徐 彬， 易神州， 張 昆， 趙蘇文

(1.中國(guó)電建集團(tuán)浙江華東建設(shè)工程有限公司，浙江 杭州 310004； 2.中國(guó)電建集團(tuán)華東勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，浙江 杭州 311122)

基于API規(guī)范的海上大直徑鋼管樁靜壓載試驗(yàn)分析?

徐 彬1,2， 易神州1,2， 張 昆1,2， 趙蘇文1,2

(1.中國(guó)電建集團(tuán)浙江華東建設(shè)工程有限公司，浙江 杭州 310004； 2.中國(guó)電建集團(tuán)華東勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，浙江 杭州 311122)

大直徑鋼管樁在海洋工程建設(shè)中的使用越來(lái)越廣泛。海上大直徑鋼管樁試樁周期長(zhǎng)、難度大，相關(guān)測(cè)試數(shù)據(jù)及研究成果較為少見(jiàn)。本文基于美國(guó)石油行業(yè)協(xié)會(huì)API規(guī)范，分析了某海上風(fēng)電大直徑鋼管樁靜壓載試驗(yàn)數(shù)據(jù)，研究了樁側(cè)阻力與樁端阻力隨壓荷載變化關(guān)系。結(jié)果表明，對(duì)于本文分析的海上大直徑鋼管樁，其土塞狀態(tài)一般為不完全閉塞，計(jì)算抗壓極限承載力時(shí)應(yīng)計(jì)入樁管內(nèi)側(cè)摩阻力；樁側(cè)摩阻力隨壓荷載增大而逐漸發(fā)揮，相同荷載作用下，無(wú)黏性土地層側(cè)摩阻力發(fā)揮程度較黏性土高；樁端土體破壞分為彈性變形與塑性變形兩個(gè)階段，兩階段端阻發(fā)揮程度分別可達(dá)約50%和80%，當(dāng)樁端產(chǎn)生0.05d位移時(shí)，樁體達(dá)到極限平衡狀態(tài)。

大直徑；鋼管樁；靜載試驗(yàn)；樁基工程

隨著國(guó)家穩(wěn)步推進(jìn)實(shí)施“海洋強(qiáng)國(guó)”戰(zhàn)略，近年來(lái)中國(guó)對(duì)海洋資源、能源的開(kāi)發(fā)利用進(jìn)程逐年加快，一大批海洋工程建設(shè)項(xiàng)目陸續(xù)上馬。鋼管樁因其良好的抗彎能力、較高的單樁承載力及相對(duì)簡(jiǎn)便的沉樁工藝越來(lái)越廣泛地應(yīng)用于涉海工程建設(shè)。特別是在海上風(fēng)電場(chǎng)項(xiàng)目中，鋼管樁單樁基礎(chǔ)的使用率在50%以上[1]。目前海上風(fēng)電場(chǎng)建設(shè)正由近海淺水區(qū)向近海深水區(qū)發(fā)展，隨著風(fēng)機(jī)單機(jī)容量及建設(shè)水深的增大，海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)單樁基礎(chǔ)直徑已達(dá)7 m量級(jí)[2]，且有繼續(xù)上升之勢(shì)。工程上亟需開(kāi)展大直徑鋼管樁豎向承載特性方面的研究工作。

自1990年代至本世紀(jì)初，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者在荷載傳遞規(guī)律、土塞效應(yīng)系數(shù)、樁土相互作用機(jī)理等方面對(duì)小直徑鋼管樁承載特性開(kāi)展了大量的理論與試驗(yàn)研究工作，取得了豐富而有益的研究成果[3-10]。近10年來(lái)，隨著大直徑鋼管樁在涉海工程建設(shè)中的應(yīng)用越來(lái)越廣泛，一些學(xué)者針對(duì)大直徑鋼管樁的承載機(jī)理與特性進(jìn)行了探究[11-15],但迄今尚未形成相對(duì)成熟的樁基設(shè)計(jì)計(jì)算方法，對(duì)大直徑鋼管樁豎向承載特性的認(rèn)識(shí)仍不充分。另外，由于海上大直徑鋼管樁試樁靜載試驗(yàn)成本高、周期長(zhǎng)、難度大，現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試資料較為匱乏，基于海上試樁靜載試驗(yàn)的研究成果鮮有報(bào)道。

本文采用某海上風(fēng)電項(xiàng)目大直徑鋼管樁基樁壓載試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)，基于API規(guī)范(美國(guó)石油學(xué)會(huì)API RP 2A：2000，Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms—Working Stress Design)，在樁側(cè)阻力發(fā)揮過(guò)程及其與樁土位移之間的關(guān)系、樁端阻力隨荷載及位移變化規(guī)律和極限抗壓承載力估算方法方面，分析了大直徑鋼管樁豎向承載特性，得出了一些有價(jià)值的結(jié)論，為今后深入開(kāi)展海洋大直徑鋼管樁豎向承載性狀研究提供了有益參考。

1 工程概況

1.1 海上試樁靜載試驗(yàn)

依托海上風(fēng)電項(xiàng)目，2013年開(kāi)始在江浙等地陸續(xù)完成了多個(gè)海上大直徑鋼管樁基樁靜載測(cè)試，獲取了非常寶貴的現(xiàn)場(chǎng)靜壓載試驗(yàn)資料。本文選取其中2個(gè)較為典型的試樁數(shù)據(jù)進(jìn)行整理分析，其中試樁1場(chǎng)地地基土層分布相對(duì)簡(jiǎn)單，且試樁加載至破壞，所測(cè)得數(shù)據(jù)用于下文2.2、2.3節(jié)研究分析；試樁2樁基直徑較大，而試樁未加載至破壞，所測(cè)得數(shù)據(jù)用于下文2.4節(jié)研究分析。各試樁編號(hào)、樁體類(lèi)型、樁外徑、入泥深度、極限抗壓承載力測(cè)試值等情況如表1所示。

表1 試樁情況及結(jié)果

圖1為海上大直徑鋼管樁試樁靜載試驗(yàn)平面布置示意圖，一般由2根試驗(yàn)樁(見(jiàn)圖1中所示S1、S2)、6根錨樁(M1-M6)、及2根基準(zhǔn)樁(J1、J2)組成。

圖1 試樁樁位平面布置示意圖Fig.1 The floor plane of pile test

1.2 場(chǎng)區(qū)基本工程地質(zhì)條件

根據(jù)工程地質(zhì)勘察資料，試樁1場(chǎng)區(qū)勘探深度范圍內(nèi)均為第四系濱海相、海陸交互相粉砂及黏性土，地基土體主要物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)如表2所示。

2 海上試樁靜載試驗(yàn)分析

2.1 鋼管樁豎向抗壓承載機(jī)理

一般認(rèn)為，樁的豎向極限抗壓承載力(Qt)由兩部分組成，一是側(cè)摩阻力(Qs)，二是端阻力(Qd)。對(duì)于開(kāi)口鋼管樁，由于樁內(nèi)土塞的存在，樁土之間有著復(fù)雜的相互作用，需考慮樁內(nèi)土塞發(fā)揮的端承載力Qdq或內(nèi)摩阻力Qsi，對(duì)Qt的計(jì)算較為復(fù)雜。

圖2給出了開(kāi)口鋼管樁樁土相互作用關(guān)系和樁端土塞薄片受力情況簡(jiǎn)圖。對(duì)樁端土塞薄片的受力情況進(jìn)行分析后可看出，在樁貫入過(guò)程中，當(dāng)樁內(nèi)土塞內(nèi)摩阻力Qsi與土塞有效重力的合力大于樁端土塞下方土體極限承載能力時(shí)，樁端土塞下方土體不會(huì)進(jìn)入樁內(nèi)，土塞完全閉塞，樁豎向極限抗壓承載力Qt的計(jì)算公式[2]為

表2 地基土主要物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)

Qt=Qso+Qdw+Qdq-Wp。

(1)

反之，土塞不完全閉塞，樁豎向極限抗壓承載力Qt的計(jì)算公式為

Qt=Qso+Qdw+Qsi。

(2)

式(1)、(2)中：Qso—極限外摩阻力(kN)；Qdw—樁端環(huán)面積As上的極限端阻力(kN)；Qdq—樁端內(nèi)圓面積Aq上的極限端阻力(kN)；Wp—樁內(nèi)土體有效重力(kN)。

從式(1)和式(2)的組成來(lái)看，可將式右端分為兩部分，前半部分為Qso+Qdw，即計(jì)算極限外摩阻力和環(huán)底極限端阻力，這部分與土塞的作用方式、影響大小無(wú)關(guān)；后半部分則是按土塞的閉塞狀態(tài)不同分別計(jì)算土塞極限內(nèi)摩阻力或土塞極限端阻力。

圖2 樁土相互作用及樁端土塞受力分析Fig.2 The interaction between pile and soil and mechanics analysis of soil plug

對(duì)于海上大直徑鋼管樁，由于現(xiàn)場(chǎng)試樁測(cè)得的樁管內(nèi)外泥面高差不大，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，可認(rèn)為樁端土塞狀態(tài)為不完全閉塞，對(duì)其抗壓極限承載力的計(jì)算應(yīng)考慮樁管內(nèi)側(cè)摩阻力的影響。

2.2 樁側(cè)阻力發(fā)揮過(guò)程分析

根據(jù)API規(guī)范給出的典型的樁的軸向荷載—位移傳遞曲線(t-zs曲線，見(jiàn)表3)以及由試樁試驗(yàn)數(shù)據(jù)推算的樁土相對(duì)位移zs(mm)、黏性土地層z/d值(d為樁外徑， mm)，得到各級(jí)壓荷載下試樁樁側(cè)摩阻力發(fā)揮情況，見(jiàn)圖3。

表3 樁軸向荷載—位移傳遞曲線(t-zs)Table 3 The pattern of t-zs curve

注：表中tmax—極限樁側(cè)阻力/kPa。

Note：tmax—ultimate side resistance of pile/kPa.

圖3 各級(jí)壓荷載下樁側(cè)阻力摩阻力發(fā)揮情況Fig.3 Curves of pile lateral friction resistance and pressure load

從圖3可見(jiàn)，試樁1各土層中樁側(cè)摩阻力隨壓荷載增大而逐漸發(fā)揮。同級(jí)壓荷載下，砂土地層(地層編號(hào)④、⑦-1、⑧-2、⑨)中樁側(cè)摩阻力較黏性土地層(地層編號(hào)①-2、②、③-2、⑤、⑦-2)發(fā)揮迅速，且達(dá)到極值完后不發(fā)生衰減，而黏性土地層中樁側(cè)摩阻力完全發(fā)揮后發(fā)生衰減，即為界面的應(yīng)變軟化現(xiàn)象，如③-2層粉質(zhì)黏土在32 800 kN壓荷載作用下，其上部(約-5～-8 m高程段)樁側(cè)摩阻力已完全發(fā)揮并衰減至最大側(cè)摩阻力的95%左右。各土層中樁側(cè)阻力的發(fā)揮遵循“由上至下、由淺入深”的規(guī)律。對(duì)圖3中各土層不同深度處t/tmax值加權(quán)平均后，得到各土層在各級(jí)壓荷載下樁側(cè)摩阻力發(fā)揮程度平均值，見(jiàn)表4。

表4 樁側(cè)阻力發(fā)揮程度平均值

從表3可見(jiàn)，試樁各土層中樁側(cè)摩阻力隨壓荷載增大而逐漸發(fā)揮，當(dāng)壓荷載達(dá)到20 500 kN時(shí)，砂土地層中樁側(cè)摩阻力已完全發(fā)揮，且不隨荷載增大而衰減，此時(shí)黏性土中樁側(cè)摩阻力約發(fā)揮40%；當(dāng)壓荷載達(dá)到32 800 kN時(shí)，黏性土地層中樁側(cè)摩阻力已發(fā)揮約80%～100%，且其局部已發(fā)生應(yīng)變軟化現(xiàn)象；當(dāng)壓荷載加至34 850 kN時(shí)，樁側(cè)摩阻力在各地層中均已完全發(fā)揮，并在黏性土地層中發(fā)生衰減(衰減程度約為90%)。

2.3 樁端阻力隨位移變化規(guī)律分析

根據(jù)試樁試驗(yàn)測(cè)得的每級(jí)壓荷載下樁端產(chǎn)生的位移zq，得到zq與樁徑d的比值，根據(jù)API規(guī)范建議的樁端荷載-位移曲線(Q-zq曲線)，得到試樁樁端阻力隨壓荷載發(fā)揮情況(見(jiàn)表5)。

表5 樁端阻力發(fā)揮情況

Note：①Axial compressive load；②Pile tip displacementzq；③Evolution state of pile tip resistance

從表5中可見(jiàn)，隨著壓荷載的不斷增加，樁端位移不斷加大，在前5級(jí)荷載作用下樁端位移增幅較小，且基本為線性變化，此階段可認(rèn)為樁端土體尚處于彈性變形階段，此時(shí)端阻發(fā)揮程度約為50%；之后隨著壓荷載的繼續(xù)增大，樁端位移由28.32 mm增至50.43 mm，且增幅逐步加劇，此階段可認(rèn)為樁端土體達(dá)到塑形變形階段，此時(shí)端阻發(fā)揮程度約為60%；至壓荷載為32 800 kN時(shí)，樁端位移迅速增加，達(dá)106.51 mm，此階段可認(rèn)為樁尖發(fā)生刺入破壞，此時(shí)端阻發(fā)揮程度約為80%，對(duì)應(yīng)z/d值約為0.05，即可認(rèn)為當(dāng)樁端產(chǎn)生0.05d位移時(shí)，大直徑鋼管樁達(dá)到靜力極限平衡狀態(tài)。

2.4 極限抗壓承載力估算

由于樁徑的增加，加之海上風(fēng)電工程基樁埋置較深，大直徑鋼管樁的極限抗壓承載力量級(jí)較大，受試驗(yàn)反力系統(tǒng)及海上施工作業(yè)條件限制，使得海上基樁靜壓載試驗(yàn)有時(shí)無(wú)法測(cè)得樁的極限抗壓承載力。運(yùn)用API規(guī)范中建議的t-zs、Q-zq曲線分析模式，可以估算大直徑鋼管樁豎向抗壓極限承載力。

某海上風(fēng)電試樁靜載試驗(yàn)項(xiàng)目(對(duì)應(yīng)表1中試樁2)，試樁樁徑2.8 m，樁體入土深度72.5 m，壓荷載至50 000 kN時(shí)樁頂未發(fā)生明顯下降位移，而此時(shí)壓荷載已達(dá)試驗(yàn)反力架極限，故終止壓載測(cè)試。根據(jù)試樁測(cè)得的樁身應(yīng)變和位移數(shù)據(jù)，可推求出樁身任一截面處的局部位移z、樁側(cè)阻力t和樁端阻力Q，則可通過(guò)調(diào)整極限樁側(cè)阻力tmax、極限樁端阻力Qp的大小對(duì)試樁的t-zs曲線、Q-zq曲線進(jìn)行擬合，然后利用擬合得到的tmax值、Qp值即可估算試樁2極限抗壓承載力。圖4、圖5分別為試樁t-zs曲線、Q-zq曲線擬合結(jié)果。

圖4 t-zs曲線擬合結(jié)果Fig.4 The results of t-zs curve fitting

圖5 Q-zq曲線擬合結(jié)果Fig.5 The results of Q-zq curve fitting

按上述擬合得到的各土層tmax值、環(huán)端阻Qp值，對(duì)試樁豎向極限抗壓承載力進(jìn)行推算，結(jié)果見(jiàn)表6。

3 結(jié)論

本文基于海上大直徑鋼管樁靜壓載試驗(yàn)數(shù)據(jù)，使用API規(guī)范中建議的軸向荷載-位移曲線模式，分析研究了大直徑鋼管樁豎向承載機(jī)理、樁側(cè)阻力發(fā)揮過(guò)程及其與樁土位移之間的關(guān)系、樁端阻力隨荷載及位移變化關(guān)系、極限抗壓承載力估算方法。結(jié)果表明：

(1)對(duì)于本文分析的海上大直徑鋼管樁，其土塞狀態(tài)一般為不完全閉塞，計(jì)算抗壓極限承載力時(shí)應(yīng)計(jì)入樁管內(nèi)側(cè)摩阻力。

表6 極限抗壓承載力估算結(jié)果

Note：①Column；②Layer No.；③Layer thichness；④Lateral surface area of pile；⑤Ultimate side resistance of pile；⑥Ultimate compressive capacity

(2)樁側(cè)摩阻力隨壓荷載增大而逐漸發(fā)揮，遵循“由上至下、由淺入深”的規(guī)律，砂土地層中樁側(cè)摩阻力較黏性土大。黏性土樁側(cè)摩阻力在達(dá)到峰值后發(fā)生衰減，衰減幅度約為10%。

(3)在樁端土體彈性變形階段，端阻發(fā)揮程度約為50%；在樁端土體塑形變形階段，端阻發(fā)揮程度約為80%。當(dāng)樁端產(chǎn)生0.05d位移時(shí)，大直徑鋼管樁達(dá)到靜力極限平衡狀態(tài)。

(4)API規(guī)范中建議的荷載-位移曲線可用來(lái)估算大直徑鋼管樁豎向極限抗壓承載力。

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Abstract： The use of large diameter steel pipe piles in the construction of ocean engineering is more and more widely, but the related research is less. This Paper analyze field test data of Offshore Large Diameter Steel Pipe Pile, and study the change rule of load and displacement curve, based on API cod. The results shows that the soil plug effect during pile driving has an important influence on the evaluation of driving resistance and bearing capacity， and pile side friction increases with load gradually, under the same load, cohesionless soil layer has a higher degree of side friction than cohesive soil, and the degree of end resistance up to about 50% and 80% respectively for elastic deformation stage and plastic deformation stage.

Key words： large diameter; steel pipe pile; soil plug effect; vertical bearing capacity; pile foundation engineering

責(zé)任編輯 徐 環(huán)

Field Test Research on Horizontal Bearing Performance of Offshore Large Diameter Steel Pipe Pile Based on API Criterion

XU Bin1,2， YI Shen-Zhou1,2， ZHANG Kun1,2， ZHAO Su-Wen1,2

(1. Power China Zhejiang Huadong Construction Engineering Corporation Limited, Hangzhou 310004, China； 2. Power China Huadong Engineering Corporation Limited, Hangzhou 311122, China)

TU473.1

A

1672-5174(2017)10-134-07

10.16441/j.cnki.hdxb.20160462

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中國(guó)華能集團(tuán)公司總部科技項(xiàng)目海上風(fēng)電場(chǎng)工程建設(shè)關(guān)鍵技術(shù)研究與應(yīng)用(HNKJ16-H25-01)資助 Supported by China Huaneng Headquarters Technology Project Offshore Wind Farm Construction Key Technology-Research and Application(HNKJ16-H25-01)

2017-05-04；

2017-07-03

徐 彬(1980-)，男，高級(jí)工程師。E-mail:xu_b3@ecidi.com