大直徑鋼管樁打樁振動對粘土土阻力的影響

李 颯，蔣衍洋，周揚銳，蔣寶凡

（1.天津大學 建工學院，天津 300072；2.中海油服油田 技術事業部勘察服務中心，天津 300451）

以樁基礎為主體的導管架平臺是開發海洋石油資源最主要的基礎設施之一。在安裝時，鋼樁穿過導管架的導管插入土中，然后用液壓錘進行打樁。近年來，海上工程的規模越來越大，樁基設計常采用大直徑、大長度的鋼管樁。以渤海海洋平臺建造為例，目前的一些樁基設計長度達到90m以上，樁徑也增大到2m以上。隨著基礎結構物中大直徑超長樁的頻繁出現，樁的可打入性成為人們普遍關注的問題[1]。

在海上打樁過程中，由于各種原因可能會造成停錘。而停錘后經常會出現無法將樁體繼續打入的現象。后續打樁無法進行的主要原因目前沒有確切的回答。由于樁體能否打入設計深度是打樁成敗的關鍵，因此對樁的可打入性的準確預測就成為打樁施工中的關鍵問題。大量的工程實踐顯示，打入樁在安裝以及其后承載過程中周圍土性會發生較為明顯的變化。這種變化在打樁過程中主要表現為，在樁體周圍會產生很大的超靜孔隙水壓力，從而使有效應力降低。有研究顯示，超靜孔隙水壓力在一倍樁徑范圍內可以超過土體的上覆有效壓力[2－3]。打樁停止以后，孔壓會發生消散，而孔壓消散所需要的時間和距樁的水平距離的平方成比例[4]。隨著孔壓的消散，土體強度的恢復將導致樁體的承載力提高，樁體承載力的提高主要來自于側摩阻力的提高[5－8]。但也有研究認為承載力的提高是由于土體的硬化而不是側摩阻力的提高[9]。目前，對于這一問題的研究更多的是集中在打入樁承載力的時間效應問題上，很多學者通過室內或現場試驗的方法力圖建立起承載力與時間因數之間的關系[9－13]。而對打樁過程對土體性質的影響的研究則相對較少。打樁過程為一振動過程，打樁產生的振動不同于地震產生的地面振動，也不同于由地面振源產生以面波為主的地面振動。打樁產生的振動波源，主要集中在樁端處一定范圍。打樁過程中，隨著樁尖入土深度的不同，振源的深度也同時發生變化，同時引起振源的頻率及振動衰減特性也發生變化[14]。這種振動效應對土體性質的影響不能簡單地忽略不計。

為了對打樁過程中粘土的土性變化進行研究，本文根據渤海海域36根樁的打樁記錄，對其中的粘性土土層的打樁記錄進行了反分析，總結了打樁過程中粘土層中土阻力的變化特點，分析了這些特點產生的原因。同時利用實測數據回歸得到粘土層強度衰減的規律，提出了進行打樁分析時粘土層計算參數選取的方法，并通過一個實際工程對此進行了驗證。

1 打樁過程中粘土層中土阻力的變化特點

根據36根樁的實測打樁記錄，發現在打樁過程中土阻力的變化特點在砂土和粘土中存在著較大的差別，反映在打樁記錄上，就是打樁所需能量的變化各具特點。圖1為某實際打樁記錄。通過圖1可以看到，在砂土中，特別是密實的砂土中，隨著深度的增加所需能量是不斷增加的，如圖中的3、11層。而粘土中，隨著深度的增加，打樁能量不但不增加，反而有減小的趨勢，其中第7層表現得尤為突出。在其他土層，比如砂土與粘土交疊層，情況比較復雜，如圖中2、5層。還有一些土層打樁記錄有突變存在，如第6和9層，第6層的突變根據現場記錄是由于停錘接樁造成的，而第9層的原因則不好判斷，有可能是因為地質勘查分層和實際有一定出入造成的。由此可見，雖然打樁所消耗的能量總的趨勢是隨著深度的增加而逐漸增大的，但是在不同的土層的當中，其能量的變化存在著較大的差別。

圖1 某實測打樁記錄

將36根樁的打樁記錄進行綜合分析，在進行分析時，剔除情況不明的紀錄，如砂土與粘土交疊層和存在突變的土層。交疊層由于土性比較復雜，不具有代表性。還有一些存在突變的記錄由于不能確定其產生原因，也需要剔除，但是可以判斷原因的則予以保留。根據以上原則，以圖1為例，可用的土層記錄為1、3、4、6、7、8、10、11層。其中粘土層2個，其余為砂土層，他們分別位于土體的不同深度。在此地點共打入6根樁，而勘察資料唯一，因此所有6根樁在對應土層形成一組數據。按照此方法，36根樁共得到35組砂土中的打樁記錄和22組粘土中的打樁記錄。

圖2和圖3為根據打樁記錄得到的典型的砂土和粘土中打樁能量隨深度的變化情況（圖中顯示的是同一地點6根樁在砂土和粘土中的打樁能量）。

根據對所有記錄的分析發現，上述各種現象在打樁中普遍存在，重點討論粘土層的情況。粘性土土層共計22組，其中18組打樁能量不但不隨深度的增加而增加，反而出現了減小的趨勢；3組數據不完整，趨勢不明顯；1組打樁能量隨深度增加而增大。這與在砂土層中，打樁能量隨深度增加而普遍有所增加有明顯的不同。

圖2 粘土中的打樁記錄

圖3 砂土中的打樁記錄

2 實測數據與預測數據的區別及其原因分析

2.1 土阻力的實測值和預測值

打樁記錄不能直接提供土阻力，而只是提供打樁時所用的錘擊數（能量），一般為每0.3m或0.5m的錘擊數。據此可以利用波動方程反算土阻力，將此值作為回歸分析當中土阻力的實測值。在分析中采用了GRLWEAP程序對打樁過程中的土阻力進行了計算。

同時，采用目前常用的預測土阻力的方法，根據室內試驗結果對土阻力進行了預測。打樁過程中的土阻力的計算方法和計算樁的豎向靜承載力的方法相似。打樁過程中土阻力是側摩阻力和樁端阻力之和，總側摩阻力為單位側摩阻力與樁入土側表面積之積。樁端阻力為單位樁端阻力與樁端承載面積之積。與計算樁的承載力不同的是，樁端阻力不受樁端阻力不能大于土塞所產生的內摩阻力的限制，同時計算參數的選取也有所不同。

對于砂土，在打樁分析中，單位側摩阻力和單位樁端阻力的數值和計算靜承載力時的數值相同。

當樁打入到粘土中時，在連續打樁過程中的單位側摩阻力和單位樁端阻力按下式進行計算。

式中：Fdr為打樁過程中的單位側摩阻力或單位樁端阻力；Fp為經驗折減系數；p為靜承載力的單位側摩阻力或單位樁端阻力，其中，

式中OCR為超固結比。

圖4為一組粘土土阻力的實測值與預測值，其中直線為根據實測數據擬合得到的。從圖中可以看到根據現有方法得到的預測值和根據打樁記錄得到的實測值在變化趨勢上不一致。按照現有的計算方法，土阻力是隨著深度的增加而逐漸增加的，無法準確反應打樁過程中粘土層的土阻力減小的事實。由于在打樁預測中各層的預測誤差是逐漸疊加的，因此如果采用現有的計算方法，在粘土層比較深厚的地點進行打樁預測就有可能帶來較大誤差。

圖4 粘土中打樁阻力計算值與實測值

2.2 土阻力的實測值和預測值差異產生的原因分析

根據上述采用的打樁過程中土阻力的計算方法可以看出，在打樁過程土體中進入某一土層的土阻力（用F表示），應有以下幾部分組成，

其中，Fup為此土層的上部所有土層的土阻力，Fend為此土層的樁端阻力，Fc1為此土層的樁側摩阻力。隨著樁體在這一土層的深入，如果假定在打樁過程中上部土層的土阻力和樁端阻力保持不變（目前計算打樁阻力普遍采用的假定條件），則在這一層土體當中，

如果按照這一模式考慮土阻力，土阻力必定是沿深度不斷遞增的。

根據打樁過程中土阻力的組成（式（3）），如果打樁過程中土阻力出現遞減的趨勢，則存在以下幾種可能，1）上部土層的土阻力或樁端阻力逐漸減小，側摩阻力不斷增加；對于上述情況還同時要求側摩阻力增加趨勢要小于上述兩者的減小趨勢。2）上部土層以及樁端阻力保持不變或減少較小，側摩阻力沒有增加或增加很小，甚至降低。此外，還有一種可能，就是出現了較大的負摩阻力。而打樁過程中，一般在卸荷和樁身回彈時才會在樁身上部引起負應力[15]。因此在此不予考慮。

對于第1）種可能，隨著打樁地進行，在動力的持續作用下，上部土層所提供的土阻力會發生一定的減小，但綜合分析各場地的打樁記錄可以發現，不論位于地層的何種深度，打樁阻力隨深度減小的現象僅普遍出現在粘土層，而其余土層均極少觀察到這種現象。因此認為這種現象的產生主要取決于粘土層本身而非外部土層。而對與開口管樁而言，當不形成土塞時，樁端阻力所提供的土阻力相比于側摩阻力很小，基本上不存在其降低值大于側摩阻力的增加值的可能。而對于大直徑管樁（此次分析管樁直徑均大于1.5m）連續打樁情況下一般不會形成土塞。

因此，如果打樁過程中土阻力隨著深度的增加而減小，說明打樁過程中粘土層中的側摩阻力增加量很小或基本保持不變，甚至有減小的趨勢。為了反映實際打樁的土阻力的特點，粘土中土阻力的計算模式可表示為下式，

即在粘土中打樁時，側摩阻力所提供的土阻力很小，可以忽略不計。土阻力主要來自于上部土層和本層的樁端阻力。

根據API規范，粘土中的樁端阻力為，

Su為粘土的不排水強度。

根據此模式進行計算時，關鍵要確定Fup，Fend的數值。對于Fup仍沿用現在的常規方法，即上部土層的土阻力在本層打樁過程中保持不變。對于Fend，考慮到打樁的動力效應，此時，式（6）可以寫作，

（Su）cy為考慮動力衰減后的土體的不排水強度值。

3 打樁過程中的土阻力的計算參數

確定計算模式后，準確預測打樁中粘土中的土阻力就需要確定相應的計算參數。在這里關鍵是確定不排水強度（Su）cy的數值。根據上述計算模式的分析，不排水強度的數值不能直接選用室內試驗的數值Su。Su會發生一定程度的衰減，其衰減程度可以采用式（2）進行計算。

式（2）確定的折減系數為一常量，無法很好的描述實測結果。為此對22組粘土數據進行了回歸分析。根據打樁記錄我們可以得到相應土層的土阻力，而在粘土層中，土阻力由Fup、Fend兩部分組成，其中Fup，由于假定該土層的上部土體所產生的土阻力在本層的打樁過程中保持不變，因此可根據土阻力隨深度變化在記錄中直接獲得；而同時粘土層中的土阻力F也是已知的，由此也就得到了Fend的數值，并進一步得到（Su）cy的數值。

由于這些土層位于地基的不同深度，因此采用實驗室得到的該土層土體的不排水強度值進行歸一化處理，即可得到圖5。需要說明的是，圖中縱坐標為 ΔSu／Su，其中 ΔSu＝ （Su）cy－Su。

圖5 粘土的ΔSu／Su隨土層厚度的變化

根據回歸結果可以得到，

通過上式可以看到，粘土層中不排水強度的衰減程度不大，根據上式，當土層厚度達到10m時，（Su）cy＝0.68 Su，其衰減程度小于常用方法衰減程度（對正常固結土，常用方法衰減系數為0.5）。利用上式可以得到打樁過程中粘土層中 （Su）cy的數值，并將其帶入式（7），對打樁時粘土層中的土阻力進行預測。

由此可以看到，在打樁過程中粘土的不排水強度存在著逐漸降低的趨勢，它是打樁過程的動力效應的直接反應。為了對動力效應對粘土不排水強度的影響作出評價，研究了粘土的不排水強度（Su）cy與捶擊數之間的關系。

將打樁過程看作是土體承受循環荷載的過程，錘擊數相當于振動次數，采用土動力學理論來探討粘性土在打樁過程中的變化。對于正常固結飽和粘土，其在不排水循環應力作用下會產生超孔壓，使固結應力減小，其結果類似土體卸荷回彈產生超固結。將循環荷載作用后土樣有效應力的減少稱為等效超固結，應力比稱為等效超固結比OCReq，其定義式為式（9）。所不同的是，孔隙比沒有發生變化[16]。

在循環荷載作用下，粘土的強度會發生相應的變化，循環荷載作用下的（Su）cy和Su的關系可以用下式表示[17]，

其中，

式中：OCReq為等效超固結比。Cs，Cc為土的再壓縮和壓縮指數，Λ0為經驗系數，Ip為土的塑性指數。根據等效超固結比的定義

其中u為孔隙水壓力，σv0′為有效上覆壓力，為孔壓比，而循環荷載作用下的孔壓比是振次n的函數，即[18]，

式中：N為振次。因此式（10）可以寫為如下形式，

根據上述推導可見，（Su）cy和振次N，土的靜抗剪強度Su，土的塑性指數Ip有關。其中Su和Ip由粘土自身性質決定。因此，（Su）cy和振次N（在這里錘擊數即為振動次數）存在唯一對應關系。

根據打樁記錄可以得到ΔSu／Su隨錘擊數的變化，見圖6。

圖6 粘土的ΔSu／Su隨錘擊數的變化

根據數據，通過擬和得到如下公式，

上式為渤海海域打樁記錄的擬和結果，根據上述關系，如果掌握實測的打樁記錄，可以預估打樁完成時的粘土的土體強度。這一關系反應了打樁的動力效應對粘土性質的影響。

4 工程驗證

通過上述分析，建立了粘土中土阻力的計算模式和參數選取方法，為了評價這種方法的可靠性，利用一個工程實例進行了驗證。

選擇渤海某實際工程進行了計算。某導管架平臺位于渤海海域，工作水深14m。平臺基礎設計為6根樁基礎，每根樁由4段樁體組成。第1段樁樁長50m，壁厚32mm；第2段樁樁長35m，壁厚32mm；第3段樁樁長26m，壁厚60mm；第4段樁樁長14m，壁厚50mm。樁徑均為1.524m。

工程所在地的土體情況見表1。

表1 土層狀況

此工程所在地粘土層較多，粘土的總厚度達到樁入土深度的40%左右。分別采用現有的常規方法（見3.1）和本文提出的方法，即忽略粘土的側摩阻力，不排水強度按式（8）取值，分別計算打樁的土阻力并與實測值進行比較，見圖7。

圖7 打樁實測記錄與不同方法的計算值

從圖中可以看出，在20m以上由于是砂土，方法的修正對計算結果沒有影響。20m以下粘土層的存在計算修正的影響開始顯現。采用原有的計算方法得到的結果與實測結果相差最大的地方出現在40～55m左右。此處為一較厚的粘土層（43～57m），對于現行方法，自此計算誤差開始加大。而利用本文提出的修正方法在此粘土層得到的預測值和實際的打樁記錄更加接近，取得了較好的效果。而此后由于粘土層誤差的降低，計算值和實測值吻合較好。由此可見，利用波動方程對打樁過程進行預測，由于計算過程中，各個土層計算所造成的誤差將產生累加。如果在土層中粘土層所占的比例較小，這種誤差也會比較小，但是，如果粘土層較多，所產生的誤差就會對最終結果帶來比較大的影響。

5 結 論

通過上述分析可以得到如下結論：

1）在打樁過程，由于振動的影響，土阻力隨著土層的不同會發生明顯的變化。雖然打樁所消耗的能量總的趨勢是隨著深度的增加而逐漸增大的，但是在不同的土層的當中，其能量的變化存在著很大的差別。

2）在粘土層進行打樁時，打樁阻力不但不隨深度的增加而增加，反而出現了減小的趨勢；這與在砂土層中，打樁阻力隨深度增加而普遍有所增加有明顯的不同。

3）在連續打樁過程中，粘土層中其側摩阻力可以忽略不計，同時，粘土層的強度在打樁過程中持續降低，這一特點反映了打樁動力效應的影響。

4）將打樁過程看作是循環荷載作用時，粘土的不排水強度和捶擊數存在一一對應的關系，它們之間可以用指數形式進行擬合。

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