康思伟，贾志远

（1.中海油上海分公司，上海　200335；2.天津大学建筑工程学院，天津　300072）

利用CPT结果进行可打入性分析

康思伟1，贾志远2

（1.中海油上海分公司，上海200335；2.天津大学建筑工程学院，天津300072）

桩的可打入性研究一直是海洋工程中普遍关心的问题，如何准确地预测桩的可打入性是研究的重点，桩的可打入性与打桩土阻力有直接关系。根据某海域的现场打桩记录，运用GRLWEAP反算出打桩土阻力，与常用的基于CPT计算方法的结果进行对比分析，分析每种方法在计算土阻力时的准确性，并对各种方法的结果进行评价。计算结果显示，大直径桩在砂土中打桩也会发生土塞闭合；在本算例中，CPT方法用来进行土阻力预测时，不同的方法具有各自的特点。

CPT；土阻力；桩的可打入性；土塞

0　引言

在利用波动方程进行打桩预测过程中，打桩土阻力对计算结果的影响非常显著。因此对于打桩过程中土阻力分布的研究一直是研究的重点。对于土阻力的预测方法主要有两种。一种是以Steven和Semple为代表的折减系数法[1-2]。他们的方法是以API规范为基础，根据试验等方法对计算得到的侧摩阻进行不同程度的折减。另一种方法是以CPT的测试结果为基础，根据反分析等方法得到利用CPT测试结果的半理论半经验公式，有代表性的计算公式包括Fugro，ICP，UWA，NGI，Alm等[3-7]。

CPT（Cone Penetration Test）是岩土工程勘察中重要的原位测试技术，因其能在现场直接、连续、快捷地对岩土层的工程特性参数进行测试，并且避免了取样和室内试验对土样所造成的扰动等影响，故在国外及国内陆地岩土工程勘察领域已得到广泛应用。

目前，在欧美国家和地区，原位测试的工作量一般占整个海上工程地质调查项目的工作量的50%～70%；国内在陆地工程地质调查中，原位测试工作量一般也占整个工程地质调查项目工作量的50%以上。该方法已经被列入API规范，作为确定桩基承载力的推荐方法之一[8]。

随着经济的发展，大直径超长钢管桩在海洋工程中得到广泛应用。本文根据现场测试的结果进行反分析，同时采用目前比较认可的基于CPT的方法对土阻力进行了预测，根据分析结果对不同CPT方法的适用性进行了评价。

1　基于CPT的计算方法

桩基承载力是由桩侧摩阻力和桩端阻力两部分组成，桩侧摩阻力可以通过单位平均侧摩阻力乘以桩体入土部分的侧面积得到，桩端阻力是单位平均端阻力乘以桩端面积。打桩阻力一般是通过对桩基承载力进行修正获得的。一般认为打桩过程中的土阻力即SRD与桩基承载力是不相同的，但是，在砂土中打桩，经常采用砂土的承载力来替代砂土中打桩的SRD[9]。

目前经常被用于进行土阻力预测的CPT方法主要包括Alm，UWA，ICP和Fugro法。其中Alm法明确指出是针对打桩过程中的土阻力进行的，其余的方法均是用来计算砂土中的桩基承载力的。

桩基承载力Qu由桩侧摩阻力Qs及端阻Qp两部分组成，即：

Qu=Qs+Qp=πD∫тfd z+qpAp

式中：тf为单位侧摩阻力；qp为单位端阻；Ap为桩端表面积。

UWA，ICP和Fugro方法在单位侧摩阻力тf及单位端阻qp有如下规定。

1.1Fugro-05（Kolk etal.2005a）

1）单位侧摩阻力计算

抗压且h/R*≥4：тf=0.08qc（σv0′/pref）0.05（h/R*）-0.90抗压且h/R*<4：тf=0.08qc（σv0′/pref）0.05[h/（4R*）]4-0.90抗拉：тf=0.045qc（σv0′/pref）0.15[max（h/R*，4）]-0.85

式中：σv0′为上覆土的有效应力；pref为参考压力，100 kPa；R*为按管壁截面积等效的桩径，R*=（R2-Ri2）0.5；h为考察点到桩端的竖向距离。

2）单位端阻计算

对于开口桩和闭口桩：

1.2ICP-05（Jardineetal.2005）

1）单位侧摩阻力计算

тf=α[0.029bq（cσv0′/pref）0.13[max（h/R*，8）]-0.38+

Δσrd′]tanδf

式中：σv0′为上覆土的有效应力；Pref为参考压力，100 kPa；R*为按管壁截面积等效的桩径；h为考察点到桩端的竖向距离；δf为通过恒体积剪切试验确定的桩-土界面摩擦角，钢-砂界面δf典型值介于28°～30°，砂土颗粒越细，该值越小；Δσrd′为轴向受荷引起的径向有效应力增量，Δσ′rd=4GΔr/D，G/qc=185qc1N-0.75，其中 qc1N=（qc/Pre）f（/σv0′/pre）f0.5，Δr为膨胀量，推荐取值为0.02 mm；系数α对于开口桩抗拉承载力计算时取0.9，其他情况下取1.0；计算抗拉承载力时系数b取0.8，抗压承载力时取1.0。

2）单位端阻计算

对于闭口桩：

qb0.1/qc，avg=max[1-0.5log（D/DCPT），0.3]

对于开口桩：当Di≥2.0（Dr-0.3）或Di≥0.083qc，avg/prefDCPT时，认为无土塞，qb0.1/qc，avg=Ar。

其它情况下认为有土塞，qb0.1/qc，avg=max[0.5-0.25log（D/DCPT），0.15，Ar]，其中，Ar=1-（Di/D）2。1.3UWA-05（Lehaneetal.2005b）

1）单位侧摩阻力计算

тf=（ft/fc）[0.03qcA0rs.

，3eff[max（h/D，2）]-0.5+Δσrd′]tanδf式中：ft/fc为拉压承载力比值，对于压力取1.0，对于拉力取0.75；Ars，eff为有效面积比，Ars，eff=1-IFR（Di/D）2，IFR为土塞增长率，等于土塞高度增长量与桩贯入长度增长量之比，一般按下式确定：IFR=min（[Di/1.5）0.2，1]；h为考察点到桩端的竖向距离；D为桩基外径，Di为桩基内径；δf为通过恒体积剪切试验确定的桩-土界面摩擦角，钢-砂界面的δf典型值介于28°～30°，砂土颗粒越细，该值越小；Δσ′rd为轴向受荷引起的径向有效应力增量。Δσ′rd=4GΔr/D，G/qc=185q-c10N.75，其中qc1N=（qc/Pref）（/σv0′/Pre）f0.5，Δr为膨胀量，推荐取值为0.02mm。

2）单位端阻计算

对于开口桩和闭口桩：

qb0.1/qc，avg=0.15+0.45Arb，eff

式中：Arb，eff=1-FFR（Di/D）2，FFR=min（[Di/1.5）0.2，1]。

1.4Alm法（Alm&Hamre（2002））

1）单位侧摩阻力计算

砂土：fs=fsres+（fsi-fsres）ek（d-p）

式中：k=（qc/σv0′）0.5/80；fsi=Kσv0′tanδf，K=0.0132·

qc（σv0′/qref）0.13/σv0′；fsres=0.2fsi。

黏土：fs=fsres+（fsi-fsres）ek（d-p）

式中：k=（qc/σv0′）0.5/80；fsi=fs0；fsres=0.004qc（1-0.0025qc/σv0′）。

2）单位端阻计算：

砂土：qTip=0.15qc（qc/σv0′）0.2

黏土：qTip=0.6qc

式中：fs为单位侧摩阻；fsres为残余侧摩阻；fsi为初始侧摩阻；σv0′为垂直有效应力；δf为界面摩擦角；pref为参考应力，100 kPa；fs0为CPT侧摩阻。

2　现场情况

在某海域打桩现场进行打桩，桩基均为开口钢管桩，桩长为122.4 m，直径为2.438 m，打入泥面以下98 m的深度，场地海域水深为87 m。采用MENCK MHU800S锤进行打桩，打桩锤参数见表1。土层分布情况见表2。现场CPT得到的测试结果见图1。

表1 打桩锤参数Table1　Parametersof pile driving hammer

表2 土层分布情况Table 2　Distribution of soil

图1 CPT测试结果Fig.1　CPT test resu lts

现场一共打入8根桩，由于8根桩的打桩记录比较接近，为了清楚起见，只画出其中1根桩的打桩记录，如图2，并且选择8根桩的平均值作为本次计算的依据。

通过本文前面的公式介绍可以看到，UWA，ICP和Fugro方法都是针对砂土的计算公式，因此本次分析选择从0～46m作为研究对象。从土层分布（表1）可以看到，在46 m范围内，除了在26～ 29.2 m处有一粉质黏土夹层以外，其余几乎全部由细砂组成。

图2 现场打桩记录Fig.2　Pile driving record

3　计算分析

为了对打桩进程中土阻力的变化情况进行研究，首先采用波动方程进行反分析，计算采用GRLWEAP2010软件进行，根据现场记录的锤击数以及计算得到的锤击数与承载力的关系可以得到打桩过程中土阻力随深度的分布，见图3。

分别采用不同的方法，包括 API，Alm，UWA，ICP和Fugro方法对打桩过程中的土阻力（SRD）进行了计算。采用上述各种方法对打桩过程中的土阻力进行计算。由于在打桩过程中没有测量土塞的高度，因此，在此分为土塞完全不闭合和土塞完全闭合两种情况进行计算，并将计算结果与反分析结果进行比较见图4。

图3　SRD（平均值）和深度的关系Fig.3　Relationship betw een SRD（mean）and depth

图4　计算值与反算值的比较Fig.4　Com parison of the calculated valuesand back calculated values

计算结果显示，当假定土塞完全不闭合时，在12 m以内，除了Fugro方法计算结果偏大以外，其余各种方法与反算值吻合良好。超过12 m，无论哪种方法与反算值的差别均很大。当假定土塞完全闭合时，ICP和Alm方法的计算值偏小；UWA和Fugro方法12m以后和反算值接近；从图4的计算结果可以看出，在打桩过程中，土塞经历了一个由不闭合到闭合的过程，这一转折应该发生在12m附近。因此假定12 m以上土塞不闭合，12 m后土塞完全闭合，取所有方法得到的结果见图5。

从整体拟合效果来看，API方法的整体变化趋势与反算数据基本一致，但在20～33 m之间数值偏小，在35～45 m之间数值偏大。UWA和ICP方法，在无土塞时和API结果接近，但在形成土

图5 不同方法的比较Fig.5　Com parison of differentmethods

塞以后，ICP方法数值与反算值相比偏小；UWA法在25 m以后，计算结果偏大。Alm法对CPT测试数据的变化比较敏感，总体偏小。Fugro方法的无土塞的计算结果偏大，但有土塞时，计算结果与反算值吻合较好。

4　结语

本文通过对现场试验桩的打桩数据，反算得到打桩时的土阻力，并将其与通过CPT和API预测得到的土阻力进行了对比分析，从计算结果可以看到，在砂土中打桩，即使是对于直径较大的情况（本次试验桩的直径为2.438 m）也会形成土塞，并接对打桩的土阻力产生明显的影响。API方法作为传统的预测土阻力的方法虽然存在精度上的缺陷，但是从整体变化趋势上和反算结果具有良好的一致性。CPT方法是一种预测土阻力的行之有效的方法。本次计算结果显示，在有土塞的情况下，ICP的计算结果偏小，在无土塞的情况下，Fugro的结果偏大，Alm方法作为专门用来预测土阻力的CPT方法其计算结果总体偏小，UWA方法的结果总体偏大。从整体拟合效果上而言，Fugro方法的效果最好。

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Pile driveability analysis by using CPT results

KANGSi-wei1,JIA Zhi-yuan2
（1.ShanghaiBranch,China NationalOffshoreOilCorporation,Shanghai200335,China; 2.Schoolof CivilEngineering,Tianjin University,Tianjin 300072,China）

The study of pile driveability hasbeen a universal concern in ocean engineering,and how to accurately predict pile driveability is the key of the research,pile driveability has a direct relationship with soil resistance driving.According to the pile driving records of a certain area,we calculated the soil resistance driving by the GRLWEAP,and compared with the commonly used calculationmethod based on the CPT results,analyzed the accuracy of eachmethod when calculating the soil resistance,and evaluated the resultsof variousmethods.Calculation results show that the large diameter pile can also occur soil plug closure when piling in sands.In this example,the CPTmethod is used to predict the soil resistance,and the different methodshave their own characteristics.

CPT;soil resistance;pile drivability;soil plug

U655.544.1

A

2095-7874（2016）10-0036-04

10.7640/zggw js201610008

2016-05-06

2016-07-21

自然科学重点基金（51239008）；国家973项目（2014CB046800）；国家重大专项（2011ZX05056002-01）

康思伟（1985—），男，四川人，硕士，工程师，石油工程专业。E-mail：kangsw@cnooc.com.cn