吳榮輝，葉錦峰，駱光杰，沈曉雷，張 強(qiáng), 4

(1. 浙江省新能源投資集團(tuán)股份有限公司，浙江 杭州 310020； 2. 中國電建集團(tuán)華東勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，浙江 杭州 311122； 3. 浙江華東工程咨詢有限公司，浙江 杭州 311122； 4. 山東大學(xué) 土建與水利學(xué)院，山東 濟(jì)南 250061)

2018年聯(lián)合國政府間氣候變化專門委員會(huì)(IPCC)發(fā)布的《1.5℃特別報(bào)告》指出，《巴黎協(xié)定》中2℃溫升目標(biāo)已不再安全，應(yīng)將21世紀(jì)全球溫升控制在1.5℃以內(nèi)[1]。海上風(fēng)電是一項(xiàng)成熟的可再生能源利用技術(shù)，已在減少溫室氣體排放中發(fā)揮重要作用，將在未來的能源結(jié)構(gòu)中占有重大比例[2]。目前我國已成為世界第三大海上風(fēng)電國家，僅次于英國和德國[3]。我國《風(fēng)電發(fā)展“十三五”規(guī)劃》提出2020年全國海上風(fēng)電開工建設(shè)規(guī)模達(dá)到1 000萬kW，其中江蘇省規(guī)劃開工建設(shè)規(guī)模為450萬kW，占到45%。近年來，江蘇省已加快了海上風(fēng)電建設(shè)的步伐，2018年底江蘇省海上風(fēng)電累計(jì)裝機(jī)容量突破300萬kW，占全國海上風(fēng)電累計(jì)裝機(jī)容量的70.4%[4]。江蘇省海上風(fēng)電場(chǎng)規(guī)劃分為連云港及鹽城北部基地、鹽城南部基地和南通基地三個(gè)風(fēng)電基地。鹽城南部基地規(guī)劃裝機(jī)量最大，該區(qū)域規(guī)劃風(fēng)場(chǎng)多達(dá)20座。該區(qū)域是輻射沙洲地貌，海底地形起伏明顯，水深條件復(fù)雜，局部地形沖淤變化大[5-6]。同時(shí)，海上風(fēng)機(jī)單機(jī)容量在向大型化和深海化發(fā)展，海上風(fēng)電對(duì)樁基礎(chǔ)的水平和豎向承載力提出更高的要求[7]。因此對(duì)輻射沙洲地層中鋼管樁的承載性能進(jìn)行研究具有重要意義，可為樁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)、優(yōu)化提供依據(jù)。

輻射沙洲是江蘇重要的岸外海域，目前已對(duì)輻射沙洲的海域地形、水動(dòng)力、成因及演變機(jī)理和沖刷機(jī)制進(jìn)行了大量的研究，并取得了豐富的成果[8]。輻射沙洲整體較為穩(wěn)定，區(qū)域內(nèi)多數(shù)沙洲處于侵蝕狀態(tài)，具有整體向內(nèi)遷移的趨勢(shì)[9]。雖然該海域有已建成的海上風(fēng)電場(chǎng)，但揭示該海域的地層資料較少，更缺乏該海域的試樁資料，對(duì)后續(xù)待建的海上風(fēng)電項(xiàng)目缺乏指導(dǎo)意義。海上風(fēng)電樁基礎(chǔ)廣泛采用大直徑鋼管樁基礎(chǔ)，目前針對(duì)大直徑鋼管樁的承載性能、側(cè)摩阻力和土塞效應(yīng)展開了大量的研究[10-13]。林敏波[13]通過室內(nèi)試驗(yàn)研究了樁徑變化對(duì)土塞效應(yīng)的影響，研究認(rèn)為開口樁樁徑越大越不利于閉塞的產(chǎn)生。樁內(nèi)土塞高度與樁徑、土層、貫入深度有關(guān)系，但判斷開口樁是否完全閉塞的方法還有待研究。熊根等[14]根據(jù)海上風(fēng)電場(chǎng)試樁結(jié)果分析了大直徑樁側(cè)摩阻力特性，研究認(rèn)為擬合法和API規(guī)范法在軟黏土和沙土中具有不同的適用范圍。風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)會(huì)受到巨大的水平荷載力，地層的水平承載力也是樁基結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮的重要因素。樁基水平受力變形分析常采用p-y曲線法?，F(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)方法所得p-y曲線是最為可靠的，但由于其成本較高，其試驗(yàn)成果較少[15]。p-y曲線主要用于分析小直徑樁基礎(chǔ)，對(duì)大直徑樁基的適用性還需進(jìn)一步研究[16]。初始地基反力模量是p-y曲線中重要的參數(shù)，樁徑對(duì)初始地基反力模量的影響存在著不同觀點(diǎn)[10]。陳浩[11]通過室內(nèi)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究樁基埋深對(duì)水平承載力與變形特性的影響，研究發(fā)現(xiàn)樁身彎矩基本不受埋深影響，樁身變形隨著埋深增加逐漸減小，當(dāng)樁基埋深增加到8倍的樁徑以后，樁身變形不再受到埋深影響。劉晉超等[17]基于室內(nèi)實(shí)驗(yàn)獲得的土體力學(xué)參數(shù)通過有限元方法分析了現(xiàn)有水平受荷樁基分析方法的差別性，m法和API規(guī)范法計(jì)算出的樁身水平變形比三維有限元計(jì)算結(jié)果小，但未能與實(shí)際變形情況值進(jìn)行對(duì)比。深厚土層中各土層的物理力學(xué)參數(shù)差異性較大，且樁-土界面應(yīng)力變形響應(yīng)多呈非線性關(guān)系，在多層軟土地基中樁基礎(chǔ)軸向荷載-下沉量的計(jì)算與水平荷載-位移的分析均為復(fù)雜的非線性問題[18]。綜上所述，目前對(duì)鋼管樁基礎(chǔ)承載特性理論研究尚不能很好地解決實(shí)際問題，實(shí)際工程還多依賴于經(jīng)驗(yàn)值和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果[19]；此外，對(duì)江蘇海岸輻射沙洲地層的認(rèn)識(shí)也極為欠缺。因此十分有必要通過現(xiàn)場(chǎng)試樁揭示江蘇海岸輻射沙洲地層中鋼管樁基礎(chǔ)承載性能。

本研究依托江蘇海岸輻射沙洲在建海上風(fēng)電項(xiàng)目開展鋼管樁的現(xiàn)場(chǎng)靜荷載試驗(yàn)，對(duì)江蘇海岸輻射沙洲地層中鋼管樁基礎(chǔ)承載性能展開深入研究。通過單樁的軸向抗壓靜載試驗(yàn)、抗撥靜載試驗(yàn)和水平靜載試驗(yàn)，獲得并獲取該地層的抗壓極限側(cè)阻力值、極限端阻力值、各土層的p-y曲線，為該區(qū)域在建海上風(fēng)電的樁基設(shè)計(jì)進(jìn)行優(yōu)化及待建項(xiàng)目提供可靠的參數(shù)。

1 工程地質(zhì)概況

江蘇海岸輻射沙洲以弶港為頂點(diǎn)，向北、東北、東和東南方向呈輻射狀分布，處于山東半島南部的旋轉(zhuǎn)潮波系統(tǒng)與自東海進(jìn)入黃海的前進(jìn)潮波系統(tǒng)相交匯的地方，主要沙脊和潮流通道有：東沙、條子泥、亮月沙、高泥、蔣家沙、毛竹沙、竹根沙、西洋、爛沙洋、黃沙洋、小廟洪、苦水洋等[20]，如圖1所示。

圖1 江蘇海岸輻射沙洲現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)位置

本次試樁位置位于江蘇省竹根沙，北條子泥附近海域。附近有已建好海上風(fēng)電場(chǎng)1座，在建2座，待建1座。該試樁位置離岸距離39 km，地形變化平緩，場(chǎng)區(qū)高程-13.0～-2.8 m。該區(qū)域上部①～③層為第四系全新統(tǒng)(Q4)沖海相粉土、粉砂，下部為上更新統(tǒng)(Q3)相、濱海相沉積物，共分7個(gè)大層，根據(jù)土性及物理力學(xué)性質(zhì)細(xì)分為8個(gè)亞層、3個(gè)夾層，其土層分布及物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 試樁場(chǎng)地的地層分布及物理力學(xué)參數(shù)

2 試驗(yàn)方案

本次現(xiàn)場(chǎng)靜荷載試驗(yàn)包括軸向抗壓試驗(yàn)、軸向抗撥試驗(yàn)和水平靜載試驗(yàn)。按照軸向抗壓靜載試驗(yàn)、軸向抗撥靜載試驗(yàn)和水平靜載試驗(yàn)的先后順序完成測(cè)試。考慮到樁基承載力的時(shí)間效應(yīng)[21]，每次試驗(yàn)后需要休止一定時(shí)間再進(jìn)行下一次試驗(yàn)?，F(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)共布置1根試驗(yàn)樁(S1)，4根錨定樁(M1～M4)和2根基準(zhǔn)樁(J1和J2)，其布置方式如圖2所示。試驗(yàn)樁S1的樁徑為1 800 mm，樁長(zhǎng)51 m，壁厚25 mm，實(shí)際入土深度29 m，⑤層粉土夾粉質(zhì)黏土層作為持力層。測(cè)試結(jié)束后拔除所有測(cè)試樁，以免影響后續(xù)的施工。

圖2 試驗(yàn)樁和錨定樁位置布置

靜荷載試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)主要由反力系統(tǒng)、加載系統(tǒng)、位移測(cè)量系統(tǒng)和樁身應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)等構(gòu)成。不同靜載試驗(yàn)對(duì)試驗(yàn)樁施加不同形式的外力，所以不同的靜荷載試驗(yàn)需要搭建不同的反力系統(tǒng)和加載系統(tǒng)。位移測(cè)量系統(tǒng)主要由基準(zhǔn)樁J1和J2和位移傳感器組成，基準(zhǔn)樁與位移傳感器連為一體，測(cè)量試驗(yàn)樁樁頂?shù)呢Q向位移或水平位移。樁身應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)采用Neubrex光納儀(型號(hào)NBX-6045L)，分布式光纖傳感器提前預(yù)埋在試驗(yàn)樁身上，可以實(shí)現(xiàn)測(cè)點(diǎn)間距20 cm的自動(dòng)應(yīng)變測(cè)量。水平靜載試驗(yàn)時(shí)還需要進(jìn)行樁身撓度測(cè)量，樁身撓度測(cè)量系統(tǒng)采用測(cè)斜儀(CX-08A)完成，通過測(cè)定測(cè)斜管與豎直方向的傾角變化，計(jì)算出不同深度位置的水平位移。

2.1 軸向抗壓試驗(yàn)

軸向抗壓試驗(yàn)的反力系統(tǒng)如圖3所示。該測(cè)試采用快速維持荷載法，分級(jí)加載方案如表2。加載過程中每級(jí)加載須維持1 h，并在加載后5 min、15 min、30 min和60 min時(shí)測(cè)讀樁頂沉降量，60 min時(shí)同時(shí)測(cè)讀樁身應(yīng)變；加載完成后分級(jí)卸載，每級(jí)荷載維持15 min，并在5 min、10 min和15 min測(cè)讀樁身應(yīng)變和樁頂沉降量；完全卸載后維持60 min，并在5 min、15 min、30 min和60 min時(shí)測(cè)讀樁身應(yīng)變和樁頂沉降量。通過樁身應(yīng)變值可由式(1)和式(2)分別計(jì)算出樁身的軸力、側(cè)摩阻力的分布[22]。

圖3 軸向抗壓測(cè)試系統(tǒng)原理圖

(1)

(2)

式中：qsi為側(cè)摩阻力；Qi為樁身第i斷面處的軸力；μ為樁身周長(zhǎng)；Δt為鋼管樁壁厚；li為樁身第i斷截高。

表2 軸向抗壓測(cè)試荷載分級(jí)加/卸載方案

2.2 軸向抗撥試驗(yàn)

經(jīng)過7天的休止期后進(jìn)行軸向抗撥試驗(yàn)。軸向抗撥試驗(yàn)的反力系統(tǒng)如圖4所示，加載系統(tǒng)可提供最大荷載為18 900 kN。該測(cè)試也采用快速維持荷載法，分級(jí)加載方案如表3。加載過程中每級(jí)加載須維持1 h，并在加載后5 min、15 min、30 min和60 min時(shí)測(cè)讀樁頂沉降量，60 min時(shí)同時(shí)測(cè)讀樁身應(yīng)變；加載完成后分級(jí)卸載，每級(jí)荷載維持15 min，并在5 min和15 min樁頂沉降量，15 min時(shí)同時(shí)測(cè)讀樁身應(yīng)變；完全卸載后維持60 min，并在5 min、15 min、30 min和60 min時(shí)測(cè)讀樁頂沉降量，最后同時(shí)測(cè)讀樁身應(yīng)變。

圖4 軸向抗撥測(cè)試系統(tǒng)原理圖

表3 靜載抗撥測(cè)試荷載分級(jí)加/卸載方案

2.3 水平靜荷載試驗(yàn)

水平靜載試驗(yàn)的反力系統(tǒng)如圖5所示。經(jīng)過5天的休止期再進(jìn)行水平靜載試驗(yàn)。該測(cè)試采用單向單循環(huán)水平維持荷載法，分級(jí)加載方案如表4。樁身撓度采用測(cè)斜儀進(jìn)行測(cè)量。加載過程中每級(jí)加載須維持10 min，每間隔5 min測(cè)讀樁頂水平位移，10 min時(shí)同時(shí)測(cè)讀樁身應(yīng)變；完全卸載后維持30 min，間隔10 min時(shí)測(cè)讀樁身水平位移。樁身的彎矩通過樁身的拉、壓應(yīng)變計(jì)算出，其表達(dá)式[10]：

(3)

M(z)=EI·θ(z)

(4)

式中：M為樁身的彎矩值；EI為樁的抗彎剛度；θ為樁身曲率；D為樁徑；εt，εc分別為樁身的拉應(yīng)變和壓應(yīng)變。由彎矩可以計(jì)算出土反力和土體與關(guān)系，其表達(dá)式[10]：

(5)

(6)

式中：p為樁側(cè)土體抗力；y為土體水平位移；z為泥面以下的樁身埋深。

圖5 水平靜載測(cè)試系統(tǒng)原理圖

表4 水平靜載測(cè)試荷載分級(jí)加/卸載方案

3 結(jié)果與分析

試驗(yàn)樁S1沉樁后樁內(nèi)外泥面的高程一致，鋼管樁未發(fā)生完全閉塞。高應(yīng)變動(dòng)測(cè)表明樁S1樁身完整好，為I類樁，根據(jù)Capwapc算法計(jì)算出S1樁側(cè)阻力11 020 kN，樁端阻力1 815 kN，總阻力12 835 kN。現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)時(shí)試驗(yàn)樁S1位置處發(fā)生嚴(yán)重的海水沖刷，泥面高程降低了5 m。

3.1 軸向抗壓試驗(yàn)

圖6為軸向抗壓試S1的樁頂荷載-沉降曲線和沉降時(shí)間曲線。由Qc～s曲線可以看出，當(dāng)荷載到達(dá)10 875 kN 時(shí)樁頂?shù)目焖傧鲁粒瑔渭?jí)沉降量為106.38 mm，s～t曲線斜率出現(xiàn)較為明顯的變化。卸載后樁頂殘余沉降量為89.13 mm，回彈量為17.25 mm，回彈率為16.2%，表明此時(shí)S1發(fā)生破壞。根據(jù)《水運(yùn)工程地基基礎(chǔ)試驗(yàn)檢測(cè)技術(shù)規(guī)程》(JTS 237-2017)規(guī)定可以判定S1的抗壓極限承載力Qcu為10 150 kN。

圖7為軸向抗壓試驗(yàn)樁身軸向荷載分布曲線。由圖可以看出，隨著荷載逐步增加，泥面下樁身軸向力變化量不斷增大并向土體深部擴(kuò)展；不同土層中樁身軸力變化量存在著差異性。當(dāng)荷載由2 000 kN增加到8 000 kN 時(shí)，相同土層中樁身軸力曲線的斜率發(fā)生明顯變化，這表明樁身軸力先隨外部荷載增加而增加；當(dāng)達(dá)到軸向荷載超過軸向極限承載力(即10 150 kN)，S1在相同的土層中，不同荷載作用下樁身軸力變化量極為相近，樁端承載力相差較大。這表明S1樁身與土層發(fā)生滑動(dòng)破壞，樁-土作用處于殘余摩擦階段。S1的軸向極限承載力為10 150 kN，側(cè)摩擦阻力9 705 kN，占極限承載力的95%，樁端阻力445 kN，只占極限承載力的5%。

圖6 抗壓靜載試驗(yàn)S1樁頂荷載-沉降(Qc～s)曲線和沉降時(shí)間(s～lg t)曲線

圖8為軸向抗壓試驗(yàn)樁身的側(cè)摩擦阻力分布曲線。由圖可以看出，不同土層的側(cè)摩擦阻力差異性很大；在荷載較小時(shí)(小于5 800 kN)，樁底部的側(cè)摩擦阻力為零，隨荷載增加，樁底部的側(cè)摩擦阻力逐漸增大，表明樁-土作用力由淺部土體向深部土體傳遞；在相同的荷載作用下，③層粉砂夾黏土層的側(cè)摩擦阻力最大(如表5所示)；隨著荷載的增加，各土層側(cè)摩擦阻力逐漸增加到極限值。

圖7 軸向抗壓試驗(yàn)樁身軸向荷載分布曲線

圖8 軸向抗壓試驗(yàn)樁身的側(cè)摩擦阻力分布曲線

表5 樁-土極限側(cè)摩阻力值及樁端阻力值

3.2 軸向抗撥測(cè)試

圖9為軸向抗撥試驗(yàn)樁頂?shù)暮奢d上拔量曲線和上拔量時(shí)間曲線。由Qd～s曲線可以看出，當(dāng)荷載到達(dá)6 800 kN時(shí)樁頂上撥量增加很快，單級(jí)上撥量為23.08 mm，s～t曲線斜率也開始出現(xiàn)明顯的變化，表明S1已開始發(fā)生破壞；當(dāng)荷載到達(dá)7 200 kN時(shí)樁頂單級(jí)上撥量更大，總上撥量達(dá)到106.55 mm，s～t曲線的斜率更明顯，卸載后樁頂殘余上撥量為87.66 mm，回彈量為18.99 mm，回彈率為17.7%，表明此時(shí)S1發(fā)生破壞。根據(jù)《水運(yùn)工程地基基礎(chǔ)試驗(yàn)檢測(cè)技術(shù)規(guī)程》規(guī)定可以判定S1的抗撥極限承載力Qdu為6 400 kN。

圖9 軸向抗撥試驗(yàn)樁頂?shù)暮奢d上拔(Qd～s)曲線和上拔時(shí)間(s～t)曲線

圖10為軸向抗撥試驗(yàn)樁身軸向荷載分布曲線。由圖可以看出，試驗(yàn)樁S1抗拔荷載的分布表現(xiàn)出與抗壓試驗(yàn)相似的規(guī)律，隨著荷載逐步增加，泥面下樁身軸荷載不斷增加并向土體深部擴(kuò)展；不同土層中樁身荷載變化存在著差異性。當(dāng)軸向荷載超過軸向極限承載力，在相同的土層中，樁身軸力變化量極為相近，但樁端承載力不同，這表明試樣樁S1樁身與土層發(fā)生滑動(dòng)破壞，樁-土作用處于殘余摩擦階段。

圖11為軸向抗撥試驗(yàn)樁身側(cè)摩擦阻力分布曲線。由圖11和圖8可以看出，抗壓試驗(yàn)和抗撥測(cè)試時(shí)，表現(xiàn)出相似的規(guī)律：不同土層的側(cè)摩擦阻力差異性很大，在荷載較小時(shí)，樁-土作用力由淺部土體向深部土體傳遞；在相同的荷載作用下，③層粉砂夾黏土層的側(cè)摩擦阻力最大；但樁身側(cè)摩擦阻力大小有差距，抗壓測(cè)試值高于抗撥測(cè)試值。

圖10 軸向抗撥試驗(yàn)樁身軸向荷載的分布曲線

圖11 抗撥靜載試驗(yàn)樁身側(cè)摩擦阻力分布曲線

3.3 水平靜載測(cè)試

圖12為作用力處水平荷載水平位移(H-Y)曲線和水平位移時(shí)間(Y-lgt)曲線。在最大水平荷載作用下1 050 kN時(shí)，作用力點(diǎn)的最大水平位移為766.1 mm，卸載后殘余水平位移量為87.8 mm，回彈量為678.3 mm。由H-Y曲線和Y-lgt曲線可以看出，H-Y曲線未有明顯折點(diǎn)出現(xiàn)，Y-lgt曲線的斜率未出現(xiàn)明顯的變化，且回彈量較高，表明極限水平承載力不小于1 050 kN。

圖12 S1作用力點(diǎn)處水平荷載位移曲線和水平位移時(shí)間曲線

圖13為S1樁身彎矩(M)分布曲線。由圖可看出，樁身M分布曲線出現(xiàn)兩處彎矩零點(diǎn)，試驗(yàn)樁S1為彈性長(zhǎng)樁；S1最大樁身彎矩處在泥面下4.0～4.5 m處(即2.2D～2.5D)，隨著水平荷載的增加，最大彎矩點(diǎn)向樁身緩慢下移。

圖14為S1樁身撓度(y′)分布曲線。隨著荷載的增加，樁身同一位置的水平位移在不斷的增加，即撓度y′在不斷增加，樁-土作用不斷向土體深部擴(kuò)展；在相同的荷載作用下樁身水平位移遂入土深度的增加而降低。

圖13 試驗(yàn)樁S1樁身彎矩(M)分布曲線

圖14 S1樁身撓度y′分布曲線

圖15 不同深度土層p-y曲線

樁周土水平抗力-位移(p-y)曲線通過樁身彎矩由式(5)和(6)計(jì)算得出，圖15為埋深1～5 m土層(砂土為主)的p-y曲線。由圖可以看出，隨著土層深度的增加，土體的極限水平抗力顯著增加，地基反力初始模量(即初始加載點(diǎn)的斜率)增加明顯。埋深z=4 m和z=5 m土層出現(xiàn)明顯的軟化效應(yīng)，即p達(dá)到峰值后隨著水平位移的增加而降低。

4 輻射沙洲地層的承載性能

4.1 軸向承載力分析

鋼管樁的軸向承載力主要由樁側(cè)摩阻力、樁端阻力組成[23]。確定樁端阻力較為復(fù)雜，當(dāng)管樁完全閉塞時(shí)，樁端阻力承擔(dān)軸向承載力相對(duì)較大；當(dāng)管樁未完全閉塞時(shí)，樁端阻力承擔(dān)軸向承載力相對(duì)較小。試驗(yàn)樁S1未發(fā)生完全閉塞，且樁內(nèi)外泥面高度一致，其軸向承載力由外側(cè)摩阻力、內(nèi)側(cè)摩阻力和樁端圓環(huán)承載力三部分組成。軸向極限承載力的高應(yīng)變動(dòng)測(cè)結(jié)果(12 834 kN)明顯高于實(shí)際極限軸向承載能力(10 105 kN)，高出27%。這是由于大直徑鋼管樁樁身的剛度大，實(shí)際應(yīng)變難以達(dá)到理論意義上的高應(yīng)變，其計(jì)算參數(shù)取值也難確定[12]。該區(qū)域的樁基礎(chǔ)應(yīng)以樁基靜載荷試驗(yàn)結(jié)果為準(zhǔn)，對(duì)高應(yīng)變動(dòng)測(cè)結(jié)果應(yīng)予以修正。

無論是應(yīng)變動(dòng)測(cè)結(jié)果還是靜載荷試驗(yàn)結(jié)果，樁側(cè)摩擦阻力都承擔(dān)了大部分的軸向承載力，而樁端阻力只承擔(dān)了很小一部分。高應(yīng)變動(dòng)測(cè)的側(cè)摩擦阻力為11 020 kN，占總承載力的85.86%，樁端阻力為1 815 kN，占總承載力的14.14%；軸向抗壓靜載荷試驗(yàn)的側(cè)摩擦阻力為9 705 kN，占總承載力的95.61%，樁端阻力445 kN，占總承載力的4.39%。這表明層⑤粉土夾粉質(zhì)黏土的承載性能一般，不適應(yīng)作為鋼管樁的持力層。在實(shí)際工程應(yīng)用中，樁基礎(chǔ)應(yīng)該穿透該地層，可選擇下部的厚砂層作為持力層。

樁土間的極限摩阻力是計(jì)算樁基承載力的重要參數(shù)，軸向抗壓靜載試驗(yàn)得到的極限摩阻力高于靜力觸探測(cè)試結(jié)果和API法計(jì)算值(如圖16)，但隨著土層埋深的增加，兩種測(cè)試結(jié)果的差距逐漸縮??；API法計(jì)算值在淺層與試驗(yàn)值差距很大，但也隨著土層埋深增加，逐漸接近試驗(yàn)值。因?yàn)檩S向抗壓試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算出的樁土極限側(cè)摩阻力包括了樁外土對(duì)管壁的側(cè)摩阻力和樁內(nèi)土對(duì)管壁的側(cè)摩阻力兩部分作用力，所以軸向抗壓試驗(yàn)得到的極限側(cè)摩阻力高于靜力觸探測(cè)試結(jié)果。兩者具有相同的變化規(guī)律且差距越來越小，表明樁內(nèi)土對(duì)管壁的側(cè)摩阻力作用很小，主要是樁外土對(duì)管壁的側(cè)摩阻力在發(fā)揮作用。

根據(jù)API法計(jì)算出的總側(cè)向摩阻力為6 018.04 kN，誤差為37.99%，根據(jù)靜力觸探數(shù)據(jù)計(jì)算的總側(cè)向摩阻力為7 415 kN，誤差為23.6%。鋼管樁的側(cè)摩阻力采用靜力觸探測(cè)試的側(cè)摩阻力平均值可靠性較高。S1的樁端阻力由靜力觸探測(cè)試的錐尖阻力平均值qc進(jìn)行計(jì)算時(shí)，其樁端阻力折減系數(shù)為0.14，符合港口工程樁基規(guī)范中給出的取值范圍0.00～0.25。

圖16 各土層的單位面積極限側(cè)摩阻力f

圖17 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)與API方法的p-y曲線對(duì)比

4.2 水平承載力分析

彈性長(zhǎng)樁的水平承載力取決于樁身抗彎強(qiáng)度和樁側(cè)土體抗力?，F(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)方法所得p-y曲線是最為可靠的，可很好反映樁土相互作用的變形特性。地層②粉砂深部位置和③-1粉砂夾粉土在較大的水平位移下均出現(xiàn)了明顯的軟化效應(yīng)，這也是鋼管樁在大變形時(shí)水平承載能力迅速退化的主要原因。在該地層中該問題表現(xiàn)較為突出，當(dāng)多數(shù)土層荷載到達(dá)極限荷載后很容易發(fā)生承載力迅速下降的風(fēng)險(xiǎn)，這對(duì)樁基礎(chǔ)的穩(wěn)定性極為不利，因此在設(shè)計(jì)時(shí)必須考慮地層的軟化效應(yīng)。API規(guī)范建議鋼管樁水平承載性能p-y曲線分析方法，砂土p-y曲線分析計(jì)算表達(dá)式：

(7)

式中：A為荷載系數(shù)，取值0.9；K為地基反力初始模量；Pu為側(cè)向極限抗力，根據(jù)土體性質(zhì)和埋深確定；z為土體埋深。埋深z=1、2、3、4、5 m土層中，極限水平抗力的試驗(yàn)值與API計(jì)算值如表6所示。API計(jì)算值與實(shí)際值存在極大的差異，但隨著土層的埋深的增加，誤差逐漸縮小。圖17為API方法計(jì)算的p-y曲線與現(xiàn)場(chǎng)結(jié)果的對(duì)比。由API方法得出的極限土抗力位移均小于土體的實(shí)際極限土抗力位移，但隨著埋深增加其差距越來越小。依據(jù)API標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算的承載力較為保守，但可以很好的保證樁基礎(chǔ)的安全性。API方法中的p-y曲線模型是不能考慮土體的軟化效應(yīng)，深部土體的軟化效應(yīng)明顯，一旦土層發(fā)生軟化效應(yīng)，樁基礎(chǔ)會(huì)迅速發(fā)生破壞。在設(shè)計(jì)時(shí)要考慮部分土層的軟化效應(yīng)，要嚴(yán)格控制樁基礎(chǔ)水平位移量，防止土層發(fā)生軟化效應(yīng)。

表6 不同深部土層的極限水平抗力的試驗(yàn)值與API計(jì)算值

5 結(jié) 語

通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)揭示了江蘇海岸輻射沙洲地層中大直徑鋼管樁基礎(chǔ)承載性能，與規(guī)范中計(jì)算方法進(jìn)行對(duì)比，為在建和待建項(xiàng)目提供了可靠的現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試數(shù)據(jù)及指導(dǎo)建議。得到的主要結(jié)論如下：

1) 江蘇海岸輻射沙洲地層中鋼管樁的實(shí)際軸向極限承載力明顯小于高應(yīng)變動(dòng)測(cè)結(jié)果，軸向極限承載力的靜載試驗(yàn)結(jié)果只有高應(yīng)變動(dòng)測(cè)結(jié)果的79.09%。該區(qū)域的樁基礎(chǔ)應(yīng)以樁基靜載荷試驗(yàn)結(jié)果為準(zhǔn)，高應(yīng)變動(dòng)測(cè)結(jié)果應(yīng)予以修正。

2) 在軸向抗壓靜載荷試驗(yàn)中，側(cè)摩擦阻力為9 705 kN，占總承載力的95.61%，樁端阻力445 kN，占總承載力的4.39%。輻射沙洲地層⑤粉土夾粉質(zhì)黏土的承載性能一般，不適應(yīng)作為鋼管樁的持力層，在實(shí)際工程應(yīng)用中，樁基礎(chǔ)應(yīng)該穿透該地層以下的厚砂層作為持力層。

3) 輻射沙洲地層中大直徑鋼管樁在不同土層的側(cè)摩擦阻力表現(xiàn)出明顯的差異性。軸向抗壓靜載試驗(yàn)得到的極限摩阻力高于靜力觸探測(cè)試結(jié)果和API法計(jì)算值，樁內(nèi)土對(duì)管壁的側(cè)摩阻力作用很小，主要是樁外土對(duì)管壁的側(cè)摩阻力在發(fā)揮作用。

4) 輻射沙洲地層淺部砂層的極限土體抗力高于API法計(jì)算值，在水平荷載作用下上部砂層的p-y曲線具有明顯軟化效應(yīng)，土體的軟化效應(yīng)在設(shè)計(jì)時(shí)進(jìn)行考慮，并要嚴(yán)格控制樁基礎(chǔ)水平位移量。