中美歐規(guī)范鋼管樁抗拔承載力設(shè)計對比*

婁學(xué)謙，胡興昊，王 幸，陳明杰

(中交四航工程研究院有限公司，廣東 廣州 510230)

隨著全球共同發(fā)展和“一帶一路”倡議的提出，中國企業(yè)在非洲、東南亞國家和地區(qū)承接了大量海洋工程項目，鋼管樁以其施工方便、承載力高的優(yōu)點得到了廣泛應(yīng)用。在海洋工程中，因受風(fēng)浪、系泊力及地震力的作用，在樁基設(shè)計時常常更注重抗拔承載力。因此抗拔樁的設(shè)計至關(guān)重要，在抗拔樁的設(shè)計中，抗拔承載力的計算是一項重要內(nèi)容。

國外海洋工程的基樁抗拔承載力設(shè)計主要參照美國石油協(xié)會規(guī)范API RP 2A-WSD[1]和歐洲規(guī)范EN 1997-1[2]，該類規(guī)范的綱領(lǐng)性特征明顯，對計算基樁抗拔承載力等巖土工程問題進行了建議、提示和指導(dǎo)。其中，API規(guī)范除了提供計算基樁抗拔承載力的一般公式外，還提供了巖土參數(shù)的建議值，但由于其中試驗研究經(jīng)驗的局限性，有學(xué)者已對這些規(guī)范中的一些內(nèi)容提出了質(zhì)疑，例如樁-土摩擦系數(shù)經(jīng)驗取值[3]。而歐洲規(guī)范EN 1997-1只提供了一般計算公式，未規(guī)定巖土參數(shù)取值方法，一般可參考文獻[4]。

本文對API RP 2A-WSD、EN 1997-1、JTS 167—2018《碼頭結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[5]、JGJ 94—2008《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》[6]等規(guī)范中基樁抗拔承載力計算理論基礎(chǔ)和計算方法進行對比，并通過工程案例，對計算參數(shù)取值方面的異同進行對比，為類似工程的設(shè)計和施工提供參考。

1 樁基承載力設(shè)計理論基礎(chǔ)

1.1 JTS 167—2018

關(guān)于基樁豎向承載力計算，JTS 167—2018《碼頭結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》采用極限狀態(tài)的基于可靠度理論的分項系數(shù)設(shè)計理論，根據(jù)不同的樁型，分別給出了采用靜載試驗法、經(jīng)驗參數(shù)法計算單樁軸向承載力設(shè)計值時所采用的抗力分項系數(shù)。

1.2 JGJ 94—2008

關(guān)于基樁豎向承載力計算，JGJ 94—2008《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》采用極限狀態(tài)的單一安全系數(shù)設(shè)計理論，綜合安全系數(shù)K=2，以單樁豎向極限承載力標準值、極限側(cè)阻力標準值、極限端阻力標準值、樁的幾何參數(shù)為參數(shù)確定抗力，以荷載效應(yīng)標準組合為作用力。

1.3 API規(guī)范

API RP 2A-WSD規(guī)范中，設(shè)計樁基承載力采用安全系數(shù)法，按荷載的類型給予安全系數(shù)不同的規(guī)定值。設(shè)計環(huán)境條件加最小荷載(拉樁)時，安全系數(shù)取值為1.5。

1.4 歐洲規(guī)范Eurocode 7

歐洲規(guī)范Eurocode 7的主要設(shè)計思想是極限狀態(tài)設(shè)計。規(guī)范中要求明確區(qū)分承載力極限狀態(tài)(ULS)和正常使用極限狀態(tài)(SLS)，使用不同的計算來驗算 ULS和SLS。對于承載能力極限狀態(tài)，為了適應(yīng)不同的情況，Eurocode 7采用DA1、DA2和DA3(DA是Design Approach的縮寫)3種不同的分項系數(shù)設(shè)計方法。每種設(shè)計方法涉及 3 組不同的分項系數(shù)，分別是作用的(組A)、巖土材料參數(shù)的(組M)和抗力的(組R)分項系數(shù)。如果巖土材料參數(shù)的分項系數(shù)大于1，那么抗力的系數(shù)就等于1，反之亦然。這樣只對巖土材料參數(shù)或抗力應(yīng)用分項系數(shù)，而不是同時應(yīng)用[7]。

DA1有兩種組合方式。組合方式1是對荷載作用乘以分項系數(shù)，巖土材料參數(shù)采用特征值進行設(shè)計，A1+M1+R1；組合方式2是對巖土材料參數(shù)偏于不利的情況，永久作用采用特征值，可變作用乘以略小的分項系數(shù)，巖土材料參數(shù)除以分項系數(shù)，A2+(M1或M2)+R4。

DA2分項系數(shù)應(yīng)用于荷載作用和抗力，計算公式為A1+M1+R2。

DA3分項系數(shù)應(yīng)用于荷載作用和巖土材料參數(shù)，計算公式為(A1或A2)+M2+R3。

在非洲，較多國家使用Eurocode 7及英國國家附錄[8-9]進行參數(shù)取值，目前英國使用DA1。各方法的分項系數(shù)見表1～3。

表1 荷載作用分項系數(shù)

表2 土體強度參數(shù)分項系數(shù)

表3 打入樁的抗力分項系數(shù)

1.5 分析比較

JTS 167—2018、Eurocode 7在設(shè)計原理上均采用了概率極限狀態(tài)設(shè)計法，JTS 167—2018的方法與歐標的設(shè)計方法1的組合方式1相同，只是在系數(shù)的取值上略有差異。JGJ 94—2008與API規(guī)范采用了安全系數(shù)法，API針對不同的荷載特點采用了不同的安全系數(shù)，與概率極限狀態(tài)法有所接近。

2 單樁抗拔承載力的計算方法

2.1 碼頭結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范

JTS 167—2018規(guī)定，凡允許不作靜載荷試樁的工程，打入樁的單樁抗拔承載力設(shè)計值可按下式計算：

(1)

式中：γR為單樁抗拔承載力分項系數(shù)，取1.45～1.55；U為樁身截面周長；ξi為折減系數(shù)，對黏性土取0.7～0.8，對砂土取0.5～0.6；qfi為樁周第i層土的單位面積極限側(cè)阻力標準值，可根據(jù)規(guī)范中的推薦值選??；li為樁身穿過第i層土的長度；G為樁重力，水下部分按浮重力計；α為樁軸線與垂線夾角。

2.2 建筑樁基技術(shù)規(guī)范

JGJ 94—2008規(guī)定，承受拔力的樁基，其單樁抗拔承載力應(yīng)滿足：

(2)

式中：Nk為按荷載效應(yīng)標準組合計算的基樁拔力；Tuk為群樁呈非整體破壞時基樁的抗拔極限承載力標準值，按式(3)計算；Gp為樁自重，地下水位以下取浮重力。

(3)

式中：ui為樁身周長；qsik為樁側(cè)表面第i層土的抗壓極限側(cè)阻力標準值，可根據(jù)規(guī)范中推薦的經(jīng)驗值選取，或通過原位測試法計算；λi為抗拔系數(shù)，砂土取0.50～0.70，黏性土和粉土取0.70～0.80。

2.3 API規(guī)范

根據(jù)API規(guī)范規(guī)定，計算得到的抗拔承載力不得大于抗壓承載力的側(cè)阻力，按式(4)計算。

(4)

式中：Qt為單樁抗拔極限承載力，小于或等于抗壓承載力的側(cè)阻部分；d為樁的直徑；f(z)為深度z處的樁側(cè)摩阻力。

通過單樁極限抗拔承載力除以安全系數(shù)來確定單樁抗拔承載力設(shè)計值。計算時，應(yīng)考慮樁浮重力W，當可以確定時可考慮土塞浮重力G，單樁抗拔承載力設(shè)計值可以表示為Qt1.5+W+G，形式上與建筑樁基標準是一致的。

1)黏性土中。

f(z)=αsu

(5)

式中：su為計算深度處的不排水抗剪強度；α為無量綱參數(shù)，對欠固結(jié)土，α通常可取1.0。

參數(shù)α滿足α≤1.0，根據(jù)下式計算：

(6)

p′0(z)=ρsgz

(7)

式中：ρs為土的有效密度；z為入土深度。

2)無黏性土中。

f(z)=βp′0(z)

(8)

式中：β為適用于砂土的無量綱參數(shù)，API規(guī)范[10]給出了不閉塞開口管樁的β值，對全擠土樁(即閉口或完全閉塞開口樁)的值可提高25%使用；p′0為深度z處的有效覆蓋土壓力；對于長樁，f(z)不可能如式(8)所示隨覆蓋層壓力線性增加，在這種情況下，可以將f(z)按API規(guī)范限定。

3)巖層中。

只規(guī)定了原則性要求，未規(guī)定具體的參數(shù)或計算方法。

2.4 EN規(guī)范

單樁抗拔承載力設(shè)計值Rt;d可按下式計算：

(9)

式中：Rt;k為單樁抗拔承載力特征值，應(yīng)通過靜載試驗得出，也可以基于土體試驗結(jié)果計算，但前提是這些方法已通過樁荷載試驗和類似經(jīng)驗驗證；γs;t為抗力分項系數(shù)，可由國家附錄規(guī)定，或參考規(guī)范的附錄A取值。

EN 1997-1計算單樁抗拔承載力特征值Rt;k時，通過兩種程序考慮土體變異性：

第1種程序稱為“模型”程序，使用土體試驗結(jié)果計算Rt;k。與靜載試驗類似，該程序也將計算承載力除以相關(guān)系數(shù)ξ，以考慮樁承載力的變異性。

(10)

式中：ξ3和ξ4是取決于土體剖面試驗數(shù)量n的相關(guān)系數(shù)，可由國家附錄規(guī)定，或參考規(guī)范的附錄A取值；(Rs；cal)mean為使用土體試驗結(jié)果計算得到的樁側(cè)摩阻力極限值的平均值；(Rs；cal)min為使用土體試驗結(jié)果計算得到的樁側(cè)摩阻力極限值的最小值。

第2種程序稱為“備選”程序，首先將土體試驗的結(jié)果進行綜合保守評估，然后基于保守評定結(jié)果計算Rt;k。

(11)

式中：qs;i;k為不同地層中單位面積的樁側(cè)土摩阻力特征值；As；i為不同地層中樁段的側(cè)面積。

如果選用備選程序，γs;t可能需要通過乘以大于1.0的模型系數(shù)γRd修正。模型系數(shù)可由國家附錄確定，如英國國家附錄規(guī)定模型系數(shù)取1.4，當通過維持荷載法驗證了極限承載力后，可降為1.2。

因為問題的復(fù)雜性，EN 1997并未給出qs;i;k取值方法，已有很多項目參考了《樁的設(shè)計與施工實踐》進行取值，式(11)進一步變?yōu)椋?/p>

1)對細粒土。

(12)

式中：αpi為峰值附著系數(shù)，值可由圖1估算；F為長度因子，其值可由圖2估計；cui為樁身周圍各土層的未擾動不排水抗剪強度特征值；As;i為提供摩擦力作用的樁身的表面積。

圖1 峰值附著系數(shù)與抗剪強度有效上覆壓力的關(guān)系

圖2 長度系數(shù)與埋置深度樁徑的關(guān)系

2)對粗粒土。

(13)

式中：σ′v0為樁側(cè)計算深度處有效上覆巖土層壓力；ksi為土的水平土應(yīng)力系數(shù)，取決于土的相對密度和固結(jié)狀態(tài)、樁的擠土體積、樁的材料和樁的形狀，對打入的大擠土樁、打入的小擠土樁，ksk0取值分別為1～2、0.75～1.25；δf為樁土摩擦角的特征值或平均值。

在正常固結(jié)土中，K0隨深度而恒定，取決于土的相對密實度：松散(標準貫入擊數(shù)N為0～10)，K0=0.50；中密(標準貫入擊數(shù)N為10～30)，K0=0.45；密實(標準貫入擊數(shù)N>30)，K0=0.35。

不同界面條件下樁與土的摩擦角值：平滑(涂層)鋼或砂，δf=0.5φ～0.7φ；粗糙(波形)鋼或砂，δf=0.7φ～0.9φ。

3)對軟巖。

對于砂巖、火成巖、部分石灰?guī)r等易碎的粗粒巖石，可以認為打樁使樁身周圍的巖石破碎，形成疏松到中密的砂體，這種情況可以采用適當?shù)腒s和δ參考式(14)計算。如果泥巖和粉砂巖等巖石的風(fēng)化程度接近黏性土狀，使得獲得原狀樣本成為可能，則風(fēng)化巖石可視為黏土，參考式(12)計算。

從基礎(chǔ)工程設(shè)計角度，采用式(14)估計軟巖層的樁側(cè)單位摩阻力。

(14)

式中：σ′ucw為軟巖單軸抗壓強度；b為系數(shù)，取值0.2～0.3。

2.5 比較分析

通過土層參數(shù)法計算鋼管樁單樁抗拔承載力時，EN 1997-1中未規(guī)定樁側(cè)單位側(cè)摩阻力取值方法；美國API規(guī)范規(guī)定了黏性土和無黏性土單位側(cè)摩阻力計算方法，而對巖層中的取值僅有原則性規(guī)定；我國JTS 167—2018規(guī)定了土的單位側(cè)摩阻力經(jīng)驗值，沒有巖層中打入樁單位側(cè)摩阻力取值的相關(guān)規(guī)定；JGJ 94—2008規(guī)定了土、強風(fēng)化巖、全風(fēng)化巖單位側(cè)摩阻力的取值建議，更全面、更簡便。

EN 1997-1和美國API規(guī)范均規(guī)定，抗拔樁側(cè)阻取值與抗壓樁側(cè)阻取值相同，通過分項系數(shù)或安全系數(shù)等參數(shù)調(diào)整安全儲備，JTS 167—2018和JGJ 94—2008的抗拔側(cè)阻取值是在抗壓側(cè)阻基礎(chǔ)上折減得到，與EN1997-1和美國API規(guī)范的理念是相同的，但實際效果略有差異。

3 工程實例

3.1 實例1

實例1是肯尼亞蒙巴薩港某離岸碼頭工程，采用開口鋼管樁作為結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)，樁徑1.0 m，壁厚15.4 mm，樁長52.70 m，樁底設(shè)計高程-49.00 m，采用歐洲規(guī)范進行設(shè)計。巖土以黏性土、砂土、強風(fēng)化到中風(fēng)化泥巖為主。巖土的物理力學(xué)參數(shù)見表4。

表4 土層參數(shù)

采用BSP CG300液壓沖擊錘施打鋼管樁，樁端沉至-45.01 m，至中風(fēng)化泥巖后無法繼續(xù)貫入，1.2 m錘擊跳高下，終錘貫入度0.8 mm。

因終錘樁端高程與設(shè)計樁端高程有較大差距，且該項目鋼管樁受拔力作用，在沉樁后第8 d進行了抗拔靜載試驗，抗拔樁加載分為0～1.0 倍的設(shè)計荷載、0～2.5 倍的設(shè)計荷載2個循環(huán)，設(shè)計荷載為1 300 kN。完成前面2次循環(huán)加卸載后，樁仍未破壞，后在快速法加載至5 395 kN時樁上拔破壞，荷載-樁頂上拔曲線見圖3?？拱螛兜臉O限承載力是指土體對抗拔樁提供的極限摩阻力[11]，因此，破壞荷載的上一級荷載減去樁身自重即為樁的極限承載力，為4 840.7 kN，荷載-樁頂上拔曲線見圖3。進行抗拔折減前，各土層的單位樁側(cè)阻力見表5，樁的抗拔側(cè)阻力結(jié)果見表6。

圖3 試樁的Q-s曲線

表5 單位樁側(cè)摩阻力 kPa

表6 樁的抗拔側(cè)阻力結(jié)果

從表 6可以看出，該區(qū)域黏性土為主的地層條件下，用JGJ 94—2008進行抗拔極限承載力計算誤差更小，其它幾套規(guī)范誤差較為接近。考慮安全系數(shù)或分項系數(shù)、樁身自重等后，計算單樁抗拔承載力設(shè)計值，以歐洲規(guī)范的DA1-2組合計算結(jié)果最低。參考Piledesignandconstructionpractice或JGJ 94—2008計算打入樁軟巖段的樁側(cè)阻力，是可行的。建議參考JGJ 94—2008對本項目樁基設(shè)計進行優(yōu)化。

3.2 實例2

實例2為幾內(nèi)亞鋁土礦出口碼頭工程，采用開口鋼管樁作為結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)，樁徑1.42 m，壁厚21 mm，樁長48.00 m，樁底設(shè)計高程-42.00 m。巖土的物理力學(xué)參數(shù)見表7。

表7 土層參數(shù)

采用HHP20液壓沖擊錘進行鋼管樁沉樁施工，在1.2 m錘擊跳高下，終錘貫入度12 mm。為評價樁實際抗拔承載能力和樁的抗壓與抗拔側(cè)阻性狀，在沉樁第18 d進行了抗拔靜載試驗，試驗條件下抗拔承載力不低于6 697.6 kN。

進行抗拔折減前，各土層的單位樁側(cè)阻力見表8，樁側(cè)阻力結(jié)果見表9?？梢钥闯觯诟咚苄责ば酝梁兔軐嵓毶盀橹鞯牡貙訔l件下，用JGJ 94—2008、API規(guī)范進行抗拔極限承載力計算誤差更小，其他2項規(guī)范誤差較為接近?？紤]安全系數(shù)或分項系數(shù)、樁身自重等計算單樁抗拔承載力設(shè)計值后，歐標的DA1-2組合計算結(jié)果最低。建議參考JGJ 94—2008或API規(guī)范對本項目樁基設(shè)計進行優(yōu)化。

表8 單位樁側(cè)摩阻力 kPa

表9 樁的抗拔側(cè)阻力結(jié)果

4 結(jié)論

1)主要為黏性土的地層中，用JGJ 94—2008計算的抗拔極限側(cè)阻力與實測值偏差最小，其它幾項規(guī)范誤差接近。主要為黏性土、砂土的地層中，用JGJ 94—2008、API規(guī)范計算的抗拔極限側(cè)阻力與實測值偏差最小。

2)考慮分項系數(shù)、安全系數(shù)后計算的單樁抗拔承載力設(shè)計值有一定差異，進行樁的抗拔承載力設(shè)計時，應(yīng)充分了解包括外部作用的計算方法、理念，避免對樁的承載力產(chǎn)生誤解。

3)計算案例表明，對國外打入鋼管樁，采用JGJ 94—2008或Piledesignandconstructionpractice進行強風(fēng)化軟泥巖側(cè)阻力取值是可行的。

4)理論上，在計算樁的抗拔承載力設(shè)計值時，除計入樁身自重外，還可以計入樁內(nèi)土塞重。中國規(guī)范和EN 1997規(guī)范均未考慮土塞重，API規(guī)范對土塞重的考慮持慎重態(tài)度。此外，土塞的形成程度，不僅影響到樁重，還影響擠土效應(yīng)，這些均會導(dǎo)致計算值與實測值之間存在較大偏差。

5)EN 1997、API規(guī)范對樁側(cè)單位面積摩阻力取值方法是比較開放的，在國外樁基工程中，建議充分結(jié)合中國規(guī)范，以利于設(shè)計優(yōu)化和中國規(guī)范的輸出。