曹文昭 楊志銀 王雪陽

(中冶建筑研究總院有限公司，國家工業(yè)建筑診斷與改造工程技術(shù)研究中心， 北京 100088)

近年來，城市建筑和基礎(chǔ)設(shè)施不斷向超高層、大體量、深埋置方向發(fā)展，樁基工程中超長樁、超大直徑樁不斷涌現(xiàn)，對于樁長超過100 m灌注樁的需求不斷增多[1]。當(dāng)試驗荷載較大時，采用傳統(tǒng)的堆載法靜載試驗，存在堆載高寬比大、荷重塊之間無連接措施等問題，安全隱患大且難以滿足大直徑、超長、高承載力灌注樁的檢測要求。而錨樁法靜載試驗，其成功與否的關(guān)鍵主要包括兩個方面：一是在試驗荷載作用下，錨樁是否會發(fā)生破壞或位移超出設(shè)計允許值，特別是在利用工程樁作為錨樁時，尤為重要；二是錨樁受荷上拔將帶動樁周土上移，從而導(dǎo)致試樁樁側(cè)摩阻力發(fā)生變化，與實際工程中樁基的受力狀態(tài)不符，因此需要對其影響程度進行分析。

目前，針對錨樁法存在的上述問題，國內(nèi)學(xué)者主要從改進錨樁法試驗裝置和試驗方法方面開展了一些研究。王陶等在錨樁-反力梁法靜載試驗中利用工程樁作錨樁，為保證錨樁在加載過程中始終處于受壓狀態(tài)，在錨樁中設(shè)置了預(yù)應(yīng)力鋼筋，并進行了最大加載噸位下的抗裂驗算[2]。李建軍等為提高錨樁的抗拔承載力，通過在樁端設(shè)置巖石錨桿，形成了樁端錨桿-錨樁-鋼梁聯(lián)合反力裝置，為大直徑嵌巖灌注樁靜載試驗提供了一種有效的檢測方法[3]。倪金華等設(shè)計制作了一種新型反力橫梁加載裝置，可以與錨樁進行有效連接，形成穩(wěn)定、可靠的錨樁反力裝置[4]。盧鋮昀認為梅花對稱型布樁有利于反力錨樁的選擇，建議在樁基施工圖設(shè)計階段規(guī)劃錨樁反力法樁基靜載試驗[5]。與此同時，大量針對靜載試驗中試樁剛度和樁身承載力結(jié)果的分析表明：1)采用錨樁法或堆載法進行基樁靜載試驗時，所得到的試樁剛度試驗結(jié)果均大于實際值，且采用錨樁法時的放大程度更明顯[6-9]；2)堆載法對基樁極限承載力評估結(jié)果的影響不大[7-8]，錨樁法測得的基樁承載力一般偏高。對此，文獻[9-10]對錨樁影響下的試樁剛度試驗結(jié)果進行了分析和修正。周洪波等利用Poulos彈性理論法，提出了考慮試樁和錨樁相互影響的承載力確定方法[11]。

作為錨樁法與堆載法的結(jié)合——錨樁-堆載聯(lián)合法靜載試驗通過將試驗荷載在錨樁和堆載之間進行合理分配，可以在一定程度上克服單一采用堆載法或錨樁法的不足，特別是針對大直徑超長灌注樁的靜載試驗，還可以較好地實現(xiàn)大噸位加載要求。深圳市標準SJG 87—2021《大直徑灌注樁靜載試驗標準》[12]建議當(dāng)最大試驗荷載超過50 MN時，可采用錨樁-堆載聯(lián)合反力裝置。然而，由于錨樁-堆載聯(lián)合法的試驗過程較為復(fù)雜，特別是對于大直徑超長灌注樁，相關(guān)現(xiàn)場試驗及研究成果較少。因此，結(jié)合大直徑超長灌注樁錨樁-堆載聯(lián)合法靜載試驗工程實例，通過機理分析和數(shù)值模擬，對支墩和錨樁在承、卸載過程對試樁承載性狀的影響進行分析，以便為大直徑超長樁靜載試驗提供參考。

1 錨樁-堆載對試樁沉降的影響

靜載試驗中，試樁沉降不僅與承載大小和加載方式密切相關(guān)，還與量測方式和量測時間有關(guān)。圖1為錨樁-堆載聯(lián)合法靜載試驗中的支墩、錨樁和試樁沉降示意圖，包括僅對試樁加載和耦合加載(對支墩、錨樁和試樁耦合加、卸載)兩種方式，其中p為支墩荷載；q為錨樁荷載；Q為試樁荷載；s0為因支墩承載而引起的試樁沉降；s1為試樁樁頂實際沉降(真實值)；s2為基準樁沉降；均以向下為正，向上為負。

a—僅對試樁加載； b—耦合加載。圖1 試樁沉降示意Fig.1 Schematic diagrams for subsidence of test piles

為了分析支墩堆載與錨樁上拔的影響，將以基準樁為不動點量測到的試樁沉降稱為實測值(s1-s0-s2)，將加載過程中試樁實際沉降稱為真實值(s1)。實際工程中，試驗準備階段支墩堆載引起的試樁沉降往往不予量測或不便量測，試驗過程中的試樁沉降量測也會受到諸多現(xiàn)場因素的限制，如基準樁位置、基準梁長度及環(huán)境因素等。針對不同的試驗場地條件，實測值與真實值間的差值可能高達數(shù)倍，因此，在判定試樁承載特性時，正確量測和選取試樁沉降尤為重要。為便于表述，在以下分析中，如無特別說明，所謂試樁沉降均指真實值(s1)。

隨著試樁、基準樁和錨樁(或支墩)之間相互距離的減小，支墩或錨樁承、卸載引起的地基土變形對試樁附加應(yīng)力和基準樁沉降的影響也將加劇。對比分析GB 50007—2011 《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》[13]、JGJ 106—2014 《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》[14]、JGJ 340—2015《建筑地基檢測技術(shù)規(guī)范》[15]及廣東省標準DBJ 15-60—2019《建筑地基基礎(chǔ)檢測規(guī)范》[16]和深圳市標準SJG 09—2020《深圳市建筑基樁檢測規(guī)程》[17]建議的試樁、錨樁和基準樁之間的中心距，可知：行業(yè)及地方標準[14-17]在GB 50007—2011基礎(chǔ)上，對大直徑樁及樁周土經(jīng)加固處理等具體情形下三者間的相互距離要求有所放寬，一般將最小距離要求從4D(D為試驗樁直徑)減小至3D。

2 數(shù)值模型的建立

2.1 工程概況和建模參數(shù)

紅土創(chuàng)新廣場項目位于深圳市南山區(qū)科苑南路與海德三路交匯處，深圳灣體育中心西部，地塊南側(cè)為海德三道，距地鐵11號線用地紅線約4 m，項目基坑施工時需確保地鐵11號線的安全。項目基礎(chǔ)采用鉆、沖孔灌注樁，樁徑為1 000，1 400 mm兩種，其中3根抗壓試驗樁最大有效樁長118.62 m，靜載試驗最大加載值達41 360 kN，但場地地質(zhì)條件較差，上覆淤泥層厚度最大為11.5 m。經(jīng)綜合分析，采用錨樁-堆載聯(lián)合反力裝置，堆載10 000 kN，錨樁樁徑為1 200 mm，現(xiàn)場試驗如圖2a所示。

a—現(xiàn)場靜載試驗； b—三維數(shù)值模型。圖2 錨樁-堆載聯(lián)合法靜載試驗數(shù)值模型Fig.2 The numerical model for static loading tests by the method of reaction piles combined stacking loads

基于實際現(xiàn)場靜載試驗工況，采用有限差分軟件FLAC3D建立數(shù)值模型，模型長×寬×高為60 m×60 m×140 m，試樁直徑為1 400 mm，樁長為118 m，4根錨樁直徑為1 200 mm，樁長為70.0 m，錨樁與試樁的中心距為5.83 m(大于4倍樁徑)，混凝土平臺長×寬×高為16.0 m×16.0 m×0.6 m，每側(cè)混凝土平臺下旋噴樁加固素填土和淤泥的面積為6 m×16 m，加固深度為12 m。為了較準確地描述荷載作用下樁-土間相互作用，樁-土界面采用不共結(jié)點的接觸面單元模擬，土體、試樁和混凝土板均采用實體單元模擬，土體采用Mohr-Coulomb彈塑性模型，試樁和混凝土平臺采用線彈性模型。由于對稱性，取1/4模型進行計算，實際模型長×寬×高為30 m×30 m×140 m，共108 960個單元，118 028個結(jié)點，見圖2b。模型下邊界為固定鉸支座邊界，側(cè)邊界為滾軸邊界，上邊界自由。為簡化處理，將支墩荷載簡化為矩形均布荷載作用于支墩所在的混凝土平臺上，試樁和錨樁樁頂荷載采用均布加載。

試、錨樁和混凝土板的彈性模量均為3.15×104MPa(C35)，泊松比取0.2，重度取25.0 kN/m3。為建模方便，旋噴樁加固區(qū)域地基參數(shù)采用復(fù)合模量和復(fù)合抗剪強度進行計算，詳細土層參數(shù)見表1。

表1 靜載試驗土層參數(shù)Table 1 Soil parameters of static loading tests

樁-土接觸面參數(shù)取值的準確是反映樁-土相互作用的關(guān)鍵，F(xiàn)LAC3D中，一般認為接觸面法向剛度kn和切向剛度ks的取值大于10 MPa/m時，更高的取值只減緩計算速率，而對計算結(jié)果沒有影響。因此，在模型中接觸面剛度取kn=ks=100 GPa/m，接觸面摩擦參數(shù)取為樁側(cè)土層對應(yīng)參數(shù)值的0.8倍。

2.2 模擬方法和流程

1)初始地應(yīng)力平衡。首先將試樁、錨樁、混凝土板和加固地基均視為土體，在自重作用下進行模型地應(yīng)力平衡計算，獲得初始地應(yīng)力場，然后賦予試、錨樁和混凝土板等真實材料屬性，再進行地應(yīng)力平衡，并將位移清零。

2)監(jiān)測點和基準樁設(shè)置。以試樁中心為原點，建立直角坐標系，除試樁中心外，在x軸方向設(shè)兩個監(jiān)測點，分別位于樁周土(x=1.35 m)和支墩中心(x=5.0 m)。基準樁布設(shè)在y=4.0 m處，如圖3所示。

圖3 監(jiān)測點和基準樁設(shè)置 cmFig.3 The layout of monitoring points and the benchmark pile

3)荷載施加方案。加、卸載方案分為僅對試樁加、卸載和耦合加、卸載兩種，具體見表2。方案2參照實際錨樁-堆載聯(lián)合法靜載試驗，堆載10 000 kN，均勻作用于混凝土平臺支墩上(圖3)，然后分10級進行樁頂加載，其中前2級Q由堆載提供(支墩荷載分2級卸載)，后8級Q由錨樁反力提供。

表2 數(shù)值計算方案Table 2 Numerical calculation schemes

3 計算結(jié)果分析

3.1 試樁位移和軸力沿深度變化規(guī)律

圖4為試樁和錨樁承載后引起的豎向位移云，圖5為僅對試樁加載時樁土沉降規(guī)律?？梢姡簶俄敽奢d由10 000 kN增大至41 360 kN時，樁身沉降沿深度逐漸減小，最大沉降始終位于樁頂，而樁周土最大沉降由地表逐漸向一定深度處轉(zhuǎn)移，最大沉降分別為59.4 mm(x=1.35 m處)和39.2 mm(x=5.0 m處)，均位于24 m深度處。表明試樁受荷下沉?xí)黠@帶動樁周土發(fā)生沉降，且影響范圍較大，樁周土(x=1.35 m處)的最大沉降與試樁的最大沉降之比為0.65～0.73，樁周土(x=5.0 m處)的最大沉降與試樁的最大沉降之比仍有0.43～0.48，應(yīng)予以重視。

a—僅對試樁加載(Q=41 360 kN)； b—耦合加載(Q=35 000 kN，q=7 840 kN)。圖4 試樁和錨樁承載引起的豎向位移云Fig.4 Contours of vertical displacement induced by loading on test piles and reaction piles

a—樁身沉降; b—樁周土沉降(x=1.35 m); c—樁周土沉降(x=5.0 m)。 10 000 kN； 17 840 kN； 25 680 kN； 33 520 kN； 41 360 kN。圖5 僅對試樁加載時樁、土沉降規(guī)律Fig.5 Subsidence of piles and soil loading on pile tops only

圖6為耦合加載時樁土沉降規(guī)律。隨著試樁加載，樁周土沉降規(guī)律較為復(fù)雜，最大沉降發(fā)生深度變化也很大。隨著樁頂荷載由10 000 kN增大至41 360 kN，樁周土的地表沉降不斷減小，甚至發(fā)生隆起，而淺層沉降先增后減，中下層沉降逐漸增大，樁周土(x=1.35 m處)最大沉降由21.2 mm增大至30.4 mm，發(fā)生深度由4 m增大至30 m，樁周土(x=5.0 m處)最大沉降由18.6 mm減小至9.4 mm，發(fā)生深度則由0 m增大至82 m。分析原因，是由于試樁樁身沉降帶動了樁周土沉降，而錨樁上拔則帶動樁周土上移，試樁和錨樁的相互作用，使得樁周土沿深度的沉降呈現(xiàn)復(fù)雜變化規(guī)律。對于樁周土(x=1.35 m處)，由于距試樁較近，因此深度30 m以下即主要受試樁沉降影響，而樁周土(x=5.0 m處)由于距試樁較遠，在錨樁長度范圍內(nèi)(70 m處)主要受錨樁上拔的影響，在這以下才受試樁沉降的影響較大。

圖7為加、卸載時試樁樁身豎向位移對比。僅對試樁加載時，卸載過程中的樁身豎向位移均大于加載過程，最大差值位于地表，為4.6～6.4 mm，分析原因，是由于：在試樁卸載過程中，樁身回彈量大于樁周土，從而使樁周土在樁側(cè)產(chǎn)生向下的摩阻力，致使樁身豎位移增大。耦合加載時，卸載過程中的樁身豎向位移也均大于加載過程，最大差值位于地表，為3.0～7.2 mm。

a—樁身沉降; b—樁周土沉降(x=1.35 m); c—樁周土沉降(x=5.0 m)。 10 000 kN； 17 840 kN； 25 680 kN； 33 520 kN； 41 360 kN。圖6 耦合加載時樁、土沉降規(guī)律Fig.6 Subsidence of piles and soil under action of coupling loading

a—僅試樁加載； b—耦合加載。 加載(0 kN)； 卸載(0 kN)； 加載(10 000 kN)； 卸載(10 000 kN)； 加載(25 680 kN)； 卸載(25 680 kN)。圖7 加、卸載時試樁樁身豎向位移對比Fig.7 Comparsions of vertical displacement along shafts of test piles between loading and unloading

圖8為試樁樁身軸力沿深度變化規(guī)律。僅試樁加載時，試樁樁身軸力隨深度增加而較為均勻地減小，樁端軸力趨近于零，樁頂荷載主要由樁側(cè)摩阻力承擔(dān)，表現(xiàn)出典型的摩擦樁特性。耦合加載時，樁身軸力也隨深度增加而減小，不同之處在于，在錨樁長度(70 m處)范圍內(nèi)，樁身軸力減小速率明顯大于僅試樁加載；試樁荷載為41 360 kN時，71 m深度處樁身軸力為14 800 kN，而僅試樁加載時，該值為20 800 kN，前者僅為后者的72.6%。表明錨樁受拉上拔有效增大了試樁中段的樁側(cè)摩阻力，在樁身產(chǎn)生上拉荷載，從而增大了試樁樁身軸力隨深度增加的減小速率。

a—僅試樁加載； b—耦合加載。 10 000 kN； 17 840 kN； 25 680 kN； 33 520 kN； 41 360 kN。圖8 試樁樁身軸力沿深度變化規(guī)律Fig.8 Variation of axial forces along shafts of test piles

圖9為加、卸載時試樁樁身軸力對比。可知：樁頂荷載相同時，兩種方案加、卸載過程中的樁身軸力均存在明顯差異，卸載過程中的樁身軸力均大于加載過程，特別是當(dāng)樁頂卸載到一定值時，樁身上部的軸力由隨深度增加而減小轉(zhuǎn)變?yōu)殡S深度增加而增大，表明樁身上部受到了樁周土的負摩阻力作用。樁頂荷載為10 000 kN時，僅對試樁加載時的加、卸載樁身軸力最大差值為2.66 MN(23 m處)；而耦合加載時，樁身軸力最大差值為3.93 MN(27 m處)，這主要是由于加載過程中錨樁受拉上拔，帶動樁周土在樁身產(chǎn)生上拉荷載導(dǎo)致的。

a—僅對試樁加載； b—耦合加載。 加載(0 kN)； 卸載(0 kN)； 加載(10 000 kN)； 卸載(10 000 kN)； 加載(25 680 kN)； 卸載(25 680 kN)。圖9 加、卸載時試樁樁身軸力對比Fig.9 Comparsions of axial forces along shafts of test piles between loading and unloading

3.2 錨樁位移和軸力沿深度變化規(guī)律

圖10為錨樁樁身豎向位移變化規(guī)律?？芍簝H試樁加載時，錨樁樁身豎向位移隨試樁荷載增大而增大，但沿深度變化不大，樁頂荷載由10 000 kN增大至41 360 kN，錨樁樁頂和樁端的豎向位移差由0.3 mm增大至1.1 mm，幾乎可忽略不計。耦合加載時，錨樁樁頂拉力隨樁頂荷載的增大而增大，錨樁上部沉降逐漸減小并出現(xiàn)明顯上拔，最大上拔量達9.4 mm，此時錨樁樁身在60 m深度以上均發(fā)生了向上的位移。

a—僅對試樁加載； b—耦合加載。 10 000 kN； 17 840 kN； 25 680 kN； 33 520 kN； 41 360 kN。圖10 錨樁樁身豎向位移變化規(guī)律Fig.10 Variation of vertical displacement of reaction piles

圖11為錨樁樁身軸力沿深度變化規(guī)律?？芍簝H試樁加載時，錨樁樁身軸力隨深度增加先波動增大，后快速減小，各階段峰值均發(fā)生于土層分界處，最大軸力位于57 m深度處，即全風(fēng)化層與強風(fēng)化層分界處，樁頂荷載為41 360 kN時，錨樁最大軸力僅為1 090 kN，且均為壓力。耦合加載時，錨樁樁身軸力隨深度增加先小幅增大后逐漸減小，最大軸力位于9 m深度處，除尚未受拉時出現(xiàn)壓力外，錨樁樁身軸力均為拉力。

a—僅對試樁加載； b—耦合加載。 10 000 kN； 17 840 kN； 25 680 kN； 33 520 kN； 41 360 kN。圖11 錨樁樁身軸力沿深度變化規(guī)律Fig.11 Variation of axial forces along shafts of reaction piles

圖12為加、卸載時錨樁樁身軸力對比。僅對試樁加載時，錨樁樁身軸力沿深度變化較為復(fù)雜，總體而言，卸載過程中的樁身軸力小于加載過程，卸載至0 kN時，錨樁全長受拉，其原因主要是由于樁周土回彈在錨樁樁側(cè)形成向上的摩阻力。耦合加載時，樁頂荷載為0，10 000 kN時，錨樁尚未受拉，錨樁樁身軸力主要由對支墩的加、卸載引起，樁頂附近出現(xiàn)拉力。樁頂荷載為25 680 kN時，卸載過程中的錨樁樁身拉力明顯大于加載過程，其原因是由于卸載過程中錨樁發(fā)生收縮，但樁周土的正摩阻力限制了錨樁的收縮，從而表現(xiàn)為樁身拉力偏大。

a—僅對試樁加載； b—耦合加載。 加載(0 kN)； 卸載(0 kN)； 加載(10 000 kN)； 卸載(10 000 kN)； 加載(25 680 kN)； 卸載(25 680 kN)。圖12 加、卸載時錨樁樁身軸力對比Fig.12 Comparisons of axial forces along shafts of anchor piles between loading and unloading

3.3 監(jiān)測點豎向位移變化規(guī)律

圖13為加、卸載過程中樁-土豎向位移變化規(guī)律。可知：加、卸載過程，樁-土的豎向位移均存在差異，其中以距離試樁較近的樁周土的差異尤為明顯，而試、錨樁和基準樁的豎向位移差異較小，特別是錨樁，在不同樁頂荷載時的差異變化不大。值得注意的是：耦合加載過程中，基準樁的豎向位移一直在減小。其原因在于：前兩級試樁加載時的基準樁上移是由于支墩卸載，而后期的上移主要是由于錨樁受荷上拔的帶動。

a—僅試樁加載； b—耦合加載。 試樁加載(x=0 m， y=0 m)； 試樁加載(x=0 m， y=0 m)； 土體卸載(x=1.35 m， y=0 m)； 土體卸載(x=1.35 m， y=0 m)； 基準樁(x=0 m， y=4 m)； 基準樁(x=0 m， y=0 m)。圖13 加、卸載過程中樁-土豎向位移變化規(guī)律Fig.13 Variation for vertical displacement of plies and soil during loading and unloading

4 錨樁受荷對試樁承載特性的影響

4.1 試樁樁身豎向位移和軸力

圖14為加載方式對試樁樁身豎向位移和軸力的影響?？芍厚詈霞虞d時的樁身豎向位移和樁身軸力均先大于僅試樁加載，然后小于僅試樁加載，樁頂荷載越大，兩者的差異越大。不同之處在于：樁身軸力的差異主要存在于30 m以下，30 m以上幾乎相同，且最大差值位于70 m深度附近，即錨樁樁端處。其原因在于：錨樁受荷上拔明顯帶動了樁周土的上移，從而促進了試樁樁側(cè)正摩阻力的提前發(fā)揮，在一定程度上有效增大了試樁中段(約在30～70 m范圍)的樁側(cè)摩阻力，從而使試樁樁身豎向位移顯著減小，表現(xiàn)在試樁樁身軸力上，則是30 m以上與僅試樁加載時幾乎相同，而30～70 m范圍內(nèi)，試樁樁身軸力快速減小。

a—樁身豎向位移； b—樁身軸力。 對試樁加載(6 080 kN)； 耦合加載(6 080 kN)； 對試樁加載(25 680 kN)； 耦合加載(25 680 kN)； 對試樁加載(41 360 kN)； 耦合加載(41 360 kN)。圖14 加載方式對試樁樁身豎向位移和軸力的影響Fig.14 Effects of loading methods on vertical displacement and axial forces of test piles

4.2 試樁樁頂沉降

圖15為加載方式對試樁樁頂沉降的影響，其中靜載試驗實測值為根據(jù)SJG 09—2020[17]實測得到的樁頂沉降?？芍焊骷墭俄敽奢d作用下，試樁樁頂沉降由小到大依次為：實測值(僅對試樁加載)、真實值(耦合加載)、真實值(僅對試樁加載)、實測值(耦合加載)，其中實測值(耦合加載)明顯大于另外3個值，這是由于實測值(耦合加載)中包括了基準樁的回彈量，而實測值(僅對試樁加載)中扣除了基準樁的沉降。樁頂荷載為41 360 kN時，耦合加載的樁頂沉降實測值為110.2 mm，遠大于真實值68.8 mm，真實值僅為實測值的62.4%，而僅對試樁加載的樁頂沉降實測值為56.2 mm，小于真實值91.5 mm，真實值為實測值的1.63倍。值得注意的是：與通過數(shù)值模擬得到的真實值(耦合加載)相比，靜載試驗實測值前期偏小，但在樁頂荷載為37 MN左右時兩者非常接近。

實測值(僅試樁加載)； 真實值(僅試樁加載)； 實測值(耦合加載)； 真實值(耦合加載)； 靜載試驗實測值。圖15 加載方式對試樁樁頂沉降的影響Fig.15 Effects of loading methods on subsidence of test pile tops

以上分析表明：錨樁-堆載聯(lián)合法靜載試驗中，錨樁受荷上拔會使試樁豎向位移明顯減小，耦合加載時的試樁樁頂沉降真實值明顯小于僅試樁加載，最大減幅達22.7 mm(24.8%)，直接影響試樁的承載性能。同時，錨樁受荷上拔與支墩卸荷的共同作用會使基準樁發(fā)生明顯上移，從而導(dǎo)致試樁樁頂沉降實測值偏大，耦合加載時的樁頂沉降實測值明顯大于僅試樁加載，前者約為后者的2.0～4.3倍。

5 結(jié)束語

基于大直徑超長樁錨樁-堆載聯(lián)合法靜載試驗工程實例和現(xiàn)場實測值，通過建立數(shù)值模型，對比分析了兩種加載方式及加、卸載過程對樁土沉降、樁身軸力、監(jiān)測點位移及試樁承載性能的影響，得到以下結(jié)論：

1)錨樁-堆載聯(lián)合靜載試驗中，錨樁受拉上拔會明顯帶動樁周土上移，促使試樁樁側(cè)正摩阻力提前發(fā)揮，從而使試樁樁身豎向位移和樁身軸力沿深度方向減小較快。與僅試樁加載對比，最大差值發(fā)生在錨樁樁端所在深度附近。

2)對于采用錨樁-堆載聯(lián)合法的大直徑超長樁靜載試驗，應(yīng)嚴格控制錨樁與試樁的間距，確保錨樁與試樁的間距滿足相關(guān)技術(shù)標準的要求，條件允許時宜采用較大的錨樁-試樁間距。

3)建議采用高精度水準儀或全站儀對試樁樁頂豎向位移進行監(jiān)測和校核，包括試驗準備階段支墩堆載引起的沉降，以及試樁加、卸載過程中的豎向位移，以便剔除支墩加、卸載及錨樁受、卸荷過程對基準點位移的影響，盡量減少誤判。