粘土快速荷载试验分析方法的比较

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

5、法卸载点法卸载点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

6、法将3071kN的荷载循环加载到一个长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

7、对桩波数的确定也给出了详细的说明。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

8、阻力的发挥（Randolph & 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

9、（）对应的值，峰值后保持不变(Brown & Hyde，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

10、，2008）发现对于低塑性土，当取平均值0.0264时，Schmuker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

11、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。

12、静动法试验采用Middendorp（2000）所述的4 MN液压钻机。表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（0

13、10m平均为100Kpa，平均OCR为18）； 015m平均含水量为29% ； 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

14、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

15、水剪切强度（kPa） Undrained Shear Stength(kPa) 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

16、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），而试验中最大阻力出现在沉降较小时（分别为 4.76和4.62mm）。通常，通过CRP试验的反算，而非MLT试验，得到静动法分析所需的速率效应参数。另外，CRP

17、试验的峰值承载力也是在较低沉降下获得，且没有表现出显著的应变软化影响。试验中采用的极限静阻力也考虑了桩MC1和MC2 进行的MLT测试得到的峰值承载力。桩MC1的最大静承载力为1003kN，该桩在这一荷载下维持了265min，沉降达到10.29mm。同样，桩MC2受到最大荷载为1128kN，接近CRP加载法得到的承载力，但桩MC2在这一荷载下仅维持了34min，其前一级最高稳定荷载为1004kN。基于此，将CRP试验的平均值1116kN作为桩的静载能力，以便与RLTs （表3）得到的静态荷载进行比较。图 3 . 伦敦粘土典型的静态和未修正的静动试验结果【上图中，纵坐标：沉降(mm) Settl

18、ement(mm)横坐标：桩头荷载(kN) Pile Head Load(kN)】表2 伦敦粘土中桩基荷载试验过程桩阶段试验类型施加的最大荷载（KN）最大荷载下的（mm）试验中最大（mm）CS14（共4个）RLT302811.3016.99DC14（共4个）RLT38069.8121.17R17（共7个）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静动试验与分析静动分析结果分别如图4和5所示。文中将这一结果与桩MC2和MC3静态荷载阶段结果进行了比较。静动法静态承载力的推导是基于桩CS1、DC1和R1试验的最后和最大荷载循环。上述三桩分析结果的总结如表3所示。为了使分析比较更为全面，还对在各循环最大静动荷载对应的沉降下计算得到的静态峰值承载力进行了对比。在静动法加载下，桩R1有明显的沉降，可以借此确定其峰后极限特性。另外，试验中为避开应变软化土体的峰值行为和反映其大沉降极限特性，选择在35mm沉降下对静动法分析技术进行比较。文中还对工作荷载沉降

20、进行了讨论，并与桩MC3在500kN（设计静载力的50）荷载下进行的CRP阶段1试验中所获得的沉降进行比较。表3. 伦敦粘土静动法分析结果桩方法(kN) （kN）试验中最大（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由图4和5中所示的UPM分析结果可以看到，校正因子（）采用0.47和0.65时，对静态承载力的峰值预测偏高，当取0.47时，所得结果为测量值的1.101.34倍，而当取0.65时，为测量值的1.531.85倍。为了获得最佳的预测值，校正因子（）取值须在0.350.43间（表3），其平均值为0.39，明显低于推荐的校正因子值。此外，取0.47时，

22、UPM法对工作荷载沉降(图6)的预测一般偏高2.113.50倍。考虑到UPM法中校正因子的本质作用，基于表3所示的值优化将会改善极限承载力的预测，但也会进一步降低工作荷载沉降的估算准确性。对于Brown法，须根据方程（2）由粘土的PI值计算速率参数。分析中采用的值为2.320(PI为60)，此时对峰值承载力的估算值为实测静载值的0.971.15倍（平均为1.07）。可见，上述桩静载力的预测值与实测值较为接近，但前提是值处于最佳范围2.1962.832间，对应的PI值范围为5676（方程（2）。这里的PI上限76已超出场地土的PI值范围，同样也不包括在方程（2）的适用PI值之中。Brown法预测

23、的工作荷载沉降是测量值的0.981.77倍。对于Schmuker法，假定膨润土为塑性很高的粘土，根据表1取值0.06。Schmuker法对峰值承载力的预测值是是实测静载力的1.161.41倍。根据极限静载力的范围，的值须介于0.0700.083间才能得到较好的预测值，而这一范围已基本超出1中的值。同样，若场地平均液限取89，根据方程（4）计算得到一个值为0.045，与之对应的是由高至非常高塑性粘土，低于表1中所建议的值，且与最优指数值不匹配。Schmuker法预测的工作荷载沉降是测量值的1.843.23倍。根据桩R1静动测试分析结果（图5），两种非线性速率相关法对极限静载力（35mm沉降下）的

24、预测更为准确，虽然分析中已考虑应变软化引起的承载力随深度的下降，但是所有案例中承载力（35mm沉降下）预测准确性皆不如峰值情况。由图5还可以看到，与Brown法相比，UMP和Schmuker法得到的屈服点所对应的沉降要大得多，Brown法在屈服区能得到更为真实的荷载-沉降特性。对塑性很高粘土的分析结果表明，Brown法表现的最好。然而，所有方法均过高估计了峰值承载力，对于非线性法，这可能归咎于经验的缺乏以及对高塑性土未采用合适的校正因子。另外，UPM和Schmuker法都过高预估了工作荷载沉降，其中采用了校正因子（）的UPM法的偏差更大。图 4 . 伦敦粘土中桩CS1分析方法的比较【上图中，纵

25、坐标：沉降(mm) Settlement(mm) 横坐标：桩头荷载(kN) Pile Head Load(kN)】在两案例的试验中，均采用了RLT循环加载方法，这种方法对所得结果是否有影响还存在疑问。至今，对RLT是应该采用循环的方式还是通过单一的脉冲加载还没有文献指导。由于粘土速率效应使得实际的承载力可能明显高于预估值，很难确定单一脉冲法的加载量。因此，常采用循环式加载直至桩沉降足以真实地评估其特性。超固结伦敦粘土随桩沉降的增加承载能力存在减少的趋势，这并不完全是是静载和RLT荷载半周期循环施加的结果，还有可能是由于伦敦粘土在较低的加载速率下会产生超孔隙水压力和永久应变，使得其更能经受循环荷

26、载，Jardine（1991）的不排水三轴对比试验也表明伦敦粘土具有这些特性。Bond（1989）指出对桩施加单循环荷载至循环次数达到30，其承载力或永久应变并未发生退化。由此可见，RLT试验荷载循环次数过少使得其不会发生显著的循环退化。例如，在7个RLT循环荷载下，桩R1的屈服前刚度在循环加载期间没有发生明显变化。图 5 .伦敦粘土中桩R1分析方法的比较【上图中，纵坐标：沉降(mm) Settlement(mm) 横坐标：桩头荷载(kN) Pile Head Load(kN)】图 6 . 伦敦粘土中桩CS1工作荷载沉降的分析方法比较（为清楚起见，图中未包括卸载加载段）【上图中，纵坐标：沉降(

27、mm) Settlement(mm) 横坐标：桩头荷载(kN) Pile Head Load(kN)】案例2：Cowben，冰碛土案例2是位于英国英格兰东北部的Cowden城市，上覆土为中等塑性粘土为主的冰碛土（Powell & Butcher，2003）。1976年，该场地首次用作研究场地用于冰川沉积土的研究（Marsland&Powell 1979）。 该场地上覆至少30m的坚硬粘土，04.6m为风化区（超固结比（OCR）为1050）； 410m土体的平均值为100kPa（OCR为410），而上部4m风化区不断增加，可达到200 kPa； 010m土体平均含水量为16% ；

28、 010m土体平均PI为 20； 土体体积密度为22.2 kNm3；地下水位约在地下1米处，此处地下排水形成一个静水压力的剖面。04.6m为褐色的很硬到稍硬多碎石的中等塑性风化粘土，其下为未风化的暗灰棕色稍有些碎石的低到中等塑性粘土，直至地表下约17m为沙砾层。在未风化粘土层中地下约11.5m处还有一个厚达1m的密集粉砂层。土壤特性数据的总结如图7所示。该场地已多次被用于原位试验和桩特性试验（Lunne等，1997 ；Lehane & Jardine，1994）。试验所用的桩为直径600mm，深度10.4m的CFA桩。制桩时，在桩上端安置厚11mm、直径610mm填充混凝土的钢管套，将

29、桩延伸至地面上。图 7. Cowen地区的典型土壤特性【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) 体积密度(kN/m3) Bulk Density(kN/m3) 含水量(%) Moisture Content(%)】Cowden 结果的讨论静载试验试验桩数为2（P1和P2），一个是在CRP段后使用ML法开展了重复测试，另一个与案例1类似在CRP段后采用ML加载直至桩失效破坏。从图8可看出，试验得到桩P1的承载力比桩P2的要大，这在桩P1上的CRPH试验和随后

30、的MLT段和CRP段都表现的很明显。前人在该场地开展的桩基试验表明（Brown&Hyde 2008），速率效应使得CRP试验所得结果一般比MLT高。图1也给出了CRP和MLT试验的比较，图中结果是在与Cowden土具有类似起源和沉积历史的冰碛土上试验得到。实际上，MLT加载到1800kN（沉降23mm）的结果已与图1中相当。桩P1和P2结果的差异是由于随着桩沉降的发展桩体接触地表下11.5m处的沙层。虽然该沙层位于桩下超过1m处，但可能在局部位置，它与桩P1的下端更为接近。对比前面所讨论的CRP试验，以比较静动和静态试验的结果。由于桩1底部承载能力具有增大的趋势，须在桩沉降和尖端移动相

31、对较小时选取其极限承载力，也即阶段4的最大荷载1684kN（见表4和图8）。由于桩P2所得结果受桩端影响不大，可将阶段5 CRP的最大荷载2022kN（沉降12.80mm）作为其极限承载力。这样得到平均极限承载力为1853kN。图 8 .Cowden冰碛土中典型的静态和未修正的静动法试验结果【上图中，纵坐标：沉降(mm) Settlement(mm) 横坐标：桩头荷载(kN) Pile Head Load(kN)】静动法试验与分析图9给出了各静动法的分析结果，图中还包括桩P1阶段4和阶段5以及桩P2上MLT阶段1的试验结果。本试验中，采用桩S1第5个加载循环的试验结果推导其静载力，并基于不同分

32、析方法比较桩S1和S2试验结果如表5所示。为便于比较，表5中的静载力数据均是根据各试验峰值荷载得到。文中还对工作荷载沉降进行了讨论，并与桩P1在900kN荷载下进行的CRP试验阶段4所得的沉降作了比较。同样，UPM法采用了0.47和0.65两校正因子（图9和表5）。常用的校正因子为0.65，但会引起极限静载力1.09-1.15倍的过高预估，而0.47的校正因子也会导致类似的0.83-0.84倍的过低预估。基于此可以得到校正因子（）的最优范围0.5600.566，这个变化范围比伦敦粘土对应的范围要小得多。虽然UPM法对桩极限承载力的估算较为准确，但这一方法并不适用于工作荷载沉降的预测，会导致其3

33、5倍的过高预估。表 4. Cowden中桩基荷载试验过程桩阶段试验类型施加的最大负荷（KN）最大荷载下的（mm）试验中最大（mm）S15（共6个）RLT397013.9321.62S26（共6个）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-对于Brown法，值取为0.8时（PI=20），计算得到极限承载力是测量值的1.191.20倍。同样，图5中的最佳值要高于由方程(2)的导出值。而此时，工作荷载沉降的预测值与上述伦敦粘土所得结果相当。在Schmuker法中，值采用0.03（表1），此时PI平均值为20、液限LL为38（中等塑性）。Schmuker法对极限承载力存在1.361.41倍的过高预估。同样，尽管Schmuker法分析结果较上述伦敦粘土分散性好，但Schmuker法没有校正的UPM法准确。为了得到与实测更为接近的极限静载力，最优值需要下降到范围为0.0490.055之间，介于表1中高塑性粘土和膨润土

35、之间。同样，若场地平均液限取38，并根据方程（4）计算得到一个值为0.023，对应表1中的淤泥，但与Middendorp等（2008）对低塑性粘土所采用的值相近。同样地，Schmuker法预测的工作负载沉降约为静载试验的两倍。对于低到中等塑性的冰碛土，Brown法和UMP法都对极限静载力做出了适当估算，这是因为低到中等塑性粘土已积累了大量经验和参数数据，但由于用来推导方程（2）的原始数据是基于CRP试验结果而不是MLT，Brown法精确性稍差，从所得到静载力和CRPH试验测得结果的相似性中也可以看出这点（图9）。可见，对于该场地土，静载力测得值会因所采用分析方法的不同而存在显著的差异。由于难以

36、选择到合适的速率指数，Schmuker法会过高预测桩承载力。而且，UPM和Schmuker法对桩工作荷载沉降的估算均过高。Cowden地区的超固结冰碛土是较不灵敏土，这使得RLT和静载试验所得的极限静载力差异并不明显。从图8也可以看出，桩极限承载力在多次循环加载过程中没有显著变化，图8还特别比较了Cowden地区可能受循环荷载影响的试验结果和屈服前加载段的结果。Marsland&Powell（1980）在其文献中对此也有提及，他们在同一类型冰碛土中进行了一系列大直径循环荷载试验，结果表明经循环加载后CRP试验的极限承载力没有显著变化，但在屈服前阶段表现出整体硬化的特征。Lehane&a

37、mp;Jardine（1994）通过对同一地点全部打入桩的模型测试，也得出重复测试会导致土壤结构的改变，也就是塑性硬化，在其所有重复测试中土壤的径向有效应力均提高了约15。本文的现浇CFA桩对土壤的扰动比全部打入桩要小。图 9. Cowden冰碛土中桩S1分析技术的比较（为了清楚起见，图中未画出P1静态试验的第6和7阶段）【上图中，纵坐标：沉降(mm) Settlement(mm) 横坐标：桩头荷载(kN) Pile Head Load(kN)】分析方法的改进卸载点法在预测工作荷载沉降时，目前的UMP法可靠性较低，选择合适的校正因子是其分析结果准确的关键。这里将讨论能否得到适用于所有粘土的平均

38、校正因子，在Brown和Schmuker法中，这个校正因子应该与土壤类型相关。根据本文研究结果以及Weaver & Rollins（2010）针对5种粘土的案例报道，可提出UMP校正系数和液限（LL）的关系式（如图10所示）。 （5）表5 . Cowden地区冰碛土静动法分析结果桩分析方法（kN）优化率的影响因素（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图10所示的部分数据较为分散，其中离散性较大的数据主要来源于Briaud等（2000）和McVay等（2003）的研究成果，这可能是因为其试验桩所经并非单一粘土，而是处于混合土层中。Weaver & Rollins（2010）研究提出，通过增加速率效应贡献较少土层的权重，可减小UPM校正因子的影响，因此，图中数据也按照其提出的分析方法分了加权和非加权两种形式，具体的分析过程Weaver & Rollins（2010）在其文章中有详尽描述。需要说明的是，方程（5）是基

40、于加权数据推导得到。为了改善场地超固结粘土屈服前静载沉降的估算情况，可根据桩沉降的变化调整UPM校正因子（）的大小（图11）。在方程（1）中，UPM静载力计算值和卸载点上静载力的关系考虑了速率效应随沉降的变化趋势，与之类似，也可在方程中考虑校正因子（）随沉降的变化。 (6)式中为在卸载点上的静载。对校正因子调整后根据方程（6）分析计算，结果如图12所示，图中还将其与上述Brown法的结果进行了比较。需要指出的是，图12采用的和均已根据表3中桩CS1的计算值进行了优化调整。可以看到，与图6相比，图12对工作荷载沉降的预测有显著改善。尽管研究结果（图12）表明所提出的改进方法用于粘土中的钻孔灌注桩

41、适用性较好，但是否适用于粗粒土或者其它桩型还需进一步的研究。值得一提的是，图11中校正因子实际值和计算值的曲线形态与Stokes等（2008）采用沙土的试验结果相似。图 10. 根据Weaver和Rollins（2010）的数据得到UPM校正因子随土壤液限的变化情【上图中，横坐标：液限，LL() Liquid Limit，LL()纵坐标：UPM 校正因子， UPM correction factor，图中的图标，案例一：伦敦粘土 Case study 1:London clay ； 案例二：Cowden 冰碛土 Case study 2:Cowden till ； 权重因子，非权重因子，Bri

42、aud等（2000）；· 权重因子，非权重因子，McVay等（2003）；Brown等(2006) Brown et al(2006) ；Holeyman等（2000） Holeyman et al (2000)】图 11. 伦敦粘土中根据桩CS1的沉降对UPM校正因子的调整【上图中，纵坐标：沉降(mm) Settlement(mm) 横坐标：桩头荷载(kN) Pile Head Load(kN)图中图标为，根据实际需要调整的校正因子 Ture correction required ；根据方程（6）计算的等效校正因子 Calculated equivalent correction

43、(Eq.6) 】Brown 法就其目前的形式，尽管缺乏高到很高塑性粘土的静动试验经验，Brown法似乎较适用于粘土中RLT试验的分析计算。根据本文研究所得数据，对公式（2）予以改进，得到公式（7）。 （7）由于液限（LL）常被用来定义土的塑性，改进法更为关注土壤液限（LL）对速率效应的影响。同样，将公式（7）中的PI换成LL，得到与液限LL的关系式，也即公式（8）。 （8）为了得到有效的数据集，图13总结了上述两个案例中的优化值以及前人的研究成果。由于前人开展了多组试验，图中仅取用了其平均值。譬如，Litkouthi & Poskitt（1980）采用三种不同土壤开展了36次试验，对其

44、各试验值取平均就得到图中所示结果。还需指出的是，图13中大多数数据来源于钻孔灌注桩或模型试验。其它桩型，如打入桩或挤土桩，对速率参数有何影响，目前没有文献报道。为了验证本文所提出改进法的有效性，本文分别采用改进的UPM法和Brown法对Cowden上桩S1的试验结果进行分析，并将分析结果与原有结果进行比较，如图14所示。从图中可以看到，与原有分析结果（校正因子取0.65）相比，改进UPM法对静态极限承载力和屈服前沉降的估算值与MLT试验的测量值较为接近。对于Brown法，本文所提出的改进对其预测效果的改善并不显著，从图14也可以看到，极限静载力的预测值位于MLT试验曲线和CRP试验高贯入率段（

45、CRPH,P1）之间。图 12. 伦敦土中桩CS1工作荷载沉降分析方法的比较（为了清楚起见，移除卸载加载段）【上图中，纵坐标：沉降(mm) Settlement(mm) 横坐标：桩头荷载(kN) Pile Head Load(kN) 图中图标为， 改进的Schmuker(方程9，Iv=0.070) Modified Schmuker(Eq.9, Iv=0.070)】Schmuker法和UPM一样，Schmuker法对桩屈服前荷载沉降特性和极限承载力的预测不够准确，需要改进。本文基于超固结粘土速率效应与应变的本质关系提出了改进的Schmuker法。 （9）对于伦敦粘土，值应取用0.06（表1），

46、而公式（9）的适用值范围为0.070.08，0.06显然过低，且这一范围已超过表1中的最大值。表中所示的值比它们的引入值要低12，这是因为已有用于推导表中值的速率数据（针对中等塑性粘土到泥炭）有限，均是基于Leinenkugel（1976）在最大变形率0.2mm/s下的双轴试验结果。虽然上述变形率是CRP试验的20倍，但仍未达到RLT试验常用值，一般为500mm/s，甚至超过1300mm/s（如桩R1）。另外，已有对值的RLT试验反分析报道仅针对淤泥和粘质粉砂（Schmuker，2005）。Triantafyllidis（2001）提出公式（4）来预测值，但计算结果偏小较多。在缺乏土壤沉积历史

47、等详细信息时，不推荐根据公式（4）计算值。因此，若要实现Schmuker法的推广使用，还需进一步验证现有粘度参数的适用性。也基于此，图14中并未给出Schmuker法的分析结果。图 13.速率参数随液限的变化（前述研究采用的是平均值）【在图中，横坐标：横坐标：液限，LL() Liquid Limit，LL() 纵坐标：速率参数 Rate parameter 图中的图标，案例一：伦敦粘土 Case study 1:London clay ；案例二：Cowden 冰碛土 Case study 2:Cowden till ； Grimsby冰碛土（Balderas-Meca ，2004） Grims

48、by till（Balderas-Meca 2004）； 模型土（Brown，2004） Model soil (Brown 2004)；Cowden 冰碛土(Poskitt& Leonard ，1982) Cowden till(Poskitt& Leonard 1982)；多样土(Litkouhi&Poskitt，1980) Various soils (Litkouhi&Poskitt 1980) 】结论目前快速荷载桩试验的分析方法主要有三种，即UPM、Brown或Schmuker法，这三种方法均可考虑土壤速率效应的影响。其中，Brown法因包括了阻尼随桩

49、体贯入的变化，能对桩的工作荷载沉降作出更好预测。本文在两不同场地开展了桩的现场试验，场地土壤条件分别为低到中等塑性的冰碛土（Cowden冰碛土）和很高塑性的第四纪粘土（伦敦粘土），并采用上述三种方法对所得试验结果进行了分析比较。两组试验中，Brown法对桩的屈服前沉降都给出了最佳的预测，而其它方法存在相同程度的过高估算，这种偏差也取决于UPM校正因子的大小。对于Cowden冰碛土，UPM法对静态极限承载力的预测与实测值最接近（UPM:：9-17，Brown：19-20，Schmuker：36-41），而Brown法在伦敦粘土中的表现最好（Brown：2-15，UPM:：10-85，Schmuk

50、er：16-41）。在Cowden地区，UPM和Brown法所得结果分散性较小，说明RLT在低到中等塑性粘土中适用性更好。可以推想，若开展更多土壤类型的快速荷载试验，得到更多考虑速率效应或者选取校正参数的经验数据，将会大大推进三种方法的实际应用。对于UPM和Schmuker法，参数的选择应该基于容易测量的土壤指标（例如，PI或LL），而不是土壤类型的描述。文中还提出了液限（LL）和UPM校正因子之间的关系式。最后，文章对UPM和Schmuker法进行了改进，考虑了速率效应随桩沉降的变化。结果表明，改进法采用的UPM校正因子更为准确，能显著改善超固结粘土屈服前沉降的预测情况。图 14. Cowd

51、en场地基于桩S1比较现有的方法与改进的UPM和Brown法（为了清楚起见，移除桩S1静态测试中的阶段6和7）【上图中，纵坐标：沉降(mm) Settlement(mm) 横坐标：桩头荷载(kN) Pile Head Load(kN)】致谢感谢Stent Foundations Limited在桩的安装和静态试验方面给予的帮助，同时要感谢ITC-Profound以及RaPPER项目的伙伴帮助开展桩静动试验。桩的试验是RaPPER项目的一部分，该项目部分资金由英国的商业、创新和技术部门提供。符号在本文中使用了以下符号：=桩的加速度=不排水抗剪强度=测量的RLT阻力=测量的静态桩承载力=导出的静态

52、等效承载力=粘度指数=流动性指数=液限=桩的质量=波数=超固结比=塑性指数=塑限=参考速度=推导速率参数使用的最小速度和=依赖于土壤的速率参数=桩和土的相对速度=桩端沉降=静态试验工作荷载的桩端沉降=快速试验时工作荷载的桩端沉降=重度=UPM校正因子=应变相关分析中初始的UPM 校正因子参考文献(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

53、viour of displacement piles in over-consolidated clays.” Ph.D. thesis, Imperial College, London.(3)Briaud, J-L., Ballouz, M. and Nasr, G. (2000). “Static capacity prediction bydynamic methods for three bored piles.” J. Geotech. Geoenviron. Eng., 126(7), 640e648.(4)Brown, D. A. (1994). “Evaluation of

54、 static capacity of deep foundations from Statnamic testing.” Geotech. Test. J., 17(4), 403e414.(5)Brown, M. J. (2004). “The rapid load testing of piles in fine grained soils.” Ph.D. thesis, Univ. of Sheffield, Sheffield, U.K.(6)Brown, M. J. (2008). “Recommendations for Statnamic use and interpretat

55、ion of piles installed in clay.” Proc., Int. Seminar on Rapid Load Testing on Piles, CRC Press/Balkema, Leiden, Netherlands, 23e36.(7)Brown, M. J., and Hyde, A. F. L. (2008). “Rate effects from pile shaft resistance measurements.” Can. Geotech. J., 45(3), 425e431.(8)Brown, M. J., Hyde, A. F. L., and Anderson, W. F. (2006). “Analysis of a rapid load test on an instrumented bored pile in clay.” Geotechnique, 56(9