中美欧规范钢管桩抗拔承载力设计对比*

2020-11-09娄学谦胡兴昊陈明杰

水运工程 2020年9期

娄学谦，胡兴昊，王幸，陈明杰

(中交四航工程研究院有限公司，广东广州 510230)

随着全球共同发展和“一带一路”倡议的提出，中国企业在非洲、东南亚国家和地区承接了大量海洋工程项目，钢管桩以其施工方便、承载力高的优点得到了广泛应用。在海洋工程中，因受风浪、系泊力及地震力的作用，在桩基设计时常常更注重抗拔承载力。因此抗拔桩的设计至关重要，在抗拔桩的设计中，抗拔承载力的计算是一项重要内容。

国外海洋工程的基桩抗拔承载力设计主要参照美国石油协会规范API RP 2A-WSD[1]和欧洲规范EN 1997-1[2]，该类规范的纲领性特征明显，对计算基桩抗拔承载力等岩土工程问题进行了建议、提示和指导。其中，API规范除了提供计算基桩抗拔承载力的一般公式外，还提供了岩土参数的建议值，但由于其中试验研究经验的局限性，有学者已对这些规范中的一些内容提出了质疑，例如桩-土摩擦系数经验取值[3]。而欧洲规范EN 1997-1只提供了一般计算公式，未规定岩土参数取值方法，一般可参考文献[4]。

本文对API RP 2A-WSD、EN 1997-1、JTS 167—2018《码头结构设计规范》[5]、JGJ 94—2008《建筑桩基技术规范》[6]等规范中基桩抗拔承载力计算理论基础和计算方法进行对比，并通过工程案例，对计算参数取值方面的异同进行对比，为类似工程的设计和施工提供参考。

1 桩基承载力设计理论基础

1.1 JTS 167—2018

关于基桩竖向承载力计算，JTS 167—2018《码头结构设计规范》采用极限状态的基于可靠度理论的分项系数设计理论，根据不同的桩型，分别给出了采用静载试验法、经验参数法计算单桩轴向承载力设计值时所采用的抗力分项系数。

1.2 JGJ 94—2008

关于基桩竖向承载力计算，JGJ 94—2008《建筑桩基技术规范》采用极限状态的单一安全系数设计理论，综合安全系数K=2，以单桩竖向极限承载力标准值、极限侧阻力标准值、极限端阻力标准值、桩的几何参数为参数确定抗力，以荷载效应标准组合为作用力。

1.3 API规范

API RP 2A-WSD规范中，设计桩基承载力采用安全系数法，按荷载的类型给予安全系数不同的规定值。设计环境条件加最小荷载(拉桩)时，安全系数取值为1.5。

1.4 欧洲规范Eurocode 7

欧洲规范Eurocode 7的主要设计思想是极限状态设计。规范中要求明确区分承载力极限状态(ULS)和正常使用极限状态(SLS)，使用不同的计算来验算 ULS和SLS。对于承载能力极限状态，为了适应不同的情况，Eurocode 7采用DA1、DA2和DA3(DA是Design Approach的缩写)3种不同的分项系数设计方法。每种设计方法涉及 3 组不同的分项系数，分别是作用的(组A)、岩土材料参数的(组M)和抗力的(组R)分项系数。如果岩土材料参数的分项系数大于1，那么抗力的系数就等于1，反之亦然。这样只对岩土材料参数或抗力应用分项系数，而不是同时应用[7]。

DA1有两种组合方式。组合方式1是对荷载作用乘以分项系数，岩土材料参数采用特征值进行设计，A1+M1+R1；组合方式2是对岩土材料参数偏于不利的情况，永久作用采用特征值，可变作用乘以略小的分项系数，岩土材料参数除以分项系数，A2+(M1或M2)+R4。

DA2分项系数应用于荷载作用和抗力，计算公式为A1+M1+R2。

DA3分项系数应用于荷载作用和岩土材料参数，计算公式为(A1或A2)+M2+R3。

在非洲，较多国家使用Eurocode 7及英国国家附录[8-9]进行参数取值，目前英国使用DA1。各方法的分项系数见表1～3。

表1 荷载作用分项系数

表2 土体强度参数分项系数

表3 打入桩的抗力分项系数

1.5 分析比较

JTS 167—2018、Eurocode 7在设计原理上均采用了概率极限状态设计法，JTS 167—2018的方法与欧标的设计方法1的组合方式1相同，只是在系数的取值上略有差异。JGJ 94—2008与API规范采用了安全系数法，API针对不同的荷载特点采用了不同的安全系数，与概率极限状态法有所接近。

2 单桩抗拔承载力的计算方法

2.1 码头结构设计规范

JTS 167—2018规定，凡允许不作静载荷试桩的工程，打入桩的单桩抗拔承载力设计值可按下式计算：

(1)

式中：γR为单桩抗拔承载力分项系数，取1.45～1.55；U为桩身截面周长；ξi为折减系数，对黏性土取0.7～0.8，对砂土取0.5～0.6；qfi为桩周第i层土的单位面积极限侧阻力标准值，可根据规范中的推荐值选取；li为桩身穿过第i层土的长度；G为桩重力，水下部分按浮重力计；α为桩轴线与垂线夹角。

2.2 建筑桩基技术规范

JGJ 94—2008规定，承受拔力的桩基，其单桩抗拔承载力应满足：

(2)

式中：Nk为按荷载效应标准组合计算的基桩拔力；Tuk为群桩呈非整体破坏时基桩的抗拔极限承载力标准值，按式(3)计算；Gp为桩自重，地下水位以下取浮重力。

(3)

式中：ui为桩身周长；qsik为桩侧表面第i层土的抗压极限侧阻力标准值，可根据规范中推荐的经验值选取，或通过原位测试法计算；λi为抗拔系数，砂土取0.50～0.70，黏性土和粉土取0.70～0.80。

2.3 API规范

根据API规范规定，计算得到的抗拔承载力不得大于抗压承载力的侧阻力，按式(4)计算。

(4)

式中：Qt为单桩抗拔极限承载力，小于或等于抗压承载力的侧阻部分；d为桩的直径；f(z)为深度z处的桩侧摩阻力。

通过单桩极限抗拔承载力除以安全系数来确定单桩抗拔承载力设计值。计算时，应考虑桩浮重力W，当可以确定时可考虑土塞浮重力G，单桩抗拔承载力设计值可以表示为Qt1.5+W+G，形式上与建筑桩基标准是一致的。

1)黏性土中。

f(z)=αsu

(5)

式中：su为计算深度处的不排水抗剪强度；α为无量纲参数，对欠固结土，α通常可取1.0。

参数α满足α≤1.0，根据下式计算：

(6)

p′0(z)=ρsgz

(7)

式中：ρs为土的有效密度；z为入土深度。

2)无黏性土中。

f(z)=βp′0(z)

(8)

式中：β为适用于砂土的无量纲参数，API规范[10]给出了不闭塞开口管桩的β值，对全挤土桩(即闭口或完全闭塞开口桩)的值可提高25%使用；p′0为深度z处的有效覆盖土压力；对于长桩，f(z)不可能如式(8)所示随覆盖层压力线性增加，在这种情况下，可以将f(z)按API规范限定。

3)岩层中。

只规定了原则性要求，未规定具体的参数或计算方法。

2.4 EN规范

单桩抗拔承载力设计值Rt;d可按下式计算：

(9)

式中：Rt;k为单桩抗拔承载力特征值，应通过静载试验得出，也可以基于土体试验结果计算，但前提是这些方法已通过桩荷载试验和类似经验验证；γs;t为抗力分项系数，可由国家附录规定，或参考规范的附录A取值。

EN 1997-1计算单桩抗拔承载力特征值Rt;k时，通过两种程序考虑土体变异性：

第1种程序称为“模型”程序，使用土体试验结果计算Rt;k。与静载试验类似，该程序也将计算承载力除以相关系数ξ，以考虑桩承载力的变异性。

(10)

式中：ξ3和ξ4是取决于土体剖面试验数量n的相关系数，可由国家附录规定，或参考规范的附录A取值；(Rs；cal)mean为使用土体试验结果计算得到的桩侧摩阻力极限值的平均值；(Rs；cal)min为使用土体试验结果计算得到的桩侧摩阻力极限值的最小值。

第2种程序称为“备选”程序，首先将土体试验的结果进行综合保守评估，然后基于保守评定结果计算Rt;k。

(11)

式中：qs;i;k为不同地层中单位面积的桩侧土摩阻力特征值；As；i为不同地层中桩段的侧面积。

如果选用备选程序，γs;t可能需要通过乘以大于1.0的模型系数γRd修正。模型系数可由国家附录确定，如英国国家附录规定模型系数取1.4，当通过维持荷载法验证了极限承载力后，可降为1.2。

因为问题的复杂性，EN 1997并未给出qs;i;k取值方法，已有很多项目参考了《桩的设计与施工实践》进行取值，式(11)进一步变为：

1)对细粒土。

(12)

式中：αpi为峰值附着系数，值可由图1估算；F为长度因子，其值可由图2估计；cui为桩身周围各土层的未扰动不排水抗剪强度特征值；As;i为提供摩擦力作用的桩身的表面积。

图1 峰值附着系数与抗剪强度有效上覆压力的关系

图2 长度系数与埋置深度桩径的关系

2)对粗粒土。

(13)

式中：σ′v0为桩侧计算深度处有效上覆岩土层压力；ksi为土的水平土应力系数，取决于土的相对密度和固结状态、桩的挤土体积、桩的材料和桩的形状，对打入的大挤土桩、打入的小挤土桩，ksk0取值分别为1～2、0.75～1.25；δf为桩土摩擦角的特征值或平均值。

在正常固结土中，K0随深度而恒定，取决于土的相对密实度：松散(标准贯入击数N为0～10)，K0=0.50；中密(标准贯入击数N为10～30)，K0=0.45；密实(标准贯入击数N>30)，K0=0.35。

不同界面条件下桩与土的摩擦角值：平滑(涂层)钢或砂，δf=0.5φ～0.7φ；粗糙(波形)钢或砂，δf=0.7φ～0.9φ。

3)对软岩。

对于砂岩、火成岩、部分石灰岩等易碎的粗粒岩石，可以认为打桩使桩身周围的岩石破碎，形成疏松到中密的砂体，这种情况可以采用适当的Ks和δ参考式(14)计算。如果泥岩和粉砂岩等岩石的风化程度接近黏性土状，使得获得原状样本成为可能，则风化岩石可视为黏土，参考式(12)计算。

从基础工程设计角度，采用式(14)估计软岩层的桩侧单位摩阻力。

(14)

式中：σ′ucw为软岩单轴抗压强度；b为系数，取值0.2～0.3。

2.5 比较分析

通过土层参数法计算钢管桩单桩抗拔承载力时，EN 1997-1中未规定桩侧单位侧摩阻力取值方法；美国API规范规定了黏性土和无黏性土单位侧摩阻力计算方法，而对岩层中的取值仅有原则性规定；我国JTS 167—2018规定了土的单位侧摩阻力经验值，没有岩层中打入桩单位侧摩阻力取值的相关规定；JGJ 94—2008规定了土、强风化岩、全风化岩单位侧摩阻力的取值建议，更全面、更简便。

EN 1997-1和美国API规范均规定，抗拔桩侧阻取值与抗压桩侧阻取值相同，通过分项系数或安全系数等参数调整安全储备，JTS 167—2018和JGJ 94—2008的抗拔侧阻取值是在抗压侧阻基础上折减得到，与EN1997-1和美国API规范的理念是相同的，但实际效果略有差异。

3 工程实例

3.1 实例1

实例1是肯尼亚蒙巴萨港某离岸码头工程，采用开口钢管桩作为结构基础，桩径1.0 m，壁厚15.4 mm，桩长52.70 m，桩底设计高程-49.00 m，采用欧洲规范进行设计。岩土以黏性土、砂土、强风化到中风化泥岩为主。岩土的物理力学参数见表4。

表4 土层参数

采用BSP CG300液压冲击锤施打钢管桩，桩端沉至-45.01 m，至中风化泥岩后无法继续贯入，1.2 m锤击跳高下，终锤贯入度0.8 mm。

因终锤桩端高程与设计桩端高程有较大差距，且该项目钢管桩受拔力作用，在沉桩后第8 d进行了抗拔静载试验，抗拔桩加载分为0～1.0 倍的设计荷载、0～2.5 倍的设计荷载2个循环，设计荷载为1 300 kN。完成前面2次循环加卸载后，桩仍未破坏，后在快速法加载至5 395 kN时桩上拔破坏，荷载-桩顶上拔曲线见图3。抗拔桩的极限承载力是指土体对抗拔桩提供的极限摩阻力[11]，因此，破坏荷载的上一级荷载减去桩身自重即为桩的极限承载力，为4 840.7 kN，荷载-桩顶上拔曲线见图3。进行抗拔折减前，各土层的单位桩侧阻力见表5，桩的抗拔侧阻力结果见表6。

图3 试桩的Q-s曲线

表5 单位桩侧摩阻力 kPa

表6 桩的抗拔侧阻力结果

从表 6可以看出，该区域黏性土为主的地层条件下，用JGJ 94—2008进行抗拔极限承载力计算误差更小，其它几套规范误差较为接近。考虑安全系数或分项系数、桩身自重等后，计算单桩抗拔承载力设计值，以欧洲规范的DA1-2组合计算结果最低。参考Piledesignandconstructionpractice或JGJ 94—2008计算打入桩软岩段的桩侧阻力，是可行的。建议参考JGJ 94—2008对本项目桩基设计进行优化。

3.2 实例2

实例2为几内亚铝土矿出口码头工程，采用开口钢管桩作为结构基础，桩径1.42 m，壁厚21 mm，桩长48.00 m，桩底设计高程-42.00 m。岩土的物理力学参数见表7。

表7 土层参数

采用HHP20液压冲击锤进行钢管桩沉桩施工，在1.2 m锤击跳高下，终锤贯入度12 mm。为评价桩实际抗拔承载能力和桩的抗压与抗拔侧阻性状，在沉桩第18 d进行了抗拔静载试验，试验条件下抗拔承载力不低于6 697.6 kN。

进行抗拔折减前，各土层的单位桩侧阻力见表8，桩侧阻力结果见表9。可以看出，在高塑性黏性土和密实细砂为主的地层条件下，用JGJ 94—2008、API规范进行抗拔极限承载力计算误差更小，其他2项规范误差较为接近。考虑安全系数或分项系数、桩身自重等计算单桩抗拔承载力设计值后，欧标的DA1-2组合计算结果最低。建议参考JGJ 94—2008或API规范对本项目桩基设计进行优化。