李亮，張鵬鵬，龍秋亮，雷皓程，趙煉恒

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙410075；2.湖南省航務(wù)工程有限公司，湖南 長(zhǎng)沙410009)

群樁基礎(chǔ)因其承載力高、沉降小等特點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于超高層建筑和大型橋梁。因“加筋遮簾效應(yīng)”的存在，基樁間通過樁側(cè)土的應(yīng)力傳導(dǎo)而存在相互影響[1-5]，使各基樁在同一承臺(tái)荷載下將出現(xiàn)不同的樁頂內(nèi)力，進(jìn)而使承臺(tái)產(chǎn)生附加應(yīng)力導(dǎo)致內(nèi)力差異，最終承臺(tái)出現(xiàn)剪切破壞或上部結(jié)構(gòu)出現(xiàn)沉降裂縫。由內(nèi)力差異導(dǎo)致的上部結(jié)構(gòu)開裂、傾斜將嚴(yán)重影響建筑結(jié)構(gòu)的安全和使用，面對(duì)如今建筑結(jié)構(gòu)高度、橋梁結(jié)構(gòu)跨度不斷突破的情況，因“加筋遮簾效應(yīng)”導(dǎo)致基樁出現(xiàn)內(nèi)力差異的問題亟需解決。為降低群樁中的內(nèi)力差異、充分發(fā)揮樁基的承載性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了群樁基礎(chǔ)變剛度調(diào)平的設(shè)計(jì)理念，即通過調(diào)整地基或基樁的剛度，達(dá)到減少基樁差異內(nèi)力的目的，甚至可使基底反力分布模式與上部結(jié)構(gòu)荷載分布模式接近一致。因此，變剛度調(diào)平設(shè)計(jì)是目前減少群樁基礎(chǔ)內(nèi)力差異最重要的方法之一，為此，大量學(xué)者對(duì)群樁基礎(chǔ)變剛度調(diào)平設(shè)計(jì)開展了廣泛研究。COOKE等[6-7]認(rèn)為按照樁基常規(guī)設(shè)計(jì)的樁基礎(chǔ)其安全系數(shù)遠(yuǎn)大于設(shè)計(jì)所需值，增大樁間距可減少樁數(shù)也可達(dá)到設(shè)計(jì)要求，這是較早變剛度調(diào)平的思想；劉金礪等[8]提出通過調(diào)整樁基和地基土剛度的方法實(shí)現(xiàn)了變剛度調(diào)平優(yōu)化設(shè)計(jì)；王界輝等[9]采取的地基變剛度法處理地基得到變剛度調(diào)平較好效果；陳龍珠等[10]建立了2種不同變剛度方法的復(fù)合地基模型，減少對(duì)上部結(jié)構(gòu)的不良影響；錢曉麗[11]根據(jù)單樁柔度矩陣推導(dǎo)出了變剛度群樁基礎(chǔ)沉降計(jì)算的解析解；徐至鈞等[12]總結(jié)了變剛度調(diào)平設(shè)計(jì)方法在樁基礎(chǔ)中的計(jì)算方法；KISHIDA等[13]試驗(yàn)表明低承臺(tái)對(duì)降低基樁內(nèi)力差效果顯著；XIE等[14]通過數(shù)值方法模擬了地基建筑物的合理布樁方式。何淼等[15-19]采用理論、數(shù)值和試驗(yàn)的方法對(duì)變剛度調(diào)平設(shè)計(jì)進(jìn)行了分析且得出了眾多結(jié)論，但尚未結(jié)合在具體的地基土件下，不同調(diào)節(jié)方式對(duì)群樁變剛度調(diào)平效果進(jìn)行對(duì)比分析，缺乏對(duì)典型土層中變剛度調(diào)平設(shè)計(jì)優(yōu)化。本文基于變剛度調(diào)平設(shè)計(jì)的理念和方法，利用三維有限元分析軟件ABAQUS對(duì)影響基樁內(nèi)力分布的樁徑、樁長(zhǎng)、樁間距3個(gè)參數(shù)進(jìn)行了討論與分析；據(jù)大量土層剖面地質(zhì)試驗(yàn)，常見樁側(cè)土質(zhì)有淤泥質(zhì)土、粉土、細(xì)砂、粉質(zhì)黏土和泥質(zhì)粉砂巖等，選取其中3種常見且性質(zhì)差異較大的土層：粉質(zhì)黏土、砂土和淤泥質(zhì)土，研究剛性承臺(tái)的群樁基礎(chǔ)在這3類土中不同剛度調(diào)節(jié)方式的調(diào)節(jié)效果，并對(duì)調(diào)節(jié)效果影響機(jī)理進(jìn)行深入分析；最終給出群樁基礎(chǔ)在粉質(zhì)黏土、砂土、淤泥質(zhì)土中變剛度調(diào)節(jié)的優(yōu)化設(shè)計(jì)方案建議。

1 建立數(shù)值分析模型

1.1 模型尺寸與網(wǎng)格

本文以3×3群樁為算例，樁長(zhǎng)為40 m，樁徑1 m，樁中心間距取4 m，外側(cè)樁中心距承臺(tái)邊緣1.75 m；承臺(tái)截面為邊長(zhǎng)11.5 m的正方形，承臺(tái)厚度3 m，群樁布置圖如圖1所示。

圖1 群樁布置圖Fig.1 Pile group layout

通過ABAQUS進(jìn)行模擬分析，ABAQUS能很好解決土體材料非線性及樁土接觸的問題。為了使邊界對(duì)群樁的影響降到盡可能小，并更好地模擬地層相對(duì)樁基的空間無(wú)限性，樁側(cè)與樁端土體的尺寸都取20倍樁徑，故樁周土體的尺寸設(shè)置為40 m×40 m×80 m。地基土與群樁均采用實(shí)體均質(zhì)模型，為提高數(shù)值問題收斂性，樁土系統(tǒng)劃分為八節(jié)點(diǎn)線性六面體單元，減縮積分，沙漏控制。在保證精度和計(jì)算時(shí)間的情況下，網(wǎng)格劃分存在如下特點(diǎn)：劃分單元樁附近的土體單元尺寸較小，外側(cè)土體單元尺寸隨著距離樁距離增加而增大。樁土數(shù)值模型與網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 樁土模型網(wǎng)格劃分與地應(yīng)力平衡結(jié)果Fig.2 Grid generation of pile-soil model and result of in-situ stress balance

1.2 材料本構(gòu)參數(shù)與樁土界面

數(shù)值模型中基樁與承臺(tái)均為線彈性材料，Mohr-Coulomb本構(gòu)模型對(duì)粉土、砂土等符合彈塑性本構(gòu)關(guān)系的材料有較好的模擬效果[20]，故土體采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型并采用非關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則進(jìn)行理想化，樁端為強(qiáng)風(fēng)化泥質(zhì)板巖(如表2)，數(shù)值模型中相關(guān)的材料參數(shù)如表1和表2所示。

表1 樁身承臺(tái)參數(shù)Table 1 Parameters of pile cap

表2 土體物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of soil

樁土間接觸變形存在著非線性問題，數(shù)值計(jì)算主要包含2個(gè)方面：一是接觸面上的本構(gòu)關(guān)系；二是接觸面單元。兩方面的研究存在相互聯(lián)系，接觸面單元是為了表達(dá)接觸面上的變形，接觸面變形的表示要適應(yīng)所選用的接觸面單元。本文采用無(wú)厚度接觸單元，相互作用分為切向與法向，切向行為是通過罰函數(shù)的摩擦公式來(lái)實(shí)現(xiàn)，以摩擦角定義摩擦因數(shù)；樁底部與土的約束為“tie”綁定。

1.3 邊界條件與荷載工況

樁土模型的邊界條件完全按實(shí)際情況進(jìn)行設(shè)置，模型底部邊界為完全固定約束(即U1=0，U2=0，U3=0)所有位移都被限制在模型底部，模型側(cè)面邊界限制對(duì)應(yīng)法線方向自由度(U1=0或U2=0)。在施加外荷載前，為更好地模擬群樁實(shí)際受力狀態(tài)，首先應(yīng)使土體模型在重力作用下平衡，即“初始地應(yīng)力平衡”：在后續(xù)分析步中使得土體達(dá)到一種有應(yīng)力無(wú)位移的狀態(tài)。故整個(gè)工況分為2步，第1步為地應(yīng)力平衡階段，第2步為樁頂施加外部荷載階段。在第2個(gè)分析步之前，移除樁所在的區(qū)域的土體以模擬開挖，后將承臺(tái)與樁身裝配至土層目標(biāo)位置。承臺(tái)頂部施加荷載是由上部結(jié)構(gòu)折算而來(lái)，本文數(shù)值模擬為控制變量，樁頂承臺(tái)上施加荷載合力大小為2×107N。

2 不同調(diào)節(jié)方式影響分析

算例中群樁每根基樁存在相互影響，其影響機(jī)理為：基樁樁側(cè)因沉降產(chǎn)生的側(cè)摩阻力在樁側(cè)土層產(chǎn)生位移場(chǎng)，此位移場(chǎng)又會(huì)對(duì)其他基樁產(chǎn)生附加側(cè)阻，側(cè)阻又會(huì)通過樁側(cè)土傳遞給其他基樁，多次傳遞后達(dá)到平衡；樁端也存在類似影響。按照受影響程度將基樁分為角樁、邊樁和中心樁3類樁(如圖3)，每類基樁其柔度(剛度)各不相同，需調(diào)整樁頂剛度以達(dá)到變剛度調(diào)平的目的。

圖3 群樁3種類型樁示意圖Fig.3 Schematic diagram of three types of pile groups

為研究變樁長(zhǎng)、樁徑和樁間距等不同調(diào)節(jié)方式對(duì)變剛度調(diào)平效果的影響，通過改變樁長(zhǎng)、樁徑與樁間距的方式計(jì)算群樁在土層1中的基樁樁頂荷載，從而分析各基樁樁頂內(nèi)力分布及差異。

2.1 樁長(zhǎng)分析

保持其他參數(shù)相同，樁長(zhǎng)分別取40，50和60 m，計(jì)算得群樁中各基樁內(nèi)力值如圖4所示。

圖4 樁側(cè)粉質(zhì)黏土改變樁長(zhǎng)各基樁內(nèi)力對(duì)比Fig.4 Comparison of internal forces of each foundation pile with changing pile length by silty clay at pile side

由圖4可知，樁側(cè)為粉質(zhì)黏土?xí)r，不同樁長(zhǎng)的群樁施加相同均布荷載，3種基樁樁頂內(nèi)力分布有較大差別：中心樁最小，邊樁次之，角樁最大。通過調(diào)整樁長(zhǎng)，使得中心樁的內(nèi)力值顯著提高，由1.49 MN提高至1.87 MN；角樁內(nèi)力降低，邊樁內(nèi)力先降低再增加；顯著減小了各基樁間內(nèi)力差異，達(dá)到了變剛度調(diào)平效果。

分析上述原因是群樁中各基樁存在相互作用，且各基樁由于“加筋遮簾效應(yīng)”使其豎向響應(yīng)并不是獨(dú)立的，每根基樁的剛度不同，所承擔(dān)的上部荷載不同。增加樁長(zhǎng)提高了所有基樁的剛度，各基樁之間的剛度比例發(fā)生了變化，剛度的差異比例減小了；另一方面土體承受荷載的比例也在下降，其共同作用的結(jié)果就是各基樁抵抗“樁?土?樁相互作用”的能力不斷提高，達(dá)到變剛度調(diào)平效果。

2.2 樁徑分析

為了能達(dá)到變剛度調(diào)平效果且簡(jiǎn)化計(jì)算，僅調(diào)整中心樁樁徑為1.0，1.2和1.5 m，得各基樁內(nèi)力值如圖5所示。

由圖5可以看出，增大50%中心樁樁徑，其內(nèi)力由1.49 MN提高至2.69 MN，有效解決了中心樁內(nèi)力小的問題，達(dá)到了變剛度調(diào)平的理想效果。分析其原因：中心樁是受到其他基樁影響最多且內(nèi)力水平最低的基樁，增大中心樁樁徑能顯著提高中心樁剛度，提高了中心樁承擔(dān)上部荷載的比例，降低了土體所承擔(dān)荷載，使得“樁?土?樁相互作用”減弱，故可顯著減小各基樁內(nèi)力差異。

圖5 樁側(cè)粉質(zhì)黏土改變樁徑各基樁內(nèi)力對(duì)比Fig.5 Comparison of internal force of foundation piles with different pile diameter in silty clay at pile side

另一方面注意到增大樁徑從1.2 m增大至1.5 m時(shí)，中心樁內(nèi)力水平甚至超過了邊樁，而且使邊樁內(nèi)力水平下降了一部分，基樁間內(nèi)力差異反而增大了，從變剛度調(diào)平的思想說(shuō)明中心樁的樁徑并不是越大越好，否則增加樁徑可能會(huì)達(dá)到相反效果。

2.3 樁間距分析

為研究樁間距對(duì)變剛度調(diào)節(jié)的效果，樁間距分別取值3.5，4和4.5 m，得各基樁在土層1中各基樁內(nèi)力值如圖6所示。

圖6 樁側(cè)粉質(zhì)黏土改變樁間距各基樁內(nèi)力對(duì)比Fig.6 Comparison of internal forces of foundation piles with pile spacing changed by silty clay at pile side

由圖6可知，增加樁間距確實(shí)可減小基樁內(nèi)力差異，使得由于“加筋遮簾效應(yīng)”導(dǎo)致的各樁內(nèi)力分布不均勻的問題得到緩解。其原因是增加樁間距會(huì)削弱“樁?土?樁相互作用”的影響，降低中心樁內(nèi)力從而減少群樁中各基樁間內(nèi)力差異。

3 不同土質(zhì)條件下調(diào)平方式效果

通過第2節(jié)的參數(shù)分析結(jié)果可知，不同調(diào)節(jié)方式在樁側(cè)粉質(zhì)黏土中，變剛度調(diào)平的效果是不盡相同的。為了弄清群樁在不同典型常見土層條件下的變剛度調(diào)平效果，樁側(cè)土體將粉質(zhì)黏土依次替換為表2中砂層土與淤泥質(zhì)土。

3.1 樁側(cè)砂層土下的變剛度調(diào)平

為研究樁側(cè)砂層土條件變樁長(zhǎng)、樁間距和樁徑對(duì)變剛度調(diào)平效果的影響，通過依次改變樁長(zhǎng)、樁間距和樁徑的方式得到各基樁內(nèi)力值如圖7～9所示。

圖7 樁側(cè)砂層變樁長(zhǎng)對(duì)基樁內(nèi)力影響對(duì)比Fig.7 Comparison of influence of changing pile length on internal force of foundation pile in sand layer beside pile

圖8 樁側(cè)砂層改變樁間距對(duì)基樁內(nèi)力影響對(duì)比Fig.8 Comparison of influence of changing pile spacing on internal force of foundation pile in sand layer beside pile

圖9 樁側(cè)砂層改變樁徑對(duì)基樁內(nèi)力影響對(duì)比Fig.9 Comparison of influence of changing pile diameter on internal force of foundation pile in sand layer beside pile

由圖7～9可以得出：樁側(cè)為砂層土?xí)r，1)增加樁的長(zhǎng)度，群樁中基樁內(nèi)力差異值由0.91 MN降低為0.47 MN，顯著降低了各樁內(nèi)力差異，中心樁內(nèi)力水平明顯提高，內(nèi)力水平較大的角樁內(nèi)力水平略微降低；2)改變各基樁間樁間距，除了邊樁的樁頂內(nèi)力存在較小變化，其他各基樁內(nèi)力幾乎沒有變化，說(shuō)明改變樁間距這種調(diào)節(jié)方式在樁側(cè)砂層土中其變剛度調(diào)平效果很??；3)增大中心樁樁徑，中心樁樁頂內(nèi)力水平有了顯著提高，中心樁的內(nèi)力值由1.83 MN增加至2.51 MN，而且使得內(nèi)力水平較高的邊樁內(nèi)力值有了一定的下降，對(duì)角樁影響較小，減小了各基樁之間內(nèi)力差異，總體上達(dá)到了變剛度調(diào)平的理想效果。

分析其原因是增加樁長(zhǎng)可以提高群樁整體剛度，提高了群樁中各基樁抵抗“樁-土-樁相互作用”的能力，故增加樁長(zhǎng)可達(dá)到變剛度調(diào)平效果；砂層土力學(xué)性質(zhì)復(fù)雜，摩擦角較大但黏聚力較小，抗剪強(qiáng)度較低，傳遞樁土側(cè)摩阻力能力較差，故改變樁間距對(duì)樁土間相互作用影響很小，變剛度調(diào)平的效果不良；增大中心樁樁徑可提高中心樁承擔(dān)的荷載比例，減小了基樁間內(nèi)力差異，故可達(dá)到變剛度調(diào)平的效果。

3.2 樁側(cè)淤泥質(zhì)土下變剛度調(diào)平

與3.1節(jié)類似，為研究樁側(cè)淤泥質(zhì)土條件下樁長(zhǎng)、樁間距和樁徑等不同的調(diào)節(jié)方式對(duì)群樁變剛度調(diào)平效果的影響，數(shù)值模型中通過依次變樁長(zhǎng)、樁間距和樁徑的方式得各基樁內(nèi)力值如圖10～12所示。

圖10 樁側(cè)淤泥質(zhì)土變樁長(zhǎng)對(duì)基樁內(nèi)力影響對(duì)比Fig.10 Comparison of influence of variable pile length on internal force of foundation pile in mucky soil beside pile

圖11 樁側(cè)淤泥質(zhì)土變樁間距對(duì)基樁內(nèi)力影響對(duì)比Fig.11 Comparison of influence of pile spacing on internal force of foundation pile in mucky soil beside pile

圖12 樁側(cè)淤泥質(zhì)土變樁徑對(duì)基樁內(nèi)力影響對(duì)比Fig.12 Comparison of influence of variable pile diameter on internal force of foundation pile in mucky soil beside pile

由圖10～12分析可知：樁側(cè)為淤泥質(zhì)土?xí)r，1)適當(dāng)增加樁長(zhǎng)(約25%)確實(shí)可以有效提高中心樁的內(nèi)力水平(中心樁的內(nèi)力值由1.81 MN提高至1.95 MN)，但繼續(xù)增加樁長(zhǎng)變剛度調(diào)平效果很小。這是因?yàn)闃堕g淤泥質(zhì)土原本承擔(dān)的荷載就很小，且傳遞側(cè)摩阻力的能力很差；樁長(zhǎng)增加后提高各基樁剛度可以達(dá)到調(diào)平效果，繼續(xù)增加樁長(zhǎng)剛度雖仍繼續(xù)提高，但淤泥質(zhì)土傳遞的樁間荷載不再增加。2)改變樁間距各基樁的內(nèi)力幾乎沒有改變，這是因?yàn)橛倌噘|(zhì)土的黏聚力與摩擦角很小，抗剪強(qiáng)度很低，傳遞側(cè)摩阻力的能力很差，故改變樁間距對(duì)減小樁土間作用的效果很小。3)增大中心樁樁徑，中心樁內(nèi)力由1.81 MN提高至2.58 MN，有效解決了中心樁內(nèi)力小的問題，對(duì)角樁影響較小，總體上達(dá)到了變剛度調(diào)平的理想效果。但是樁徑從1.2 m增至1.5 m時(shí)邊樁內(nèi)力下降值很小，且邊樁成為內(nèi)力值最低的基樁，內(nèi)力差異反而增大。這說(shuō)明在樁側(cè)淤泥質(zhì)土質(zhì)條件下適當(dāng)增加中心樁樁徑是有效的，但增加幅度偏大時(shí)，會(huì)得到變剛度調(diào)平相反的效果。

3.3 不同土質(zhì)下變剛度調(diào)平的優(yōu)化方案

根據(jù)上述分析可知，變樁長(zhǎng)、變樁間距與變樁徑3種變剛度調(diào)節(jié)方式都是有效的，要得到不同土質(zhì)中變剛度調(diào)節(jié)優(yōu)化方案，則需同時(shí)考慮3種調(diào)節(jié)方式。關(guān)于樁徑第2節(jié)已有過分析，應(yīng)該在1.2～1.5 m之間增加對(duì)比組如1.3 m與1.4 m，得到對(duì)比結(jié)果如圖13所示，由圖13可知樁徑在1.3 m變剛度調(diào)平效果是最好的。

圖13 不同中心樁徑各基樁內(nèi)力對(duì)比Fig.13 Comparison of internal forces of foundation piles with different center pile diameters

1)粉質(zhì)黏土變剛度調(diào)平優(yōu)化方案

粉質(zhì)黏土條件下，提高樁長(zhǎng)、增加樁間距與增加樁徑都是可以有效達(dá)到變剛度調(diào)平的理想效果的，優(yōu)化方案的群樁參數(shù)如表3所示。同時(shí)表3給出以上全部設(shè)計(jì)方案的群樁參數(shù)與樁頂承臺(tái)沉降量，并將不同設(shè)計(jì)方案沉降量與原設(shè)計(jì)方案(1號(hào)方案)進(jìn)行對(duì)比，群樁變剛度調(diào)平優(yōu)化前后的基樁內(nèi)力結(jié)果如圖14。

圖14 樁側(cè)粉質(zhì)黏土基樁內(nèi)力優(yōu)化前后效果對(duì)比Fig.14 Comparison of effect before and after internal force optimization of foundation piles in silty clay at pile side

表3 樁側(cè)粉質(zhì)黏土優(yōu)化方案參數(shù)與沉降對(duì)比Table 3 Comparison of parameters and settlement of optimization scheme of pile side silty clay

2)砂層土變剛度調(diào)平優(yōu)化方案

砂層土條件下，提高樁長(zhǎng)與樁徑對(duì)變剛度調(diào)平結(jié)果是有效的，調(diào)整樁間距對(duì)變剛度調(diào)平結(jié)果影響很?。还蕛?yōu)化方案中建議增加樁長(zhǎng)與樁徑，樁間距不做調(diào)整，優(yōu)化方案的群樁參數(shù)如表4所示。同樣的，表4還給出以上全部設(shè)計(jì)方案的群樁參數(shù)與樁頂承臺(tái)沉降量，并將不同設(shè)計(jì)方案沉降量與原設(shè)計(jì)方案(1號(hào)方案)進(jìn)行對(duì)比，群樁變剛度調(diào)平優(yōu)化前后的基樁內(nèi)力結(jié)果如圖15所示。

表4 樁側(cè)砂層土優(yōu)化方案參數(shù)與沉降對(duì)比Table 4 Comparison of parameters and settlement of pile side sand layer soil optimization scheme

圖15 樁側(cè)砂層土基樁內(nèi)力優(yōu)化前后效果對(duì)比Fig.15 Comparison of effect before and after internal force optimization of foundation pile in sand layer soil beside pile

3)淤泥質(zhì)土變剛度調(diào)平優(yōu)化方案

淤泥質(zhì)土條件下，適當(dāng)增加樁長(zhǎng)與樁徑是有效果的，樁間距對(duì)變剛度調(diào)平效果幾乎沒有，故優(yōu)化方案中建議略微增加樁長(zhǎng)與樁徑，樁間距不變，優(yōu)化方案的群樁參數(shù)如表5所示，此外表5還給出以上全部設(shè)計(jì)方案的群樁參數(shù)與樁頂承臺(tái)沉降量，并將不同設(shè)計(jì)方案沉降量與原設(shè)計(jì)方案(1號(hào)方案)進(jìn)行對(duì)比，變剛度調(diào)平優(yōu)化前后的基樁內(nèi)力結(jié)果如圖16所示。

圖16 樁側(cè)淤泥質(zhì)土基樁內(nèi)力優(yōu)化前后效果對(duì)比Fig.16 Comparison of effect before and after internal force optimization of foundation pile in mucky soil beside pile

表5 樁側(cè)淤泥質(zhì)土優(yōu)化方案參數(shù)與沉降對(duì)比Table 5 Comparison of parameters and settlement of optimization scheme for silty soil on the side of pile

由圖14～16與表3～5可以明顯看出：本文給出的群樁優(yōu)化方案在3種不同的土層條件下，通過變樁長(zhǎng)、樁徑及樁間距組合形式的優(yōu)化方案與原設(shè)計(jì)方案相比優(yōu)化效果很好，顯著減小了各基樁的內(nèi)力差異，且不同程度地降低了群樁樁頂沉降量；工程上針對(duì)不同的土體性質(zhì)，應(yīng)當(dāng)結(jié)合實(shí)際情況靈活使用其中一種或多種調(diào)節(jié)方式，這是因?yàn)槟承┱{(diào)節(jié)方式作用很小或幾乎沒有作用，盲目使用不僅會(huì)使得造價(jià)提高，變剛度調(diào)平效果也非常小。

4 結(jié)論

1)調(diào)整樁長(zhǎng)、樁徑和樁間距能有效地解決群樁中基樁內(nèi)力差異較大的問題，其中樁側(cè)土為粉質(zhì)黏土?xí)r效果最顯著，僅通過改變樁徑的方式(樁徑增加50%)可使基樁的內(nèi)力差異值由1.35 MN降低至0.63 MN，基樁間內(nèi)力差異值降低了53.3%。

2)調(diào)整樁長(zhǎng)、樁徑和樁間距3種不同的調(diào)節(jié)方式對(duì)變剛度調(diào)平的效果是不相同的；樁側(cè)砂層土或淤泥質(zhì)土條件下，樁長(zhǎng)分別提高50%和25%，樁徑增加30%，變剛度調(diào)平的效果非常好，但改變?nèi)簶吨谢鶚稑堕g距對(duì)其內(nèi)力影響非常小，故針對(duì)不同典型樁側(cè)土層應(yīng)采取合適的調(diào)節(jié)方式。

3)提出了群樁在樁側(cè)粉質(zhì)黏土、砂層土和淤泥質(zhì)土土層條件下的變剛度調(diào)平優(yōu)化設(shè)計(jì)方案，極大地減小了各基樁內(nèi)力差，可為工程實(shí)踐中典型土質(zhì)條件下群樁設(shè)計(jì)、施工提供一定參考。