基于CEL法的静压管桩挤土效应数值分析

魏丽敏 李双龙† 杜猛 张红 何群

(1.中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075；2.中铁二院工程集团有限责任公司，四川 成都 610031；3.中铁十局集团有限公司，山东 济南 250001)

沉桩挤土效应引起的地基变形会给邻近建筑或结构带来不利影响，严重时将引起不均匀沉降、裂缝和管道变形[1- 2]等病害。在国内外学者对相关问题已取得大量理论分析[3- 4]与试验[5- 6]研究成果的同时，随着现代计算机运算能力的增强，沉桩问题的数值分析技术也得到了快速发展。Carter等[7]将桩挤压土体过程视为平面应变问题，利用圆孔扩张法研究了沉桩对桩周土体变形与孔隙水压力的扰动影响，但该法未考虑桩的存在而无法体现桩对土体的冲切作用；Chopra等[8]采用修正拉格朗日法描述桩尖土体的劈裂过程，以实现桩周土体大变形特征的模拟，该法也未考虑桩的存在，且可能存在由大变形致使网格严重畸变而引发的收敛性问题[9]。

文献[7- 9]中的方法都需在复杂的理论推导基础之上编制相应的计算程序，不便于推广应用，商业数值软件的涌现为沉桩问题的分析提供极大便利。张明义等[10]基于ANSYS软件平台，利用位移贯入法实现了静力压桩的数值模拟，但贯入的深度仅为0.15～0.20 m；Henke[11]为了避免桩直接压入土体而引发的计算收敛性问题，在桩尖下预设与土体相接触的细小刚性管，借助刚性管沿土体深度的滑移实现桩的压入；Ahmadi等[12]基于FLAC软件，采用移动边界模拟桩体的压入过程，获得了与试验吻合较好的计算结果。尽管此类研究一定程度上考虑了桩-土相互作用，但依然没有考虑桩对土体冲切作用而产生的土体大变形行为，与实际情况存在较大差异。由此，有学者尝试采用耦合欧拉-拉格朗日法(CEL)对沉桩过程展开分析。相比传统的拉格朗日分析方法，CEL方法中的土体材料可在欧拉域中自由变形，而不受网格的限制，从而有效地解决了岩土工程中由大变形引发的网格畸变和材料破坏等问题。Qiu等[13]对比了CEL方法和经典有限元法分析沉桩过程的结果，发现两种方法所得桩周土体孔隙比、径向应力都比较接近，但采用经典有限元法无法模拟地表土体的松动现象，并指出CEL方法很适用于沉桩过程的模拟；Tho等[14]采用CEL方法研究了沉桩过程对邻近既有桩基的影响，但并未对桩周挤土效应展开详细研究；Ko等[15]采用CEL方法着重对开口桩沉桩过程中的土塞效应展开研究。

综上可见，CEL方法作为一种新的数值分析技术，应用于沉桩分析已取得初步成果，但针对静压管桩挤土效应问题上的研究仍不多见，特别是在预钻孔、隔离桩等防挤措施的控制效果方面的研究更是少有提及。鉴于此，文中采用CEL有限元分析方法，在对CEL模型范围与网格尺寸合理优化的基础上，建立单桩模型、预钻孔单桩模型和压入桩、隔离桩并存的双桩模型，研究静压单桩桩周位移场变化规律，并探讨预钻孔、隔离桩对挤土效应的控制效果。相关建模方法和研究结论可为后续静压管桩挤土效应分析和相关工程设计提供参考和借鉴。

1 考虑大变形的CEL有限元方法

1.1 CEL方法简介

连续介质力学中的有限元法一般采用拉格朗日法或欧拉法描述材料的运动，如图1所示。拉格朗日描述的运动函数与材料坐标、时间有关，有限元网格节点与材料一起移动；而采用欧拉描述时，介质材料可以在欧拉域中自由移动，但网格始终保持不变。对于静压管桩问题，文中所采用的耦合欧拉-拉格朗日(CEL)方法具有拉格朗日法和欧拉法的优点，桩采用拉格朗日体建模，土体采用欧拉体建模，压桩过程中既可以考虑桩对土体冲切作用而产生的土体大变形行为，又能体现静压过程中的桩-土相互作用。欧拉体材料在网格中的填充比率由欧拉体积分数(EVF，0≤EVF≤1)予以定义，表征有限元网格内欧拉材料的填充体积。当EVF=1时表示网格单元被欧拉材料填满，EVF=0表示网格单元无材料，即空域[16]。

图1 连续介质运动描述方法

1.2 欧拉-拉格朗日体间的耦合接触算法

文中采用ABAQUS软件提供的CEL有限元方法展开分析。ABAQUS提供了功能强大、灵活多变的接触模拟功能，为准确模拟桩-土界面非线性力学行为提供支持。在CEL有限元模型中，欧拉体与拉格朗日体之间的接触通常采用“通用接触”算法，通过“罚接触”方法建立接触关系。这种算法采用有限滑动和面对面的接触离散方式，能够自动指定接触面中的主面与从面，对解决涉及大变形的高度非线性接触问题具有显著优势。

“罚接触”方法近似为硬化的压力-过盈关系，允许欧拉体侵入到拉格朗日体较小过盈量，并采用罚刚度指标计算欧拉体与拉格朗日体间的节点接触力，见图2。节点接触力表达式为

Fi=kimi

(1)

式中：Fi为界面间节点的接触力；ki为罚刚度；mi为对应节点间的罚位移。

图2 欧拉体与拉格朗日体的节点耦合

在本文数值模型中，忽略桩-土界面的黏着力，桩-土界面接触法向行为采用“硬接触”进行描述，切向行为采用赋予摩擦系数的“罚函数”进行描述。摩擦系数μ可依据下式确定[15]：

μ=K0tanδ

(2)

式中：K0为静止土压力系数，K0=1-sinφ′，φ′为有效内摩擦角；δ为界面摩擦角，取为φ′的(1/3～2/3)倍。

1.3 CEL模型范围与网格尺寸优化

鉴于静压管桩CEL有限元分析的模型范围及网格尺寸目前尚没有广泛认可的经验值，本文对其展开探讨。以本课题组在鲁南高铁曲阜东站开展的静压管桩现场试验[6]为工程背景，建立单桩CEL分析模型。考虑到压桩过程轴对称特性，取1/4圆柱形区域建立模型，模型半径R、深度Z，见图3。

图3 静压单桩和CEL模型

管桩桩长L为30.0 m，外径d为0.4 m，内径0.305 m，壁厚95.0 mm，设置为拉格朗日体，考虑到管桩刚度要远大于土体刚度，为提高计算效率，将桩考虑为刚体。地基土设为欧拉体，根据试验场地地勘报告，该试验区主要分布有细砂层及厚度较大的黏土层，两种土层性质相似，因而将土层概化为均质黏土层，土体密度取1 800 kg/m3，弹性模量取4.7 MPa，黏聚力25.0 kPa，有效内摩擦角φ′=15.0°，按式(2)确定摩擦系数μ=0.1。由于现场压桩速度较快，且黏土层的排水条件较差，将压桩过程视为不排水过程，土体泊松比取0.49[14,17]。地面以上厚度5.0 m设置欧拉空域以考虑桩周地表土体发生隆起。在模型的两个垂直对称面上设置对称边界，顶面、底面及圆弧侧面设置欧拉法向速度固定边界，即材料流动速度为0。采用位移贯入法模拟桩的静压过程，即在桩顶部施加位移边界，使桩身向下匀速运动。采用基于中心差分法的动态显示求解器进行计算。CEL有限元分析无法直接提取土体(欧拉体)网格节点位移，只能通过欧拉体积分数观察其变形情况。为了实现对欧拉体材料点位移的提取，在计算前定义示踪粒子对欧拉体中的材料点进行跟踪，计算完后可通过示踪粒子记录的位移变量输出位移。

学术界普遍认为土体深度达到两倍桩长(本文为60.0 m)时，基本可以消除底部边界的影响[15,18]，本文侧重模型半径R的分析，分别按模型半径R=20d、40d和80d(d为桩半径)建模计算。不同模型计算结果见图4。从图中可以看出，R取值80d(本文为32.0 m)时，土体Mises应力计算结果基本不受边界的影响。

图4 不同模型范围下的土体Mises应力云图

采用细至粗的放射性网格划分模型。在距圆心10d范围内采用大小均匀的细网格，范围以外区域采用较粗网格。选取5种细网格尺寸1.0d、0.75d、0.50d、0.25d和0.125d分别进行建模计算并对比计算结果，以确定合理网格尺寸。图5给出了压桩最终贯入阻力、模型计算时间随网格尺寸变化的关系。

图5 网格优化

由图5可知，当细网格尺寸由0.25d减小到0.125d时，贯入阻力差值仅为细网格尺寸是0.25d时的1.2%，而计算时间增加约617%。可以认为，细网格尺寸为0.25d时，计算精度基本满足要求，计算时间成本也较低，后续建模时细网格尺寸取为0.1 m。

1.4 CEL方法研究挤土效应的适用性

采用R=80d，细网格尺寸0.1 m建立静压单桩CEL分析模型，并结合文献[19]中的单桩现场试验数据，探讨CEL有限元分析用于静压管桩挤土效应分析的适用性。周火垚等[19]在饱和软黏土地基中进行了单根足尺静压桩(桩长L=30.0 m、桩径d=0.5 m)现场试验，并测得了距离桩轴8d处地基土深层水平位移。根据该文献地质资料建立CEL模型，考虑到土层较多且土体强度参数及其他性质相近，将多层土体概化为均质土层。图6为计算结果与实测数据在距离桩轴8d处的深层水平位移对比。

由图8可知：在距桩轴8d处，挤土效应仍较明显，且在桩尖附近位置水平位移明显增大，实测土体位移最大值为15.8 mm，发生在深度约为0.8L处；而计算最大值为20.8 mm，发生在深度约为0.9L处，存在差别的主要原因可能为：(1)现场试验土层较多，不同土层位移曲线有一定程度的波动，而CEL模型已将土体概化为均质土层，曲线只在桩尖附近位置变化较大；(2)现场试验将基桩分两段(每段15.0 m)压入，并且压入速度不均匀，而CEL模型采用整段30.0 m桩匀速压入。整体上，CEL模型计算得到的桩周土体水平位移分布与实测值较接近，表明CEL有限元法在研究静压管桩挤土效应问题上的适用性较好，CEL分析模型可以较真实反映实际压桩过程中桩周土体位移场的变化情况。

图6 计算结果与文献现场试验结果对比

2 静压单桩桩周土体位移场变化规律

基于以上研究成果，进一步考察静压单桩桩周土体位移场变化规律，计算模型采用优化后的模型范围和网格尺寸，桩长L为30.0 m，直径d为0.4 m，将桩考虑为刚体，计算参数同1.3节。

2.1 桩周土体径向水平位移分布

对距离桩轴1d、2d、4d、8d和16d测孔处的土体节点用示踪粒子标记用以观察深层土体位移的发展规律。图7分别给出了压桩深度为3.0、10.0、20.0和30.0 m时不同测孔处的水平位移分布。

由图可知：压桩过程中，桩的压入深度不同，土体径向水平位移沿深度分布规律也不同；而在某一压桩深度下，与桩不同距离测孔的径向水平位移沿深度的分布规律相似。压桩过程中，桩周土体径向水平位移沿深度呈现3种不同的分布规律：当桩压入深度较浅(深度小于3.0 m)，径向水平位移呈先增大后减小趋势，在桩尖附近达到最大值(见图7(a))，桩尖深度以下位移快速减小至0；当桩压入深度为3.0～10.0 m，位移呈先增大后减小，再增大再减小趋势，在桩尖附近达到最大值(见图7(b))，桩尖深度以下快速减小至0；当桩压入深度较大(大于10.0 m)，位移先增大后减小，之后在一段深度范围内趋于平缓，至桩尖附近后再增大，在桩尖以下快速减小至0(见图7(c)和图7(d))。受桩尖挤压作用，压桩过程中最大值始终保持在桩尖附近(桩尖深度以上2d范围内)，而在距桩尖6～7d深度以下土体不再受影响。

图7 不同距离处径向水平位移分布

图8为压桩完成时不同深度处土体径向水平位移与距桩轴距离(S/d)的关系曲线。

由图可知，不同深度处土体径向水平位移的分布规律基本一致，土体径向水平位移随与桩距离的增大呈指数型衰减，这与徐建平等[20]通过模型试验所得到的位移分布规律基本一致，进一步表明CEL数值方法分析沉桩问题的适用性较好。

图8 土体径向水平位移随与桩轴距离的变化

2.2 地表竖向位移分布

图9为压桩完成时地表竖向位移分布。

图9 地表竖向位移分布

由于压桩对桩侧土体的竖向剪切效应，桩周会形成一定范围的剪切带[21]，引发距桩较近处土体产生下沉。图中表明桩侧沉降量最大，约为100.2 mm；而在一定范围以外，地表由于挤土效应而产生隆起，距桩轴2d地表隆起值约为45.2 mm。距离桩轴越远，地表隆起越小，当距离达到16d时，地表隆起为0。

压桩过程中，桩周一定范围内土体向外推挤，使得浅部土体发生隆起变形，而桩尖下方部分土体则随着桩尖一起向下运动并挤压桩侧土体，使得桩侧土体发生水平变形，图10为桩体压入过程中桩周土体的速度场分布，其直观地揭示了压桩过程中土体的运动趋势。

值得注意的是，管桩压入过程对地表隆起变形的影响存在转折深度，此转折深度亦可用于表征压桩过程中桩周土体的两种破坏模式：浅层破坏与深层破坏。当压入深度小于转折深度时，浅层土体发生破坏，桩压入排开土体的体积与桩周浅层土体隆起体积相协调，地表发生隆起；而当压入深度大于转折深度时，浅层破坏转换为深层破坏，后续压入深度对地表隆起影响不大，受初始地应力场的影响，桩压入排开土体体积与桩周土体压缩变形体积相协调。Hu等[22]认为静力触探仪在均质土体的贯入转折深度约为1a～2a(a为触探仪直径)。对比本文中图10(a)和图10(b)可以发现，随着桩体压入深度的逐渐增大，浅层土体的运动速度方向逐渐变化，其值显著减小，表明对地表竖向位移的影响逐渐减小。对计算结果进行对比分析后，认为静压管桩的转折深度约为8d。

图10 压桩过程中土体速度场分布(部分)

3 预钻孔对挤土效应的控制效果

预钻孔作为减小沉桩挤土效应的有效措施，已在工程中大量使用[6]。然而，由于涉及到土体大变形及非线性接触问题，有关含有预钻孔的静压桩数值分析成果较少。本文采用CEL方法就深度不同预钻孔对挤土效应的影响展开分析。

3.1 计算模型

由于CEL模型无法通过经典有限元法中“生死”单元的方式实现预钻孔的钻孔施工模拟，本文采用在桩尖以下土体中预设圆柱孔(建模时无网格)的方式来模拟预钻孔(见图11)。为了考虑预钻孔取土后孔周土体应力的释放作用，在地应力平衡过程中对预钻孔深度范围内土体的侧向压力系数K0进行适当折减，设为0.95K0。参照试验现场情况，预钻孔直径设为0.75d(0.3 m)，深度可根据计算方案设置不同值，预钻孔的孔壁和孔底均设置欧拉法向速度固定边界。模型其余几何尺寸与计算参数同1.3节。

图11 预钻孔静压桩CEL有限元模型

3.2 有、无预钻孔计算结果对比

以开展的静压管桩现场试验[6]所采用的预钻孔深度20.0 m为例，对预钻孔的防挤效果展开研究。图12给出了有、无预钻孔条件下距离桩轴1d、2d、8d测孔处的地基土径向水平位移对比。

图12 有、无预钻孔径向位移对比

由图可知：深度为20.0 m的预钻孔对距桩轴1d和2d测孔的挤土效应控制效果十分明显，而当距桩轴距离增加到8d时，预钻孔对挤土变形的削弱不再明显。在距桩轴1d测孔深度为5.0、15.0、20.0、25.0和29.4 m处，预钻孔深度为20.0 m条件下的径向位移约为对应无预钻孔条件下位移的42.6%、32.8%、20.5%、60.3%和74.3%，表明就挤土效应的控制效果而言，预钻孔深度范围内的效果明显优于预钻孔深度以下，且孔底尤为明显，其原因在于孔底的应力释放作用要强于预钻孔其他位置。另外，从位移曲线分布来看，是否设置预钻孔对径向位移最大值的出现位置基本没有影响。

图13给出了无预钻孔和预钻孔深度为20.0 m时地表竖向位移随距离的变化。

图13 有、无预钻孔地表竖向位移对比

由图可知，在距桩轴1d处，预钻孔深度为20.0 m时地表沉降显著大于无预钻孔时，原因在于预钻孔的应力释放作用导致近桩侧的土体更易出现塑性屈服，管桩的向下挤压作用使近桩侧的土体产生沉降变形。而对桩侧稍远土体，预钻孔对地表隆起的削弱效果较好，例如：距离2d处地表隆起由45.2 mm降到10.2 mm，降低约77%。

3.3 不同预钻孔深度的对比

试验结果表明，不同深度预钻孔对静压管桩挤土效应的控制效果存在差异[6]。实际工程中，若遇特殊土层(如松散砂层)，较深的预钻孔存在塌孔风险，为在满足挤土变形控制要求的前提下规避施工风险，对比不同预钻孔深度的挤土效应，是合理确定预钻孔深度的参考依据。本文选取直径均为0.75d、深度分别为(1/3)L(等于10.0 m)、(1/2)L(等于15.0 m)和(2/3)L(等于20.0 m)的预钻孔，建立CEL模型进行对比分析。

图14给出了预钻孔深度分别为10.0、15.0和20.0 m时，距离桩轴1d和2d测孔处的径向水平位移分布。由图可知：三种预钻孔条件下，土体径向水平位移沿深度的分布规律基本一致。在预钻孔深度范围内，土体径向位移沿深度呈先增大后减小趋势，由于预钻孔底部应力释放作用最强，在预钻孔底部减至最小；当桩体穿过预钻孔深度后，挤土位移显著增大，至桩尖深度附近位移达到最大值。

对比3种不同深度预钻孔条件下的桩周土体最大径向水平位移，可以发现：预钻孔越深，最大水平位移则越小，表明对挤土效应的控制效果越好。在距桩轴1d处，预钻孔深度为10.0、15.0和20.0 m条件下的最大水平位移分别为177.1、159.3和138.8 mm。预钻孔深度从10.0 m增加到15.0 m时，土体最大径向位移减小约10.1%；而预钻孔深度从15.0 m增加到20.0 m时，土体最大径向位移减小约12.9%，说明新增预钻孔长度段位置越深对挤土效应的控制作用越显著，主要原因在于其位置越深对释放土体初始应力的作用越强。

图14 不同预钻孔深度土体径向位移对比

4 既有隔离桩的遮拦效应分析

大面积静压管桩施工时，为保护邻近建筑或结构，往往会在邻近保护对象一侧设置隔离桩，以削弱静压管桩挤土效应。为此，本文建立压入桩、隔离桩并存的双桩CEL分析模型，研究隔离桩对新压入桩挤土变形的遮拦效应。

4.1 计算模型

取1/2圆柱形区域建立压入桩和隔离桩并存的双桩CEL有限元模型，如图15所示。

图15 包含隔离桩的双桩CEL模型

本文旨在探讨既有桩对新压入桩挤土效应的遮拦效果，分析有、无隔离桩存在两种情况下挤土位移变化的定性规律，因而为节约计算成本，将原采用的30.0 m桩长缩短至10.0 m，桩径d=0.4 m不变，桩间距2.0 m。整体模型直径取D=130d=52.0 m，深度Z=27.0 m，其中地表以上2.0 m范围内设置欧拉空域单元，两桩关于圆心对称。计算过程为：(1)初始地应力平衡，位移场清零；(2)按照实际情况模拟隔离桩的压入过程，并设置示踪粒子；(3)压入新桩，并通过该时步示踪粒子记录的位移减去第(2)步压入隔离桩所记录的位移，从而获得新压入桩产生的挤土位移场。

为便于表述，将模型中的土体分成标号为Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ的3个区域，见图16。分别在以下位置设置示踪粒子：在Ⅰ区距离压入桩左侧1d、2d、4d、8d和16d处，在Ⅱ区距离压入桩右侧1d、2d和4d处及在Ⅲ区距离压入桩右侧8d和16d处。

图16 双桩模型分区示意图

4.2 遮拦效应分析

图17给出了压桩完成时Ⅰ区、Ⅱ区在距压入桩桩轴1d、2d和4d处测孔的径向位移对比。

图17 Ⅰ区与Ⅱ区距桩轴等距测孔的径向位移对比

由图可知，整体上，Ⅱ区测孔径向位移沿深度的分布与Ⅰ区类似，随着深度的增大，土体径向位移逐渐增大，并在桩尖深度附近达到最大值，桩尖以下位移快速减小至0。对比Ⅰ区、Ⅱ区在1d、2d、4d处测孔的径向位移最大值可以发现，相同位置处，Ⅱ区比Ⅰ区分别减小了6.0%、16.4%、41.8%，且最靠近隔离桩测孔处(距压入桩桩轴4d)的土体径向位移在桩尖附近已经没有明显的“峰值”，一方面是由于隔离桩的压入对桩侧土体产生了径向挤压，增大了土体径向应力，同时导致桩侧一定范围内土体更加密实，土体变形模量提高，其抵抗径向变形的能力也有所提高；另外一方面是隔离桩的存在对其径向位移起到了明显的约束作用，并且距离隔离桩越近，这种约束作用越明显。

对于实际工程而言，更关注的是隔离桩背侧土体区域(Ⅲ区)的位移发展。图18给出了压桩完成时Ⅰ区、Ⅲ区在距压入桩桩轴距离8d和16d测孔处的径向位移对比。

图18 Ⅰ区与Ⅲ区距桩轴等距测孔的径向位移对比

由图可知，Ⅲ区和Ⅰ区在距桩轴8d处测孔的径向水平位移分布规律存在明显差异。Ⅲ区距桩轴8d测孔的径向水平位移沿深度呈先增大后减小趋势，最大值发生在桩体的中部位置(埋深约5.8 m)，而在Ⅰ区距桩轴8d测孔的径向水平位移最大值发生在桩尖附近(埋深约9.8 m)。出现此种现象原因在于隔离桩的存在遮拦并分散了桩体贯入过程中土体在桩尖区域产生的挤压作用，从而引发隔离桩连同背侧土体一起变形。对比Ⅰ区和Ⅲ区在8d、16d处的径向位移最大值可知：Ⅲ区径向位移比Ⅰ区同位置测孔位移分别减小了58.1%、67.6%，进一步说明隔离桩的存在对Ⅲ区的土体径向位移产生了明显的隔离作用，很大程度上削弱了新压入桩引发的挤土效应。

图19为压桩完成时两侧地表隆起的对比结果。由图可知，在距压入桩2d范围以外，因压桩挤土效应，地表土体发生隆起，其中距桩轴2d、4d和8d处地表隆起明显，至16d处地表隆起不明显。Ⅱ区距压入桩轴2d、4d处地表隆起最终值与Ⅰ区对应位置的隆起量相差不大，但在Ⅲ区8d处的地表隆起量仅为Ⅰ区对应位置的20.0%左右，表明隔离桩对地表隆起也有明显的隔离作用。

图19 压入桩两侧地表隆起对比

5 结论

采用CEL有限元方法对静压管桩挤土效应展开了较深入的数值分析，探讨了工程中常用的预钻孔、隔离桩措施对挤土效应的控制效果，获得的主要结论如下：

(1)管桩静压过程中，压桩深度不同，土体径向水平位移沿深度分布规律也不同；而在某一压桩深度下，距桩轴不同距离测孔的径向水平位移沿深度分布规律相似。受桩尖挤压作用，径向水平位移最大值始终保持在桩尖附近(桩尖以上2d范围内)，而距桩尖6～7d深度以下土体不再受影响。压桩完成后，土体径向位移随与桩轴距离的增大呈指数型衰减。

(2)随着管桩压入深度的增大，浅层土体的运动速度逐渐减小，当压入深度大于8d后，土体由浅层破坏转至深层破坏，对地表隆起的影响不再明显。

(3)预钻孔能有效减小静压管桩的挤土效应，直径为0.75d的预钻孔，其深度分别从(1/3)L增大至(1/2)L、从(1/2)L增大至(2/3)L时，距桩轴1d处的最大径向水平位移分别减小10.1%、12.9%，说明新增预钻孔长度段位置越深对挤土效应的控制效果越显著。

(4)隔离桩对新压入桩所引发的挤土变形具有明显的遮拦作用，这种作用不仅使隔离桩背侧土体的挤土变形量大大减小，而且使发生径向水平最大位移的位置由桩尖附近向上转移至(1/2)L深度处。

(5)采用CEL有限元法模拟管桩静压过程，不仅可以考虑桩体压入土体过程中土体的大变形行为，而且能够有效避免网格畸变所引发的计算收敛性问题。采用该法所获得的计算结果与试验结果吻合较好，表明CEL有限元法在研究静压管桩挤土效应问题上的适用性较好，可推广应用于诸如沉桩、桩靴贯入等考虑大变形的岩土工程问题。