从工程实践浅析基桩高应变法检测承载力误差问题

唐国英 何德华



从工程实践浅析基桩高应变法检测承载力误差问题

唐国英 何德华

（广东省地震局，广州 510070）

高应变法检测是基桩检测技术的一种重要手段，但是该方法检测承载力存在误差，因此受到许多争议。本文以广东惠州地区两项工程的检测实践为例，分别采用前后两组不同拟合参数，对检测数据进行了承载力拟合计算，分别得出了前后两种不同的计算结果。并通过动、静两种方法的对比检测，分析了高应变法检测承载力误差产生的主要原因，粗略探讨了对高应变法检测的一些认识。

高应变法检测 承载力 误差 拟合参数

引言

基桩的主要作用是承受轴向垂直荷载，因此竖向承载力是否满足设计要求是衡量基桩是否合格的重要指标。目前，检测基桩竖向承载力所采用的方法主要有高应变法和单桩静载试验两种。其中，高应变法检测技术20多年前在我国开始应用和推广，现在已经成为基桩检测技术的一种重要手段。它具有许多优点，如检测时间短、费用低、效率高、抽检范围广，并且还能提供单桩极限承载力、桩侧摩阻力大致分布、桩底端承力大小、桩身质量结构完整性等丰富信息，因此应用越来越广泛（林慧常，2012）。但是，高应变法检测承载力也存在误差的问题，目前受到了许多争议，甚至有些地方建设质量监督管理部门不建议采用该检测方法。为此，笔者仅从广东某些工程预应力管桩检测的实践出发，并通过拟合计算结果与静载试验结果的比对（陈桂科，2001），浅析高应变法检测承载力存在的误差问题。

1 高应变检测方法及计算模型

高应变法检测是用重锤冲击桩顶部，使桩土产生足够的相对位移，以充分激发桩周土阻力和桩端支承力，通过安装在桩顶以下桩身两侧的力和加速度传感器接收桩的应力波信号，用应力波理论进行分析，描绘力和速度时程曲线，从而判定桩的极限承载力和评价桩身质量结构的完整性（宋兵等，2009）。

高应变法检测承载力的计算一般用实测曲线拟合法，采用较复杂的桩-土力学模型，选择实测力或速度或上行波作为边界条件进行拟合。具体做法是：将桩分为若干个小单元，假定每一个小单元的桩、土模型及其参数，以实测的速度作为桩顶的边界条件输入，求解波动方程后，反算出桩顶的力曲线，并与实测的桩顶力曲线相比较，如果不重合或不相符，则调整桩、土模型及其参数再进行计算，直至达到较好的拟合计算效果为止（王彪等，2013）。

2 工程检测实例

2.1 高应变法检测及拟合分析

下面分别介绍广东惠州地区某A#和B#工程锤击法预应力管桩的高应变检测及拟合分析情况。

检测仪器采用武汉岩海公司生产的RS-1616K(P) 基桩动测仪，锤击系统使用矩形架自由落锤装置，锤重4吨，检测时落锤高度约1m。数据处理使用沿海公司研发的拟合分析软件，其中拟合参数Qs、Qt、Js、Jt值分别代表桩侧弹限值、桩底弹限值、桩侧CASE阻尼系数、桩底CASE阻尼系数（广东省标准，2008）。笔者在广东沿海地区对Qs、Qt、Js、Jt的经验取值范围分别是：1.0—4.0mm、1.5—13.5mm、0.1—3.0、0.1—1.0。桩底弹限Qt值的提高会引起承载力的增大，它对承载力的影响非常明显。国内高应变试桩专家王雪峰博士建议桩底弹限Qt值最大为13.0mm左右。

笔者分别对两项工程的检测数据进行了分析处理，先按地方经验值选择拟合参数进行计算，Qt值取13.0mm左右，得到一个初始承载力；然后再调整拟合参数，将Qt值提高到16.0mm左右，得到另一个承载力。对比前后两次拟合计算结果，后者明显增大了。

（1）A#工程

该批桩桩径均为Ф500mm，高应变法检测桩号为114#、169#、231#三根桩，单桩承载力特征值分别为2100kN、1500kN、2100kN，配管长度分别为9m、10m、12m，按承载类型属端承桩。桩周土层从上到下依次为：粉质粘土、砂质粘性土、强风化花岗岩、中风化花岗岩，桩端持力层进入强风化花岗岩。三根桩的实测速度曲线底部均有同向反射波，脉冲都比较宽，其中114#、169#桩波幅很大，231#桩波幅稍小。实测力和速度时程曲线见图1a。

分别对三根桩进行拟合计算，Qs取值范围在2.70—2.96mm之间；Js取值范围在0.14—0.54之间；Jt取值范围在0.16—0.24之间；Qt取值范围在13.17—13.42mm之间。取经验值的最高范围。三根桩拟合计算极限承载力分别为1770kN、1463kN、2787kN，这也是向委托单位提供检测报告的结果。拟合计算结果见表1，拟合计算曲线见图1b。

对拟合参数Qs、Qt、Js、Jt值作出调整，主要提高Qt值。参数调整后，Qs取值范围在1.04—1.95mm之间；Js取值范围在0.11—0.56之间；Jt取值范围在0.16—0.19之间；Qt取值范围在16.22—16.40mm之间。其中Qs、Js、Jt值变化不大，Qt值变化较大，拟合计算结果较之前提高了。参数调整后，三根桩拟合计算极限承载力分别为2014kN、1809kN、3298kN。拟合计算结果见表2，拟合计算曲线见图1c。

表1 114#、169#、231#桩拟合计算结果（前）

续表

桩号#桩径（mm）测点桩长（m）单桩承载力特征值（kN）弹性波速（m/s）曲线拟合法分析 Qs（mm）Qt（mm）JsJt动测承载力（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#桩拟合计算结果表（后）

图1a 114#桩力、速度曲线

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

图1b 114#桩拟合计算曲线（前）

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

图1c 114#桩拟合计算曲线（后）

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

（1）B#工程

该批桩桩径均为Ф500mm，高应变法检测桩号为99#、147#、158#、175#、194#五根桩，单桩承载力特征值均为2000kN，配管长度分别为9m、10m、10m、10m、8m，按承载类型属端承桩。桩周土层从上到下依次为：粉质粘土、全风化黑云母中细粒花岗岩、土状强风化黑云母中细粒花岗岩、块状强风化黑云母中细粒花岗岩、中风化黑云母中细粒花岗岩，桩端持力层进入土状强风化黑云母中细粒花岗岩。五根桩的实测速度曲线底部均有同向反射波，99#桩波幅较大、脉冲较宽；175#与194#桩波幅稍小、脉冲稍窄；147#与158#桩波幅很小，但脉冲较宽。实测力和速度时程曲线见图2a—图8a。

分别对五根桩拟合计算，Qs取值范围在3.14—3.32mm之间；Js取值范围在0.45—0.52之间；Jt取值范围在0.32—0.47之间；Qt取值范围在13.19—13.39mm之间。五根桩拟合计算极限承载力分别为1690kN、2009kN、2981kN、3038kN、2967kN。拟合计算结果见表3，拟合计算曲线见图2b—图8b。

对拟合参数Qs、Qt、Js、Jt值作出调整，同理主要提高Qt值。参数调整后，Qs取值范围在3.02—3.49mm之间；Js取值范围在0.46—0.55之间；Jt取值范围在0.33—0.47之间；Qt取值范围在16.14—16.30mm之间。同样，Qs、Js、Jt值变化很小，Qt值变化较大，拟合计算结果也较之前提高了。参数调整后，五根桩拟合计算极限承载力分别为2044kN、2338kN、3403kN、3429kN、3398kN，这也是向委托单位提供检测报告的结果。拟合计算结果见表4，拟合计算曲线见图2c—图8c。

表3 99#、147#、158#、175#、194#桩拟合计算结果表（前）

表4 99#、147#、158#、175#、194#桩拟合计算结果表（后）

图2a 169#桩力、速度曲线

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

图2b 169#桩拟合计算曲线（前）

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

图2c 169#桩拟合计算曲线（后）

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

图3a 231#桩力、速度曲线

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

图3b 231#桩拟合计算曲线（前）

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

图3c 231#桩拟合计算曲线（后）

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

图4a 99#桩力、速度曲线

Fig.4a 99# pileforce, speed curve

图4b 99#桩拟合计算曲线（前）

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

图4c 99#桩拟合计算曲线（后）

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

图5a 147#桩力、速度曲线

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

图5b 147#桩拟合计算曲线（前）

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

图5c 147#桩拟合计算曲线（后）

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

图6a 158#桩力、速度曲线

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

图6b 158#桩拟合计算曲线（前）

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

图6c 158#桩拟合计算曲线（后）

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

图7a 175#桩力、速度曲线

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

图7b 175#桩拟合计算曲线（前）

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

图7c 175#桩拟合计算曲线（后）

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

图8a 194#桩力、速度曲线

Fig.8a Speed and force curve of 194#

图8b 194#桩拟合计算曲线（前）

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

图8c 194#桩拟合计算曲线（后）

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

2.2 静载试验

以下分别为八根桩的静载试验结果（广东省标准，2008）。

114#桩。当试验加载至第5级即2100kN时，本级沉降量为4.02mm，累积沉降量为15.07mm；加载至第6级即2520kN时，试验只持续5分钟，本级沉降量已达23.36mm，累计沉降量为38.43mm，曲线呈陡降型，无法继续加载，试验终止。根据规范的有关规定，推定该桩的单桩限承载力为曲线陡降前一级所对应的承载力，即桩的极限承载力为2100kN。

169#桩。当试验加载至第4级即1200kN时，本级沉降量为1.81mm，累积沉降量为4.61mm；加载至第5级即1500kN时，本级沉降量达10.56mm，累计沉降量为15.17mm，超过前一级沉降量的5倍；试验继续加载至第6级1800kN，本级沉降量达17.24mm，累计沉降量32.41mm；试验加载至第7级2100kN，累计沉降量达到50.13mm，沉降量过大，且无法稳定，试验终止。根据规范的有关规定，某级荷载作用下，桩顶沉降量大于前一级荷载作用下沉降量的5倍，当桩顶沉降量稳定且总沉降量小于40mm时，宜加载桩顶总沉降量超过40mm。所以选第6级对应的承载力1800kN作为该桩的极限承载力。

231#桩。当试验加载至第8级即3360kN时，本级沉降量为4.17mm，累积沉降量为21.39mm；加载至第9级即3780kN时，试验只持续5分钟，本级沉降量已达25.08mm，累计沉降量为46.47mm，超过前一级沉降量的5倍，曲线呈陡降型，试验终止。根据规范的有关规定，推定该桩的单桩限承载力为曲线陡降前一级所对应的承载力，即桩的极限承载力为3360kN。

99#桩。当试验加载至第5级即2000kN时，本级沉降量为4.72mm，累计沉降量为15.99mm；加载至第6级即2400kN时，本级沉降量为25.01mm，累计沉降量为41.00mm，且本级沉降量超过前一级沉降量的5倍，曲线呈陡降型，试验终止。根据规范的有关规定，推定该桩的单桩极限承载力为第5级所对应的承载力，即桩的极限承载力为2000kN。

147#桩。当试验加载至第6级即2400kN时，本级沉降量为5.83mm，累计沉降量为19.13mm；加载至第7级即2800kN时，5分钟内本级沉降量为22.12mm，累计沉降量为41.25mm，沉降持续且不稳定，无法加载，曲线呈陡降型，试验终止。根据规范的有关规定，推定该桩的单桩极限承载力为第6级所对应的承载力，即桩的极限承载力为2400kN。

158#桩。当试验加载至第9级即3600kN时，本级沉降量为8.23mm，累计沉降量为37.44mm；加载至第10级即4000kN时，5分钟内本级沉降量已达15.02mm，累计沉降量52.46mm，累计沉降量超过40mm，且无法稳定，试验终止。根据规范的有关规定，推定该桩的单桩极限承载力为第9级所对应的承载力，即桩的极限承载力为3600kN。

175#桩。当试验加载至第9级即3600kN时，本级沉降量为8.42mm，累计沉降量为35.93mm；加载至第10级即4000kN时，本级沉降量为18.69mm，累计沉降量为54.62mm，累计沉降量超过40mm。根据规范的有关规定，推定该桩的单桩极限承载力为第9级所对应的承载力，即桩的极限承载力为3600kN。

194#桩。当试验加载至第9级即3600kN时，本级沉降量为6.82mm，累计沉降量为33.63mm；加载至第10级即4000kN时，桩突然下沉，沉降持续且不稳定，无法加载，试验终止。根据规范的有关规定，推定该桩的单桩极限承载力为第9级所对应的承载力，即桩的极限承载力为3600kN。

2.3 动、静检测结果对比分析

从提供给委托单位的拟合计算结果（分别为1770kN、1463kN、2787kN、1690kN、2009kN、2981kN、3038kN、2967kN）来看，上述两项工程共八根桩的动、静试验承载力误差分别为15.7%、18.7%、17.05%、15.5%、16.3%、17.2%、15.6%、17.6%。当调整Qs、Qt、Js、Jt参数，再进行拟合计算的结果分别为2014kN、1809kN、3298kN、2044kN、2338kN、3403kN、3429kN、3398kN，八根桩的动、静试验承载力误差分别减小到4.1%、-0.5%、1.8%、-2.2%、2.6%、5.5%、4.8%、5.6%，此时的拟合计算承载力非常接近静载试验结果。也就是说，拟合计算过程中，对地方经验值中Qt值的选取还是有些偏低，还可以适当提高。

从另外一个角度进行分析，提供给委托单位的八根桩的拟合计算结果（分别为1770kN、1463kN、2787kN、1690kN、2009kN、2981kN、3038kN、2967kN）要满足静载试验结果（分别为2100kN、1800kN、3360kN、2000kN、2400kN、3600kN、3600kN、3600kN），则它们在原基础上还需要增加承载力的百分比分别为18.6%、23.0%、20.6%、18.3%、19.5%、20.8%、18.5%、21.3%，平均值为20.1%。也就是说，这八根桩高应变检测的拟合计算结果，在原来基础上还可以再提高20%左右才接近实际值（蒋志军等，2008）。

3 检测承载力误差分析

高应变法检测对实测时域曲线的分析处理，主要采用实测曲线拟合法。从理论模型看，目前的曲线拟合程序是计算承载力比较好的软件。但是，在动阻力模型方面，所有的曲线拟合程序，均采用线性粘滞阻尼模型，这种模型的建立是阻尼力和桩的速度的线性相关关系。而实验室的研究表明，阻尼的最大值和速度随时间的变化不是呈线性关系的，在实际应用过程中，模型与实际情况往往相差甚远（梁曦，2005）。

拟合计算程序无论多么好，它的解在一定的范围内是离散的，是否得到合理的、准确的解，完全取决于分析人员的处理技术和经验。对于没有经验、不熟练的分析人员来说，众多的计算参数可能令其无所适从，并且在这许多参数里，没有固定的取值大小和统一的取值方法。参数取值误差的大小，决定了测试精确度的高低。一般来说，短桩、端承桩的桩底弹限值可适当调高；相反，长桩、摩擦桩的桩侧、桩底弹限值要取低值，桩侧、桩底CASE阻尼系数要取高值。从力和速度时程曲线方面看，若两曲线之间包围面积越小，则桩的承载力越小；若速度时程曲线在桩端处出现同向反射，反射波脉冲越宽、幅度越大，桩端承载力越小。反之，若两曲线之间包围面积越大，则桩的承载力越大；若速度时程曲线在桩端处出现反向反射，反射幅度越大，则桩端承载力越大（杜聿麟等，2002）。综合考虑这些因素，结合地方经验参数，适当增大或减小拟合参数，有助于提高承载力拟合计算结果的准确度。

分析人员处理数据过程中，为了保证工程质量安全等因素，一般选择的拟合参数偏于保守，导致拟合计算的承载力也往往偏低。这种完全由于分析人员带来的误差是关键性的，也往往是高应变法检测承载力误差的焦点所在。

此外，场地地质情况也是影响计算结果误差的另一因素。桩的承载力包括摩阻力和端承力两部分，不同土层的弹限值各不相同，因此不同土层对桩产生不同的摩阻力或端阻力。如砂土比淤泥质土阻力要大；硬塑土比软塑土阻力要大；强风化岩比粘土阻力要大等。数据处理过程中，要充分考虑这些土层的变化给计算结果带来的影响。

另外，现场测试信号质量很重要。如锤重过小或落锤高度过低，会导致激发能量不足；锤击偏心明显，桩两边力传感器接收信号偏差较大；桩头垫板质量差、厚薄选择不当，使得检测信号有异常；力和加速度传感器没有上紧，使得检测信号会发生自振或畸变（钟岚等，2008）。此外，传感器的灵敏度、仪器本身的系统误差也会影响着检测结果（梁曦，2005）。在没有获得可靠的现场实测数据的情况下，室内分析是没有意义的，所以现场检测数据的可靠性也会直接影响检测结果的误差大小。

笔者认为，若高应变法检测发现有承载力偏低或不满足设计要求时，宜采用静载试验对个别可疑的桩作验证检测，以确保检测结果的可靠性。这样既能提高检测效率、扩大抽检范围，又能保证检测质量。

4 结论

基桩高应变法检测技术是一门综合性很强的技术，它要求分析者不但兼备土力学、振动力学、高等数学、岩土经验等基础知识，还要有丰富的现场检测及数据分析处理经验，这样才能给出满意的承载力检测结果（郑泽香，2006）。

在检测信号正常情况下，基桩高应变法检测承载力的误差主要由分析人员拟合计算时选取的参数（桩侧弹限Qs值、桩底弹限Qt值、桩侧CASE阻尼系数Js、桩底CASE阻尼系数Jt）不当造成的。特别是Qt值的大小会导致拟合计算结果的高低，它对承载力的变化很敏感。因此，选取正确、合理的拟合计算参数是缩小误差的关键，也是对分析人员的基本素质要求。一般来说，基桩高应变法检测的承载力往往偏低，拟合计算结果还可以提高15—20%左右。若有动、静两种检测方法的对比数据作参考，误差还可以降低到5%左右。因此，基桩高应变法检测承载力是可信的、可控的。

陈桂科，2001. 锤击管桩静载与高应变检测结果的对比分析. 广东土木与建筑，（6）：77—79.

杜聿麟，林育军，梁培新，2002. 高应变动力试桩法对端承管桩检测的分析研究. 物探与化探，26（6）：483—487.

广东省标准，2008. 建筑地基基础检测规范（DBJ 15-60-2008）. 北京：中国建筑工业出版社.

蒋志军，王建中，2008. 高强度预应力管桩静载试验与高应变试验的对比. 四川建筑，28（3）：77—78，81.

林慧常，2012. 预应力管桩高应变动测与静载荷试验结果对比分析. 广东土木与建筑，（7）：16—17.

梁曦，2005. 高应变动力试桩的误差分析. 福建建设科技，（4）：5—6.

宋兵，蔡健，2009. 预应力管桩侧摩阻力影响因素的研究. 岩石力学与工程学报，28（2）：3863—3869.

王彪，黄川，2013. 高应变动测和静载试验综合检测单桩极限承载力. 交通工程建设，（1）：38—40.

钟岚，郭云山，2008. PHC管桩高应变与静载试验实例对比. 广东建材，（4）：48—49.

郑泽香，2006. 预应力管桩高应变法与静载试验结果对比分析. 土工基础，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

唐国英，男，生于1967年。工程师。主要从事桩基检测及工程地震方面工作。E-mail：tongkuoying@163.com