海工大直径开口钢管桩打桩分析与承载性状研究

张召彬 张开伟，2 赵海超 刘庆宇 周仕皓

（1.河北双诚建筑工程检测有限公司，河北石家庄 050031；2.中冀建勘集团有限公司，河北石家庄 050031）

0 引言

试验桩测试是为工程桩设计计算提供必要的设计依据参数和后期工程桩验收提供科学依据[1−3]。目前，桩基检测领域研究人员在钢管桩的成桩机理、动力打桩公式分析、试打桩分析（桩身土体恢复特征、桩端闭塞效应等时效性）、桩身内力测试等方面取得了重要研究成果。刘长健通过对钢管桩荷载传递机理研究总结出了极限承载特性的经验公式[4]；周厚林分析了桩端蔽塞效应和截面尺寸效应对大直径钢管桩的承载特性的影响[5]；胡兴昊等通过研究不同休止期钢管桩承载力恢复过程，得到土体恢复系数不断提高，恢复到一定程度趋于平稳的结论[6]；贾庆德等研究了进入风化岩的开口钢管桩，沉桩过程中对桩周土体和桩端土体的强度破坏较小，土体强度恢复较快[7]；王君辉等基于桩周土与钢管桩桩端闭塞效应关系，对钢管桩桩端承载力计算方法提出了新思路[8]；周立运等通过动力与静力试验分析了钢管桩的承载特性[9]。

当前钢管桩研究和试验中存在的不足之处包括：（1）大直径开口钢管桩桩端闭塞效应分析没有统一的方法[4−5]；（2）对于海上钢管桩满足休止期后进行静载试验和高应变复打测试，工程造价高，操作困难[5]；（3）海上钢管桩时效性研究应用于实际工程中不多。

本研究依托孟加拉某电厂码头钢管桩试桩项目，利用钢管桩的高应变动力测试方法和桩身内力测试方法，分析钢管桩的承载性状、桩端闭塞效应和预测桩的承载力。对2根大直径开口钢管桩进行初打监测，结合7 d、14 d和28 d等不同休止期的高应变复打测试，分析大直径开口钢管桩打入完成后桩身受力状况的恢复情况，并在工程中提出了以高应变动力复打检测、初打监测结果之比作为桩体受力恢复系数，以高应变监测承载力乘以桩身土体恢复系数和终锤贯入度、每米锤击数来预测工程桩28 d桩身承载力的技术方法。利用抗压静载检测技术验证该方法的精准性，同时进行钢管桩桩身内力测试，分析端阻与摩阻发挥情况，分析桩的变形特性。结合高应变动力分析和桩身内力分析结论，研究沿海区域钢管桩的承载特性，以及利用内力测试得到的端阻和桩端位移分析桩端闭塞效应，为正式的工程桩提供有效的设计思路与参考依据。

1 工程与试验概述

1.1 工程概况

孟加拉某电厂码头采用桩基础，桩基设计拟采用桩径为1000 mm的大直径开口钢管桩，共布置工程桩224根，试验桩2根。试桩目的：（1）获取在该试验场地条件下，钢管桩的单桩竖向抗压承载力容许值，测定钢管桩桩周土在极限状态下的实际发挥侧阻力和端阻力；（2）评价桩的荷载-变形特征；比对初打测试，复打测试的钢管桩承载力，分析该试验区域对应桩的土体恢复情况；（3）分析桩端闭塞效应；（4）为工程桩的锤击系统选择、打桩技术和终锤条件的确定提供有效的参考资料。

1.2 地勘分析

拟建项目场地表层为吹砂回填土层。根据现场地质钻探、原位测试及室内试验结果，在开口钢管桩桩长范围内，原状地层由上而下主要是①粉质黏土、①1砂、①2粉质黏土、②粉质黏土、③粉质黏土及粉土、③1砂、③2砂、③3砂、④粉质黏土、⑤黏土、⑤1粉质黏土、⑤2粉土、⑤3致密砂层。地层力学参数见表1。

表1 地层力学参数

结合岩土力学参数特征分析，桩身摩阻随深度的增加不断增大，主要持力层在第⑤层以下，桩端可位于⑤3层。

1.3 试验简述

本次试桩，在7#、10#钻孔附近，以相同的成桩工艺，共施工完成了2根试验桩和8根锚桩，桩端进入致密砂层中，设计参数见表2。

表2 钢管桩设计参数

高应变动力测试信号采集设备采用武汉岩海工程技术有限公司RS-1616K(S)打桩分析仪，对试桩进行初打和复打，检测试验获得钢管桩承载性状、土体恢复系数和桩端闭塞效应等参数。利用钢管桩桩身内力测试技术，在单桩竖向抗压静载试验逐级加载过程中监测并联焊接在桩身振弦式传感器（钢筋计），观测传感器的频率变化，计算桩身轴力、摩阻与端阻等，进而分析大直径开口钢管桩的承载性状和分析桩端闭塞效应状况[3,10−11]。

2 钢管桩高应变动力测试分析

2.1 高应变动力测试技术

高应变动力测试技术，是通过自由锤击给予桩顶一竖向的锤击力，使桩身发生向下2～6 mm的移动，并在距桩身顶部不少于1.5D的地方，桩体两侧轴线上固定四个传感器，观测桩身加速度和应变变化，分析桩体完好情况和桩周土的受力分布特征的动力测试方法[2,12−14]。

（1）跟桩监测

自打桩的最后3 m起，每1 m进行高应变跟踪监测，并通过凯斯法（Case法）计算，实时监测分析打桩过程中的承载力变化情况[11]。

（2）复打测试

高应变复打试验，是在初打试验结束后休止期7 d、14 d和28 d时进行复打测试，试验结束后，利用CAPWAPC法，以一条实测曲线为基础，对桩身各段地层参数进行设定，多次循环迭代，得到桩土各项参数[2,14]。

2.2 土体恢复系数

钢管桩在锤击沉桩过程中，桩端与桩侧对桩周土的的冲切与排土作用打破了土体的内力平衡，使土体内部破坏失稳。沉桩结束后，在诸多外界动力作用下，随着休止期增长，桩侧土体受力重新恢复到相互平衡，进一步提高桩身受力[4−6]。

桩身土体恢复系数定义为，桩周土体恢复平衡后的桩身极限承载力与沉桩完成后的桩身极限承载力的比值。

2.3 桩端闭塞效应

大直径开口钢管桩在沉桩过程中，下端土层由于工程地质条件不同，一是被桩身压向外侧，二是进入桩内形成土拱，受到钢管桩管壁内侧动摩阻力的影响，进行土体压缩，使桩端不断闭合，改变桩的受力状况，因此判定钢管桩是否产生桩身闭塞状况，是分析钢管桩承载特性重要的因素[4−6]。

3 钢管桩桩身内力测试技术

桩身内力测试技术是在试验桩桩身安装可以用于测试桩身形变特性的传感器，通过桩身变形反映桩身内力变化特征，从而理想化地差分计算桩身摩阻及桩身变形的方法[3−5]。

3.1 传感器的选择与安装

本次钢管桩内力测试采用振弦式传感器（钢筋计），考虑到地层变化较为复杂，振弦式传感器（钢筋计）的布置按照地层分层布置，每个地层对称安装振弦式传感器（钢筋计）2支。振弦式传感器（钢筋计）的焊接采用特殊并联连接形式（两端与钢管桩焊接），焊接时采用湿布冷却处理，防止拉杆与钢管桩桩壁焊接时温度过高，损坏传感器元件[2]。

本次抗压静载荷试验最大加载量为7660 kN，钢管桩的弹性模量为2.06×108kPa，计算桩顶最大应变为605 με，故可选振弦式传感器（钢筋计）的变化范围±1000 με；测量精度≤1 με，满足试验所需要的条件。传感器的布置方式可以分析每层土的侧摩阻力以及桩端阻力，传感器精度可以满足测试需要的量程与分辨率，故采用振弦式传感器（钢筋计）测试分析大直径钢管桩的承载性状是可行的。

3.2 内力测试计算

（1）传感器受力换算

式中：vi为振弦式传感器受力后的读数，Hz；v0为振弦式传感器受力前的读数，Hz；k为振弦式传感器标定系数，kN/Hz2；q为振弦式传感器实测力，kN。

（2）桩身应变计算

式中：ε为应变值； As为 传感器标称截面积，m2；Es为 传感器标称弹性模量，kPa。

（3）桩身轴力计算

式中：Ti,z(j)为 距离桩顶 z(j)深 度时，第i级荷载作用下桩的轴力，kN；εi,z(j)为 第i 级 荷载作用下，深度为 z(j)的应变；Ecs为钢管桩弹性模量（2.06×108kPa）。

（4）摩阻计算

式中： fi,z(j)为第i 级 荷载作用下，桩身第 j段侧摩阻，kPa； z(j)、 z(j−1)为 自桩顶起算第j、 j−1测试截面的深度，m；Ti,z(j)、Ti,z(j−1)为 距离桩顶 z(j)、 z(j−1)深度时第i级荷载作用下桩的轴力，kN；d为桩直径，m。

4 实际案例分析

4.1 荷载-沉降曲线特征分析

休止期28 d后，参照孟加拉标准（BNBC−2015），对2根钢管桩试验桩，通过美标单桩竖向抗压静载试验方法[15]测定大直径开口钢管桩的竖向抗压极限承载力，试验成果曲线见图1。

图1 Q-s关系曲线

荷载-沉降曲线形态变化平缓，桩身顶部最大位移14.14 mm，未超过150 mm（15%D），试验桩没有达到破坏，S1与S2曲线形态基本接近，说明两根试验桩桩身受力状况相近。

按孟加拉标准(BNBC−2015)，容许承载力取值方法：①取桩身顶部总向下位移为12 mm时对应载荷的2/3；②对于桩身均匀取位移等于0.1D(D为桩身直径)时相应1/2倍的载荷，对于扩底桩取位移等于0.075D（D为扩底部分直径）时相应1/2倍的载荷[16]，判定承载力（见表3）。

表3 承载力成果

4.2 桩周总阻力分析

28 d高应变动力测试CAPWAPC法计算所得桩周总阻力和桩身内力测试计算所得总阻力见图2。

图2 侧阻力、端阻力占比（阻力/占比）

结合大直径开口钢管桩的桩身内力法测试与CAPWAPC法拟合结果，当钢管桩竖向受力达到该状况下的极限状态时，统计得到钢管桩的桩侧阻力和桩端阻力占极限载荷的百分比，统计得出桩端桩端阻力占比范围为4.1%～4.7%，据此判断该组试验桩的桩身承载类型为摩擦桩。同时两种方法得到的侧摩阻力与端阻力的测试结果基本一致，说明基桩高应变动力检测技术可以用于分析工程桩的受力状况。

4.3 桩身承载力恢复过程分析

分别对2根试验桩完成初打测试，7 d、14 d、28 d的复打测试，得到桩身土体的恢复情况（见表4）。

表4 桩周土体恢复情况统计

随着时间推进，土体恢复系数与休止期存在如下关系式：

式中：K为土体恢复系数；d为休止期，d。

结果表明从初打测试到休止期结束，随时间推进，土体逐渐恢复到平衡状态，恢复过程中，恢复速率逐渐降低，但是承载力逐渐提高（见图3）。

图3 休止期-土体恢复系数拟合曲线

4.4 初打承载力与每米锤击数的关系分析

综合2根试验桩高应变动力测试结果和静载测试结果来看，该区域的钢管桩受力特征基本接近，据此统计分析出2根桩进入持力层最后3 m的每米锤击数与初打承载力的相关关系（见图4）。

图4 每米锤击数-承载力拟合曲线

将初打极限承载力和每米锤击数的拟合结果乘以土体恢复系数即得出钢管桩极限承载力预测值，相关关系见式（6）：

式中：Q为极限承载力；n为每米锤击数；K为土体恢复系数。

4.5 桩端闭塞效应分析

通过对大量钢管桩桩身内力测试与高应变动力测试资料统计分析，得出桩端闭塞效应判定规律（见表5）。

表5 钢管桩闭塞效应判定

由于地基土的恢复效应与土的物理力学性质及地质条件相关，因此本方法需要综合考虑工程地质条件、工程试验成果参数和打桩参数等因素分析桩端闭塞效应。

本次试桩工程中，桩端面积As为0.785 m2，桩壁面积Asg为0.0615 m2，桩的极限端阻力标准值qpk为2500 kPa。利用内力测试法和CAPWAPC法分别可以计算获取端阻力Qp，并计算判定桩端闭塞情况（见表6）。

表6 S1、S2闭塞效应判定结果

根据两种方法得到的结果，结合荷载-沉降曲线变化平缓特征，可判定该区域钢管桩桩端闭塞。

试打桩过程中桩身内外侧泥面高程产生了差异性变化，统计见表7。

表7 泥面差统计结果

桩壁内外两侧产生了泥面差，表明桩内土柱受到排挤，产生了压缩，并在桩端形成土塞。

综上所述，经泥面差观测和端阻分析，可以综合判定大直径开口钢管桩存在桩端闭塞效应现象。

4.6 桩身承载特性分析

利用大直径开口钢管桩的桩身内力测试，可以得到桩身侧摩阻和端阻随荷载增大的发挥情况，见图5−图7。

由图5分析可得，随着荷载的增大，端阻增大比例不断提高，端阻发挥程度提高。

图5 端阻-荷载关系曲线

由图6和图7的摩阻分布曲线图可以看出，10～12 m以上摩阻曲线交叉重叠，随着桩身应力的不断增大，摩阻力呈现“小−大−小”变化趋势，上部土体呈现软化状态；10～12 m以下地层在整个荷载增大过程中多表现为摩阻的增强现象；30 m以下的最大摩阻线与横轴的积分面积远大于30 m以上的最大摩阻线与横轴的积分面积，表明30 m以下地层为试桩的主要持力层。

图6 S1摩阻分布

图7 S2摩阻分布

5 结论

综上所述，通过试桩测试得出该区大直径开口钢管桩的各项桩土试验参数，为后期工程桩的设计与施工提供了有效的、精确的参考依据，并得出如下结论：

（1）基于孟加拉标准（BNBC−2015）分析荷载-沉降曲线，判定该组试验桩的单桩竖向抗压极限承载力为7660 kN。

（2）钢管桩的承载特性呈现为：随着荷载的不断增大，端阻发挥程度逐级快速增大，摩阻在0~12 m段出现软弱化区域，其余段整个加载过程表现为增强状态，且桩身端阻力占比在4.1%～4.7%，可判定该区域桩基承载类型为摩擦桩。

（3）通过龄期-桩周土体恢复系数分析，表明随着时间推进，恢复速率逐渐降低，承载力逐渐增强。结合每米锤击数-承载力、龄期-桩周土体恢复系数，可以对钢管桩的最终承载力进行预测判定，为后期工程桩的施工具有指导作用。

（4）提出通过观测桩管内外泥面差结合端阻力-变形曲线特征来综合判定大直径钢管桩桩端闭塞效应的方法。