王述紅, 石運(yùn)昊, 阿力普江·杰如拉, 姜鑒暉

(1. 東北大學(xué) 資源與土木工程學(xué)院， 遼寧 沈陽(yáng) 110819; 2. 新疆大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 新疆 烏魯木齊 830017)

在很多工程實(shí)踐中，場(chǎng)地條件無(wú)法保證傳統(tǒng)靜載試驗(yàn)的順利實(shí)施，Osterberg[1]提出自平衡法，并逐漸得到廣泛應(yīng)用[2-5]，因其具有工期短、造價(jià)低等優(yōu)點(diǎn).在自平衡法試樁確定承載力的過程中，需要將上、下段樁的荷載-位移曲線處理后等效轉(zhuǎn)換成傳統(tǒng)受壓樁的荷載-位移曲線[6].在確定單樁承載力的轉(zhuǎn)換過程中，最大的難點(diǎn)在于將自平衡的上段樁的向下側(cè)摩阻力值轉(zhuǎn)換為向上的側(cè)摩阻力值.自平衡試驗(yàn)轉(zhuǎn)換方法中工程應(yīng)用最為廣泛的就是經(jīng)驗(yàn)公式法，此方法是對(duì)上托樁側(cè)摩阻力分析時(shí)考慮到上托樁受載情況特殊，引入一般小于1的轉(zhuǎn)換系數(shù)γ，將修正后上托樁側(cè)摩阻力值與下壓側(cè)摩阻力進(jìn)行整合：

(1)

(2)

式中：Q為試樁的單樁極限承載力，kN；Q1為試樁上段樁的加載極限值，kN；Q2為試樁下段樁的加載極限值，kN;w為試樁荷載箱上托樁的重力，kN；γ為轉(zhuǎn)換系數(shù)，由荷載箱上部土層種類確定.

Li等[7]將每根試樁的上段樁在同一土層處的自平衡法測(cè)的極限側(cè)摩阻力值與堆載法測(cè)的極限側(cè)摩阻力值進(jìn)行對(duì)比，得到了各土層自平衡法轉(zhuǎn)換系數(shù)值，修正系數(shù)為上段樁各層土轉(zhuǎn)換系數(shù)的加權(quán)平均值.Li 等[8]以MATLAB編程為基礎(chǔ)，采用最小二乘法對(duì)傳統(tǒng)靜載試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到傳統(tǒng)靜載法結(jié)果擬合效果最佳的γ值.杜思義等[9]利用經(jīng)驗(yàn)公式法求樁承載力的過程中，引入了樁側(cè)摩阻力分布系數(shù)，對(duì)上托樁壓縮量的計(jì)算進(jìn)行改進(jìn).由于上段樁樁周土受剪荷載作用，產(chǎn)生向下的位移，所以計(jì)算樁端土體沉降時(shí)需考慮土體連續(xù)性對(duì)經(jīng)驗(yàn)公式中轉(zhuǎn)換系數(shù)的影響，本文提出一種改進(jìn)的自平衡等效轉(zhuǎn)換方法.

1 現(xiàn)有轉(zhuǎn)換方法的問題

自平衡法與堆載法不同的是自平衡法上、下段樁受載后移動(dòng)方向不同，因此樁周土體側(cè)摩阻力方向也不同.堆載法試樁與自平衡試樁中下壓樁受到的摩阻力方向都是向上的，但與自平衡法樁中上托樁樁身受力狀態(tài)卻不盡一致.所以如何處理上段樁的荷載位移數(shù)據(jù)，讓等效轉(zhuǎn)換后的Q-S曲線更貼近傳統(tǒng)受壓樁Q-S曲線是難點(diǎn)所在.目前大多方法以堆載法的Q-S曲線為基準(zhǔn)，采用MATLAB編程對(duì)其擬合，在獲得與傳統(tǒng)靜載法測(cè)得結(jié)果擬合誤差最小的γ值的過程中可以得知，確定上托樁分級(jí)荷載Qu與位移Su之前，要先確定下壓樁的位移Sd.自平衡法下壓樁位移Sd由4部分組成：①下壓樁身的彈性壓縮量ΔSd；②考慮土體連續(xù)性的下壓樁樁周各層土體受剪荷載產(chǎn)生的向下位移引起的樁端土體沉降變化Swd；③上托樁樁周土體因受剪作用產(chǎn)生的向上位移，引起樁端土體沉降變化Swu；④由于樁端荷載，樁端土體壓縮導(dǎo)致樁端沉降Sb為

Sd=Sb+ΔSd+Swd-Swu.

(3)

若將堆載法試樁按照自平衡法中荷載箱位置分成成上、下段樁時(shí)，下段樁位移S0由三部分組成：①下段樁身的彈性壓縮量ΔSd；②由于土體的連續(xù)性，整根樁樁周各層土體受剪荷載產(chǎn)生向下位移引起樁端土體沉降變化Sw；③由于樁端荷載，樁端土體壓縮產(chǎn)生的樁端沉降Sb為

S0=Sw+Sb+ΔSd.

(4)

縱軸右側(cè)為樁周土體因受剪荷載產(chǎn)生的向下位移，左側(cè)為樁周土體因受剪荷載產(chǎn)生的向上位移，如圖1所示.觀察圖1可知，堆載法試樁樁周土層在受剪荷載下都是向下移動(dòng)，而自平衡法下壓樁樁周土層在受剪荷載下與堆載法試樁樁周土層移動(dòng)方向是一致的，上托樁樁周土體位移方向則相反.由于土體連續(xù)性，自平衡經(jīng)驗(yàn)公式中下壓樁位移Sd與堆載法中下段樁位移S0最明顯的區(qū)別是給樁端土層造成位移影響的樁周土層范圍不一樣，土層受剪產(chǎn)生的位移不斷傳遞疊加,樁周土體位移引起樁端土體的沉降變化也不一樣,導(dǎo)致自平衡法中的Sd比堆載法里的Sd偏小，誤差為E(S)，如圖2所示.

圖1 樁周土層因摩阻力產(chǎn)生的位移隨深度變化圖Fig.1 The displacement changes due to the friction of soil around with depth

圖2 自平衡法與堆載法中下段樁荷載-位移曲線Fig.2 Load-displacement curves of the lower part of the pile in the self-balancing method and the stacking method

依據(jù)廣義Mindlin解可知[10]，樁周各層土體產(chǎn)生的位移由樁土剪應(yīng)力和土體豎向位移柔度系數(shù)決定，一般采用彈性半空間體內(nèi)集中荷載作用下的Mindlin解來(lái)計(jì)算樁周各層土體位移，主要由樁體位移與土體位移相協(xié)調(diào)建立協(xié)調(diào)方程，從而求解樁周土體位移，自平衡法上托樁的樁周土體位移引起的樁端沉降變化為

(5)

式中：d為樁身直徑；Es為樁周土彈性模量；τi為上托樁各土層單位剪應(yīng)力；Ii為上托段樁單元i上的單位剪應(yīng)力對(duì)樁端產(chǎn)生的豎向位移.

自平衡法下壓樁的樁周土體位移引起的樁端沉降變化為

(6)

式中：τj為下壓樁各土層單位剪應(yīng)力；Ij為下壓樁單元j上的單位剪應(yīng)力對(duì)樁端產(chǎn)生的豎向位移.

堆載法整根試樁樁周土體位移引起樁端沉降變化為

(7)

下段樁的壓縮量為

(8)

式中：l為下壓樁樁身長(zhǎng)度：EP為樁身彈性模量；AP為試樁橫截面積，m2.

將式(5)，式(6)，式(8)代入式(3)，自平衡法中下壓樁的位移為

(9)

堆載法試樁下段樁位移為

(10)

式中：In為堆載法試樁單元n上的單位剪應(yīng)力對(duì)樁端產(chǎn)生的豎向位移；Sb為樁端位移，mm.

雖然兩根試樁樁土條件一致，但由于加載位置及加載值不同，導(dǎo)致各土層發(fā)揮的側(cè)摩阻力值不一樣.采用Mindlin解計(jì)算同一層土體在不同加載工況下所產(chǎn)生的位移也不一樣，若將自平衡法上托樁的樁周土體位移引起的樁端沉降變化Swu轉(zhuǎn)化成堆載法樁樁周土體位移引起樁端沉降Sw時(shí)，需將對(duì)各層土體摩阻力與位移進(jìn)行對(duì)應(yīng)折減，其中涉及到的參數(shù)較多，過程較為復(fù)雜，所以本文從土體連續(xù)性的角度，對(duì)自平衡法轉(zhuǎn)換公式中的Sd進(jìn)行處理，提出一種改進(jìn)的等效轉(zhuǎn)換方法.

2 改進(jìn)等效轉(zhuǎn)換方法

2.1 改進(jìn)轉(zhuǎn)換方法原理

分析現(xiàn)有轉(zhuǎn)換方法可知：式(2)中的下段樁位移Sd未考慮上托樁樁周土體因受剪作用產(chǎn)生的向上位移而引起的樁端土體沉降變化.將優(yōu)化自平衡法中下壓樁位移Sd按照上托樁、下壓樁在自平衡試樁中的分開方法，將堆載法試樁分成上、下段樁,上、下段樁長(zhǎng)度分別與上托樁、下壓樁一致，方便后文進(jìn)行解釋.先將上、下段樁分開的位置稱為“虛擬荷載箱”.利用樁土條件、施工工藝、幾何尺寸都相同的堆載法試樁中“虛擬荷載箱”位置的位移S0替換自平衡試樁中下壓樁位移Sd.下段樁加載值Qd改為堆載法試樁中“虛擬荷載箱”位置的軸力Fn，進(jìn)而對(duì)上段樁的荷載-位移曲線進(jìn)行改良.之所以采用堆載法試樁中“虛擬荷載箱”位置的位移S0代替Sd,是因?yàn)閰?shù)S0彌補(bǔ)了Sd沒有考慮土體連續(xù)性的缺陷，S0為

S0=Sd+E(S) ，

(11)

即

S0=Sb+ΔSd+Swd-Swu.

(12)

將S0代入到經(jīng)驗(yàn)公式中的位移轉(zhuǎn)換式(2)中獲得等效樁頂位移：

(13)

通過將荷載箱位置軸力Fn代入到荷載轉(zhuǎn)換式(1)中獲得等效樁頂荷載.

Fn是從堆載法樁身軸力變化曲線中獲得.采用堆載法的試樁樁身是壓縮變形的狀態(tài)，樁身軸力從樁頂?shù)綐抖耸菑拇蟮叫〉模且粋€(gè)直角三角形，如圖3所示.

圖3 堆載法與自平衡法樁身軸力圖Fig.3 The axial force diagram of pile by surcharge method and self-balanced method

采用自平衡法試樁的上、下段樁相反方向的作用力，通過觀察兩種檢測(cè)方法的樁身軸力圖3可知，上托樁的軸力從樁頂?shù)胶奢d箱由小變大，而下壓樁的軸力則是直角梯形, 從荷載箱到樁端由大變小.

通過沈陽(yáng)砂土地區(qū)以往自平衡法對(duì)比試驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)看，自平衡法試樁分級(jí)加載值與堆載法試樁對(duì)應(yīng)每級(jí)加載情況下的樁身軸力數(shù)值接近，所以改進(jìn)轉(zhuǎn)換方法中將Qd替換為Fn是可行的.

混凝土強(qiáng)度及樁身直徑很難改進(jìn)轉(zhuǎn)換方法中需要將自平衡法試樁中下壓樁位移Sd被替換為堆載法試樁中虛擬荷載箱的位移S0.由于實(shí)際工程中，鉆孔灌注樁的樁身混凝土強(qiáng)度，以及樁身直徑很難保證一致，易形成支盤、縮徑的情況，導(dǎo)致上段樁樁身橫截面積與樁身彈性模量不一致，無(wú)法通過樁頂沉降減去上段樁彈性壓縮量來(lái)獲得“虛擬荷載箱”位置的樁身位移S0.為了獲得準(zhǔn)確的樁身位移S0，在受壓試樁中“虛擬荷載箱”預(yù)留圓板將受壓試樁分為上、下段樁，預(yù)留圓板上部連接有位移桿，為避免位移桿移動(dòng)時(shí)與混凝土產(chǎn)生摩擦更大的誤差，將位移桿放置在護(hù)管中，測(cè)量裝置如圖4所示.

圖4 自平衡法與堆載法試樁樁身位移測(cè)量裝置Fig.4 Pile displacement measuring devices for the self-balanced and surcharge method

2.2 基本假定

為便于推導(dǎo)和分析，對(duì)改進(jìn)等效轉(zhuǎn)換方法做出如下假定:

1) 假定自平衡法下段樁與受壓樁中虛擬荷載箱位置下方的下段樁樁身?xiàng)l件、施工工藝、幾何尺寸與標(biāo)高一致.

2) 假定不考慮樁身橫向變形對(duì)側(cè)摩阻力的影響.

3) 假定自平衡試樁中的荷載箱位置是平衡點(diǎn)位置.

2.3 計(jì)算步驟

利用埋設(shè)在堆載法試樁中的樁身位移測(cè)量裝置得到虛擬荷載箱位置位移S0，替代自平衡法測(cè)得的下壓樁位移Sd.因?yàn)閭鹘y(tǒng)堆載法樁的位移是整體一致的，所以上段樁的荷載箱每級(jí)加載取值為Su=Sd=S0時(shí)所對(duì)應(yīng)的Qu-Su曲線的荷載Qu，如圖5所示.

圖5 數(shù)據(jù)處理圖Fig.5 Data processing diagram

計(jì)算步驟如下所示:

1) 將靜載試樁以“虛擬荷載箱”位置為分界點(diǎn)，分為上、下段樁，并用特殊的樁身位移測(cè)量裝置測(cè)量得到的“虛擬荷載箱”位置位移S0替代自平衡法測(cè)得的下壓樁位移Sd.

2) 將受壓樁中虛擬荷載箱位置的每級(jí)加載下的樁身軸力Fn取代自平衡法下壓樁的分級(jí)加載值Qd.

3) 將計(jì)算或測(cè)量的虛擬荷載箱位置的位移S0替代自平衡法測(cè)得的下壓樁位移Sd.

4) 利用上述步驟得到的各級(jí)加載下的數(shù)據(jù)Qu，Su，Sd，F(xiàn)n，采用最小二乘法進(jìn)行擬合，進(jìn)而獲得擬合誤差最小的轉(zhuǎn)換系數(shù).

5) 將轉(zhuǎn)換系數(shù)取值代入轉(zhuǎn)換式(1)與式(2)中得到修正后的單樁荷載—位移曲線.

改進(jìn)的轉(zhuǎn)換方法如圖6所示.

圖6 改進(jìn)轉(zhuǎn)換方法示意圖Fig.6 Schematic diagram of the improved conversion method

3 改進(jìn)方法的驗(yàn)證

為了驗(yàn)證改進(jìn)的自平衡法等效轉(zhuǎn)換模型的可行性，引用室內(nèi)模擬試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)其可行性驗(yàn)證.室內(nèi)模擬試驗(yàn)對(duì)空間場(chǎng)地要求較低，可多次試驗(yàn)以提高試驗(yàn)誤差精度，使測(cè)試結(jié)果更合理.為了避免實(shí)際工程中樁土材料特性、復(fù)雜邊界條件等未知因素干擾，方便調(diào)整荷載箱加載值Qd和測(cè)量樁身中位移S0及節(jié)省驗(yàn)證本文模型的成本，為研究自平衡與靜載法傳遞規(guī)律的差異及原因，Cai等[11]進(jìn)行了相同邊界條件、樁土材料特性的自平衡試樁與靜壓試樁室內(nèi)模擬實(shí)驗(yàn), 獲得了兩種試樁的極限承載力與樁身不同位置的位移數(shù)據(jù)以及樁身軸力隨深度的變化規(guī)律.

模型試樁荷載-位移曲線如圖7所示，向上位移為正，向下位移為負(fù)，自平衡試樁與抗拔試樁Q-S曲線均存在明顯突變點(diǎn)，呈突發(fā)性破壞.樁身軸力隨樁身深度的變化關(guān)系如圖8所示.

圖7 A1，A2，B1試樁荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of test piles A1, A2 and B1

由圖8可知，荷載從加載點(diǎn)近端傳到加載點(diǎn)遠(yuǎn)端，自下而上傳遞，加載點(diǎn)近端樁身軸力遞減較為明顯.隨距離樁身頂部越來(lái)越近，軸力遞減趨勢(shì)逐漸放緩.軸力曲線整體向左側(cè)凸起，表明上托樁A1樁下側(cè)樁周土層發(fā)揮較為明顯的作用.當(dāng)加載值慢慢增大時(shí)，上端土層開始發(fā)揮作用.下壓樁A2樁樁身軸力在0到-5 cm樁段急劇變化，-5 cm 以下樁段軸力遞減放緩，隨荷載增加，樁端阻力逐漸發(fā)揮作用.A1，A2試樁的樁身軸力曲線整體呈人字分布.

圖8 A1，A2樁身軸力隨樁身深度變化關(guān)系Fig.8 Relationship between pile axial force A1, A2 and pile depth

樁身軸力隨樁身深度的變化如圖9所示，傳統(tǒng)受壓試樁樁身整體軸力上大下小，樁身深度78～82 cm時(shí)，樁身軸力變化較為明顯.軸力曲線大致呈反“S”型，樁端阻力大致占樁總阻力的20%，B1樁表現(xiàn)為端承摩擦樁.

圖9 B1樁身軸力隨樁身深度變化關(guān)系Fig.9 Relationship between pile axial force B1 and pile depth

通過室內(nèi)模擬實(shí)驗(yàn)可得自平衡法試樁加載點(diǎn)的下壓樁位移Sd，與靜壓試樁加載點(diǎn)深度相同位置的樁身軸力Fn與下段樁位移S0如表1所示.

表1 室內(nèi)模擬試驗(yàn)對(duì)比組數(shù)據(jù)Table 1 Comparison on data of the indoor simulation test

考慮土體連續(xù)性的改進(jìn)轉(zhuǎn)換方法和未考慮土體連續(xù)性的轉(zhuǎn)換方法[12]Q-S曲線結(jié)果對(duì)比如圖10所示.由Mindlin位移解可知[13]，對(duì)土體連續(xù)性的改進(jìn)等效轉(zhuǎn)換方法對(duì)上、下段樁Q-S曲線進(jìn)行擬合，得到的轉(zhuǎn)換系數(shù)為0.724.按γ=0.724得到的等效轉(zhuǎn)換曲線低于室內(nèi)模擬實(shí)驗(yàn)中γ=0.573的Q-S曲線下方，相對(duì)于未考慮土體連續(xù)性的轉(zhuǎn)換方法得到的轉(zhuǎn)換系數(shù)取值更貼近靜壓試樁的Q-S曲線.這是因?yàn)閷㈧o壓樁里的Fn與S0替換為自平衡法里的Qd與Sd，避免了上段樁樁周土受剪荷載產(chǎn)生向下位移，對(duì)樁端沉降產(chǎn)生影響[14].由圖10可知，采用改進(jìn)等效轉(zhuǎn)換方法后的Q-S曲線相比未考慮土體連續(xù)性的Q-S曲線，更貼近于受壓試樁曲線.

圖10 Q-S曲線對(duì)比圖Fig.10 Comparison on Q-S curves

4 工程應(yīng)用

4.1 工程概況

通過室內(nèi)模擬試驗(yàn)驗(yàn)證了本文改進(jìn)等效轉(zhuǎn)換方法理論的可行性，擬合后的等效轉(zhuǎn)換曲線更貼近堆載法荷載-位移曲線.將此改進(jìn)方法運(yùn)用到某工程現(xiàn)場(chǎng)項(xiàng)目中，沈陽(yáng)某高層建筑樁基礎(chǔ)工程項(xiàng)目進(jìn)行1號(hào)樁、2號(hào)樁兩根鉆孔灌注樁樁基承載力檢測(cè).樁身混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C45.樁端持力層為全風(fēng)化砂礫巖層，且樁端進(jìn)入持力層的深度不小于2倍樁徑.所有樁均變截面配筋，長(zhǎng)度均為53 m.該工程絕對(duì)標(biāo)高47.800 m，均采用旋挖鉆孔灌注樁，為樁徑1 000 mm的抗壓樁.本項(xiàng)目的兩根試樁：1號(hào)樁、2號(hào)樁分別采用自平衡法及傳統(tǒng)堆載法測(cè)量極限抗壓承載力，兩種方法的承載力值分別為25 300，23 000 kN.

表2給出了兩根試樁的設(shè)計(jì)參數(shù)，圖11是兩根樁的樁周土層分布圖與荷載箱位置，圖12是試樁樁身位移S0的測(cè)量裝置.

圖11 1,2號(hào)試樁樁周土層分布及荷載箱位置Fig.11 The distribution of soil around pile No. 1 and No. 2 and the load box position

圖12 試樁樁身位移測(cè)量裝置Fig.12 The displacement measuring device of test piles

表2 1號(hào)樁、2號(hào)樁試樁設(shè)計(jì)參數(shù)Table 2 Test pile design parameters of No. 1,2 pile

4.2 Q-S曲線

圖13為自平衡試樁與堆載法試樁的荷載-位移曲線，兩根樁的Q-S曲線都屬于緩變形，在分級(jí)加載過程中，Q-S曲線并未出現(xiàn)突變點(diǎn).1號(hào)樁與2號(hào)樁的Q-S曲線近似呈線性分布，1號(hào)樁上段樁加載到12 650 kN,累計(jì)位移為5.71 mm;下端樁加載到12 650 kN,累計(jì)位移為5.15 mm,終載時(shí)未出現(xiàn)樁破壞狀態(tài). 2號(hào)樁是傳統(tǒng)受壓樁，采用堆載法檢驗(yàn)單樁極限抗壓承載力，樁頂荷載加載到23 000 kN,累計(jì)位移10.1 mm.通過觀察回彈量可知，1號(hào)樁上段樁卸荷沉降量為0.51 mm,下段樁卸荷沉降量為0.23 mm； 2號(hào)樁卸荷沉降量為2.11 mm, 均未超出彈性變形.卸荷沉降量之所以小說明樁周土受上部堆載影響對(duì)其形成預(yù)壓荷載，擠密地基土層，進(jìn)而導(dǎo)致整體沉降量小，卸荷沉降量也小[15].

圖13 1，2號(hào)樁試樁荷載-位移曲線Fig.13 Load-displacement curves of pile No. 1 and No. 2

4.3 樁身軸力曲線

1，2號(hào)樁身軸力隨樁身深度的關(guān)系如圖14,圖15所示.自平衡試樁軸力圖中加載點(diǎn)往上的樁段為正距離，向下為負(fù)距離.由圖14可知，在樁身深度0～20 m樁段內(nèi)，在各級(jí)加載下，樁身軸力均未發(fā)生明顯變化，由于0～20 m深度里樁周土層為粗砂與圓礫層，因自身重力作用較小，導(dǎo)致土體密實(shí)度差，未發(fā)揮出理想摩阻效果[16].自平衡試樁下段樁的軸力曲線變化趨勢(shì)明顯大于上段樁樁身軸力曲線，這可能是因?yàn)橄露螛稑吨軒r層主要為全風(fēng)化砂礫巖，1號(hào)樁采用后注漿工藝后，樁土作用面得到明顯改善，并且樁周土層與樁端巖層的反作用力使下壓樁產(chǎn)生的泊松效應(yīng)大于上托樁，明顯的側(cè)向變形導(dǎo)致樁土法向接觸力更大，進(jìn)而致使下壓樁摩阻力大于上托樁摩阻力.縱向來(lái)看，自平衡法試樁樁身軸力曲線整體呈人字分布[17].

圖14 1號(hào)樁身軸力隨樁身深度變化關(guān)系Fig.14 Relationship between axial force of pile No. 1 and the depth

圖15 2號(hào)樁樁身軸力隨樁身深度的變化關(guān)系Fig.15 Relationship between axial force of pile No.2 and the pile depth

堆載法試樁樁身軸力曲線整體呈倒三角分布，上大下小，在15～20 m樁段，軸力遞減較快，預(yù)估為礫砂層含砂量較大，在灌注過程中形成支盤，受力較大，導(dǎo)致樁身軸力出現(xiàn)明顯變化.在20～35 m段樁處軸力變化減緩，說此樁段樁側(cè)摩阻力未得到有效發(fā)揮.

4.4 Qd與Sd的確定

考慮土體連續(xù)性的改進(jìn)等效轉(zhuǎn)換方法,將堆載法試樁中虛擬荷載箱位置的樁身軸力來(lái)替代自平衡試樁的加載值，堆載法試樁中“虛擬荷載箱”位置的位移替代自平衡試樁中下壓樁位移，工程試驗(yàn)對(duì)比組數(shù)據(jù)如表3所示.按照改進(jìn)的轉(zhuǎn)換方法進(jìn)行擬合得到的轉(zhuǎn)換系數(shù)為0.95，通過觀察圖16可知，按照γ=0.95取值得到的等效轉(zhuǎn)換曲線明顯低于未考慮土體連續(xù)性時(shí)γ=0.80取值得到的Q-S曲線下方，采用改進(jìn)之后等效轉(zhuǎn)換方法得到的Q-S曲線更接近于堆載法試樁的Q-S曲線，擬合誤差相比未考慮土體連續(xù)性時(shí)也降低了13.1%.

表3 工程試樁對(duì)比組數(shù)據(jù)Table 3 Comparison on data of engineering test piles

圖16 Q-S曲線對(duì)比圖Fig.16 Comparsion on Q-S curves diagram

5 結(jié) 論

1) 計(jì)算Mindlin位移解，分析樁周土體受到側(cè)摩阻力向下傳遞造成的樁端沉降，發(fā)現(xiàn)自平衡試樁的下壓樁位移在未考慮土體連續(xù)性的情況下，相比于傳統(tǒng)受壓方法檢測(cè)的試樁下段樁位移偏小.

2) 通過室內(nèi)模擬試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)本文提出的考慮土體連續(xù)性的樁承載力自平衡方法是正確有效的，在工程試驗(yàn)中具有可行性.

3) 將改進(jìn)轉(zhuǎn)換方法運(yùn)用到沈陽(yáng)砂土地區(qū)某高層的樁基工程試驗(yàn)中，按照優(yōu)化后的轉(zhuǎn)換系數(shù)取值γ=0.95計(jì)算得到的Q-S曲線與堆載法實(shí)測(cè)Q-S曲線的擬合誤差更小，比改進(jìn)前降低了13.1%.