楊 雄，何忠意，齊昌廣

(1. 廣東天信電力工程檢測(cè)有限公司，廣東 廣州 510663；2.寧波大學(xué) 建筑工程與環(huán)境學(xué)院，浙江 寧波 315211)

內(nèi)力測(cè)量新技術(shù)在灌注樁試驗(yàn)中的應(yīng)用研究

楊 雄1，何忠意1，齊昌廣2

(1. 廣東天信電力工程檢測(cè)有限公司，廣東 廣州 510663；2.寧波大學(xué) 建筑工程與環(huán)境學(xué)院，浙江 寧波 315211)

在灌注樁試驗(yàn)中，引入鉆孔數(shù)字測(cè)井系統(tǒng)和滑動(dòng)測(cè)微原理相結(jié)合的新技術(shù)，用于成孔質(zhì)量檢測(cè)和樁基內(nèi)力測(cè)量。在豎向靜載試驗(yàn)中，根據(jù)鉆孔數(shù)字測(cè)井系統(tǒng)所得的孔徑實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，對(duì)滑動(dòng)測(cè)微計(jì)的應(yīng)變實(shí)測(cè)值進(jìn)行斷面修正，通過進(jìn)行回歸光滑處理，得到了彈性模量隨應(yīng)變量級(jí)之間的關(guān)系，從而能夠計(jì)算出每級(jí)荷載下的樁身軸力、樁側(cè)摩阻力以及樁端阻力；在水平靜載試驗(yàn)中，以滑動(dòng)測(cè)微計(jì)的應(yīng)變實(shí)測(cè)值為基礎(chǔ)，通過分析迎力面拉應(yīng)變曲線和背力面壓應(yīng)變曲線，求得了最大彎矩點(diǎn)以及極限水平荷載值。

巖土工程；靜載試驗(yàn)；鉆孔數(shù)字測(cè)井；滑動(dòng)測(cè)微；內(nèi)力測(cè)量；成孔質(zhì)量檢測(cè)

在常規(guī)樁基內(nèi)力測(cè)量技術(shù)中，通常借助埋設(shè)鋼筋計(jì)、電阻應(yīng)變片、測(cè)桿應(yīng)變計(jì)等元件來測(cè)出在樁頂荷載作用下的樁身軸力沿樁深的分布，從而計(jì)算樁周土側(cè)阻力及端阻力。但由于上述測(cè)試元件與介質(zhì)之間無(wú)法做到理想匹配以及電測(cè)元件零點(diǎn)飄移，且受混凝土凝固硬化的影響較大，因此，所得實(shí)測(cè)結(jié)果誤差較大。即使測(cè)量結(jié)果較可靠，也只能代表測(cè)點(diǎn)處的應(yīng)變值，兩點(diǎn)之間的變形只能推斷，是一種典型的點(diǎn)法監(jiān)測(cè)。這種點(diǎn)法監(jiān)測(cè)僅僅反映了元件所在點(diǎn)位的應(yīng)變信息，具有很大的局陷性。另外，對(duì)于鉆孔或沖孔灌注樁，樁身成孔孔徑沿軸向分布有很大偏差，常規(guī)內(nèi)力測(cè)量并未完全考慮到如何消除孔徑不均勻性和畸點(diǎn)的影響[1-5]。

鑒于此，筆者依托珠海橫琴多聯(lián)供燃?xì)饽茉凑敬笮蜆痘囼?yàn)，引入滑動(dòng)測(cè)微計(jì)線法監(jiān)測(cè)。將鉆孔數(shù)字測(cè)井系統(tǒng)、線法監(jiān)測(cè)滑動(dòng)測(cè)微法應(yīng)用到深厚軟土場(chǎng)地大型試驗(yàn)樁內(nèi)力測(cè)量中。同時(shí)借助鉆孔數(shù)字測(cè)井系統(tǒng)測(cè)孔分析深厚軟土場(chǎng)地沖孔灌注樁成孔樁徑-深度變化關(guān)系，為內(nèi)力測(cè)量提供孔徑斷面修正數(shù)據(jù)。通過滑動(dòng)測(cè)微計(jì)樁身應(yīng)變數(shù)據(jù)，分析彈性模量隨應(yīng)變量級(jí)之間的關(guān)系。在豎向靜載試驗(yàn)中，根據(jù)相應(yīng)測(cè)段實(shí)測(cè)孔徑對(duì)實(shí)測(cè)應(yīng)變進(jìn)行斷面修正，計(jì)算出軸向力和摩阻力，分析出每級(jí)荷載下摩阻力，端阻力等靜力試樁所需的全部參數(shù)。在水平靜載試驗(yàn)中，分析水平靜載試驗(yàn)時(shí)的應(yīng)變測(cè)試數(shù)據(jù)，根據(jù)背力面壓應(yīng)變曲線和迎力面拉應(yīng)變曲線，確定最大彎矩點(diǎn)以及極限水平荷載值。

1 內(nèi)力測(cè)量新技術(shù)

引入的內(nèi)力測(cè)量新技術(shù)是鉆孔數(shù)字測(cè)井系統(tǒng)和滑動(dòng)測(cè)微技術(shù)的結(jié)合，特別適用于灌注樁的內(nèi)力測(cè)量中。

1.1 鉆孔數(shù)字測(cè)井系統(tǒng)

文中所用的測(cè)井系統(tǒng)是GZ-2S型灌注樁鉆孔數(shù)字測(cè)井系統(tǒng)，見圖1。該系統(tǒng)是一種觸探式測(cè)試儀[6-7]，由GZ-2S型灌注樁鉆孔數(shù)字測(cè)井儀、井徑儀、DJ0265型測(cè)井絞車等構(gòu)成。

圖1 鉆孔數(shù)字測(cè)井系統(tǒng)Fig.1 System of bore-forming digital logging

GZ-2S型灌注樁鉆孔數(shù)字測(cè)井系統(tǒng)可測(cè)孔徑、垂直度及沉渣，孔深測(cè)試一般與孔徑測(cè)試同時(shí)進(jìn)行。用于孔徑測(cè)試的測(cè)頭前端有四條測(cè)腿，如測(cè)腿可在彈簧和外力作用下自動(dòng)張開、合攏，測(cè)頭放入孔底后，張開的測(cè)腿以一定的壓力與孔壁接觸，測(cè)腿的張開角度隨著孔徑的變化而變化。傘形孔徑儀通過在測(cè)頭上安裝的電路將孔徑值轉(zhuǎn)化為電信號(hào)，由電纜將電信號(hào)送傳到地面，根據(jù)接收、記錄的電信號(hào)值計(jì)算或直接繪出孔徑。

1.2 滑動(dòng)測(cè)微技術(shù)原理

20世紀(jì)80年代初，由瑞士聯(lián)邦蘇黎世綜合科技大學(xué)Kovari教授等人提出線法監(jiān)測(cè)原理及滑動(dòng)測(cè)微技術(shù)，并發(fā)明了滑動(dòng)測(cè)微計(jì)，見圖2[8]。其主體為一個(gè)標(biāo)距1 m、兩端帶有球形測(cè)頭的探頭，內(nèi)裝一個(gè)LVDT位移計(jì)和一個(gè)NTC溫度計(jì)。為了測(cè)定測(cè)線上的應(yīng)變和溫度分布，沿測(cè)線每隔一米安置一個(gè)具有精確定位功能的錐形環(huán)，環(huán)間用HPVC管相連。測(cè)試時(shí)將滑動(dòng)測(cè)微計(jì)探頭放入測(cè)管中，即可依次測(cè)量相鄰環(huán)之間的位移，從而換算成測(cè)線方向上的應(yīng)變。

圖2 滑動(dòng)測(cè)微計(jì)構(gòu)造Fig.2 Structural diagram of sliding micrometer

相比傳統(tǒng)的內(nèi)力測(cè)量方法，滑動(dòng)測(cè)微新技術(shù)具有以下特點(diǎn)[9-13]：

1)能連續(xù)測(cè)定標(biāo)距為1 m的樁身平均應(yīng)變，分辨率高(10-3mm)，能夠反映樁身任何部位微小變形。

2)在樁內(nèi)埋設(shè)套管和測(cè)環(huán)，用一個(gè)探頭測(cè)量，簡(jiǎn)單可靠，不易損壞，而且探頭可以在銦鋼制標(biāo)定筒內(nèi)進(jìn)行標(biāo)定，筒體溫度系數(shù)僅為2×10-6/℃，可有效地修正零點(diǎn)漂移，適用于長(zhǎng)期觀測(cè)。

3)所用的探頭具有溫度自補(bǔ)償功能，溫度系數(shù)小于2×10-6/℃，并且附有一個(gè)分辨率為0.1℃的溫度計(jì)，可隨時(shí)監(jiān)測(cè)測(cè)段溫度，可區(qū)分溫度應(yīng)變及應(yīng)力導(dǎo)致的應(yīng)變。

4)在每根樁中可以預(yù)埋兩根甚至多根測(cè)線，可以測(cè)定垂直加載時(shí)樁身平均應(yīng)變及水平加載時(shí)的應(yīng)變差，可計(jì)算撓度曲線。

2 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

2.1 工程概況

珠海橫琴多聯(lián)供燃?xì)饽茉凑卷?xiàng)目(下稱能源站項(xiàng)目)首期(2×390 MW級(jí))工程場(chǎng)地位于珠江入?？冢瑢俸涌谌侵逈_積平原邊緣。覆蓋層主要由第四系全新統(tǒng)人工沖填土層、海陸交互相沉積層和殘積層組成。本場(chǎng)地內(nèi)淤泥、淤泥質(zhì)土層屬全新統(tǒng)濱海型軟土。全廠區(qū)均分布有較厚的淤泥、淤泥質(zhì)土層厚度大，厚度范圍8.2～42.1 m，平均厚度26.3 m。本項(xiàng)目現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)3根沖孔灌注樁(樁號(hào)編為S1，S2，S3)，試驗(yàn)樁基的設(shè)計(jì)直徑1 000 mm，預(yù)估單樁抗壓承載力特征值5 000 kN。試驗(yàn)設(shè)計(jì)樁長(zhǎng)S1樁46 m、S2樁46.1 m、S3樁40.4 m，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C35。

2.2 試驗(yàn)內(nèi)容及方法

2.2.1 成孔質(zhì)量測(cè)試

在本試驗(yàn)中，對(duì)S1，S2，S3號(hào)樁成孔后均采用GZ-2S型灌注樁鉆孔數(shù)字測(cè)井系統(tǒng)，對(duì)灌注樁鉆孔的深度、垂直度、孔徑等參數(shù)進(jìn)行測(cè)量。

2.2.2 豎向抗壓及水平靜載試驗(yàn)

豎向抗壓靜載試驗(yàn)加荷方式采用慢速維持荷載法，最大加載量為預(yù)估單樁抗壓承載力特征值的2.2倍，即11 000 kN；水平抗壓靜載試驗(yàn)加荷方式采用單向多循環(huán)加載法，試驗(yàn)不得中間停頓，豎向抗壓及水平靜載試驗(yàn)的具體操作參照DBJ15-60—2008《建筑地基基礎(chǔ)檢測(cè)規(guī)范》。

2.2.3 內(nèi)力測(cè)量試驗(yàn)

每根樁放置鋼筋籠前將2根滑動(dòng)測(cè)微計(jì)測(cè)管和測(cè)環(huán)(每隔1 m安裝一個(gè)測(cè)環(huán))連接好，然后牢固地綁扎在鋼筋籠主筋上，見圖3。將2根測(cè)管平行放置在試樁的中心線上，并與水平推力方向一致。待成孔完畢后，將鋼筋籠吊放入鉆孔中(注意擺正測(cè)管的位置)，然后澆注混凝土。

圖3 滑動(dòng)測(cè)微計(jì)測(cè)管和測(cè)環(huán)的設(shè)置Fig.3 Layout of measuring tubes and measuring rings of sliding micrometer

采用滑動(dòng)測(cè)微計(jì)測(cè)試前后，對(duì)探頭采用球錐定位原理來測(cè)量測(cè)管上的標(biāo)記和校準(zhǔn)，保證其測(cè)量精度和穩(wěn)定性。加載前自上而下及自下而上二次測(cè)定每條試管中的初始讀數(shù)，以保證測(cè)試精度。每級(jí)荷載穩(wěn)定后測(cè)定相應(yīng)讀數(shù)，其差值即為各級(jí)荷載下每一測(cè)段的應(yīng)變值。

對(duì)豎向抗壓靜載試驗(yàn)時(shí)的應(yīng)變測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，計(jì)算相應(yīng)測(cè)段的平均應(yīng)變。依據(jù)各級(jí)荷載下的樁頂應(yīng)變或回歸處理后的零點(diǎn)應(yīng)變可計(jì)算彈性模量隨應(yīng)變量級(jí)的變化規(guī)律。繪制彈性模量-應(yīng)變(E-ε)關(guān)系曲線并進(jìn)行擬合。在計(jì)算樁身軸力和樁側(cè)摩阻力時(shí)采用不同的彈性模量。

在深厚軟土地區(qū)，實(shí)際沖孔灌注樁由于施工工藝的原因，其截面積往往變化較大。為了消除樁身截面積變化對(duì)樁-土體系荷載傳遞特性的影響，將實(shí)測(cè)試驗(yàn)樁孔徑的變化歸一化到樁身平均截面積。另外由于樁身應(yīng)變受混凝土彈性模量、樁身截面積、測(cè)管埋設(shè)質(zhì)量以及儀器誤差的影響，會(huì)產(chǎn)生一定的測(cè)試誤差，不能直接用于摩阻力分析，要對(duì)實(shí)測(cè)曲線進(jìn)行修正平滑處理。一般采用多項(xiàng)式或者約束樣條擬合法對(duì)應(yīng)變曲線修正。計(jì)算出軸向力和摩阻力，繪制樁身軸力-深度關(guān)系曲線以及樁側(cè)摩阻力-深度關(guān)系曲線。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 成孔孔徑測(cè)試結(jié)果分析

圖4描述的是采用GZ-2S型灌注樁鉆孔數(shù)字測(cè)井系統(tǒng)測(cè)量的S1～S3試驗(yàn)樁成孔后孔徑-深度變化關(guān)系曲線。

圖4 S1～S3試驗(yàn)樁孔徑-深度變化關(guān)系曲線Fig.4 Relationship curves between bore diameter and depth ofS1～S3 tested piles

由圖4分析可知，由于場(chǎng)地所處區(qū)域，軟土層較深厚，S1～S3樁擴(kuò)徑明顯，各試驗(yàn)樁的孔徑分析如下：

1)S1樁上部(6～7 m)出現(xiàn)孔徑最大值為1 332 mm；中部較均勻，孔徑約為1 200 mm，27～32 m擴(kuò)徑明顯，孔徑約為1 300 mm；下部孔徑正常，約為1 150 mm；最小孔徑出現(xiàn)在孔底，為966 mm。整孔平均孔徑為1 178 mm;

2)S2樁上部(10～20 m)擴(kuò)徑較大，孔徑值約為1 250 mm；中部(20～25 m)孔徑較均勻，孔徑值約為1 130 mm，最小孔徑值為1 119 mm，出現(xiàn)在21 m處；下部(25～36 m)擴(kuò)徑較大，孔徑值約為1 300 mm；底部(43～45 m)有擴(kuò)徑，最大孔徑值出現(xiàn)在45 m處，孔徑為1 393 mm。整孔平均孔徑為1 223 mm;

3)S3樁上部(8～18 m)擴(kuò)徑較大，孔徑值約為1 290 mm；中部(20～25 m)擴(kuò)徑較小，孔徑值約為1 150 mm；中部(25～31 m)擴(kuò)徑較大，孔徑值約為1 300 mm，最大孔徑值出現(xiàn)在27 m附近，孔徑為1 340 mm；下部較均勻，孔徑值約為1 200 mm；最小孔徑值為1 044 mm(出現(xiàn)在孔底)。整孔平均孔徑為1 217 mm。

3.2 靜載試驗(yàn)結(jié)果分析

靜載試驗(yàn)與內(nèi)力測(cè)量結(jié)果以S2試驗(yàn)樁的試驗(yàn)數(shù)據(jù)為例,進(jìn)行分析探討。

3.2.1 豎向抗壓靜載試驗(yàn)

圖5描述的是S2樁豎向靜載試驗(yàn)Q-s及l(fā)ogt-s關(guān)系曲線。從圖5中可以看出，S2樁豎向靜載試驗(yàn)過程中，總加載量為11 000 kN，總沉降量為16 mm，殘余沉降量為1 mm，Q-s曲線平緩，無(wú)明顯陡降段，logt-s曲線呈平緩規(guī)則排列。綜上，該樁極限承載力為Qu≥11 000 kN，承載力特征值為5 500 kN。

圖5 S2樁豎向靜載試驗(yàn)的 Q-s及 s-t曲線Fig.5 Curves of Q-s and s-t of S2 pile in vertical static load test

3.2.2 水平抗壓靜載試驗(yàn)

圖6描述的是S2樁水平靜載試驗(yàn)H-t-Y0曲線及H-ΔY0/ΔH關(guān)系曲線。S2試樁水平靜載試驗(yàn)總加載量為525 kN，最大位移量為46 mm，殘余位移量為25.32 mm，位移量較大；H-ΔY0/ΔH曲線臨界荷載點(diǎn)不明顯，在420 kN荷載作用下，H-ΔY0/ΔH曲線出現(xiàn)極限荷載點(diǎn)。內(nèi)力測(cè)量所得最大彎矩點(diǎn)處鋼筋拉應(yīng)力曲線臨界荷載點(diǎn)不明顯，在420 kN荷載作用下出現(xiàn)極限荷載點(diǎn)。該樁的水平臨界荷載點(diǎn)不明顯，水平極限承載力Hu=420 kN。

圖6 S2樁水平靜載試驗(yàn)的H-t-Y0和H-ΔY0/ΔH曲線Fig.6 Curves of H-t-Y0 and H-ΔY0/ΔH of S2 pile in horizontal static load test

3.3 內(nèi)力測(cè)量結(jié)果分析

3.3.1 應(yīng)變的斷面修正

將實(shí)測(cè)試驗(yàn)樁孔徑的變化歸一化到樁身平均截面，即采用實(shí)測(cè)孔徑與平均孔徑之比的平方作為應(yīng)變修正系數(shù)，將此系數(shù)乘以相應(yīng)測(cè)得的實(shí)測(cè)值，其結(jié)果即為經(jīng)過斷面修正的應(yīng)變[6]。然后采用4次多項(xiàng)式曲線擬合法對(duì)應(yīng)變曲線回歸。圖7為經(jīng)過斷面修正并回歸后的應(yīng)變-深度關(guān)系曲線，同時(shí)由回歸應(yīng)變曲線得到了零點(diǎn)處的應(yīng)變，斷面修正與回歸分析能消除樁徑不均勻與畸點(diǎn)影響，使得試驗(yàn)的應(yīng)變更有規(guī)律。

圖7 S2樁孔徑修正回歸后的應(yīng)變-深度關(guān)系曲線Fig.7 Relationship between strain and depth after bore diameter correction and regression of S2 pile

3.3.2 平均彈性模量

混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系在超過一定的應(yīng)力水平后呈現(xiàn)出非線性特性，其彈性模量將隨應(yīng)變或軸力的增加而降低。為了得到符合實(shí)際的樁身軸力，應(yīng)對(duì)樁身彈性模量進(jìn)行校正。利用有限的幾組(Ei，εi)數(shù)據(jù)得到的平均彈性模量進(jìn)行計(jì)算。根據(jù)各級(jí)回歸應(yīng)變曲線，利用樁頂應(yīng)變可計(jì)算不同應(yīng)變量級(jí)下樁身平均彈性模量，由線性回歸，得到Ei=f(εi)的線性方程。利用應(yīng)變計(jì)算樁身軸力及摩阻力時(shí)，采用不同應(yīng)變量級(jí)下的E值。平均彈性模量Es可由式(1)給出[9-10]：

(1)

式中：Es為樁身平均彈性模量，GPa；A為樁體平均截面積，m2；εo為樁頂應(yīng)變，10-6；P為樁頂豎向荷載，kN。

根據(jù)回歸處理后的應(yīng)變曲線，樁頂應(yīng)變可得到S2樁身平均彈性模量-應(yīng)變量級(jí)的關(guān)系曲線，如圖8，擬合后的樁身平均彈性模量可表示為

Ei=(33.29-0.016×εi)

(2)

圖8 S2樁身平均彈性模量-應(yīng)變量級(jí)的關(guān)系曲線Fig.8 Relationship between average elastic modulus andstrain magnitude of S2 pile

在計(jì)算軸向力時(shí)，將按上式結(jié)合不同的應(yīng)變量級(jí)選用不同的彈性模量。

3.3.3 樁身軸力與單位摩阻力

任意斷面處樁身軸向力Qi與不同位置處的單位摩阻力fi可分別利用如下公式計(jì)算[11]：

Qi=A×Ei×εi

(3)

fi=(Qi-Qi+1)/π/D

(4)

圖9為S2樁身軸力及單位摩阻力-深度的變化關(guān)系曲線。可以看出，端阻力隨著荷載的增加而逐漸增大，在最大樁頂荷載11 000 kN作用下，黏土、全風(fēng)化花崗巖、中等風(fēng)化花崗巖、強(qiáng)風(fēng)化花崗巖層側(cè)阻力均未達(dá)到極限。

圖9 S2樁身軸力及單位摩阻力-深度的變化關(guān)系曲線Fig.9 Pile force(S2) and unit friction changing with depth

表1為S2試驗(yàn)樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)時(shí)，通過內(nèi)力測(cè)量所得出的不同荷載下各樁周各土層承擔(dān)的平均摩阻力及單位端阻力情況。結(jié)合圖9可知，隨著荷載的增加，單位摩阻力隨之增大，且在樁身某一位置出現(xiàn)峰值，樁體上部的側(cè)摩阻力有不同程度的降低。各地層的摩阻力自上而下逐漸發(fā)展，荷載繼續(xù)向下部土層傳遞。樁側(cè)摩阻力在7 700 kN時(shí)，樁體上部側(cè)阻開始出現(xiàn)不同程度的降低，表明粉細(xì)砂、淤泥、淤泥質(zhì)土層的樁側(cè)摩阻力已達(dá)到極限。另外，隨著樁頂荷載增加，摩阻力承載百分比減少，端阻承載百分比增加，端阻力/摩阻力增加；在最大荷載下，S2試樁的端阻力約占樁頂荷載的37%，樁側(cè)摩阻力占總荷載的63%，樁側(cè)摩阻力占主導(dǎo)作用。

表1 S2試驗(yàn)樁樁周各土層承擔(dān)的平均單位摩阻力及單位端阻力

3.3.4 臨界荷載、極限荷載與最大彎矩點(diǎn)

圖10(a)和(b)分別為水平靜載時(shí)S2樁迎力面拉應(yīng)變-深度關(guān)系曲線和背力面壓應(yīng)變-深度關(guān)系曲線。由圖10可以看出，最大彎矩點(diǎn)距離樁頂約3 m(力作用點(diǎn)距樁頂約為0.5 m)。

圖11中是最大彎矩點(diǎn)處的鋼筋應(yīng)力-荷載關(guān)系曲線。由圖11可以看出，臨界荷載不明顯，極限荷載為385 kN。

圖10 S2樁應(yīng)變-深度變化曲線Fig.10 Variation curves of strain and depth of S2 pile

圖11 最大彎矩點(diǎn)處鋼筋應(yīng)力-水平荷載變化曲線Fig.11 Variation curve of reinforcement stress and horizontal load of point of maximum bending moment

4 結(jié) 論

筆者針對(duì)灌注樁試驗(yàn)，引入了一種鉆孔數(shù)字測(cè)井系統(tǒng)和滑動(dòng)測(cè)微原理相結(jié)合的新技術(shù)，用于灌注樁的成孔質(zhì)量檢測(cè)和其內(nèi)力測(cè)量。該技術(shù)通過斷面修正、回歸光滑處理等手段，克服了傳統(tǒng)方法中電測(cè)元件匹配差、受混凝土凝固硬化影響大、未考慮孔徑和樁身彈性模量的不均勻等缺陷，并進(jìn)行了灌注樁現(xiàn)場(chǎng)豎向和水平向靜載試驗(yàn)，取得了較好的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。結(jié)果分析表明：

1)利用實(shí)測(cè)孔徑對(duì)滑動(dòng)測(cè)微計(jì)應(yīng)變監(jiān)測(cè)值進(jìn)行斷面修正并回歸處理，很大程度上消除了深厚軟土地區(qū)成樁樁徑不均勻與畸點(diǎn)影響，使得試驗(yàn)所獲取樁側(cè)摩阻力及端阻力值更接近實(shí)際。

2)在水平靜載試驗(yàn)中，利用滑動(dòng)測(cè)微計(jì)可準(zhǔn)確地分析臨界荷載及最大彎矩點(diǎn)。

3)隨著樁頂荷載增加，摩阻力承載百分比減少，端阻承載百分比增加，端阻力/摩阻力增加。

該技術(shù)對(duì)了解灌注樁承載性狀、樁-土相互作用機(jī)理以及工程優(yōu)化設(shè)計(jì)起到了重要作用。

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Research on Application of New Technology of Internal Force Measurement in Cast-in-place Concrete Pile Test

YANG Xiong1，HE Zhongyi1，QI Changguang2

(1. Guangdong Tianxin Electric Power Engineering Testing Co., Ltd., Guangzhou 510663,Guangdong, P. R. China； 2. Faculty of Architectural, Civil Engineering and Environment, Ningbo University, Ningbo 315211,Zhejiang,P. R. China)

In cast-in-place concrete pile test, the new technology, combining with the system of bore-forming digital logging and principle of sliding micrometer, was introduced, and applied in quality inspection of bore forming and measurement of internal force in pile. In vertical static load test, based on the measured data of pile diameter from the system of bore-forming digital logging, the measured strain values obtained from sliding micrometer were modified by the section method; thus, the relationship between elastic modulus and strain magnitude can be calculated according to the smooth regression; therefore, the axial force of pile, skin friction of pile, and tip resistance can be figured out. In horizontal static load test, based on the measured strain values from sliding micrometer, the point of maximum bending moment and value of ultimate lateral load can be gained according to the analysis of tensile strain curve in bearing surface and compressive strain curve behind the back of bearing surface.

geotechnical engineering;static load test; bore-forming digital logging; sliding micrometer; internal force measurement; quality inspection of bore forming

10.3969/j.issn.1674-0696.2016.05.18

2015-10-10；

2016-05-31

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51508282)

楊 雄(1964—)，男，廣東陽(yáng)江人，高級(jí)工程師，主要從事巖土工程勘察與測(cè)試技術(shù)方面的研究E-mail:409254812@qq.com。

齊昌廣(1986—)，男，山東濟(jì)南人，講師，博士，主要從事巖土工程監(jiān)測(cè)與測(cè)試方面的研究。E-mail:qichangguang@163.com。

TU473.1

A

1674-0696(2016)05-085-07