2. 山东省高等学校蓝色经济区工程建设与安全协同创新中心, 山东 青岛 266033;
3. 青岛理工大学机械与汽车工程学院, 山东 青岛 266520;
4. 重庆大学土木工程学院, 重庆 400045;
5. 中山大学土木工程学院, 广州 510275;
6. 上海理工大学环境与建筑学院, 上海 200093;
7. 交通运输部天津水运工程科学研究所, 天津 300000
2. Cooperative Innovation Center of Engineering Constructionand Safety in Shandong Blue Economic Zone, Qingdao 266033, Shandong, China;
3. School of Mechanical and Automotive Engineering, Qingdao University of Technology, Qingdao 266520, Shandong, China;
4. School of Civil Engineering, Chongqing University, Chongqing 400045, China;
5. School of Civil Engineering, Sun Yat-Sen University, Guangzhou 510275, China;
6. School of Environment and Architecture, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China;
7. Tianjin Institute of Water Transport Engineering Science, Ministry of Transport, Tianjin 300000, China
0 引言
静压桩作为软土地区应用最广泛的沉桩形式，具有施工速度快、噪音小、施工文明程度高等优点[1-4]。而静压桩承载力的时间效应一直是中外学者普遍关心的课题之一，工程上通常在沉桩后一段时间内利用静载试验测试静压桩承载力，然而静压桩的承载力具有明显的时效性，在特定的休止期内进行静载试验，往往会低估静压桩极限承载力，造成工期以及经济上的浪费。
静压桩属于挤土桩的一种，沉桩过程中，桩周土体受到破坏，土体中的孔隙水压力逐渐增大。沉桩结束后，在休止期内，孔隙水压力逐渐减小，土体抗剪能力相应提高，导致静压桩极限承载力提高[5-8]。
近年来，研究静压桩极限承载力时效性的常用研究方法有理论分析法[9-11]、原位试验法[12-14]等。理论分析法主要基于桩周土的固结模型，结合圆孔扩张理论，研究了桩周土体超静孔隙水压力消散的级数解，并根据有效应力原理，推导出极限承载力的解析解；原位试验法主要研究休止期内承载力的影响因素, 以及侧摩阻力和桩端阻力的变化规律，并在试验数据的基础上，拟合出针对不同地质、桩型的经验公式，进一步指导工程施工和设计。本文通过将静压桩承载力时间效应的理论分析、试验研究、经验公式的研究成果及其存在的问题进行介绍性分析和总结，并对其未来的发展方向进行了展望，以期提升经验公式的精确度，并完善对不同桩、土类型的参数解答。
1 承载力时效性的理论研究进展Soderberg[15]、Randolph等[16]研究表明，在软黏土中测得的桩承载力发展速率与孔隙水压力消散速率具有一致性；因此，在不透水桩的假设下，预测承载力变化的问题可转变成预测桩身静水压力随时间变化的问题。研究桩周土体初始超静孔隙水压力大小及其分布特征，以及超静孔隙水压力的消散规律对承载力时效性的研究具有重要意义，诸多学者采用圆孔扩张理论、数值模拟法和其他理论方法对静压桩孔隙水压力消散规律进行了研究，进而推导静压桩沉桩后的极限承载力。
1.1 基于圆孔扩张理论的承载力时效性 1.1.1 基于圆孔扩张理论的初始孔隙水压力在黏性土中，沉桩会导致桩周围土壤发生径向和竖向位移，土壤受到机械扰动和重塑，进而由于正应力和剪切应力的变化而产生超孔隙水压力。沉桩过程中，桩周土体主要发生径向位移，应变场类似于桩端前方的圆孔扩张和桩身柱孔扩张，圆、柱孔扩张可以提供对周围土壤中超孔隙水压力的合理预测。为解决金属成型问题，Bishop等[17]于1945年首次提出圆孔扩张理论。圆孔扩张模型见图 1。近年来，国内外学者逐渐开始采用圆孔扩张理论模拟静压桩的沉桩过程，并结合Mohr-Coulomb模型、Tresca准则、修正剑桥模型、SMP(松岗-中井)准则等，将大小应变理论、剪胀理论、应变软化特征等多方面理论应用于扩孔理论中。此外，沉桩挤土造成的超静孔压分布与桩周土体中的应力场和应变场密切相关。考虑到Mohr-Coulomb模型缺乏对主应力的考虑，蒋明镜等[18]将双剪同一强度的理论与柱孔扩张理论相结合，考虑软化、剪胀对应变场和位移场的影响，分析出桩周土在不同软化条件下的应力场和位移场。在此基础上，王晓鸿等[19]基于Mohr-Coulomb准则，研究了岩土体软化、剪胀对塑性区半径及最终扩孔压力的影响；罗战友等[20]研究了不同拉压模量、模型参数、软化程度对位移场和应力场的影响，发现位移场和应力场均随着模量参数、模型参数、软化系数的改变而改变；邹金锋等[21]采用同一强度准则，考虑大小应变、土体剪胀对应力分布的影响，推导出应力场和应变场分布规律；刘时鹏等[22]基于SMP准则和不相关流动法则，研究了土体强度和剪胀性对极限扩张力和塑性区半径的影响。
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| σr. 径向应力；σθ. 环向应力；rw. 扩孔半径；ru. 孔洞半径；rp. 孔洞外围塑性区的半径；λr. 弹塑性交界处的径向位移。 图 1 圆孔扩张模型示意图 Fig. 1 Schematic diagram of circular hole expansion |
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以下学者基于圆孔扩张理论求解了初始孔隙水压：Vesic[23]基于Coulomb-Mohr屈服准则和Skempton参数，推导出软黏土在不排水条件下的初始超孔隙水压力公式；徐永福等[24]在Vesic的基础上基于弹塑性理论推导出超孔隙水压力公式；王伟等[25]以桩侧土压力和桩侧摩阻力随深度的增加而呈线性增加为条件，将弹性区和塑性区的孔隙水压力计算公式进行拟合，推导出沉桩时桩周土中初始超孔隙水压力；胡伟等[26]基于修正剑桥模型与水力压裂理论，得到了孔隙水压力的分布解析解，并分析了超固结比对超孔压的影响；高子坤等[27]考虑沉桩挤土的总附加应力，采用Duncan-Chang模型和Henkel公式求解出超静孔隙水压力；张鹏远等[28]依据Tresca屈服准则得出了弹性区、塑性区应力场，在此基础上根据有效应力原理，推导出有效应力场，进而求得桩周土初始孔隙水压解析解；梅毕祥等[29]基于Morh-Coulumb准则，根据渗流理论，假设土体渗透系数不变，得到考虑渗流影响的超孔隙水压力方程。国内外学者基于圆孔扩张理论对初始孔隙水压的求解公式如表 1所示。但由于圆孔扩张理论不能正确地捕捉应变路径[30]，故此方法具有一定的局限性。
| 经验公式 | 文献来源 |
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[23] |
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[24] |
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[25] |
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[28] |
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[27] |
注：uw为孔隙水压力； 为Henkel模型参数；cu为不排水抗剪强度；A为Skempton参数；r为计算点到桩中心的距离；E为土的弹性模量；μ为土的泊松比；K0为土的侧压力系数；cr为残余黏聚力；φr为残余内摩擦角；r0为桩半径；γs为土的有效重度；β为损伤系数；c为土的黏聚力；cα为桩土界面内黏聚力；z为入土深度；n为影响半径倍数；φ为内摩擦角；ρ为计算点对于桩半径的倍数；Kp为被动土压力系数；k为圆柱孔判别系数，其中k=1时为柱孔，k=2时为圆孔；Δσr、Δσθ、Δσz、Δτrz分别为挤土效应引起的径向、环向、竖向、切应力增量；β0为Henkel孔压参数，饱和黏性土中，β0=1。 | |
对于孔隙水消散规律，经现场原位测试发现，沉桩结束后超孔隙水消散路径主要是沿径向消散[31]。在弹性平面应变条件下得到径向固结控制方程[32]：
(1) 式中：Cr为径向固结系数；t为休止时间；u为超静孔隙水压力。
在此基础上，诸多学者对孔隙水压力沿不同路径的消散规律进行了研究，刘时鹏等[33]主要考虑孔隙水压力径向消散，将桩的不透水性及孔隙水的影响范围作为边界条件(图 2)，同时考虑径向和竖向土体固结，得到静压桩承载力的理论解。
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| H.桩长。 图 2 径向固结模型 Fig. 2 Radial consolidation model |
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李镜培等[34]考虑桩周土体径向和竖向固结得到固结控制方程(2)，将桩底作为竖向不排水面，地面作为自由排水面，固结模型作为边界条件(图 3)，采用分离变量法求得固结级数解。
(2) 
(3) 
(4)
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| 图 3 桩周土的空间轴对称固结模型 Fig. 3 Spatial axisymmetric consolidation model of soil around piles |
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式中：Cz为竖向固结系数；kr为径向渗透系数；kz为竖向渗透系数；mr为径向压缩系数；mz为竖向压缩系数；γw为水的重度。
高子坤等[35]将桩土界面作为径向不透水边界，桩尖处土层为不透水土层，地面排水，建立固结模型(图 4)，推导得到超静孔隙水压力与任意时刻的函数关系式，并求解得到桩周土固结度。
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| 箭头代表孔隙水的消散方向。 图 4 考虑径向、竖向排水的桩周土固结模型 Fig. 4 Consolidation model of soil around piles considering radial and vertical drainage |
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沉桩过程对桩周土的影响可分为2个阶段：第1阶段，由于沉桩作用而产生的孔隙水压力，可通过弹塑性介质的圆孔扩张理论进行建模；第2阶段，沉桩后的径向再固结，利用第1阶段得到的初始条件，可用圆孔扩张理论模拟孔隙水压力消散过程。
随着桩身的贯入，孔洞内壁均匀分布的内压力不断增加，桩周土由弹性状态进入塑性状态，并随着均匀内压力的增加而不断扩大。半无限土体中圆(柱)孔扩张如图 5所示。在圆孔扩张理论的基础上，只考虑桩周土一维径向固结，且假设固结过程中土骨架是完全弹性的：Randolph等[36]推导出桩周土固结解析式；章根德[37]推导出超孔隙水压力消散级数解；Guo[38]假设在平面应变条件下考虑桩周土固结，且遵循Merchant模型推导出桩周土固结解析解；刘俊伟等[39]基于球孔扩张理论，引入源-源假设以及Henkel公式，推导出休止期内任意时刻超静孔隙水压力理论解；赵明华等[40]基于水流连续性条件，推导出仅考虑径向固结的固结控制方程。但由于忽略了孔壁竖向摩擦力，与实际情况不符[36-40]，一些学者对此进行改进与优化。李镜培等[41]考虑固结系数随沉桩后桩周土固结时间改变而改变，同时结合土体参数的相关性，推导出超孔隙水压力半数值半解析解。
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| Q. 压桩力；p. 孔洞内壁均匀分布的内压力。 图 5 圆柱孔扩张示意图 Fig. 5 Expansion diagram of circular column hole |
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此外一些学者利用圆孔扩张理论，与总应力法和有效应力法相结合，探讨静压桩承载力的桩侧摩阻力和桩端阻力的理论解，见图 6[42]。其中有效应力法认为沉桩时桩周土被挤压破坏，此时桩侧受到土中法向应力形成桩侧摩阻力[43]。李镜培等[42, 44]在圆孔扩张理论的基础上，考虑天然饱和黏土的应力历史、不同剪切方式下土体破坏时应力状态间的相关性以及桩端土体的松弛效应，推导出单位桩桩侧承载力系数α1和桩端承载力α2，从而得到极限承载力解析解；并结合孔压静力触探测试数据提出预测变承载力的理论方法。陈怡等[45]基于圆孔扩张理论和有效应力法，假设超孔隙水压力变量等于桩周土中有效应力变量，将土的固结问题看作弹性问题，进而得到桩侧极限摩阻力解析解。李林等[46]基于有效应力法，考虑应力历史等对承载力的影响以及松弛效应，提出静压桩承载力的计算方法。与有效应力法相比，总应力法主要依据沉桩前不排水抗剪强度计算桩侧承载力。
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| σ′z0.初始竖向有效应力；σ′r0.初始径向有效应力；σ′zc.桩侧土体竖向有效应力；σ′rc. 桩侧土体径向有效应力；fs.单位侧摩阻力；Kc.桩周土再固结完全之后的侧压力系数；φ′.有效内摩擦角；Qs.桩侧摩阻力；S.截面积；τrz.单位桩侧承载力；α.桩侧承载系数；Qb.桩端阻力。 图 6 静压桩承载力解析示意图 Fig. 6 Analytical diagram of static pressure pile bearing capacity |
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国内外诸多学者采用数值模拟软件在弹塑性本构关系、大变形等基础上得出边界条件，对沉桩过程的初始应力场、位移场展开研究，模拟接近工程实际中的沉桩状态。Mabsout等[47]研究用有限单元法分析沉桩可能性，得出滑动面算法模拟黏性土沉桩过程。张明义等[48]与鹿群等[49]采用ANSYS(有限元分析软件)，考虑弹塑性本构关系，对处于不同土层的桩进行数值模拟，在位移贯入法的基础上模拟出压桩力和沉桩的位移场、应力场。罗战友等[50-51]针对挤土效应数值模拟忽视桩土作用对沉桩过程的影响，以及虽考虑桩土作用，但只考虑施加荷载后的挤土效应的问题，充分考虑本构关系、有限变形、桩土接触、荷载施加因素，得到了一种更符合工程实际的有限元模型；且运用有限元模拟静压桩沉桩的挤土效应，分析了桩土模量比、摩擦特性及土的泊松比对位移场的影响规律。周健等[52]对沉桩过程进行颗粒流模拟，揭示了桩周土位移场的变化规律。毕庆涛等[53]在拉格朗日-欧拉有限元和接触力学的基础上对沉桩过程进行数值模拟，解决了大变形和接触问题。
与此同时，部分学者将圆孔扩张理论与有限元数值模拟相结合，研究了初始孔隙水压力的径向分布及沉桩后的孔压耗散问题。Silva等[54]采用有限元球孔扩张分析方法，研究了沉桩过程中水的渗透对应力和孔隙水压力的分布影响。Murad等[55]将桩看作弹性材料，采用各向异性修正的Cam-Clav模型描述沉桩过程，通过在桩土界面节点上施加规定的径向、竖向位移(柱孔扩张)模拟沉桩及静载过程。在此方法中，径向扩张是从一个初始的小半径在一个特定的深度下进行，虽然该数值方法可以避免网格变形，但由于其忽略了桩-土相互作用的界面，无法真实地模拟桩-土相互作用摩擦。此外，拉格朗日有限元不足以对桩身周围土体沿桩身的大变形所引起的岩土非线性和网格变形进行分析。因此，需要采用先进的有限元公式方法。Hamann等[56]研究了3种方法——两种拉格朗日有限元分析(其中一种使用迭代求解器，另一种使用时间积分)以及一种欧拉-拉格朗日耦合方法，并用其研究了固结效应对沉桩速率、渗透系数对桩周土的影响。Wang等[57]研究了3种能够解决大变形的数值分析方法——小应变隐式网格划分和插值技术(RITSS)、有效的任意拉格朗日-欧拉(EALE)隐式方法和耦合的欧拉-拉格朗日(CEL)方法，并在计算效率、收敛性及动态分析方面对其进行对比。上述先进的有限元方法均可用于研究沉桩过程中孔隙水压力的发展情况。
1.3 基于其他理论方法的承载力时效性随着计算机在工程领域的应用，有学者利用计算机技术对静压桩沉桩后的时间效应进行研究。利用有限元模拟沉桩过程，彭劼等[58]得到了不同休止时间对应的桩基承载力计算方法，Basu等[59]推导出静压桩在饱和黏性土中的短期和长期承载力公式。基于BP神经网络，诸伟琦等[60]引入静力触探数据，王伟等[61]充分考虑静压桩承载力时效性的影响因素，引入渗透系数等参数(图 7)，成功预测了静压桩长期承载力。
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| 图 7 BP神经网络结构图 Fig. 7 BP neural network structure diagram |
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确定单桩极限承载力的试验方法种类多，除静载试验法外，还有自平衡法、静力触探法、高应变测试法等，各方法优缺点如表 2所示。
| 测试方法 | 优点 | 缺点 |
| 静载试验法 | 精度高，设备简单 | 安装过程复杂，占地空间大，对桩头破坏明显，测试时间长 |
| 自平衡法 | 装置简便，成本低，测试桩可使用范围广泛，测试时间短，方便重复试验 | 平衡点位置难以精确定位，现场测试值偏保守；桩身易产生裂缝，影响耐久性；下段桩侧摩阻力、端阻误差大；残余变形大 |
| 静力触探法 | 成本低，周期短 | 精确度低，不同地区土质不同而不能大规模使用，不适用较密、较硬土层 |
| 高应变测试法 | 检测速度快，时间短，能对工程桩进行全部检测 | 锤击可能会对桩基结构造成一定破坏；参数过多，精度难以保证 |
静载试验法是指在桩顶部逐级施加竖向压力观测桩顶部随时间产生的沉降，以确定相应的单桩竖向抗压承载力的试验方法。静载试验结合复压试验是常用的确定单桩长期承载力的试验方法。张明义等[62]通过对静压桩进行隔时复压，结合静载试验分析出由于桩周土的触变恢复以及孔隙水消散引起的桩周土固结，使其承载力具有明显的时效性，且桩承载力的提高主要是由于侧摩阻力的提高。王戍平[63]对深厚软土中处于不同休止期的4根桩径不同的PHC(预应力高强度混凝土管桩)开口桩(3根压入送桩、1根锤击送桩)分别进行载荷试验，得到单桩极限承载力的时间效应系数随着桩径的增大而增大，休止期25 d之内是承载力的快速增长期，25 d之后承载力增长缓慢且经历时间长。寇海磊等[64]通过在桩身埋设FBG(光纤布拉格光栅)传感器(图 8)，结合复压试验，观测到桩侧摩阻力的提高幅度远大于桩端阻力，沉桩结束后10 d承载力增幅最大。胡永强等[65-66]通过模型桩试验研究桩侧摩阻力的影响机理，结合摩擦学理论，可以得出根据终压时桩侧摩阻力性质(干、湿摩擦)预测承载力时效性的结论。汤斌等[67]通过测定休止期内不同时间段、不同类型桩的单桩承载力和桩身应变，得出在黏土中承载力的提高主要表现在前15 d，且长径比越大，承载力时效性越明显，桩端闭口形式大于桩端开口形式的单桩承载力增加量。胡兴昊等[68]对大直径钢管桩进行复打试验，得出静压桩承载力的时效性主要是由于桩侧摩阻力的提高，且分析出桩侧阻力增加的主要原因是桩侧黏性土强度的恢复。
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| a. FBG封装；b. 数据采集系统。 图 8 FBG检测过程示意图 Fig. 8 FBG detection process diagram |
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自平衡法早在1969年由中山和腾关提出，后经李广信教授将该方法引入国内[69]。基于自平衡法与静载试验法的对比试验，张晓炜[70]发现二者桩侧摩阻力随深度的变化规律具有相似性；Kim等[71]对自平衡法与静载试验法的桩身变形量对比，发现桩侧摩阻力的发挥与桩周土质、桩的大小有关；蔡雨等[72]通过桩身贴应变片，并采用平衡法、静载试验法、抗拔试验法进行室内模型试验，对单桩极限承载力进行了对比分析发现，自平衡法的单桩极限承载力与工程实际贴合紧密。
静力触探法及高应变测试法属于间接估算法，都具有试验成本低、周期短等优点。
关于静力触探法确定承载力的方法，Gui等[73]、Cudmani等[74]、White[75]均验证了其可靠性，曹权等[76]基于波速孔压静力触探试验，在圆孔扩张理论的基础上，完成了对于单桩极限承载力的估算解答。但传统静力触探法贯入能力不足，难以在较密、较硬土质下工作[77]。对此黎志中等[78]在双桥静力触探的基础上增加总贯入力的测试，同时采用高强探头和探杆，并在油缸与探杆之间加入压力传感器测试总贯入力，由此形成的三桥静力触探装置(图 9)解决了硬土层测试难题。
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| 图 9 三桥静力触探装置示意图 Fig. 9 Schematic diagram of Three Bridges static contact device |
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高应变测试法起始于Smith[79]，其将土的极限阻力值、弹性极限和阻尼系数引入集中质量打桩分析模型，并经过Forehand等[80]、Rausche等[81]、Likins[82]对阻尼系数的研究完善，使高应变测试法逐渐成为常见的桩基测试方法，但由于弹性极限与阻尼系数的取值需参考土质和其他参数，需一定经验，具有较大主观性，应对参数范围进一步研究[83]。黄良机等[84]对试桩进行高应变测试法和静载试验法对比测试，并在混凝土浇筑前将测试元件提前放置在待浇筑的钢筋笼内，两种方法相比两者Q-S(荷载-沉降)曲线变化规律相同，但高应变测试法沉降量小于静载试验法实测值。对于精度问题需进一步研究。赵春风等[85]采用经拟合的侧摩阻力-位移的双曲线函数，并将侧摩阻力破坏时的桩土相对位移计做弹性极限，在相同地质条件下对其中一根桩桩身埋设应变计，获得各层土的弹性极限值，将此值应用于其他试桩，能有效提高高应变测试对极限承载力推导精度。蒋万里等[86]通过在桩身安装加速度传感器及光纤光栅应变传感器，以静载试验法为对象建立有限元模型，在此基础上提出了一种解决高应变多解性的直接动测法。
3 经验公式研究进展静压桩极限承载力是休止时间的函数，一些学者基于实测资料，分析出承载力时效性关于时间对数的函数关系式，如表 3所示。Skov等[87]通过对黏性土中混凝土方桩的实测数据进行拟合，引入最终压桩力与时间的关系系数B，提出了沉桩t d后的承载力计算公式。Huang[88]基于上海地区软土中H型桩沉桩结束后承载力与最大承载力，得到承载力关于时间的函数关系式。静压桩承载力的时间效应与地质条件密切相关，仅仅考虑某一种地质条件，不利于经验公式的应用，为此Karlsrud等[89]基于实测资料，假设沉桩结束100 d时桩周土孔隙水压力完全消散，提出使用超固结比和塑性指数确定参数B。经过Bullock等[100]和Yang等[101]的验证发现，随着土质条件及桩型的改变，B的波动范围较大，不利于该方法的普及应用。Ng等[90, 102]考虑径向固结作用，结合标准贯入试验数据，引入不排水抗剪强度确定参数B。
| 土的类型 | 经验公式 | 文献来源 |
| 砂土、黏土 | 
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[87] |
| 软土 | 
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[88] |
| 黏土 | 
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[89] |
| 黏土 | 
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[90] |
| 黏土 | 
|
[91] |
| 饱和黏性土 | 
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[92-93] |
| 砂土 | 
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[94] |
| 非黏性土 | 
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[95] |
| 黏土 | 
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[96] |
| 冰碛土 | 
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[97-98] |
| 砂土或黏性土 | 
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[99] |
| 注：Qt为t时刻的承载力；Q0为初始时刻承载力；B为系数；t0为初始时刻；Reod为沉桩结束时沉桩阻力；Qmax为最大承载力；a1、b1、c1为极限承载力对应二次抛物线模型系数；Q100为沉桩结束后第100天的桩承载力；Ip为塑性指数；C为超固结比；fv为固结因子；Cha为固结系数；Na为标准贯入试验锤击数加权平均值；teod为沉桩结束时间；Lt为t时刻的桩埋深；Leod为沉桩结束时的桩埋深；i为土层数；N为标准贯入试验锤击数；l为土层厚度；Qu为增长结束后的承载力；t50为承载力增长50%时所对应时间；a2、b2为极限承载力对应一次抛物线模型系数；α0为沉桩结束时承载力系数；k1、k2为拟合一次函数参数; a3、b3为极限承载力对应休止期指数函数系数。 | ||
另有部分学者研究了关于休止时间的双曲线型(f(ta))、幂函数型(f(t)/[a+bf(t)])等其他类型的经验公式(表 3)。Bogard等[91]、李雄等[92]对现场实测数据进行拟合得出双曲线型经验公式。Svinkin[94]对饱和砂土中的PHC桩进行动、静荷载试验，拟合出适用于休止期为1~25 d的承载力计算公式。Tan等[95]在Bogard公式的基础上，通过引入系数α0预测桩在砂土中的承载力。Zuo等[96]对休止期6~45 d的10根PHC管桩分别进行静载试验，发现第7天的承载力可达到最大承载力的85%，第15天可达极限承载力的90%，达到极限承载力的95%需要25 d, 并拟合出极限承载力关于休止时间的函数表达式。Reddy等[97]在Skov和Denver公式基础上，引入参数k1、k2，得到静压桩承载力的经验公式。郑添寿[93]通过复压实测数据，建立了桩极限承载力提高百分比对于时间的关系表达式，进而推导出桩极限承载力与终压力的计算表达式。李飒等[99]基于131根桩的测试数据，建立了承载力恢复速率与时间的关系表达式，并引入系数a，b，给出了适用于不同条件的桩基承载力计算公式。
4 结论与展望1) 对于沉桩的初始状态，诸多学者结合Mohr-Coulomb模型、Tresca准则、修正剑桥模型、SMP等，将大小应变理论、剪胀理论、应变软化特征等多方面理论应用于扩孔理论中，探讨出基于不同本构关系模型的应力场及位移场解答，部分学者在此基础上，运用有效应力原理完善其对孔隙水压力的解答。但由于孔压的形成与消散是同步进行的，理论研究忽略了沉桩过程中的孔压消散。建议利用数值模拟结合试验数据，还原这一过程。
2) 针对不同地质环境、施工要求，承载力的测试方法已相当完备，对桩身应力的传递特性，桩侧摩阻力、桩端阻力的发展规律及其影响因素做了大量研究，解决了实际工程问题。但静载试验法周期长、精度高，自平衡法和静力触探法精确度低，高应变测试法参数多、地域性差别明显。建议在不同地区进行动、静对比试验，确定适用于不同地区地质条件的高应变测试法参数，以高应变测试法代替静载试验法。
3) 对长期承载力的试验测试已相当成熟，取得了大量的成果，如研究了试桩沉桩环境、长径比、开闭口等，以及桩侧摩阻力、桩端阻力对长期承载力的影响。具体表现在由于桩周土的触变恢复以及孔隙水消散引起的桩周土固结，使桩基承载力具有明显的时效性，且桩承载力的提高主要是由于侧摩阻力的提高；桩基极限承载力随桩径的增大而增大。此外，采用了具备精度高、速度快、测试简单方便可靠的光学传感器FBG，进一步完善了相关成果。
4) 在试验的基础上，对实验数据进行拟合，得出了针对不同地质环境、桩长、桩径等条件的经验公式，提升了施工效率，保证了施工质量与施工安全。建议设置多重参数，提升经验公式的精确度，并完善对不同桩、土类型的参数解答，并运用到BP神经网络分析等相关课题中，结合数值模拟、机器学习，导入静压桩承载力相关参数，以得到针对不同地质条件、桩型、休止期的承载力最优解。
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