也隨之迅速發(fā)展，隨之出現(xiàn)的如上海等深厚軟土地區(qū)（厚150～400m）超高層建筑和目前長江下游（第四紀(jì)松散覆蓋層100～300m）大型橋梁的建設(shè)，使大直徑超長樁的使用成為必然，并給樁基理論和實(shí)踐提出挑戰(zhàn)。蔣建平（2002）第一次系統(tǒng)地分析了大直徑超長樁不同樁型（直徑0.8～6m，樁長50～100m）在不同土層中（主要是黏性土和砂土）的承載機(jī)理和承載性狀，為大直徑超長樁的實(shí)際應(yīng)用提供了理論依據(jù)。顧培英等（2004）根據(jù)蘇州地區(qū)4根大直徑橋梁鉆孔灌注樁（直徑1.2～1.5m，長度51.5～72.5m）樁側(cè)摩阻力的試驗(yàn)結(jié)果認(rèn)為：相當(dāng)一部分樁側(cè)土層未能達(dá)到極限狀態(tài)；樁底沉渣直接影響樁頂沉降和極限承載力；隨著長徑比的加大，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮效率降低。錢銳等（2004）對南京河西地區(qū)3根超長（65.1m、72.9m、69.2m）嵌巖鉆孔灌注樁進(jìn)行的靜載荷試驗(yàn)，得到了與顧培英等（2004）類似的結(jié)論。蔣建平等（2006）以蘇通大橋大型灌注樁為例，利用點(diǎn)面接觸單元對大直徑超長灌注樁進(jìn)行了彈塑性有限元分析。

程曄（2005）對超長大直徑鉆孔灌注樁的承載性能進(jìn)行了研究：研究了超長大直徑鉆孔灌注樁的幾何尺寸、樁土的物理參數(shù)變化對其極限承載力、剛度、端阻比等承載性能的影響；針對超長大直徑鉆孔灌注樁樁端沉渣問題進(jìn)行了樁端后注漿新工藝的研究；采用多種靜載試驗(yàn)對蘇通大橋超長大直徑鉆孔灌注樁進(jìn)行測試研究，并與離心試驗(yàn)結(jié)果對比；針對樁端極限承載力、樁身自重、承載力分項(xiàng)系數(shù)及極限承載力沉降判斷標(biāo)準(zhǔn)等問題進(jìn)行規(guī)范適應(yīng)性討論，對公路橋梁規(guī)范提出了相應(yīng)的建議。辛公峰（2006）對軟土地基中大直徑超長樁側(cè)阻力軟化進(jìn)行了試驗(yàn)和理論研究，指出影響樁側(cè)阻力軟化的主要因素有樁周土體性狀、樁土界面性狀、樁的荷載水平（加載過程中樁周土體應(yīng)力狀態(tài)）和樁自身特性（幾何特性和壓縮變形特性）；對超長樁，樁徑對承載力影響較大；對于特定土層，存在一個(gè)最優(yōu)樁長；增大樁身彈性模量有利于荷載向下傳遞，但也存在一個(gè)最優(yōu)值；樁軸向割線剛度不是固定值，但與樁頂沉降有較好的相關(guān)性。

綜上所述可見：利用O-Cell法進(jìn)行樁基靜載荷試驗(yàn)是可行的；樁端持力層對超長樁的承載性狀有很大的影響；大直徑樁存在有效樁長問題；對大直徑短樁要盡可能清除樁端沉渣；大直徑樁存在側(cè)阻力軟化，而且超長樁側(cè)阻力對樁底沉降影響顯著。

2.1.2.2　嵌巖灌注樁

史佩棟等（1994）綜合研究了國內(nèi)外20余年來對嵌巖樁的研究所取得的進(jìn)展，破除了通常認(rèn)為嵌巖樁均屬端承樁的傳統(tǒng)觀念。Seidel和Haberfield（1995）認(rèn)為用以前的樁基設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)大型的軟巖和硬土中的樁基時(shí)會導(dǎo)致相當(dāng)大的不確定性，并認(rèn)為樁身剛度和嵌巖直徑是主要的影響因素。O’Neill（1998）在第34屆太沙基講座上（The Thirty-Fourth Karl Terzaghi Lecture）撰文指出鉆孔嵌巖樁的側(cè)阻力依賴于以下幾點(diǎn)：（1）巖石的黏聚力和摩擦的剪切強(qiáng)度；（2）鉆孔的剛度；（3）巖石界面是否出現(xiàn)高度退化和模糊化；（4）巖石的裂縫和不連續(xù)性的影響。劉興遠(yuǎn)等（1998）對嵌巖樁的定義、嵌巖段剪應(yīng)力分布模式、最優(yōu)嵌巖比、承載力和樁周巖石性質(zhì)的問題進(jìn)行了探討。劉樹亞等（1999）認(rèn)為嵌巖樁的設(shè)計(jì)中要經(jīng)濟(jì)有效地獲得分析所需的基礎(chǔ)性資料，要重視試驗(yàn)和理論的結(jié)合，并指出嵌巖樁在時(shí)間效應(yīng)和動荷載效應(yīng)方面還需要進(jìn)一步研究。張建新等（2003）從實(shí)際問題出發(fā)，指出了現(xiàn)行設(shè)計(jì)規(guī)范存在的不足，并對設(shè)計(jì)方法、設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)、參數(shù)的取值及樁的載荷試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行了深入探討，提出按樁的承載方式進(jìn)行設(shè)計(jì)，從承載力和變形雙向進(jìn)行控制，參數(shù)取值應(yīng)符合樁的荷載傳遞規(guī)律。

自從嵌巖樁并非純粹的端承樁觀念被廣泛認(rèn)同后，有關(guān)樁的側(cè)阻力的研究便成為熱點(diǎn)，對于端阻力以及側(cè)阻端阻相互關(guān)系的研究也是方興未艾。傳統(tǒng)的研究方法被充分利用，比如靜載荷試驗(yàn)、荷載傳遞法、數(shù)值方法等；其他類型樁的研究成果也被用在嵌巖樁上進(jìn)行驗(yàn)證，比如側(cè)阻與端阻并非同時(shí)發(fā)揮作用，嵌巖樁樁底沉渣的影響等。下面將就幾個(gè)主要的研究方向分別闡述。

（1）靜載荷試驗(yàn)

靜載荷試驗(yàn)是研究樁基的傳統(tǒng)方法，它具有大家公認(rèn)的可靠性。劉建剛等（1995）討論了影響嵌固效應(yīng)和端承力發(fā)揮作用的重要因素：樁身混凝土、樁周巖體的強(qiáng)度以及嵌巖比的大小。在這里“巖體”概念的提出用來考慮嵌巖樁的承載力，不同風(fēng)化程度巖體的P-S曲線被用來比較分析。他還提出樁底沉渣的厚度會影響端阻力的發(fā)揮作用。王國民（1996）利用軟質(zhì)巖中2根埋設(shè)了鋼筋計(jì)的鉆孔灌注樁（樁徑1m）的靜載荷試驗(yàn)，分析了這種樁的荷載傳遞機(jī)理，證明了樁側(cè)摩阻力隨巖石強(qiáng)度增大，樁側(cè)摩阻力沿樁身的分布是“上小中大下小”，并認(rèn)為軟巖中的嵌巖深度可達(dá)到長徑比為10，這已大大超過了JGJ 94—2008的規(guī)定。呂福慶等（1996）根據(jù)19個(gè)工程71根嵌巖樁靜載荷試驗(yàn)的資料，對P-S曲線進(jìn)行了分區(qū)，提出了嵌巖樁質(zhì)量分類體系的概念，并認(rèn)為持力層中的巖性和混凝土與巖石壁面的膠結(jié)程度對嵌固力的大小有決定性影響，可見他認(rèn)為樁巖界面是膠結(jié)的。劉松玉等（1998）總結(jié)了我國東部，主要是南京地區(qū)的11個(gè)工程20根試樁的靜載荷試驗(yàn)資料，其結(jié)論是：泥質(zhì)軟巖嵌巖樁主要表現(xiàn)為摩擦樁的性狀；軟巖地區(qū)嵌巖樁深度可增加至7倍樁徑；嵌巖段總阻力主要是側(cè)阻力；嵌巖樁端阻力發(fā)揮作用一般要求樁頂位移≥15mm，人工挖孔樁所需樁頂位移較小；泥質(zhì)軟巖嵌巖樁的荷載傳遞性狀與施工工藝、施工質(zhì)量、荷載水平等密切相關(guān)。陳竹昌等（1998）認(rèn)為嵌巖長樁的突然破壞是由嵌巖段側(cè)阻的脆性破壞造成的。此后部分學(xué)者在不同地區(qū)和不同的地質(zhì)情況下進(jìn)行了一系列的靜載荷試驗(yàn)，得到大量有用的實(shí)測數(shù)據(jù)，并且O-Cell試驗(yàn)也被廣泛應(yīng)用，為承載力高的嵌巖樁提供了有力的研究手段。蔣治和等（2002）考慮到軟巖的實(shí)際三軸受力狀態(tài)的強(qiáng)度遠(yuǎn)大于無側(cè)限強(qiáng)度，建議對軟巖嵌巖樁的側(cè)阻和端阻設(shè)計(jì)值適當(dāng)增大。

綜上所述，嵌巖樁的承載力受樁身混凝土強(qiáng)度、樁周巖石強(qiáng)度、樁側(cè)與巖石接觸情況、樁底沉渣和樁的長徑比等因素的影響。軟巖的嵌巖長徑比可適當(dāng)增加，而且軟巖還有很大的承載潛力，建議通過改進(jìn)施工工藝、提高施工質(zhì)量來提升其潛力。

（2）荷載傳遞法

除了靜載荷試驗(yàn)，樁基的理論研究也有很大的進(jìn)展。傳統(tǒng)的荷載傳遞法被用來進(jìn)行單樁荷載傳遞機(jī)理的分析，現(xiàn)統(tǒng)計(jì)見表2-4。

荷載傳遞法具有簡單靈活的特點(diǎn)，它適用于各種土層情況，所以適合于分層土的計(jì)算。荷載傳遞法在嵌巖樁中的應(yīng)用與在分層土中的應(yīng)用一樣，只是巖石的荷載傳遞函數(shù)參數(shù)不同而已，其參數(shù)可以通過靜載荷試驗(yàn)或室內(nèi)試驗(yàn)得到剪切—位移曲線（τ-s曲線）擬合取得，所以荷載傳遞函數(shù)的選取是荷載傳遞法的核心。實(shí)際的荷載傳遞函數(shù)不僅隨著土層的深度改變，而且還受到樁自身壓縮、相鄰樁和承臺作用的影響，所以在應(yīng)用這種方法時(shí)還需要耦合其他因素才能夠提高計(jì)算精度。

（3）數(shù)值方法

數(shù)值方法能夠?qū)?shí)際情況進(jìn)行定性分析，并用之指導(dǎo)實(shí)踐，可以起到節(jié)約成本的作用。目前嵌巖樁的數(shù)值研究方法主要是有限元法，它避免了荷載傳遞法不能精確考慮樁土共同作用的缺點(diǎn)，具有詳細(xì)考慮樁土界面單元的參數(shù)、界面的幾何形式、樁身材料和巖體的本構(gòu)關(guān)系（包括三軸狀態(tài)和流變狀態(tài)）、樁周介質(zhì)的分層和各種荷載工況的組合等優(yōu)點(diǎn)。目前嵌巖樁應(yīng)用有限元方法的統(tǒng)計(jì)見表2-5。

由表2-5可見，有限元模型中還存在如下問題：樁體和巖（土）體的本構(gòu)關(guān)系大多數(shù)還是選用的線彈性或非線性彈性，而樁身材料在高荷載水平下會進(jìn)入塑性狀態(tài)，巖（土）本來就是塑性體，所以對材料本構(gòu)關(guān)系的選擇與實(shí)際情況不符；對樁側(cè)接觸面的處理很少考慮樁巖接觸面的粗糙度，或只是用接觸單元的參數(shù)調(diào)節(jié)來近似的模擬粗糙度的影響；另外考慮樁側(cè)接觸面由于破壞引起的滑移情況也不多見，然而側(cè)阻力分布形式是與樁的漸近破壞密切相關(guān)的。

除了有限元法，其他的數(shù)值方法也被應(yīng)用于樁的承載性狀的模擬。Wei Dong Guo和Randolph M F（1998）用FLAC軟件分析樁的荷載傳遞性狀。Jo?o Batista de Paiva和Renata Romanelli Trondi（1999）用邊界元方法（BEM）模擬了群樁基礎(chǔ)。Comodromosa E M，Anagnostopoulosb C T和Georgiadisb M K（2003）用FLAC分析了單樁與群樁的加載試驗(yàn)。P.H.Southcott和J.C.Small（1996）用有限層法（finite layer method）分析了非均勻地基中的單樁和群樁基礎(chǔ)，取得了令人滿意的結(jié)果。

（4）模型試驗(yàn)

樁基的模型試驗(yàn)是根據(jù)力學(xué)的相似原理設(shè)計(jì)的，它具有耗費(fèi)小、試驗(yàn)條件容易控制的優(yōu)點(diǎn)，在研究樁的承載性狀方面具有特別的意義。目前對于嵌巖樁的模型試驗(yàn)還較少，表2-6是我國嵌巖樁模型試驗(yàn)的統(tǒng)計(jì)。除了以上試驗(yàn)外，吳珷（2002）在虎門大橋的嵌巖樁試驗(yàn)中也是用模型樁取得的參數(shù)輔助分析原型樁的靜載荷試驗(yàn)。

（5）塑性理論方法

根據(jù)Meyerhof（1951）確定土中樁的極限承載力的方法，Serrano和Olalla（2002）基于塑性理論，并利用Hoek and Brown非線性破壞準(zhǔn)則和平面模型下的推導(dǎo)，然后通過乘以形狀因子得到了三維情況下巖石中樁頂?shù)臉O限承載力：

σhp=β（Nβ-ζ）sβ　　（2-9）

式中　σhp——樁的極限承載力（kN/m）；

β——巖石的強(qiáng)度模量（kN/m）；

Nβ——平面模型中樁的極限承載力的荷載因子；

ζ——巖石的抗拉強(qiáng)度系數(shù)；

sβ——形狀因子；

m、s——HoekandBrown的參數(shù)，與巖石的質(zhì)量指數(shù)相關(guān)；

σc——完整巖石的無側(cè)限抗壓強(qiáng)度（kN/m）。

在完成上述工作后，Serrano和Olalla（2004）又得到了當(dāng)嵌巖樁嵌巖起始點(diǎn)的水平向壓力可忽略并且?guī)r石上覆荷載很小或沒有時(shí)平均側(cè)阻力的表達(dá)式：

τfm=Cβζ0.75　　（2-12）

式中　τfm——平均側(cè)阻力；

C——側(cè)阻力調(diào)動系數(shù)，需查表。

李鏡培等（2006）利用滑移線理論并通過疊加的方法分析出樁端基巖破壞時(shí)的最危險(xiǎn)點(diǎn)，然后根據(jù)Mindlin方法求出該點(diǎn)的應(yīng)力，運(yùn)用Griffith準(zhǔn)則的Murrell推廣導(dǎo)出了樁端極限承載力的公式，并與實(shí)際情況比較，結(jié)論是：當(dāng)端承力起主導(dǎo)作用時(shí)，結(jié)果比較吻合；當(dāng)側(cè)阻力起主導(dǎo)作用時(shí)，數(shù)據(jù)相差很大。

（6）樁與巖石接觸面狀態(tài)的試驗(yàn)研究

目前存在兩種關(guān)于嵌巖樁側(cè)阻力影響因素的認(rèn)識，一種觀點(diǎn)認(rèn)為樁的極限側(cè)阻力（τult）影響因素為巖石的無側(cè)限抗壓強(qiáng)度（σc），其表達(dá)公式為：

式中　α、k為系數(shù)，其取值目前還有爭議。

另一種觀點(diǎn)認(rèn)為樁的極限側(cè)阻力是受樁基表面法向剛度控制的（即樁身徑向剛度），樁徑的膨脹促使樁基表面法向應(yīng)力提高，從而提高側(cè)阻力。側(cè)阻力的發(fā)展有兩個(gè)機(jī)理，首先是粗糙的混凝土—巖石界面的黏接力起作用，即為剪切機(jī)理；其后產(chǎn)生滑移，出現(xiàn)了這種膨脹滑移機(jī)理，使得側(cè)阻力大為增加。對于相對比較軟的、易壓縮的硬黏土，主要是剪切機(jī)理；而對于軟巖來說，這兩種機(jī)理都存在。綜合來說，側(cè)阻力的影響因素包括巖石的強(qiáng)度、樁巖接觸面的粗糙度、巖石的模量和巖石的初始應(yīng)力等。

Indraratnal和Haque（1997）進(jìn)行了法向剛度不變（CNS，constan t normal stiffness）和法向應(yīng)力不變（CNL，constan t normal load）兩中情況下的巖石接頭（joint）的直剪試驗(yàn)，其結(jié)果是：CNL條件下的試驗(yàn)比CNS條件下的試驗(yàn)高估了巖石接頭的膨脹性，低估了剪切的峰值強(qiáng)度；CNL條件下得到的巖石接頭剪切強(qiáng)度包絡(luò)線是兩根線，而CNS條件下巖石接頭剪切強(qiáng)度包絡(luò)線可是單線也可是雙線，由界面突起（asperity）的角度決定；在CNS條件下，當(dāng)巖石接頭的界面填充物的厚度很小時(shí)也可顯著降低接頭的剪切強(qiáng)度，當(dāng)填充物的厚度是界面突起高度的1.6倍時(shí)，接頭的剪切強(qiáng)度接近填充物的剪切強(qiáng)度。

劉利民等（2000）總結(jié)了孔壁粗糙度對嵌巖樁承載力的影響規(guī)律，他認(rèn)為一般情況下，孔壁越粗糙，嵌巖樁的承載力越大，巖石強(qiáng)度和節(jié)理是影響嵌巖樁粗糙度的兩個(gè)主要因素。

Seidel和Haberfield（2002）調(diào)查了巖（石）—巖（石）接頭和巖（石）—混凝土在CNS條件下的研究情況，總結(jié)了三角形突起的接頭發(fā)生滑移和剪切破壞的判斷公式，并與試驗(yàn)結(jié)果比較，證明其推斷在接頭形狀是三角形時(shí)是合理的。

Gu，etal.（2003）利用大型直剪儀，研究了在CNS并考慮初始應(yīng)力條件下，Sydney Hawkesbury砂巖和混凝土接頭（三角形突起）的剪切性狀。試驗(yàn)過程中砂巖的磨損很大并顯著影響了巖—混凝土接頭的剪切性狀（圖2-1～圖2-3）。其試驗(yàn)結(jié)果是：巖—混凝土的接頭性能高度依賴于接頭粗糙度，當(dāng)粗糙度增加時(shí)，剪切破壞的脆性增大；法向剛度（或法向應(yīng)力）越大，剪切峰值強(qiáng)度越高，剪切破壞的脆性越明顯；相對于有規(guī)律的接頭界面突起，實(shí)際的接頭界面突起形狀的剪切強(qiáng)度表現(xiàn)的低些且更容易變形。隨后Gu，etal.（2005）又根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，并利用質(zhì)量守恒定律，歸納出了界面磨耗模型：

w=Kwx　　（2-14）

Kw=∮（α，σn，ρ）=∮（α，σn0，ρ）　　（2-15）

式中　w——磨耗量（或巖石被磨去的深度）；

Kw——磨耗率；

x——剪切位移；

α——粗糙度函數(shù)；

σn——法向應(yīng)力（被初始法向應(yīng)力σn0控制）；

ρ——材料強(qiáng)度。