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(xué) 建工學(xué)院，天津 300072)

隨著海洋工程的快速發(fā)展，鋼管樁得到越來越普遍的應(yīng)用。受到現(xiàn)場土質(zhì)、海洋環(huán)境等因素影響，海上樁基的設(shè)計和安裝變得越來越具挑戰(zhàn)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(jié)果具有重要影響。打樁過程中的土阻力由樁側(cè)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(shù)值往往小于樁基的設(shè)計承載力[1]。常用的側(cè)摩阻力計算方法主要有兩類，一類基于樁基設(shè)計參數(shù)，一類基于CPT 測試結(jié)果?；跇痘O(shè)計參數(shù)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(dāng)土塞不閉塞時，在管壁內(nèi)、外兩側(cè)都會產(chǎn)生側(cè)摩阻力，而在樁端，端阻只作用于樁端環(huán)狀面積上；當(dāng)土塞發(fā)生閉塞時，側(cè)摩阻力只發(fā)生在管樁外側(cè)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(cè)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(cè)摩阻力與API（美國石油學(xué)會）規(guī)范的計算方法相同，不進行折減，而在黏土層中連續(xù)打樁時，土阻力遠(yuǎn)小于靜承載力，需引入折減因子計算打樁中的側(cè)摩阻力。

近年來，采用靜力觸探試驗（Cone Penetration Test， CPT）測試數(shù)據(jù)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(xù)、便捷地在現(xiàn)場測試巖土層的工程特性，在海上勘察中得到了廣泛應(yīng)用[4-5]。API 規(guī)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(shè)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(rèn)可度較高的方法。Alm 等[9]基于CPT 測試結(jié)果，針對黏土和砂土分別提出了打樁過程中側(cè)摩阻力的計算方法； Van 等[10]提出了基于CPT 的黏土中側(cè)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(cè)摩阻力計算方法。上述各種打樁過程中側(cè)摩阻力的計算方法均屬于半理論半經(jīng)驗的方法。

由于樁基屬于隱蔽工程，尤其是海上樁基，環(huán)境荷載復(fù)雜，為確保樁基在使用過程中的安全可靠，樁基自身質(zhì)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(yīng)變的方法。高應(yīng)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(yīng)變動力測試結(jié)果受到樁身性質(zhì)、測試儀器、測試條件、測試人員業(yè)務(wù)素質(zhì)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(yīng)變動測在海洋工程中得到廣泛應(yīng)用，特別是高應(yīng)變動測可以展開打樁全程監(jiān)控，這為研究打樁過程中的側(cè)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(xiàn)場地（本文稱為互層土場地）的現(xiàn)場打樁全程動測數(shù)據(jù)，對互層土場地打樁過程中側(cè)摩阻力的變化規(guī)律進行分析，探討互層土場地打樁過程中側(cè)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。現(xiàn)場進行了鉆孔取樣及CPT 原位測試，CPT 現(xiàn)場測試結(jié)果見圖1。結(jié)合鉆孔取樣及CPT 的結(jié)果，得到現(xiàn)場的土層分布見表1。從表1 和圖1 可見，本場地土質(zhì)條件比較特殊，黏土、粉土、砂土交替出現(xiàn)。在樁基貫入深度范圍內(nèi)出現(xiàn)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(shè)計參數(shù)Tab.1 Distribution of soil layers and pile design parameters

圖1 CPT 測試結(jié)果Fig.1 Results of CPT

對所取土樣進行室內(nèi)試驗，同時結(jié)合CPT 的測試結(jié)果，得到各土層的樁基設(shè)計參數(shù)見表1。利用表1 的數(shù)據(jù)，根據(jù)API 規(guī)范推薦的方法[6]，計算得到現(xiàn)場樁基的單位樁端阻力和單位側(cè)摩阻力隨深度的分布見圖2。

圖2 樁基單位端阻和單位側(cè)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(fēng)險，對其中1 根樁第2 段的貫入進行了全程高應(yīng)變動態(tài)監(jiān)測。第2 段樁基的貫入錘擊數(shù)共計3 624 擊，采集了其中950 擊的數(shù)據(jù)，每組數(shù)據(jù)對應(yīng)1 組力波和速度波曲線，利用CAPWAP 軟件對采集數(shù)據(jù)進行分析。

2 互層土打樁過程中的樁側(cè)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(yīng)力波信號，應(yīng)用應(yīng)力波理論得到不同貫入深度的樁側(cè)摩阻分布。假設(shè)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(yīng)力波在樁內(nèi)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(shù)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(shù)，還包括土體再加載及卸載有關(guān)的參數(shù)[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(qū)分樁側(cè)摩阻和樁端阻力[18]。

將現(xiàn)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(fù)比較迭代，使計算結(jié)果與實測結(jié)果誤差滿足要求。每一組曲線可得到對應(yīng)的樁側(cè)摩阻分布和樁端阻力，因此可以通過現(xiàn)場測試數(shù)據(jù)對打樁過程中的土阻力包括樁側(cè)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(cè)摩阻力隨深度變化，以及樁單位側(cè)摩阻力沿深度的分布。由圖3（a）可見，樁的側(cè)摩阻力隨深度的增加而增加，但同一深度處的側(cè)摩阻力隨貫入深度的增加而降低。同時可以看到，當(dāng)側(cè)摩阻力降低到一定數(shù)值后，其值基本保持不變。由圖3（b）可見，各土層的單位側(cè)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(rèn)為存在殘余樁基側(cè)摩阻力的結(jié)論一致。

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

由于進行了全程監(jiān)測，通過分析每次錘擊的監(jiān)測數(shù)據(jù)，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(cè)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(cè)摩阻力約為27 kPa，為設(shè)計單位側(cè)摩阻力的40%；隨著貫入深度的增加，31.0 m 處的單位側(cè)摩阻力進一步降低，當(dāng)貫入深度超過36.0 m 后，單位側(cè)摩阻力趨于一個定值，即Alm 方法[9]中的殘余樁側(cè)摩阻力，約為14 kPa，為設(shè)計承載力的20%。從單位側(cè)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(xù)打樁，對31.0 m 處單位側(cè)摩阻力的影響不大。各位置單位側(cè)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(cè)摩阻力趨于一致，為12～14 kPa。

圖4 單位側(cè)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(xì)砂層，見表1）單位側(cè)摩阻隨貫入深度變化的關(guān)系。可見，這些位置單位側(cè)摩阻力的變化趨勢與粉質(zhì)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(cè)摩阻力趨于一致，約為20 kPa，這一數(shù)值遠(yuǎn)低于該土層的設(shè)計單位側(cè)摩阻力（見圖2）。造成這一現(xiàn)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(zhì)黏土層交替出現(xiàn)，各類土的土層厚度為2～5 m，交替出現(xiàn)的土層降低了砂土層的排水性，使單位側(cè)摩阻力大幅下降。

3 互層土打樁過程中樁側(cè)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(cè)摩阻力，其中Stevens 法砂土層中的單位側(cè)摩阻力與API 規(guī)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(cè)摩阻力[2]：

式中：fdr為打樁過程中的單位側(cè)摩阻力；f為根據(jù)API 規(guī)范計算得到的單位側(cè)摩阻力；Fp為折減因子，F(xiàn)p=0.5(fOCR)0.3，其中，fOCR為超固結(jié)比，對于正常固結(jié)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(cè)摩阻力fs與CPT 錐端阻力qc的關(guān)系[9]，

式中：fs為打樁過程中樁的單位側(cè)摩阻力；fsi為打樁前樁的單位側(cè)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(shù)；fsres為打樁后的殘余單位樁側(cè)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(shù)k，其值與貫入深度有關(guān)，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(cè)摩阻力見圖5。由圖5 可見，Alm 法在黏土層的計算結(jié)果與實測值吻合良好，但在砂土（粉土）層單位側(cè)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(cè)摩阻力均大于實測值。

圖5 單位側(cè)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(jù)本場地的實際情況，考慮到打樁過程的安裝效應(yīng)，對于黏土中的單位側(cè)摩阻力，參考DNV 規(guī)范推薦的黏土中吸力錨安裝過程中側(cè)摩阻力的計算方法[19]，采用靈敏度St的倒數(shù)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(shù)據(jù)進行計算[20]，St=Su/fs，Su為土體的不排水強度；fs為CPT 的側(cè)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(shù)，本文取20。根據(jù)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(jù)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(cè)摩阻力進行折減。采用上述方法得到單位側(cè)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(jié) 語

基于某互層土場地的CPT 測試及高應(yīng)變?nèi)瘫O(jiān)測數(shù)據(jù)，利用CAPWAP 對打樁過程中的側(cè)摩阻力進行分析研究，分析結(jié)果顯示：

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

（2）互層土場地由于黏土、粉土、砂土層交替出現(xiàn)，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(cè)摩阻力也表現(xiàn)出明顯的衰減。這一點與常規(guī)場地側(cè)摩阻力衰減主要出現(xiàn)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(cè)摩阻力降低至殘余單位側(cè)摩阻的貫入距離均約為5 m。超過5 m，樁的貫入對殘余側(cè)摩阻力的影響不大。

（3）對于本文的互層土場地，現(xiàn)有的針對砂土和粉土層單位側(cè)摩阻力計算方法得到的結(jié)果均偏大。這主要是因為現(xiàn)有計算方法中，對砂土和粉土層單位側(cè)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(cè)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(cè)摩阻力與實測值吻合良好。