大直径超长管桩打桩过程中土塞性状研究

李 飒，尹蒋松，贾志远，张树德，康思伟，孙振平

(1. 天津大学 建工学院岩土所，天津 300350；2. 中海油上海分公司，上海 200032)

大直径超长管桩打桩过程中土塞性状研究

李 飒1，尹蒋松1，贾志远1，张树德2，康思伟2，孙振平2

(1. 天津大学 建工学院岩土所，天津 300350；2. 中海油上海分公司，上海 200032)

大直径超长桩的可打入分析是海洋平台打桩施工顺利进行的重要保障，土塞是否闭合的判断对于桩基可打入性分析具有较大的影响，因此，合理准确的土塞判断结果对提高桩的可打入分析的准确性具有重要的意义。以现场静力触探(CPTU)试验数据为依据，采用孔扩张理论推导了基于CPTU测试结果的桩端土的极限承载力计算公式；在求解桩端土体承载力时考虑了管桩与土体的刚度差异，同时考虑到打桩过程中的土体扰动。采用Randolph推荐的方法得到了土塞阻力，将两者进行比较，进而判断土塞的状态。通过实际工程的实测数据，对各个土层的土塞状况进行了判别，并根据判别情况采用波动方程的方法对桩基的可打入性进行了分析，将预测结果和现场的打桩记录进行了比较。计算结果显示，提出的方法与实测结果更为接近，有效地提高了桩的可打入性的预测精度。

土塞；静力触探；大直径超长桩；可打入分析；极限承载力

Abstract: Open-ended pipe piles are often used in offshore engineering. The drivability of large diameter and deep penetration piles is an important problem that many people are concerned with in practice, and is related to the response of the soil plug inside a pipe pile during pile driving. In this paper, firstly, the results of cone penetration test (CPTU) is used to evaluate the bearing capacity of soil based on cavity expansion theory. Secondly, the frictional capacity of soil plug is calculated by the method proposed by Randolph. Finally, the soil bearing capacity is compared with plug capacity to decide whether the soil plug formed inside the piles is plugged or unplugged. According to the data from filed measurement, the soil plug state is evaluated by this method. The results show that it is in accordance with the actual situation.

Keywords: soil plug; CPTU; large diameter and deep penetration pile; pile drivability; ultimate bearing capacity

随着海洋资源向深海的开发，大直径超长管桩越来越多地投入使用之中。对于大直径超长桩的定义，在《JGJ 94-2008 建筑桩基技术规范》[1]中将直径大于800 mm的桩定义为大直径桩，至于超长桩，目前还未有明确的定义，有的以入泥深度(50 m、60 m)判别，有的以长细比(>60)判别[2-3]。在开口桩打入过程中，土体大量涌入桩管内，形成土塞。打桩过程中土塞性状(打桩过程中土塞是否发生了闭合)对于桩的可打入分析影响非常大，对于土塞是否闭合的不同判断可能会得到打桩顺利和拒锤两种截然相反的结果。可见，研究土塞性状对于桩的可打入性分析具有重要的影响[4-5]。

20世纪60年代，国内外便已经开始了研究土塞效应对于桩的可打入性的影响。KISHIDA最先通过监测不同直径中管桩的土塞性状，并与标准贯入试验结果相对比提出，与在黏土层和粉土层中相比，在砂土层中由于土塞的存在，土阻力有显著的增加[6]。Paik等[7]、Lehane等[8]、Bruce等[9]指出土塞长度、土塞增量填充率IFR可作为评价土塞性状的指标，而IFR与砂土密实度相关。李乐铭等[10]提出小直径钢管桩(<600 mm)由于闭塞效应强可看做闭口桩。但是对于大直径开口钢管桩只在桩端存在明显的土塞效应，且钢管桩内的侧摩阻一般相当于外摩阻的30%～50%。宰金璋等[11]总结出土塞长度的影响因素主要有土性，桩径和打桩深度等，且桩径越大，桩内土塞高度越高。Henke等[12]研究了在静压、冲击、振动3种打桩方式下土塞机制，发现与冲击桩和振动桩相比，静压桩形成土塞的可能性更大。总之，现有研究表明，影响土塞性状的因素主要包括，土性，桩基的几何特征，成桩方法等诸多因素[13]。

目前常用的判断打桩过程中土塞是否闭合的方法分为两类：一类是基于内部剪切波的判断方法，Dean等[14]提出轴向压力波在开口桩中沿钢管桩桩壁传递并且在传递至含有内部土的区域产生了径向的剪切波，以此提出在硬土中的桩-土相互作用关系。另一类是基于土塞端阻力和惯性力的方法。这一类方法又分为两种情况，一种是动力条件即考虑打桩过程中惯性力的作用，Stevens[15]通过引入惯性力提出在动态情况下依据静力平衡分析判断土塞产生可能性的方法；另一种情况是静力条件即基于静力平衡分析桩的土塞性状判断方法，主要有山原法、田岛法、小泉法、闫澍旺法等[16-17]。由于目前各种方法的准确性都有其局限性，导致现场人员需要根据当地工程经验对现场情况进行判断，因此对海上项目造成了一定的影响。

随着海上测试技术的提高，静力触探方法(CPTU)被广泛应用于海洋工程地质勘查。CPTU方法是一种原位测试方法，与传统的采用某一参数描述整个土层的性质相比，CPTU方法的精度大大提高。同时其测试过程自动化程度高、对土体扰动小、再现性好，重复性误差小[18]。测试结果具有非常广阔的应用前景，目前已经被应用于桩基承载力计算，砂土液化判别等多个领域。鉴于CPTU方法的以上种种优点，基于CPTU的测试结果，采用孔扩张理论，对土塞的判别方法进行了探讨。

1 目前常用的土塞判断方法

图1 管桩内土塞受力情况Fig. 1 Illustration of vertical forces acting on the soil plug

关于土塞闭塞效应的理论判断方法目前主要基于静力平衡法，也就是不考虑惯性力。其中比较常用的有山原法[16]以及改进的静力平衡法[17]。基本原理都是以管桩内的土塞作为受力分析对象，通过计算土塞与管壁的总内摩阻力F以及土塞自重G两者相加形成的土塞阻力P，再与桩端土体的极限承载力Q进行对比，如图1所示。即：

若P(F+G)≥Q形成土塞；PF+G

用于计算土塞阻力P的方法目前常用的是山原法，山原法提出如果管桩所穿越的土层为成层状土时，则管内土芯一般也是成层状的， 若第n层为砂类土时，则

若第n层为黏性土时，则

式中：pxn，pxn-1分别为第n层和第n-1层的垂直压应力，kPa；γn为第n层土的容重，kN/m3；μn为砂土与管壁的摩擦系数；A0为管内横截面积，m2；Kn为第n层土的侧向压力系数；U为管内周长，m；xn-1，xn分别为土塞中自土塞顶面到第n土层上、下层面的距离；cn为第n层土的黏着力，kN/m2。

当土塞闭塞率(PLR)为1时，土塞阻力P=pxnA0。用于计算Q的方法，目前常采用的是太沙基或梅耶霍夫承载力公式。其中，太沙基认为圆形墩式深基础底部的极限承载力表达式[18]：

式中：c为土的黏聚力，γ'为基底以上土的容重，D为基础的埋深即打桩深度z，R为圆形基础的半径即管桩外半径，Nc、Nq、Nγ为仅与内摩擦角φ相关的承载力系数，可通过查表得到。则桩端土体极限承载力为Q=quA。

2 土塞判别方法的改进

不考虑惯性力的静力平衡分析法关键在于合理确定土塞阻力P以及土体承载力Q，关于管桩土塞阻力P的计算这里采用Randolph等提出的方法，而土体承载力Q的计算将采用CPTU的测试结果确定。

2.1土体承载力的计算方法

管桩桩端土体极限承载力Q的计算根据CPTU的测试结果确定。太沙基的方法在进行计算时，选用的是土层参数，而每个土层的土体参数只有一个。CPTU方法计算时采用的是计算点处的参数，这也是CPTU方法的优势所在，即可以对土体进行更加准确的评估。在这里，采用孔扩张理论求解桩端土体极限承载力问题。计算简图如2所示，图中竖向压力下桩端土体的球型小孔周围形成了塑性区，塑性区外则是弹性区。

图2 球孔扩张及探头受力示意Fig. 2 Spherical cavity expansion & proposed stresses acting on cone

球孔扩张的应力平衡方程为：

在砂土中由摩尔-库伦屈服条件，有σr-σθ=σr+σθsinφ。

结合式(4)和摩尔-库伦屈服条件以及边界条件σrr=Ru=pu可得到

式中：σr，σθ为径向应力与环向应力，r为任一点到孔中心的距离，φ为土的内摩擦角，Ru为塑性区半径，pu为极限扩孔压力。

在球形扩孔外围的塑性区，有

式中：σ0为八面体正应力，且有边界条件σ0r=Rp=p0。结合式(5)、式(6)以及摩尔-库伦屈服条件可得到

由式(8)和式(9)可以看出，Δ和Irr的数值对于相同的土体和初始应力场是不变的。因此是可以将圆锥动力触探试验在贯入过程类比为单桩打入土体过程中桩端球孔半径从零增大至管桩或探头的半径。根据破坏时桩靴和探头上力的平衡可以得到

桩端：

探头：

式中：σn即为极限扩孔压力pu，qt为修正的锥尖阻力，qb为桩端的承载力。

式中：qc，u为测量的锥尖阻力和孔压；η为探头面积修正系数，在海洋CPTU中，采用的探头η=0.75。

结合式(10)、(11)以及简图2，通过竖向受力分析可以得到以下关系式：

由此可以看到，当桩尺寸、探头规格明确后，桩端土体极限承载力承载力和土体的摩擦角有关。上式可以写成如下形式

确定上述A值，目前我国使用的海洋CPTU探头规格，即探头顶角α=60°、圆锥底面积为10 cm2、侧壁摩擦筒表面积为150 cm2的探头。可得，

对于开口管桩而言，桩端受力面积由内部土塞圆与外部钢桩圆环两部分组成。由于两者的刚度存在明显的差异，所以在桩端底面的应力分布并不均匀。应力在桩端底部会存在明显的应力集中现象[20]。两者应力比采用下式表示[21-22]：

其中，qann为桩环端部应力；qc为CPTU试验桩端阻力；D为桩外径；pa为大气压力，100 kPa；δbase为桩端全位移，包括土塞压缩以及桩端沉降，文中取δbase/D=0.1计算qann/qc比值。

桩端承载力qb、桩环端部应力qann以及桩端土塞应力qplug的关系式：

考虑到打桩过程中对周围土体的扰动，引入动力效应系数λ，如表1[23]所示，再结合式(10)～式(17)，可得到管桩端部土体的极限承载力关系式：

表1 动力效应系数λ推荐值Tab. 1 Recommended values of dynamic effect coefficients

2.2土塞阻力P的计算

土塞阻力P由土塞自重G以及土塞与桩壁的摩阻力F组成。对于F的求解，采用了Randolph等人提出的计算方法[24]。这种方法目前被广泛应用于土塞性状判别和开口管桩承载力的计算[25-29]。如图3所示，内径为d长l的管桩内存在高h的土塞，假设桩内的平均剪应力为τi，土塞底部的承载力为qb。在推导F的过程中，Randolph假设土芯为弹性体，并从具有土芯的桩身部分截取厚dz的微分体，如图3所示，通过对土塞的竖向受力分析建立以下关系式：

图3 土塞切片的应力分析 以及A点的应力莫尔圆Fig. 3 Equilibrium of horizontal slice of soil & Mohr’s circle of stress for one point of soil slice

β的取值取决于土塞所受到的水平与竖向有效应力的比值，Nicola等人提出β的取值与侧向压力系数K以及δ相关，具体关系式表示为[21]：

结合式(19)和式(20)，可以得到土塞阻力P关系表达式：

式中：β的取值参照式(21)取均值。

3 实例验证

根据以上提出的理论分析方法，结合工程实例对上文提出的利用CPTU试验数据计算桩端土体极限承载力从而判断土塞的方法进行验证。

选择某海域以砂土场地为主的采油平台的插桩情况进行计算分析。分别采用传统方法山原法以及本文提出的土塞判断方法对插桩过程中是否产生土塞进行预测，并将预测结果与实际结果进行对此。

土层分布和物理力学指标如表2所示。

表2 土层分布和物理力学指标Tab. 2 The soil distribution and the physical and mechanical parameters

传统计算方法这里采用山原法式(1)计算土塞阻力P与太沙基承载力式(3)计算桩端土体承载力Q。传统方法与本文提出的CPTU计算承载力方法结果比较如图4(a)、(b)和表3所示。

表3 土塞判断计算结果Tab. 3 The prediction of soil plug

由图4(a)、(b)和表3可以判断出依据传统方法土塞判断计算结果在71～76.3 m区间，Randolph法计算结果土塞阻力P是小于太沙基承载力Q的，即该地层并未产生土塞。而依据本文提出的CPTU试验数据计算承载力的方法得到的桩端土塞承载力Q大于Randolph计算所得土塞阻力P，即产生了土塞。同时可以发现，两者的计算结果在数值上存在较大的差异，这主要是因为，计算土塞阻力P的公式里，山原法中土塞阻力P与打桩贯入深度之间呈近似指数关系，Randolph法中，在不排水条件下P与打桩贯入深度平方之间呈近似线性关系。这两种方法在深度不大时计算结果相近，随着深度的增加，两者的差异逐渐明显。土体承载力Q的计算公式中，太沙基方法在进行计算时，选用的是土层参数，而每个土层的土体参数只有一个。CPTU方法计算时采用的是计算点处的参数，这也是CPTU方法的优势所在，即可以对土体进行更加细致，准确的评估。

按照不同的判别结果对该场地的桩基进行打桩预测，并将预测结果与现场得到的打桩记录进行对比分析，得到的结果如图4(c)所示。

从图4(c)可以看出，在第8层土即71.0 m之前现有方法算的锤击数与改进方法相同，与实测锤击数相近，但是在第8层和第9层砂土层采用本文提出的CPTU计算判断结果与实测结果更加接近，证明本文提出的方法可以较好的进行桩的可打入性分析。

4 结 语

土塞的性状对桩的可打入性分析具有较大的影响，通过研究得到如下结论：

1) CPTU方法作为一种原位测试方法，对土体扰动小、精度高，再现性好，重复性误差小、其测试结果与土的工程性质及土类具有显著的相关性，可以作为计算土体承载力的计算依据。

2) 桩端管桩刚度与土的刚度存在较大差异,采用桩端环部与桩端土塞应力比考虑应力集中的影响；同时，在采用CPTU的结果计算土体承载力进行打桩过程中的土塞判别时，需要考虑打桩过程对桩周土体的扰动。

3) 与现有的采用太沙基承载力公式计算土体承载力的方法相比，依据CPTU数据进行求解能更充分的反映土层的不均匀性，对打桩过程中土塞的连续判别，相对精度更高。利用本文提出的方法，对打桩过程中的土塞性状的判断结果与实际情况相符，可以有效的提高桩基可打入性分析的精度。

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Study of influence of soil plug on driving for large diameter and deep penetration pipe piles

LI Sa1, YIN Jiangsong1, JIA Zhiyuan1, ZHANG Shude2, KANG Siwei2, SUN Zhenping2

(1. Geotechnical Institute, Civil Engineering Department, Tianjin University, Tianjin 300350, China; 2. China National Offshore Oil Shanghai Branch, Shanghai 200032, China)

TU43

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2017.04.010

1005-9865(2017)04-0076-08

2016-11-18

国家自然科学基金重点项目(51239008)；国家自然科学基金(51379145)

李 飒(1970-)，女，天津人，博士，教授，主要从事海洋土的工程性质、土与结构物相互作用以及海洋工程等方面的研究与教学工作。E-mail: lisa@tju.edu.cn