唐國(guó)英 何德華

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從工程實(shí)踐淺析基樁高應(yīng)變法檢測(cè)承載力誤差問題

唐國(guó)英 何德華

（廣東省地震局，廣州 510070）

高應(yīng)變法檢測(cè)是基樁檢測(cè)技術(shù)的一種重要手段，但是該方法檢測(cè)承載力存在誤差，因此受到許多爭(zhēng)議。本文以廣東惠州地區(qū)兩項(xiàng)工程的檢測(cè)實(shí)踐為例，分別采用前后兩組不同擬合參數(shù)，對(duì)檢測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了承載力擬合計(jì)算，分別得出了前后兩種不同的計(jì)算結(jié)果。并通過動(dòng)、靜兩種方法的對(duì)比檢測(cè)，分析了高應(yīng)變法檢測(cè)承載力誤差產(chǎn)生的主要原因，粗略探討了對(duì)高應(yīng)變法檢測(cè)的一些認(rèn)識(shí)。

高應(yīng)變法檢測(cè) 承載力 誤差 擬合參數(shù)

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(shè)計(jì)要求是衡量基樁是否合格的重要指標(biāo)。目前，檢測(cè)基樁豎向承載力所采用的方法主要有高應(yīng)變法和單樁靜載試驗(yàn)兩種。其中，高應(yīng)變法檢測(cè)技術(shù)20多年前在我國(guó)開始應(yīng)用和推廣，現(xiàn)在已經(jīng)成為基樁檢測(cè)技術(shù)的一種重要手段。它具有許多優(yōu)點(diǎn)，如檢測(cè)時(shí)間短、費(fèi)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(cè)摩阻力大致分布、樁底端承力大小、樁身質(zhì)量結(jié)構(gòu)完整性等豐富信息，因此應(yīng)用越來越廣泛（林慧常，2012）。但是，高應(yīng)變法檢測(cè)承載力也存在誤差的問題，目前受到了許多爭(zhēng)議，甚至有些地方建設(shè)質(zhì)量監(jiān)督管理部門不建議采用該檢測(cè)方法。為此，筆者僅從廣東某些工程預(yù)應(yīng)力管樁檢測(cè)的實(shí)踐出發(fā)，并通過擬合計(jì)算結(jié)果與靜載試驗(yàn)結(jié)果的比對(duì)（陳桂科，2001），淺析高應(yīng)變法檢測(cè)承載力存在的誤差問題。

1 高應(yīng)變檢測(cè)方法及計(jì)算模型

高應(yīng)變法檢測(cè)是用重錘沖擊樁頂部，使樁土產(chǎn)生足夠的相對(duì)位移，以充分激發(fā)樁周土阻力和樁端支承力，通過安裝在樁頂以下樁身兩側(cè)的力和加速度傳感器接收樁的應(yīng)力波信號(hào)，用應(yīng)力波理論進(jìn)行分析，描繪力和速度時(shí)程曲線，從而判定樁的極限承載力和評(píng)價(jià)樁身質(zhì)量結(jié)構(gòu)的完整性（宋兵等，2009）。

高應(yīng)變法檢測(cè)承載力的計(jì)算一般用實(shí)測(cè)曲線擬合法，采用較復(fù)雜的樁-土力學(xué)模型，選擇實(shí)測(cè)力或速度或上行波作為邊界條件進(jìn)行擬合。具體做法是：將樁分為若干個(gè)小單元，假定每一個(gè)小單元的樁、土模型及其參數(shù)，以實(shí)測(cè)的速度作為樁頂?shù)倪吔鐥l件輸入，求解波動(dòng)方程后，反算出樁頂?shù)牧η€，并與實(shí)測(cè)的樁頂力曲線相比較，如果不重合或不相符，則調(diào)整樁、土模型及其參數(shù)再進(jìn)行計(jì)算，直至達(dá)到較好的擬合計(jì)算效果為止（王彪等，2013）。

2 工程檢測(cè)實(shí)例

2.1 高應(yīng)變法檢測(cè)及擬合分析

下面分別介紹廣東惠州地區(qū)某A#和B#工程錘擊法預(yù)應(yīng)力管樁的高應(yīng)變檢測(cè)及擬合分析情況。

檢測(cè)儀器采用武漢巖海公司生產(chǎn)的RS-1616K(P) 基樁動(dòng)測(cè)儀，錘擊系統(tǒng)使用矩形架自由落錘裝置，錘重4噸，檢測(cè)時(shí)落錘高度約1m。數(shù)據(jù)處理使用沿海公司研發(fā)的擬合分析軟件，其中擬合參數(shù)Qs、Qt、Js、Jt值分別代表樁側(cè)彈限值、樁底彈限值、樁側(cè)CASE阻尼系數(shù)、樁底CASE阻尼系數(shù)（廣東省標(biāo)準(zhǔn)，2008）。筆者在廣東沿海地區(qū)對(duì)Qs、Qt、Js、Jt的經(jīng)驗(yàn)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(huì)引起承載力的增大，它對(duì)承載力的影響非常明顯。國(guó)內(nèi)高應(yīng)變?cè)嚇秾＜彝跹┓宀┦拷ㄗh樁底彈限Qt值最大為13.0mm左右。

筆者分別對(duì)兩項(xiàng)工程的檢測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析處理，先按地方經(jīng)驗(yàn)值選擇擬合參數(shù)進(jìn)行計(jì)算，Qt值取13.0mm左右，得到一個(gè)初始承載力；然后再調(diào)整擬合參數(shù)，將Qt值提高到16.0mm左右，得到另一個(gè)承載力。對(duì)比前后兩次擬合計(jì)算結(jié)果，后者明顯增大了。

（1）A#工程

該批樁樁徑均為Ф500mm，高應(yīng)變法檢測(cè)樁號(hào)為114#、169#、231#三根樁，單樁承載力特征值分別為2100kN、1500kN、2100kN，配管長(zhǎng)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(zhì)粘土、砂質(zhì)粘性土、強(qiáng)風(fēng)化花崗巖、中風(fēng)化花崗巖，樁端持力層進(jìn)入強(qiáng)風(fēng)化花崗巖。三根樁的實(shí)測(cè)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(shí)測(cè)力和速度時(shí)程曲線見圖1a。

分別對(duì)三根樁進(jìn)行擬合計(jì)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(jīng)驗(yàn)值的最高范圍。三根樁擬合計(jì)算極限承載力分別為1770kN、1463kN、2787kN，這也是向委托單位提供檢測(cè)報(bào)告的結(jié)果。擬合計(jì)算結(jié)果見表1，擬合計(jì)算曲線見圖1b。

對(duì)擬合參數(shù)Qs、Qt、Js、Jt值作出調(diào)整，主要提高Qt值。參數(shù)調(diào)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(jì)算結(jié)果較之前提高了。參數(shù)調(diào)整后，三根樁擬合計(jì)算極限承載力分別為2014kN、1809kN、3298kN。擬合計(jì)算結(jié)果見表2，擬合計(jì)算曲線見圖1c。

表1 114#、169#、231#樁擬合計(jì)算結(jié)果（前）

續(xù)表

樁號(hào)#樁徑（mm）測(cè)點(diǎn)樁長(zhǎng)（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(dòng)測(cè)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(jì)算結(jié)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(jì)算曲線（前）

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

圖1c 114#樁擬合計(jì)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(yīng)變法檢測(cè)樁號(hào)為99#、147#、158#、175#、194#五根樁，單樁承載力特征值均為2000kN，配管長(zhǎng)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(zhì)粘土、全風(fēng)化黑云母中細(xì)粒花崗巖、土狀強(qiáng)風(fēng)化黑云母中細(xì)粒花崗巖、塊狀強(qiáng)風(fēng)化黑云母中細(xì)?；◢弾r、中風(fēng)化黑云母中細(xì)?；◢弾r，樁端持力層進(jìn)入土狀強(qiáng)風(fēng)化黑云母中細(xì)?；◢弾r。五根樁的實(shí)測(cè)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(shí)測(cè)力和速度時(shí)程曲線見圖2a—圖8a。

分別對(duì)五根樁擬合計(jì)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(jì)算極限承載力分別為1690kN、2009kN、2981kN、3038kN、2967kN。擬合計(jì)算結(jié)果見表3，擬合計(jì)算曲線見圖2b—圖8b。

對(duì)擬合參數(shù)Qs、Qt、Js、Jt值作出調(diào)整，同理主要提高Qt值。參數(shù)調(diào)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(jì)算結(jié)果也較之前提高了。參數(shù)調(diào)整后，五根樁擬合計(jì)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(cè)報(bào)告的結(jié)果。擬合計(jì)算結(jié)果見表4，擬合計(jì)算曲線見圖2c—圖8c。

表3 99#、147#、158#、175#、194#樁擬合計(jì)算結(jié)果表（前）

表4 99#、147#、158#、175#、194#樁擬合計(jì)算結(jié)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(jì)算曲線（前）

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

圖2c 169#樁擬合計(jì)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(jì)算曲線（前）

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

圖3c 231#樁擬合計(jì)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(jì)算曲線（前）

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

圖4c 99#樁擬合計(jì)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(jì)算曲線（前）

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

圖5c 147#樁擬合計(jì)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(jì)算曲線（前）

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

圖6c 158#樁擬合計(jì)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(jì)算曲線（前）

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

圖7c 175#樁擬合計(jì)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(jì)算曲線（前）

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

圖8c 194#樁擬合計(jì)算曲線（后）

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

2.2 靜載試驗(yàn)

以下分別為八根樁的靜載試驗(yàn)結(jié)果（廣東省標(biāo)準(zhǔn)，2008）。

114#樁。當(dāng)試驗(yàn)加載至第5級(jí)即2100kN時(shí)，本級(jí)沉降量為4.02mm，累積沉降量為15.07mm；加載至第6級(jí)即2520kN時(shí)，試驗(yàn)只持續(xù)5分鐘，本級(jí)沉降量已達(dá)23.36mm，累計(jì)沉降量為38.43mm，曲線呈陡降型，無法繼續(xù)加載，試驗(yàn)終止。根據(jù)規(guī)范的有關(guān)規(guī)定，推定該樁的單樁限承載力為曲線陡降前一級(jí)所對(duì)應(yīng)的承載力，即樁的極限承載力為2100kN。

169#樁。當(dāng)試驗(yàn)加載至第4級(jí)即1200kN時(shí)，本級(jí)沉降量為1.81mm，累積沉降量為4.61mm；加載至第5級(jí)即1500kN時(shí)，本級(jí)沉降量達(dá)10.56mm，累計(jì)沉降量為15.17mm，超過前一級(jí)沉降量的5倍；試驗(yàn)繼續(xù)加載至第6級(jí)1800kN，本級(jí)沉降量達(dá)17.24mm，累計(jì)沉降量32.41mm；試驗(yàn)加載至第7級(jí)2100kN，累計(jì)沉降量達(dá)到50.13mm，沉降量過大，且無法穩(wěn)定，試驗(yàn)終止。根據(jù)規(guī)范的有關(guān)規(guī)定，某級(jí)荷載作用下，樁頂沉降量大于前一級(jí)荷載作用下沉降量的5倍，當(dāng)樁頂沉降量穩(wěn)定且總沉降量小于40mm時(shí)，宜加載樁頂總沉降量超過40mm。所以選第6級(jí)對(duì)應(yīng)的承載力1800kN作為該樁的極限承載力。

231#樁。當(dāng)試驗(yàn)加載至第8級(jí)即3360kN時(shí)，本級(jí)沉降量為4.17mm，累積沉降量為21.39mm；加載至第9級(jí)即3780kN時(shí)，試驗(yàn)只持續(xù)5分鐘，本級(jí)沉降量已達(dá)25.08mm，累計(jì)沉降量為46.47mm，超過前一級(jí)沉降量的5倍，曲線呈陡降型，試驗(yàn)終止。根據(jù)規(guī)范的有關(guān)規(guī)定，推定該樁的單樁限承載力為曲線陡降前一級(jí)所對(duì)應(yīng)的承載力，即樁的極限承載力為3360kN。

99#樁。當(dāng)試驗(yàn)加載至第5級(jí)即2000kN時(shí)，本級(jí)沉降量為4.72mm，累計(jì)沉降量為15.99mm；加載至第6級(jí)即2400kN時(shí)，本級(jí)沉降量為25.01mm，累計(jì)沉降量為41.00mm，且本級(jí)沉降量超過前一級(jí)沉降量的5倍，曲線呈陡降型，試驗(yàn)終止。根據(jù)規(guī)范的有關(guān)規(guī)定，推定該樁的單樁極限承載力為第5級(jí)所對(duì)應(yīng)的承載力，即樁的極限承載力為2000kN。

147#樁。當(dāng)試驗(yàn)加載至第6級(jí)即2400kN時(shí)，本級(jí)沉降量為5.83mm，累計(jì)沉降量為19.13mm；加載至第7級(jí)即2800kN時(shí)，5分鐘內(nèi)本級(jí)沉降量為22.12mm，累計(jì)沉降量為41.25mm，沉降持續(xù)且不穩(wěn)定，無法加載，曲線呈陡降型，試驗(yàn)終止。根據(jù)規(guī)范的有關(guān)規(guī)定，推定該樁的單樁極限承載力為第6級(jí)所對(duì)應(yīng)的承載力，即樁的極限承載力為2400kN。

158#樁。當(dāng)試驗(yàn)加載至第9級(jí)即3600kN時(shí)，本級(jí)沉降量為8.23mm，累計(jì)沉降量為37.44mm；加載至第10級(jí)即4000kN時(shí)，5分鐘內(nèi)本級(jí)沉降量已達(dá)15.02mm，累計(jì)沉降量52.46mm，累計(jì)沉降量超過40mm，且無法穩(wěn)定，試驗(yàn)終止。根據(jù)規(guī)范的有關(guān)規(guī)定，推定該樁的單樁極限承載力為第9級(jí)所對(duì)應(yīng)的承載力，即樁的極限承載力為3600kN。

175#樁。當(dāng)試驗(yàn)加載至第9級(jí)即3600kN時(shí)，本級(jí)沉降量為8.42mm，累計(jì)沉降量為35.93mm；加載至第10級(jí)即4000kN時(shí)，本級(jí)沉降量為18.69mm，累計(jì)沉降量為54.62mm，累計(jì)沉降量超過40mm。根據(jù)規(guī)范的有關(guān)規(guī)定，推定該樁的單樁極限承載力為第9級(jí)所對(duì)應(yīng)的承載力，即樁的極限承載力為3600kN。

194#樁。當(dāng)試驗(yàn)加載至第9級(jí)即3600kN時(shí)，本級(jí)沉降量為6.82mm，累計(jì)沉降量為33.63mm；加載至第10級(jí)即4000kN時(shí)，樁突然下沉，沉降持續(xù)且不穩(wěn)定，無法加載，試驗(yàn)終止。根據(jù)規(guī)范的有關(guān)規(guī)定，推定該樁的單樁極限承載力為第9級(jí)所對(duì)應(yīng)的承載力，即樁的極限承載力為3600kN。

2.3 動(dòng)、靜檢測(cè)結(jié)果對(duì)比分析

從提供給委托單位的擬合計(jì)算結(jié)果（分別為1770kN、1463kN、2787kN、1690kN、2009kN、2981kN、3038kN、2967kN）來看，上述兩項(xiàng)工程共八根樁的動(dòng)、靜試驗(yàn)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(dāng)調(diào)整Qs、Qt、Js、Jt參數(shù)，再進(jìn)行擬合計(jì)算的結(jié)果分別為2014kN、1809kN、3298kN、2044kN、2338kN、3403kN、3429kN、3398kN，八根樁的動(dòng)、靜試驗(yàn)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(shí)的擬合計(jì)算承載力非常接近靜載試驗(yàn)結(jié)果。也就是說，擬合計(jì)算過程中，對(duì)地方經(jīng)驗(yàn)值中Qt值的選取還是有些偏低，還可以適當(dāng)提高。

從另外一個(gè)角度進(jìn)行分析，提供給委托單位的八根樁的擬合計(jì)算結(jié)果（分別為1770kN、1463kN、2787kN、1690kN、2009kN、2981kN、3038kN、2967kN）要滿足靜載試驗(yàn)結(jié)果（分別為2100kN、1800kN、3360kN、2000kN、2400kN、3600kN、3600kN、3600kN），則它們?cè)谠A(chǔ)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(yīng)變檢測(cè)的擬合計(jì)算結(jié)果，在原來基礎(chǔ)上還可以再提高20%左右才接近實(shí)際值（蔣志軍等，2008）。

3 檢測(cè)承載力誤差分析

高應(yīng)變法檢測(cè)對(duì)實(shí)測(cè)時(shí)域曲線的分析處理，主要采用實(shí)測(cè)曲線擬合法。從理論模型看，目前的曲線擬合程序是計(jì)算承載力比較好的軟件。但是，在動(dòng)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(guān)關(guān)系。而實(shí)驗(yàn)室的研究表明，阻尼的最大值和速度隨時(shí)間的變化不是呈線性關(guān)系的，在實(shí)際應(yīng)用過程中，模型與實(shí)際情況往往相差甚遠(yuǎn)（梁曦，2005）。

擬合計(jì)算程序無論多么好，它的解在一定的范圍內(nèi)是離散的，是否得到合理的、準(zhǔn)確的解，完全取決于分析人員的處理技術(shù)和經(jīng)驗(yàn)。對(duì)于沒有經(jīng)驗(yàn)、不熟練的分析人員來說，眾多的計(jì)算參數(shù)可能令其無所適從，并且在這許多參數(shù)里，沒有固定的取值大小和統(tǒng)一的取值方法。參數(shù)取值誤差的大小，決定了測(cè)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(dāng)調(diào)高；相反，長(zhǎng)樁、摩擦樁的樁側(cè)、樁底彈限值要取低值，樁側(cè)、樁底CASE阻尼系數(shù)要取高值。從力和速度時(shí)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??；若速度時(shí)程曲線在樁端處出現(xiàn)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(shí)程曲線在樁端處出現(xiàn)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(jié)合地方經(jīng)驗(yàn)參數(shù)，適當(dāng)增大或減小擬合參數(shù)，有助于提高承載力擬合計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確度。

分析人員處理數(shù)據(jù)過程中，為了保證工程質(zhì)量安全等因素，一般選擇的擬合參數(shù)偏于保守，導(dǎo)致擬合計(jì)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(guān)鍵性的，也往往是高應(yīng)變法檢測(cè)承載力誤差的焦點(diǎn)所在。

此外，場(chǎng)地地質(zhì)情況也是影響計(jì)算結(jié)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(duì)樁產(chǎn)生不同的摩阻力或端阻力。如砂土比淤泥質(zhì)土阻力要大；硬塑土比軟塑土阻力要大；強(qiáng)風(fēng)化巖比粘土阻力要大等。數(shù)據(jù)處理過程中，要充分考慮這些土層的變化給計(jì)算結(jié)果帶來的影響。

另外，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試信號(hào)質(zhì)量很重要。如錘重過小或落錘高度過低，會(huì)導(dǎo)致激發(fā)能量不足；錘擊偏心明顯，樁兩邊力傳感器接收信號(hào)偏差較大；樁頭墊板質(zhì)量差、厚薄選擇不當(dāng)，使得檢測(cè)信號(hào)有異常；力和加速度傳感器沒有上緊，使得檢測(cè)信號(hào)會(huì)發(fā)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(tǒng)誤差也會(huì)影響著檢測(cè)結(jié)果（梁曦，2005）。在沒有獲得可靠的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的情況下，室內(nèi)分析是沒有意義的，所以現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)數(shù)據(jù)的可靠性也會(huì)直接影響檢測(cè)結(jié)果的誤差大小。

筆者認(rèn)為，若高應(yīng)變法檢測(cè)發(fā)現(xiàn)有承載力偏低或不滿足設(shè)計(jì)要求時(shí)，宜采用靜載試驗(yàn)對(duì)個(gè)別可疑的樁作驗(yàn)證檢測(cè)，以確保檢測(cè)結(jié)果的可靠性。這樣既能提高檢測(cè)效率、擴(kuò)大抽檢范圍，又能保證檢測(cè)質(zhì)量。

4 結(jié)論

基樁高應(yīng)變法檢測(cè)技術(shù)是一門綜合性很強(qiáng)的技術(shù)，它要求分析者不但兼?zhèn)渫亮W(xué)、振動(dòng)力學(xué)、高等數(shù)學(xué)、巖土經(jīng)驗(yàn)等基礎(chǔ)知識(shí)，還要有豐富的現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)及數(shù)據(jù)分析處理經(jīng)驗(yàn)，這樣才能給出滿意的承載力檢測(cè)結(jié)果（鄭澤香，2006）。

在檢測(cè)信號(hào)正常情況下，基樁高應(yīng)變法檢測(cè)承載力的誤差主要由分析人員擬合計(jì)算時(shí)選取的參數(shù)（樁側(cè)彈限Qs值、樁底彈限Qt值、樁側(cè)CASE阻尼系數(shù)Js、樁底CASE阻尼系數(shù)Jt）不當(dāng)造成的。特別是Qt值的大小會(huì)導(dǎo)致擬合計(jì)算結(jié)果的高低，它對(duì)承載力的變化很敏感。因此，選取正確、合理的擬合計(jì)算參數(shù)是縮小誤差的關(guān)鍵，也是對(duì)分析人員的基本素質(zhì)要求。一般來說，基樁高應(yīng)變法檢測(cè)的承載力往往偏低，擬合計(jì)算結(jié)果還可以提高15—20%左右。若有動(dòng)、靜兩種檢測(cè)方法的對(duì)比數(shù)據(jù)作參考，誤差還可以降低到5%左右。因此，基樁高應(yīng)變法檢測(cè)承載力是可信的、可控的。

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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(guó)英，男，生于1967年。工程師。主要從事樁基檢測(cè)及工程地震方面工作。E-mail：tongkuoying@163.com