缅甸某油库利用标贯锤击数确定桩基参数的方法探讨

任海宾

中国石油管道局工程有限公司设计分公司

拟建油库的工程场区位于仰光市南部迪洛瓦（Thilawa）经济开发区。工程分为两期建设，其中一期工程包括3座1.2×104m3汽油罐和2座5 000 m3柴油罐，二期包括8座1.5×104m3储罐、4座6 000 m3储罐、消防罐及站场配套建（构）筑物。油库场区岩土类型除表层吹填砂土层外，下部以饱和黏性土、淤泥质土和粉细砂为主。此次岩土工程勘察工作以工程钻探、原位测试和土工试验作为主要方法，受限于业主投资和现场勘察资源配置，标准贯入试验（SPT）为唯一选用的原位测试方法。

标准贯入试验是国内外岩土工程中最常用的一种设备简单、操作方便、经济适用的原位测试方法，标贯锤击数即SPT-N值，可用于判定土的物理力学特性[1]。SPT-N值的应用十分广泛，可用于确定砂土密实度、黏性土状态、无侧限抗压强度、地基土承载力、土抗剪强度、桩基承载力和砂土液化判别等[2]。虽然标准贯入试验应用广泛，但其成果受人为操作和设备影响因素较大，如清孔、没有将贯入器贯入到不扰动土体位置、孔内未保持有效静力水头等[3]。因此，对于实测SPT-N值的是否修正和如何修正，应根据所在地区特点、建立统计关系时的具体情况决定。国内一些学者[4-5]对不同直径钻杆配置下标贯锤击能量比特征进行分析，计算出实际锤击能量与理论锤击能量的能量比，指出不同直径的钻杆、锤击能量比的差异总体上不大。符滨等[6]结合工程实例，基于标准贯入试验对国内外砂土液化判别法进行对比分析，指出我国现有规范是基于工程的经验方法，未考虑标贯能量损失和上覆土压力对标贯击数的影响，存在着不足之处。此外，我国缺乏利用SPT-N值获取桩基参数统一的计算方法。

一些经济相对落后的国家或地区，勘察方法也比较落后，同时缺乏适应所在国的标准和规范，业主方只能选用如BS EN或ASTM一些国际通用规范，但属地资源配置又往往达不到以上标准的要求，对于项目所在地缅甸，便是如此。业主方明确要求，岩土工程勘察工作应执行ASTM D1586—2008用于指导现场标准贯入试验，基础设计参数应按照国外岩土工程手册进行计算，不可直接选取。因此，有必要对标准贯入试验进行分析研究，并选择合理的修正公式和计算方法。中外标准中对于标准贯入试验的原理、方法、过程、数据和能源效率存在一定的差异[7]，提出现行的欧美标准中要求将实测SPT-N值通过修正转化为归一化SPT-N值，采用Skempton等建议的修正方法或其变种公式，而我国现行的标准只考虑杆长修正，造成SPT-N值的不可靠性[8]。通常经验校正方法是假定装置系统仅传递60%的能量，再考虑覆盖层自重压力和能量损失的影响，校正后的击数为N60。

1 场地岩土工程地质条件

根据钻探揭露、土工实验及现场调查，勘察深度内地层主要由吹填土（）及第四系冲积层（）组成。依据地层形成的地质时代、成因、地层岩性、物理力学性质的不同，在勘探深度内将场地地层岩性自上而下共划分为6个工程地质层，遵循 ASTM D2487—2011[9]和 ASTM D2488—2009[10]。各土层主要工程特征见表1。勘察期间，在孔内进行标准贯入试验，记录各土层SPT-N值，数据统计见表2；在各土层中采取扰动土样，进行常规的室内试验，结果见表3。

表1 各土层主要工程特征Tab.1 Main engineering features of each soil layer

根据以上勘察资料，建筑场地地表下主要为黏性土、粉土和砂土，厚度较大。从建筑场地地基土的埋藏特征、工程特性及上部荷载强度等方面综合分析，罐区及附属重要设备基础宜使用桩基础，因此，需要估算各土层桩的极限侧阻力标准值和极限端阻力标准值。

表2 标准贯入试验结果统计Tab.2 Statistics of SPT-Nvalue results

表3 土工试验结果Tab.3 Test results of soil engineering

2 桩基参数计算

目前，按照我国现行JGJ 94—2008《建筑桩基技术规范》，桩基参数宜通过桩基静载试验确定；勘察期间，可按静力触探法和经验参数法确定。由于现场缺乏静力触探试验设备资源，参考JGJ 94—2008《建筑桩基技术规范》[12]，桩基参数根据土的物理指标与承载力参数之间的经验关系确定（表 4）。

由表4可知，土的定名、室内试验、标准贯入试验均执行ASTM标准，土的定名和分类与我国普通采用的工程分类有所区别。此外，JGJ 94—2008《建筑桩基技术规范》［9］是依据我国工程经验总结而成，不能代表国外工程场地。因此，有必要利用国外相关岩土工程勘察标准或手册，选用被业主方认可的计算公式确定桩基参数，并应通过试桩校验参数。

表4 桩基参数建议值Tab.4 Recommended parameters of pile foundation

2.1 计算原则

桩基参数计算包括桩的极限侧阻力标准值qsik和桩的极限端阻力标准值qpk。根据土性分为黏性土和非黏性土，以下为选用的基本计算原则。

2.1.1 桩的极限侧阻力标准值qsik

黏性土。按静力计算，选择α法[13]。该方法由Tomlinson(1957)[14]提出，他指出黏性土桩侧阻力与土的不排水抗剪强度有直接关系，其表达式为

式中：α为黏聚系数（图1），该曲线针对预制桩提供；Cu为不排水剪切强度，kPa。

Terzaghi和Peck（1967）提出标准贯入锤击数实测值SPT-N与不排水剪切强度的关系[15]。Sowers（1979）根据土的状态建立起实测值SPT-N与不排水剪切强度的关系[16]（图2），推荐：对于高塑性黏土，Cu≈4N；对于低塑性黏土，Cu≈15N。

图1 黏性土黏聚系数关系曲线（Tomlinson，1957）Fig.1 Relation curve of cohesion coefficient of clay soil（Tomlinson，1957）

非黏性土。对于非黏性土，桩的极限侧阻力与土层侧压力系数、上覆有效压力和内摩擦角存在必然联系，可按式（2）计算侧摩阻力标准值[17]

式中：K为侧向土压力系数；σvo为上覆土层自重压力，kPa； δ为桩土间内摩擦角，（°）。

图2 SPT-N值与不排水剪切强度关系Fig 2.Relationship between SPT-Nvalue and un-drained shear strength

其中， K随深度不同而变化。Broms（1965）按桩形提出的K与修正的SPT-N值和 δ之间的经验关系[18]见表5。

表5 侧向土压力系数建议（Broms，1965）Tab.5 Recommended values of lateral soil pressure cofficient（Broms，1965）

对于中密的非黏性土（10≤SPT-N≤30），可取差值计算。考虑到桩身轴对称结构，各个方向侧压力均相等，因此，为便于计算，K取静止土压力系数计算，按式（3）取值

式中：K0为静止土压力系数；φ为有效内摩擦角，通过修正的SPT-N值确定（图3）。

如前所述，我国对于SPT-N值的修正只考虑了杆长的修正，修正是以牛顿碰撞理论为基础的。当杆长超过21 m后，其质量远超落锤质量，按碰撞理论计算误差很大[19]。国际上通常使用能量校正、杆长修正和上覆压力修正后的标贯值，该修正方法最初由Skempton提出，Robertson&Wride（1997）进行完善，以此为据，最终英国（BS）、欧洲（EN）及国际（ISO）均将其纳入标准化［20］，修正公式如下

式中：Er为落锤能量效率比，按Donut锤-自由落体，修正值取1.0；λ为杆长修正系数，参数取值见表6；Cn为上覆压力修正，其中对于正常固结砂N为实测标贯击数，即实测SPTN值。

图3 无黏性土有效内摩擦角和修正的SPT-N值的关系(Peck,Hanson and Thornburn)Fig.3 Relation between correctedN-value and the effective angle of internal friction for cohesionless soils（Peck,Hanson and Thornburn）

表6 修正系数建议值（BS EN ISO 22476-3）Tab.6 Recommended values of correction factor（BS EN ISO 22476-3）

2.1.2 桩的极限端阻力标准值qpk

黏性土。对于饱和黏性土，内摩擦角趋于0。Skempton（1951）[21]提出，地基土承载力与基础尺寸、黏性土不排水抗剪强度和上覆压力具有如下关系，即

式中： Nc为承载力系数，由Skempton（1951）提出，其与基础尺寸间的关系见图4。

非黏性土。对于非黏性土，Tomlison（1986）参考Berezansev（1961）提出的承载力系数，针对密实砂土，桩的极限端阻力标准值可由下式求得

其中：Nq为承载力系数，由Berezansev（1961）提出，与内摩擦角和长径比有关，其中内摩擦角通过修正的SPT-N值估算（图5）。

图4 黏性土不排水剪切强度分析中承载力系数Nc（L、B、H分别为基础长度、宽度、埋深）(Skempton,1951)Fig.4 Bearing capacity factor,Ncfor un-drained shear strength analysis in cohesive soil（Skempton,1951）

图5 Berezansev承载力系数（L、d分别为桩长、桩径）(Tomlison,1986)Fig.5 Berezantsev's Bearing Capacity Factor（Tomlison,1986）

2.2 计算结果

根据以上计算过程，得出场地各土层桩基参数如表7、表8、表9、表10所示。

表7 黏性土层桩的极限侧阻力标准值计算结果Tab.7 Standard value calculation results of limit shaft resistance in friction in cohesive soil layer pile

表8 非黏性土层桩的极限侧阻力标准值计算结果Tab.8 Standard value calculation results of limit shaft resistance in friction in cohesionless soil layer pile

通过以上计算分析，相比表4中我国的经验取值，上述桩基参数的计算过程中考虑了地层岩性、标贯击数、上覆压力等因素，计算原则在国外得到普遍认可和接受。以此参数为据进行桩基设计后，经过桩基静载荷试验验证，该参数能够较为准确地反映场地土力学性质，比较符合实际情况，应用到实际工程中是可行的。

表9 黏性土层桩的极限端阻力标准值计算结果Tab.9 Standard value calculation results of limit end bearing in cohesive soil layer pile

表10 非黏性土层桩的极限端阻力标准值计算结果Tab.10 Standard value calculation results of limit end bearing in cohesionless soil layer pile

3 结论

（1） 标准贯入试验作为一种重要的原位测试方法，虽然成果受外界影响较大，但在国内外岩土工程勘察行业中应用十分普遍，尤其是经济不发达国家。我国规范中按牛顿碰撞原理仅进行了杆长修正，某些参数直接通过SPT-N实测值查表选用，虽然在国内被接受，但确实具有显著局限性，相关的经验表格难以被国际项目业主认可。

（2）国外标准贯入试验多是基于能量传递原则，对标贯设备进行能量标定，再进行诸如杆长和上覆压力等修正，计算公式已经纳入到EN、ISO等国际标准范畴，在非黏性土的参数选择方面已被广泛使用。

（3）桩基参数的选择根本上是利用SPT-N值转换为桩基参数的输入值，包括黏性土的不排水剪切强度、非黏性土的内摩擦角，实则仍属于经验的范畴。因此，在条件允许的情况下，应选择其他的原位测试方法和土工试验方法，进行充分的对比和分析，以选择最贴近实际的设计参数值。

（4）以上计算过程仍存在一些问题：首先，标贯试验前，标贯设备应先进行落锤能力效率化标定，落锤能力效率化一般使用仪表应变计和加速表进行测定，同时应具备锤垫下方钻杆Er值的校正证明文件；其次，我国在桩基设计中，习惯按土层提供桩基参数建议值，这样并不符合实际，即使相同土层，不同深度处的参数实则不同。对此，国外通常按不同桩形和尺寸分钻孔、分厚度计算桩基承载力，供设计参考。

（5）鉴于目前中外工程合作趋于紧密，应从标准、规范、程序等多方面继续深入研究国内外工程异同，取长补短，以便更好地与世界接轨。