基于API規(guī)范的海上大直徑鋼管樁靜壓載試驗分析?

徐 彬， 易神州， 張 昆， 趙蘇文

(1.中國電建集團浙江華東建設工程有限公司，浙江 杭州 310004； 2.中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，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分析?

徐 彬1,2， 易神州1,2， 張 昆1,2， 趙蘇文1,2

(1.中國電建集團浙江華東建設工程有限公司，浙江 杭州 310004； 2.中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，浙江 杭州 311122)

大直徑鋼管樁在海洋工程建設中的使用越來越廣泛。海上大直徑鋼管樁試樁周期長、難度大，相關測試數(shù)據(jù)及研究成果較為少見。本文基于美國石油行業(yè)協(xié)會API規(guī)范，分析了某海上風電大直徑鋼管樁靜壓載試驗數(shù)據(jù)，研究了樁側阻力與樁端阻力隨壓荷載變化關系。結果表明，對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，計算抗壓極限承載力時應計入樁管內(nèi)側摩阻力；樁側摩阻力隨壓荷載增大而逐漸發(fā)揮，相同荷載作用下，無黏性土地層側摩阻力發(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階段，兩階段端阻發(fā)揮程度分別可達約50%和80%，當樁端產(chǎn)生0.05d位移時，樁體達到極限平衡狀態(tài)。

大直徑；鋼管樁；靜載試驗；樁基工程

隨著國家穩(wěn)步推進實施“海洋強國”戰(zhàn)略，近年來中國對海洋資源、能源的開發(fā)利用進程逐年加快，一大批海洋工程建設項目陸續(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簡便的沉樁工藝越來越廣泛地應用于涉海工程建設。特別是在海上風電場項目中，鋼管樁單樁基礎的使用率在50%以上[1]。目前海上風電場建設正由近海淺水區(qū)向近海深水區(qū)發(fā)展，隨著風機單機容量及建設水深的增大，海上風機基礎單樁基礎直徑已達7 m量級[2]，且有繼續(xù)上升之勢。工程上亟需開展大直徑鋼管樁豎向承載特性方面的研究工作。

自1990年代至本世紀初，國內(nèi)外眾多學者在荷載傳遞規(guī)律、土塞效應系數(shù)、樁土相互作用機理等方面對小直徑鋼管樁承載特性開展了大量的理論與試驗研究工作，取得了豐富而有益的研究成果[3-10]。近10年來，隨著大直徑鋼管樁在涉海工程建設中的應用越來越廣泛，一些學者針對大直徑鋼管樁的承載機理與特性進行了探究[11-15],但迄今尚未形成相對成熟的樁基設計計算方法，對大直徑鋼管樁豎向承載特性的認識仍不充分。另外，由于海上大直徑鋼管樁試樁靜載試驗成本高、周期長、難度大，現(xiàn)場測試資料較為匱乏，基于海上試樁靜載試驗的研究成果鮮有報道。

本文采用某海上風電項目大直徑鋼管樁基樁壓載試驗測試數(shù)據(jù)，基于API規(guī)范(美國石油學會API RP 2A：2000，Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms—Working Stress Design)，在樁側阻力發(fā)揮過程及其與樁土位移之間的關系、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，得出了一些有價值的結論，為今后深入開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

依托海上風電項目，2013年開始在江浙等地陸續(xù)完成了多個海上大直徑鋼管樁基樁靜載測試，獲取了非常寶貴的現(xiàn)場靜壓載試驗資料。本文選取其中2個較為典型的試樁數(shù)據(jù)進行整理分析，其中試樁1場地地基土層分布相對簡單，且試樁加載至破壞，所測得數(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，所測得數(shù)據(jù)用于下文2.4節(jié)研究分析。各試樁編號、樁體類型、樁外徑、入泥深度、極限抗壓承載力測試值等情況如表1所示。

表1 試樁情況及結果

圖1為海上大直徑鋼管樁試樁靜載試驗平面布置示意圖，一般由2根試驗樁(見圖1中所示S1、S2)、6根錨樁(M1-M6)、及2根基準樁(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 場區(qū)基本工程地質條件

根據(jù)工程地質勘察資料，試樁1場區(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性質指標如表2所示。

2 海上試樁靜載試驗分析

2.1 鋼管樁豎向抗壓承載機理

一般認為，樁的豎向極限抗壓承載力(Qt)由兩部分組成，一是側摩阻力(Qs)，二是端阻力(Qd)。對于開口鋼管樁，由于樁內(nèi)土塞的存在，樁土之間有著復雜的相互作用，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Qt的計算較為復雜。

圖2給出了開口鋼管樁樁土相互作用關系和樁端土塞薄片受力情況簡圖。對樁端土塞薄片的受力情況進行分析后可看出，在樁貫入過程中，當樁內(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，樁端土塞下方土體不會進入樁內(nèi)，土塞完全閉塞，樁豎向極限抗壓承載力Qt的計算公式[2]為

表2 地基土主要物理力學性質指標

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)的組成來看，可將式右端分為兩部分，前半部分為Qso+Qdw，即計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、影響大小無關；后半部分則是按土塞的閉塞狀態(tài)不同分別計算土塞極限內(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

對于海上大直徑鋼管樁，由于現(xiàn)場試樁測得的樁管內(nèi)外泥面高差不大，根據(jù)工程經(jīng)驗，可認為樁端土塞狀態(tài)為不完全閉塞，對其抗壓極限承載力的計算應考慮樁管內(nèi)側摩阻力的影響。

2.2 樁側阻力發(fā)揮過程分析

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，見表3)以及由試樁試驗數(shù)據(jù)推算的樁土相對位移zs(mm)、黏性土地層z/d值(d為樁外徑， mm)，得到各級壓荷載下試樁樁側摩阻力發(fā)揮情況，見圖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—極限樁側阻力/kPa。

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

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

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

表4 樁側阻力發(fā)揮程度平均值

從表3可見，試樁各土層中樁側摩阻力隨壓荷載增大而逐漸發(fā)揮，當壓荷載達到20 500 kN時，砂土地層中樁側摩阻力已完全發(fā)揮，且不隨荷載增大而衰減，此時黏性土中樁側摩阻力約發(fā)揮40%；當壓荷載達到32 800 kN時，黏性土地層中樁側摩阻力已發(fā)揮約80%～100%，且其局部已發(fā)生應變軟化現(xiàn)象；當壓荷載加至34 850 kN時，樁側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)試樁試驗測得的每級壓荷載下樁端產(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，隨著壓荷載的不斷增加，樁端位移不斷加大，在前5級荷載作用下樁端位移增幅較小，且基本為線性變化，此階段可認為樁端土體尚處于彈性變形階段，此時端阻發(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，此階段可認為樁端土體達到塑形變形階段，此時端阻發(fā)揮程度約為60%；至壓荷載為32 800 kN時，樁端位移迅速增加，達106.51 mm，此階段可認為樁尖發(fā)生刺入破壞，此時端阻發(fā)揮程度約為80%，對應z/d值約為0.05，即可認為當樁端產(chǎn)生0.05d位移時，大直徑鋼管樁達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較大，受試驗反力系統(tǒng)及海上施工作業(yè)條件限制，使得海上基樁靜壓載試驗有時無法測得樁的極限抗壓承載力。運用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。

某海上風電試樁靜載試驗項目(對應表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時樁頂未發(fā)生明顯下降位移，而此時壓荷載已達試驗反力架極限，故終止壓載測試。根據(jù)試樁測得的樁身應變和位移數(shù)據(jù)，可推求出樁身任一截面處的局部位移z、樁側阻力t和樁端阻力Q，則可通過調(diào)整極限樁側阻力tmax、極限樁端阻力Qp的大小對試樁的t-zs曲線、Q-zq曲線進行擬合，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曲線擬合結果。

圖4 t-zs曲線擬合結果Fig.4 The results of t-zs curve fitting

圖5 Q-zq曲線擬合結果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，對試樁豎向極限抗壓承載力進行推算，結果見表6。

3 結論

本文基于海上大直徑鋼管樁靜壓載試驗數(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理、樁側阻力發(fā)揮過程及其與樁土位移之間的關系、樁端阻力隨荷載及位移變化關系、極限抗壓承載力估算方法。結果表明：

(1)對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，計算抗壓極限承載力時應計入樁管內(nèi)側摩阻力。

表6 極限抗壓承載力估算結果

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

(2)樁側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，砂土地層中樁側摩阻力較黏性土大。黏性土樁側摩阻力在達到峰值后發(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%。當樁端產(chǎn)生0.05d位移時，大直徑鋼管樁達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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中國華能集團公司總部科技項目海上風電場工程建設關鍵技術研究與應用(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，高級工程師。E-mail:xu_b3@ecidi.com