海上大直径钢管桩打桩过程中桩周土强度弱化研究

2022-04-02孟祥然练继建贾沼霖刘玉飞王小合

海洋工程 2022年2期

孟祥然，刘润，练继建，贾沼霖，刘玉飞，王小合

(1.天津大学建筑工程学院，天津 300350；2.河北工程大学，河北邯郸 056038；3.华电重工股份有限公司，天津 300010)

我国近海风能资源丰富，单桩基础单桩作为最常见的海工结构物基础形式之一[1]，在海上风电场中的使用率占65%以上[2]。随着海洋风能资源的不断开发，需要在环境复杂多变、波浪潮汐剧烈、地质条件不良的海域设置风电机组，这就促使了钢管桩基础向着大直径、超长、深贯入、大承载力的方向发展，海上风电的单桩基础已经从2008年的桩径4 m增加到目前的桩径10 m。这些特点的出现引发了一系列新的问题，尤其是沉桩过程中桩周土体强度弱化现象更为明显，导致在实际工程中溜桩[3]现象频发，成为海洋桩基施工中最大的安全隐患。因此深入研究动力沉桩机理，揭示沉桩过程中土体强度弱化规律，从而准确地进行桩的可打入性分析，对于保证工程安全高效地完成具有重要意义。

国内外学者对于打桩过程中桩周土体强度弱化问题开展了大量研究。早在1955年，Seed等[4]就研究了打入粉质黏土中的闭口桩，并对打桩前后沿桩身不同位置的土样进行了试验，发现桩侧土体强度损失最大可达70%。Airhart等[5]也在粉质黏土中进行了闭口桩打入试验，打桩结束后对桩周土体进行了室内三轴试验，发现打桩完成时土体强度降低幅度最大，之后随着超孔隙水压力消散土体强度逐渐恢复，最终几乎恢复到了沉桩之前的水平。Hwang等[6]开展了一系列的大尺寸沉桩试验，并观察沉桩过程中孔隙水压力的变化，试验结果表明，桩在下沉到4倍桩径深度时孔隙水压力达到最大值，并且黏土和砂土的孔隙水压力变化趋势并不相同。叶观宝等[7]分析了打桩对桩周土的影响机理，并利用孔穴扩张理论来模拟沉桩过程，得到了沉桩瞬时超孔隙水压力分布的理论解答，并通过工程实例初步验证了利用孔压静力触探试验估算沉桩过程中产生的超孔隙水压力的可行性。刘润等[8-9]提出桩长时间连续运动导致桩侧土体强度降低，土体产生了疲劳，沉桩相对容易，使得桩体的贯入度与锤击数较预测偏低，并基于动力打桩分析软件GRLWEAP，引入疲劳因子对土体强度的降低进行了数值模拟。Yan等[10]发现黏性土和密实砂土的土体强度弱化程度有很大的区别，砂性土相较于黏性土强度弱化程度不高，并在现有非线性算法的基础上提出了对密实砂层进行“强度补偿”的概念以及计算公式。综上所述，打桩过程中影响打桩阻力的因素较多且作用规律复杂，特别对于直径大于4 m的钢管桩基础，其打桩过程中桩周土体强度弱化规律还需进一步研究。

文中研究钢管桩在打桩过程中桩周土体强度弱化的现象，开展了室内环剪试验，分析了打桩过程中桩周土强度弱化机理，提出了大直径钢管桩打桩过程土体强度弱化的计算方法。

1 环剪试验

动力沉桩过程中，桩身不断剪切周围土体导致土体的强度弱化，这一现象可以用室内循环剪切试验来模拟，发生弱化后的强度即为土体的残余强度。目前，研究土体残余强度的循环剪切试验方法主要有3种，分别为反复直剪试验、三轴压缩试验和环剪试验。其中，反复直剪试验是应用应变控制式直接剪切仪，在排水条件下对土样进行反复直剪，最终测得土体的残余强度。三轴压缩试验过程中土样受到的水平方向作用力不变，不断增加竖向压力，最终使土样受到剪切作用出现破坏，由此通过对应的计算，能够获得所需要的残余强度数值。环剪试验是一种依靠环剪仪进行的剪切试验，与反复直剪试验和三轴压缩试验相比，环剪试验具有能够实现大剪切位移，试验过程中保持剪切面积不变，以及试样可在连续的位移条件下进行剪切等优点，桩身剪切土体的过程中也具有大剪切位移和剪切位移连续等特点，因此使用环剪试验能更好地模拟动力沉桩过程中的土体强度弱化现象。

1.1 试验方案

环剪试验采用GCTS公司生产的SRS-150环剪仪，试验仪器属于Bromhead环剪仪，并且仪器本身对试验精度的影响已经最大限度消除[11]。如图1所示为装样的过程，荷载板底部为锥形，且荷载板与试样盒并未接触。

图1 装样过程

分别采用了黏土和砂土进行环剪试验。其中黏土是由高岭土制成，并采用真空预压的方法使土样达到一定的初始强度。试验黏土的物理性质指标如表1所示。试验用砂土采用福建标准砂，物理性质指标如表2所示。

表1 高岭土物理性质指标

表2 福建标准砂物理性质指标

环剪试验的方法主要有3种，分别为预剪、单级剪和多级剪，每种方法各有不同的特点。单级剪每个土样所受到的剪切位移较小，引起土样的挤出量和试验误差也就较小，但操作较为复杂。多级剪能保持试样的统一性并且简便省时，但同一土样连续受到剪切会产生较大的剪切位移，会引起较多土样的挤出，试验误差也较大。根据不同剪切方法的特点，试验中黏土采用单级剪，砂土采用多级剪，具体试验方案如表3所示。

表3 环剪试验方案

1.2 试验结果

软黏土采用单级剪的试验方法，在每次剪切之前先用剪切时的正应力固结24 h，直到沉降稳定后开始剪切。软黏土剪应力与剪切位移关系曲线如图2所示。从图2中可以看出，在剪切过程中，软黏土的强度很快达到最大值，之后会有明显衰减并最终达到一个稳定值。其中强度最大值称为峰值强度τp，最终的强度τr稳定值称为残余强度。随着正应力的增大，软黏土的峰值强度和残余强度均增大。

图2 软黏土剪应力与剪切位移关系曲线

砂土采用多级剪的试验方法，在每次剪切之前先用剪切时的正应力固结15 h，直到沉降稳定后开始剪切，每次剪切完成后直接进入下一级的固结。图3为砂土剪应力与剪切位移关系曲线。从图3中可以看出，砂土强度达到峰值后开始衰减，最终在残余强度附近波动，并且随着正应力的增加，砂土的峰值强度τp和残余强度τr也均有所增加。

图3 砂土剪应力与剪切位移关系曲线

2 桩周土体强度弱化

2.1 土体强度弱化机理

打桩过程中土体强度弱化主要有两个方面原因，一是土体中产生超孔隙水压力[12]，二是土体结构发生破坏[13]。超孔隙水压力引起的土体强度弱化可以用有效应力原理来解释[14-15]。饱和土体任一平面上受到的总应力σ可以分为有效应力σ′和孔隙水压力u两部分。在打桩之前地基土中原有应力关系为：

σ=σ′+u0

(1)

式中：u0为初始孔隙水压力，此时为静水压力。

打桩过程中地基土应力关系为：

σ=σ′+u0+Δu

(2)

式中：Δu为超孔隙水压力。

地基土强度为：

τf=σ′tanφ=(σ-u0-Δu)tanφ

(3)

由式(3)知，地基土的变形和强度都只与有效应力有关，当土中产生超孔隙水压力时，有效应力就会减小，土体强度则会发生弱化。

目前，国内外学者普遍采用孔穴扩张理论来研究桩侧土体中应力和孔隙水压力的变化，而打桩引起的土体结构改变则较难确定。打桩过程中桩周土体可分为4个区域[16]，如图4所示。A区紧贴于桩身表面，受到的挤压力也最大，瞬时形成极高的超孔隙压力，同时土骨架受到激烈挤压，土体结构完全破坏。B区的范围较大，受沉桩挤压的影响较为严重，土体发生较大的位移和塑性变形并产生较高的超孔隙水压力。C区受到一定的影响，但是土体压缩变形是弹性的，超孔隙水压力较小可以忽略不计。D区不受沉桩的影响。A区牢固的黏附在桩身而随桩一同移动，A、B区土的分界面就是单桩承载力达到极限时桩周土体的剪切滑动面，其面积显然大于桩周侧面积；极限摩阻力则取决于B区土逐渐增长着的抗剪强度。对各区的范围有较为统一的结果，从桩面算起，A区约为0.125D～0.2D，B、C区分别为3D和10D，其中D为桩的直径[17]。

图4 沉桩对桩周土体影响范围

2.2 土体强度弱化规律

环剪试验中，残余强度与峰值强度的比值反应了土体强度弱化的程度，将这一比值称为残余比，则残余比越大土体强度弱化程度越小。文中在0.20 m/min的剪切速率下进行试验分别得到了不同正应力下黏土和砂土残余比。此外，文献[17]在0.01 m/min的剪切速率下也进行了环剪试验。将文中所得到的试验结果与文献[17]结果进行对比，表4所示为黏土和砂土在不同正应力不同剪切速率下的残余比。图5所示为不同剪切速率下，砂土和黏土残余比与正应力的关系曲线。

表4 不同正应力不同剪切速率下的残余比

图5 土体残余比与正应力关系曲线

从图5可以看出，随着正应力的增加，砂土和黏土的残余比均增加且两者近似为线性相关。相同正应力条件下，砂土的残余比明显大于黏土，说明砂土的强度弱化程度明显小于黏土。此外，通过将文中试验结果与文献中的结果对比可知，在相同正应力条件下，剪切速率越大，砂土和黏土的残余比均越小，分析原因在于，一方面剪切速率通过影响剪切带周围的孔隙水来影响土体抗剪强度，剪切速率越大，剪切面附近扰动越剧烈，局部剪切带迅速形成并且不断发展，孔隙水未能及时排出，从而产生超孔隙水压力，导致剪切带有效应力减小，而且汇聚到剪切带的水起到一定的润滑作用，土颗粒间相互作用力减弱，导致土体强度降低，因此土体残余比较小；另一方面剪切速率对土颗粒重新排列有重要的影响，剪切速率较小时，土颗粒相对充分地接触，沿剪切方向定向重排，细颗粒填充土骨架孔隙使土体更加密实，颗粒间可充分建立摩擦，所以土体强度较高，因此土体残余比较大，进而说明剪切速率越大土体强度弱化程度越大。

2.3 土体强度弱化计算方法

在打桩分析过程中，土体强度弱化的模拟是十分关键的环节，通常是采用对静态土体阻力进行折减获得打桩时的动态桩周土体阻力的方法。常用的模拟方法中常系数法模拟土体强度弱化效果较好[15]。该方法采用了Gain/Loss系数fGL和恢复系数fs来模拟沉桩过程中土体强度的弱化。通过静态土阻力分析得到的值称为长期静阻力LSTR，而在沉桩过程中遇到的实际阻力定义为沉桩阻力SRD，两者的转换关系为：

SRD=β·LSTR

(4)

式中：β为土体强度折减因子，当只有单一土层时β=1/fs，但当有多个土层时β的值则需要分层计算。

(5)

式中：fsx为最灵敏土层的恢复系数。

β=1-fs*+fs*fGL

(6)

式中：fs为定值且只与土的类型有关，因此上述方法在模拟土体强度弱化时充分考虑了土性的影响且相同土性的土层折减因子为常数，以下将这种强度折减方法称为常系数法；fGL需要与最灵敏土层一致，对于其他的土层，土阻力的折减与恢复系数成正比。

研究和实践表明，土性和土层深度对于土体强度弱化均有影响，但是常用的土体强度弱化计算方法都没有综合考虑两种因素，因此在模拟土体强度弱化时还有较大的偏差。基于环剪试验的结果，提出土体强度弱化推荐计算方法。

在环剪试验中土体所受的正应力即为打桩过程中土体所受侧向土压力，因此根据图5中的两条拟合曲线可以分别得到黏土和砂土中不同深度处强度折减因子与该处所受侧向土压力的关系。其中黏土关系式如式(7)所示，砂土关系式如式(8)所示。

βs1=0.535+4×10-4×K0×σ′

(7)

βs2=0.77+2.5×10-4×K0×σ′

(8)

式中：βs1为黏土的强度折减因子；βs2为砂土的折减因子；K0为土体的静止土压力系数；σ′为计算点处有效上覆土压力，σ′=γ′z，γ′为土体的有效容重，z为土层深度。

因此黏土和砂土中折减因子与土层深度的关系为：

(9)

(10)

对于其他土性土层的折减因子βs可以基于常系数法计算：

(11)

式中：βs为任意深度下其他土性土层的折减因子；βs1为相同深度下黏土的折减因子。

对于静止土压力系数K0可以根据1944年提出的雅基(Jaky)公式计算，即：

K0=1-sinφ′

(12)

式中：φ′为土的有效内摩擦角。当缺少土体有效内摩擦角数据时，也可以根据文献[18]中的参数表选用。

3 工程实例分析

3.1 工程概况

1)工程算例一

某海上风电桩基础，桩长74.5 m，桩径6.3 m，设计入泥深度为52 m。桩周土体参数见表5。选用IHC-S2000型打桩锤，无桩垫，额定功率为1 998 kJ，锤芯质量为100 t，锤效为95%，最大冲程为2.02 m。打桩分析结果与实际打桩记录对比如图6(a)所示。

表5 土层参数

2)工程算例二

某海上风电桩基础，桩长72 m，桩径6.3 m，设计入泥深度为50 m。桩周土体参数见表6。选用IHC-S2000型打桩锤，无桩垫，额定功率为1 998 kJ，锤芯质量为100 t，锤效为95%，最大冲程为2.02 m。打桩分析结果与实际打桩记录对比如图6(b)所示。

表6 土层参数

3)工程算例三

某海上风电桩基础，桩长68 m，桩径6.3 m，设计入泥深度为46.6 m。桩周土体参数见表7。选用IHC-S2000型打桩锤，无桩垫，额定功率为1 998 kJ，锤芯质量为100 t，锤效为95%，最大冲程为2.02 m。打桩分析结果与实际打桩记录对比如图6(c)所示。

表7 土层参数

3.2 分析结果

采用GRLWEAP打桩分析软件对上述3个工程的桩基础进行了打桩分析，分析结果和打桩记录对比如图6所示。现有研究表明，常用的土体强度弱化模拟方法中，常系数法效果最好[15]，因此将推荐方法与常系数法进行对比。

图6 打桩分析结果与打桩记录对比

从图6中可以看出，推荐方法与常系数法得到的结果趋势基本一致，但推荐法计算结果与实测打桩记录更为接近，尤其在土层深度较深处较为明显，说明推荐方法对土体强度弱化的模拟效果更好。原因在于，大量的工程实践表明，土体的强度弱化不仅与土性相关而且受到土层埋深，即围压的影响。文中的推荐方法将土体强度的折减系数与土体所受的围压相关联，可以更好地模拟深部土体的强度弱化规律。