江蘇海岸輻射沙洲地層中大直徑鋼管樁基礎承載性能試驗研究

吳榮輝，葉錦峰，駱光杰，沈曉雷，張 強, 4

(1. 浙江省新能源投資集團股份有限公司，浙江 杭州 310020； 2. 中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，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 土建與水利學院，山東 濟南 250061)

2018年聯合國政府間氣候變化專門委員會(IPCC)發布的《1.5℃特別報告》指出，《巴黎協定》中2℃溫升目標已不再安全，應將21世紀全球溫升控制在1.5℃以內[1]。海上風電是一項成熟的可再生能源利用技術，已在減少溫室氣體排放中發揮重要作用，將在未來的能源結構中占有重大比例[2]。目前我國已成為世界第三大海上風電國家，僅次于英國和德國[3]。我國《風電發展“十三五”規劃》提出2020年全國海上風電開工建設規模達到1 000萬kW，其中江蘇省規劃開工建設規模為450萬kW，占到45%。近年來，江蘇省已加快了海上風電建設的步伐，2018年底江蘇省海上風電累計裝機容量突破300萬kW，占全國海上風電累計裝機容量的70.4%[4]。江蘇省海上風電場規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風電基地。鹽城南部基地規劃裝機量最大，該區域規劃風場多達20座。該區域是輻射沙洲地貌，海底地形起伏明顯，水深條件復雜，局部地形沖淤變化大[5-6]。同時，海上風機單機容量在向大型化和深海化發展，海上風電對樁基礎的水平和豎向承載力提出更高的要求[7]。因此對輻射沙洲地層中鋼管樁的承載性能進行研究具有重要意義，可為樁基礎的設計、優化提供依據。

輻射沙洲是江蘇重要的岸外海域，目前已對輻射沙洲的海域地形、水動力、成因及演變機理和沖刷機制進行了大量的研究，并取得了豐富的成果[8]。輻射沙洲整體較為穩定，區域內多數沙洲處于侵蝕狀態，具有整體向內遷移的趨勢[9]。雖然該海域有已建成的海上風電場，但揭示該海域的地層資料較少，更缺乏該海域的試樁資料，對后續待建的海上風電項目缺乏指導意義。海上風電樁基礎廣泛采用大直徑鋼管樁基礎，目前針對大直徑鋼管樁的承載性能、側摩阻力和土塞效應展開了大量的研究[10-13]。林敏波[13]通過室內試驗研究了樁徑變化對土塞效應的影響，研究認為開口樁樁徑越大越不利于閉塞的產生。樁內土塞高度與樁徑、土層、貫入深度有關系，但判斷開口樁是否完全閉塞的方法還有待研究。熊根等[14]根據海上風電場試樁結果分析了大直徑樁側摩阻力特性，研究認為擬合法和API規范法在軟黏土和沙土中具有不同的適用范圍。風機基礎會受到巨大的水平荷載力，地層的水平承載力也是樁基結構設計時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。現場試驗方法所得p-y曲線是最為可靠的，但由于其成本較高，其試驗成果較少[15]。p-y曲線主要用于分析小直徑樁基礎，對大直徑樁基的適用性還需進一步研究[16]。初始地基反力模量是p-y曲線中重要的參數，樁徑對初始地基反力模量的影響存在著不同觀點[10]。陳浩[11]通過室內實驗和數值模擬研究樁基埋深對水平承載力與變形特性的影響，研究發現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]基于室內實驗獲得的土體力學參數通過有限元方法分析了現有水平受荷樁基分析方法的差別性，m法和API規范法計算出的樁身水平變形比三維有限元計算結果小，但未能與實際變形情況值進行對比。深厚土層中各土層的物理力學參數差異性較大，且樁-土界面應力變形響應多呈非線性關系，在多層軟土地基中樁基礎軸向荷載-下沉量的計算與水平荷載-位移的分析均為復雜的非線性問題[18]。綜上所述，目前對鋼管樁基礎承載特性理論研究尚不能很好地解決實際問題，實際工程還多依賴于經驗值和現場試驗結果[19]；此外，對江蘇海岸輻射沙洲地層的認識也極為欠缺。因此十分有必要通過現場試樁揭示江蘇海岸輻射沙洲地層中鋼管樁基礎承載性能。

本研究依托江蘇海岸輻射沙洲在建海上風電項目開展鋼管樁的現場靜荷載試驗，對江蘇海岸輻射沙洲地層中鋼管樁基礎承載性能展開深入研究。通過單樁的軸向抗壓靜載試驗、抗撥靜載試驗和水平靜載試驗，獲得并獲取該地層的抗壓極限側阻力值、極限端阻力值、各土層的p-y曲線，為該區域在建海上風電的樁基設計進行優化及待建項目提供可靠的參數。

1 工程地質概況

江蘇海岸輻射沙洲以弶港為頂點，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潮波系統與自東海進入黃海的前進潮波系統相交匯的地方，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場試驗位置

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電場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，場區高程-13.0～-2.8 m。該區域上部①～③層為第四系全新統(Q4)沖海相粉土、粉砂，下部為上更新統(Q3)相、濱海相沉積物，共分7個大層，根據土性及物理力學性質細分為8個亞層、3個夾層，其土層分布及物理力學參數如表1所示。

表1 試樁場地的地層分布及物理力學參數

2 試驗方案

本次現場靜荷載試驗包括軸向抗壓試驗、軸向抗撥試驗和水平靜載試驗。按照軸向抗壓靜載試驗、軸向抗撥靜載試驗和水平靜載試驗的先后順序完成測試。考慮到樁基承載力的時間效應[21]，每次試驗后需要休止一定時間再進行下一次試驗。現場試驗共布置1根試驗樁(S1)，4根錨定樁(M1～M4)和2根基準樁(J1和J2)，其布置方式如圖2所示。試驗樁S1的樁徑為1 800 mm，樁長51 m，壁厚25 mm，實際入土深度29 m，⑤層粉土夾粉質黏土層作為持力層。測試結束后拔除所有測試樁，以免影響后續的施工。

圖2 試驗樁和錨定樁位置布置

靜荷載試驗測試系統主要由反力系統、加載系統、位移測量系統和樁身應變測量系統等構成。不同靜載試驗對試驗樁施加不同形式的外力，所以不同的靜荷載試驗需要搭建不同的反力系統和加載系統。位移測量系統主要由基準樁J1和J2和位移傳感器組成，基準樁與位移傳感器連為一體，測量試驗樁樁頂的豎向位移或水平位移。樁身應變測量系統采用Neubrex光納儀(型號NBX-6045L)，分布式光纖傳感器提前預埋在試驗樁身上，可以實現測點間距20 cm的自動應變測量。水平靜載試驗時還需要進行樁身撓度測量，樁身撓度測量系統采用測斜儀(CX-08A)完成，通過測定測斜管與豎直方向的傾角變化，計算出不同深度位置的水平位移。

2.1 軸向抗壓試驗

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

圖3 軸向抗壓測試系統原理圖

(1)

(2)

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

表2 軸向抗壓測試荷載分級加/卸載方案

2.2 軸向抗撥試驗

經過7天的休止期后進行軸向抗撥試驗。軸向抗撥試驗的反力系統如圖4所示，加載系統可提供最大荷載為18 900 kN。該測試也采用快速維持荷載法，分級加載方案如表3。加載過程中每級加載須維持1 h，并在加載后5 min、15 min、30 min和60 min時測讀樁頂沉降量，60 min時同時測讀樁身應變；加載完成后分級卸載，每級荷載維持15 min，并在5 min和15 min樁頂沉降量，15 min時同時測讀樁身應變；完全卸載后維持60 min，并在5 min、15 min、30 min和60 min時測讀樁頂沉降量，最后同時測讀樁身應變。

圖4 軸向抗撥測試系統原理圖

表3 靜載抗撥測試荷載分級加/卸載方案

2.3 水平靜荷載試驗

水平靜載試驗的反力系統如圖5所示。經過5天的休止期再進行水平靜載試驗。該測試采用單向單循環水平維持荷載法，分級加載方案如表4。樁身撓度采用測斜儀進行測量。加載過程中每級加載須維持10 min，每間隔5 min測讀樁頂水平位移，10 min時同時測讀樁身應變；完全卸載后維持30 min，間隔10 min時測讀樁身水平位移。樁身的彎矩通過樁身的拉、壓應變計算出，其表達式[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分別為樁身的拉應變和壓應變。由彎矩可以計算出土反力和土體與關系，其表達式[10]：

(5)

(6)

式中：p為樁側土體抗力；y為土體水平位移；z為泥面以下的樁身埋深。

圖5 水平靜載測試系統原理圖

表4 水平靜載測試荷載分級加/卸載方案

3 結果與分析

試驗樁S1沉樁后樁內外泥面的高程一致，鋼管樁未發生完全閉塞。高應變動測表明樁S1樁身完整好，為I類樁，根據Capwapc算法計算出S1樁側阻力11 020 kN，樁端阻力1 815 kN，總阻力12 835 kN。現場靜載試驗時試驗樁S1位置處發生嚴重的海水沖刷，泥面高程降低了5 m。

3.1 軸向抗壓試驗

圖6為軸向抗壓試S1的樁頂荷載-沉降曲線和沉降時間曲線。由Qc～s曲線可以看出，當荷載到達10 875 kN 時樁頂的快速下沉，單級沉降量為106.38 mm，s～t曲線斜率出現較為明顯的變化。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S1發生破壞。根據《水運工程地基基礎試驗檢測技術規程》(JTS 237-2017)規定可以判定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展；不同土層中樁身軸力變化量存在著差異性。當荷載由2 000 kN增加到8 000 kN 時，相同土層中樁身軸力曲線的斜率發生明顯變化，這表明樁身軸力先隨外部荷載增加而增加；當達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樁身與土層發生滑動破壞，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S1樁頂荷載-沉降(Qc～s)曲線和沉降時間(s～lg t)曲線

圖8為軸向抗壓試驗樁身的側摩擦阻力分布曲線。由圖可以看出，不同土層的側摩擦阻力差異性很大；在荷載較小時(小于5 800 kN)，樁底部的側摩擦阻力為零，隨荷載增加，樁底部的側摩擦阻力逐漸增大，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摩擦阻力最大(如表5所示)；隨著荷載的增加，各土層側摩擦阻力逐漸增加到極限值。

圖7 軸向抗壓試驗樁身軸向荷載分布曲線

圖8 軸向抗壓試驗樁身的側摩擦阻力分布曲線

表5 樁-土極限側摩阻力值及樁端阻力值

3.2 軸向抗撥測試

圖9為軸向抗撥試驗樁頂的荷載上拔量曲線和上拔量時間曲線。由Qd～s曲線可以看出，當荷載到達6 800 kN時樁頂上撥量增加很快，單級上撥量為23.08 mm，s～t曲線斜率也開始出現明顯的變化，表明S1已開始發生破壞；當荷載到達7 200 kN時樁頂單級上撥量更大，總上撥量達到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S1發生破壞。根據《水運工程地基基礎試驗檢測技術規程》規定可以判定S1的抗撥極限承載力Qdu為6 400 kN。

圖9 軸向抗撥試驗樁頂的荷載上拔(Qd～s)曲線和上拔時間(s～t)曲線

圖10為軸向抗撥試驗樁身軸向荷載分布曲線。由圖可以看出，試驗樁S1抗拔荷載的分布表現出與抗壓試驗相似的規律，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展；不同土層中樁身荷載變化存在著差異性。當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樁身與土層發生滑動破壞，樁-土作用處于殘余摩擦階段。

圖11為軸向抗撥試驗樁身側摩擦阻力分布曲線。由圖11和圖8可以看出，抗壓試驗和抗撥測試時，表現出相似的規律：不同土層的側摩擦阻力差異性很大，在荷載較小時，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摩擦阻力最大；但樁身側摩擦阻力大小有差距，抗壓測試值高于抗撥測試值。

圖10 軸向抗撥試驗樁身軸向荷載的分布曲線

圖11 抗撥靜載試驗樁身側摩擦阻力分布曲線

3.3 水平靜載測試

圖12為作用力處水平荷載水平位移(H-Y)曲線和水平位移時間(Y-lgt)曲線。在最大水平荷載作用下1 050 kN時，作用力點的最大水平位移為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曲線未有明顯折點出現，Y-lgt曲線的斜率未出現明顯的變化，且回彈量較高，表明極限水平承載力不小于1 050 kN。

圖12 S1作用力點處水平荷載位移曲線和水平位移時間曲線

圖13為S1樁身彎矩(M)分布曲線。由圖可看出，樁身M分布曲線出現兩處彎矩零點，試驗樁S1為彈性長樁；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(即初始加載點的斜率)增加明顯。埋深z=4 m和z=5 m土層出現明顯的軟化效應，即p達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摩阻力、樁端阻力組成[23]。確定樁端阻力較為復雜，當管樁完全閉塞時，樁端阻力承擔軸向承載力相對較大；當管樁未完全閉塞時，樁端阻力承擔軸向承載力相對較小。試驗樁S1未發生完全閉塞，且樁內外泥面高度一致，其軸向承載力由外側摩阻力、內側摩阻力和樁端圓環承載力三部分組成。軸向極限承載力的高應變動測結果(12 834 kN)明顯高于實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，實際應變難以達到理論意義上的高應變，其計算參數取值也難確定[12]。該區域的樁基礎應以樁基靜載荷試驗結果為準，對高應變動測結果應予以修正。

無論是應變動測結果還是靜載荷試驗結果，樁側摩擦阻力都承擔了大部分的軸向承載力，而樁端阻力只承擔了很小一部分。高應變動測的側摩擦阻力為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的側摩擦阻力為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粉土夾粉質黏土的承載性能一般，不適應作為鋼管樁的持力層。在實際工程應用中，樁基礎應該穿透該地層，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算樁基承載力的重要參數，軸向抗壓靜載試驗得到的極限摩阻力高于靜力觸探測試結果和API法計算值(如圖16)，但隨著土層埋深的增加，兩種測試結果的差距逐漸縮小；API法計算值在淺層與試驗值差距很大，但也隨著土層埋深增加，逐漸接近試驗值。因為軸向抗壓試驗結果計算出的樁土極限側摩阻力包括了樁外土對管壁的側摩阻力和樁內土對管壁的側摩阻力兩部分作用力，所以軸向抗壓試驗得到的極限側摩阻力高于靜力觸探測試結果。兩者具有相同的變化規律且差距越來越小，表明樁內土對管壁的側摩阻力作用很小，主要是樁外土對管壁的側摩阻力在發揮作用。

根據API法計算出的總側向摩阻力為6 018.04 kN，誤差為37.99%，根據靜力觸探數據計算的總側向摩阻力為7 415 kN，誤差為23.6%。鋼管樁的側摩阻力采用靜力觸探測試的側摩阻力平均值可靠性較高。S1的樁端阻力由靜力觸探測試的錐尖阻力平均值qc進行計算時，其樁端阻力折減系數為0.14，符合港口工程樁基規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摩阻力f

圖17 現場試驗與API方法的p-y曲線對比

4.2 水平承載力分析

彈性長樁的水平承載力取決于樁身抗彎強度和樁側土體抗力。現場試驗方法所得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了明顯的軟化效應，這也是鋼管樁在大變形時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較為突出，當多數土層荷載到達極限荷載后很容易發生承載力迅速下降的風險，這對樁基礎的穩定性極為不利，因此在設計時必須考慮地層的軟化效應。API規范建議鋼管樁水平承載性能p-y曲線分析方法，砂土p-y曲線分析計算表達式：

(7)

式中：A為荷載系數，取值0.9；K為地基反力初始模量；Pu為側向極限抗力，根據土體性質和埋深確定；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值與API計算值如表6所示。API計算值與實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方法計算的p-y曲線與現場結果的對比。由API方法得出的極限土抗力位移均小于土體的實際極限土抗力位移，但隨著埋深增加其差距越來越小。依據API標準計算的承載力較為保守，但可以很好的保證樁基礎的安全性。API方法中的p-y曲線模型是不能考慮土體的軟化效應，深部土體的軟化效應明顯，一旦土層發生軟化效應，樁基礎會迅速發生破壞。在設計時要考慮部分土層的軟化效應，要嚴格控制樁基礎水平位移量，防止土層發生軟化效應。

表6 不同深部土層的極限水平抗力的試驗值與API計算值

5 結 語

通過現場試驗揭示了江蘇海岸輻射沙洲地層中大直徑鋼管樁基礎承載性能，與規范中計算方法進行對比，為在建和待建項目提供了可靠的現場測試數據及指導建議。得到的主要結論如下：

1) 江蘇海岸輻射沙洲地層中鋼管樁的實際軸向極限承載力明顯小于高應變動測結果，軸向極限承載力的靜載試驗結果只有高應變動測結果的79.09%。該區域的樁基礎應以樁基靜載荷試驗結果為準，高應變動測結果應予以修正。

2) 在軸向抗壓靜載荷試驗中，側摩擦阻力為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粉土夾粉質黏土的承載性能一般，不適應作為鋼管樁的持力層，在實際工程應用中，樁基礎應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摩擦阻力表現出明顯的差異性。軸向抗壓靜載試驗得到的極限摩阻力高于靜力觸探測試結果和API法計算值，樁內土對管壁的側摩阻力作用很小，主要是樁外土對管壁的側摩阻力在發揮作用。

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，土體的軟化效應在設計時進行考慮，并要嚴格控制樁基礎水平位移量。