歐孝奪 白露 江杰 李勝 秦金喜

摘要：為研究自平衡試樁法中負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)的影響因素及其規(guī)律，確保自平衡試樁法在膨脹土地區(qū)的適用性，對(duì)自平衡試樁和傳統(tǒng)靜壓樁的模型試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。采用控制單一變量法，分析了膨脹土的性質(zhì)、樁體幾何參數(shù)、樁土接觸面性質(zhì)等因素對(duì)自平衡法轉(zhuǎn)換系數(shù)的影響規(guī)律，并通過擬合得到各因素與轉(zhuǎn)換系數(shù)間的二次項(xiàng)分布關(guān)系式及相關(guān)系數(shù)。研究表明：負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)隨膨脹土含水率增大而減小，膨脹土含水率由初始值18%增加到30%時(shí)，轉(zhuǎn)換系數(shù)減小約0.2，且膨脹土自由膨脹率、抗剪強(qiáng)度對(duì)試樁極限承載力影響較大;此外，負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)隨著樁長、樁徑的增大而增大，可推測負(fù)摩阻力對(duì)大直徑超長自平衡試樁影響較小。

關(guān) 鍵 詞：自平衡試樁; 膨脹土; 樁基承載力; 轉(zhuǎn)換系數(shù)

中圖法分類號(hào)： TU473.1

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2022.05.030

0 引 言

自平衡試樁法作為一種新的基樁承載力測試方法，與傳統(tǒng)的堆載法、錨樁法相比，它不需要壓重平臺(tái)或錨樁反力裝置，可節(jié)省時(shí)間、人力、費(fèi)用，近年來廣泛應(yīng)用于確定單樁極限承載力[1-3]。目前工程中主要采用簡化轉(zhuǎn)換法將自平衡試樁結(jié)果轉(zhuǎn)換為傳統(tǒng)靜壓試樁荷載與位移曲線，利用負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)將上段樁測試結(jié)果轉(zhuǎn)換為傳統(tǒng)靜壓試樁類似結(jié)果，并求解其承載力[4]。因此，轉(zhuǎn)換系數(shù)的準(zhǔn)確取值及影響因素確定是這項(xiàng)技術(shù)在不同地區(qū)推廣與應(yīng)用過程中遇到的一個(gè)重要問題。

國內(nèi)外學(xué)者對(duì)自平衡試樁靜載荷試驗(yàn)及應(yīng)用進(jìn)行了大量的研究。行業(yè)規(guī)范[5]規(guī)定當(dāng)無可靠比對(duì)試驗(yàn)資料和地區(qū)經(jīng)驗(yàn)時(shí)，自平衡轉(zhuǎn)換系數(shù)可取0.8～1.0，長樁或黏性土取1.0，短樁或砂土中取0.8。蔡雨等[6]分別對(duì)抗壓樁、抗拔樁和自平衡試樁的荷載傳遞規(guī)律特性進(jìn)行了模型試驗(yàn)研究，揭示了三者之間的傳遞特征及正負(fù)摩阻力之間的關(guān)系。Kim等[7]對(duì)自平衡法與靜載法由側(cè)摩阻力引起的樁身壓縮量之比進(jìn)行了研究，結(jié)果表明樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮與樁的長徑比、土質(zhì)及排水狀況有關(guān)。Mission等[8]發(fā)現(xiàn)自平衡轉(zhuǎn)換系數(shù)與土體不排水抗剪強(qiáng)度的分布、樁長細(xì)比、樁側(cè)摩阻力有關(guān)，用實(shí)測的上、下段樁荷載-沉降曲線進(jìn)行了驗(yàn)證。Hoonil等[9]采用數(shù)值模擬的方法，得出不同長徑比和土體彈性模量對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)換系數(shù)。羅春波[10]通過ABAQUS軟件分析了樁土剛度比、長徑比、土體泊松比對(duì)側(cè)阻和位移沿樁身分布規(guī)律的影響。戚元博[11]利用ANASY軟件建立自平衡試樁模型，研究了不同樁徑、樁長、平衡點(diǎn)位置以及樁彈性模量等不同工況對(duì)承載力的影響規(guī)律。針對(duì)特殊土層的研究，齊靜靜等[12]提出了濕陷性黃土地區(qū)浸水情況下受樁側(cè)負(fù)摩阻力影響的自平衡測試結(jié)果轉(zhuǎn)換方法，可應(yīng)用于濕陷性黃土地區(qū)。王長丹等[13]則通過室內(nèi)離心模擬試驗(yàn)研究黃土浸水變形與樁基負(fù)摩阻力的變化規(guī)律。周奎[14]通過現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)合數(shù)值模擬的方法分析了黃土濕陷性強(qiáng)弱、黃土厚度、土體抗剪強(qiáng)度以及樁體參數(shù)等因素對(duì)黃土地區(qū)負(fù)摩阻力產(chǎn)生及影響的規(guī)律。謝立安[15]設(shè)計(jì)了工程試樁浸水試驗(yàn)對(duì)膨脹土地區(qū)橋梁樁基承載性能及樁身負(fù)摩阻力特性的影響進(jìn)行研究。李紫曄[16]建立了有限元模型模擬研究膨脹土中膨脹力對(duì)抗滑樁的內(nèi)力變形規(guī)律及承載特性的影響。

綜上所述，以上研究并未對(duì)膨脹土地區(qū)中采用自平衡試樁法時(shí)負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)的影響因素及其影響規(guī)律進(jìn)行研究。膨脹土作為一種特殊土層，其遇水膨脹將極大影響自平衡靜載轉(zhuǎn)換系數(shù)的準(zhǔn)確取值[17-18]，且行業(yè)規(guī)范并未針對(duì)膨脹土特性給出相應(yīng)的轉(zhuǎn)換系數(shù)。因此本文針對(duì)膨脹土地區(qū)自平衡試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)的影響因素進(jìn)行模擬分析，就土體、樁體、樁土接觸面等對(duì)比因素對(duì)轉(zhuǎn)換系數(shù)的影響規(guī)律進(jìn)行探討，對(duì)自平衡試樁法在膨脹土地區(qū)的推廣應(yīng)用具有現(xiàn)實(shí)意義。

1 模型建立及轉(zhuǎn)換系數(shù)計(jì)算

1.1 模型建立

為方便研究自平衡試樁各參數(shù)變化對(duì)負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)的影響，采用FLAC3D有限差分軟件對(duì)自平衡試樁與傳統(tǒng)靜壓樁的室內(nèi)模型試驗(yàn)[6]進(jìn)行建模。建立0.25 m×0.25 m×0.85 m且中心去除直徑0.025 m、深度為0.67 m的塊狀模型（土體模型），設(shè)置直徑0.025 m、高度0.70 m的圓柱模型（試樁模型），網(wǎng)格劃分如圖1所示。模型共有6 546個(gè)節(jié)點(diǎn)，5 696個(gè)單元。土體周圍四邊以及底部均約束3方向自由度，頂部不約束自由度。

1.2 模型參數(shù)選取

土體采用Mohr-Coulomb模型，樁體采用Isotropic elastic模型，溫度場采用Isotropic heat conduction模型，設(shè)定用土體發(fā)熱功率即熱膨脹率模擬膨脹土的膨脹系數(shù)。樁體和土體接觸面采用FLAC3D內(nèi)置的Coulomb滑動(dòng)模型，接觸面參數(shù)法向剛度kn和切向剛度ks用式（1）確定，土體、樁體、接觸面力學(xué)參數(shù)取值如表1～3所列。

kn=ks=10maxK+4G/3Δzmin（1）

式中：Δzmin為接觸面周邊單元體的最小法向?qū)挾?K為材料體積模量;G為剪切模量。

1.3 計(jì)算結(jié)果及分析

通過模擬膨脹土含水率在未浸水（含水率為18%）和浸水（含水率為30%）[17]條件下試樁在各級(jí)荷載下的加載值與沉降量，繪制了荷載與沉降關(guān)系曲線如圖2～3所示。可以看出隨著荷載的施加，樁頂位移逐漸增大，數(shù)值模擬結(jié)果變化規(guī)律與實(shí)際情況相符。試驗(yàn)中自平衡試樁和傳統(tǒng)靜壓樁樁長、樁徑相同，且是在同樣邊界條件下完成加載的，因此認(rèn)為試樁極限承載力相同，將傳統(tǒng)靜壓樁極限承載力視為自平衡試樁整根樁極限承載力，可采用式（2）計(jì)算在各種模擬工況下試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)。

Q=Q上-Wγ+Q下（2）

式中：Q為傳統(tǒng)靜壓樁加載極限值;Q上、Q下為自平衡試樁上下段加載極限值;W為上段樁自重;γ為試樁的負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)。

采用式（2）計(jì)算得未浸水（初始含水率18%）時(shí)負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)為0.83，浸水（含水率30%）時(shí)為0.63。

以上僅測得膨脹土含水率為18%（初始含水率）和含水率為30%時(shí)的結(jié)果，不能完整分析含水率變化與負(fù)摩阻力取值間的關(guān)系。故以下對(duì)含水率分別為20%，22%，24%，26%，28%時(shí)的負(fù)摩阻力取值進(jìn)行模擬，根據(jù)含水率與負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值間擬合得到二次項(xiàng)分布關(guān)系如圖4所示。

2 膨脹土性質(zhì)的影響

2.1 膨脹土類型的影響

假定膨脹土含水率為24%，其余參數(shù)如表1～3所列。通過選取溫度膨脹系數(shù)模擬膨脹土膨脹潛勢，溫度膨脹系數(shù)取0.004 0，0.003 5，0.003 0，0.002 5，0.002 0，分別模擬自由膨脹率90%的強(qiáng)膨脹土，80%、70%的中膨脹土和60%、50%的弱膨脹土[17]，分析不同類型膨脹土對(duì)轉(zhuǎn)換系數(shù)的影響。不同類別膨脹土中傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖5所示，膨脹土自由膨脹率與自平衡試樁轉(zhuǎn)換系數(shù)的關(guān)系如圖6所示。

由圖5可知：膨脹土的自由膨脹率對(duì)試樁極限承載力影響較大，弱膨脹土中的試樁在荷載1 700 N均已達(dá)極限強(qiáng)度，而在中強(qiáng)膨脹土中荷載超過1 800 N仍未達(dá)到極限承載力，表明膨脹土的“上拔”作用對(duì)試樁極限承載力影響較大。由圖6可知：90%的強(qiáng)膨脹土在含水率24%（即未完全膨脹狀態(tài)）時(shí)，試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)為0.5，表明上段樁真實(shí)極限承載力是實(shí)測值的兩倍，可以看出膨脹土的“上拔”作用對(duì)轉(zhuǎn)換系數(shù)取值影響較大?？赏茰y當(dāng)考慮自由膨脹率大小時(shí)，強(qiáng)膨脹土較弱膨脹自平衡試樁承載力更大，安全性更高。

2.2 土體抗剪強(qiáng)度的影響

關(guān)于膨脹土抗剪強(qiáng)度，本文考慮黏聚力大小對(duì)轉(zhuǎn)換系數(shù)取值的影響，分別選取土體黏聚力30，40，50，60，70 kPa，其余參數(shù)如表1～3所列。不同黏聚力膨脹土中傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖7所示，膨脹土黏聚力大小與自平衡試樁轉(zhuǎn)換系數(shù)的關(guān)系如圖8所示。

由圖7可知：膨脹土的黏聚力大小對(duì)試樁極限承載力影響較大，黏聚力越小樁端位移越大，極限承載力越小。在膨脹土黏聚力為30 kPa時(shí)，試樁極限荷載為1 200 N，而黏聚力達(dá)70 kPa時(shí)試樁極限荷載達(dá)1 700 N。由圖8可知：隨著土體黏聚力的增大，試樁負(fù)摩阻力系數(shù)隨之增大，在膨脹土黏聚力為30 kPa時(shí)，試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)達(dá)0.55。表明土體黏聚力越小，正摩阻力與負(fù)摩阻力比值越大。也證實(shí)了膨脹土含水率越高轉(zhuǎn)換系數(shù)越小的現(xiàn)象與土體黏聚力減小有關(guān)。因此膨脹土黏聚力較小時(shí)，自平衡試樁上段樁真實(shí)承載力與實(shí)測承載力比值大。

2.3 土體彈性模量的影響

土的彈性模量是表征其力學(xué)特征的重要指標(biāo)，以應(yīng)變?yōu)?%對(duì)應(yīng)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線的割線斜率作為膨脹土的彈性模量值。因此本文分別取膨脹土的彈性模量為20，30，40，50 MPa，且保持其他變量不變，模擬樁基自平衡靜載試驗(yàn)和傳統(tǒng)靜壓試驗(yàn)。不同彈性模量的膨脹土中傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖9所示，膨脹土彈性模量大小與自平衡試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)的關(guān)系如圖10所示。

由圖9可知：膨脹土的彈性模量的變化對(duì)試樁極限承載力影響較小，試樁承載力和樁端位移變化很小。由圖10可知：自平衡負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)隨彈性模量的增大而增大，但增幅較小且趨勢并不明顯，可推斷彈性模量變化對(duì)轉(zhuǎn)換系數(shù)影響較小。

3 樁體性質(zhì)的影響

3.1 樁長的影響

樁長直接影響樁土接觸面積，為研究樁長對(duì)自平衡試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值的影響，本文分別取樁長為50，60，70，90，110 cm，進(jìn)行數(shù)值模擬分析。不同樁長的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖11所示，樁長與自平衡試樁轉(zhuǎn)換系數(shù)的關(guān)系如圖12所示。

由圖11可知，樁長90 cm和110 cm的試樁在荷載達(dá)到2 000 N時(shí)，仍未達(dá)到試樁極限承載力，而樁長50 cm的試樁極限承載力為1 200 N，其余試樁極限荷載隨樁長增大有所增加，因此試樁樁長對(duì)極限承載力影響較大。由此可知，實(shí)際工程中通過增大樁長是增加樁基承載力十分有效的方法。由圖12可知，在樁長為110 cm時(shí)，負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)達(dá)0.9，表明負(fù)摩阻力對(duì)長樁影響較小。隨樁長的減小，轉(zhuǎn)換系數(shù)隨之呈二次曲線減小。對(duì)于短樁，由于上段樁上拔時(shí)產(chǎn)生的負(fù)摩阻力與下壓時(shí)產(chǎn)生的正摩阻力比值較大，因此其實(shí)際承載力比實(shí)測極限加載值要大，所以在自平衡靜載試驗(yàn)中應(yīng)注意短樁摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)的取值。

3.2 樁徑的影響

同樣，樁徑也直接影響樁土接觸面積，本文分別取樁徑為1.5，2.5，3.5，4.5 cm的樁進(jìn)行數(shù)值分析。不同樁徑的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖13所示，樁徑與自平衡試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)的關(guān)系如圖14所示。

由圖13可知，與樁長類似，樁徑的增大同樣使試樁極限承載力增大。由圖14可知，在樁徑為4.5 cm時(shí)，負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)達(dá)0.86，表明負(fù)摩阻力對(duì)大直徑樁影響較小。隨樁徑的減小，轉(zhuǎn)換系數(shù)隨之呈二次曲線減小。對(duì)于大直徑樁，由于上段樁上拔時(shí)產(chǎn)生的負(fù)摩阻力與下壓時(shí)產(chǎn)生的正摩阻力比值較大，因此其實(shí)際承載力比實(shí)測極限加載值要大，所以在大直徑試樁自平衡靜載試驗(yàn)中應(yīng)準(zhǔn)確選取負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)。

3.3 樁身彈性模量的影響

分別取樁體彈性模量為70，60，50，40 GPa。不同樁體彈性模量的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖15所示，樁體彈性模量與自平衡試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)的關(guān)系如圖16所示。

由圖15可知：樁體的彈性模量的變化對(duì)試樁極限承載力影響較小，試樁承載力和樁端位移變化很小。由圖16可知：負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)隨著樁體彈性模量的增大有所變換，但增幅較小且趨勢不明顯，取值基本與樁體彈性模量為70 GPa時(shí)相同，即0.7左右。

4 樁土接觸面的力學(xué)性質(zhì)影響

樁土的荷載傳遞不僅與樁、土的獨(dú)立特性有關(guān)，還與樁土間的接觸性質(zhì)有關(guān)，從而影響自平衡試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值。本文分別對(duì)接觸面參數(shù)法向剛度kn、切向剛度ks、黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ變化對(duì)自平衡試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值的影響進(jìn)行模擬研究。

4.1 切向剛度的影響

分別取接觸面切向剛度為2×105，3×105，4×105，5×105，6×105 MPa/m。不同接觸面切向剛度的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖17所示，接觸面切向剛度與自平衡試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)的關(guān)系如圖18所示。

由圖17可知，接觸面切向剛度超過105 MPa/m時(shí)，試樁極限承載力顯著增加。當(dāng)接觸面切向剛度為2×105 MPa/m，試樁極限承載力為1 100 N，而接觸面切向剛度為3×105 MPa/m時(shí)，試樁極限承載力已達(dá)1 500 N，切向剛度繼續(xù)增大，試樁極限承載力增幅變小。由圖18可知，接觸面切向剛度為2×105 MPa/m時(shí)，負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)達(dá)0.85，表明接觸面切向剛度對(duì)負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值影響較大。隨著切向剛度的減小，轉(zhuǎn)換系數(shù)隨之呈二次曲線減小。在切向剛度較大時(shí)，上段樁上拔時(shí)產(chǎn)生的負(fù)摩阻力與下壓時(shí)產(chǎn)生的正摩阻力比值較大，因此其實(shí)際承載力比實(shí)測極限加載值要大。

4.2 法向剛度的影響

分別取接觸面法向剛度為2×105，3×105，4×105，5×105，6×105 MPa/m。不同接觸面法向剛度的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖19所示，接觸面法向剛度與自平衡試樁轉(zhuǎn)換系數(shù)的關(guān)系如圖20所示。

由圖19可知，接觸面法向剛度超過105 MPa/m時(shí)，試樁極限承載力顯著增加。當(dāng)接觸面法向剛度為2×105 MPa/m，試樁極限承載力為700 N，而接觸面切向剛度為3×105 MPa/m時(shí)，試樁極限承載力已達(dá)1 100 N，切向剛度繼續(xù)增大，試樁極限承載力增幅變小。由圖20可知：接觸面法向剛度為2×105 MPa/m時(shí)，轉(zhuǎn)換系數(shù)達(dá)0.87，表明接觸面法向剛度對(duì)負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值影響較小。隨著法向剛度的減小，轉(zhuǎn)換系數(shù)隨之呈二次曲線減小。在法向剛度較大時(shí)，上段樁上拔時(shí)產(chǎn)生的負(fù)摩阻力與下壓時(shí)產(chǎn)生的正摩阻力比值較大，因此其實(shí)際承載力比實(shí)測極限加載值要大。

4.3 接觸面的黏聚力的影響

分別取接觸面黏聚力為40，50，60，100，200 kPa。不同接觸面黏聚力的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖21所示，接觸面黏聚力與自平衡試樁轉(zhuǎn)換系數(shù)的關(guān)系如圖22所示。

由圖21可知，隨著接觸面黏聚力的增大，試樁極限承載力顯著增加。當(dāng)接觸面黏聚力200 kPa時(shí)，荷載為2 400 N試樁仍未破壞。由圖22可知：當(dāng)接觸面黏聚力為200 kPa時(shí)，轉(zhuǎn)換系數(shù)達(dá)0.85，表明接觸面黏聚力對(duì)負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值影響較大。隨著黏聚力的減小，轉(zhuǎn)換系數(shù)隨之呈二次曲線減小。在黏聚力較小時(shí)，上段樁上拔時(shí)產(chǎn)生的負(fù)摩阻力與下壓時(shí)產(chǎn)生的正摩阻力比值較大，因此這種情況下實(shí)際承載力比實(shí)測極限加載值要大。

4.4 接觸面內(nèi)摩擦角的影響

分別取接觸面內(nèi)摩擦角為10°，20°，30°，40°，50°。不同接觸面內(nèi)摩擦角的傳統(tǒng)靜壓樁荷載-位移曲線如圖23所示，接觸面內(nèi)摩擦角與自平衡試樁轉(zhuǎn)換系數(shù)的關(guān)系如圖24所示。

由圖23可知，接觸面內(nèi)摩擦角對(duì)試樁極限承載力的影響與接觸面黏聚力的規(guī)律基本相同。隨著接觸面內(nèi)摩擦角的增大，試樁極限承載力顯著增加。由圖24可知：在接觸面內(nèi)摩擦角為50°時(shí)，轉(zhuǎn)換系數(shù)達(dá)0.86，表明接觸面黏聚力對(duì)負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值影響較大。隨著內(nèi)摩擦角的減小，轉(zhuǎn)換系數(shù)隨之呈二次曲線減小。在內(nèi)摩擦角較小時(shí)，上段樁上拔時(shí)產(chǎn)生的負(fù)摩阻力與下壓時(shí)產(chǎn)生的正摩阻力比值較大，因此這種情況下實(shí)際承載力比實(shí)測極限加載值要大。

5 結(jié) 論

（1） 膨脹土浸水后，由于黏聚力下降，“上拔”作用使得對(duì)上段樁加載的負(fù)摩阻力逐漸減小，其轉(zhuǎn)換系數(shù)隨含水量增大而減小。膨脹土未浸水（初始含水率18%）時(shí)，自平衡試樁負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值為0.83，與黏性土取值相近，浸水膨脹后（含水率為30%），負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值為0.63，與砂土取值相近;且膨脹土自由膨脹率、抗剪強(qiáng)度對(duì)試樁極限承載力影響較大。因此在強(qiáng)膨脹土和黏聚力較大的膨脹土中，自平衡試樁上段樁實(shí)測值與真實(shí)承載力較接近，故負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)可取較大值。

（2） 樁長、樁徑對(duì)試樁極限承載力影響較大，且隨著樁長、樁徑的增大，負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)增大的趨勢比較明顯，表明負(fù)摩阻力對(duì)于大直徑超長自平衡試樁影響較小，因此在工程中可將荷載箱置于樁底或靠近樁底位置進(jìn)行測試。

（3） 樁土接觸面力學(xué)性質(zhì)對(duì)試樁極限承載力和負(fù)摩阻力轉(zhuǎn)換系數(shù)取值影響都很大，當(dāng)切向和法向剛度都大于2×105 MPa/m時(shí)，上段樁上拔時(shí)產(chǎn)生的負(fù)摩阻力與下壓時(shí)產(chǎn)生的正摩阻力比值較大。因此其實(shí)際承載力比實(shí)測極限加載值要大，在工程中對(duì)于樁土接觸面力學(xué)參數(shù)較大的試樁應(yīng)充分考慮負(fù)摩阻力對(duì)極限承載力的影響。

參考文獻(xiàn)：

[1] 龔維明，蔣永生，翟晉.樁承載力自平衡測試法[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2000，22（5）：532-536.

[2] LU L H，LIU A H，LUAN X B.The simplified conversion method for the O-cell load testing curve[J].Applied Mechanics and Materials，2013，438-439：1278-1281.

[3] 朱建民，殷開成，龔維明，等.中美歐自平衡靜載試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)若干問題探討[J].巖土力學(xué)，2020，41（10）：3491-3499.

[4] 龔維明，戴國亮，蔣永生.樁承載力自平衡測試?yán)碚撆c實(shí)踐[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2002，23（1）：82-88.

[5] 中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.建筑基樁自平衡靜載試驗(yàn)技術(shù)規(guī)程：JGJ/T 403-2017[S].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2017.

[6] 蔡雨，徐林榮，周德泉，等.自平衡與傳統(tǒng)靜載試樁法模型試驗(yàn)研究[J].巖土力學(xué)，2019，40（8）：3011-3018.

[7] KIM H J，MISSION J L C.Improved evaluation of equivalent top-down load-displacement curve from a bottom-up pile load test[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2010，137（6）：568-578.

[8] MISSION J L C，KIM H J.Design charts for elastic pile shortening in the equivalent top-down load-settlement curve from a bidirectional load test[J].Computers & Geotechnics，2011，38（2）：167-177.

[9] HOONIL S，SANGSEOM J，YONGMIN K.Load transfer analysis of rock-socketed drilled shafts by coupled soil resistance[J].Computers and Geotechnics，2009，36（3）：446-453.

[10] 羅春波.O法試樁機(jī)理分析及技術(shù)改進(jìn)研究[D].杭州：浙江大學(xué)，2007.

[11] 戚元博.砂土長樁自平衡法試驗(yàn)與研究[D].哈爾濱：東北林業(yè)大學(xué)，2013.

[12] 齊靜靜，徐日慶，龔維明，等.濕陷性黃土地區(qū)自平衡測試結(jié)果轉(zhuǎn)換方法研究[J].浙江大學(xué)學(xué)報(bào)（工學(xué)版），2006，40（12）：2196-2200.

[13] 王長丹，王旭，周順華，等.自重濕陷性黃土與單樁負(fù)摩阻力離心模型試驗(yàn)[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2010，29（增1）：3101-3107.

[14] 周奎.濕陷性黃土中樁基負(fù)摩阻力及其影響因素研究[D].西安：長安大學(xué)，2015.

[15] 謝立安.浸水膨脹土對(duì)橋梁樁基承載力與摩阻力影響的研究[J].中外公路，2013，33（3）：193-196.

[16] 李紫曄.膨脹土邊坡抗滑樁支護(hù)的機(jī)理和數(shù)值分析[D].長沙：長沙理工大學(xué)，2014.

[17] 中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.膨脹土地區(qū)建筑技術(shù)規(guī)范：GB 50112-2013[S].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2013.

[18] 廣西壯族自治區(qū)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)廳.樁基承載力自平衡法測試技術(shù)規(guī)程：DBJ/T 45-031-2016[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2016.

（編輯：鄭 毅）

Analysis on influencing factors of conversion coefficient of self-balanced test pile in expansive soil area

OU Xiaoduo1，2，3，BAI Lu1，JIANG Jie1，2，3，LI Sheng4，QIN Jinxi1

（1.College of Civil Engineering and Architecture，Guangxi University，Nanning 530004，China; 2.Key Laboratory of Disaster Prevention and Structural Safety of Ministry of Education，Nanning 530004，China; 3.Guangxi Engineering Research Center for Metallic Tailings Security Prevention and Control，Nanning 530004，China; 4.College of Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China）

Abstract：

In order to study the influencing factors and regularity of the conversion coefficient of self-balanced pile tested in expansive soil area，and to ensure the applicability of the self-balanced test method in expansive soils area，a numerical simulation on model test of self-balanced pile and traditional static pressure pile was carried out.The influence rule of the properties of expansive soil，geometric parameters of pile body and properties of pile-soil contact surface on the conversion coefficient of self-equilibrium method were analyzed by the method of controlling single variable.By the method of fitting，the quadratic term distribution formula and correlation coefficient between each factors and conversion coefficient were obtained.The results show that the conversion coefficient of negative friction resistance decreases with the increase of water content in expansive soil.The conversion coefficient decreases by about 0.2 when the water content of the expansive soil increases from the initial value of 18% to 30%，and the free expansion ratio and shear strength of expansive soil have large influence on the ultimate bearing capacity of piles.In addition，the conversion coefficient of negative friction resistance increases with the increase of pile length and pile diameter.Thus，it can be inferred that the negative friction resistance has less effect on large diameter and extra-long self-balanced piles.

Key words：

self-balanced pile;expansive soil;bearing capacity of pile foundation;conversion coefficient