2　復雜條件下長大直徑橋梁樁基荷載傳遞機理

2.1　長大直徑樁基基本理論與計算方法介紹

2.1.1　樁基礎豎向承載力的設計理論

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

單樁樁頂豎向荷載由樁側摩阻力和樁端阻力承受。以剪應力形式傳遞給樁周土體的荷載最終也將擴散分布于樁端持力層。持力層受樁端荷載和樁側荷載而壓縮（含部分剪切變形），樁基因此產生沉降。單樁的承載力的影響因素有：樁的幾何尺寸和外形、樁周與樁端介質的性質、成樁工藝等。群樁基礎的豎向承載力由三部分組成：各基樁的樁側阻力、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，在設計時還要考慮“群樁效應”。

2.1.1.1　樁基的設計原則

根據《樁基工程手冊》，當建筑場地的天然地基或經過地基處理方法加固，仍不能滿足上部結構物的穩定性與沉降及沉降差異的要求時，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。這得由上部結構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計都必須滿足兩個方面的要求，其一是樁與地基土相互之間的作用是穩定的，其二是樁本身的結構強度是足夠的，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，樁與土的相互作用是否保證樁有足夠的承載力，又同時是否使樁不產生過量的沉降或樁基產生過大的沉降差以及在樁受到水平向荷載作用時對樁產生的彎矩與撓曲是否在容許范圍之內，在受到上拔荷載時是否使樁不致產生過大的上拔量。

2.1.1.2　樁基規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和地區而異，所以各個行業和某些地區對其運用成熟的樁型制定了相應的規范，高大釗（1997）對各種規范的適用樁型范圍已有很好的總結，在此不再贅述。由于建筑、公路、鐵路和港工的樁基規范涵蓋的范圍較廣，所以本文選其作為研究對象進行承載力確定方法的比較。

1.原型試驗法

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

（1）靜載荷試驗

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

（2）O-Cell試驗

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，傳統的靜載荷試驗方式變得不安全不經濟，為彌補它的不足，O-Cell試驗被引進并廣泛使用。O-Cell試驗最早萌芽于1969年，由日本的中山（Nakayama）和藤關（Fujiseki）提出。1973年他們取得了對于鉆孔樁的測試專利；1978年Sumi獲得了對于預制樁的測試專利。在日本這種測樁法被稱為‘相反載荷試驗’。Gibson與Devenny在1973年用類似的技術方法測定在鉆孔中混凝土與巖石的膠結應力。基于同樣的思路，相似的技術也為Cenak等人（1988）所開發。1989年，美國西北大學教授Osterberg將這一研究思路付諸實踐并發揚光大，開發出了被人熟知的Osterberg荷載箱（O-Cell）。O-Cell試驗的原理是通過設置在樁底或樁身荷載箱的內腔施加壓力，使其頂蓋頂著上段樁身向上移動，從而調動樁側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，則另采取補充的措施提供補充反力。O-Cell試驗將樁側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，史佩棟（1996、1997、1998、1999）首先系統地介紹了Osterberg試樁法（亦稱“樁底加載法”），目前已廣泛應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的樁基進行靜載荷試驗，得到的極限承載力約20MN和12.8MN，試驗結果與設計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的大直徑嵌巖樁進行了樁底加載的靜載荷試驗研究，前者實測的最大的樁基承載力達約14MN，后者是3.7MN。

需要指出的是，在進行O-Cell試驗時，確定荷載箱的位置是至關重要的。應力荷載箱以上的樁側摩阻力與其下的摩阻力和樁尖反力基本相等，此時，無需進行額外的補載工作，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，也可以埋設兩個荷載箱進行分段測試樁的摩阻力。

（3）自平衡靜載荷試驗

自平衡靜載荷試驗最早是龔維明（1999）提出的，其原理與O-Cell試驗相同，只是在加載方式上有些區別，也可以說是O-Cell試驗引進中國后的名稱。自平衡靜載荷試驗在中國發展很快，1999年，東南大學土木工程學院與江蘇省建設廳、南京市建筑質監站制定了《樁承載力自平衡測試技術規程》（DB32/T 291—1999），目前該法不僅在江蘇省廣泛應用，在其他地區也開始使用。該法曾應用于潤揚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，試驗分15級加載，最終加載值為120MN。

（4）高應變法

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

高應變法的主要功能是判定單樁豎向抗壓承載力是否滿足設計要求。這里所說的承載力是指在樁身強度滿足樁身結構承載力的前提下，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，應使樁側和樁端巖土阻力充分發揮作用，否則不能得到承載力的極限值，只能得到承載力檢測值。與低應變法檢測的快捷、廉價相比，高應變法檢測樁身完整性雖然是附帶性的，但由于其激勵能量和檢測有效深度大的優點，特別是在判定樁身水平整合型縫隙、預制樁接頭等缺陷時，能夠在查明這些“缺陷”是否影響豎向抗壓承載力的基礎上，合理判定缺陷程度。

當然，帶有普查性的完整性檢測，采用低應變法更為恰當。高應變檢測技術是從打入式預制樁發展起來的，試打樁和打樁監控屬于其特有的功能，是靜載試驗無法做到的。

2.經驗法

Omer，Robinson&Delpak，etal.（2003）利用10種樁的側阻和端阻計算公式，對Mercia泥巖（Wales，UK）中6根大直徑鉆孔樁的靜載荷試驗結果進行了比較分析，發現這些公式對樁端阻力的預測結果缺少一致性。J.R.OMER把這些公式分為四個基本類型：（1）不排水分析（Undrained analysis）；（2）排水分析（Drained analysis）；（3）混合方法（Mixed approach）；（4）經驗相關方法（Empirical correlation）。

目前國內各行業規范中對嵌巖樁的單樁豎向極限承載力的計算公式大致有以下三類。

（1）第一類公式

《建筑樁基技術規范》（JGJ 94—2008）中嵌巖樁的單樁豎向極限承載力標準值由樁周土總側阻、嵌巖段總側阻和總端阻三部分組成。根據室內試驗結果確定單樁豎向極限承載力標準值的公式如下：

式中　Quk、Qsk、Qrk、Qpk——分別為單樁豎向極限承載力標準值、土的總極限側阻力、前沿段的總極限側阻力、總極限端阻力標準值；

u——樁身周長；

n——覆蓋層土的分層數；

ζsi——覆蓋層第i層土的側阻力發揮系數；

qsik——樁周第i層土的極限側阻力標準值；

li——樁身穿越第i層土的厚度；

frc——巖石飽和單軸抗壓強度標準值，對于黏土質巖取天然濕度單軸抗壓強度標準值；

Ap——樁端面積；

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

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

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

（2）第二類公式

《公路橋涵地基與基礎設計規范》（JTG D 63—2007）對支承在基巖上或嵌入基巖內的鉆（挖）孔樁、沉樁和管柱的單樁軸向受壓容許承載力的計算公式如下：

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），不包括強風化層和全風化層；

u——各土層或各巖層部分的樁身周長（m）；

Ap——樁端截面面積（m2），對于擴底樁，取擴底截面面積；

m——巖層的層數，不包括強風化層和全風化層；

li——各土層的厚度（m）；

n——土層的層數，強風化和全風化巖層按土層考慮；

frk——樁端巖石飽和單軸抗壓強度標準值（kPa），黏土質巖取天然濕度單軸抗壓強度標準值，當frk小于2MPa時按摩擦樁計算；

frki——第i層的frk值；

qik——樁側第i層土的側阻力標準值（kPa），宜采用單樁摩阻力試驗值；

c1、c2i——根據清孔情況、巖石破碎程度等因素而定的樁端和樁側發揮系數，按表2-2采用。

《鐵路橋涵地基和基礎設計規范》（TB 10093—2017）中的相關內容與JTG D 63—2007一致，只是參數的取值更加謹慎。

綜上所述，我們可以看到上述規范對嵌巖段承載力的表達形式都是一樣的，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算公式相對建筑、港工的相應公式來說也有一些不同：（1）JTG D 63—2007和TB 10093—2017認為嵌巖樁是柱樁，沒有考慮嵌巖段上覆土層甚至風化巖的承載作用；（2）ζs、ζp和c1、c2的具體意義不一樣，ζs考慮的是嵌巖段側阻力的非均勻性，ζp考慮的是樁端應力隨嵌巖深度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，摩阻力系數c2要適當考慮孔壁粗糙度的影響；（3）巖石強度的取值不一樣，JTG D 63—2007和TB 10093—2017認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度，而JGJ 94—2008取的是飽和單軸抗壓強度的標準值，對黏土質巖取天然濕度下單軸抗壓強度的標準值；（4）JGJ 94—2008是通過參數ζsi來考慮樁端沉渣影響的，同時ζsi還與樁的長徑比（l/d，l為樁的長度）和土性有關，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。

（3）第三類公式

《建筑地基基礎設計規范》（GB 50007—2011）對樁端嵌入完整及較完整的硬質巖石中的豎向承載力特征值計算公式如下：

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，按巖石飽和單軸抗壓強度標準值或巖基載荷試驗確定）。

綜上所述，目前的嵌巖樁承載力計算公式考慮的問題還不完備。因為隨著樁基技術的發展，很多時候嵌巖樁同時又是灌注樁和大直徑樁，而各行業規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，各行業的規范實際都有考慮，只是表達的形式不一樣。JGJ 94—2008雖然在式（2-1）中體現了樁端沉渣的影響，但在其他非嵌巖樁的灌注樁的設計公式中卻沒有明確表達，甚至在大直徑樁（d≥800mm）的豎向承載力計算公式中對于極限端阻力的標準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或當地經驗。JTG D 63—2007和《港口工程灌注樁設計與施工規程》（JTJ 248—2001）對于樁端沉渣的影響程度是用清孔系數m0（清孔系數或柱底支撐力折減系數）和修正系數λ（根據樁端土的情況）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m0綜合考慮，m0的取值要綜合考慮樁的入土深度、土質的好壞、清孔情況及樁底沉淤厚度。一般來說，系數m0對于挖孔灌注樁取1，對鉆孔灌注樁要根據具體情況進行折減。

（2）大直徑樁的尺寸效應

現行規范中，只有JGJ 94—2008有大直徑樁單樁豎向承載力標準值的計算公式：

式中　qpk——樁徑為800mm的極限端阻力的標準值；

ψsi、ψp——大直徑樁側阻、端阻尺寸效應系數，按表2-3采用。

樁單位極限端阻力的尺寸效應由Meyerhof和Vesic于20世紀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，折減系數隨著樁徑的增大呈雙曲線減小，砂的密實度愈大折減愈大。非黏性土中的側阻尺寸效應是源于鉆挖孔時側壁的應力松弛，當樁徑愈大和土的黏聚強度愈低，側阻降幅愈大。

隨著構筑物向高、大、重方向發展，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卻沒有得到充分的研究。比如巖石比密實的砂具有更大的黏聚力和內摩擦角，并且浸水后松弛也比較顯著，尺寸效應是否也更加顯著。

（3）嵌巖深度的確定

首先不同的規范對嵌巖深度的判斷條件不一致，JTG D 63—2007和TB 10093—2017不考慮風化巖石的嵌巖深度，JGJ 94—2008考慮中等風化巖的嵌巖深度，所以在中等風化基巖中，前者認為是柱樁時，后者卻認為是嵌巖樁。上述規范中對巖石風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認為嵌巖深度超過5d后端阻力為零，這并非對于所有性質的基巖都適用。

3.原位測試法

根據式（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）的物理指標有qsik和frc（或Ra）。對于qsik的確定各行業的規范都有明確的分類或其他成熟的經驗方法。frc（或Ra）可通過傳統的巖石室內試驗得到，具體可參照《工程巖體試驗方法標準》（GB/T 50266—2013）和《鐵路工程巖石試驗規程》（TB 10115—2014）。除了室內試驗，還可以用原位測試手段推算巖石強度。

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

動力觸探試驗是通過貫入一定深度所需要的錘擊數（動力觸探試驗指標N）來判斷巖（土）的強度、地基承載力和樁基承載力學等性質，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，并通過在Dallas（Texas，USA）的頁巖中的218組數據得到了巖石無側限抗壓強度與TCP值的經驗公式：

qu=7500[TCP]-0.4　　（2-5）

式中　qu——巖石無側限抗壓強度（kPa）；

TCP——每100擊的貫入深度（mm）。

2.1.1.3　樁基規范中群樁豎向承載力的確定方法

JGJ 94—2008中對樁數超過3根的非端承樁復合樁基的豎向承載力在設計時，建議考慮樁群、土、承臺的相互作用效應，其復合基樁的豎向承載力設計值為：

R=ηsQsk/γs+ηpQpk/γp+ηcQck/γc　　（2-6）

當根據靜載荷試驗確定單樁豎向極限承載力標準值時，其復合基樁的豎向承載力設計值為：

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阻力和總極限端阻力標準值；

Qck——相應于任一復合基樁的承臺底地基土總極限阻力標準值；

qck——承臺底1/2承臺寬度深度范圍（≤5m）內地基土極限阻力標準值；

Ac——承臺底地基土凈面積；

Quk——單樁豎向極限承載力標準值；

ηs、ηp、ηsp、ηc——分別為樁側阻群樁效應系數、樁端阻群樁效應系數、樁側阻端阻群樁效應系數、承臺底土阻力群樁效應系數；

γs、γp、γsp、γc——分別為樁側阻抗力分項系數、樁端阻抗力分項系數、樁側阻端阻抗力分項系數、承臺底土阻力抗力分項系數；

n——復合樁基的基樁總數。

《港口工程樁基規范》（JTS167-4—2012）認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），所以推薦承載力設計時采用單樁垂直極限承載力乘以群樁折減系數的方法。

JTG D 63—2007規定樁心距小于6d的摩擦型群樁應作整體基礎驗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生的沉降與使用期間荷載產生的沉降量的差別。

TB 10093—2017規定摩擦樁應將樁群視為實體基礎檢算其底面處土的承載力，并認為當摩擦樁的中心距大于6d時，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有關。TB 10093—2017不考慮承臺底土承受的豎向荷載，因為根據既有樁基的調查結果，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。

綜上所述可見各規范考慮的側重點不同導致其規范規定的差異。JGJ 94—2008對于群樁效應的影響因素以及群樁的沉降量計算比其他規范詳細，其他規范則在這方面進行了不同程度的簡化。

2.1.2　不同種類樁的豎向荷載傳遞

基樁作為樁基礎的重要組成部分，其豎向荷載的傳遞機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、樁周介質的性質、樁與樁周介質接觸面的性質、樁與周圍介質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”三個主要特征點，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是樁徑，比如《建筑樁基技術規范》（JGJ 94—2008）中規定樁徑大于800mm的樁為大直徑樁，并考慮了大直徑樁的尺寸效應而對樁側阻力和樁端阻力進行折減。而《港口工程預應力混凝土大直徑管樁設計與施工規程》（JTJ 261—97）則對樁徑大于1200mm，入土深度大于20m的管樁，樁端計算面積取全面積乘以0.80～0.85的折減系數。香港特別行政區則將樁徑大于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主要在于某些情況下大直徑樁的靜載荷試驗加載困難，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（1994）通過對40根置于不同持力層、具有不同樁身及擴大端直徑的人工開挖大直徑擴底樁的試驗結果分析，提出了砂性及碎石類土中大直徑擴底樁的變形計算模式；并根據變形函數，以變形量為極限承載力控制標準，給出了臨界樁徑承載力參數及大直徑樁承載力折減系數。黃金榮等（1994）通過五根樁身內埋設測量元件的試樁資料，分析了樁的荷載傳遞機理與承載性狀，以及施工工藝對其的影響和作用。隨著O-Cell試驗的引進，極限加載條件已逐漸不是問題，如前所述的潤揚長江公路大橋自平衡靜載荷試驗，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阻和端阻承受。近年來，不少學者利用常用研究手段對大直徑樁進行研究。胡慶立等（2002）將小直徑樁的靜載荷試驗參數通過理論分析和逐步調整并經過尺寸效應而應用于大直徑樁的理論分析，得到了滿意的結果。肖宏彬等（2002）以荷載傳遞函數為依據，經理論推導得到樁頂的P-S曲線，并用于確定樁的承載力。石名磊等（2003）根據試樁靜載荷試驗及樁身應力測試結果對樁側極限摩阻力預測的分析，研究了黏性土中大直徑鉆孔灌注樁（LDBPs）的樁側極限摩阻力的預測方法和指標確定，同時還對SPT錘擊數N預測黏性土中LDBPs的樁側摩阻力進行了統計分析，對黏土和亞黏土側摩阻力與N的關系提出了相應的回歸公式。

隨著大直徑樁的廣泛應用，特別是隨著我國改革開放的深入，土木建設也隨之迅速發展，隨之出現的如上海等深厚軟土地區（厚150～400m）超高層建筑和目前長江下游（第四紀松散覆蓋層100～300m）大型橋梁的建設，使大直徑超長樁的使用成為必然，并給樁基理論和實踐提出挑戰。蔣建平（2002）第一次系統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）的承載機理和承載性狀，為大直徑超長樁的實際應用提供了理論依據。顧培英等（2004）根據蘇州地區4根大直徑橋梁鉆孔灌注樁（直徑1.2～1.5m，長度51.5～72.5m）樁側摩阻力的試驗結果認為：相當一部分樁側土層未能達到極限狀態；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，樁側摩阻力發揮效率降低。錢銳等（2004）對南京河西地區3根超長（65.1m、72.9m、69.2m）嵌巖鉆孔灌注樁進行的靜載荷試驗，得到了與顧培英等（2004）類似的結論。蔣建平等（2006）以蘇通大橋大型灌注樁為例，利用點面接觸單元對大直徑超長灌注樁進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行了樁端后注漿新工藝的研究；采用多種靜載試驗對蘇通大橋超長大直徑鉆孔灌注樁進行測試研究，并與離心試驗結果對比；針對樁端極限承載力、樁身自重、承載力分項系數及極限承載力沉降判斷標準等問題進行規范適應性討論，對公路橋梁規范提出了相應的建議。辛公峰（2006）對軟土地基中大直徑超長樁側阻力軟化進行了試驗和理論研究，指出影響樁側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力狀態）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，存在一個最優樁長；增大樁身彈性模量有利于荷載向下傳遞，但也存在一個最優值；樁軸向割線剛度不是固定值，但與樁頂沉降有較好的相關性。

綜上所述可見：利用O-Cell法進行樁基靜載荷試驗是可行的；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；大直徑樁存在側阻力軟化，而且超長樁側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）綜合研究了國內外20余年來對嵌巖樁的研究所取得的進展，破除了通常認為嵌巖樁均屬端承樁的傳統觀念。Seidel和Haberfield（1995）認為用以前的樁基設計方法設計大型的軟巖和硬土中的樁基時會導致相當大的不確定性，并認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阻力依賴于以下幾點：（1）巖石的黏聚力和摩擦的剪切強度；（2）鉆孔的剛度；（3）巖石界面是否出現高度退化和模糊化；（4）巖石的裂縫和不連續性的影響。劉興遠等（1998）對嵌巖樁的定義、嵌巖段剪應力分布模式、最優嵌巖比、承載力和樁周巖石性質的問題進行了探討。劉樹亞等（1999）認為嵌巖樁的設計中要經濟有效地獲得分析所需的基礎性資料，要重視試驗和理論的結合，并指出嵌巖樁在時間效應和動荷載效應方面還需要進一步研究。張建新等（2003）從實際問題出發，指出了現行設計規范存在的不足，并對設計方法、設計標準、參數的取值及樁的載荷試驗標準進行了深入探討，提出按樁的承載方式進行設計，從承載力和變形雙向進行控制，參數取值應符合樁的荷載傳遞規律。

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

（1）靜載荷試驗

靜載荷試驗是研究樁基的傳統方法，它具有大家公認的可靠性。劉建剛等（1995）討論了影響嵌固效應和端承力發揮作用的重要因素：樁身混凝土、樁周巖體的強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揮作用。王國民（1996）利用軟質巖中2根埋設了鋼筋計的鉆孔灌注樁（樁徑1m）的靜載荷試驗，分析了這種樁的荷載傳遞機理，證明了樁側摩阻力隨巖石強度增大，樁側摩阻力沿樁身的分布是“上小中大下小”，并認為軟巖中的嵌巖深度可達到長徑比為10，這已大大超過了JGJ 94—2008的規定。呂福慶等（1996）根據19個工程71根嵌巖樁靜載荷試驗的資料，對P-S曲線進行了分區，提出了嵌巖樁質量分類體系的概念，并認為持力層中的巖性和混凝土與巖石壁面的膠結程度對嵌固力的大小有決定性影響，可見他認為樁巖界面是膠結的。劉松玉等（1998）總結了我國東部，主要是南京地區的11個工程20根試樁的靜載荷試驗資料，其結論是：泥質軟巖嵌巖樁主要表現為摩擦樁的性狀；軟巖地區嵌巖樁深度可增加至7倍樁徑；嵌巖段總阻力主要是側阻力；嵌巖樁端阻力發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；泥質軟巖嵌巖樁的荷載傳遞性狀與施工工藝、施工質量、荷載水平等密切相關。陳竹昌等（1998）認為嵌巖長樁的突然破壞是由嵌巖段側阻的脆性破壞造成的。此后部分學者在不同地區和不同的地質情況下進行了一系列的靜載荷試驗，得到大量有用的實測數據，并且O-Cell試驗也被廣泛應用，為承載力高的嵌巖樁提供了有力的研究手段。蔣治和等（2002）考慮到軟巖的實際三軸受力狀態的強度遠大于無側限強度，建議對軟巖嵌巖樁的側阻和端阻設計值適當增大。

綜上所述，嵌巖樁的承載力受樁身混凝土強度、樁周巖石強度、樁側與巖石接觸情況、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增加，而且軟巖還有很大的承載潛力，建議通過改進施工工藝、提高施工質量來提升其潛力。

（2）荷載傳遞法

除了靜載荷試驗，樁基的理論研究也有很大的進展。傳統的荷載傳遞法被用來進行單樁荷載傳遞機理的分析，現統計見表2-4。

荷載傳遞法具有簡單靈活的特點，它適用于各種土層情況，所以適合于分層土的計算。荷載傳遞法在嵌巖樁中的應用與在分層土中的應用一樣，只是巖石的荷載傳遞函數參數不同而已，其參數可以通過靜載荷試驗或室內試驗得到剪切—位移曲線（τ-s曲線）擬合取得，所以荷載傳遞函數的選取是荷載傳遞法的核心。實際的荷載傳遞函數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，所以在應用這種方法時還需要耦合其他因素才能夠提高計算精度。

（3）數值方法

數值方法能夠對實際情況進行定性分析，并用之指導實踐，可以起到節約成本的作用。目前嵌巖樁的數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，具有詳細考慮樁土界面單元的參數、界面的幾何形式、樁身材料和巖體的本構關系（包括三軸狀態和流變狀態）、樁周介質的分層和各種荷載工況的組合等優點。目前嵌巖樁應用有限元方法的統計見表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）體的本構關系大多數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入塑性狀態，巖（土）本來就是塑性體，所以對材料本構關系的選擇與實際情況不符；對樁側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調節來近似的模擬粗糙度的影響；另外考慮樁側接觸面由于破壞引起的滑移情況也不多見，然而側阻力分布形式是與樁的漸近破壞密切相關的。

除了有限元法，其他的數值方法也被應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。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。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，取得了令人滿意的結果。

（4）模型試驗

樁基的模型試驗是根據力學的相似原理設計的，它具有耗費小、試驗條件容易控制的優點，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還較少，表2-6是我國嵌巖樁模型試驗的統計。除了以上試驗外，吳珷（2002）在虎門大橋的嵌巖樁試驗中也是用模型樁取得的參數輔助分析原型樁的靜載荷試驗。

（5）塑性理論方法

根據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非線性破壞準則和平面模型下的推導，然后通過乘以形狀因子得到了三維情況下巖石中樁頂的極限承載力：

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——巖石的抗拉強度系數；

sβ——形狀因子；

m、s——HoekandBrown的參數，與巖石的質量指數相關；

σc——完整巖石的無側限抗壓強度（kN/m）。

在完成上述工作后，Serrano和Olalla（2004）又得到了當嵌巖樁嵌巖起始點的水平向壓力可忽略并且巖石上覆荷載很小或沒有時平均側阻力的表達式：

τfm=Cβζ0.75　　（2-12）

式中　τfm——平均側阻力；

C——側阻力調動系數，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的最危險點，然后根據Mindlin方法求出該點的應力，運用Griffith準則的Murrell推廣導出了樁端極限承載力的公式，并與實際情況比較，結論是：當端承力起主導作用時，結果比較吻合；當側阻力起主導作用時，數據相差很大。

（6）樁與巖石接觸面狀態的試驗研究

目前存在兩種關于嵌巖樁側阻力影響因素的認識，一種觀點認為樁的極限側阻力（τult）影響因素為巖石的無側限抗壓強度（σc），其表達公式為：

式中　α、k為系數，其取值目前還有爭議。

另一種觀點認為樁的極限側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力提高，從而提高側阻力。側阻力的發展有兩個機理，首先是粗糙的混凝土—巖石界面的黏接力起作用，即為剪切機理；其后產生滑移，出現了這種膨脹滑移機理，使得側阻力大為增加。對于相對比較軟的、易壓縮的硬黏土，主要是剪切機理；而對于軟巖來說，這兩種機理都存在。綜合來說，側阻力的影響因素包括巖石的強度、樁巖接觸面的粗糙度、巖石的模量和巖石的初始應力等。

Indraratnal和Haque（1997）進行了法向剛度不變（CNS，constan t normal stiffness）和法向應力不變（CNL，constan t normal load）兩中情況下的巖石接頭（joint）的直剪試驗，其結果是：CNL條件下的試驗比CNS條件下的試驗高估了巖石接頭的膨脹性，低估了剪切的峰值強度；CNL條件下得到的巖石接頭剪切強度包絡線是兩根線，而CNS條件下巖石接頭剪切強度包絡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，當巖石接頭的界面填充物的厚度很小時也可顯著降低接頭的剪切強度，當填充物的厚度是界面突起高度的1.6倍時，接頭的剪切強度接近填充物的剪切強度。

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

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

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）。其試驗結果是：巖—混凝土的接頭性能高度依賴于接頭粗糙度，當粗糙度增加時，剪切破壞的脆性增大；法向剛度（或法向應力）越大，剪切峰值強度越高，剪切破壞的脆性越明顯；相對于有規律的接頭界面突起，實際的接頭界面突起形狀的剪切強度表現的低些且更容易變形。隨后Gu，etal.（2005）又根據試驗結果，并利用質量守恒定律，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；

σn——法向應力（被初始法向應力σn0控制）；

ρ——材料強度。