湯 斌, 覃明蘭, 2, 周標(biāo)和

(1.桂林理工大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院, 廣西 桂林 541004; 2.廣西華銳鋼鐵工程設(shè)計(jì)咨詢有限責(zé)任公司, 廣西 柳州 545000)

0 引 言

湛江組結(jié)構(gòu)性黏土廣泛分布于北部灣沿岸地區(qū), 呈強(qiáng)觸變性, 導(dǎo)致該地區(qū)地基失穩(wěn)、 樁基下沉、 地面沉降等工程地質(zhì)災(zāi)害發(fā)生。開(kāi)展黏土的觸變性研究對(duì)于深入認(rèn)識(shí)土體性質(zhì)、 合理指導(dǎo)工程實(shí)踐具有重要意義。

Boswell[1]為了研究各種材料的觸變性, 以大量沉積堆積物作為研究對(duì)象, 對(duì)不同材料進(jìn)行觸變性檢查， 結(jié)果顯示, 在眾多材料中, 只有干凈的砂沒(méi)有表現(xiàn)出觸變特征, 除此之外, 其他材料都被證實(shí)存在觸變性。沈水龍等[2]通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)研究了軟弱黏土的強(qiáng)度受觸變性的影響, 發(fā)現(xiàn)由于觸變性, 擾動(dòng)土體的強(qiáng)度在70 d內(nèi)得到了恢復(fù)。徐永福等[3]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)靜力觸探和室內(nèi)試驗(yàn), 分析了飽和粉土在濕噴樁施工擾動(dòng)下的觸變性, 發(fā)現(xiàn)粉土強(qiáng)度隨時(shí)間增長(zhǎng)而增加。張先偉等[4]研究500 d的齡期內(nèi), 湛江組結(jié)構(gòu)性黏土擾動(dòng)后在不同靜置齡期下的觸變強(qiáng)度恢復(fù)過(guò)程, 湛江組結(jié)構(gòu)性黏土表現(xiàn)出了明顯的觸變特征。王亮等[5]利用研制的微型十字板剪切儀對(duì)重塑后靜置一定時(shí)間的太湖與白馬湖兩種疏浚淤泥進(jìn)行了強(qiáng)度測(cè)試, 并對(duì)兩種疏浚淤泥的觸變特性進(jìn)行了研究與比較， 兩種疏浚淤泥重塑后, 觸變強(qiáng)度增長(zhǎng)速度在初始時(shí)間內(nèi)增長(zhǎng)最快, 隨時(shí)間推移逐漸變慢, 448 d時(shí)觸變強(qiáng)度隨時(shí)間的增長(zhǎng)趨于穩(wěn)定， 低于84 d時(shí)太湖淤泥與白馬湖淤泥的觸變強(qiáng)度比率接近, 高于84 d時(shí)白馬湖淤泥的觸變強(qiáng)度比率稍大于太湖淤泥。崔自治等[6]針對(duì)重塑黃土存在觸變性問(wèn)題, 以含水率、 干密度和氯化鈣含量為因素, 研究了寧夏同心重塑黃土的觸變性, 水率在 8%～14%, 觸變性參數(shù)隨著齡期的增加而增加, 初期增加快、 后期增加緩慢, 14 d基本趨于穩(wěn)定。這些研究成果表明: 土體擾動(dòng)后其強(qiáng)度均隨時(shí)間增長(zhǎng)而增加, 土體不同, 觸變性強(qiáng)弱不同, 其強(qiáng)度隨時(shí)間增長(zhǎng)而增加的幅度與速率不同。

由于許多地區(qū)打樁時(shí)土體觸變影響嚴(yán)重, Kul′chitskii[7]針對(duì)俄羅斯西西伯利亞北岸鄂畢灣地區(qū)軟黏土的觸變性研究， 在樁沉入后, 軟黏土的強(qiáng)度隨時(shí)間的變化非常明顯。打樁后的前10天樁周土體的強(qiáng)度增長(zhǎng)特別明顯, 樁打入后承載力的平均值在第8～10天就已經(jīng)達(dá)到1個(gè)月后承載力的85%, 樁承載力的增加一般在打樁完成后的2.5～3個(gè)月內(nèi)完成, 相比打樁7 d后的樁承載力, 在這段時(shí)間內(nèi)承載力會(huì)增加1.7倍多。葉為民等[8]發(fā)現(xiàn), 飽和軟土中的打入式預(yù)制樁, 在沉樁后一定時(shí)間內(nèi), 復(fù)壓?jiǎn)螛稑O限承載力平均提高了單樁設(shè)計(jì)最大加載值的近30%。馬海龍[9]對(duì)36組模型樁進(jìn)行單樁原位靜載試驗(yàn), 開(kāi)口樁與閉口樁各18組, 試驗(yàn)持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)達(dá)72 d, 發(fā)現(xiàn)閉口樁與開(kāi)口樁的承載力最小時(shí)效系數(shù)分別為2.4和3.6。張明義等[10]利用樁基隔時(shí)復(fù)壓試驗(yàn), 提出了靜壓樁優(yōu)化設(shè)計(jì)方法, 通過(guò)較短時(shí)間內(nèi)的隔時(shí)復(fù)壓結(jié)果, 確定長(zhǎng)期承載力增長(zhǎng)規(guī)律。符秋生[11]通過(guò)對(duì)靜壓PHC樁進(jìn)行沉樁過(guò)程壓力記錄試驗(yàn)、 隔時(shí)復(fù)壓試驗(yàn)和靜載試驗(yàn), 分析了PHC樁的單樁承載力及其變化, 結(jié)果證明PHC樁的豎向承載力存在時(shí)效性。趙廣順等[12]分析PHC管樁承載力時(shí)效性特征, 探討考慮時(shí)效性的管樁單樁承載力計(jì)算方法, 建立了考慮時(shí)效性的單樁承載力計(jì)算公式。這些研究表明, 樁的時(shí)效性與土體的觸變性有關(guān), 土體的觸變性越強(qiáng), 單樁的時(shí)效性越明顯。

湯斌等[13]利用自制的群樁模型裝置,在湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中進(jìn)行原位試驗(yàn),獲得不同樁間距、不同樁長(zhǎng)情況下群樁效應(yīng)系數(shù)實(shí)測(cè)值;對(duì)比分析了不同理論群樁效應(yīng)系數(shù)公式計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的誤差;討論了不同理論群樁效應(yīng)系數(shù)公式的適用性。李俊偉[14]設(shè)計(jì)了3.0 m×3.0 m×4.0 m的超長(zhǎng)大直徑群樁模型試驗(yàn), 研究超長(zhǎng)灌注單樁和群樁在豎向荷載作用下的荷載傳遞機(jī)理。鄒至鋒等[15]利用自制200 cm×100 cm×120 cm的試驗(yàn)箱研究了砂土中單樁的承載力性狀, 結(jié)果表明模型樁承載曲線表現(xiàn)出明顯的邊界效應(yīng)和深度效應(yīng), 貫樁速度的增大引起模型樁極限承載值的相應(yīng)增加。張明遠(yuǎn)等[16]利用尺寸為 0.8 m×0.8 m×1.2 m的模型箱, 樁長(zhǎng) 540 mm, 樁徑 40 mm的鋁合金材料模型樁研究了膨脹土中樁基在最優(yōu)含水率和飽和含水率條件下的下壓和上拔荷載樁基的承載特性。鄭晨等[17]通過(guò)對(duì)青島某商業(yè)住宅樓的3根PHC管樁進(jìn)行豎向抗壓靜載荷破壞性試驗(yàn), 驗(yàn)證了修正后的雙曲線模型對(duì)樁體塑性變形階段預(yù)測(cè)效果更為準(zhǔn)確。這些研究表明， 模型試驗(yàn)?zāi)茌^好地模擬現(xiàn)場(chǎng)原型單樁承載性狀。

本文基于湛江某單樁工程的實(shí)際, 利用自制的透明模型箱裝置對(duì)湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中模型單樁在不同休止齡期承載性狀進(jìn)行研究, 同時(shí)對(duì)模型樁的樁周土進(jìn)行十字板剪切試驗(yàn), 探尋湛江組結(jié)構(gòu)性黏土觸變性與單樁時(shí)效性的量化關(guān)系。

1 室內(nèi)模型試驗(yàn)

1.1 模型試驗(yàn)裝置

1.1.1 模型箱 基于湛江組結(jié)構(gòu)性黏土中單樁工程實(shí)際, 根據(jù)相似理論原理, 模型箱的幾何尺寸相似比例為1∶40, 尺寸為0.7 m×0.5 m×1.7 m, 底板及框架采用不銹鋼, 側(cè)壁采用10 mm厚的鋼化玻璃?？紤]到填土的方便, 其中一個(gè)側(cè)面設(shè)置成活動(dòng)門(mén), 如圖1所示。

1.1.2 模型樁 依據(jù)工程實(shí)際情況, 模擬實(shí)際樁長(zhǎng)為30 m, 樁徑為800 mm, 變徑比為1的PHC管樁。根據(jù)相似理論原理, 參考模型箱的幾何相似比, 選取入土深度L=450、 750、 1 100 mm， 樁徑20～32 mm， 壁厚為2 mm的空心PVC-U管作為模型樁, 其彈性模量為2.7 GPa, 模型樁其他參數(shù)見(jiàn)表1。考慮到試驗(yàn)信號(hào)線引出以及測(cè)讀數(shù)據(jù)的需要, 實(shí)際樁長(zhǎng)比入土深度長(zhǎng)100 mm。按表1所需的樁長(zhǎng)尺寸截?cái)? 在PVC-U管距樁頂 50 mm處對(duì)稱(chēng)地開(kāi)直徑3～8 mm的小孔, 以方便將信號(hào)線引出, 將其從中間鋸開(kāi), 自樁頂50 mm處每隔一定距離對(duì)稱(chēng)粘貼應(yīng)變片, 并做好防水處理, 模型樁樁身應(yīng)變粘貼位置見(jiàn)圖2, 最后用PVC膠粘劑將剖開(kāi)的模型管樁合上并加固好。

表1 模型樁參數(shù)

圖2 模型樁樁身應(yīng)變片位置

1.1.3 加載裝置 加載裝置由模型箱上端的H型鋼反力架、 千斤頂、 壓力傳感器及數(shù)字測(cè)力儀和承臺(tái)板組成。為了使單樁加載過(guò)程中千斤頂及千分表能夠安裝穩(wěn)固, 在單樁頂部設(shè)置一個(gè)尺寸為160 mm×160 mm×2 mm(長(zhǎng)×寬×厚)的承臺(tái)。工作時(shí), H型反力架利用裝土的模型箱框架來(lái)提供反力, 通過(guò)千斤頂經(jīng)承臺(tái)板傳遞到模型樁。

1.1.4 量測(cè)系統(tǒng) 模型試驗(yàn)需要采集的數(shù)據(jù)為樁身各截面的應(yīng)變值、 樁頂位移值、 試驗(yàn)加載荷載值和樁周土的抗剪強(qiáng)度值。其中, 樁身應(yīng)變數(shù)據(jù)采用BZ2205C靜態(tài)電阻應(yīng)變儀采集, 樁頂位移的數(shù)據(jù)通過(guò)對(duì)稱(chēng)布置在樁承臺(tái)鋼板上的兩個(gè)千分表測(cè)讀(取平均值)而得, 每級(jí)加載的荷載值用GGD～330型數(shù)字測(cè)力儀讀取, 樁周土抗剪強(qiáng)度使用SZB-1.0型便攜式十字板剪切儀進(jìn)行十字板剪切試驗(yàn)得到。

1.2 模型試驗(yàn)

1.2.1 原狀土選取 試驗(yàn)中所需的湛江組結(jié)構(gòu)性黏土原狀土取自湛江鋼鐵三號(hào)高爐系統(tǒng)項(xiàng)目煉鐵及煉煤廠房單樁工程場(chǎng)地地層下, 其物理力學(xué)性質(zhì)參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 原狀土參數(shù)

1.2.2 重塑土制備 依據(jù)土工試驗(yàn)的結(jié)果, 采取控制土樣的含水率和干密度來(lái)重塑土體。將從現(xiàn)場(chǎng)開(kāi)挖運(yùn)至試驗(yàn)場(chǎng)地的擾動(dòng)土?xí)窀伞?過(guò)篩, 按照含水率為40%、 干密度為1.43 g/cm3重塑后, 裝入模型箱中, 每50 mm一層， 分層填筑夯實(shí)。

1.2.3 室內(nèi)模型試驗(yàn) 在模型樁壓入前先按照試驗(yàn)方案的具體位置將模型樁定位, 然后利用自制木板保證垂直地將模型樁壓入表1預(yù)定的沉樁深度, 分別在沉樁1、 15、 35、 65、 100 d對(duì)各組模型樁進(jìn)行靜載試驗(yàn)。

當(dāng)每個(gè)休止齡期下模型樁的靜載試驗(yàn)結(jié)束后, 橫向距離為模型樁1倍樁徑、 豎向距離的不同深度根據(jù)樁長(zhǎng)尺寸合理安排, 選用B型十字板頭的便攜式十字板儀對(duì)樁周土進(jìn)行十字板剪切試驗(yàn), 獲取模型樁周土的抗剪強(qiáng)度。

1.2.4 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理 計(jì)算樁身截面應(yīng)變?chǔ)舏為

εi=(εi1+εi2)/2,

(1)

式中，εi1、εi2分別為i截面2個(gè)應(yīng)變片所測(cè)得的值。

樁身截面軸力Ni

Ni=EmAmεi,

(2)

式中:Em—模型樁樁身彈性模量(GPa);Am—模型樁樁身截面面積(mm2);εi—模型樁樁身截面應(yīng)變(με)。

樁側(cè)摩阻力qsi

qsi=(Ni+1-Ni)/F,

(3)

式中:Ni—第i截面軸力(N);F—樁身量測(cè)截面之間樁段的側(cè)表面積(mm2),F=πDl(其中D為模型樁的外徑,l為兩個(gè)截面間的長(zhǎng)度)。

抗剪強(qiáng)度由便攜式十字板直接測(cè)讀出來(lái)的刻度經(jīng)換算得到。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 樁周土的觸變性

圖3為不同樁徑的模型樁樁周土的抗剪強(qiáng)度與不同休止齡期的關(guān)系。不同樁長(zhǎng)樁徑的模型樁樁周土的抗剪強(qiáng)度隨著休止時(shí)間的增加都表現(xiàn)出增長(zhǎng)的趨勢(shì), 在1～35 d增長(zhǎng)速率最快, 35～65 d增長(zhǎng)稍慢, 65～100 d增長(zhǎng)速率最慢。究其原因, 湛江組結(jié)構(gòu)性黏土具有強(qiáng)觸變性, 模型樁在沉樁過(guò)程中, 樁周土由于受到打樁帶來(lái)的擾動(dòng), 土體的抗剪強(qiáng)度顯著下降。當(dāng)沉樁結(jié)束后, 隨著時(shí)間的推移, 樁周土的內(nèi)部結(jié)構(gòu)逐漸得以恢復(fù), 樁周土受損傷的抗剪強(qiáng)度逐漸恢復(fù)。

圖3 不同樁徑模型樁樁周土不同休止齡期的抗剪強(qiáng)度

根據(jù)張先偉等的研究, 定義觸變強(qiáng)度比率為土樣擾動(dòng)后t時(shí)刻與擾動(dòng)后0時(shí)刻的強(qiáng)度之比[4]。觸變強(qiáng)度比率指標(biāo)反映了土樣擾動(dòng)后任意時(shí)刻強(qiáng)度的變化情況, 利用觸變強(qiáng)度比率可以判別觸變性的強(qiáng)弱。

表3為不同樁長(zhǎng)、 不同樁徑的模型樁的樁周土在不同深度下不同休止齡期的觸變強(qiáng)度比率。隨著休止齡期的增加, 觸變強(qiáng)度比率都表現(xiàn)出增長(zhǎng)的趨勢(shì), 且前期增長(zhǎng)快, 后期增長(zhǎng)慢。相同深度相同樁長(zhǎng)的情況下, 樁徑越小, 模型樁樁周土的觸變強(qiáng)度比率增加的幅度和速率越大; 相同深度相同樁徑的情況下, 隨著入土樁長(zhǎng)的增加, 觸變強(qiáng)度比率增長(zhǎng)的速率與幅度沒(méi)有明顯的規(guī)律； 而不同深度下, 入土樁長(zhǎng)越長(zhǎng), 樁周土的觸變強(qiáng)度比率相差越小?？梢缘贸? 入土樁長(zhǎng)對(duì)樁周土的影響不如樁徑對(duì)樁周土的影響大。分析其原因, 樁徑越小, 樁周土受到的擾動(dòng)程度也就越小, 隨著重塑土體靜置時(shí)間的增長(zhǎng), 被破壞的結(jié)構(gòu)恢復(fù)得越快, 土體的強(qiáng)度會(huì)隨土體結(jié)構(gòu)的恢復(fù)而增長(zhǎng)得越快。

表3 不同休止齡期樁周土的觸變強(qiáng)度比率

2.2 極限承載力的確定

圖4分別是1#、 5#和8#模型樁在不同休止齡期的Q-S曲線。隨著每級(jí)荷載的增加, 沉降也不斷的增加, 并且曲線都有明顯拐點(diǎn), 均屬于陡降型曲線。Q-S曲線可分為3個(gè)階段: 第1階段以樁身壓縮量的發(fā)展為主, 對(duì)應(yīng)于Q-S曲線上的直線或近于直線段; 第2階段為樁身壓縮及整體位移共同發(fā)展, 對(duì)應(yīng)于Q-S曲線上的曲率逐漸變大; 第3階段以整體位移發(fā)展為主, 呈陡降狀態(tài)。靜載試驗(yàn)規(guī)定, 取其發(fā)生明顯陡降的起始點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的荷載值為極限承載力。此外, 在入土樁徑相同的情況下, 隨著休止齡期的增加, 模型樁達(dá)到極限承載力時(shí), 其對(duì)應(yīng)的荷載和沉降也越來(lái)越大； 在樁長(zhǎng)相同的情況下, 隨著樁徑的增大, 模型樁達(dá)到極限承載力時(shí), 其對(duì)應(yīng)的荷載和沉降也越來(lái)越小。

圖4 模型樁的Q-S曲線

通過(guò)整理1#～9#模型樁在不同休止齡期的Q-S曲線, 根據(jù)其曲線特征, 得到各模型樁在不同休止齡期的極限承載力及增長(zhǎng)幅度(65 d時(shí)單樁豎向極限承載力相較于1 d時(shí)單樁豎向極限承載力值), 見(jiàn)表4。

表4 不同休止齡期下樁的極限承載力

隨著休止齡期的增加, 各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1#樁, 為245%, 恢復(fù)最小的8#樁, 為117%, 且單樁豎向極限承載力恢復(fù)的速率表現(xiàn)為前期(1～65 d)增長(zhǎng)快, 后期(65～100 d)增長(zhǎng)慢。主要是因?yàn)椋?湛江組結(jié)構(gòu)性黏土具有強(qiáng)的結(jié)構(gòu)性, 模型樁在沉樁瞬間, 樁周黏土的結(jié)構(gòu)性被強(qiáng)烈破壞； 同時(shí), 在沉樁開(kāi)始之后, 由于樁對(duì)土的擠壓擾動(dòng), 土中產(chǎn)生超孔隙水壓力, 土的有效應(yīng)力減小, 此時(shí)土體的強(qiáng)度降低, 故模型樁在沉樁初始時(shí)刻最低； 隨著休止時(shí)間的增長(zhǎng), 湛江組結(jié)構(gòu)性黏土的觸變性發(fā)生作用, 使得土體的強(qiáng)度呈現(xiàn)出非線性增長(zhǎng)的狀態(tài), 樁的極限承載力表現(xiàn)為前期增長(zhǎng)快, 后期增長(zhǎng)慢。

2.3 各休止齡期的軸力分布規(guī)律

以8#模型樁為例， 分析各休止齡期的軸力分布規(guī)律。圖5是L=750 mm,D=32 mm的8#模型樁在不同休止齡期時(shí)樁身的軸力圖。各休止齡期時(shí)的樁身軸力圖具有相似的特征, 軸力在每級(jí)荷載下沿樁長(zhǎng)呈現(xiàn)出非線性減小, 其中樁身上部和靠近樁端部分的樁身軸力衰減速度大于樁身中部。同時(shí)在小于極限荷載作用時(shí), 樁身下部靠近樁端處軸力作用很小, 說(shuō)明模型樁在工作荷載作用下， 其上覆荷載大部分由樁身摩阻力提供, 樁端阻力基本不發(fā)生作用。

圖5 8#模型樁在不同休止齡期下的軸力圖

2.4 樁側(cè)摩阻力分析

以8#模型樁為例， 分析各休止齡期的樁側(cè)摩阻力分布規(guī)律。圖6為8#樁的各休止齡期下的摩阻力分布圖?？梢钥闯? 1)各休止齡期下模型樁的摩阻力沿樁身近似成“R”形分布, 樁身中部的摩阻力值較大, 樁頂和樁端周?chē)哪ψ枇χ递^小, 樁端摩阻力衰減明顯。由此可見(jiàn), 模型樁側(cè)摩阻力發(fā)揮不同步, 其值的大小與樁身位置有關(guān); 2)隨著休止時(shí)間的增加, 樁極限側(cè)摩阻力增長(zhǎng)較大, 0～100 d內(nèi), 8#模型樁, 極限側(cè)摩阻力由4.19 kPa增加到9.11 kPa, 增長(zhǎng)117.4%; 3)隨著上覆荷載的增加, 樁頂荷載向下傳遞是逐步實(shí)現(xiàn)的, 即上部土層的摩阻力先于下部發(fā)揮作用, 隨著荷載繼續(xù)往樁端傳遞, 下部土層的摩阻力才逐漸發(fā)揮作用, 其發(fā)揮呈現(xiàn)出異步的規(guī)律。

圖6 8#模型樁在不同休止齡期下的側(cè)摩阻力

3 樁周土觸變效應(yīng)與模型樁時(shí)效性的關(guān)系

以8#模型樁為例， 分析各休止齡期的樁周土觸變效應(yīng)與模型樁時(shí)效性的量化關(guān)系, 建立8#模型樁在不同休止齡期的極限承載力與樁周土的十字板剪切強(qiáng)度的關(guān)系, 如圖7所示。

圖7 8#模型樁樁周土強(qiáng)度與樁極限承載力關(guān)系

模型樁在不同休止齡期的極限承載力與樁周土的十字板剪切強(qiáng)度呈正相關(guān)性。對(duì)8#模型樁(樁長(zhǎng)L=750 mm, 樁徑D=32 mm), 在0～65 d, 觸變強(qiáng)度比率由1增長(zhǎng)到2, 增長(zhǎng)了1, 模型樁的極限承載力由210 N增長(zhǎng)到了450 N, 增長(zhǎng)了240 N; 65～100 d, 觸變強(qiáng)度比率由2增長(zhǎng)到2.11, 增長(zhǎng)了0.11, 極限承載力由450 N增長(zhǎng)到455 N, 增長(zhǎng)了5 N。樁周土強(qiáng)度的恢復(fù)與模型樁的極限承載力增長(zhǎng)正相關(guān)土體的觸變性越強(qiáng), 單樁的時(shí)效性越明顯。

4 結(jié) 論

(1)湛江組結(jié)構(gòu)性黏土具有很強(qiáng)的觸變性, 不同樁長(zhǎng)、 樁徑的模型樁樁周土的抗剪強(qiáng)度和觸變強(qiáng)度比率隨著休止時(shí)間的增加均表現(xiàn)出增長(zhǎng)的趨勢(shì), 且前期增長(zhǎng)快, 后期增長(zhǎng)慢。在入土樁長(zhǎng)相同的情況下, 樁徑越小模型樁樁周土的觸變強(qiáng)度比率增加的幅度和速率越大; 在樁徑相同情況下, 隨著入土樁長(zhǎng)的增加, 觸變強(qiáng)度比率增長(zhǎng)的速率與幅度沒(méi)有顯著的規(guī)律, 入土樁長(zhǎng)對(duì)樁周土的影響不如樁徑對(duì)樁周土的影響大。

(2)隨著休止齡期的增加, 各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1#樁, 為245%； 恢復(fù)最小的8#樁, 為117%， 且單樁豎向極限承載力恢復(fù)的速率表現(xiàn)為前期(1～65 d)增長(zhǎng)快, 后期(65～100 d)增長(zhǎng)慢。

(3)各休止齡期內(nèi)模型樁的摩阻力沿樁身近似成“R”形分布, 隨著上覆荷載的增加, 樁頂荷載向下傳遞是逐步實(shí)現(xiàn)的。隨著休止時(shí)間的增加, 樁極限側(cè)摩阻力增長(zhǎng)較大。

(4)樁周土強(qiáng)度的恢復(fù)與模型樁的極限承載力增長(zhǎng)呈正相關(guān), 土體的觸變性越強(qiáng), 單樁的時(shí)效性越明顯。