DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2018.07.029

深厚回填土中嵌岩灌注桩承载性状现场试验研究

陈小钰¹，张明义^{1, 2}，白晓宇^{1, 2}，闫楠³，桑松魁^{1, 2}

(1. 青岛理工大学 土木工程学院，山东 青岛，266033；

2. 青岛理工大学 蓝色经济区工程建设与安全协同创新中心，山东 青岛，266033；

3. 青岛大学 环境科学与工程学院，山东 青岛 266071)

摘要：以青岛某重点工程为依托，对6根冲孔嵌岩灌注桩进行大吨位竖向静载荷试验与桩身内力测试(其中3根试桩加载至极限状态)，探讨深厚回填土中(厚度为10 m)嵌岩灌注桩的荷载传递机理与竖向承载特性，分析强夯预处理技术对深厚回填土承载力的影响，总结现存嵌岩段极限侧摩阻力估算方法并评估其在本场地条件下的适用性。研究结果表明：6根试桩荷载-沉降曲线均为缓慢型，沉降与桩顶荷载呈非线性关系；桩顶沉降介于23~60 mm，且卸载回弹率较大，多数超过50%，嵌岩灌注桩的弹性工作性状较明显；在极限荷载状态下，桩端分担的桩顶荷载高达50%，嵌岩段侧摩阻力高达750 kPa。强夯后回填土层的桩侧摩阻力由30 kPa上升至120 kPa，桩顶沉降平均值约为21 mm，约为未强夯处理回填土层中基桩沉降的50%；与采用Hoek-Brown破坏准则的理论估算法相比，基于岩石单轴抗压强度(UCS)的经验法较简单且能提供较为合理的估算值，且当折减系数取0.200~0.225时，误差率小于10%。

关键词：冲孔嵌岩灌注桩；深厚回填土；轴力；极限侧摩阻力

中图分类号：TU437.1        文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2018)07-1799-09

Study on field test of bearing capacity of punching rock-socket pile covered by deep backfill

CHEN Xiaoyu¹, ZHANG Mingyi^{1, 2}, BAI Xiaoyu^{1, 2}, YAN Nan³, SANG Songkui^{1, 2}

(1. School of Civil Engineering, Qingdao University of Technology, Qingdao 266033, China;

2. Collaborative Innovation Center of Engineering Construction and Safety in Shandong Blue Economic Zone, Qingdao University of Technology, Qingdao 266033, China;

3. College of Environmental Science and Engineering, Qingdao University, Qingdao 266071, China)

Abstract: Based on an important project in Qingdao, static compression tests were performed on six well-instrumented bored rock-socked testing piles, in which three piles were conducted to ultimate status. Transfer mechanism and vertical bearing capacity of testing piles installed in deep backfill were discussed, and effects of the dynamic compression pretreatment technology on the bearing capacity of the deep backfill were analyzed. Conventional methods of estimating rock rocket side resistance were summarized and their applicability on this site condition was assessed. The results show that load-displace curves of six testing piles are in slow type, and their displacement increases nonlinearly with applied loads. The head settlement is between 23-60 mm, with high unload resilience rate of more than 50%, indicating the resilience ability of testing piles. The rate of head load provided by base resistance is up to 50% at ultimate condition, and the average ultimate side resistance along shaft installed into rock is up to 750 kPa. The average lower head displacement of testing piles covered by after-treated backfill is 21 mm, which is half of the regular piles, and its resistance friction of backfill increases from 30 kPa to 120 kPa. Empirical correlation based on uniaxial compression strength (UCS) provides more reasonable and practical estimation than the theoretical assessment using Hoek-Brown criterion, and the error rate of estimation value is less than 10% when reduction coefficient ranges from 0.200 to 0.225.

Key words: punching rock-socket pile; deep backfill; axial force; ultimate side resistance

随着近些年来沿海地区经济的发展与城市化进程的加快，嵌岩桩因其承载力高、沉降量均匀且小、安全性高等优点被广泛应用于国内外桥梁、大型建筑、码头海港等工程中。尤其在上部覆盖深厚回填土、下覆泥质粉砂岩等软岩沿海填海地区，嵌岩灌注桩应用更为广泛。以青岛市为例，由于其独特的地理特征，99%左右的桩基均采用嵌岩桩。与此同时，嵌岩桩的广泛应用也吸引了众多研究者关注。龚成中等^[1]通过5组室内模型试验，分析了深嵌岩桩在桩端存在沉渣和密实2种情况下孔壁粗糙度因子对桩顶极限承载力、桩侧摩阻力和桩端阻力的影响。XING等^[2]通过室内模型试验模拟不同嵌岩深度和桩长情况下的嵌岩桩，其研究结果表明，对于超长嵌岩桩，桩端也分担部分上部荷载，桩端阻力与桩侧阻力异步发挥。ARMAGHANI等^[3]建立了基于基因表达式编程的模型来预测嵌岩桩的极限承载力，并结合工程实践验证其可靠性。ZHANG等^[4]根据非线性统一强度准则对极限端阻力进行预测及分析。赵明华等^[5]基于桩–岩结构面剪切函数，建立了考虑软岩剪胀效应的嵌岩段桩身荷载传递方程，推导出嵌岩桩桩身荷载传递表达式。然而，上述模型试验与理论分析均与现场试验状况有所区别：在一定状态下，模型试验得到的最大荷载与位移均比现场试验实测值大^[6]。近年来，国内研究者开始尝试利用大型现场试验来探讨嵌岩桩受力特性及机理。罗勇等^[7-9]通过安装应力计或分布式光纤的嵌岩灌注桩进行静载试验或自平衡试验，探讨嵌入软岩灌注桩的荷载传递机理与承载能力，其研究结果表明：即使嵌入软岩，嵌岩桩仍有良好的承载潜力与变形控制能力；在加载过程中，嵌岩桩桩端承担上部荷载比一般为10%~30%。但由于嵌岩桩桩端阻力过大以及施工成本、技术、场地的局限性，大多现场静载荷试验无法加载至桩基规范破坏标准^[10]，因此，无法充分发挥嵌岩段侧摩阻力与端阻力，确定极限承载力。为此，本文作者选取青岛地区2组共6根冲孔嵌岩灌注桩进行大吨位静载荷试验与桩身内力测试，探讨嵌岩桩的承载特性与荷载传递机理；证实强夯预处理技术处理上覆深厚回填土层的可行性与有效性；评估现有嵌岩段极限侧摩阻力估算方法的可靠性，以期为工程桩提供设计依据，并为相似地质条件下的嵌岩桩实践与理论研究提供参考。

1  试验概况

1.1  场地概况

青岛某大型工程位于青岛经济技术开发区滨海大道以南，灵山湾北侧，包括影视产业园、酒店群以及住宅宿舍等多个项目。综合勘察报告及设计要求，基础桩型选取冲孔嵌岩灌注桩，桩端持力层为中等风化泥质粉砂岩。

场区地形总体较平坦，近岸浅海，海底较为平缓，整体自北向南缓倾，海底标高为-11~-9 m，后经人工回填改造。场区第4系厚度较大，以全新统人工填土层、海相沼泽化层以及上更新统陆相洪冲积层为主，地层结构简单，层序清晰。场区基岩主要为白垩系莱阳群杨家群组泥质粉砂岩，煌斑岩、花岗斑岩呈脉状穿插其间，局部揭露构造带、节理裂隙带。场区有稳定分布的地下水，主要受海水及大气降水补给，稳定水位埋深为1.90~4.20 m。

场地共揭示5个标准层，7个亚层，各岩土层分布特征及其物理力学性质按地质年代由新到老、自上而下排列，结果如表1所示。其中，土层物理力学指标通过土样的压缩、直剪、颗粒分析等土工试验获得。另外，通过对岩芯进行点荷载试验，确定强风化、中风化岩石单轴抗压强度平均值分别为3.5 MPa和11.5 MPa。

由表1可以看出：泥质粉砂中风化带稳定性相对较强，是很好的桩端持力层，修正的地基承载力可高达2 000 kPa , 约为强风化带的4倍。由于其下覆厚度较大，按桩基考虑，桩端持力层以下地基可视为均匀性地基；上部碎石填土与淤泥填土成分不均，工程性状较差，尚未完成自身固结。场区属二类环境类型，地下水、填土材料及场区淤泥包区域填土对混凝土结构、钢筋具有腐蚀性，具体参见文献[11]。

表1  岩土参数

Table 1  Parameters of rock and soil

1.2  试桩概况与应力计安装

试桩共6根，分为A和B 2组，分别分布于酒店群和住宅区，每组各3根，桩径均为800 mm，桩长介于17~23 m，桩身混凝土强度等级为C45；成桩后均进行桩端后注浆处理，桩端后注浆浆液采用标号为P.O 42.5普通硅酸盐水泥配置，水灰质量比为0.6，单桩后注浆水泥用量为1.2 t；注浆压力为5 MPa，分2次注浆，其中，第1次70%，第2次30%，2次注浆间隔2 h。经桩身低应变检测后6根试桩桩身结构均较为完整：A组试桩为Ⅱ类桩，B组试桩为Ⅰ类桩。为降低上覆未固结回填土层对基桩承载性能的影响，A组试桩场地在施工前经过8 MN·m能级强夯处理, 有效加固深度约为10 m；B组经强夯处理。2组试桩虽场地不一，地层性质略有差异，但桩周岩土层分布与物理力学性质基本相同，可以进行对比研究。各试桩参数如表2所示。

由表2可知：桩端后注浆技术能有效控制灌注桩桩底沉渣厚度。钻芯结果表明试桩A组均无沉渣，试桩B组虽有少量沉渣，但平均沉渣量约为8 mm，远小于规范^[10]中的推荐值100 mm。

为提高试验精准性与可操作性，在6根试桩桩身与桩顶相应位置分别安装JTM-V1000型振弦式钢筋应力计。A和B组每根试桩分别安装6组钢筋应力计，分别置于桩身不同位置，如图1所示。每一截面安装4个钢筋应力计，每个截面钢筋应力计呈90°安装，钢筋应力计在安装时采用同轴搭接焊，安装示意图如图2所示。

表2  试桩参数

Table 2  Parameters of testing piles

图1  各组试桩钢筋应力计布置

Fig. 1  Steel gauges layout of testing piles

图2  钢筋应力计安装示意图

Fig. 2  Diagram of steel stress gauges arrangement

1.3  试验方案

静载荷试验中最大加载量应大于单桩抗压承载力特征值的2倍^[10]，6根试桩最大加载量均为17.6 MN，当加载到最大荷载时，6根试桩均未产生明显破坏。

静载试验采用混凝土配重堆载方式，使用4台规格为5.0 MN的千斤顶施加反力，荷载试验仪通过安装在千斤顶上的压力传感器与安装在桩头上的沉降传感器控制加载量，自动记录桩顶沉降。静载试验采用慢速维持荷载法，首次施加两级荷载为3.2 MN, 以后每级加载1.6 MN。在每级加载前后分别记录钢筋应力计频率值，进一步求得加载过程中的桩身轴力、桩侧摩阻力与桩端阻力。静载试验现场图如图3所示。

图3  静载试验现场图

Fig. 3  Field map of static load test

2  试验结果与分析

2.1  Q-s曲线分析

Q-s(荷载-沉降)曲线从宏观上表明了荷载传递性状、桩土相互作用及桩受荷载破坏模式，因此，对Q-s曲线进行分析有助于对桩身竖向承载力的分析^[7-9]。试验区6根试桩Q-s曲线如图4所示，试桩抗压静载试验结果如表3所示。

表3  试桩抗压静载结果

Table 3  Results of compressive static load tests

图 4  试桩Q-s曲线

Fig 4  Q-s curves of testing piles

由图4可知：在各级荷载作用下，6根试桩荷载-沉降曲线大致相同；当荷载较小时，6根试桩沉降均较小，沉降随荷载基本呈线性分布；当荷载增至9.6 MN时，沉降速率随桩顶荷载作用不断增大，沉降与荷载加载值表现为非线性关系；不同试桩桩顶沉降有一定差别，且随桩顶竖向荷载水平的增大沉降差距不断增大；当荷载水平为17.6 MN 时，6根试桩桩顶沉降量差别较大，最大差距约为40 mm。即使在相同场地、施工工艺及桩身尺寸下(如A组试桩)，不同的试桩所对应的桩顶沉降量也有一定差别：当桩顶沉降为15 mm时，试桩AP1(桩长L=22.19 m)所需竖向荷载为15.0 MN，而试桩AP3(L=22.68 m)所需荷载仅为9.8 MN，这是因为成桩质量是不同的^[12]。6根试桩残余变形较小，卸载回弹率介于46%~76%，且多数大于50%，说明嵌岩桩的弹性工作特性较明显，且具有一定的可压缩性。强夯后试桩平均卸载回弹率约为0.69，大于未经强夯处理的试桩回弹率，约为未强夯试桩的1.5倍。

试桩BP2在第10级荷载(17.6 MN)下桩顶沉降发生突变，桩顶沉降由34.38 mm.上升至61.48 mm，且24 h内沉降无法稳定，17.6 MN荷载下的s-lg t(其中s为桩顶沉降，t为加载时间)曲线尾部明显下弯，按文献[10]可确定BP2单桩竖向抗压极限承载力为16.0 MN，单桩竖向抗压承载力特征值为8.0 MN；试桩BP1和BP3桩顶Q-s曲线虽然未出现陡降，但在最大加载(17.6 MN)作用下，桩顶总沉降量已超40 mm，根据文献[10]，按s=40 mm时对应的荷载确定极限承载为16.0 MN，单桩竖向抗压承载力特征值为8.0 MN。A组试桩Q-s曲线均为缓慢型，无陡降段，总桩顶沉降量较小，均小于40 mm，说明其均有一定的承载潜力。

根据文献[10]可确定A组试桩单桩竖向抗压承载力极限值大于16.0 MN，而B组试桩的承载力极限值为16.0 MN。2组试桩虽均满足设计承载力要求，但B组试桩承载力明显小于A组试桩承载力，说明强夯预处理地基是有效的。

A和B组试桩平均桩顶沉降随上部竖向荷载水平的变化如图5所示。从图5可以看出：在荷载加载初期，2组试桩桩顶沉降大体一致，差别不大；而当荷载上升至6.4 MN 时，2组试桩桩顶平均沉降出现差异，A组试桩沉降较B组沉降上升较为平缓，且沉降较小，随荷载增大，二者沉降差不断增大；当荷载达到约12.8 MN时，2组试桩沉降曲线趋于平行；在最大荷载作用下(19.2 MN)，平均沉降差为22 mm，说明强夯预处理技术能显著降低桩顶沉降，提高桩身承载力。

图5  A和B组试桩Q-s曲线

Fig. 5  Testing piles Q-s curves of group A and B

2.2  桩身轴力分布

假设钢筋与混凝土在荷载作用下变形一致，根据钢筋应力计频率、桩身各截面混凝土刚度与桩身实际尺寸，计算桩身每一截面处轴力分布^[13]。由于每组试桩轴力分布曲线大致相同，下面以AP1与BP1轴力分布曲线为例进行分析，二者轴力分布曲线如图6所示。试桩侧摩阻力平均值如表4所示。

图6  轴力分布曲线

Fig. 6  Distribution curves of axial force

从图6可以看出：在有效桩长范围内，2组试桩轴力分布大体一致：在特定荷载级数下，轴力分布沿试桩桩身逐渐递减，轴力分布斜率逐渐减小，在基岩层轴力下降速率最快。由表4可知：随着荷载增大，土侧摩阻力分担上部荷载的比值由51%下降至17%，；嵌岩段侧摩阻力分担上部荷载的比值上升幅度为18%~34%；而对于端阻，其荷载承担比随荷载增大，由23%上升至49%。

对于极限状态下的B组试桩，端阻分担上部荷载比例高达50%，远大于其他研究中的实测值。这是由于此试桩加载至极限值，桩端阻力发挥较完全。即使在较小初始荷载下(桩顶沉降仅为2 mm左右)，2组端阻占比均大于20%，这是嵌岩桩下覆承载力高导致^[14]；在工作荷载下，2组试桩桩顶沉降均小于10 mm，可满足工程实际使用要求。

表4  试桩侧摩阻力平均值

Table 4  Average value of side resistance of shaft

在上覆回填土层范围内，BP1试桩轴力分布在分级荷载下几乎相互平行，斜率随荷载增大稍有增大，但不明显，而经强夯预处理地基中的试桩AP1轴力分布则较为陡峭，斜率较小，说明试桩AP1上部填土层能平衡较多荷载。从表4还可以看出：在工作荷载下(8.0 MN)，A组试桩上覆回填土层总阻力Q_ss为1.685 MN，占比约为22%，远大于B组试桩Q_ss；在最大荷载作用下，A组试桩上覆土层阻力发挥程度约为B组试桩的1.5~2.5倍。这从细观角度证明了强夯预处理技术可改善上覆回填土层，增大上覆土层承载力的有效性。值得注意的是，A组试桩上覆土层占桩长比为33%，远小于B组试桩比例63%，所以，单位长度内桩身轴力差更大，强夯效果更显著。

2.3  桩身侧摩阻力分布

为深入研究桩身荷载传递机制，设桩侧摩阻力沿桩身均匀分布，根据桩身轴力及桩身尺寸求得各土岩界面桩身侧摩阻力，如图7所示。由图7可知：上覆土层侧摩阻力变化范围较小，均在0~200 kPa之间，且在最大加载下侧摩阻力约为基岩层侧摩阻力的1/3；对于试桩BP1，当荷载较小时，侧摩阻力峰值出现在基岩层中部，为200~350 kPa；当加载至第3级(4 800 kPa)荷载时，基岩层下部侧摩阻力被充分发挥出来，峰值逐渐下移至基岩层下部，紧靠桩端阻力的位置，此时峰值约为750 kPa。

各地层侧摩阻力分布如图8所示。对于强夯预处理地基中的试桩AP1, 上覆碎石层侧摩阻力在第4级荷载(8.0 MN)下达到极限值约120 kPa, 随着荷载增大侧摩阻力值基本不变；而对于BP1，在荷载加载初期，其碎石层侧摩阻力就已达到极限且在第7级(14.4 MN)荷载下略有软化，软化幅度约为10%。

在最大荷载下，A和B组试桩桩身侧摩阻力平均值如表5所示。由上述可知，在碎石段中，A组试桩侧摩阻力约为B组的3倍，且接近于密实碎石侧阻规范值(140 kPa)^[10]，与轴力分布相对应，证明强夯效果的可行性。

表5  桩侧摩阻力平均实测值

Table 5  Average measured side resistance of piles

图7  桩侧摩阻力分布

Fig. 7  Distributions of side resistance along shaft

图8  各地层侧摩阻力与桩顶荷载关系

Fig. 8  Relationships between side resistance and top loads

2.4  极限侧摩阻力估算方法总结及评估

桩侧极限侧摩阻力为桩顶承受极限荷载时，桩身侧表面所发生的岩土阻力。根据JGJ 106—2014“建筑桩基检测技术规范”^[10]，一般将桩顶沉降为40 mm时所对应的侧摩阻力定义为极限摩阻力；而国际上一般将桩顶沉降为0.1D (D为桩身半径)时所对应的侧摩阻力定义为极限摩阻力^[15]，说明桩径越大，以“建筑桩基检测技术规范”^[10]为极限依据的取值相对越保守。鉴于此工程的重要性以及对沉降控制的严格性，以JGJ 106—2014 “建筑桩基检测技术规范”^[10]为依据，取极限侧摩阻力。

目前人们对土层极限侧摩阻力的研究已经比较全面，而对于嵌岩段侧摩阻力，由于现场试验数据稀少以及嵌岩段承载力复杂，人们对其研究与评估较少^[16]。

嵌岩段极限侧摩阻力的估算方法一般分为2大类：基于现场试验与模型试验的经验估算法以及基于Hoek-Brown破坏准则的理论估算法^[17]。对于前者，主要通过数据统计分析建立岩石单轴抗压强度与其极限侧摩阻力q_s的关系。

                 (1)

其中：为岩石单轴抗压强度；为折减系数，与桩岩面接触粗糙度、岩石黏聚力与摩擦强度、岩石风化程度、岩体连续性等因素相关；n为指数变量。此方法具有一定的地域性与离散型，为更精确评估极限侧摩阻力，人们尝试将桩岩面粗糙度、岩体完整性进行量化表示：

                 (2)

式中：为岩石强度折减系数；为岩体与岩石侧摩阻力比率，取值参见文献[18]。

在实际工程中，岩石裂缝以及粗糙度很难测量^[18]。

基于Hoek-Brown破坏准则的理论估算方法起始于1980年，该方法假设岩石强度等于嵌岩桩强度，岩体周边均质，岩体出现破坏等。此方法涉及多项岩石、土体指标，较经验法虽较准确但指标取值较困难。该方法的基本表达式为^[19]

            (3)

其中：为最大主应力；为最小主应力；为完整岩石单轴抗压强度；m_b，s和a均与岩体类型、完整性、风化程度等因素有关，其中a为与岩块破碎程度有关的常数，一般取值为0.50~0.65。叶观宝等^[17]在对既定粗糙结构面剪胀产生的法相应力增量进行量化分析的基础上，对SERRANO方法进行修正；SERRANO等^[20]通过改进的Hoek-Brown破坏准则，对嵌岩段平均侧摩阻力进行估算。

现将嵌岩段侧摩阻力经验估算值、理论估算值与实测值进行对比，如表6所示。由表6可知：估算值均有一定误差，不能完全符合实测值，这与数据量少以及地域离散性有关。但在公式中，其上限值和下限值基本涵盖实测值，误差在2%~17% 之间；公式中，其下限误差仅为6%，与实测值对应，但其上限值远超出实测值，约为实测值的3倍。分析其原因：实测极限状态为桩顶沉降为40 mm，而此估算法则以桩顶 80 mm为依据，嵌岩段侧摩阻力发挥更彻底，当=3.5 MPa时，侧摩阻力略保守，但对于=11.5 MPa, 估算值偏大，约为实测值的1.5倍。而JGJ 94—2008“建筑桩基技术规范”^[23]取值明显小于实测值，约为实测值的1/3。

表6  嵌岩段侧摩阻力实测值与估算值对比

Table 6  Comparison between measured and estimated values of socket side resistance

综上所述，在此工程中，经验法可以提供更为准确的预测值，当系数取值介于0.2~0.225，n取值为0.5时，误差率小于10%。现存JGJ 94—2008“建筑桩基技术规范”^[23]明显过于保守，为节约施工成本，建议适当提高在相同施工条件、地质条件下的嵌岩段侧摩阻力。此研究成果可为同地质、施工条件下嵌岩段极限侧摩阻力值提供设计依据。

其中，理论公式中：

             (4)

           (5)

，；＞25    (6)

，；＜25

其中：m_i与岩土类型有关，H_s和H_r分别为上覆土层和基岩层深度；和分别为上覆土层和基岩层自重；G_SI为地质强度指标。根据文献[24]，取m_i=9，G_SI(3.5)=30，G_SI(11.5)=60，由于m_i与由经验法推导得出，故对估算值取±10%上、下限，求得极限侧摩阻力(见表6)。

3  结论

1) 6根试桩荷载-沉降曲线均为缓慢型，与上部荷载呈非线性分布，桩顶沉降为22.8~60.0 mm，卸载回弹率较大，在40%~70%之间，且大多数超过50%，嵌岩桩弹性工作特性明显。

2) 在极限荷载作用下，桩端阻力分担上部荷载比例高达50%，远大于工作状态下的荷载分担比例；中风化泥质粉砂岩段侧摩阻力极限值高达750 kPa；桩侧摩阻力自上而下异步发挥，部分土层有软化现象。

3) 强夯预处理技术能有效改良上部未固结厚重回填土，在最大荷载下，回填土层侧摩阻力为强夯土层的4倍，平均桩顶沉降为20 mm，远低于未经处理地基中试桩沉降值45 mm，且桩顶卸载回弹率增大。

4) 对于嵌入泥质粉砂岩的冲孔灌注桩，采用岩石单轴抗压强度的经验法能提供较好的嵌岩段极限侧摩阻力估算值，且当折减系数为0.2~0.225，指数变量为0.5时，估算误差小于10%。

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(编辑  伍锦花)

收稿日期：2017-07-08；修回日期：2017-09-02

基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51708316，51778312)；山东省重点研发计划项目(2017GSF16107，2018GSF117008)；山东省自然科学基金资助项目(ZR2016EEQ08，ZR2017PEE006)；山东省高等学校科技计划项目(J16LG02)；青岛市应用基础研究计划项目(16-5-1-39-jch)；中国博士后科学基金资助项目(2018M632641) (Projects(51708316, 51778312) supported by the National Natural Science Foundation of China; Projects(2017GSF16107, 2018GSF117008) supported by the Key Research and Development Program of Shandong Province; Projects(ZR2016EEQ08, ZR2017PEE006) supported by Natural Science Foundation of Shandong Province; Project(J16LG02) supported by the Higher Educational Science and Technology Program of Shandong Province; Project(16-5-1-39-jch) supported by the Applied Basic Research Programs of Qingdao; Project(2018M632641) supported by the National Science Foundation for Post-doctoral Scientists of China)

通信作者：白晓宇，博士(后)，副教授，从事地基基础与地下工程研究；E-mail: baixiaoyu538@163.com