嵌巖樁與多層土質(zhì)構(gòu)造下摩擦樁的自平衡法測試

摘 要：結(jié)合檢測工況對(duì)測試數(shù)據(jù)的影響，對(duì)自平衡“精確轉(zhuǎn)換法”進(jìn)行改進(jìn)，提出摩擦樁位移協(xié)調(diào)轉(zhuǎn)換法和嵌巖樁的荷載協(xié)調(diào)轉(zhuǎn)換法，實(shí)際應(yīng)用結(jié)果說明兩種轉(zhuǎn)換方法合理。所得測試結(jié)果表明湄公河大橋樁基承載力符合設(shè)計(jì)要求；分析湄公河大橋試樁的側(cè)摩阻力和端承力分布，嵌巖樁和摩擦樁縱向承載均以側(cè)阻力為主。

關(guān)鍵詞：樁基；自平衡試驗(yàn)；轉(zhuǎn)換方法；嵌巖樁；摩擦樁

中圖分類號(hào)：TU473 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1674-4764（2015）02-0039-08

基樁承載力的自平衡試驗(yàn)方法是20世紀(jì)80年代末形成的新型樁基靜載測試技術(shù)[1-2]，首先在歐美和東亞得到應(yīng)用[3-5]，此后，中國也開始研究和應(yīng)用該項(xiàng)技術(shù)[4，6]，制訂行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)[7]，并在南京長江三橋等一些重大工程中應(yīng)用該測樁技術(shù)[8-11]。

Q-S曲線向P-S曲線的轉(zhuǎn)換方法是樁基自平衡檢測技術(shù)應(yīng)用的關(guān)鍵，也是自平衡法檢測理論研究的重點(diǎn)。轉(zhuǎn)換方法研究的主要問題包括：樁土（巖）關(guān)系及其計(jì)算模型的影響，上段樁Q-S曲線轉(zhuǎn)換結(jié)果與下段樁Q-S曲線的疊加關(guān)系，以及檢測工況對(duì)Q-S及轉(zhuǎn)換結(jié)果的影響等。

受檢測工況和樁土（巖）關(guān)系等因素的影響，樁基自平衡測試中荷載傳遞情況與樁實(shí)際承載時(shí)的存在一定差異；又由于實(shí)際地質(zhì)條件下的巖土種類和性狀的多樣性，樁土（巖）關(guān)系及其計(jì)算模型也有所區(qū)別，需要研究有針對(duì)性的轉(zhuǎn)換方法。目前，中國圍繞土體性質(zhì)和樁土間荷載傳遞以及自平衡轉(zhuǎn)換問題的研究有：齊靜靜等[12]的濕陷性黃土的濕陷性下沉及負(fù)摩阻力影響，樁承載力和位移的轉(zhuǎn)換公式研究；熊巨華等[13]根據(jù)彈性和塑性硬化特征，利用樁土側(cè)摩阻力雙折線模型和樁端土的三折線模型的轉(zhuǎn)換方法；朱向榮等[14]對(duì)土體連續(xù)性的影響及超長樁轉(zhuǎn)換方法改進(jìn)的研究。多層土質(zhì)地質(zhì)情況下自平衡測試結(jié)果轉(zhuǎn)換方法同樣值得關(guān)注。

在嵌巖樁應(yīng)用自平衡方法的應(yīng)用基礎(chǔ)和工程實(shí)踐的研究方面，聶如松等[15]運(yùn)用Mindlin應(yīng)力解和疊加原理求解，研究避免引進(jìn)經(jīng)驗(yàn)系數(shù)的等效轉(zhuǎn)換方法等；高平等[16]和龔成中等[17]進(jìn)行了軟巖條件下試樁自平衡檢測的研究；龔成中等[18]還分析孔壁特征對(duì)樁的承載特性的影響，Charles等[19]、符勇等[20]則就樁身參數(shù)對(duì)荷載傳遞影響，和大直徑嵌巖樁承載特性進(jìn)行研究；Williams等[21]研究了不同巖性對(duì)側(cè)摩阻力的影響；曹漢志[22]認(rèn)為一定條件下傳遞函數(shù)可采用全塑模型，龔成中嘗試將該模型用于自平衡轉(zhuǎn)換中。對(duì)于巖貌較完整、巖性良好條件下的嵌巖樁，一般設(shè)計(jì)為端承樁，較難進(jìn)行自平衡檢測，隨著對(duì)抗震和防側(cè)推等問題的重視，設(shè)計(jì)深嵌巖樁的工程增多，進(jìn)行自平衡方法在嵌巖樁檢測中的應(yīng)用也相當(dāng)重要。

胡曉波，等：嵌巖樁與多層土質(zhì)構(gòu)造下摩擦樁的自平衡法測試

在轉(zhuǎn)換方法的疊加關(guān)系問題上有經(jīng)驗(yàn)法和精確轉(zhuǎn)換法。在經(jīng)驗(yàn)法的研究中，鮑育明等[23]針對(duì)等位移法在疊加兩段樁Q-S為P-S結(jié)果時(shí)，因荷載箱位置影響的上、下段樁Q-S曲線不對(duì)稱，引起P-S曲線不完整和判斷極限承載力困難的問題進(jìn)行研究，并提出通過修正系數(shù)（λ1、λ2）實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)化的等荷載法。文獻(xiàn)[6]的精確轉(zhuǎn)換法和JT/T 738—2009所給“樁身軸向力實(shí)測值”情況的轉(zhuǎn)換，則將試樁分割成n單元（樁段），逐段推算至上段樁的樁頭（樁端）位移（Si0），按Si0和下段樁樁頭（荷載箱處）的位移（Si2）協(xié)調(diào)原則和疊加方法，獲得整樁的P-S轉(zhuǎn)換結(jié)果。

檢測工況的影響，除荷載傳遞和文獻(xiàn)[23]涉及的Q-S曲線對(duì)稱性問題外，還有環(huán)境溫度變化及施工干擾的影響。溫度波動(dòng)和施工的影響主要在于實(shí)測位移量的偏差，及其引起的Q-S曲線的形狀及轉(zhuǎn)換后P-S關(guān)系的精度，這種影響在位移量較小的情況下不可忽略，如嵌巖樁的檢測等。

總之，按照J(rèn)T/T 738—2009進(jìn)行試樁檢測已相當(dāng)普遍，但仍有多種檢測工況影響下的檢測和轉(zhuǎn)換方法有待細(xì)化。

1 嵌巖樁與多層土地質(zhì)構(gòu)造下摩擦樁的等效轉(zhuǎn)換方法

基于樁土荷載傳遞的彈全塑模型和軟化模型的理想塑性和軟化特征，參照文獻(xiàn)[6]的位移協(xié)調(diào)法和文獻(xiàn)[23]的等荷載法，結(jié)合摩擦樁和嵌巖樁檢測工況與實(shí)測Q-S曲線特征，在湄公河大橋樁基檢測中采用如下P-S曲線轉(zhuǎn)換處理方法。

1.1 摩擦樁位移協(xié)調(diào)法

摩擦樁位移協(xié)調(diào)法即根據(jù)自平衡結(jié)果，以加載值（Qi1/γ）作為傳統(tǒng)靜載的樁頂加載值Pi，并設(shè)自平衡法所測上段樁的Si1為對(duì)應(yīng)的樁頂位移（Si），按自平衡加載級(jí)次i（i=1，2，…，m），逐段推算位移和軸力傳遞至上段樁的樁端位移（Si0）和軸力（Qi0），獲得Si0-Qi0關(guān)系；按位移（Si0）與下段樁樁頭位移（Si2）協(xié)調(diào)連續(xù)為條件，確定樁頂荷載傳至下段樁，通過下段樁Qi2和Si2的疊加方法，獲得整樁的P-S轉(zhuǎn)換，P-S曲線由轉(zhuǎn)換得到的（Pk，Sk）點(diǎn)繪得，k=1，2，…，n，m≤n≤2m。

其中，逐段推算位移（Si0）和軸力（Qi0）時(shí)，設(shè)樁土側(cè)摩阻力關(guān)系為理想塑性狀態(tài)，則推算所需的樁土側(cè)摩阻力的取值是，樁側(cè)土位移達(dá)到極限值前采用實(shí)測結(jié)果；達(dá)到極限值后，繼續(xù)取極限側(cè)摩阻力值計(jì)算。

位移（Si0）與下段樁樁頭位移（Si2）協(xié)調(diào)連續(xù)條件，即轉(zhuǎn)換為傳統(tǒng)靜載時(shí)上、下段樁在平衡點(diǎn)處的位移協(xié)調(diào)相同。協(xié)調(diào)連續(xù)方法是：若荷載箱處于實(shí)際平衡點(diǎn)，或略偏上情況，當(dāng)i=j≤m時(shí)，Sj0≥S12，即可順利地將上、下段的承載力疊加獲得Pj；若荷載箱低于實(shí)際平衡點(diǎn)，當(dāng)j=m時(shí)，則可能Sm00，仍可將上、下段的承載直接疊加獲得Pj；如若荷載箱遠(yuǎn)低于實(shí)際平衡點(diǎn)，Sm0=0，則按Sm0和S12線性連續(xù)，插入S-Q點(diǎn)使上、下段樁荷載傳遞，獲得Pj。

疊加關(guān)系處理是轉(zhuǎn)換的荷載（位移）傳至下段樁時(shí)，以Si2-Qi2為基礎(chǔ)，疊加上段樁對(duì)應(yīng)的承載力和彈性變形，獲得樁頂P和S的處理方法。疊加關(guān)系為

式中：γ為JT/T 738—2009所給修正系數(shù)；L為上段樁樁長；Ep為上段樁彈性模量；Ap為上段樁彈性截面面積；其余符號(hào)同前；上標(biāo)t表示荷載傳至下段樁后，Pk的后續(xù)加載級(jí)次，jj情況下，式（1）中Qj1應(yīng)為Qt1，按樁土側(cè)摩阻力關(guān)系的假設(shè)，上段樁各段未達(dá)到理想塑性狀態(tài)前，Qt1還會(huì)繼續(xù)增大，為簡化計(jì)算，本文Qj1取固定值Qm1。所得P-S轉(zhuǎn)換結(jié)果亦偏于安全。

實(shí)際檢測中不同巖土層和浸水浮力的影響、承載力確定等問題，仍按JT/T 738—2009的規(guī)定和方法處理。

以Pi、Si和Pt、St作為Pk、Sk，繪制P-S曲線

1.2 嵌巖樁荷載協(xié)調(diào)法

同摩擦樁位移協(xié)調(diào)法，以加載值（Qi1/γ）作為Pi，逐段推算上段樁的樁端軸力（Qi0）和位移（Si0），獲得Qi0-Si0關(guān)系；按軸力（Qi0）與下段樁樁頭軸力（Qi2，即荷載箱加載值）協(xié)調(diào)連續(xù)為條件，確定樁頂荷載傳至下段樁，通過疊加方法，獲得整樁的P-S轉(zhuǎn)換，同樣，P-S曲線由轉(zhuǎn)換得到的（Pk，Sk）點(diǎn)繪得。

其中，設(shè)樁巖側(cè)摩阻力關(guān)系為理想摩擦，則逐段推算樁頭（樁端）軸力（Qi0）時(shí)，達(dá)到極限值前，樁巖側(cè)摩阻力采用實(shí)測結(jié)果；達(dá)到極限值后，繼續(xù)取極限土-巖側(cè)摩阻力值計(jì)算。

軸力（Qi0）與下段樁樁頭軸力（Qi2）協(xié)調(diào)連續(xù)，即以Qi0和Qi2對(duì)應(yīng)相等為條件，實(shí)現(xiàn)傳統(tǒng)靜載下平衡點(diǎn)處的Qi0-Si0和Qi2-Si2的連續(xù)。連續(xù)方法是：若荷載箱處于實(shí)際平衡點(diǎn)，或偏上情況，當(dāng)i=j≤m時(shí)，Qj0≥Q12，即可將上、下段的承載力對(duì)應(yīng)疊加獲得Pj；若荷載箱低于實(shí)際平衡點(diǎn)，當(dāng)j=m時(shí)，則可能Qm0< Q12，若Qm0>0，仍可將上、下段的承載疊加獲得Pj；如若Qm0=0，則按Qm0和Q12線性連續(xù)，插入Q-S點(diǎn)使上、下段樁荷載傳遞，再疊加獲得Pj。

因巖石情況γ=1，荷載（位移）傳至下段樁時(shí)樁頂P和S的疊加計(jì)算式為

2 等效轉(zhuǎn)換方法在湄公河大橋樁基測試中的應(yīng)用

2.1 橋址地質(zhì)概況和試樁測試參數(shù)

湄公河大橋是昆曼公路跨越老撾會(huì)曬與泰國清孔間湄公河的關(guān)鍵工程，為五跨四墩的預(yù)應(yīng)力混凝土現(xiàn)澆連續(xù)箱梁橋。橋的起止樁號(hào)為：SAT.4+978.565 ～SAT.5+458.565，主橋全長480 m，橋面標(biāo)準(zhǔn)橫斷面為主線雙向2車道。橋址處的湄公河位于山塹式?jīng)_積平原邊緣，微地貌為：左岸（老撾會(huì)曬側(cè)）為山腳下覆有砂黏土的基巖斜坡；右岸（泰國清孔側(cè)）為沖積平原的漫灘和河岸。主橋四墩中M7墩基礎(chǔ)位于清孔側(cè)河岸，M10墩基礎(chǔ)位于會(huì)曬側(cè)河岸；M8和M9的墩基礎(chǔ)分別位于主航道兩側(cè)。M7和M8墩的地質(zhì)情況為砂黏土、粉砂、砂礫、砂卵石夾泥和硬黏土組成的多層式地層構(gòu)造，M9和M10墩為覆有砂土的高度至中度風(fēng)化流紋凝灰?guī)r地質(zhì)條件。橋墩為群樁基礎(chǔ)，樁徑均設(shè)計(jì)為1.5 m，依據(jù)地質(zhì)情況設(shè)計(jì)有嵌巖樁和摩擦樁兩種，各樁樁長不等。所測四根樁中，摩擦樁：M7-B3樁頂標(biāo)高341.1 m，樁底標(biāo)高296.1 m， M8-B2樁頂標(biāo)高341.6 m，樁底標(biāo)高286.7 m；嵌巖樁：M9-B5樁頂標(biāo)高341.6 m，樁底標(biāo)高317.5 m，M10-A4樁頂標(biāo)高341.6 m，樁底標(biāo)高 324.2 m。其中M8和M9為高樁基承臺(tái)墩，且各樁施工時(shí)均加有長度不一的鋼護(hù)筒，樁的有效承載樁長有所不同。施工采用沖擊鉆孔-灌注成樁工藝。各試樁的地質(zhì)情況見表1。

為測試試樁各段軸力及樁土（巖）的側(cè)摩阻力，在各巖土層界面設(shè)置應(yīng)變計(jì)，當(dāng)土（巖）層較厚或較薄時(shí)增減應(yīng)變計(jì)設(shè)置，各試樁的應(yīng)變計(jì)布置如表3。各截面對(duì)稱布置4個(gè)應(yīng)變計(jì)，應(yīng)變計(jì)為振弦式混凝土應(yīng)變計(jì)。由測取的樁身應(yīng)變，和樁身剛度（彈性模量）計(jì)算軸力。限于工地試驗(yàn)條件，混凝土和鋼筋（鋼護(hù)筒）彈性模量參照GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》所給對(duì)應(yīng)等級(jí)的數(shù)據(jù)取值。

2.2 試樁檢測情況和結(jié)果

各試樁均在混凝土灌注成樁達(dá)到齡期后檢測，采用慢速維持荷載法進(jìn)行加載測試，試樁的加載量按檢測加載設(shè)計(jì)值的1/10進(jìn)行，第1級(jí)加載為兩倍分級(jí)荷載，卸載按5級(jí)進(jìn)行。

2.2.1 試樁Q-S曲線的測試結(jié)果 測試所得M7-B3、M8-B2、M9-B5和M10-A4的Q-S曲線如圖1、圖2、圖3和圖4。

M7-B3和M8-B2同為摩擦樁，圖1和圖2顯示兩樁的Q-S曲線為緩變型曲線，加載至設(shè)計(jì)值，兩試樁中上、下段樁的最大位移值分別為18.60 mm和20.68 mm，小于終止加載條件的要求。圖3和圖4所示M9-B5和M10-A4的Q-S曲線同樣為緩變型曲線，兩試樁對(duì)應(yīng)最大加載設(shè)計(jì)值的上、下段樁位移讀數(shù)的最大值顯示為4.29 mm。

受樁位地質(zhì)條件差異及對(duì)應(yīng)平衡點(diǎn)選擇的影響，M7-B3和M8-B2試樁的Q-S曲線上、下段不完全對(duì)稱。同樣，圖3和圖4所示M9-B5和M10-A4的Q-S曲線存在不完全對(duì)稱問題。自平衡方法在實(shí)際測試中獲得不對(duì)稱Q-S曲線應(yīng)該是較為普遍現(xiàn)象。

圖3和圖4所示的Q-S曲線還顯示位移測讀結(jié)果的影響，表現(xiàn)為M9-B5樁和M10-A4樁的Q-S曲線出現(xiàn)不連續(xù)性。該不連續(xù)現(xiàn)象來源于位移值的波動(dòng)偏差，位移值的偏差在樁基靜載檢測中同樣是普遍問題，來源于位移測讀裝置和環(huán)境條件，自平衡試驗(yàn)主要是溫度變化引起基準(zhǔn)梁變形的影響。相對(duì)而言，摩擦樁的位移沉降量較大，可以忽略其影響，但嵌巖樁則不同，嵌巖樁在加載中發(fā)生的真實(shí)位移量小，位移量偏差接近樁的加載位移，所以，M9-B5和M10-A4樁Q-S曲線呈明顯的不連續(xù)性。

2.2.2 試樁側(cè)摩阻力位移關(guān)系的測試結(jié)果 測試側(cè)摩阻力位移關(guān)系是樁基靜載試驗(yàn)的重要內(nèi)容，也是自平衡測試技術(shù)進(jìn)行精確轉(zhuǎn)換的條件之一。根據(jù)測得應(yīng)變和位移，并考慮各單元樁段的自重（或浮重）等構(gòu)造因素，和上段樁類似抗拔樁的側(cè)摩阻力位移關(guān)系，按JT/T 738—2009所列系數(shù)和方法予以修正，獲得M7-B3、M8-B2、M9-B5和M10-A4樁在荷載作用下的各段側(cè)摩阻力位移關(guān)系。試樁各段最大側(cè)阻力與對(duì)應(yīng)位移列于表4。由于溫度引起的基準(zhǔn)梁變形對(duì)位移測試結(jié)果的影響，進(jìn)而影響所得試樁各段的側(cè)摩阻力位移曲線。相對(duì)位移量較大的摩擦樁，溫度等因素引起的位移量偏差占嵌巖樁的位移量的比例較高，所得嵌巖樁各段對(duì)應(yīng)摩阻力的位移量偏差較明顯，由表4中M9-B5和M10-A4樁的位移可以見得。

自荷載箱向上段樁和下段樁的樁端（頂）達(dá)到所測最大側(cè)阻力時(shí)，各樁段的中點(diǎn)位移逐漸減小，表明樁土（巖）的荷載作用具有傳遞特征，這與樁基承載的一般規(guī)律一致。側(cè)摩阻力位移關(guān)系還表明，本文的轉(zhuǎn)換方法中采用的理想塑性和理想摩擦假設(shè)，基本合理。

表4結(jié)果還表明：所測各試樁在不同巖（土）層的側(cè)摩阻力位移關(guān)系總體變化和趨勢與既有研究結(jié)果基本符合，與JTG D63—2007《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》所列土層側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值，及巖層側(cè)阻力推算值（220 kPa）比較接近。

2.3 試樁檢測結(jié)果分析與討論

2.3.1 試樁Q-S曲線等效轉(zhuǎn)換為P-S曲線 依據(jù)圖1～圖4所得Q-S和樁側(cè)摩阻力位移關(guān)系，并考慮各段樁剛度、滲水浮力和轉(zhuǎn)換修正系數(shù)的差異，其中，M7-B3試樁計(jì)算中考慮了粉土和砂土層的轉(zhuǎn)換修正系數(shù)（取γ=0.8），M8-B2試樁砂土層的轉(zhuǎn)換修正系數(shù)取γ=0.7，按上述摩擦樁位移協(xié)調(diào)法和嵌巖樁荷載協(xié)調(diào)法，分別獲得M7-B3和M8-B2摩擦樁，M9-B5和M10-A4嵌巖樁的P-S曲線，如圖5、圖6、圖7和圖8所示。

確定平衡點(diǎn)是自平衡方法的難點(diǎn)和關(guān)鍵，平衡點(diǎn)既影響Q-S曲線的對(duì)稱性，又對(duì)等效轉(zhuǎn)換為P-S曲線產(chǎn)生影響，由圖1～圖8可見其影響。在摩擦樁位移協(xié)調(diào)時(shí)，按逐級(jí)加載推算的上段樁的樁端位移（Si0）與下段樁樁頭位移（Si2）的協(xié)調(diào)，得到的P-S曲線中就會(huì)出現(xiàn)（Pk，Sk）點(diǎn)非等步現(xiàn)象，如圖5和圖6。在平衡點(diǎn)選擇合適或偏下時(shí)，轉(zhuǎn)換容易進(jìn)行；當(dāng)平衡點(diǎn)偏高，下段樁的向下位移較小，如M8-B2樁（圖2），則需以Q-S測試中i級(jí)加載時(shí)相應(yīng)側(cè)摩阻力位移結(jié)果，獲得上、下樁在i+1級(jí)時(shí)的（Pk，Sk），獲得完整P-S曲線（圖6中第11點(diǎn)）。因本文所取側(cè)摩阻力位移的值較小，所得承載力（P）較小，位移（S）略大，該結(jié)果應(yīng)偏于保守，嵌巖樁荷載協(xié)調(diào)法的非等步現(xiàn)象不突出。

圖5～圖8所示的測點(diǎn)（Pk，Sk）偏差，引起P-S曲線的波動(dòng)連續(xù)，主要受位移測讀偏差等檢測工況因素的影響，不影響結(jié)果的合理。

總之，摩擦樁通過采用位移協(xié)調(diào)法轉(zhuǎn)換可以獲得較完整的P-S曲線，嵌巖樁采用荷載協(xié)調(diào)法，減少和避免位移讀數(shù)偏差對(duì)轉(zhuǎn)換P-S曲線的影響，便于對(duì)試樁承載能力檢測和設(shè)計(jì)加載極限下試樁豎向承載特性分析。轉(zhuǎn)換所得各試樁P-S曲線與傳統(tǒng)測試結(jié)果相符合。

2.3.2 試樁豎向承載力和承載特性分析 根據(jù)前述各測試結(jié)果，按承載力公式和位移公式，進(jìn)一步計(jì)算分析樁基豎向承載力和承載特性，結(jié)果列于表5。

數(shù)據(jù)結(jié)果表明：湄公河大橋主橋各試樁的承載力均達(dá)到設(shè)計(jì)要求。承載特性為：摩擦樁M7-B3和M8-B2的樁端阻力為樁承載力的5.4%和3.6%，嵌巖段總側(cè)阻力為樁承載力的94.6%和96.4%；嵌巖樁M9-B5和M10-A4的樁端阻力為樁承載力的8.2%和6.6%，嵌巖段總側(cè)阻力為樁承載力的91.8%和95.4%。嵌巖樁的樁端承載力偏低，因橋墩處流紋巖力學(xué)性能好于預(yù)計(jì)，嵌巖樁的端承作用沒有發(fā)揮，就豎向承載力而言設(shè)計(jì)偏于保守，但對(duì)樁的抗震和抗滑坡側(cè)推有利。

3 結(jié)論

歸納摩擦樁位移協(xié)調(diào)法和嵌巖樁荷載協(xié)調(diào)法在湄公河大橋樁基承載力檢測中應(yīng)用和研究，主要得到以下幾點(diǎn)結(jié)論：

1）對(duì)于多層土質(zhì)的地質(zhì)條件下，樁基靜載試驗(yàn)采用的理想塑性假設(shè)，由上而下推算上段樁的荷載和位移傳遞，摩擦樁按位移協(xié)調(diào)的疊加轉(zhuǎn)換方法，合理且簡便可行。

2）受多因素的影響，樁基靜載試驗(yàn)中樁的加載位移存在偏差，影響測試結(jié)果。對(duì)于加載位移較小的嵌巖樁，按理想摩擦假設(shè)，和荷載協(xié)調(diào)進(jìn)行疊加轉(zhuǎn)換，可減少位移偏差影響，轉(zhuǎn)換結(jié)果可靠，方法適用。

3）湄公河大橋主橋各墩的樁承載力均達(dá)到設(shè)計(jì)要求。承載特性分析表明，摩擦樁和嵌巖段縱向承載均以側(cè)阻力為主。

參考文獻(xiàn)：

[1]Osterberg J. New device for load testing driven piles and drilled shaft separates friction and end bearing [J]. Piling and deep foundations，1989，989（1）：421-427.

[2]Osterberg J O. The osterberg load test method for bored and driven piles，the first ten years [C]//Proceeding of the Seventh International Conference and Exhibition on Piling and Deep Foundations.Vienna，Austria：[s.n.]，1998：15-17.

[3]Schmertmann J H，Hayes J A，Molnit T，et al. O-cell testing case histories demonstrate the importance of bored pile（drilled shaft）construction technique[C]//Proceedings：Fourth International Conference on Case Histories in Geotechnical Engineering，St. Louis，MO. 1998：1103-1115.

[4]劉朝鋼，方磊，黃鋒，等.Osterberg測樁法模型試驗(yàn)研究[J].鈾礦地質(zhì)，1996，12（6）：369-374.

Liu C G，F(xiàn)ang L，Huang F，et al. Study on the osterberg pile loading test by using similitude method [J]. Uranium Geology，1996，12（6）：369-374.（in Chinese）

[5]Bengt H F，Ameir A，Richard K，et al. O-cell testing and FE analysis of 28-m-deep barrette in Mani-la，Philippines [J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，1999，125（7）：566-575.

[6]龔維明，戴國亮，蔣永生，等.樁承載力：自平衡測試?yán)碚撆c實(shí)踐[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2002，23（1）：82-88.

Gong W M，Dai G L，Jiang Y S，et al. Theory and practice of self-balanced loading test for pile bearing capacity [J]. Journal of Building Structures，2002，23（1）：82-88.（in Chinese）

[7]中華人民共和國交通行業(yè)標(biāo)準(zhǔn). JT/T 738—2009 基樁靜載試驗(yàn) 自平衡法[S].2009.

[8]程曄，龔維明，薛國亞.南京長江第三大橋軟巖樁基承載性能試驗(yàn)研究[J].土木工程學(xué)報(bào)，2005，38（12）：94-98，114.

Cheng Y， Gong W M， Xue G Y. The bearing characteristics of piles embedded in weak rocks for the third bridge over the Yangzi River at Nanjing [J]. China Civil Engineering Journal，2005，38（12）：94-98，114.（in Chinese）

[9]黃思勇，熊剛，羅昊沖，等.津?yàn)I輕軌基礎(chǔ)托換樁基承載力的自平衡試驗(yàn)[J].武漢大學(xué)學(xué)報(bào)：工學(xué)版，2010，43（4）：511-514.

Huang S Y，Xiong G，Luo H C，et al. Self-balanced loading test for pile bearing capacity of pile underpinning on Jin-binlight track [J]. Engineering Journal of Wuhan University，2010，43（4）：511-514.（in Chinese）

[10]王中文，劉志峰，羅永傳.港珠澳大橋大直徑鉆孔灌注樁自平衡法實(shí)驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2013，35（Sup2）：1216-1219.

Wang Z W，Liu Z F，Luo Y C. Self-balanced method for large-diameter bored piles of Hong Kong-Zhuhai-Macao Bridge [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2013，35（Sup2）：1216-1219.（in Chinese）

[11]樊玲，彭述權(quán)，尹小波，等.南水北調(diào)澧河渡槽基樁承載力測試案例分析[J].巖土力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2012，31（Sup1）：3421-3427.

Fan L，Peng S Q，Yin X B，et al. Case study of pile bearing capacity test at lihe river aqueduct of south-to-north water transfer project [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2012，31（Sup1）：3421-3427.（in Chinese）

[12]齊靜靜，徐日慶，龔維明，等.濕陷性黃土地區(qū)自平衡測試結(jié)果轉(zhuǎn)換方法研究[J].浙江大學(xué)學(xué)報(bào)：工學(xué)版，2006，40（12）：2196-2200.

Qi J J，Xu R Q，Gong W M，et al. Research on conversion method of self-balanced pile test in collapsible loess [J]. Journal of Zhejiang University：Engineering Science，2006，40（12）：2196-2200.（in Chinese）

[13]熊巨華，蔣益平，楊敏.自平衡試樁結(jié)果的解析轉(zhuǎn)換法[J].同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2007，35（2）：161-165.

Xiong J H，Jiang Y P，Yang M. Analytical solution transformation method for data of O-cell pile testing [J]. Journal of Tongji University：Natural Science，2007，35（2）：161-165.（in Chinese）

[14]朱向榮，汪勝忠，葉俊能，等. 自平衡試樁荷載傳遞模型及荷載沉降曲線轉(zhuǎn)換方法改進(jìn)研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào)，2010，32（11）：1717-1721.

Zhu X R，Wang S Z，Ye J N，et al. Load transfer model and improved transition method for load-settlement curve under O-cell pile testing method [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2010，32（11）：1717-1721.（in Chinese）

[15]聶如松，冷伍明，魏巍.自平衡試樁法一種等效轉(zhuǎn)換方法[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2011，33（Sup2）：188-191.

Nie R S，Leng W M，Wei W. Equivalent conversion method for self-balanced tests [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2011，33（Sup2）：188-191.（in Chinese）

[16]高平，楊建民，楊旭.自平衡靜載試驗(yàn)在軟巖地區(qū)樁基設(shè)計(jì)驗(yàn)證中的應(yīng)用[J].公路工程，2012，37（3）：234-238.

Gao P，Yang J M，Yang X. The design of the pile foundation in soft rock strata verification by self-balanced static load test [J]. Highway Engineering，2012，37（3）：234-238.（in Chinese）

[17]龔成中，何春林，龔維明.深嵌巖樁承載特性及其荷載傳遞法應(yīng)用[J].土木建筑與環(huán)境工程，2013，35（4）：84-88

Gong C Z，He C L，Gong W M. Bearing characteristics of deep rock-socketed piles and application of load transfer method [J]. Journal of Civil，Architectural Environmental Engineering，2013，35（4）：84-88.（in Chinese）

[18]龔成中，龔維明，何春林，等.孔壁粗糙度對(duì)深嵌巖樁承載特性的影響[J].中國公路學(xué)報(bào)，24（2）：56-61

Gong C Z，Gong W M，He C L，et al.Influence of hole side roughnesson bearing characteristic of deep rock-socketed pile [J]. China Journal of Highway and Transpo，24（2）：56-61.（in Chinese）

[19]Charles W W N， Terence L Y Y， Jonathan H M L，et al. Side resistance of large diameter bored piles socketed into decomposed rocks [J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2001，127（8）：642-657.

[20]符勇，曹吉鳴，樓曉明，等.樁身參數(shù)對(duì)單樁荷載傳遞影響的模擬分析[J].同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2010，38（7）：991-996.

Fu Y，Cao J M， Lou X M，et al. Simulation analysis on influence of parameters of pile on load transfer of pile [J]. Journal of Tongji University：Natural Science，2010，38（7）：991-996.（in Chinese）

[21]Williams A F，Pells P J N，Source U. Side resistance rock sockets in sandstone，mudstone and shale [J]. Canadian Geotechnical Journal，1981，18（4）：502-513.

[22]曹漢志.樁的軸向荷載傳遞及荷載沉降曲線的數(shù)值計(jì)算方法[J].巖土工程學(xué)報(bào)，1986，8（6）：37-49.

Cao H Z. Axial loading transfer of pile and numberical calculation method of loading-settlement curve [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，1986，8（6）：37-49.（in Chinese）

[23]鮑育明，劉亞文，李志成，等.自平衡法在樁基承載力檢測中的應(yīng)用[J]. 解放軍理工大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2003，4（3）：49-52.

Bao Y M， Liu Y W， Li Z C，et al. Application of self-balanced method for pile bearing capacity test [J]. Journal of PLA University of Science and Technology：Natural Science，2003，4（3）：49-52.（in Chinese）

（編輯 王秀玲）