打樁過程互層土中樁基側摩阻力變化研究

黃山田，魯華偉，于文太，董付慶，謝圣杰，李 颯

(1.海洋石油工程股份有限公司，天津 300461； 2.天津大學 建工學院，天津 300072)

隨著海洋工程的快速發展，鋼管樁得到越來越普遍的應用。受到現場土質、海洋環境等因素影響，海上樁基的設計和安裝變得越來越具挑戰性。有效提高樁基可打入性分析的精度，是海上樁基順利安裝的重要保障。目前，樁基可打入性分析主要采用波動方程的方法，打樁過程中土阻力的確定對計算結果具有重要影響。打樁過程中的土阻力由樁側摩阻力和樁端阻力兩部分組成，其計算方法與樁基承載力的計算類似，不同的是，由于受到打樁過程的影響，其數值往往小于樁基的設計承載力[1]。常用的側摩阻力計算方法主要有兩類，一類基于樁基設計參數，一類基于CPT 測試結果?；跇痘O計參數的常用方法有Stevens 方法[2]，在計算大直徑管樁打樁中的土阻力時，將計算分為土塞閉塞和土塞不閉塞兩種情況：當土塞不閉塞時，在管壁內、外兩側都會產生側摩阻力，而在樁端，端阻只作用于樁端環狀面積上；當土塞發生閉塞時，側摩阻力只發生在管樁外側壁，而樁端處阻力作用于樁端底部整個面積。兩種情況均需分別計算土阻力的下限值和上限值，上、下限值中側摩阻力的計算方法有所不同。Semple 等[3]提出，砂土層中的單位側摩阻力與API（美國石油學會）規范的計算方法相同，不進行折減，而在黏土層中連續打樁時，土阻力遠小于靜承載力，需引入折減因子計算打樁中的側摩阻力。

近年來，采用靜力觸探試驗（Cone Penetration Test， CPT）測試數據進行樁基承載力計算越來越被工程界所重視。這主要是因為作為原位試驗的CPT 方法可直接、持續、便捷地在現場測試巖土層的工程特性，在海上勘察中得到了廣泛應用[4-5]。API 規范在2007 年引入了4 種基于CPT 的樁基承載力計算方法[6]，即簡化設計方法ICP-05、UWA-05、Fugro-05 和NGI-05[7-8]。需要說明的是這4 種方法主要針對砂土中的鋼管樁，對于黏土中的鋼管樁，尚無認可度較高的方法。Alm 等[9]基于CPT 測試結果，針對黏土和砂土分別提出了打樁過程中側摩阻力的計算方法； Van 等[10]提出了基于CPT 的黏土中側摩阻力的計算方法；Prendergast等[11]基于ICP-05 和Fugro-05 承載力計算方法，提出了砂土中側摩阻力計算方法。上述各種打樁過程中側摩阻力的計算方法均屬于半理論半經驗的方法。

由于樁基屬于隱蔽工程，尤其是海上樁基，環境荷載復雜，為確保樁基在使用過程中的安全可靠，樁基自身質量檢驗尤為重要[12]。受到海上試驗條件的限制，海上樁基檢測常采用高應變的方法。高應變動測是一種對單樁豎向承載力和樁身完整性進行判定的檢測方法。盡管高應變動力測試結果受到樁身性質、測試儀器、測試條件、測試人員業務素質等許多因素影響，但仍可以快速檢測樁基的完整性和承載力，適用條件寬泛[13-15]。近年來，高應變動測在海洋工程中得到廣泛應用，特別是高應變動測可以展開打樁全程監控，這為研究打樁過程中的側摩阻力變化提供了條件[16]。

本文基于某黏土、砂土土層交替出現場地（本文稱為互層土場地）的現場打樁全程動測數據，對互層土場地打樁過程中側摩阻力的變化規律進行分析，探討互層土場地打樁過程中側摩阻力的計算方法。

1 工程背景

某海上打樁場地，樁基采用大直徑鋼管樁。樁徑2 438 mm，樁體分為兩段，第1 段樁長65 m，第2 段樁長52 m，兩段樁長共計117 m，最終入泥深度87 m，采用MHU1200S 液壓錘進行安裝?，F場進行了鉆孔取樣及CPT 原位測試，CPT 現場測試結果見圖1。結合鉆孔取樣及CPT 的結果，得到現場的土層分布見表1。從表1 和圖1 可見，本場地土質條件比較特殊，黏土、粉土、砂土交替出現。在樁基貫入深度范圍內出現了20 個土層，大部分土層厚度小于5 m。

表1 土層分布及樁基設計參數Tab.1 Distribution of soil layers and pile design parameters

圖1 CPT 測試結果Fig.1 Results of CPT

對所取土樣進行室內試驗，同時結合CPT 的測試結果，得到各土層的樁基設計參數見表1。利用表1 的數據，根據API 規范推薦的方法[6]，計算得到現場樁基的單位樁端阻力和單位側摩阻力隨深度的分布見圖2。

圖2 樁基單位端阻和單位側摩阻力隨深度的分布Fig.2 Unit toe and unit shaft resistance of pile

由于場地存在密實砂土層，考慮到打樁過程中可能存在的風險，對其中1 根樁第2 段的貫入進行了全程高應變動態監測。第2 段樁基的貫入錘擊數共計3 624 擊，采集了其中950 擊的數據，每組數據對應1 組力波和速度波曲線，利用CAPWAP 軟件對采集數據進行分析。

2 互層土打樁過程中的樁側摩阻力

通過安裝在樁頂以下一定距離的力傳感器和加速度傳感器測得應力波信號，應用應力波理論得到不同貫入深度的樁側摩阻分布。假設樁為一維彈性桿，樁的一維波動方程為：

式中：u為截面x處的位移；x為樁截面的位置；c為應力波在樁內的傳播速度，c=，E為樁的彈性模量，ρ為鋼的密度；t為時間；R為反映土阻力的參數項。CAPWAP 計算程序中，土的計算模型采用Smith 模型，土體模型不僅包含靜阻力、彈性極限和阻尼系數，還包括土體再加載及卸載有關的參數[17]。通過行波理論求解波動方程，可獲得可靠度較高的樁基承載力，并區分樁側摩阻和樁端阻力[18]。

將現場實測的波形曲線輸入CAPWAP 程序中，利用實測曲線擬合法對計算值和實測值反復比較迭代，使計算結果與實測結果誤差滿足要求。每一組曲線可得到對應的樁側摩阻分布和樁端阻力，因此可以通過現場測試數據對打樁過程中的土阻力包括樁側摩阻力和樁端阻力的變化進行追蹤。圖3 為5 個不同貫入深度的樁基側摩阻力隨深度變化，以及樁單位側摩阻力沿深度的分布。由圖3（a）可見，樁的側摩阻力隨深度的增加而增加，但同一深度處的側摩阻力隨貫入深度的增加而降低。同時可以看到，當側摩阻力降低到一定數值后，其值基本保持不變。由圖3（b）可見，各土層的單位側摩阻力隨樁基貫入深度的增加也具有相同的趨勢。這與Alm 公式[9]中認為存在殘余樁基側摩阻力的結論一致。

圖3 樁體貫入不同深度時的側摩阻力Fig.3 Change of friction with penetration depth

由于進行了全程監測，通過分析每次錘擊的監測數據，可以得到不同樁基貫入深度時某固定位置所提供的單位側摩阻力（見圖4）。以31.0 m 為例，從圖4（a）可見，在貫入深度為31.0 m 時，單位側摩阻力約為27 kPa，為設計單位側摩阻力的40%；隨著貫入深度的增加，31.0 m 處的單位側摩阻力進一步降低，當貫入深度超過36.0 m 后，單位側摩阻力趨于一個定值，即Alm 方法[9]中的殘余樁側摩阻力，約為14 kPa，為設計承載力的20%。從單位側摩阻力的變化過程可見，打樁的影響主要集中在5 m 左右；超過5 m 后，即貫入深度超過36.0 m 的后續打樁，對31.0 m 處單位側摩阻力的影響不大。各位置單位側摩阻力的變化趨勢與31.0 m的情況基本一致，隨著貫入深度的增加，同類土體的殘余單位側摩阻力趨于一致，為12～14 kPa。

圖4 單位側摩阻力隨貫入深度的變化Fig.4 Change of unit friction with penetration depth

圖4（b）為深度35.0、52.4、66.1 和71.6 m 處（均位于細砂層，見表1）單位側摩阻隨貫入深度變化的關系?？梢?，這些位置單位側摩阻力的變化趨勢與粉質黏土層基本一致，隨著貫入深度的增加，同類土體的殘余單位側摩阻力趨于一致，約為20 kPa，這一數值遠低于該土層的設計單位側摩阻力（見圖2）。造成這一現象的原因，主要是因為本場地的土層分布。從表1 可見，深度超過30.0 m 后，砂土層和粉質黏土層交替出現，各類土的土層厚度為2～5 m，交替出現的土層降低了砂土層的排水性，使單位側摩阻力大幅下降。

3 互層土打樁過程中樁側摩阻力的計算方法

采用常用的Stevens 方法[2]和Alm 法[9]計算樁基單位側摩阻力，其中Stevens 法砂土層中的單位側摩阻力與API 規范的計算方法相同，不進行折減；黏土層中引入折減因子計算單位側摩阻力[2]：

式中：fdr為打樁過程中的單位側摩阻力；f為根據API 規范計算得到的單位側摩阻力；Fp為折減因子，Fp=0.5(fOCR)0.3，其中，fOCR為超固結比，對于正常固結黏土，fOCR=1，Stevens 折減因子為0.5。Alm 等提出打樁過程中單位樁側摩阻力fs與CPT 錐端阻力qc的關系[9]，

式中：fs為打樁過程中樁的單位側摩阻力；fsi為打樁前樁的單位側摩阻力；d為土層深度；p為樁端貫入該土層深度；k為衰減因數；fsres為打樁后的殘余單位樁側摩阻力，對于黏性土，其中，qc為錐端阻力；p′0為有效上覆土壓力；對于砂性土，fsres=0.2fsi。對于衰減因數k，其值與貫入深度有關，無論是黏土還是砂土，

采用上述兩種方法得到的打樁過程中單位側摩阻力見圖5。由圖5 可見，Alm 法在黏土層的計算結果與實測值吻合良好，但在砂土（粉土）層單位側摩阻力明顯偏大。Stevens 法無論在砂土還是黏土層，計算的單位側摩阻力均大于實測值。

圖5 單位側摩阻力計算值和實測值的比較Fig.5 Comparison between the measured and calculated unit frictions

根據本場地的實際情況，考慮到打樁過程的安裝效應，對于黏土中的單位側摩阻力，參考DNV 規范推薦的黏土中吸力錨安裝過程中側摩阻力的計算方法[19]，采用靈敏度St的倒數代替Fp計算中的(fOCR)0.3，即Fp=0.5(1/St)，靈敏度St=Su0/Sud，其中，Su0為原狀土的不排水強度；Sud為完全擾動土體不排水強度。黏土層的靈敏度可以利用CPT 測試數據進行計算[20]，St=Su/fs，Su為土體的不排水強度；fs為CPT 的側摩阻。Su的計算式為:Su=(qt?σv0)/Nkt，qt為修正的錐端阻力； σv0為上覆壓力；Nkt為參數，本文取20。根據CPT 獲得的靈敏度見圖6。

圖6 靈敏度隨深度的變化Fig.6 Change of sensitivity with depth

對于砂土（粉土）層，根據圖4 可見，在互層土場地，砂土（粉土）與黏土具有相同的衰減趨勢，因此選擇砂土（粉土）上一層的黏土土層的折減因子對砂土（粉土）層的單位側摩阻力進行折減。采用上述方法得到單位側摩阻力和實測值的比較見圖7。從圖7可見，兩者吻合良好。

圖7 本文方法與實測值的比較Fig.7 Comparison between the measured and calculated unit frictions with the proposed method

4 結 語

基于某互層土場地的CPT 測試及高應變全程監測數據，利用CAPWAP 對打樁過程中的側摩阻力進行分析研究，分析結果顯示：

（1）對于互層土場地，打樁過程中樁側摩阻力隨深度的增加而增加，但是同一深度處的側摩阻力隨著貫入深度的增加而降低，這一趨勢與常規場地相同。且無論是黏土、粉土，還是砂土，均存在殘余單位側摩阻力，這與Alm 的研究結果一致。

（2）互層土場地由于黏土、粉土、砂土層交替出現，且各土層的厚度大多為2～5 m，因此粉土層和砂土層的單位側摩阻力也表現出明顯的衰減。這一點與常規場地側摩阻力衰減主要出現在黏土層有明顯差異，且無論黏土層還是粉土、砂土層，單位側摩阻力降低至殘余單位側摩阻的貫入距離均約為5 m。超過5 m，樁的貫入對殘余側摩阻力的影響不大。

（3）對于本文的互層土場地，現有的針對砂土和粉土層單位側摩阻力計算方法得到的結果均偏大。這主要是因為現有計算方法中，對砂土和粉土層單位側摩阻力的折減因子低于黏土層?？紤]到互層土的特點，對常用的Stevens 方法進行了修正，即在計算打樁過程中的單位側摩阻力時，對于黏土層，引入靈敏度計算折減因子；對于砂土和粉土層，按照與其相鄰的上一層黏土的折減因子進行折減。采用該方法計算得到的打樁過程中的單位側摩阻力與實測值吻合良好。