開口鋼管樁土塞效應淺析與簡化推演計算

張露露 江偉 潘瀅

摘 要：從土塞效應形成機理、影響因素及力學分析出發(fā)，基于既有理論研究分析，對以密實砂層為持力層的開口鋼管樁土塞效應計算適當簡化，推演提出開口鋼管樁的土塞效應折減系數(shù)計算，并結合高應變動力檢測結果對比分析，總體上是合理且偏于安全的，為打入式開口鋼管樁設計和指導施工提供一定的參考意義。

關鍵詞：土塞效應 極限承載力 海利公式 土體恢復系數(shù)

打入式開口鋼管樁因其抗彎能力高、貫入穿透性強等優(yōu)勢，在水平力較大、持力層埋深較深、沉樁貫入難度較大、自由端較長時廣泛采用。因土塞效應尚未建立完善的理論計算，開口鋼管樁承載力量化分析更為復雜和困難?；诩扔欣碚撗芯糠治?，推演提出針對以密實砂層為持力層的開口鋼管樁土塞效應的理論分析計算，并通過規(guī)范推演計算、高應變動力檢測結果對比分析，對于以密實砂層為持力層的開口鋼管樁豎向極限承載力計算具有一定的參考意義。

1.土塞效應

1.1土塞形成機理

沉樁過程中，樁端部分土不可避免的將涌入開口管樁內壁形成土塞，此時樁內側土柱為一維排列，而樁外側土理論上可以徑向無限延伸，因此導致樁內外側剪應力發(fā)揮不同。曾有學者提出了著名的“動力拱”效應，拱效應機制的基礎是在形成空間球帽狀的土拱過程中，土顆粒沿主應力方向重新分布定位。在管樁逐步貫入過程中，涌入管樁內的土經(jīng)歷了拱的形成與破壞交替循環(huán)過程。當荷載超過拱的承載力時，拱發(fā)生剪切和膨脹破壞，樁端土隨之再次涌入管樁內，形成新拱。拱效應將樁底土阻力轉變?yōu)楣軜秲缺诘姆ㄏ驍D壓應力，導致管樁內壁負側摩阻力的提高，從而削弱了管樁豎向極限承載力。

1.2 土塞性狀影響因素

國內外大量的試驗研究和現(xiàn)場實測資料表明，在沉樁過程中，土塞的形成、閉塞程度與樁端土性（應力狀態(tài)和密實度）、樁基的幾何特征（如樁徑、壁厚、樁靴類型等）、成樁方法（打入樁或靜壓樁）、樁基入土深度及進入樁端持力層深度等諸多因素有關，其中以土層性質、樁徑、進入樁端持力層深度影響最為顯著。相較于粘土層和粉土層，在密實砂層中，管壁阻力明顯增加；小直徑開口鋼管樁（直徑小于600mm）土塞效應強，可視作閉口樁；樁內徑與壁厚之比越大的樁基，在打樁過程中形成土塞高度越大；隨著貫入持力層深度的增加，土塞高度增長減慢，直至土塞效應達到穩(wěn)定的最大發(fā)揮狀態(tài)。

1.3 土塞受力分析

根據(jù)國家“統(tǒng)標”、建筑行業(yè)“統(tǒng)標”及水運行業(yè)“統(tǒng)標”規(guī)定，建筑行業(yè)和水運行業(yè)均采用以概率論為基礎、以分項系數(shù)表達的極限狀態(tài)設計方法。在結構安全等級為二級時，其承載能力極限狀態(tài)表達式為：作用組合效應S≤抗力效應R。

《建筑樁基技術規(guī)范》采用單一安全系數(shù)的可靠度設計計算抗力效應特征值，即R=單樁垂直承載能力標準值Q/（安全系數(shù)K=2），對應的作用組合效應S采用標準組合的效應設計值；而《碼頭結構設計規(guī)范》中采用水準Ⅱ-近似概率論設計法的可靠度設計計算抗力效應設計值，即R=單樁垂直承載能力標準值Q/（抗力分項系數(shù)1.45～1.55），對應的作用組合效應S采用持久組合的效應設計值?？紤]到持久組合的效應設計值分項系數(shù)取1.2～1.5，據(jù)此得到“相當性安全系數(shù)”= 1.2 × 1.45 ～ 1.5 × 1.55 = 1.74 ～ 2.33，在取低值時“相當性安全系數(shù)”與建筑行業(yè)安全系數(shù)相差約15%。

2.高應變動力檢測

2.1 土體恢復系數(shù)

沉樁時，通過錘擊施加震動作用克服土體側向壓力達到沉樁的。這種對土的沖剪排擠作用破壞了樁周土體的穩(wěn)定平衡，使得土體受到破壞。而在沉樁后，樁周土體在諸多因素共同作用下，隨著時間的推移土體強度不斷得到恢復，樁周土與樁身間空隙不斷密實，土體重新達到穩(wěn)定平衡狀態(tài)，從而使得樁基承載力得以增加。這種時間效應導致樁基極限承載力在土體重新穩(wěn)定恢復后的大小與沉樁結束之時的大小比值即為土體恢復系數(shù)K值。

土體恢復系數(shù)與沉樁方式（如打入樁、靜壓樁、錘型等）、土體性質（如土體的粘性、密實度等）、樁基特征（如樁徑、樁長等）、休止恢復時間等因素有關。一般而言，在相同其它條件下，靜壓法施工對土體擾動破壞較弱，土體恢復系數(shù)小于錘擊法施工，而對于錘擊法施工，錘重越重，恢復系數(shù)越大；黏性土恢復系數(shù)較大、粉土較小、砂土更小；樁徑越大、樁長越長，土體恢復系數(shù)越大，所需要的休止恢復時間也越長；樁基承載力隨著時間增加而增長，開始增長迅速，最后逐漸趨于穩(wěn)定。

3.工程案例檢驗

3.1工程概況

某工程碼頭及引橋均采用高樁結構，其中碼頭基樁為φ1000mm開口鋼管樁，每榀排架設6根基樁，其中軌道梁下設半叉樁，其余均為直樁；引橋墩臺基樁為φ1200mm開口鋼管樁，每個墩臺設2根基樁?；鶚兑灾写稚盀榛A持力層，樁周黏性土分布較為均勻。沉樁施工的樁錘型號為D128型柴油錘，采用PDA對30根樁基（其中碼頭處φ1000mm鋼管樁12根、引橋處φ1200mm鋼管樁18根）進行高應變動力檢測，其中選取7根樁基進行高應變復測（其中碼頭處φ1000mm鋼管樁3根、引橋處φ1200mm鋼管樁4根）。

3.2 承載力對比分析

（1）土塞效應折減系數(shù)計算

碼頭處φ1000mm鋼管樁終錘時樁端進入持力層深度均超過5m，引橋處φ1200mm鋼管樁終錘時樁端進入持力層深度約4～6m，根據(jù)式（10）及《建筑樁基技術規(guī)范》規(guī)定，計算得到碼頭處、引橋處鋼管樁土塞效應折減系數(shù)分別為0.55和0.37～0.55。

（2）高應變動力檢測中土體恢復系數(shù)計算

利用PDA對7根基樁進行高應變初測與復測，得到土體恢復系數(shù) 值統(tǒng)計表如表1。

從表1可以看出，打樁后土體恢復較迅速，10d左右已得到基本恢復，土體恢復系數(shù)約為1.09～1.23之間，均方差為0.029～0.039，認為碼頭處φ1000mm鋼管樁、引橋處φ1200mm鋼管樁的土體恢復系數(shù)K值分別取平均值1.19和1.14是基本合理的。

（3）計算結果對比分析

基于以上分析與計算，考慮土體恢復后樁基極限承載力的提高，分別利用基于本文推演并結合水運工程與建筑行業(yè)規(guī)范計算公式（規(guī)范推演計算值）、高應變動力檢測（PDA動測檢測值）計算開口鋼管樁豎向極限承載力，對比結果見圖3、圖4；統(tǒng)計規(guī)范推演計算值與PDA動測檢測值比值a樣本分布，見表2。

從三者結果對比分析來看，可得出以下結論：

① 二者計算以密實砂層為持力層的開口鋼管樁豎向極限承載力的結果基本相符，整體而言， PDA動測檢測值高于規(guī)范推演計算值。

② 大多數(shù)情況下，規(guī)范推演計算值比PDA動測檢測值偏小10%～20%以內，未出現(xiàn)高于PDA動測檢測值情況，認為利用本文推演的土塞效應系數(shù)對于計算以密實砂層為持力層的開口鋼管樁豎向極限承載力總體上是合理且偏于安全的。

4.結語

從土塞效應形成機理、影響因素及力學分析出發(fā)，對以密實砂層為持力層的開口鋼管樁土塞效應計算適當簡化， 推演得出可運用于水運工程規(guī)范計算開口鋼管樁豎向極限承載力的土塞效應折減系數(shù)，并結合海利公式、高應變動力檢測對比分析，得出以下結論與建議：

（1）沉樁過程中，開口樁樁端部分土不可避免的將涌入管樁內壁形成土塞，土塞的形成、閉塞程度與樁端土性（應力狀態(tài)和密實度）、樁基的幾何特征（如樁徑、壁厚、樁靴類型等）、成樁方法（打入樁或靜壓樁）、樁基入土深度及進入樁端持力層深度等諸多因素有關。土塞效應影響因素復雜，尚缺乏完善的理論與方法，建議從細觀力學機制出發(fā)，結合室內試驗、理論分析與數(shù)值模擬各方面因素，研究土塞效應力學機制，全面指導工程應用。

（2）基于一維豎向平衡的研究方法，建立了土塞豎向力學平衡方程，并通過壓力室試驗，研究了以密實砂層為持力層的管樁土塞增量填充率特性。

（3）分析土塞效應的關鍵影響因素，結合力學與土塞增量填充率特性研究，分析既有理論研究合理性，建立了簡化的土塞效應折減系數(shù)計算公式，并從“統(tǒng)標”出發(fā)，推演得出可運用于水運工程規(guī)范計算開口鋼管樁豎向極限承載力的土塞效應折減系數(shù)。

（4）通過規(guī)范推演計算與高應變動力檢測對比分析，認為本文推演得出的可運用于水運工程規(guī)范公式計算開口鋼管樁豎向極限承載力的土塞效應折減系數(shù)總體上是合理且偏于安全的，對于以密實砂層為持力層的開口鋼管樁豎向極限承載力計算具有一定的參考意義。

參考文獻：

[1]PERRY M G，HANDLEY M F.The dynamic arch in free-glowing granular material discharging from a model hopper[J] . Trans. In2st.Chem Engrs，1967， 45： 367-371.

[2]RANDOLPHM F，LEONG E C，HOULSBY G T.One Dimensional Analysis of Soil Plugs in Pipe Piles[J] .Geotechnique，1991， 41 （4）：587-598.

[3]STEFANOFF G，BOSHINOV B.Bearing capacity of hollow piles driven by vibration [ C]∥Proc.， 9th Int.Conf. on Soil Mechanics and Foundation Engineering， Tokyo，1977： 753-758.

[4]NICOLA A， DE，RANDOLPH M F. The plugging behavior of driven and jacked piles in sand[J].Geotechnique，1997， 47（4）：841-856.

[5]PAIK K H， SALGADO R， LEE J H etal. Behavior of open-and closed-ended piles driven into sands[J].Geotech.Geoenviron. Eng，2003，129（3）： 391-403.

[6]PAIKOWSKY S G，WHITMAN R V，M M.A new look at the phenomenon of off shore pile plugging[J].Marine Geotechnology，1989（8）：213-230.

[7]JTS 167-2018，碼頭結構設計規(guī)范[S].

[8]JGJ 94-2008，建筑樁基技術規(guī)范[S].

[9]GB 50153-2008，工程結構可靠性設計統(tǒng)一標準[S].

[10]GB 50068-2001，建筑結構可靠度設計統(tǒng)一標準[S].

[11]GB 50158-2010，港口工程結構可靠性設計統(tǒng)一標準[S].