牛 順，肖 濤，馮健雪,4，阮志環(huán)，梅國(guó)雄

(1.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，南寧 530004；2.廣西大學(xué) 工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南寧 530004；3.廣西防災(zāi)減災(zāi)與工程安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南寧 530004；4.貴州民族大學(xué) 建筑工程學(xué)院，貴陽(yáng) 550025)

1 研究背景

預(yù)制管樁由于具有質(zhì)量穩(wěn)定、造價(jià)低、振動(dòng)小及承載力高等顯著優(yōu)點(diǎn)，在軟土地區(qū)中得到了廣泛的應(yīng)用[1-2]。然而，由于軟土通常具有高含水率、低滲透性等特征，預(yù)制管樁在沉樁過程中不可避免地會(huì)產(chǎn)生擠土效應(yīng)，從而產(chǎn)生超靜孔隙水壓力。沉樁結(jié)束后，樁周土中的超靜孔壓逐漸消散，樁土接觸邊界的有效應(yīng)力逐漸增加，預(yù)制管樁的承載力亦隨之增長(zhǎng)[3-4]。而緩慢消散的超靜孔壓直接影響樁的承載力時(shí)效性，從而導(dǎo)致施工進(jìn)度緩慢和對(duì)相鄰建筑物產(chǎn)生不利影響[5-9]。

針對(duì)沉樁產(chǎn)生超靜孔隙水壓力造成的不良影響，目前工程中，常采用的應(yīng)對(duì)措施有：防滲防擠壁[5]、合理安排沉樁順序[10]、先開挖基坑后沉樁[11]等方法，以減小擠土效應(yīng)帶來的影響。然而，上述方法均屬于施加額外的施工條件和施工步驟來控制超靜孔隙水壓力，從而影響工程效率。透水管樁[12-13]技術(shù)通過在自身樁體開設(shè)排水通道，不僅可以很好地解決沉樁產(chǎn)生超靜孔隙水壓力這一問題，且無需添加額外的施工步驟。目前已有大量研究證明了透水管樁技術(shù)的可行性：數(shù)值模擬方面，周小鵬等[14-15]利用ABAQUS有限元模擬了透水管樁沉樁的過程，驗(yàn)證了透水管樁在固結(jié)效率方面優(yōu)于普通樁；Dai等[16]對(duì)不同開孔大小及開孔數(shù)量下的PC管樁進(jìn)行了承載性能的數(shù)值模擬，得到了相應(yīng)工況下透水管樁的應(yīng)力-應(yīng)變規(guī)律。試驗(yàn)驗(yàn)證方面，黃勇等[17-18]通過室內(nèi)模型試驗(yàn)，探究了透水管樁樁周土超靜孔壓隨時(shí)間、空間的變化規(guī)律，并通過改變初始排水時(shí)刻，得出了透水管樁沉樁完成即刻排水會(huì)降低土體整體超靜孔壓水平的結(jié)論；Ni等[19-20]通過進(jìn)行透水管樁單樁以及群樁模型試驗(yàn)，進(jìn)一步驗(yàn)證了透水管樁加速超靜孔壓消散的特性，并通過透水管樁抗壓、抗彎等力學(xué)試驗(yàn)，得出了保證樁身整體強(qiáng)度時(shí)的最優(yōu)開孔率；雷金波等[21-22]對(duì)3種開孔方式的帶帽有孔管樁復(fù)合地基進(jìn)行模型試驗(yàn)，結(jié)果表明有孔管樁復(fù)合地基樁周土的承載力高于無孔管樁復(fù)合地基。然而，上述對(duì)透水管樁的研究中并未提及擾動(dòng)效應(yīng)對(duì)透水管樁樁周土固結(jié)產(chǎn)生的影響。

在樁的打設(shè)過程中，會(huì)對(duì)樁周土體產(chǎn)生擾動(dòng)進(jìn)而形成擾動(dòng)區(qū)，在此擾動(dòng)范圍內(nèi)土體的徑向滲透性會(huì)降低，超靜孔壓的消散又與土體滲透性密切相關(guān)，進(jìn)而影響樁的承載力時(shí)效。因此，擾動(dòng)效應(yīng)對(duì)樁周土超靜孔壓的影響范圍及影響程度這一問題就顯得尤為重要。目前關(guān)于沉樁產(chǎn)生擾動(dòng)效應(yīng)的研究主要是針對(duì)不透水樁，而對(duì)透水管樁擾動(dòng)效應(yīng)的相關(guān)研究甚少。

本文利用有限元分析軟件對(duì)透水管樁沉樁后的樁周土固結(jié)進(jìn)行建模計(jì)算，然后對(duì)模型進(jìn)行退化驗(yàn)證，并與模型試驗(yàn)中的實(shí)測(cè)超靜孔壓徑向變化進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證；探究考慮擾動(dòng)效應(yīng)時(shí)透水管樁沉樁后樁周土的固結(jié)特性，并進(jìn)一步探討擾動(dòng)效應(yīng)下不同開孔率η、開孔半徑r0、單層開孔數(shù)n等幾何參數(shù)下樁周土超靜孔壓隨時(shí)間、空間的分布規(guī)律。

2 計(jì)算模型及有限元建模

2.1 計(jì)算模型

2.1.1 模型的建立

圖1為透水管樁地基土計(jì)算模型。其中，H為樁的貫入深度，rw為樁半徑(外徑)，kr、kv分別為土體水平和豎向滲透系數(shù)。rd、rp、re分別表示擾動(dòng)區(qū)半徑、塑性區(qū)半徑及影響區(qū)半徑，u0(r,z)表示擾動(dòng)區(qū)范圍內(nèi)產(chǎn)生的初始超靜孔壓。

圖1 透水管樁地基土模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of soil foundation model of permeable pipe pile

2.1.2 固結(jié)控制方程

沉樁結(jié)束后，樁周土中的超靜孔壓會(huì)沿著徑向和豎向消散，參考Randolph等[23]關(guān)于飽和軟土沉樁問題的研究，樁周土體固結(jié)控制方程為

(1)

式中：u為土體中產(chǎn)生的超靜孔壓(Pa)；mv為土體體積壓縮系數(shù)(Pa-1)；z為土體任一點(diǎn)距離土體表面的深度(m)；r為土體徑向任一點(diǎn)到樁中心點(diǎn)的距離(m)；γw為水的重度(kN/m3)；t為時(shí)間(s)。

2.1.3 初始條件

沉樁過程主要是樁身與樁側(cè)土體發(fā)生置換，樁底部土體的應(yīng)力變化類似球體膨脹問題，而沿著樁身豎向呈現(xiàn)圓柱形膨脹[2,23-25]。本文假定沉樁產(chǎn)生的初始孔壓分布范圍為擾動(dòng)區(qū)，且沿水平方向?qū)?shù)衰減，沿深度方向線性增加，故樁周土體固結(jié)的初始條件為

式中p0為土體不排水剪切強(qiáng)度cu的相關(guān)參數(shù)，根據(jù)資料[1]，p0取為4 000 Pa/m。

2.1.4 邊界條件

2.2 有限元建模

結(jié)合前文的固結(jié)方程、初始條件以及邊界條件，本文采用COMSOL多物理場(chǎng)數(shù)值模擬軟件進(jìn)行建模計(jì)算，圖2為透水管樁地基土有限元計(jì)算模型。根據(jù)相關(guān)研究中常見的樁長(zhǎng)徑比大小[14-15]，取樁的貫入深度H=10 m，樁半徑(外徑)rw=0.25 m。相關(guān)研究表明[26-29]，擠土貫入樁超靜孔壓分布范圍一般約為20倍樁徑或5～10倍塑性區(qū)半徑，故本文取影響區(qū)半徑re=20rw=5 m，塑性區(qū)半徑rp=1/5re=1 m。根據(jù)南寧市周邊軟黏土相關(guān)性質(zhì)參數(shù)，地基土的模型參數(shù)如表1所示。透水管樁開孔幾何參數(shù)見表2，其中土體徑向與豎向的滲透、固結(jié)系數(shù)均相等。

表1 地基土模型參數(shù)Table 1 Parameters of soil foundation model

表2 透水管樁開孔幾何參數(shù)Table 2 Geometric parameters of opening of permeable pipe pile

如圖2所示，計(jì)算采用自由四面體網(wǎng)格單元對(duì)土體及樁進(jìn)行分析，并設(shè)置相應(yīng)的時(shí)間步以研究不同時(shí)刻樁周土的固結(jié)變化。圖3為透水管樁開孔方式示意圖。

圖2 有限元計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分Fig.2 Finite element model and mesh division

圖3 透水樁開孔方式示意圖Fig.3 Schematic diagram of opening patterns on permeable pipe pile

3 模型退化及對(duì)比驗(yàn)證

3.1 模型退化

本文通過透水區(qū)域區(qū)分透水管樁和普通樁，為研究方便，定義透水管樁樁身開孔率η為

(3)

式中：r0為透水孔半徑；n為單層透水孔數(shù)量;m為開孔層數(shù)；H為樁長(zhǎng)。結(jié)合上式，為便于分析，下文采用η=0表示普通樁。

3.2 理論解對(duì)比驗(yàn)證

為驗(yàn)證前文數(shù)值建模的準(zhǔn)確性，將透水管樁模型的退化為開孔率η=0的普通樁，并與高子坤等[30]的研究結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。本文參考文獻(xiàn)[30]的樁土相關(guān)參數(shù)，利用數(shù)值分析軟件計(jì)算退化后樁周土體的固結(jié)度，并給出了與文獻(xiàn)[30]解析解的對(duì)比結(jié)果，如圖4所示。由圖4可知：透水管樁退化后的數(shù)值計(jì)算固結(jié)度曲線與文獻(xiàn)理論解曲線的結(jié)果基本一致，較好地驗(yàn)證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。

圖4 退化數(shù)值解與文獻(xiàn)[30]解析解的對(duì)比Fig.4 Comparison between calculation of this paper and the solutions of Gao Zikun[30]

3.3 試驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證

將本文的模擬結(jié)果與Ni等[19]的透水管樁加速超靜孔壓消散的單樁模型試驗(yàn)研究結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以進(jìn)一步驗(yàn)證透水樁建模計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。圖5為該試驗(yàn)的單樁模型示意圖，樁長(zhǎng)900 mm，樁直徑D為60 mm。樁身透水孔直徑為6 mm,每層開孔數(shù)量為4個(gè)，對(duì)稱分布，層間距為36 mm。樁周土體中共埋設(shè)9個(gè)孔隙水壓力傳感器，在豎向分3個(gè)高度埋設(shè)，分別距離土體表面200、450、700 mm；在水平方向，分別距離樁側(cè)60 mm(1D)、180 mm(3D)、300 mm(5D)。

圖5 透水樁模型試驗(yàn)單樁示意圖Fig.5 Sketch of model-scale laboratory test for single permeable pile

本文參考文獻(xiàn)[19]中土體物理參數(shù)及透水管樁幾何參數(shù)取值，通過有限元模擬計(jì)算，得到透水管樁沉樁結(jié)束時(shí)樁周土超靜孔壓的計(jì)算云圖，如圖6所示。并模擬出了沉樁后時(shí)間分別為t=1、5、10 h時(shí)不同深度處超靜孔壓沿徑向的變化，將計(jì)算值與實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，如圖7所示。由圖可知，本文通過數(shù)值模擬得到的超靜孔壓消散變化規(guī)律與實(shí)測(cè)結(jié)果基本一致，進(jìn)一步驗(yàn)證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。

圖6 超靜孔壓計(jì)算云圖Fig.6 Contours of calculated excess pore water pressure

圖7 不同深度處超靜孔壓實(shí)測(cè)值[18]與計(jì)算值對(duì)比Fig.7 Comparison of excess pore water pressure at different depths between measurement[18] and calculation

4 擾動(dòng)效應(yīng)及樁周土固結(jié)分析

4.1 擾動(dòng)效應(yīng)影響因素分析

類似于砂井地基固結(jié)問題，相對(duì)于未擾動(dòng)土，擾動(dòng)區(qū)內(nèi)土體主要是在水平方向的滲透系數(shù)有所降低[31]，而透水管樁是通過在樁身設(shè)置徑向排水路徑，對(duì)徑向的孔壓消散起到了很好的加速作用，因此，本文主要考慮擾動(dòng)效應(yīng)對(duì)土體水平滲透系數(shù)產(chǎn)生的影響，而忽略其對(duì)土體豎向滲透系數(shù)的影響。

對(duì)于普通不透水管樁對(duì)土體產(chǎn)生的擾動(dòng)規(guī)律已有許多研究，且對(duì)沉樁產(chǎn)生超靜孔壓大小及其分布規(guī)律進(jìn)行了詳細(xì)分析。根據(jù)Bozouk等[26]、Hwang等[29]及賈志剛等[8]對(duì)沉樁后樁周土體孔壓變化的監(jiān)測(cè)結(jié)果分析可知，土體受到擾動(dòng)后的擾動(dòng)范圍通常大于或等于塑性區(qū)半徑，即rd≥rp，故將表示擾動(dòng)區(qū)范圍s取為4、6、8。參考等應(yīng)變砂井地基固結(jié)理論[32]，擾動(dòng)程度系數(shù)α取為5、10、15。其中：s=rd/rw，α=kr/ks。kr、ks分別為未擾動(dòng)土和擾動(dòng)土的水平滲透系數(shù)，α越大表明沉樁對(duì)地基土的擾動(dòng)程度越大。為研究方便，下文中用α=1表示未考慮擾動(dòng)效應(yīng)。

4.1.1s對(duì)樁側(cè)孔壓的影響

樁周土體受到擾動(dòng)導(dǎo)致樁周土體徑向滲透系數(shù)降低，樁周土超靜孔壓的消散速度隨之變慢，而超靜孔壓的消散情況直接影響樁基承載力時(shí)效性發(fā)揮，故下文主要研究樁周土體超靜孔壓的變化情況。

如圖8所示，給出了不同s情況下，樁側(cè)土體的平均孔壓隨時(shí)間的變化曲線。從圖8中可知，當(dāng)開孔率η、單層開孔數(shù)n保持一定時(shí)，考慮擾動(dòng)效應(yīng)比不考慮擾動(dòng)效應(yīng)(α=1)的孔壓消散速度明顯要慢。尤其孔壓消散前期，擾動(dòng)效應(yīng)造成的孔壓消散差距約為10 kPa，而隨著孔壓消散的進(jìn)行這一差距逐漸減小，說明α的變化僅對(duì)孔壓消散前期的影響顯著。此外，還可以看出，當(dāng)α不變時(shí)，樁側(cè)平均孔壓隨著s的變化并不明顯。

圖8 s對(duì)樁側(cè)平均孔壓的影響Fig.8 Influence of parameter s on average excess pore water pressure of pile side

4.1.2α對(duì)樁側(cè)孔壓的影響

為探究不同擾動(dòng)程度對(duì)樁側(cè)孔壓的影響，取α分別為5、10、15，并給出如圖9所示不同α情況下樁側(cè)平均孔壓的變化曲線。由圖可知，當(dāng)s保持不變時(shí)，隨著α的增大，樁側(cè)平均孔壓曲線也隨之上升，說明擾動(dòng)程度的增大使得孔壓消散的速度逐漸下降。此外，隨著α的增大，樁側(cè)孔壓增加的幅度有所減少，說明α的增大對(duì)于樁側(cè)孔壓的增長(zhǎng)幅度是有限的，樁側(cè)孔壓的變化還受其他因素的影響。

圖9 α對(duì)樁側(cè)平均孔壓的影響Fig.9 Influence of parameter α on average excess pore water pressure of pile side

綜上所述，擾動(dòng)范圍的增大對(duì)于孔壓消散速度影響并不顯著，相對(duì)于擾動(dòng)范圍s，樁側(cè)孔壓的消散速度對(duì)于擾動(dòng)程度α的變化更為敏感。

4.2 擾動(dòng)效應(yīng)下固結(jié)特性分析

由于考慮擾動(dòng)效應(yīng)與未考慮擾動(dòng)效應(yīng)時(shí)樁側(cè)孔壓差異較大，而孔壓的消散不僅與樁周土的性質(zhì)密切相關(guān)，與樁的幾何形狀也有一定關(guān)聯(lián)。因此，結(jié)合透水管樁的開孔幾何參數(shù)與擾動(dòng)效應(yīng)，進(jìn)一步討論樁周土的超靜孔壓的分布情況。

國(guó)企海外形象塑造與中國(guó)的國(guó)家形象塑造密切相關(guān)，涉及到政治、外交、經(jīng)濟(jì)、軍事等各方面，對(duì)企業(yè)來說，還涉及到與東道國(guó)的政府關(guān)系、合作模式、與NGO（非政府組織）及社區(qū)打交道的方式、與公眾傳播媒體的關(guān)系，以及如何利用互聯(lián)網(wǎng)和出版物、如何參與國(guó)際會(huì)議、如何做好社會(huì)責(zé)任及公益事業(yè)等，是一個(gè)較為龐大的系統(tǒng)工程。中國(guó)國(guó)企要想在“一帶一路”征程中繼續(xù)領(lǐng)跑，對(duì)海外形象的塑造必須成為國(guó)企海外發(fā)展的重要環(huán)節(jié)，并需要在以下幾個(gè)方面持續(xù)發(fā)力：

4.2.1 超靜孔壓隨時(shí)間的變化

樁周土體受到擾動(dòng)后，樁周土體徑向滲透系數(shù)降低，而透水管樁是在樁側(cè)即徑向初始超靜孔壓最大處設(shè)置透水孔，以達(dá)到改善管樁透水性能、加速超靜孔隙水壓力消散的目的。

圖10給出了不同開孔方式時(shí)，考慮擾動(dòng)效應(yīng)的樁周土體豎向平均孔壓在不同徑向位置上隨時(shí)間的變化。從圖10可以看出，隨著徑向距離的減小，豎向孔壓明顯增大，其中，在r=1D(D為樁直徑)處，豎向平均孔壓為最大，隨著時(shí)間的推移，豎向孔壓整體呈逐漸減小的趨勢(shì)。對(duì)于兩種不同開孔方式，豎向孔壓的變化僅在r=1D處較為明顯，具體體現(xiàn)為在孔壓消散初期，交叉開孔的孔壓曲線位于均布開孔的孔壓曲線之上，而在r=3D及r=5D處，兩種開孔方式的孔壓變化幾乎一致，這說明開孔方式對(duì)于土體中整體孔壓的影響并不明顯。值得注意的是，在r=5D處的豎向孔壓呈現(xiàn)先逐漸增大后減小的趨勢(shì)，這是因?yàn)榭讐壕哂袦髠鬟f的特性，隨著土體徑向距離的增大，孔壓傳遞到相應(yīng)位置后再隨時(shí)間逐漸消散。

圖10 不同開孔方式下豎向平均孔壓隨時(shí)間的變化Fig.10 Dissipation of vertical average excess pore water pressure under different patterns of opening

上述研究表明，不同開孔方式對(duì)于樁周土超靜孔壓的影響并不明顯，因此，研究透水樁樁周孔壓消散情況時(shí)，對(duì)于不同開孔方式造成的影響可以忽略。然而，已有研究表明[20]，交叉開孔方式對(duì)于透水樁的結(jié)構(gòu)性會(huì)造成影響(如抗壓、抗彎)，同時(shí)也會(huì)對(duì)樁的預(yù)制工藝帶來困難，故下文均采用均布的開孔方式。

參考Ni等[20]進(jìn)行的透水管樁力學(xué)性能試驗(yàn)，當(dāng)樁身開孔率控制在0.5%以下時(shí)透水樁強(qiáng)度的仍有普通樁的80%以上，故本文分別取樁身開孔率為0.1%、0.3%、0.5%。

圖11為樁身設(shè)置不同開孔率η時(shí)，樁側(cè)平均孔壓隨時(shí)間的變化情況，研究表明：隨著η的增大，孔壓曲線逐漸向下移動(dòng)，到達(dá)相同孔壓時(shí)所需要的時(shí)間逐漸減少，孔壓的消散速度隨之提高，這是由于隨著開孔率的增大，樁身水平方向排水路徑隨之增多，加速了樁側(cè)的孔壓消散。同時(shí)，由圖11還可以看出，在不同開孔率下，考慮擾動(dòng)效應(yīng)的孔壓曲線均位于未考慮擾動(dòng)效應(yīng)曲線之上，兩者之間的差異較為明顯。

圖11 不同開孔率時(shí)樁側(cè)平均孔壓隨時(shí)間的變化Fig.11 Dissipation of average excess pore water pressure on pile side under different ratios of opening

對(duì)于樁身均布開孔，由式(3)可知：當(dāng)開孔率η、孔徑r0保持不變時(shí)，單層開孔數(shù)n與開孔層數(shù)m呈反比。圖12分別為n=2、4、6時(shí)樁側(cè)平均孔壓的變化曲線。從圖12可以看出：當(dāng)開孔率η及孔徑r0不變時(shí)，隨著單層開孔數(shù)的增加，樁側(cè)孔壓逐漸增大，具體表現(xiàn)為孔壓曲線上移。這說明隨著樁身單層開孔數(shù)的減少，即樁身開孔層數(shù)的增加，使得樁身豎向的開孔層之間變得密集，此時(shí)樁側(cè)孔壓的消散速度隨之提高。此外，與不同開孔率η時(shí)樁側(cè)平均孔壓變化類似，不同單層開孔個(gè)數(shù)n時(shí)，考慮擾動(dòng)效應(yīng)的孔壓曲線均位于未考慮擾動(dòng)效應(yīng)曲線之上，兩者之間的差異同樣較為明顯。

圖12 不同單層開孔數(shù)n時(shí)樁側(cè)平均孔壓隨時(shí)間的變化Fig.12 Dissipation of average excess pore water pressure on pile side under different numbers of drainage holes in a single layer

圖13為不同孔徑r0對(duì)樁側(cè)孔壓的影響，r0分別為4.08、7.07、9.13 mm(r0/rw=1.6%、2.8%、3.6%)?？梢钥闯?，當(dāng)開孔率η及單層開孔數(shù)n不變時(shí)，孔徑較小的樁側(cè)孔壓小于孔徑較大時(shí)的樁側(cè)孔壓，說明細(xì)而密的透水孔使得孔壓的消散更快。從圖13還可以看出，擾動(dòng)效應(yīng)的存在使得樁側(cè)孔壓也會(huì)發(fā)生變化，表現(xiàn)為樁側(cè)孔壓明顯增大。

圖13 不同孔徑r0時(shí)樁側(cè)平均孔壓隨時(shí)間的變化Fig.13 Dissipation of average excess pore water pressure on pile side under different radius r0 of drainage hole

4.2.2 超靜孔壓隨空間的變化

綜合上述結(jié)論，將透水樁設(shè)置為樁身均布開孔，開孔率η=0.5%，單層開孔數(shù)量n=4，開孔孔徑r0=9.13 mm的樁型，以探究考慮擾動(dòng)效應(yīng)時(shí)樁周土超靜孔壓隨空間的變化規(guī)律。

如圖14(a)所示，為考慮擾動(dòng)效應(yīng)時(shí)，沉樁結(jié)束時(shí)在土體深度分別為z=1、5、10 m處的超靜孔壓沿徑向距離r的變化。由圖14(a)可知，超靜孔壓主要分布在距離樁中心2.5 m的范圍內(nèi)，在此區(qū)域內(nèi)的超靜孔壓隨徑向距離的增大消散速度較快；同一深度處，超靜孔壓在距離樁中心越近的位置，其值越大；在靠近樁側(cè)的相同徑向距離處，超靜孔壓最大值隨深度的加深而急劇增大，圖中z=10 m最大超靜孔壓達(dá)到160 kPa，遠(yuǎn)大于z=1 m位置處。

如圖14(b)所示，為考慮擾動(dòng)效應(yīng)下沉樁結(jié)束后t=200 h時(shí)，超靜孔壓在不同徑向位置r=1.5D、2D、3D處隨深度z的變化情況。圖中超靜孔壓大小沿著徑向衰減，越靠近樁身，超靜孔壓越大；圖中可見z=10 m 處超靜孔壓位于峰值狀態(tài)，從整體上看，隨深度增加超靜孔壓呈線性增大的趨勢(shì)，最后趨于一定值，這是由于模擬計(jì)算的邊界條件是土體底部不排水，樁端以下的土體中的超靜孔壓無法消散導(dǎo)致。

圖14 超靜孔壓與徑向距離及深度的關(guān)系Fig.14 Relation of excess pore water pressure against radial distance and depth

5 結(jié) 論

本文利用有限元分析軟件建立了透水管樁地基土三維計(jì)算模型，探究了考慮擾動(dòng)效應(yīng)時(shí)地基土固結(jié)變化，并結(jié)合透水樁開孔幾何參數(shù)進(jìn)一步探討了擾動(dòng)效應(yīng)下透水樁樁周土固結(jié)變化，得出以下結(jié)論：

(1)透水管樁退化后的數(shù)值計(jì)算固結(jié)度曲線與文獻(xiàn)理論解曲線基本一致，較好地驗(yàn)證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。

(2)通過數(shù)值模擬得到的超靜孔隙水壓力變化規(guī)律與實(shí)測(cè)結(jié)果基本一致，進(jìn)一步驗(yàn)證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。

(3)擾動(dòng)程度系數(shù)α的變化僅對(duì)孔壓消散前期的影響顯著，并造成一定程度的孔壓消散差，而這一差距隨著孔壓消散的進(jìn)行逐漸減小。

(4)擾動(dòng)范圍s的增大對(duì)于孔壓消散速度影響并不明顯，相對(duì)于擾動(dòng)范圍s，樁側(cè)孔壓的消散速度對(duì)于擾動(dòng)程度系數(shù)α的變化更為敏感。

(5)不同開孔率η、開孔半徑r0、單層開孔數(shù)n下樁周土中超靜孔壓隨時(shí)間、空間的變化規(guī)律均表明了擾動(dòng)效應(yīng)對(duì)超靜孔壓消散速度的影響較為明顯，這對(duì)實(shí)際工程中透水管樁地基固結(jié)分析具有一定參考價(jià)值。