候曉愉 戴國亮 朱文波 龔維明 胡 濤

(東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點實驗室, 南京 211189)(東南大學(xué)土木工程學(xué)院, 南京 211189)

為積極應(yīng)對氣候變化、緩解能源危機，風(fēng)能作為重要的清潔可再生資源，受到了世界多國的關(guān)注.我國海岸線長達1.8×104km，擁有豐富的海上風(fēng)能資源，大力發(fā)展海上風(fēng)電是實現(xiàn)國家能源結(jié)構(gòu)調(diào)整的有效保障，也是國家能源“十四五”規(guī)劃的重點.海上風(fēng)電開發(fā)建設(shè)成本較高，地基基礎(chǔ)可占總成本的1/3，甚至更高，降本增效將是海上風(fēng)電良性發(fā)展的必然選擇,而大直徑開口鋼管樁因安裝簡單、施工時間短、承載力較高等優(yōu)勢，可顯著降低海上風(fēng)電開發(fā)成本，在海上風(fēng)電場中得到了廣泛應(yīng)用[1].

豎向承載力的確定是樁基設(shè)計的重要內(nèi)容，在靜力觸探試驗(CPT)和孔壓靜力觸探試驗(CPTU)中，鉆桿被視為微型樁，通過沿深度方向的連續(xù)讀數(shù)，樁基的豎向承載力可以被快速方便地確定[2].該試驗相比靜載試驗設(shè)備簡單，受場地限制小，省時省力且成本低[3]，相比室內(nèi)試驗減小了土體擾動的影響，已成為確定樁基豎向承載力的重要手段.目前基于CPT或CPTU數(shù)據(jù)確定樁基豎向承載力的方法已有多種，且Xu等[4]、Buckley等[5]和Zhu等[6]已對一些CPT方法或CPTU方法進行了實例檢驗，但由于海上試樁易受極端環(huán)境影響，現(xiàn)場試驗成本較高，海上風(fēng)電場中開口鋼管樁的現(xiàn)場靜載試驗數(shù)據(jù)和相應(yīng)場地的CPT或CPTU資料仍比較缺乏，這些方法的準確性需要更多現(xiàn)場資料驗證.

本文基于CPTU現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，采用5種CPT和5種CPTU樁基豎向承載力計算方法，對江蘇省某海上風(fēng)電場2根Φ2.0 m大直徑開口鋼管樁的豎向承載力進行了計算，并從樁側(cè)承載力、樁端承載力、總承載力3個方面將各方法計算結(jié)果與現(xiàn)場靜載試驗結(jié)果進行了對比，同時通過誤差分析，評估了這些方法的可靠性. 該研究為該地區(qū)及具有相似土質(zhì)情況地區(qū)的大直徑開口鋼管樁設(shè)計計算提供了參考.

1 CPT和CPTU方法

樁基豎向承載力分為2部分：樁側(cè)承載力和樁端承載力，即

Qult=Qs+Qb=∑fpiAsi+qbAb

(1)

式中，Qult為樁的總承載力；Qs為樁側(cè)承載力；Qb為樁端承載力；fpi為第i層土的單位樁側(cè)摩阻力；Asi為第i層土中樁的側(cè)面積；qb為單位樁端阻力；Ab為樁端面積.

合理確定各層土的單位樁側(cè)摩阻力fp和qb是準確計算樁基豎向承載力的關(guān)鍵.在CPT方法中，其可以通過試驗測得的2個參數(shù)(側(cè)壁摩阻力fs和錐尖阻力qc)來確定.在CPTU方法中，除以上2個參數(shù)外，孔隙水壓力u2的值也被采用.現(xiàn)對文獻中基于CPT和CPTU的常用樁基豎向承載力計算方法作簡要介紹.因本文涉及的工程實例中2根開口鋼管樁樁端土層均為無黏性土，限于篇幅，對于各方法黏性土層中樁端承載力的計算部分不作介紹.

1.1 CPT方法

Aoki等[7]提出的方法中，fp和qb均由qc計算得到，而未采用CPT測得的另一重要參數(shù)fs.fp的計算分別考慮了土質(zhì)和樁型的影響，qb的計算僅考慮了樁型對樁端承載力的影響，忽略了樁端土質(zhì)條件差異亦會導(dǎo)致樁端承載力不同.

文獻[8]提出的Penpile方法中,fp由fs計算得到，qb由樁端附近3個qc數(shù)據(jù)平均后與一系數(shù)相乘得到，當樁端位于砂土中時，該系數(shù)取0.125. 但樁端影響范圍常較大，Meyerhof[9]指出樁端以下影響區(qū)深度可能達到10倍樁徑，因此僅通過樁端附近3個qc讀數(shù)來確定樁端承載力可能無法反映真實情況.

Nottingham[10]和Schmertmann[11]方法中對于黏土和砂土中樁基的fp提供了不同的計算方式，黏土中樁的計算考慮了樁的材質(zhì)及土體性質(zhì)的影響，并提出了fp不超過120 kPa的限制條件，砂土中則考慮了樁的材質(zhì)和計算深度的影響.此外,擠土效應(yīng)的影響也被考慮在方法中，對非擠土樁，fp取擠土樁的75%.對于樁端承載力，該方法通過最小路徑原則獲取了樁端以上8倍樁徑至樁端以下最小0.7倍、最大4倍樁徑范圍內(nèi)qc的平均值，進而計算得到qb，qb最大限值為15 MPa.該方法所考慮因素較前2種方法更全面，且采用了更廣的樁端影響深度范圍，然而在密實砂土中qb常超出15 MPa的限值.

European方法由de Kuiter等[12]提出.其中黏土中fp由qc計算出不排水抗剪強度后間接得到，且通過經(jīng)驗系數(shù)考慮了應(yīng)力歷史的影響，這是本文中介紹的其他CPT方法所未涉及的.砂土中受壓樁的fp取qc/300、fs、120 kPa三者中最小值.對砂土中樁的qb，該方法建議的算法與Nottingham和Schmertmann方法中的算法相近.

LCPC方法由Bustamante等[13]提出，該方法中fp由qc除以一經(jīng)驗系數(shù)得到，且fp不得超過最大限值，該限值與土質(zhì)、樁型和樁基安裝方法有關(guān).qb通過等效平均樁端阻力計算獲得，同時考慮了樁土類型的影響.與Aoki等[7]提出的方法相同，該方法也忽略了CPT測得的另一重要參數(shù)fs.

1.2 CPTU方法

Eslami等[2]提出了Unicone方法，該方法中fp由修正錐尖阻力qt減去u2后的有效錐尖阻力qE獲得，其中qt=qc+(1-an)u2，an為貫入儀的凈面積比.qb由樁端影響深度范圍內(nèi)qE的幾何平均值得到，同時考慮了樁的尺寸效應(yīng)影響.試驗測得的fs在該方法中被用于確定土層類型和相關(guān)計算系數(shù).

UWA方法由Lehane等[20-21]提出，該方法中計算砂土中受壓樁fp和qb時，均引入了土塞高度與樁貫入深度的增量比(IFR)以考慮土塞效應(yīng)的影響，但該方法中僅應(yīng)用了CPTU測得的參數(shù)qc和u2，而忽略了fs這一重要參數(shù)的應(yīng)用.黏土中樁fp由qt得到，并考慮了計算深度的影響.

上述CPT和CPTU方法均是針對特定場地或特定土質(zhì)條件提出的，且具有一定的尺寸效應(yīng)，應(yīng)用于其他地區(qū)的工程中時需要進行可靠性驗證.

2 工程實例

2.1 工程概況

江蘇省某海上風(fēng)電場總裝機容量為300 MW，共包含70臺海上風(fēng)電機組.場區(qū)呈不規(guī)則四邊形分布，中心離岸距離約為23 km，總面積約為82 km2.場區(qū)內(nèi)平均水深為12.88 m，海底土體均為第四系沉積物，包括砂土、黏土、粉質(zhì)砂土、粉質(zhì)黏土等.為進一步優(yōu)化樁基設(shè)計，對場區(qū)內(nèi)2根開口鋼管樁S1、S2分別進行了軸壓靜載試驗.試樁基本參數(shù)如表1所示.

表1 試樁S1和S2參數(shù)

2.2 場地條件及CPTU結(jié)果

基于CPT或CPTU進行樁基豎向承載力計算時，明確土壤類型非常重要，因為fp、qb與實測參數(shù)之間常通過與土體性質(zhì)相關(guān)的經(jīng)驗系數(shù)進行轉(zhuǎn)化.

該工程中場地土壤類型根據(jù)現(xiàn)場CPTU實測結(jié)果，對照Robertson表[22]確定.CPTU實測結(jié)果如圖1所示.其中CPTU-1、CPTU-2為場地區(qū)域內(nèi)2個鉆孔,它們的CPTU實測的數(shù)據(jù)分別用于預(yù)測試樁S1和S2的豎向承載力. CPTU-1和試樁S1的位置并不完全相同，但由于海上試驗成本高且操作較復(fù)雜，試驗數(shù)據(jù)有限，距離較近的CPTU-1的數(shù)據(jù)仍被用于試樁S1的豎向承載力預(yù)測.試樁S1和S2處各土層物理力學(xué)指標分別如表2和表3所示.

(a) CPTU-1

(b) CPTU-2

表2 試樁S1場地土質(zhì)情況

表3 試樁S2場地土質(zhì)情況

2.3 靜載試驗結(jié)果

豎向軸壓荷載下試樁S1和S2的試驗荷載-位移(Q-s)曲線如圖2所示.根據(jù)規(guī)范[23]判定，試樁S1和S2的豎向抗壓極限承載力分別為18和21 MN.

(a) 試樁S1

(b) 試樁S2

試驗中應(yīng)用BOTDR分布式光纖檢測技術(shù)連續(xù)記錄了試樁應(yīng)變，從而得到了樁身軸力，進而可獲得各級荷載作用下樁身側(cè)摩阻力值和樁端阻力值.各級荷載作用下試樁S1和S2的樁身側(cè)摩阻力分布如圖3所示，圖3(a)中18 MN對應(yīng)曲線和圖3(b)中21 MN對應(yīng)曲線分別展示了試樁S1和S2在極限承載力狀態(tài)下的樁身側(cè)摩阻力分布.可以發(fā)現(xiàn)，圖3中土體分層情況與表2、表3中土體分層情況略有不同，這是因為圖3中土體是根據(jù)現(xiàn)場靜載試驗結(jié)果進行分層的，而為了方便采用CPTU數(shù)據(jù)進行樁基豎向承載力計算，表2和表3中土體根據(jù)現(xiàn)場CPTU實測結(jié)果進行劃分.

(a) 試樁S1

(b) 試樁S2

表4給出了試樁S1和S2的極限承載力試驗結(jié)果.可以發(fā)現(xiàn)，2根試樁的樁端承載力均遠小于樁側(cè)承載力，約占總承載力的10%.

表4 試樁S1和S2極限承載力試驗結(jié)果 MN

3 CPT和CPTU方法評估

為評估已有基于CPT/CPTU的樁基豎向承載力計算方法對海上風(fēng)電大直徑開口鋼管樁的適用性，采用上文所介紹的5種CPT和5種CPTU樁基豎向承載力計算方法，對上述工程實例中試樁S1和S2的豎向承載力進行了計算，并從樁端、樁側(cè)和總承載力3個方面與現(xiàn)場試驗結(jié)果進行了對比.結(jié)果如表5所示，表中Rb、Rs、Rult分別為各方法在樁端、樁側(cè)及總承載力預(yù)測方面相對于現(xiàn)場靜載試驗結(jié)果的誤差，正值表示該方法高估了樁基實際承載力，反之，負值表示該方法對樁基實際承載力有所低估.

表5 試樁S1和S2豎向承載力計算結(jié)果

通過對比發(fā)現(xiàn)，在樁端承載力方面，European、Nottingham 和 Schmertmann、Unicone三種方法計算結(jié)果與現(xiàn)場靜載試驗結(jié)果相比誤差均不超過21%，準確性較高.其中，European、Nottingham 和 Schmertmann兩種方法的預(yù)測效果最好，相對誤差不超過10%；Penpile、LCPC、UWA三種方法則對于工程所在地大直徑開口鋼管樁的樁端承載力計算適用性較差，低估程度達到70%以上.

在樁側(cè)承載力方面，LCPC、Nottingham 和 Schmertmann、Unicone、UWA四種方法預(yù)測效果較可靠，與現(xiàn)場靜載試驗結(jié)果相比誤差均不超過20%，其中Nottingham 和 Schmertmann方法的預(yù)測準確性最高，用于試樁S1和S2樁側(cè)承載力計算時相對誤差分別為7.6%和-6.2%；Aoki等方法、NGI和ICP三種方法樁側(cè)承載力計算誤差可達到25%～30%，準確性相比前4種方法次之；Penpile、European、Fugro方法顯著低估了樁側(cè)承載力，其中European、Fugro方法低估了約40%，Penpile方法低估了約50%，相比于其他9種方法，該方法計算工程所在地大直徑開口鋼管樁樁側(cè)承載力時誤差最大.

在總承載力方面，由于2根試樁S1和S2的樁側(cè)承載力均遠大于樁端承載力，故而各方法在樁側(cè)承載力方面的預(yù)測精度將對其在總承載力方面的預(yù)測效果產(chǎn)生較大影響，如Nottingham 和 Schmertmann、LCPC、Unicone、ICP和UWA方法樁側(cè)承載力預(yù)測可靠性較高，用于總承載力預(yù)測時誤差也相對較小，其中Nottingham 和 Schmertmann、Unicone、UWA三種方法計算結(jié)果相比試驗結(jié)果誤差均在20%以內(nèi)，準確性較高，另2種方法最大誤差均在25%左右，準確性次之；Aoki等提出的方法和NGI兩種方法最大誤差約為30%；European方法最大誤差達到約35%；Fugro方法低估了總承載力約40%；Penpile方法低估程度最大，計算結(jié)果僅為實際的50%左右.

綜合上述分析，確定樁基豎向承載力的5種CPT和5種CPTU計算方法中，Nottingham 和 Schmertmann方法和Unicone方法在樁端、樁側(cè)、總承載力計算方面結(jié)果與試驗結(jié)果均較接近，誤差不超過21%，表明這2種方法用于工程所在地區(qū)大直徑開口鋼管樁的豎向承載力預(yù)測時可靠性較高.其中，Nottingham 和 Schmertmann方法計算得到的樁端、樁側(cè)、總承載力結(jié)果與試驗結(jié)果相比誤差均小于10%，表明相較于其他方法，該方法最適用于工程所在地區(qū)大直徑開口鋼管樁的豎向承載力計算. UWA方法在樁側(cè)和總承載力預(yù)測方面最大誤差為19.2%，LCPC和ICP方法在樁側(cè)和總承載力方面最大誤差約為25%，表明這3種方法單獨用于工程所在地區(qū)大直徑開口鋼管樁樁側(cè)和總承載力預(yù)測時效果也較好.Aoki等提出的方法、Penpile、LCPC、Fugro、NGI、UWA六種方法對2根試樁的樁端、樁側(cè)、總承載力均有所低估，其中除了計算試樁S2樁端承載力時LCPC 方法低估程度最大外，Penpile方法在樁側(cè)承載力、樁總承載力以及S1樁端承載力方面低估程度均最大，F(xiàn)ugro方法在樁側(cè)和樁總承載力方面低估程度也較大.Unicone和ICP方法對2根試樁的樁端、樁側(cè)、總承載力均有所高估.European方法略微高估了試樁的樁端承載力，低估了樁側(cè)承載力和總承載力30%～40%.

各方法計算得到的試樁S1和S2樁側(cè)摩阻力分布結(jié)果與現(xiàn)場靜載試驗結(jié)果的對比如圖4所示.

(a) 試樁S1

(b) 試樁S2

從圖中可以看出，試驗結(jié)果曲線近似位于各方法結(jié)果曲線的中間位置，表明這些方法總體而言預(yù)測效果較可靠.對S2樁，在靠近樁端深度范圍內(nèi)，CPTU測得的qc和fs值變化較大，導(dǎo)致各方法計算得到的樁側(cè)摩阻力在該深度范圍內(nèi)變化幅度亦較大.Penpile方法和Fugro方法結(jié)果曲線上大部分數(shù)據(jù)點位于相應(yīng)深度處試驗結(jié)果曲線和其他方法結(jié)果曲線數(shù)據(jù)點的左側(cè)，表明這2種方法低估了試樁S1和S2的樁側(cè)承載力，且相較于其他方法低估程度較大.此外，F(xiàn)ugro方法在靠近樁端位置樁側(cè)摩阻力變化規(guī)律與其他方法不同，這是因為對埋置于砂土中的樁基，該方法以計算土層中心到樁端距離等于4倍等效樁徑為界限提出了樁側(cè)摩阻力的不同算法.

在局部深度范圍內(nèi)對各方法結(jié)果曲線和試驗結(jié)果曲線進一步比較發(fā)現(xiàn)，Unicone方法計算得到的樁側(cè)摩阻力在樁埋置較淺深度范圍內(nèi)高于試驗結(jié)果，在樁端以上近10 m范圍內(nèi)低于試驗結(jié)果，這與該方法中不同土壤類型對應(yīng)的系數(shù)取值不同有關(guān).ICP方法在某些深度處出現(xiàn)大于試驗結(jié)果和其他方法結(jié)果的樁側(cè)摩阻力計算極值點，導(dǎo)致總樁側(cè)承載力計算結(jié)果偏大，建議該方法為計算樁側(cè)摩阻力補充最大值限制條件，以提高方法精度.

4 結(jié)論

1) 對于江蘇某海上風(fēng)電場2根Φ2.0 m的大直徑開口鋼管樁，Nottingham 和 Schmertmann、Unicone、UWA三種方法豎向總承載力計算結(jié)果相比靜載試驗結(jié)果誤差在20%以內(nèi)，整體預(yù)測效果較可靠.其中，Nottingham 和 Schmertmann方法在樁端、樁側(cè)、總承載力方面與試驗結(jié)果相比誤差均不超過10%，準確性最高.

2) Penpile方法顯著低估了樁基豎向承載力，對2根開口鋼管樁，總承載力計算結(jié)果僅為靜載試驗結(jié)果的50%左右.

3) 現(xiàn)有CPT和CPTU方法基于不同試驗數(shù)據(jù)庫提出，在特定場地或特定土質(zhì)情況下適用性較強，應(yīng)用于其他地區(qū)時需要進行可靠性驗證.本文的研究可為江蘇近海地區(qū)及相似土質(zhì)情況下大直徑開口鋼管樁的豎向承載力計算提供參考.