张露露 江伟 潘滢

摘 要：从土塞效应形成机理、影响因素及力学分析出发，基于既有理论研究分析，对以密实砂层为持力层的开口钢管桩土塞效应计算适当简化，推演提出开口钢管桩的土塞效应折减系数计算，并结合高应变动力检测结果对比分析，总体上是合理且偏于安全的，为打入式开口钢管桩设计和指导施工提供一定的参考意义。

关键词：土塞效应 极限承载力 海利公式 土体恢复系数

打入式开口钢管桩因其抗弯能力高、贯入穿透性强等优势，在水平力较大、持力层埋深较深、沉桩贯入难度较大、自由端较长时广泛采用。因土塞效应尚未建立完善的理论计算，开口钢管桩承载力量化分析更为复杂和困难。基于既有理论研究分析，推演提出针对以密实砂层为持力层的开口钢管桩土塞效应的理论分析计算，并通过规范推演计算、高应变动力检测结果对比分析，对于以密实砂层为持力层的开口钢管桩竖向极限承载力计算具有一定的参考意义。

1.土塞效应

1.1土塞形成机理

沉桩过程中，桩端部分土不可避免的将涌入开口管桩内壁形成土塞，此时桩内侧土柱为一维排列，而桩外侧土理论上可以径向无限延伸，因此导致桩内外侧剪应力发挥不同。曾有学者提出了著名的“动力拱”效应，拱效应机制的基础是在形成空间球帽状的土拱过程中，土颗粒沿主应力方向重新分布定位。在管桩逐步贯入过程中，涌入管桩内的土经历了拱的形成与破坏交替循环过程。当荷载超过拱的承载力时，拱发生剪切和膨胀破坏，桩端土随之再次涌入管桩内，形成新拱。拱效应将桩底土阻力转变为管桩内壁的法向挤压应力，导致管桩内壁负侧摩阻力的提高，从而削弱了管桩竖向极限承载力。

1.2 土塞性状影响因素

国内外大量的试验研究和现场实测资料表明，在沉桩过程中，土塞的形成、闭塞程度与桩端土性（应力状态和密实度）、桩基的几何特征（如桩径、壁厚、桩靴类型等）、成桩方法（打入桩或静压桩）、桩基入土深度及进入桩端持力层深度等诸多因素有关，其中以土层性质、桩径、进入桩端持力层深度影响最为显著。相较于粘土层和粉土层，在密实砂层中，管壁阻力明显增加；小直径开口钢管桩（直径小于600mm）土塞效应强，可视作闭口桩；桩内径与壁厚之比越大的桩基，在打桩过程中形成土塞高度越大；随着贯入持力层深度的增加，土塞高度增长减慢，直至土塞效应达到稳定的最大发挥状态。

1.3 土塞受力分析

根据国家“统标”、建筑行业“统标”及水运行业“统标”规定，建筑行业和水运行业均采用以概率论为基础、以分项系数表达的极限状态设计方法。在结构安全等级为二级时，其承载能力极限状态表达式为：作用组合效应S≤抗力效应R。

《建筑桩基技术规范》采用单一安全系数的可靠度设计计算抗力效应特征值，即R=单桩垂直承载能力标准值Q/（安全系数K=2），对应的作用组合效应S采用标准组合的效应设计值；而《码头结构设计规范》中采用水准Ⅱ-近似概率论设计法的可靠度设计计算抗力效应设计值，即R=单桩垂直承载能力标准值Q/（抗力分项系数1.45～1.55），对应的作用组合效应S采用持久组合的效应设计值。考虑到持久组合的效应设计值分项系数取1.2～1.5，据此得到“相当性安全系数”= 1.2 × 1.45 ～ 1.5 × 1.55 = 1.74 ～ 2.33，在取低值时“相当性安全系数”与建筑行业安全系数相差约15%。

2.高應变动力检测

2.1 土体恢复系数

沉桩时，通过锤击施加震动作用克服土体侧向压力达到沉桩的。这种对土的冲剪排挤作用破坏了桩周土体的稳定平衡，使得土体受到破坏。而在沉桩后，桩周土体在诸多因素共同作用下，随着时间的推移土体强度不断得到恢复，桩周土与桩身间空隙不断密实，土体重新达到稳定平衡状态，从而使得桩基承载力得以增加。这种时间效应导致桩基极限承载力在土体重新稳定恢复后的大小与沉桩结束之时的大小比值即为土体恢复系数K值。

土体恢复系数与沉桩方式（如打入桩、静压桩、锤型等）、土体性质（如土体的粘性、密实度等）、桩基特征（如桩径、桩长等）、休止恢复时间等因素有关。一般而言，在相同其它条件下，静压法施工对土体扰动破坏较弱，土体恢复系数小于锤击法施工，而对于锤击法施工，锤重越重，恢复系数越大；黏性土恢复系数较大、粉土较小、砂土更小；桩径越大、桩长越长，土体恢复系数越大，所需要的休止恢复时间也越长；桩基承载力随着时间增加而增长，开始增长迅速，最后逐渐趋于稳定。

3.工程案例检验

3.1工程概况

某工程码头及引桥均采用高桩结构，其中码头基桩为φ1000mm开口钢管桩，每榀排架设6根基桩，其中轨道梁下设半叉桩，其余均为直桩；引桥墩台基桩为φ1200mm开口钢管桩，每个墩台设2根基桩。基桩以中粗砂为基础持力层，桩周黏性土分布较为均匀。沉桩施工的桩锤型号为D128型柴油锤，采用PDA对30根桩基（其中码头处φ1000mm钢管桩12根、引桥处φ1200mm钢管桩18根）进行高应变动力检测，其中选取7根桩基进行高应变复测（其中码头处φ1000mm钢管桩3根、引桥处φ1200mm钢管桩4根）。

3.2 承载力对比分析

（1）土塞效应折减系数计算

码头处φ1000mm钢管桩终锤时桩端进入持力层深度均超过5m，引桥处φ1200mm钢管桩终锤时桩端进入持力层深度约4～6m，根据式（10）及《建筑桩基技术规范》规定，计算得到码头处、引桥处钢管樁土塞效应折减系数分别为0.55和0.37～0.55。

（2）高应变动力检测中土体恢复系数计算

利用PDA对7根基桩进行高应变初测与复测，得到土体恢复系数 值统计表如表1。

从表1可以看出，打桩后土体恢复较迅速，10d左右已得到基本恢复，土体恢复系数约为1.09～1.23之间，均方差为0.029～0.039，认为码头处φ1000mm钢管桩、引桥处φ1200mm钢管桩的土体恢复系数K值分别取平均值1.19和1.14是基本合理的。

（3）计算结果对比分析

基于以上分析与计算，考虑土体恢复后桩基极限承载力的提高，分别利用基于本文推演并结合水运工程与建筑行业规范计算公式（规范推演计算值）、高应变动力检测（PDA动测检测值）计算开口钢管桩竖向极限承载力，对比结果见图3、图4；统计规范推演计算值与PDA动测检测值比值a样本分布，见表2。

从三者结果对比分析来看，可得出以下结论：

① 二者计算以密实砂层为持力层的开口钢管桩竖向极限承载力的结果基本相符，整体而言， PDA动测检测值高于规范推演计算值。

② 大多数情况下，规范推演计算值比PDA动测检测值偏小10%～20%以内，未出现高于PDA动测检测值情况，认为利用本文推演的土塞效应系数对于计算以密实砂层为持力层的开口钢管桩竖向极限承载力总体上是合理且偏于安全的。

4.结语

从土塞效应形成机理、影响因素及力学分析出发，对以密实砂层为持力层的开口钢管桩土塞效应计算适当简化， 推演得出可运用于水运工程规范计算开口钢管桩竖向极限承载力的土塞效应折减系数，并结合海利公式、高应变动力检测对比分析，得出以下结论与建议：

（1）沉桩过程中，开口桩桩端部分土不可避免的将涌入管桩内壁形成土塞，土塞的形成、闭塞程度与桩端土性（应力状态和密实度）、桩基的几何特征（如桩径、壁厚、桩靴类型等）、成桩方法（打入桩或静压桩）、桩基入土深度及进入桩端持力层深度等诸多因素有关。土塞效应影响因素复杂，尚缺乏完善的理论与方法，建议从细观力学机制出发，结合室内试验、理论分析与数值模拟各方面因素，研究土塞效应力学机制，全面指导工程应用。

（2）基于一维竖向平衡的研究方法，建立了土塞竖向力学平衡方程，并通过压力室试验，研究了以密实砂层为持力层的管桩土塞增量填充率特性。

（3）分析土塞效应的关键影响因素，结合力学与土塞增量填充率特性研究，分析既有理论研究合理性，建立了简化的土塞效应折减系数计算公式，并从“统标”出发，推演得出可运用于水运工程规范计算开口钢管桩竖向极限承载力的土塞效应折减系数。

（4）通过规范推演计算与高应变动力检测对比分析，认为本文推演得出的可运用于水运工程规范公式计算开口钢管桩竖向极限承载力的土塞效应折减系数总体上是合理且偏于安全的，对于以密实砂层为持力层的开口钢管桩竖向极限承载力计算具有一定的参考意义。

参考文献：

[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，码头结构设计规范[S].

[8]JGJ 94-2008，建筑桩基技术规范[S].

[9]GB 50153-2008，工程结构可靠性设计统一标准[S].

[10]GB 50068-2001，建筑结构可靠度设计统一标准[S].

[11]GB 50158-2010，港口工程结构可靠性设计统一标准[S].