1、粘土快速荷載試驗(yàn)分析方法的比較Michael J. Brown1 and John J. M. Powell2（1.Unive. of Dundee , Dundee DD1 4HN,U.K.土木工程部高級(jí)講師（通訊作者）摘要：快速荷載樁基試驗(yàn)（RLT），如靜動(dòng)試驗(yàn)，已發(fā)展為常用的靜態(tài)和動(dòng)態(tài)試驗(yàn)之外可供選擇的另一種樁基檢測技術(shù)。卸載點(diǎn)法（UPM）通過分析快速荷載試驗(yàn)結(jié)果得到等效荷載沉降特性，但該方法適用于粗粒土，在粘土和淤泥中表現(xiàn)較差。為了克服這些不足，已有學(xué)者考慮了土壤類型的影響，對(duì)UPM法進(jìn)行了改進(jìn)，還提出了新的分析方法。為了驗(yàn)證改進(jìn)的UPM法和新分析方法的有效性，文章對(duì)兩粘土場地上的樁基

2、試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了分析。第一個(gè)場地上覆高到極高塑性的第四紀(jì)倫敦粘土，第二個(gè)場地是低到中等塑性的冰磧土。結(jié)果顯示，某一新方法因考慮了與土壤有關(guān)的速率效應(yīng)參數(shù)（基于粘土的塑性指數(shù)）隨樁基沉降的變化，對(duì)很高塑性粘土的靜態(tài)等效荷載沉降特性的預(yù)測情況最佳。總體來看，UPM法在低到中等塑性冰磧土中中表現(xiàn)最好，這是因?yàn)镽LT試驗(yàn)在該類土中已積累了較多的經(jīng)驗(yàn)。還可以看到，若在更多土壤類型上開展相關(guān)試驗(yàn)，RLT分析方法將會(huì)得到更大的發(fā)展。基于上述研究成果，文章最后考慮阻尼和速率效應(yīng)參數(shù)隨樁基沉降的變化，提出了改進(jìn)的UPM和Schmuker法。關(guān)鍵詞：樁荷載試驗(yàn)，靜態(tài)試驗(yàn)，樁土相互作用，粘土，冰磧土，細(xì)粒土，阻尼。引

3、言以往樁基測試一般采用靜態(tài)或動(dòng)態(tài)荷載試驗(yàn)。在20世紀(jì)90年代，另一類樁基檢測方法快速荷載測試（RLT）法（如靜動(dòng)法）得以發(fā)展。然而，分析手段欠缺可靠性使得RLT技術(shù)無法用于細(xì)粒土體，阻礙了其更為廣泛的應(yīng)用（Paikowsky，2004）。一般采用卸載點(diǎn)法（UPM）分析靜動(dòng)試驗(yàn)，該法允許僅基于試驗(yàn)中測量結(jié)果進(jìn)行分析（Middendorp，2000）。雖然有報(bào)道指出卸載點(diǎn)法能較好地適用于粗粒土或巖石中的樁（Brown，1994），但亦有學(xué)者發(fā)現(xiàn)所得的恒定阻尼參數(shù)不能準(zhǔn)確反映粘土或淤泥的速率效應(yīng)，導(dǎo)致樁基極限承載力的過高預(yù)估（Holeyman等，2000）。為此，諸多學(xué)者基于土壤類型的簡單描述引入了

4、一系列校正因子以改進(jìn)UPM法（McVay等，2003；Paikowsky，2004）。引入校正因子后一般能對(duì)極限承載力給出更好預(yù)測，但會(huì)過度校正工作荷載下樁-土剛度。校正因子是基于一個(gè)有限的數(shù)據(jù)集，因而不能反映不同粘土中速率效應(yīng)的差異（Powell & Brown，2006；Weaver & Rollins，2010）。針對(duì)UPM的不足之處，后續(xù)又發(fā)展了幾種分析方法，且均考慮了不同土質(zhì)的速率效應(yīng)（Brown，2008；Schmuker，2005）。本文介紹了現(xiàn)有的UPM分析方法，通過現(xiàn)場兩種不同粘土上的樁基試驗(yàn)對(duì)它們的效果進(jìn)行了比較，基于此，提出改進(jìn)的RLT分析方法。有效分析方

5、法卸載點(diǎn)法卸載點(diǎn)法對(duì)細(xì)粒土上單樁的極限承載力預(yù)測一般偏高，引入與土體有關(guān)的平均校正因子可糾正這一偏差(Paikowsky ，2004)。已有文獻(xiàn)中，粘土擬采用0.65的UPM校正因子（），這是基于有限實(shí)例的結(jié)果（McVay等，2003）。近期研究發(fā)現(xiàn)對(duì)于粘土0.65的校正偏小，應(yīng)采用更大的校正，如校正因子取用0.47（Weaver & Hyde，2010）。從圖1可以看出，UPM法過高地估計(jì)了樁的極限承載力，這是因?yàn)樗玫淖枘嵯禂?shù)偏小，這也是該法的最大缺點(diǎn)。實(shí)際上在試驗(yàn)中阻尼系數(shù)是不斷變化的，分析中并未考慮這一影響，導(dǎo)致對(duì)工作荷載下樁基沉降的過高估計(jì)（Stokes等，2008）。用靜動(dòng)

6、法將3071kN的荷載循環(huán)加載到一個(gè)長12m、直徑600mm的鉆孔灌注樁上，土質(zhì)條件為低至中等塑性冰川土（Brown & Hyde，2008），得到圖1所示的結(jié)果。其中，加載過程包括先對(duì)樁基進(jìn)行2天5個(gè)周期的靜動(dòng)法加壓，3周后開展等貫入率試驗(yàn)（CRP），再在5天后進(jìn)行維持荷載試驗(yàn)。圖1中所示的是在每個(gè)樁測試中樁的累積沉降復(fù)位為零的結(jié)果，圖中只顯示了最終的和最大的靜動(dòng)循環(huán)荷載。上述樁基相對(duì)較短，且位于較均勻的粘土中，其波數(shù)（）遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過最低值12，分析中可將其視為質(zhì)量塊或剛體，本文實(shí)例的分析也將沿用此假定。當(dāng)樁的波數(shù)低于12時(shí)，需考慮應(yīng)力波的影響。Middendorp（2000）在其文章中

7、對(duì)樁波數(shù)的確定也給出了詳細(xì)的說明。圖1.UPM法對(duì)靜動(dòng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析結(jié)果【上圖中，縱坐標(biāo)：沉降（mm） Settlement(mm）； 橫坐標(biāo)：樁頭荷載（kN） Pile Head Load(kN)】非線性速率相關(guān)法方法 1: Brown法Brown法是由Brown提出的考慮速率效應(yīng)的非線性方法（2004）。該方法與UPM的主要區(qū)別在于，其依賴于使用者輸入的與土壤相關(guān)的速率參數(shù)。 (1)式中 為樁的靜阻力； 為靜動(dòng)荷載； 為樁的慣性； 為樁的速度；為CRP樁試驗(yàn)的速度，用于定義速率參數(shù)和的和都標(biāo)準(zhǔn)化為，并假定= 1 m/s。這種分析方法是由動(dòng)測試驗(yàn)分析演變而來，其中大部分的樁基承載力來源于側(cè)摩

8、阻力的發(fā)揮（Randolph & Deeks，1992）。另外，值的確定可以參考Powell & Brown（2006）提出的與塑性指數(shù)（PI）的關(guān)系式。 （2）上式中平均PI的范圍是1443，但已有的數(shù)據(jù)主要針對(duì)PI為1420的土壤（低至中等塑性），高至很高塑性土壤僅有有限的數(shù)據(jù)，尚缺乏極高塑性土壤的PI數(shù)據(jù)。需要指出的是，塑性等級(jí)的定義是基于BS5930 ：1999。本文的分析方法不僅包含了土壤參數(shù)的影響，也考慮了速率效應(yīng)的明顯變化，Balderas -MECA（2004）通過超固結(jié)土的試驗(yàn)指出速率效應(yīng)變化是由樁土應(yīng)變水平差異引起。為簡化計(jì)算，允許達(dá)到最大值，即靜動(dòng)荷載峰值

9、（）對(duì)應(yīng)的值，峰值后保持不變(Brown & Hyde，2008)。參數(shù)在粘土中一般設(shè)為0.2（Randolph&Deeks，1992），本文也將取用該值。方法2 ：Schmuker法Schmuker（2005）提出了一種與土壤粘度指數(shù)有關(guān)的分析方法。 (3)粘度指數(shù)是基于對(duì)土壤的簡單描述，如表1所示。表中值是由Leinenkugel（1976）在實(shí)驗(yàn)室中開展不同速率雙軸試驗(yàn)，并經(jīng)過Gudehus（1981）和Schmuker（2005）總結(jié)得到。Triantafyllidis（2001）繼續(xù)推導(dǎo)了與土壤液限（LL）有關(guān)的參數(shù)（百分比形式） (4)有學(xué)者（Middendorp等

10、，2008）發(fā)現(xiàn)對(duì)于低塑性土，當(dāng)取平均值0.0264時(shí)，Schmuker法和靜載試驗(yàn)結(jié)果具有很好的一致性，這里的0.0264是Schmuker（2005）通過靜動(dòng)試驗(yàn)的反向分析得到的。值得一提的是，上述值的確定是基于土壤組分的描述而不是塑性的量測，表1中也不包含低塑性土的數(shù)據(jù)。雖然表1給出了粘度指數(shù)的明確取值，但不同方法也存在不一致。對(duì)于低到中等塑性的粉質(zhì)粘土（LL=20-36，PI=7-20），基于塑性描述其粘度值可達(dá)到0.03，而根據(jù)材料描述得到的范圍為0.0170.034。同樣，通過方程（4）計(jì)算得到粘度值為0.0060.021，幾乎已位于表1所示值以外。對(duì)圖1所示試驗(yàn)結(jié)果的分析表明，粘

11、度指數(shù)取與高塑性土對(duì)應(yīng)的0.04可得到更為準(zhǔn)確的極限承載力。現(xiàn)場靜動(dòng)試驗(yàn)為了比較不同分析方法的有效性，本文開展了兩個(gè)現(xiàn)場試驗(yàn)，兩試驗(yàn)均采用長螺旋灌注樁（CFA樁），主要區(qū)別在于場地粘土塑性相差較大。樁的尺寸與場地上已有用于研究的樁一致，以方便比較。試驗(yàn)中以4 MN 的靜動(dòng)設(shè)備產(chǎn)生明顯沉降時(shí)的荷載作為樁的承載力（Powell & Brown，2006）。案例1中樁直徑為450mm，位于地表下9.5m處，案例2中樁直徑為600mm，位于地表下（BGL）10.4m處。靜載試驗(yàn)是通過液壓千斤頂對(duì)錨樁橫梁施加反作用實(shí)現(xiàn)，荷載由校準(zhǔn)測力傳感器測量。試驗(yàn)程序嚴(yán)格遵守土木工程學(xué)會(huì)（2007）相關(guān)條例。

12、靜動(dòng)法試驗(yàn)采用Middendorp（2000）所述的4 MN液壓鉆機(jī)。表1 粘度指數(shù)（Middendorp等，2008）土壤類型（粘度指數(shù)）砂質(zhì)粉土0.018淤泥0.025-0.032粘質(zhì)粉砂0.015-0.038粉質(zhì)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（膨潤土）0.07案例1 ，Chattenden，倫敦粘土場地位于英國肯特州Chattenden城市的洛奇山營地，上覆土為倫敦粘土。該場地原為研究收縮土地基而建（Crilly等，1992 ）。 場地上覆30m厚倫敦粘土，并帶有一3m的干殼層（超固結(jié)比（OCR）2450）；值隨著深度逐漸增加（0

13、10m平均為100Kpa，平均OCR為18）； 015m平均含水量為29% ； 010m處，PI為60，1015m上升至63； 體積密度為19.4 kN/m3； 地下水位約在地下1米處；場地上部4m是風(fēng)化的褐色倫敦粘土，其下是很高到極高塑性的未風(fēng)化的藍(lán)色粘土。圖2總結(jié)了場地土的強(qiáng)度和特征數(shù)據(jù)。上部10m土體的PI值曾被錯(cuò)誤的報(bào)道為52，但也不妨礙該場地近來多次被用于樁性能測試（Powell & Brown，2006；Skinner等，2003）。Chattenden測試樁采用直徑450mm的CFA樁，樁體位于工作平臺(tái)（BWPL）下11m處。制樁時(shí)在其上部附加直徑為500mm、厚11mm

14、充填混凝土的鋼套管，使樁達(dá)到測試所需的高度。鋼套管的安裝過程為：在樁周圍挖掘深度約為1m的坑，安置套管使其中心線與鋼筋所在位置對(duì)應(yīng)，澆注混凝土到最終高度?？紤]到地面擾動(dòng)的影響，對(duì)于樁CS1和樁DC1認(rèn)為其有效嵌入長度為9.5m，而樁R1為10.1m。與其它樁不同的是，樁R1被安置于地表下11.63m處，這是為了補(bǔ)償其鉆孔軟化，因?yàn)榕c正常鉆孔34min的敞開時(shí)間相比，混凝土延遲輸送使得樁R1鉆孔的敞開時(shí)間達(dá)到25min。樁的設(shè)計(jì)靜載能力為1000kN。圖2 .Chattenden地區(qū)典型土壤特性【上圖中，縱坐標(biāo)：地表下深度（m） Depeh Below Ground Level(m)橫坐標(biāo)：不排

15、水剪切強(qiáng)度（kPa） Undrained Shear Stength(kPa) 體積密度(kN/m3) Bulk Density(kN/m3) 含水量(%) Moisture Content(%)】Chattenden試驗(yàn)結(jié)果討論靜載試驗(yàn)對(duì)四個(gè)樁進(jìn)行靜載試驗(yàn)，其中兩個(gè)采用維持荷載（ML）法加載直至失效，樁MC2 （圖3）在這之后還有兩個(gè)CRP加載階段，其余的樁使用CRP（表2）加載。維持荷載法采用125kN的增量加載，這就會(huì)導(dǎo)致可能錯(cuò)失加載步間的實(shí)際極限承載能力，而且在本場地，倫敦粘土的應(yīng)變軟化性質(zhì)使得這個(gè)問題更加嚴(yán)重，最終難以維持荷載。這種情況下，通常將荷載減少到一個(gè)之前穩(wěn)定的值，并且保持直

16、至沉降穩(wěn)定恢復(fù)。CRP試驗(yàn)以0.007mm/s的加載速率進(jìn)行，直到達(dá)到峰值荷載。在峰值荷載下，增大加載速率到系統(tǒng)的最大值，約為0.23 mm/s（簡稱為CRPH），以評(píng)估加載速率的影響。這項(xiàng)研究的結(jié)果將另文發(fā)表。倫敦粘土的應(yīng)變軟化特性使得其靜載能力的確定較為困難，進(jìn)而導(dǎo)致難以比較靜載試驗(yàn)與靜動(dòng)試驗(yàn)，尤其當(dāng)靜態(tài)試驗(yàn)具有確定的峰值和極限特性時(shí)。為了比較各樁峰值特性，從樁MC3和MC4（表2）的CRP測試結(jié)果得到靜阻力平均值（11 16kN），而試驗(yàn)中最大阻力出現(xiàn)在沉降較小時(shí)（分別為 4.76和4.62mm）。通常，通過CRP試驗(yàn)的反算，而非MLT試驗(yàn)，得到靜動(dòng)法分析所需的速率效應(yīng)參數(shù)。另外，CRP

17、試驗(yàn)的峰值承載力也是在較低沉降下獲得，且沒有表現(xiàn)出顯著的應(yīng)變軟化影響。試驗(yàn)中采用的極限靜阻力也考慮了樁MC1和MC2 進(jìn)行的MLT測試得到的峰值承載力。樁MC1的最大靜承載力為1003kN，該樁在這一荷載下維持了265min，沉降達(dá)到10.29mm。同樣，樁MC2受到最大荷載為1128kN，接近CRP加載法得到的承載力，但樁MC2在這一荷載下僅維持了34min，其前一級(jí)最高穩(wěn)定荷載為1004kN?；诖?，將CRP試驗(yàn)的平均值1116kN作為樁的靜載能力，以便與RLTs （表3）得到的靜態(tài)荷載進(jìn)行比較。圖 3 . 倫敦粘土典型的靜態(tài)和未修正的靜動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果【上圖中，縱坐標(biāo)：沉降(mm) Settl

18、ement(mm)橫坐標(biāo)：樁頭荷載(kN) Pile Head Load(kN)】表2 倫敦粘土中樁基荷載試驗(yàn)過程樁階段試驗(yàn)類型施加的最大荷載（KN）最大荷載下的（mm）試驗(yàn)中最大（mm）CS14（共4個(gè)）RLT302811.3016.99DC14（共4個(gè)）RLT38069.8121.17R17（共7個(gè)）RLT397616.8140.63MC11MLT100310.2944.37MC21MLT11289.5429.192CRP5701.07-3CRPH8323.7217.52MC31CRP11204.765.682CRPH12152.8134.91MC41CRP11124.626.242CRP

19、H11723.2039.473CRP7899.0513.564CRPH8395.9532.13靜動(dòng)試驗(yàn)與分析靜動(dòng)分析結(jié)果分別如圖4和5所示。文中將這一結(jié)果與樁MC2和MC3靜態(tài)荷載階段結(jié)果進(jìn)行了比較。靜動(dòng)法靜態(tài)承載力的推導(dǎo)是基于樁CS1、DC1和R1試驗(yàn)的最后和最大荷載循環(huán)。上述三樁分析結(jié)果的總結(jié)如表3所示。為了使分析比較更為全面，還對(duì)在各循環(huán)最大靜動(dòng)荷載對(duì)應(yīng)的沉降下計(jì)算得到的靜態(tài)峰值承載力進(jìn)行了對(duì)比。在靜動(dòng)法加載下，樁R1有明顯的沉降，可以借此確定其峰后極限特性。另外，試驗(yàn)中為避開應(yīng)變軟化土體的峰值行為和反映其大沉降極限特性，選擇在35mm沉降下對(duì)靜動(dòng)法分析技術(shù)進(jìn)行比較。文中還對(duì)工作荷載沉降

20、進(jìn)行了討論，并與樁MC3在500kN（設(shè)計(jì)靜載力的50）荷載下進(jìn)行的CRP階段1試驗(yàn)中所獲得的沉降進(jìn)行比較。表3. 倫敦粘土靜動(dòng)法分析結(jié)果樁方法(kN) （kN）試驗(yàn)中最大（mm）CS1UPMx0.651699-1.531.660.43UPMx0.471227-1.102.680.43Brown1079-0.970.982.20Schmuker1292-1.162.370.070R1UPMx0.65194017091.74,2.072.480.38UPMx0.47140312351.26,1.503.500.38Brown113410061.02,1.221.772.60Schmuker154

21、313811.39,1.683.230.082DC1UPMx0.652064-1.851.530.35UPMx0.471492 -1.342.110.35Brown1278 -1.151.102.83Schmuker1558 -1.411.840.083由圖4和5中所示的UPM分析結(jié)果可以看到，校正因子（）采用0.47和0.65時(shí)，對(duì)靜態(tài)承載力的峰值預(yù)測偏高，當(dāng)取0.47時(shí)，所得結(jié)果為測量值的1.101.34倍，而當(dāng)取0.65時(shí)，為測量值的1.531.85倍。為了獲得最佳的預(yù)測值，校正因子（）取值須在0.350.43間（表3），其平均值為0.39，明顯低于推薦的校正因子值。此外，取0.47時(shí)，

22、UPM法對(duì)工作荷載沉降(圖6)的預(yù)測一般偏高2.113.50倍?？紤]到UPM法中校正因子的本質(zhì)作用，基于表3所示的值優(yōu)化將會(huì)改善極限承載力的預(yù)測，但也會(huì)進(jìn)一步降低工作荷載沉降的估算準(zhǔn)確性。對(duì)于Brown法，須根據(jù)方程（2）由粘土的PI值計(jì)算速率參數(shù)。分析中采用的值為2.320(PI為60)，此時(shí)對(duì)峰值承載力的估算值為實(shí)測靜載值的0.971.15倍（平均為1.07）?？梢?，上述樁靜載力的預(yù)測值與實(shí)測值較為接近，但前提是值處于最佳范圍2.1962.832間，對(duì)應(yīng)的PI值范圍為5676（方程（2）。這里的PI上限76已超出場地土的PI值范圍，同樣也不包括在方程（2）的適用PI值之中。Brown法預(yù)測

23、的工作荷載沉降是測量值的0.981.77倍。對(duì)于Schmuker法，假定膨潤土為塑性很高的粘土，根據(jù)表1取值0.06。Schmuker法對(duì)峰值承載力的預(yù)測值是是實(shí)測靜載力的1.161.41倍。根據(jù)極限靜載力的范圍，的值須介于0.0700.083間才能得到較好的預(yù)測值，而這一范圍已基本超出1中的值。同樣，若場地平均液限取89，根據(jù)方程（4）計(jì)算得到一個(gè)值為0.045，與之對(duì)應(yīng)的是由高至非常高塑性粘土，低于表1中所建議的值，且與最優(yōu)指數(shù)值不匹配。Schmuker法預(yù)測的工作荷載沉降是測量值的1.843.23倍。根據(jù)樁R1靜動(dòng)測試分析結(jié)果（圖5），兩種非線性速率相關(guān)法對(duì)極限靜載力（35mm沉降下）的

24、預(yù)測更為準(zhǔn)確，雖然分析中已考慮應(yīng)變軟化引起的承載力隨深度的下降，但是所有案例中承載力（35mm沉降下）預(yù)測準(zhǔn)確性皆不如峰值情況。由圖5還可以看到，與Brown法相比，UMP和Schmuker法得到的屈服點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的沉降要大得多，Brown法在屈服區(qū)能得到更為真實(shí)的荷載-沉降特性。對(duì)塑性很高粘土的分析結(jié)果表明，Brown法表現(xiàn)的最好。然而，所有方法均過高估計(jì)了峰值承載力，對(duì)于非線性法，這可能歸咎于經(jīng)驗(yàn)的缺乏以及對(duì)高塑性土未采用合適的校正因子。另外，UPM和Schmuker法都過高預(yù)估了工作荷載沉降，其中采用了校正因子（）的UPM法的偏差更大。圖 4 . 倫敦粘土中樁CS1分析方法的比較【上圖中，縱

25、坐標(biāo)：沉降(mm) Settlement(mm) 橫坐標(biāo)：樁頭荷載(kN) Pile Head Load(kN)】在兩案例的試驗(yàn)中，均采用了RLT循環(huán)加載方法，這種方法對(duì)所得結(jié)果是否有影響還存在疑問。至今，對(duì)RLT是應(yīng)該采用循環(huán)的方式還是通過單一的脈沖加載還沒有文獻(xiàn)指導(dǎo)。由于粘土速率效應(yīng)使得實(shí)際的承載力可能明顯高于預(yù)估值，很難確定單一脈沖法的加載量。因此，常采用循環(huán)式加載直至樁沉降足以真實(shí)地評(píng)估其特性。超固結(jié)倫敦粘土隨樁沉降的增加承載能力存在減少的趨勢(shì)，這并不完全是是靜載和RLT荷載半周期循環(huán)施加的結(jié)果，還有可能是由于倫敦粘土在較低的加載速率下會(huì)產(chǎn)生超孔隙水壓力和永久應(yīng)變，使得其更能經(jīng)受循環(huán)荷

26、載，Jardine（1991）的不排水三軸對(duì)比試驗(yàn)也表明倫敦粘土具有這些特性。Bond（1989）指出對(duì)樁施加單循環(huán)荷載至循環(huán)次數(shù)達(dá)到30，其承載力或永久應(yīng)變并未發(fā)生退化。由此可見，RLT試驗(yàn)荷載循環(huán)次數(shù)過少使得其不會(huì)發(fā)生顯著的循環(huán)退化。例如，在7個(gè)RLT循環(huán)荷載下，樁R1的屈服前剛度在循環(huán)加載期間沒有發(fā)生明顯變化。圖 5 .倫敦粘土中樁R1分析方法的比較【上圖中，縱坐標(biāo)：沉降(mm) Settlement(mm) 橫坐標(biāo)：樁頭荷載(kN) Pile Head Load(kN)】圖 6 . 倫敦粘土中樁CS1工作荷載沉降的分析方法比較（為清楚起見，圖中未包括卸載加載段）【上圖中，縱坐標(biāo)：沉降(

27、mm) Settlement(mm) 橫坐標(biāo)：樁頭荷載(kN) Pile Head Load(kN)】案例2：Cowben，冰磧土案例2是位于英國英格蘭東北部的Cowden城市，上覆土為中等塑性粘土為主的冰磧土（Powell & Butcher，2003）。1976年，該場地首次用作研究場地用于冰川沉積土的研究（Marsland&Powell 1979）。 該場地上覆至少30m的堅(jiān)硬粘土，04.6m為風(fēng)化區(qū)（超固結(jié)比（OCR）為1050）； 410m土體的平均值為100kPa（OCR為410），而上部4m風(fēng)化區(qū)不斷增加，可達(dá)到200 kPa； 010m土體平均含水量為16% ；

28、 010m土體平均PI為 20； 土體體積密度為22.2 kNm3；地下水位約在地下1米處，此處地下排水形成一個(gè)靜水壓力的剖面。04.6m為褐色的很硬到稍硬多碎石的中等塑性風(fēng)化粘土，其下為未風(fēng)化的暗灰棕色稍有些碎石的低到中等塑性粘土，直至地表下約17m為沙礫層。在未風(fēng)化粘土層中地下約11.5m處還有一個(gè)厚達(dá)1m的密集粉砂層。土壤特性數(shù)據(jù)的總結(jié)如圖7所示。該場地已多次被用于原位試驗(yàn)和樁特性試驗(yàn)（Lunne等，1997 ；Lehane & Jardine，1994）。試驗(yàn)所用的樁為直徑600mm，深度10.4m的CFA樁。制樁時(shí)，在樁上端安置厚11mm、直徑610mm填充混凝土的鋼管套，將

29、樁延伸至地面上。圖 7. Cowen地區(qū)的典型土壤特性【上圖中，縱坐標(biāo)：地表下深度（m） Depeh Below Ground Level(m)橫坐標(biāo)：不排水剪切強(qiáng)度（kPa） Undrained Shear Stength(kPa) 體積密度(kN/m3) Bulk Density(kN/m3) 含水量(%) Moisture Content(%)】Cowden 結(jié)果的討論靜載試驗(yàn)試驗(yàn)樁數(shù)為2（P1和P2），一個(gè)是在CRP段后使用ML法開展了重復(fù)測試，另一個(gè)與案例1類似在CRP段后采用ML加載直至樁失效破壞。從圖8可看出，試驗(yàn)得到樁P1的承載力比樁P2的要大，這在樁P1上的CRPH試驗(yàn)和隨后

30、的MLT段和CRP段都表現(xiàn)的很明顯。前人在該場地開展的樁基試驗(yàn)表明（Brown&Hyde 2008），速率效應(yīng)使得CRP試驗(yàn)所得結(jié)果一般比MLT高。圖1也給出了CRP和MLT試驗(yàn)的比較，圖中結(jié)果是在與Cowden土具有類似起源和沉積歷史的冰磧土上試驗(yàn)得到。實(shí)際上，MLT加載到1800kN（沉降23mm）的結(jié)果已與圖1中相當(dāng)。樁P1和P2結(jié)果的差異是由于隨著樁沉降的發(fā)展樁體接觸地表下11.5m處的沙層。雖然該沙層位于樁下超過1m處，但可能在局部位置，它與樁P1的下端更為接近。對(duì)比前面所討論的CRP試驗(yàn)，以比較靜動(dòng)和靜態(tài)試驗(yàn)的結(jié)果。由于樁1底部承載能力具有增大的趨勢(shì)，須在樁沉降和尖端移動(dòng)相

31、對(duì)較小時(shí)選取其極限承載力，也即階段4的最大荷載1684kN（見表4和圖8）。由于樁P2所得結(jié)果受樁端影響不大，可將階段5 CRP的最大荷載2022kN（沉降12.80mm）作為其極限承載力。這樣得到平均極限承載力為1853kN。圖 8 .Cowden冰磧土中典型的靜態(tài)和未修正的靜動(dòng)法試驗(yàn)結(jié)果【上圖中，縱坐標(biāo)：沉降(mm) Settlement(mm) 橫坐標(biāo)：樁頭荷載(kN) Pile Head Load(kN)】靜動(dòng)法試驗(yàn)與分析圖9給出了各靜動(dòng)法的分析結(jié)果，圖中還包括樁P1階段4和階段5以及樁P2上MLT階段1的試驗(yàn)結(jié)果。本試驗(yàn)中，采用樁S1第5個(gè)加載循環(huán)的試驗(yàn)結(jié)果推導(dǎo)其靜載力，并基于不同分

32、析方法比較樁S1和S2試驗(yàn)結(jié)果如表5所示。為便于比較，表5中的靜載力數(shù)據(jù)均是根據(jù)各試驗(yàn)峰值荷載得到。文中還對(duì)工作荷載沉降進(jìn)行了討論，并與樁P1在900kN荷載下進(jìn)行的CRP試驗(yàn)階段4所得的沉降作了比較。同樣，UPM法采用了0.47和0.65兩校正因子（圖9和表5）。常用的校正因子為0.65，但會(huì)引起極限靜載力1.09-1.15倍的過高預(yù)估，而0.47的校正因子也會(huì)導(dǎo)致類似的0.83-0.84倍的過低預(yù)估?；诖丝梢缘玫叫Ｕ蜃樱ǎ┑淖顑?yōu)范圍0.5600.566，這個(gè)變化范圍比倫敦粘土對(duì)應(yīng)的范圍要小得多。雖然UPM法對(duì)樁極限承載力的估算較為準(zhǔn)確，但這一方法并不適用于工作荷載沉降的預(yù)測，會(huì)導(dǎo)致其3

33、5倍的過高預(yù)估。表 4. Cowden中樁基荷載試驗(yàn)過程樁階段試驗(yàn)類型施加的最大負(fù)荷（KN）最大荷載下的（mm）試驗(yàn)中最大（mm）S15（共6個(gè)）RLT397013.9321.62S26（共6個(gè)）RLT392916.2322.48P11CRP5470.640.712CRP5120.530.533CRP9941.541.544CRP16845.93-5CRPH2294-6MLT240045.2645.267CRP234010.1010.10P21MLT200148.1848.182CRP5020.700.713CRP10131.921.954CRP15113.193.215CRP202212.8

34、-6CRPH2257-對(duì)于Brown法，值取為0.8時(shí)（PI=20），計(jì)算得到極限承載力是測量值的1.191.20倍。同樣，圖5中的最佳值要高于由方程(2)的導(dǎo)出值。而此時(shí)，工作荷載沉降的預(yù)測值與上述倫敦粘土所得結(jié)果相當(dāng)。在Schmuker法中，值采用0.03（表1），此時(shí)PI平均值為20、液限LL為38（中等塑性）。Schmuker法對(duì)極限承載力存在1.361.41倍的過高預(yù)估。同樣，盡管Schmuker法分析結(jié)果較上述倫敦粘土分散性好，但Schmuker法沒有校正的UPM法準(zhǔn)確。為了得到與實(shí)測更為接近的極限靜載力，最優(yōu)值需要下降到范圍為0.0490.055之間，介于表1中高塑性粘土和膨潤土

35、之間。同樣，若場地平均液限取38，并根據(jù)方程（4）計(jì)算得到一個(gè)值為0.023，對(duì)應(yīng)表1中的淤泥，但與Middendorp等（2008）對(duì)低塑性粘土所采用的值相近。同樣地，Schmuker法預(yù)測的工作負(fù)載沉降約為靜載試驗(yàn)的兩倍。對(duì)于低到中等塑性的冰磧土，Brown法和UMP法都對(duì)極限靜載力做出了適當(dāng)估算，這是因?yàn)榈偷街械人苄哉惩烈逊e累了大量經(jīng)驗(yàn)和參數(shù)數(shù)據(jù)，但由于用來推導(dǎo)方程（2）的原始數(shù)據(jù)是基于CRP試驗(yàn)結(jié)果而不是MLT，Brown法精確性稍差，從所得到靜載力和CRPH試驗(yàn)測得結(jié)果的相似性中也可以看出這點(diǎn)（圖9）。可見，對(duì)于該場地土，靜載力測得值會(huì)因所采用分析方法的不同而存在顯著的差異。由于難以

36、選擇到合適的速率指數(shù)，Schmuker法會(huì)過高預(yù)測樁承載力。而且，UPM和Schmuker法對(duì)樁工作荷載沉降的估算均過高。Cowden地區(qū)的超固結(jié)冰磧土是較不靈敏土，這使得RLT和靜載試驗(yàn)所得的極限靜載力差異并不明顯。從圖8也可以看出，樁極限承載力在多次循環(huán)加載過程中沒有顯著變化，圖8還特別比較了Cowden地區(qū)可能受循環(huán)荷載影響的試驗(yàn)結(jié)果和屈服前加載段的結(jié)果。Marsland&Powell（1980）在其文獻(xiàn)中對(duì)此也有提及，他們?cè)谕活愋捅兺林羞M(jìn)行了一系列大直徑循環(huán)荷載試驗(yàn)，結(jié)果表明經(jīng)循環(huán)加載后CRP試驗(yàn)的極限承載力沒有顯著變化，但在屈服前階段表現(xiàn)出整體硬化的特征。Lehane&a

37、mp;Jardine（1994）通過對(duì)同一地點(diǎn)全部打入樁的模型測試，也得出重復(fù)測試會(huì)導(dǎo)致土壤結(jié)構(gòu)的改變，也就是塑性硬化，在其所有重復(fù)測試中土壤的徑向有效應(yīng)力均提高了約15。本文的現(xiàn)澆CFA樁對(duì)土壤的擾動(dòng)比全部打入樁要小。圖 9. Cowden冰磧土中樁S1分析技術(shù)的比較（為了清楚起見，圖中未畫出P1靜態(tài)試驗(yàn)的第6和7階段）【上圖中，縱坐標(biāo)：沉降(mm) Settlement(mm) 橫坐標(biāo)：樁頭荷載(kN) Pile Head Load(kN)】分析方法的改進(jìn)卸載點(diǎn)法在預(yù)測工作荷載沉降時(shí)，目前的UMP法可靠性較低，選擇合適的校正因子是其分析結(jié)果準(zhǔn)確的關(guān)鍵。這里將討論能否得到適用于所有粘土的平均

38、校正因子，在Brown和Schmuker法中，這個(gè)校正因子應(yīng)該與土壤類型相關(guān)。根據(jù)本文研究結(jié)果以及Weaver & Rollins（2010）針對(duì)5種粘土的案例報(bào)道，可提出UMP校正系數(shù)和液限（LL）的關(guān)系式（如圖10所示）。 （5）表5 . Cowden地區(qū)冰磧土靜動(dòng)法分析結(jié)果樁分析方法（kN）優(yōu)化率的影響因素（R，）S1UPMx0.6520131.092.710.56UPMx0.4715570.843.450.56Brown22311.201.681.58Schmuker26091.412.100.049S2UPMx0.6521261.511.940.57UPMx0.4715370

39、.835.590.57Brown21991.191.941.51Schmuker25281.362.240.055圖10所示的部分?jǐn)?shù)據(jù)較為分散，其中離散性較大的數(shù)據(jù)主要來源于Briaud等（2000）和McVay等（2003）的研究成果，這可能是因?yàn)槠湓囼?yàn)樁所經(jīng)并非單一粘土，而是處于混合土層中。Weaver & Rollins（2010）研究提出，通過增加速率效應(yīng)貢獻(xiàn)較少土層的權(quán)重，可減小UPM校正因子的影響，因此，圖中數(shù)據(jù)也按照其提出的分析方法分了加權(quán)和非加權(quán)兩種形式，具體的分析過程Weaver & Rollins（2010）在其文章中有詳盡描述。需要說明的是，方程（5）是基

40、于加權(quán)數(shù)據(jù)推導(dǎo)得到。為了改善場地超固結(jié)粘土屈服前靜載沉降的估算情況，可根據(jù)樁沉降的變化調(diào)整UPM校正因子（）的大小（圖11）。在方程（1）中，UPM靜載力計(jì)算值和卸載點(diǎn)上靜載力的關(guān)系考慮了速率效應(yīng)隨沉降的變化趨勢(shì)，與之類似，也可在方程中考慮校正因子（）隨沉降的變化。 (6)式中為在卸載點(diǎn)上的靜載。對(duì)校正因子調(diào)整后根據(jù)方程（6）分析計(jì)算，結(jié)果如圖12所示，圖中還將其與上述Brown法的結(jié)果進(jìn)行了比較。需要指出的是，圖12采用的和均已根據(jù)表3中樁CS1的計(jì)算值進(jìn)行了優(yōu)化調(diào)整?？梢钥吹?，與圖6相比，圖12對(duì)工作荷載沉降的預(yù)測有顯著改善。盡管研究結(jié)果（圖12）表明所提出的改進(jìn)方法用于粘土中的鉆孔灌注樁

41、適用性較好，但是否適用于粗粒土或者其它樁型還需進(jìn)一步的研究。值得一提的是，圖11中校正因子實(shí)際值和計(jì)算值的曲線形態(tài)與Stokes等（2008）采用沙土的試驗(yàn)結(jié)果相似。圖 10. 根據(jù)Weaver和Rollins（2010）的數(shù)據(jù)得到UPM校正因子隨土壤液限的變化情【上圖中，橫坐標(biāo)：液限，LL() Liquid Limit，LL()縱坐標(biāo)：UPM 校正因子， UPM correction factor，圖中的圖標(biāo)，案例一：倫敦粘土 Case study 1:London clay ； 案例二：Cowden 冰磧土 Case study 2:Cowden till ； 權(quán)重因子，非權(quán)重因子，Bri

42、aud等（2000）；· 權(quán)重因子，非權(quán)重因子，McVay等（2003）；Brown等(2006) Brown et al(2006) ；Holeyman等（2000） Holeyman et al (2000)】圖 11. 倫敦粘土中根據(jù)樁CS1的沉降對(duì)UPM校正因子的調(diào)整【上圖中，縱坐標(biāo)：沉降(mm) Settlement(mm) 橫坐標(biāo)：樁頭荷載(kN) Pile Head Load(kN)圖中圖標(biāo)為，根據(jù)實(shí)際需要調(diào)整的校正因子 Ture correction required ；根據(jù)方程（6）計(jì)算的等效校正因子 Calculated equivalent correction

43、(Eq.6) 】Brown 法就其目前的形式，盡管缺乏高到很高塑性粘土的靜動(dòng)試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)，Brown法似乎較適用于粘土中RLT試驗(yàn)的分析計(jì)算。根據(jù)本文研究所得數(shù)據(jù)，對(duì)公式（2）予以改進(jìn)，得到公式（7）。 （7）由于液限（LL）常被用來定義土的塑性，改進(jìn)法更為關(guān)注土壤液限（LL）對(duì)速率效應(yīng)的影響。同樣，將公式（7）中的PI換成LL，得到與液限LL的關(guān)系式，也即公式（8）。 （8）為了得到有效的數(shù)據(jù)集，圖13總結(jié)了上述兩個(gè)案例中的優(yōu)化值以及前人的研究成果。由于前人開展了多組試驗(yàn)，圖中僅取用了其平均值。譬如，Litkouthi & Poskitt（1980）采用三種不同土壤開展了36次試驗(yàn)，對(duì)其

44、各試驗(yàn)值取平均就得到圖中所示結(jié)果。還需指出的是，圖13中大多數(shù)數(shù)據(jù)來源于鉆孔灌注樁或模型試驗(yàn)。其它樁型，如打入樁或擠土樁，對(duì)速率參數(shù)有何影響，目前沒有文獻(xiàn)報(bào)道。為了驗(yàn)證本文所提出改進(jìn)法的有效性，本文分別采用改進(jìn)的UPM法和Brown法對(duì)Cowden上樁S1的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，并將分析結(jié)果與原有結(jié)果進(jìn)行比較，如圖14所示。從圖中可以看到，與原有分析結(jié)果（校正因子取0.65）相比，改進(jìn)UPM法對(duì)靜態(tài)極限承載力和屈服前沉降的估算值與MLT試驗(yàn)的測量值較為接近。對(duì)于Brown法，本文所提出的改進(jìn)對(duì)其預(yù)測效果的改善并不顯著，從圖14也可以看到，極限靜載力的預(yù)測值位于MLT試驗(yàn)曲線和CRP試驗(yàn)高貫入率段（

45、CRPH,P1）之間。圖 12. 倫敦土中樁CS1工作荷載沉降分析方法的比較（為了清楚起見，移除卸載加載段）【上圖中，縱坐標(biāo)：沉降(mm) Settlement(mm) 橫坐標(biāo)：樁頭荷載(kN) Pile Head Load(kN) 圖中圖標(biāo)為， 改進(jìn)的Schmuker(方程9，Iv=0.070) Modified Schmuker(Eq.9, Iv=0.070)】Schmuker法和UPM一樣，Schmuker法對(duì)樁屈服前荷載沉降特性和極限承載力的預(yù)測不夠準(zhǔn)確，需要改進(jìn)。本文基于超固結(jié)粘土速率效應(yīng)與應(yīng)變的本質(zhì)關(guān)系提出了改進(jìn)的Schmuker法。 （9）對(duì)于倫敦粘土，值應(yīng)取用0.06（表1），

46、而公式（9）的適用值范圍為0.070.08，0.06顯然過低，且這一范圍已超過表1中的最大值。表中所示的值比它們的引入值要低12，這是因?yàn)橐延杏糜谕茖?dǎo)表中值的速率數(shù)據(jù)（針對(duì)中等塑性粘土到泥炭）有限，均是基于Leinenkugel（1976）在最大變形率0.2mm/s下的雙軸試驗(yàn)結(jié)果。雖然上述變形率是CRP試驗(yàn)的20倍，但仍未達(dá)到RLT試驗(yàn)常用值，一般為500mm/s，甚至超過1300mm/s（如樁R1）。另外，已有對(duì)值的RLT試驗(yàn)反分析報(bào)道僅針對(duì)淤泥和粘質(zhì)粉砂（Schmuker，2005）。Triantafyllidis（2001）提出公式（4）來預(yù)測值，但計(jì)算結(jié)果偏小較多。在缺乏土壤沉積歷史

47、等詳細(xì)信息時(shí)，不推薦根據(jù)公式（4）計(jì)算值。因此，若要實(shí)現(xiàn)Schmuker法的推廣使用，還需進(jìn)一步驗(yàn)證現(xiàn)有粘度參數(shù)的適用性。也基于此，圖14中并未給出Schmuker法的分析結(jié)果。圖 13.速率參數(shù)隨液限的變化（前述研究采用的是平均值）【在圖中，橫坐標(biāo)：橫坐標(biāo)：液限，LL() Liquid Limit，LL() 縱坐標(biāo)：速率參數(shù) Rate parameter 圖中的圖標(biāo)，案例一：倫敦粘土 Case study 1:London clay ；案例二：Cowden 冰磧土 Case study 2:Cowden till ； Grimsby冰磧土（Balderas-Meca ，2004） Grims

48、by till（Balderas-Meca 2004）； 模型土（Brown，2004） Model soil (Brown 2004)；Cowden 冰磧土(Poskitt& Leonard ，1982) Cowden till(Poskitt& Leonard 1982)；多樣土(Litkouhi&Poskitt，1980) Various soils (Litkouhi&Poskitt 1980) 】結(jié)論目前快速荷載樁試驗(yàn)的分析方法主要有三種，即UPM、Brown或Schmuker法，這三種方法均可考慮土壤速率效應(yīng)的影響。其中，Brown法因包括了阻尼隨樁

49、體貫入的變化，能對(duì)樁的工作荷載沉降作出更好預(yù)測。本文在兩不同場地開展了樁的現(xiàn)場試驗(yàn)，場地土壤條件分別為低到中等塑性的冰磧土（Cowden冰磧土）和很高塑性的第四紀(jì)粘土（倫敦粘土），并采用上述三種方法對(duì)所得試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了分析比較。兩組試驗(yàn)中，Brown法對(duì)樁的屈服前沉降都給出了最佳的預(yù)測，而其它方法存在相同程度的過高估算，這種偏差也取決于UPM校正因子的大小。對(duì)于Cowden冰磧土，UPM法對(duì)靜態(tài)極限承載力的預(yù)測與實(shí)測值最接近（UPM:：9-17，Brown：19-20，Schmuker：36-41），而Brown法在倫敦粘土中的表現(xiàn)最好（Brown：2-15，UPM:：10-85，Schmuk

50、er：16-41）。在Cowden地區(qū)，UPM和Brown法所得結(jié)果分散性較小，說明RLT在低到中等塑性粘土中適用性更好?？梢酝葡?，若開展更多土壤類型的快速荷載試驗(yàn)，得到更多考慮速率效應(yīng)或者選取校正參數(shù)的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)，將會(huì)大大推進(jìn)三種方法的實(shí)際應(yīng)用。對(duì)于UPM和Schmuker法，參數(shù)的選擇應(yīng)該基于容易測量的土壤指標(biāo)（例如，PI或LL），而不是土壤類型的描述。文中還提出了液限（LL）和UPM校正因子之間的關(guān)系式。最后，文章對(duì)UPM和Schmuker法進(jìn)行了改進(jìn)，考慮了速率效應(yīng)隨樁沉降的變化。結(jié)果表明，改進(jìn)法采用的UPM校正因子更為準(zhǔn)確，能顯著改善超固結(jié)粘土屈服前沉降的預(yù)測情況。圖 14. Cowd

51、en場地基于樁S1比較現(xiàn)有的方法與改進(jìn)的UPM和Brown法（為了清楚起見，移除樁S1靜態(tài)測試中的階段6和7）【上圖中，縱坐標(biāo)：沉降(mm) Settlement(mm) 橫坐標(biāo)：樁頭荷載(kN) Pile Head Load(kN)】致謝感謝Stent Foundations Limited在樁的安裝和靜態(tài)試驗(yàn)方面給予的幫助，同時(shí)要感謝ITC-Profound以及RaPPER項(xiàng)目的伙伴幫助開展樁靜動(dòng)試驗(yàn)。樁的試驗(yàn)是RaPPER項(xiàng)目的一部分，該項(xiàng)目部分資金由英國的商業(yè)、創(chuàng)新和技術(shù)部門提供。符號(hào)在本文中使用了以下符號(hào)：=樁的加速度=不排水抗剪強(qiáng)度=測量的RLT阻力=測量的靜態(tài)樁承載力=導(dǎo)出的靜態(tài)

52、等效承載力=粘度指數(shù)=流動(dòng)性指數(shù)=液限=樁的質(zhì)量=波數(shù)=超固結(jié)比=塑性指數(shù)=塑限=參考速度=推導(dǎo)速率參數(shù)使用的最小速度和=依賴于土壤的速率參數(shù)=樁和土的相對(duì)速度=樁端沉降=靜態(tài)試驗(yàn)工作荷載的樁端沉降=快速試驗(yàn)時(shí)工作荷載的樁端沉降=重度=UPM校正因子=應(yīng)變相關(guān)分析中初始的UPM 校正因子參考文獻(xiàn)(1)Balderas-Meca, J. (2004). “Rate effects in rapid loading of clay soils.” Ph.D.thesis, Univ. of Sheffield, Sheffield, U.K.(2)Bond, A. J. (1989). “Beha

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