0 引言

挤扩支盘桩(Squeezed Branch Pile, SBP)作为变截面灌注桩，相较于直杆桩型，其单桩抗压和抗拔性能好；同等承载能力下，SBP桩长度较短^[1]，替代直杆桩具有较大优势，广泛地用于桥梁基础加固工程。支盘桩的承力盘或承力星支是桩体上主要受力构件^[2-3]，是分担桩体荷载的主要部件。支盘桩承力盘和星支的浇注过程在地下完成，属于隐蔽施工，施工过程和质量具有一定的不确定性，因此支盘桩成型后承力盘和分支的检测是SBP桩质量控制的重要环节。

现阶段针对挤扩支盘桩桩身的检测已有众多方法，其检测原理与常规钻孔灌注桩检测相同。例如，可通过原位静载试验^[4-5]、高应变动力法^[6-7]、静力触探试验^[8-9]等测试SBP的承载能力和变形特性。此外，可通过超声波透射法进行大直径、超长桩的混凝土缺陷^[10]和桩身完整度^[11]检测；可利用低应变反射波法检测桩身完整性以及沉渣厚度^[12-14]；可通过钻孔取芯和超声波测试检测桩身混凝土的强度^[15-16]。最后，对于SBP桩长可采用旁孔透射波法 ^[17-20]，检测桩身长度和缺陷深度。然而，以上国内外研究的成果，尚无关于SBP桩承力盘和星支的状态检测研究，没有方法分析SBP桩承力盘和星支的空间分布情况。目前有关定量评价支盘桩支盘/星支外轮廓检测方法的报道局限于采用模型试验的可行性研究^[20]，未有系统的、考虑实际工况的现场试验研究，无法为建立标准的支盘桩外轮廓超声波法提供有力支持。

本研究通过现场试验，结合超声波法和旁孔透射波法对支盘桩抽芯孔进行二次利用，对支盘桩外轮廓检测技术进行系统科学研究，并依据试验测量结果提出可以考虑测管偏斜问题和桩土倾斜界面问题的修正方法，建立支盘桩外轮廓快捷检测新技术，完善支盘桩质量检测的内容和手段。

1 原位试验 1.1 地质条件与支盘桩施工

本试验依托某高速公路建设项目，试验场地属于典型深厚软土地区，距海岸线约50 km，地形平坦，桩长范围内地层主要为淤泥质粉质黏土、粗砂和粉质黏土；地表水，地下水丰富。其中，第1层淤泥质黏土厚度为16.3 m，土体黏聚力c=9.4 kPa，内摩擦角为φ=8.9°，含水率w=67%，压缩模量E_s=1.77 MPa; 第2层粗砂厚度为7.4 m，c=4.8 kPa，内摩擦角为φ=23.8°，含水率w=27%，压缩模量E_s=9.60 MPa; 第3层粉质黏土厚度为17.3 m，c=10.5 kPa，内摩擦角为φ=14.6°，含水率w=49%，压缩模量E_s=3.00 MPa。

现场试验桩为公路高架桥下的变径灌注支盘桩，桩长约40 m，其中上部20 m桩径为1.8 m，下部20 m桩径为1.4 m。整桩共设3盘一支，其中六星支深度为24 m，上盘设计深度为28.5 m，中盘设计深度为33 m，底盘设计深度为37.5 m。试验场地的地层概况图及支盘桩深度位置如图 1(a)所示。

该桩体为大直径变径挤扩支盘桩，成孔过程中，大钻头施工上段桩，到指定位置后更换小钻头施工下段桩。通过液压挤扩，对各设计分支与承力盘部位施以三维静压，挤扩支盘空腔，挤密周围土体。挤扩机将两个挤扩臂进行一次挤扩，便形成一对挤扩支，旋转一定角度后再次进行挤扩。当旋转角度较小时，支与支重叠便形成盘^[21]。支盘平面立面示意图如图 1(b)、1(c)所示，支盘盘高为1 300 mm，盘径2 500 mm；其中盘体上部高600 mm，中部100 mm，下部500 mm；挤扩支宽为450 mm。

1.2 检测管布置

按照桥体桩基检测要求，100%桩体需配置声测孔用于桩体完整性检测，并按比例进行钻芯取样抽检。因此，钻芯抽检桩体具有3个声测孔和1个钻芯取样孔(直径=100 mm)。本方法以一根抽检桩为研究对象，对已有检测孔道进行二次利用，同时在桩外沿三角型分布安装3个检测孔，检测孔利用工程钻孔获得，长度大于桥桩，检测孔内安装常规测斜管或部分利用测斜孔。其中桥桩既有声测孔捆绑在桩体钢筋笼上，两两互为120°，如图 2所示(编号1，2，3)。钻芯孔位于桩体中心，编号为4。桩外部3根测斜管(编号5，6，7)距离桩中心2 m左右，打设深度略长于桩体长度。检测管布设示意图和现场图见图 2。

1.3 检测管定位

超声波应用需要准确地对检测管道进行定位^[22]。桩内声测孔(管)在加工厂安装，竖直度可以保证，而桩外检测孔(管)埋设于流塑状的地基中，钻孔不能保证完全竖直，从而导致各个测管之间不平行，故在不同的深度其管距也会相应不同。因此，不可以使用各个测管在地表管口的间距对管道空间位置定位。检测开始前对各检测管(编号5，6，7)进行空间位置修正十分必要。本研究利用测斜仪在桩体外埋设的3个测斜管(5，6，7)内测量任意深度z处相对地表管口的偏移量进行相对管距测算，从而最终确定各检测管的空间位置状态，得到的各个管道水平间距用于后续计算桩体外轮廓图。

1.4 超声波跨孔透射试验

超声波试验仪器采用康科瑞多通道声波透射法自动测桩仪(KON-NM12)。测量时将仪器的发射端和接收端换能器放入相应测管中，保证换能器相对桩顶深度一致，然后同步提升、测量，检测点间距定为2 cm。共进行3组试验，分别为混凝土测速试验、饱和土测试试验和外轮廓检测试验，示意图见图 3。具体方案如下。

(1) 混凝土测速试验。将发射端换能器和接收端换能器依次放入1、2，2、3和3、1号声测管中，用于检测两根测管形成的截面，即截面1-2，2-3，3-1。此方案目的为测算超声波在混凝土中的传递速度，并分析超声波波速沿桩身深度的变化规律。

(2) 饱和土测试试验。3个径向换能器分别放入5，6，7号测斜管，测试深度46 m，测试截面为5-6，6-7，7-5，参数设置不变，利用检测管定位是获得的测管在任意深度时的水平距离l，测斜管内径d及声波到时t，由等式v_s= (l-d)/t，算得超声波在桩周土体中的传播速度。

(3) 外轮廓检测试验。换能器在4号钻孔中分别与5，6，7号测斜孔之间的检测剖面，测试深度分别为41，42.2，46。径向换能器在钻孔4中发出声波，透过耦合介质水以及检测管管壁，进入混凝土内部，到达桩土交界面后，透射进入桩周土体，最后穿过测斜管管壁，被桩周土中的接收换能器接收。经过数据采集及处理后，建立首波到达时间与桩身轮廓尺寸等式关系，从而计算支盘桩桩体轮廓。

2 试验结果与分析 2.1 超声波波速沿桩身传递规律

由混凝土测速试验测得超声波在6个截面的首波到时，由于受到噪声干扰较多，现选取1-2，2-3两截面进行分析，测孔间距为0.891 m，计算得声波在混凝土中传递速度，其中速度沿桩身变化规律如图 4所示。

检测截面1-2中，在桩身深度22.5 m处，声波波速为4.3 km/s，随着深度增加，波速有所波动，总体呈增长趋势，最大值为4.71 km/s，最小值为3.91 km/s，平均值为4.36 km/s。检测截面2-3中声速沿桩身变化规律与1-2截面基本一致，最大值为4.43 km/s，最小值为4 km/s，平均值为4.24 km/s。为验证本测试正确性，选取现场桩心钻孔芯样进行超声波测速试验，利用非金属超声波探伤仪对芯样两端进行对射，测得超声波在混凝土中传递的低限速度，芯样选取深度如图 4所示。试验仪器所采参数设置与现场试验保持一致, 结果如图 4所示。经过测试，混凝土各个芯样试件内超声波传递波速为4.323，4.286，4.202，4.298 km/s，与现场测试速度吻合，证明了现场试验的准确性。

2.2 超声波波速饱和土中传递规律

由饱和土测试试验测得超声波在桩周土中传递速度。在3个测试截面中，5-7截面由于噪声较多，故选取5-6，6-7截面进行分析。由图 5所示，在5-6，6-7两检测截面中超声波传递速度大小相近，沿桩身深度变化趋势相同。在深度22.5 m处，所测得超声波波速为1.7 km/s。随着深度增加，声波波速逐渐减小，其后声速随着深度增加而逐渐增加。在深度为37 m时，声速突然增加至1.8 km/s，其后随着深度增加声速稳定在1.86 km/s。由工程地质概况可知在深度23 m为粗砂，24 ~39 m为粉质黏土，39 m以下为粗砂。随着深度增加，饱和土体的孔隙比在不断变小，当粉质黏土变为粗砂时，土体渗透系数增加，可压缩系数增加，模量增加。

宋佳等^[23]对超声波在饱和土体传播性质进行研究，发现在饱和土中波速会随着土体渗透系数增大而增大，随孔隙率增加快速减小。在本次试验中，24 m以下为粉质黏土，声波波速在该范围由1.7 km/s逐渐减小至1.65 km/s；在38.5 m处粉质黏土变为粗砂，波速由1.7 km/s增加至1.8 km/s，该变化规律与理论研究相吻合。

2.3 支盘桩轮廓首波图计算

假设混凝土与桩周土为均质，且忽略在不同介质中的透射行为，即超声波在桩土界面传递时沿直线传播。因超声波在不同介质中传递速度不同，当超声波依次透过两种介质，总距离不变，两者介质尺寸比例所占不同(图 6)，故声波所用时间不同。超声波穿过混凝土桩身及桩周土的总时间为在两者介质中传递的时间和通过式(1)而得：

(1)

发射端与接收端距离之和为该两介质的尺寸和可通过式(2)求得：

(2)

联立式(1)、式(2)，得到式(3)：

(3)

式中，t_i为第i个测点的传播时间；a_i为第i个测点中接收换能器所在声测管管壁到桩体外边缘的距离；b_i为桩体内接发射换能器所在孔壁到桩土界面的距离；L为发射端与接收端的水平直线距离；a_i，b_i之和即为L；d为声测管外径; v_c为声波在混凝土中的传播速度；v_s为声波在桩周土中的传播速度。将每个测点的b_i算出，并绘制出支盘桩轮廓图。

图 7是3个剖面(4-5，4-6，4-7)的波列图。首先波线明显突变处在21.5 m处，该处首波到时突然较大程度增加，说明在传播路径中混凝土所占比例减小，推测在该处支盘桩发生变径，说明桩身实际直径发生变化处为21.5 m处而非设计的20 m处。3个剖面的波列图均在深度24.0，28.5，33.0，37.5 m处出现波线前移现象，说明在对应深度处的声波传递路径中混凝土所占比重较多，进而推断此处有支或者盘的存在。支盘设计深度分别在24，28.5，33，37.5 m，可见由波列图所反映的支盘位置与设值相符，也间接证明本方法的可行性。另外，可观察出3个检测截面在33 m与37.5 m中间有凸起，如虚线框所示，说明成盘过程存在挤压变形引起桩径增加。

3 支盘桩轮廓修正

前文在对支盘轮廓进行计算时，假定超声波传递路径为直线，此节依据Snell定律建立超声波透射法检测数据的处理方法。由Snell定律可知，在桩土倾斜界面中声波实际的传递路径为一段折线。如图 8所示，超声波由A点以球形发射，其中某一路径为AB，在桩土界面B点处遵循Snell透射定律，入射角为α，出射角为β，且两角度满足式(4)的关系，且v_c, v_s分别为超声波在混凝土和桩周饱和土的传播速度。

(4)

声波透过桩土界面后，以出射角β射出，其传播路径为BC，而该路径恰好到达换能器接受端C点，传播路径AB，BC长度分别为X₁，X₂，超声波传递时间如式(5)所示。

(5)

由三角形ABC内正弦定理得出式(6)：

(6)

式中，L为换能器间水平距离，在前文中以测得。由传播路径所形成的几何形状，有等价关系如式(7)所示，其中θ为支盘界面与水平面夹角设计值，本研究中该角度θ=47.48°。

(7)

由于θ为已知角，令γ=90°-θ，由式(2)可得：

(8)

由式(4)得：

(9)

(10)

将式(4)，(9)，(10)代入式(8)中得：

(11)

将式(11)代入式(7)中，令

(12)

则有

(13)

在式(13)中仅有入射角α为未知数，代入其他参数计算可得α。利用式(11)可计算出X₁的值，在三角形ABE中可用其几何关系计算出AE的长度，即支盘桩在该路径下实际的长度。

通过式(4)~ (7)计算桩中心4号测管与5号测管连线截面，即4-5截面(图 2)上盘部分轮廓，将计算结果与原计算方法(公式(1~3))进行对比，如图 9所示。从图中可以看出修正后的轮廓中支盘变径起点在27.7 m的位置，较修正前降低0.16 m，说明修正前所计算的支盘轮廓大于设计值。修正后的支盘轮廓盘径值均小于修正前，平均相差0.17 m。其中在深度28.75 m处有轮廓最大值1.40 m而非修正前的1.57 m，较修正前更加接近设计值1.25 m。其他截面的修正计算结果如图 10所示，在截面4-5，4-6中支盘直径更接近设计尺寸，可见修正后的支盘轮廓更加合理。从修正后的支盘桩轮廓可知，星支的位置于设计稍有出入，盘体斜坡面的倾斜度无法严格得到保持，32.5 ~ 36.5 m处的桩体直径均一度无法保持，但均大于设计直径。整体上，在20.5~40 m区间，下部桩体尺寸大于上部桩体，猜测可能由于粗骨料沉积和混凝土自重作用。另外，需要指出的是对于需要进行缺陷检测的普通直杆桩外轮廓检测也适用于本方法。

4 结论

本研究开展了支盘桩外轮廓跨孔超声波检测技术现场试验研究，根据试验和理论研究结果得到以下结论。

(1) 设计出了利用取芯钻孔和桩周测斜管的旁孔超声波法支盘桩跨孔检测方法，并通过地表管口建立直角坐标系，使用测斜数据消除测管倾斜误差。

(2) 利用桩内测孔，测得超声波在桩身内传递的平均速度分别为4.24 km/s和4.36 km/s，与现场桩芯的平均速度4.27 km/s吻合。利用桩外侧孔，测得超声波在桩周土中传递速度沿土层深度分布状况为1.65~1.8 km/s，满足数据分析需要。证明了本试验结果可靠性。

(3) 获得桩体超声波首波图，建立首波到达时间与桩身轮廓尺寸关系式，并计算得到3个检测截面轮廓，波列图所反映的支盘位置与设计值相符，也间接证明了本方法的可行性。轮廓图中桩身存在变形，推测是由周围土体受到挤扩导致该处发生变形。

(4) 考虑超声波在不同介质中的传播特征，基于Snell定律计算折线路径长度和实际轮廓尺寸。经过对比分析，修正后的支盘轮廓更具有合理性。