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1、粘土快速荷载试验分析方法的比较Michael J. Brown1 and John J. M. Powell2（1.Unive. of Dundee , Dundee DD1 4HN,U.K.土木工程部高级讲师（通讯作者）摘要：快速荷载桩基试验（RLT），如静动试验，已发展为常用的静态和动态试验之外可供选择的另一种桩基检测技术。卸载点法（UPM）通过分析快速荷载试验结果得到等效荷载沉降特性，但该方法适用于粗粒土，在粘土和淤泥中表现较差。为了克服这些不足，已有学者考虑了土壤类型的影响，对UPM法进行了改进，还提出了新的分析方法。为了验证改进的UPM法和新分析方法的有效性，文章对两粘土场地上的桩基
2、试验结果进行了分析。第一个场地上覆高到极高塑性的第四纪伦敦粘土，第二个场地是低到中等塑性的冰碛土。结果显示，某一新方法因考虑了与土壤有关的速率效应参数（基于粘土的塑性指数）随桩基沉降的变化，对很高塑性粘土的静态等效荷载沉降特性的预测情况最佳。总体来看，UPM法在低到中等塑性冰碛土中中表现最好，这是因为RLT试验在该类土中已积累了较多的经验。还可以看到，若在更多土壤类型上开展相关试验，RLT分析方法将会得到更大的发展。基于上述研究成果，文章最后考虑阻尼和速率效应参数随桩基沉降的变化，提出了改进的UPM和Schmuker法。关键词：桩荷载试验，静态试验，桩土相互作用，粘土，冰碛土，细粒土，阻尼。引
3、言以往桩基测试一般采用静态或动态荷载试验。在20世纪90年代，另一类桩基检测方法快速荷载测试（RLT）法（如静动法）得以发展。然而，分析手段欠缺可靠性使得RLT技术无法用于细粒土体，阻碍了其更为广泛的应用（Paikowsky，2004）。一般采用卸载点法（UPM）分析静动试验，该法允许仅基于试验中测量结果进行分析（Middendorp，2000）。虽然有报道指出卸载点法能较好地适用于粗粒土或岩石中的桩（Brown，1994），但亦有学者发现所得的恒定阻尼参数不能准确反映粘土或淤泥的速率效应，导致桩基极限承载力的过高预估（Holeyman等，2000）。为此，诸多学者基于土壤类型的简单描述引入了
4、一系列校正因子以改进UPM法（McVay等，2003；Paikowsky，2004）。引入校正因子后一般能对极限承载力给出更好预测，但会过度校正工作荷载下桩-土刚度。校正因子是基于一个有限的数据集，因而不能反映不同粘土中速率效应的差异（Powell & Brown，2006；Weaver & Rollins，2010）。针对UPM的不足之处，后续又发展了几种分析方法，且均考虑了不同土质的速率效应（Brown，2008；Schmuker，2005）。本文介绍了现有的UPM分析方法，通过现场两种不同粘土上的桩基试验对它们的效果进行了比较，基于此，提出改进的RLT分析方法。有效分析方法卸载点法卸载点
5、法对细粒土上单桩的极限承载力预测一般偏高，引入与土体有关的平均校正因子可纠正这一偏差(Paikowsky ，2004)。已有文献中，粘土拟采用0.65的UPM校正因子（），这是基于有限实例的结果（McVay等，2003）。近期研究发现对于粘土0.65的校正偏小，应采用更大的校正，如校正因子取用0.47（Weaver & Hyde，2010）。从图1可以看出，UPM法过高地估计了桩的极限承载力，这是因为所得的阻尼系数偏小，这也是该法的最大缺点。实际上在试验中阻尼系数是不断变化的，分析中并未考虑这一影响，导致对工作荷载下桩基沉降的过高估计（Stokes等，2008）。用静动法将3071kN的荷载循
6、环加载到一个长12m、直径600mm的钻孔灌注桩上，土质条件为低至中等塑性冰川土（Brown & Hyde，2008），得到图1所示的结果。其中，加载过程包括先对桩基进行2天5个周期的静动法加压，3周后开展等贯入率试验（CRP），再在5天后进行维持荷载试验。图1中所示的是在每个桩测试中桩的累积沉降复位为零的结果，图中只显示了最终的和最大的静动循环荷载。上述桩基相对较短，且位于较均匀的粘土中，其波数（）远远超过最低值12，分析中可将其视为质量块或刚体，本文实例的分析也将沿用此假定。当桩的波数低于12时，需考虑应力波的影响。Middendorp（2000）在其文章中对桩波数的确定也给出了详细的说明
7、。图1.UPM法对静动试验数据的分析结果【上图中，纵坐标：沉降（mm） Settlement(mm）； 横坐标：桩头荷载（kN） Pile Head Load(kN)】非线性速率相关法方法 1: Brown法Brown法是由Brown提出的考虑速率效应的非线性方法（2004）。该方法与UPM的主要区别在于，其依赖于使用者输入的与土壤相关的速率参数。 (1)式中 为桩的静阻力； 为静动荷载； 为桩的惯性； 为桩的速度；为CRP桩试验的速度，用于定义速率参数和的和都标准化为，并假定= 1 m/s。这种分析方法是由动测试验分析演变而来，其中大部分的桩基承载力来源于侧摩阻力的发挥（Randolph &
8、 Deeks，1992）。另外，值的确定可以参考Powell & Brown（2006）提出的与塑性指数（PI）的关系式。 （2）上式中平均PI的范围是1443，但已有的数据主要针对PI为1420的土壤（低至中等塑性），高至很高塑性土壤仅有有限的数据，尚缺乏极高塑性土壤的PI数据。需要指出的是，塑性等级的定义是基于BS5930 ：1999。本文的分析方法不仅包含了土壤参数的影响，也考虑了速率效应的明显变化，Balderas -MECA（2004）通过超固结土的试验指出速率效应变化是由桩土应变水平差异引起。为简化计算，允许达到最大值，即静动荷载峰值（）对应的值，峰值后保持不变(Brown & H
9、yde，2008)。参数在粘土中一般设为0.2（Randolph&Deeks，1992），本文也将取用该值。方法2 ：Schmuker法Schmuker（2005）提出了一种与土壤粘度指数有关的分析方法。 (3)粘度指数是基于对土壤的简单描述，如表1所示。表中值是由Leinenkugel（1976）在实验室中开展不同速率双轴试验，并经过Gudehus（1981）和Schmuker（2005）总结得到。Triantafyllidis（2001）继续推导了与土壤液限（LL）有关的参数（百分比形式） (4)有学者（Middendorp等，2008）发现对于低塑性土，当取平均值0.0264时，Schm
10、uker法和静载试验结果具有很好的一致性，这里的0.0264是Schmuker（2005）通过静动试验的反向分析得到的。值得一提的是，上述值的确定是基于土壤组分的描述而不是塑性的量测，表1中也不包含低塑性土的数据。虽然表1给出了粘度指数的明确取值，但不同方法也存在不一致。对于低到中等塑性的粉质粘土（LL=20-36，PI=7-20），基于塑性描述其粘度值可达到0.03，而根据材料描述得到的范围为0.0170.034。同样，通过方程（4）计算得到粘度值为0.0060.021，几乎已位于表1所示值以外。对图1所示试验结果的分析表明，粘度指数取与高塑性土对应的0.04可得到更为准确的极限承载力。现场
11、静动试验为了比较不同分析方法的有效性，本文开展了两个现场试验，两试验均采用长螺旋灌注桩（CFA桩），主要区别在于场地粘土塑性相差较大。桩的尺寸与场地上已有用于研究的桩一致，以方便比较。试验中以4 MN 的静动设备产生明显沉降时的荷载作为桩的承载力（Powell & Brown，2006）。案例1中桩直径为450mm，位于地表下9.5m处，案例2中桩直径为600mm，位于地表下（BGL）10.4m处。静载试验是通过液压千斤顶对锚桩横梁施加反作用实现，荷载由校准测力传感器测量。试验程序严格遵守土木工程学会（2007）相关条例。静动法试验采用Middendorp（2000）所述的4 MN液压钻机。表
12、1 粘度指数（Middendorp等，2008）土壤类型（粘度指数）砂质粉土0.018淤泥0.025-0.032粘质粉砂0.015-0.038粉质黏土0.017-0.034粘土，中（中等的）0.03可塑性粘土0.04高塑性0.06粘土（膨润土）0.07案例1 ，Chattenden，伦敦粘土场地位于英国肯特州Chattenden城市的洛奇山营地，上覆土为伦敦粘土。该场地原为研究收缩土地基而建（Crilly等，1992 ）。 场地上覆30m厚伦敦粘土，并带有一3m的干壳层（超固结比（OCR）2450）；值随着深度逐渐增加（010m平均为100Kpa，平均OCR为18）； 015m平均含水量为29
13、% ； 010m处，PI为60，1015m上升至63； 体积密度为19.4 kN/m3； 地下水位约在地下1米处；场地上部4m是风化的褐色伦敦粘土，其下是很高到极高塑性的未风化的蓝色粘土。图2总结了场地土的强度和特征数据。上部10m土体的PI值曾被错误的报道为52，但也不妨碍该场地近来多次被用于桩性能测试（Powell & Brown，2006；Skinner等，2003）。Chattenden测试桩采用直径450mm的CFA桩，桩体位于工作平台（BWPL）下11m处。制桩时在其上部附加直径为500mm、厚11mm充填混凝土的钢套管，使桩达到测试所需的高度。钢套管的安装过程为：在桩周围挖掘深度
14、约为1m的坑，安置套管使其中心线与钢筋所在位置对应，浇注混凝土到最终高度。考虑到地面扰动的影响，对于桩CS1和桩DC1认为其有效嵌入长度为9.5m，而桩R1为10.1m。与其它桩不同的是，桩R1被安置于地表下11.63m处，这是为了补偿其钻孔软化，因为与正常钻孔34min的敞开时间相比，混凝土延迟输送使得桩R1钻孔的敞开时间达到25min。桩的设计静载能力为1000kN。图2 .Chattenden地区典型土壤特性【上图中，纵坐标：地表下深度（m） Depeh Below Ground Level(m)横坐标：不排水剪切强度（kPa） Undrained Shear Stength(kPa)
15、体积密度(kN/m3) Bulk Density(kN/m3) 含水量(%) Moisture Content(%)】Chattenden试验结果讨论静载试验对四个桩进行静载试验，其中两个采用维持荷载（ML）法加载直至失效，桩MC2 （图3）在这之后还有两个CRP加载阶段，其余的桩使用CRP（表2）加载。维持荷载法采用125kN的增量加载，这就会导致可能错失加载步间的实际极限承载能力，而且在本场地，伦敦粘土的应变软化性质使得这个问题更加严重，最终难以维持荷载。这种情况下，通常将荷载减少到一个之前稳定的值，并且保持直至沉降稳定恢复。CRP试验以0.007mm/s的加载速率进行，直到达到峰值荷载。在峰值荷载下，增大加载速率到系统的最大值，约为0.23 mm/s（简称为CRPH），以评估加载速率的影响。这项研究的结果将另文发表。伦敦粘土的应变软化特性使得其静载能力的确定较为困难，进而导致难以比较静载试验与静动试验，尤其当静态试验具有确定的峰值和极限特性时。为了比较各桩峰值特性，从桩MC3和MC4（表2）的CRP测试结果得到静阻力平均值（11 16kN），而试验中最
