從工程實踐淺析基樁高應變法檢測承載力誤差問題

唐國英 何德華

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從工程實踐淺析基樁高應變法檢測承載力誤差問題

唐國英 何德華

（廣東省地震局，廣州 510070）

高應變法檢測是基樁檢測技術的一種重要手段，但是該方法檢測承載力存在誤差，因此受到許多爭議。本文以廣東惠州地區兩項工程的檢測實踐為例，分別采用前后兩組不同擬合參數，對檢測數據進行了承載力擬合計算，分別得出了前后兩種不同的計算結果。并通過動、靜兩種方法的對比檢測，分析了高應變法檢測承載力誤差產生的主要原因，粗略探討了對高應變法檢測的一些認識。

高應變法檢測 承載力 誤差 擬合參數

引言

基樁的主要作用是承受軸向垂直荷載，因此豎向承載力是否滿足設計要求是衡量基樁是否合格的重要指標。目前，檢測基樁豎向承載力所采用的方法主要有高應變法和單樁靜載試驗兩種。其中，高應變法檢測技術20多年前在我國開始應用和推廣，現在已經成為基樁檢測技術的一種重要手段。它具有許多優點，如檢測時間短、費用低、效率高、抽檢范圍廣，并且還能提供單樁極限承載力、樁側摩阻力大致分布、樁底端承力大小、樁身質量結構完整性等豐富信息，因此應用越來越廣泛（林慧常，2012）。但是，高應變法檢測承載力也存在誤差的問題，目前受到了許多爭議，甚至有些地方建設質量監督管理部門不建議采用該檢測方法。為此，筆者僅從廣東某些工程預應力管樁檢測的實踐出發，并通過擬合計算結果與靜載試驗結果的比對（陳桂科，2001），淺析高應變法檢測承載力存在的誤差問題。

1 高應變檢測方法及計算模型

高應變法檢測是用重錘沖擊樁頂部，使樁土產生足夠的相對位移，以充分激發樁周土阻力和樁端支承力，通過安裝在樁頂以下樁身兩側的力和加速度傳感器接收樁的應力波信號，用應力波理論進行分析，描繪力和速度時程曲線，從而判定樁的極限承載力和評價樁身質量結構的完整性（宋兵等，2009）。

高應變法檢測承載力的計算一般用實測曲線擬合法，采用較復雜的樁-土力學模型，選擇實測力或速度或上行波作為邊界條件進行擬合。具體做法是：將樁分為若干個小單元，假定每一個小單元的樁、土模型及其參數，以實測的速度作為樁頂的邊界條件輸入，求解波動方程后，反算出樁頂的力曲線，并與實測的樁頂力曲線相比較，如果不重合或不相符，則調整樁、土模型及其參數再進行計算，直至達到較好的擬合計算效果為止（王彪等，2013）。

2 工程檢測實例

2.1 高應變法檢測及擬合分析

下面分別介紹廣東惠州地區某A#和B#工程錘擊法預應力管樁的高應變檢測及擬合分析情況。

檢測儀器采用武漢巖海公司生產的RS-1616K(P) 基樁動測儀，錘擊系統使用矩形架自由落錘裝置，錘重4噸，檢測時落錘高度約1m。數據處理使用沿海公司研發的擬合分析軟件，其中擬合參數Qs、Qt、Js、Jt值分別代表樁側彈限值、樁底彈限值、樁側CASE阻尼系數、樁底CASE阻尼系數（廣東省標準，2008）。筆者在廣東沿海地區對Qs、Qt、Js、Jt的經驗取值范圍分別是：1.0—4.0mm、1.5—13.5mm、0.1—3.0、0.1—1.0。樁底彈限Qt值的提高會引起承載力的增大，它對承載力的影響非常明顯。國內高應變試樁專家王雪峰博士建議樁底彈限Qt值最大為13.0mm左右。

筆者分別對兩項工程的檢測數據進行了分析處理，先按地方經驗值選擇擬合參數進行計算，Qt值取13.0mm左右，得到一個初始承載力；然后再調整擬合參數，將Qt值提高到16.0mm左右，得到另一個承載力。對比前后兩次擬合計算結果，后者明顯增大了。

（1）A#工程

該批樁樁徑均為Ф500mm，高應變法檢測樁號為114#、169#、231#三根樁，單樁承載力特征值分別為2100kN、1500kN、2100kN，配管長度分別為9m、10m、12m，按承載類型屬端承樁。樁周土層從上到下依次為：粉質粘土、砂質粘性土、強風化花崗巖、中風化花崗巖，樁端持力層進入強風化花崗巖。三根樁的實測速度曲線底部均有同向反射波，脈沖都比較寬，其中114#、169#樁波幅很大，231#樁波幅稍小。實測力和速度時程曲線見圖1a。

分別對三根樁進行擬合計算，Qs取值范圍在2.70—2.96mm之間；Js取值范圍在0.14—0.54之間；Jt取值范圍在0.16—0.24之間；Qt取值范圍在13.17—13.42mm之間。取經驗值的最高范圍。三根樁擬合計算極限承載力分別為1770kN、1463kN、2787kN，這也是向委托單位提供檢測報告的結果。擬合計算結果見表1，擬合計算曲線見圖1b。

對擬合參數Qs、Qt、Js、Jt值作出調整，主要提高Qt值。參數調整后，Qs取值范圍在1.04—1.95mm之間；Js取值范圍在0.11—0.56之間；Jt取值范圍在0.16—0.19之間；Qt取值范圍在16.22—16.40mm之間。其中Qs、Js、Jt值變化不大，Qt值變化較大，擬合計算結果較之前提高了。參數調整后，三根樁擬合計算極限承載力分別為2014kN、1809kN、3298kN。擬合計算結果見表2，擬合計算曲線見圖1c。

表1 114#、169#、231#樁擬合計算結果（前）

續表

樁號#樁徑（mm）測點樁長（m）單樁承載力特征值（kN）彈性波速（m/s）曲線擬合法分析 Qs（mm）Qt（mm）JsJt動測承載力（kN）摩阻力（kN）端承力（kN） 1695009.5150042002.7713.170.2030.1741463779684 23150011.6210042002.7013.180.5360.23727876702117

表2 114#、169#、231#樁擬合計算結果表（后）

圖1a 114#樁力、速度曲線

Fig.1a Speed and force curve of 114# pile

圖1b 114#樁擬合計算曲線（前）

Fig.1b Fitting calculation curve of 114# pile (before)

圖1c 114#樁擬合計算曲線（后）

Fig.1c Fitting calculation curve of 114# pile (after)

（1）B#工程

該批樁樁徑均為Ф500mm，高應變法檢測樁號為99#、147#、158#、175#、194#五根樁，單樁承載力特征值均為2000kN，配管長度分別為9m、10m、10m、10m、8m，按承載類型屬端承樁。樁周土層從上到下依次為：粉質粘土、全風化黑云母中細?；◢弾r、土狀強風化黑云母中細?；◢弾r、塊狀強風化黑云母中細?；◢弾r、中風化黑云母中細?；◢弾r，樁端持力層進入土狀強風化黑云母中細粒花崗巖。五根樁的實測速度曲線底部均有同向反射波，99#樁波幅較大、脈沖較寬；175#與194#樁波幅稍小、脈沖稍窄；147#與158#樁波幅很小，但脈沖較寬。實測力和速度時程曲線見圖2a—圖8a。

分別對五根樁擬合計算，Qs取值范圍在3.14—3.32mm之間；Js取值范圍在0.45—0.52之間；Jt取值范圍在0.32—0.47之間；Qt取值范圍在13.19—13.39mm之間。五根樁擬合計算極限承載力分別為1690kN、2009kN、2981kN、3038kN、2967kN。擬合計算結果見表3，擬合計算曲線見圖2b—圖8b。

對擬合參數Qs、Qt、Js、Jt值作出調整，同理主要提高Qt值。參數調整后，Qs取值范圍在3.02—3.49mm之間；Js取值范圍在0.46—0.55之間；Jt取值范圍在0.33—0.47之間；Qt取值范圍在16.14—16.30mm之間。同樣，Qs、Js、Jt值變化很小，Qt值變化較大，擬合計算結果也較之前提高了。參數調整后，五根樁擬合計算極限承載力分別為2044kN、2338kN、3403kN、3429kN、3398kN，這也是向委托單位提供檢測報告的結果。擬合計算結果見表4，擬合計算曲線見圖2c—圖8c。

表3 99#、147#、158#、175#、194#樁擬合計算結果表（前）

表4 99#、147#、158#、175#、194#樁擬合計算結果表（后）

圖2a 169#樁力、速度曲線

Fig.2a Speed and force curve of 169# pile

圖2b 169#樁擬合計算曲線（前）

Fig.2b Fitting calculation curve of 169# pile (before)

圖2c 169#樁擬合計算曲線（后）

Fig.2c Fitting calculation curve of 169# pile (after)

圖3a 231#樁力、速度曲線

Fig.3a Speed and force curve of 231# pile

圖3b 231#樁擬合計算曲線（前）

Fig.3b Fitting calculation curve of 231# pile (before)

圖3c 231#樁擬合計算曲線（后）

Fig.3c Fitting calculation curve of 231# pile(after)

圖4a 99#樁力、速度曲線

Fig.4a 99# pileforce, speed curve

圖4b 99#樁擬合計算曲線（前）

Fig.4b Fitting calculation curve of 99# pile (before)

圖4c 99#樁擬合計算曲線（后）

Fig.4c Fitting calculation curve of 99# pile (after)

圖5a 147#樁力、速度曲線

Fig.5a Speed and force curve of 147# pile

圖5b 147#樁擬合計算曲線（前）

Fig.5b Fitting calculation curve of 147# pile(before)

圖5c 147#樁擬合計算曲線（后）

Fig.5c Fitting calculation curve of 147# pile(after)

圖6a 158#樁力、速度曲線

Fig.6a Speed and force curve of 158# pile

圖6b 158#樁擬合計算曲線（前）

Fig.6b Fitting calculation curve of 158# pile (before)

圖6c 158#樁擬合計算曲線（后）

Fig.6c Fitting calculation curve of 158# pile (after)

圖7a 175#樁力、速度曲線

Fig.7a Speed and force curve of 175# pile

圖7b 175#樁擬合計算曲線（前）

Fig.7b Fitting calculation curve of 175# pile (before)

圖7c 175#樁擬合計算曲線（后）

Fig.7c Fitting calculation curve of 175# pile (after)

圖8a 194#樁力、速度曲線

Fig.8a Speed and force curve of 194#

圖8b 194#樁擬合計算曲線（前）

Fig.8b Fitting calculation curve of 194# pile (before)

圖8c 194#樁擬合計算曲線（后）

Fig.8c Fitting calculation curve of 194# pile (after)

2.2 靜載試驗

以下分別為八根樁的靜載試驗結果（廣東省標準，2008）。

114#樁。當試驗加載至第5級即2100kN時，本級沉降量為4.02mm，累積沉降量為15.07mm；加載至第6級即2520kN時，試驗只持續5分鐘，本級沉降量已達23.36mm，累計沉降量為38.43mm，曲線呈陡降型，無法繼續加載，試驗終止。根據規范的有關規定，推定該樁的單樁限承載力為曲線陡降前一級所對應的承載力，即樁的極限承載力為2100kN。

169#樁。當試驗加載至第4級即1200kN時，本級沉降量為1.81mm，累積沉降量為4.61mm；加載至第5級即1500kN時，本級沉降量達10.56mm，累計沉降量為15.17mm，超過前一級沉降量的5倍；試驗繼續加載至第6級1800kN，本級沉降量達17.24mm，累計沉降量32.41mm；試驗加載至第7級2100kN，累計沉降量達到50.13mm，沉降量過大，且無法穩定，試驗終止。根據規范的有關規定，某級荷載作用下，樁頂沉降量大于前一級荷載作用下沉降量的5倍，當樁頂沉降量穩定且總沉降量小于40mm時，宜加載樁頂總沉降量超過40mm。所以選第6級對應的承載力1800kN作為該樁的極限承載力。

231#樁。當試驗加載至第8級即3360kN時，本級沉降量為4.17mm，累積沉降量為21.39mm；加載至第9級即3780kN時，試驗只持續5分鐘，本級沉降量已達25.08mm，累計沉降量為46.47mm，超過前一級沉降量的5倍，曲線呈陡降型，試驗終止。根據規范的有關規定，推定該樁的單樁限承載力為曲線陡降前一級所對應的承載力，即樁的極限承載力為3360kN。

99#樁。當試驗加載至第5級即2000kN時，本級沉降量為4.72mm，累計沉降量為15.99mm；加載至第6級即2400kN時，本級沉降量為25.01mm，累計沉降量為41.00mm，且本級沉降量超過前一級沉降量的5倍，曲線呈陡降型，試驗終止。根據規范的有關規定，推定該樁的單樁極限承載力為第5級所對應的承載力，即樁的極限承載力為2000kN。

147#樁。當試驗加載至第6級即2400kN時，本級沉降量為5.83mm，累計沉降量為19.13mm；加載至第7級即2800kN時，5分鐘內本級沉降量為22.12mm，累計沉降量為41.25mm，沉降持續且不穩定，無法加載，曲線呈陡降型，試驗終止。根據規范的有關規定，推定該樁的單樁極限承載力為第6級所對應的承載力，即樁的極限承載力為2400kN。

158#樁。當試驗加載至第9級即3600kN時，本級沉降量為8.23mm，累計沉降量為37.44mm；加載至第10級即4000kN時，5分鐘內本級沉降量已達15.02mm，累計沉降量52.46mm，累計沉降量超過40mm，且無法穩定，試驗終止。根據規范的有關規定，推定該樁的單樁極限承載力為第9級所對應的承載力，即樁的極限承載力為3600kN。

175#樁。當試驗加載至第9級即3600kN時，本級沉降量為8.42mm，累計沉降量為35.93mm；加載至第10級即4000kN時，本級沉降量為18.69mm，累計沉降量為54.62mm，累計沉降量超過40mm。根據規范的有關規定，推定該樁的單樁極限承載力為第9級所對應的承載力，即樁的極限承載力為3600kN。

194#樁。當試驗加載至第9級即3600kN時，本級沉降量為6.82mm，累計沉降量為33.63mm；加載至第10級即4000kN時，樁突然下沉，沉降持續且不穩定，無法加載，試驗終止。根據規范的有關規定，推定該樁的單樁極限承載力為第9級所對應的承載力，即樁的極限承載力為3600kN。

2.3 動、靜檢測結果對比分析

從提供給委托單位的擬合計算結果（分別為1770kN、1463kN、2787kN、1690kN、2009kN、2981kN、3038kN、2967kN）來看，上述兩項工程共八根樁的動、靜試驗承載力誤差分別為15.7%、18.7%、17.05%、15.5%、16.3%、17.2%、15.6%、17.6%。當調整Qs、Qt、Js、Jt參數，再進行擬合計算的結果分別為2014kN、1809kN、3298kN、2044kN、2338kN、3403kN、3429kN、3398kN，八根樁的動、靜試驗承載力誤差分別減小到4.1%、-0.5%、1.8%、-2.2%、2.6%、5.5%、4.8%、5.6%，此時的擬合計算承載力非常接近靜載試驗結果。也就是說，擬合計算過程中，對地方經驗值中Qt值的選取還是有些偏低，還可以適當提高。

從另外一個角度進行分析，提供給委托單位的八根樁的擬合計算結果（分別為1770kN、1463kN、2787kN、1690kN、2009kN、2981kN、3038kN、2967kN）要滿足靜載試驗結果（分別為2100kN、1800kN、3360kN、2000kN、2400kN、3600kN、3600kN、3600kN），則它們在原基礎上還需要增加承載力的百分比分別為18.6%、23.0%、20.6%、18.3%、19.5%、20.8%、18.5%、21.3%，平均值為20.1%。也就是說，這八根樁高應變檢測的擬合計算結果，在原來基礎上還可以再提高20%左右才接近實際值（蔣志軍等，2008）。

3 檢測承載力誤差分析

高應變法檢測對實測時域曲線的分析處理，主要采用實測曲線擬合法。從理論模型看，目前的曲線擬合程序是計算承載力比較好的軟件。但是，在動阻力模型方面，所有的曲線擬合程序，均采用線性粘滯阻尼模型，這種模型的建立是阻尼力和樁的速度的線性相關關系。而實驗室的研究表明，阻尼的最大值和速度隨時間的變化不是呈線性關系的，在實際應用過程中，模型與實際情況往往相差甚遠（梁曦，2005）。

擬合計算程序無論多么好，它的解在一定的范圍內是離散的，是否得到合理的、準確的解，完全取決于分析人員的處理技術和經驗。對于沒有經驗、不熟練的分析人員來說，眾多的計算參數可能令其無所適從，并且在這許多參數里，沒有固定的取值大小和統一的取值方法。參數取值誤差的大小，決定了測試精確度的高低。一般來說，短樁、端承樁的樁底彈限值可適當調高；相反，長樁、摩擦樁的樁側、樁底彈限值要取低值，樁側、樁底CASE阻尼系數要取高值。從力和速度時程曲線方面看，若兩曲線之間包圍面積越小，則樁的承載力越小；若速度時程曲線在樁端處出現同向反射，反射波脈沖越寬、幅度越大，樁端承載力越小。反之，若兩曲線之間包圍面積越大，則樁的承載力越大；若速度時程曲線在樁端處出現反向反射，反射幅度越大，則樁端承載力越大（杜聿麟等，2002）。綜合考慮這些因素，結合地方經驗參數，適當增大或減小擬合參數，有助于提高承載力擬合計算結果的準確度。

分析人員處理數據過程中，為了保證工程質量安全等因素，一般選擇的擬合參數偏于保守，導致擬合計算的承載力也往往偏低。這種完全由于分析人員帶來的誤差是關鍵性的，也往往是高應變法檢測承載力誤差的焦點所在。

此外，場地地質情況也是影響計算結果誤差的另一因素。樁的承載力包括摩阻力和端承力兩部分，不同土層的彈限值各不相同，因此不同土層對樁產生不同的摩阻力或端阻力。如砂土比淤泥質土阻力要大；硬塑土比軟塑土阻力要大；強風化巖比粘土阻力要大等。數據處理過程中，要充分考慮這些土層的變化給計算結果帶來的影響。

另外，現場測試信號質量很重要。如錘重過小或落錘高度過低，會導致激發能量不足；錘擊偏心明顯，樁兩邊力傳感器接收信號偏差較大；樁頭墊板質量差、厚薄選擇不當，使得檢測信號有異常；力和加速度傳感器沒有上緊，使得檢測信號會發生自振或畸變（鐘嵐等，2008）。此外，傳感器的靈敏度、儀器本身的系統誤差也會影響著檢測結果（梁曦，2005）。在沒有獲得可靠的現場實測數據的情況下，室內分析是沒有意義的，所以現場檢測數據的可靠性也會直接影響檢測結果的誤差大小。

筆者認為，若高應變法檢測發現有承載力偏低或不滿足設計要求時，宜采用靜載試驗對個別可疑的樁作驗證檢測，以確保檢測結果的可靠性。這樣既能提高檢測效率、擴大抽檢范圍，又能保證檢測質量。

4 結論

基樁高應變法檢測技術是一門綜合性很強的技術，它要求分析者不但兼備土力學、振動力學、高等數學、巖土經驗等基礎知識，還要有豐富的現場檢測及數據分析處理經驗，這樣才能給出滿意的承載力檢測結果（鄭澤香，2006）。

在檢測信號正常情況下，基樁高應變法檢測承載力的誤差主要由分析人員擬合計算時選取的參數（樁側彈限Qs值、樁底彈限Qt值、樁側CASE阻尼系數Js、樁底CASE阻尼系數Jt）不當造成的。特別是Qt值的大小會導致擬合計算結果的高低，它對承載力的變化很敏感。因此，選取正確、合理的擬合計算參數是縮小誤差的關鍵，也是對分析人員的基本素質要求。一般來說，基樁高應變法檢測的承載力往往偏低，擬合計算結果還可以提高15—20%左右。若有動、靜兩種檢測方法的對比數據作參考，誤差還可以降低到5%左右。因此，基樁高應變法檢測承載力是可信的、可控的。

陳桂科，2001. 錘擊管樁靜載與高應變檢測結果的對比分析. 廣東土木與建筑，（6）：77—79.

杜聿麟，林育軍，梁培新，2002. 高應變動力試樁法對端承管樁檢測的分析研究. 物探與化探，26（6）：483—487.

廣東省標準，2008. 建筑地基基礎檢測規范（DBJ 15-60-2008）. 北京：中國建筑工業出版社.

蔣志軍，王建中，2008. 高強度預應力管樁靜載試驗與高應變試驗的對比. 四川建筑，28（3）：77—78，81.

林慧常，2012. 預應力管樁高應變動測與靜載荷試驗結果對比分析. 廣東土木與建筑，（7）：16—17.

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宋兵，蔡健，2009. 預應力管樁側摩阻力影響因素的研究. 巖石力學與工程學報，28（2）：3863—3869.

王彪，黃川，2013. 高應變動測和靜載試驗綜合檢測單樁極限承載力. 交通工程建設，（1）：38—40.

鐘嵐，郭云山，2008. PHC管樁高應變與靜載試驗實例對比. 廣東建材，（4）：48—49.

鄭澤香，2006. 預應力管樁高應變法與靜載試驗結果對比分析. 土工基礎，20（4）：94—97.

Discussion about the Foundation Pile BearingCapacity of High Strain Dynamic Testing Deviation from the Engineering Practice

Tang Guoying and He Dehua

(Earthquake Administration of Guangdong Province, Guangzhou 510070, China)

High strain dynamic testing is an important means in the foundation pile testing technology. Currently there exist a lot of disputes due to its deviation in bearing capacity tests. In this paper, I choose two engineering testing examples in Huizhou city area of Guangdong province. The testing data are fitting calculation of bearing capacity by using two groups before and after different fitting parameters, and the calculation results are obtained two different before and after respectively. I analyze the main causes of deviation produced in high strain dynamic testing the bearing capacity through dynamic testing and static testing contrast analysis method, and discuss some ideas of high strain dynamic testing.

High strain dynamic testing; Bearing capacity; Deviation; Fitting parameters

2015-01-29

唐國英，男，生于1967年。工程師。主要從事樁基檢測及工程地震方面工作。E-mail：tongkuoying@163.com