江苏海岸辐射沙洲地层中大直径钢管桩基础承载性能试验研究

吴荣辉，叶锦峰，骆光杰，沈晓雷，张 强, 4

(1. 浙江省新能源投资集团股份有限公司，浙江 杭州 310020； 2. 中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江 杭州 311122； 3. 浙江华东工程咨询有限公司，浙江 杭州 311122； 4. 山东大学 土建与水利学院，山东 济南 250061)

2018年联合国政府间气候变化专门委员会(IPCC)发布的《1.5℃特别报告》指出，《巴黎协定》中2℃温升目标已不再安全，应将21世纪全球温升控制在1.5℃以内[1]。海上风电是一项成熟的可再生能源利用技术，已在减少温室气体排放中发挥重要作用，将在未来的能源结构中占有重大比例[2]。目前我国已成为世界第三大海上风电国家，仅次于英国和德国[3]。我国《风电发展“十三五”规划》提出2020年全国海上风电开工建设规模达到1 000万kW，其中江苏省规划开工建设规模为450万kW，占到45%。近年来，江苏省已加快了海上风电建设的步伐，2018年底江苏省海上风电累计装机容量突破300万kW，占全国海上风电累计装机容量的70.4%[4]。江苏省海上风电场规划分为连云港及盐城北部基地、盐城南部基地和南通基地三个风电基地。盐城南部基地规划装机量最大，该区域规划风场多达20座。该区域是辐射沙洲地貌，海底地形起伏明显，水深条件复杂，局部地形冲淤变化大[5-6]。同时，海上风机单机容量在向大型化和深海化发展，海上风电对桩基础的水平和竖向承载力提出更高的要求[7]。因此对辐射沙洲地层中钢管桩的承载性能进行研究具有重要意义，可为桩基础的设计、优化提供依据。

辐射沙洲是江苏重要的岸外海域，目前已对辐射沙洲的海域地形、水动力、成因及演变机理和冲刷机制进行了大量的研究，并取得了丰富的成果[8]。辐射沙洲整体较为稳定，区域内多数沙洲处于侵蚀状态，具有整体向内迁移的趋势[9]。虽然该海域有已建成的海上风电场，但揭示该海域的地层资料较少，更缺乏该海域的试桩资料，对后续待建的海上风电项目缺乏指导意义。海上风电桩基础广泛采用大直径钢管桩基础，目前针对大直径钢管桩的承载性能、侧摩阻力和土塞效应展开了大量的研究[10-13]。林敏波[13]通过室内试验研究了桩径变化对土塞效应的影响，研究认为开口桩桩径越大越不利于闭塞的产生。桩内土塞高度与桩径、土层、贯入深度有关系，但判断开口桩是否完全闭塞的方法还有待研究。熊根等[14]根据海上风电场试桩结果分析了大直径桩侧摩阻力特性，研究认为拟合法和API规范法在软黏土和沙土中具有不同的适用范围。风机基础会受到巨大的水平荷载力，地层的水平承载力也是桩基结构设计时需要考虑的重要因素。桩基水平受力变形分析常采用p-y曲线法。现场试验方法所得p-y曲线是最为可靠的，但由于其成本较高，其试验成果较少[15]。p-y曲线主要用于分析小直径桩基础，对大直径桩基的适用性还需进一步研究[16]。初始地基反力模量是p-y曲线中重要的参数，桩径对初始地基反力模量的影响存在着不同观点[10]。陈浩[11]通过室内实验和数值模拟研究桩基埋深对水平承载力与变形特性的影响，研究发现桩身弯矩基本不受埋深影响，桩身变形随着埋深增加逐渐减小，当桩基埋深增加到8倍的桩径以后，桩身变形不再受到埋深影响。刘晋超等[17]基于室内实验获得的土体力学参数通过有限元方法分析了现有水平受荷桩基分析方法的差别性，m法和API规范法计算出的桩身水平变形比三维有限元计算结果小，但未能与实际变形情况值进行对比。深厚土层中各土层的物理力学参数差异性较大，且桩-土界面应力变形响应多呈非线性关系，在多层软土地基中桩基础轴向荷载-下沉量的计算与水平荷载-位移的分析均为复杂的非线性问题[18]。综上所述，目前对钢管桩基础承载特性理论研究尚不能很好地解决实际问题，实际工程还多依赖于经验值和现场试验结果[19]；此外，对江苏海岸辐射沙洲地层的认识也极为欠缺。因此十分有必要通过现场试桩揭示江苏海岸辐射沙洲地层中钢管桩基础承载性能。

本研究依托江苏海岸辐射沙洲在建海上风电项目开展钢管桩的现场静荷载试验，对江苏海岸辐射沙洲地层中钢管桩基础承载性能展开深入研究。通过单桩的轴向抗压静载试验、抗拨静载试验和水平静载试验，获得并获取该地层的抗压极限侧阻力值、极限端阻力值、各土层的p-y曲线，为该区域在建海上风电的桩基设计进行优化及待建项目提供可靠的参数。

1 工程地质概况

江苏海岸辐射沙洲以弶港为顶点，向北、东北、东和东南方向呈辐射状分布，处于山东半岛南部的旋转潮波系统与自东海进入黄海的前进潮波系统相交汇的地方，主要沙脊和潮流通道有：东沙、条子泥、亮月沙、高泥、蒋家沙、毛竹沙、竹根沙、西洋、烂沙洋、黄沙洋、小庙洪、苦水洋等[20]，如图1所示。

图1 江苏海岸辐射沙洲现场试验位置

本次试桩位置位于江苏省竹根沙，北条子泥附近海域。附近有已建好海上风电场1座，在建2座，待建1座。该试桩位置离岸距离39 km，地形变化平缓，场区高程-13.0～-2.8 m。该区域上部①～③层为第四系全新统(Q4)冲海相粉土、粉砂，下部为上更新统(Q3)相、滨海相沉积物，共分7个大层，根据土性及物理力学性质细分为8个亚层、3个夹层，其土层分布及物理力学参数如表1所示。

表1 试桩场地的地层分布及物理力学参数

2 试验方案

本次现场静荷载试验包括轴向抗压试验、轴向抗拨试验和水平静载试验。按照轴向抗压静载试验、轴向抗拨静载试验和水平静载试验的先后顺序完成测试。考虑到桩基承载力的时间效应[21]，每次试验后需要休止一定时间再进行下一次试验。现场试验共布置1根试验桩(S1)，4根锚定桩(M1～M4)和2根基准桩(J1和J2)，其布置方式如图2所示。试验桩S1的桩径为1 800 mm，桩长51 m，壁厚25 mm，实际入土深度29 m，⑤层粉土夹粉质黏土层作为持力层。测试结束后拔除所有测试桩，以免影响后续的施工。

图2 试验桩和锚定桩位置布置

静荷载试验测试系统主要由反力系统、加载系统、位移测量系统和桩身应变测量系统等构成。不同静载试验对试验桩施加不同形式的外力，所以不同的静荷载试验需要搭建不同的反力系统和加载系统。位移测量系统主要由基准桩J1和J2和位移传感器组成，基准桩与位移传感器连为一体，测量试验桩桩顶的竖向位移或水平位移。桩身应变测量系统采用Neubrex光纳仪(型号NBX-6045L)，分布式光纤传感器提前预埋在试验桩身上，可以实现测点间距20 cm的自动应变测量。水平静载试验时还需要进行桩身挠度测量，桩身挠度测量系统采用测斜仪(CX-08A)完成，通过测定测斜管与竖直方向的倾角变化，计算出不同深度位置的水平位移。

2.1 轴向抗压试验

轴向抗压试验的反力系统如图3所示。该测试采用快速维持荷载法，分级加载方案如表2。加载过程中每级加载须维持1 h，并在加载后5 min、15 min、30 min和60 min时测读桩顶沉降量，60 min时同时测读桩身应变；加载完成后分级卸载，每级荷载维持15 min，并在5 min、10 min和15 min测读桩身应变和桩顶沉降量；完全卸载后维持60 min，并在5 min、15 min、30 min和60 min时测读桩身应变和桩顶沉降量。通过桩身应变值可由式(1)和式(2)分别计算出桩身的轴力、侧摩阻力的分布[22]。

图3 轴向抗压测试系统原理图

(1)

(2)

式中：qsi为侧摩阻力；Qi为桩身第i断面处的轴力；μ为桩身周长；Δt为钢管桩壁厚；li为桩身第i断截高。

表2 轴向抗压测试荷载分级加/卸载方案

2.2 轴向抗拨试验

经过7天的休止期后进行轴向抗拨试验。轴向抗拨试验的反力系统如图4所示，加载系统可提供最大荷载为18 900 kN。该测试也采用快速维持荷载法，分级加载方案如表3。加载过程中每级加载须维持1 h，并在加载后5 min、15 min、30 min和60 min时测读桩顶沉降量，60 min时同时测读桩身应变；加载完成后分级卸载，每级荷载维持15 min，并在5 min和15 min桩顶沉降量，15 min时同时测读桩身应变；完全卸载后维持60 min，并在5 min、15 min、30 min和60 min时测读桩顶沉降量，最后同时测读桩身应变。

图4 轴向抗拨测试系统原理图

表3 静载抗拨测试荷载分级加/卸载方案

2.3 水平静荷载试验

水平静载试验的反力系统如图5所示。经过5天的休止期再进行水平静载试验。该测试采用单向单循环水平维持荷载法，分级加载方案如表4。桩身挠度采用测斜仪进行测量。加载过程中每级加载须维持10 min，每间隔5 min测读桩顶水平位移，10 min时同时测读桩身应变；完全卸载后维持30 min，间隔10 min时测读桩身水平位移。桩身的弯矩通过桩身的拉、压应变计算出，其表达式[10]：

(3)

M(z)=EI·θ(z)

(4)

式中：M为桩身的弯矩值；EI为桩的抗弯刚度；θ为桩身曲率；D为桩径；εt，εc分别为桩身的拉应变和压应变。由弯矩可以计算出土反力和土体与关系，其表达式[10]：

(5)

(6)

式中：p为桩侧土体抗力；y为土体水平位移；z为泥面以下的桩身埋深。

图5 水平静载测试系统原理图

表4 水平静载测试荷载分级加/卸载方案

3 结果与分析

试验桩S1沉桩后桩内外泥面的高程一致，钢管桩未发生完全闭塞。高应变动测表明桩S1桩身完整好，为I类桩，根据Capwapc算法计算出S1桩侧阻力11 020 kN，桩端阻力1 815 kN，总阻力12 835 kN。现场静载试验时试验桩S1位置处发生严重的海水冲刷，泥面高程降低了5 m。

3.1 轴向抗压试验

图6为轴向抗压试S1的桩顶荷载-沉降曲线和沉降时间曲线。由Qc～s曲线可以看出，当荷载到达10 875 kN 时桩顶的快速下沉，单级沉降量为106.38 mm，s～t曲线斜率出现较为明显的变化。卸载后桩顶残余沉降量为89.13 mm，回弹量为17.25 mm，回弹率为16.2%，表明此时S1发生破坏。根据《水运工程地基基础试验检测技术规程》(JTS 237-2017)规定可以判定S1的抗压极限承载力Qcu为10 150 kN。

图7为轴向抗压试验桩身轴向荷载分布曲线。由图可以看出，随着荷载逐步增加，泥面下桩身轴向力变化量不断增大并向土体深部扩展；不同土层中桩身轴力变化量存在着差异性。当荷载由2 000 kN增加到8 000 kN 时，相同土层中桩身轴力曲线的斜率发生明显变化，这表明桩身轴力先随外部荷载增加而增加；当达到轴向荷载超过轴向极限承载力(即10 150 kN)，S1在相同的土层中，不同荷载作用下桩身轴力变化量极为相近，桩端承载力相差较大。这表明S1桩身与土层发生滑动破坏，桩-土作用处于残余摩擦阶段。S1的轴向极限承载力为10 150 kN，侧摩擦阻力9 705 kN，占极限承载力的95%，桩端阻力445 kN，只占极限承载力的5%。

图6 抗压静载试验S1桩顶荷载-沉降(Qc～s)曲线和沉降时间(s～lg t)曲线

图8为轴向抗压试验桩身的侧摩擦阻力分布曲线。由图可以看出，不同土层的侧摩擦阻力差异性很大；在荷载较小时(小于5 800 kN)，桩底部的侧摩擦阻力为零，随荷载增加，桩底部的侧摩擦阻力逐渐增大，表明桩-土作用力由浅部土体向深部土体传递；在相同的荷载作用下，③层粉砂夹黏土层的侧摩擦阻力最大(如表5所示)；随着荷载的增加，各土层侧摩擦阻力逐渐增加到极限值。

图7 轴向抗压试验桩身轴向荷载分布曲线

图8 轴向抗压试验桩身的侧摩擦阻力分布曲线

表5 桩-土极限侧摩阻力值及桩端阻力值

3.2 轴向抗拨测试

图9为轴向抗拨试验桩顶的荷载上拔量曲线和上拔量时间曲线。由Qd～s曲线可以看出，当荷载到达6 800 kN时桩顶上拨量增加很快，单级上拨量为23.08 mm，s～t曲线斜率也开始出现明显的变化，表明S1已开始发生破坏；当荷载到达7 200 kN时桩顶单级上拨量更大，总上拨量达到106.55 mm，s～t曲线的斜率更明显，卸载后桩顶残余上拨量为87.66 mm，回弹量为18.99 mm，回弹率为17.7%，表明此时S1发生破坏。根据《水运工程地基基础试验检测技术规程》规定可以判定S1的抗拨极限承载力Qdu为6 400 kN。

图9 轴向抗拨试验桩顶的荷载上拔(Qd～s)曲线和上拔时间(s～t)曲线

图10为轴向抗拨试验桩身轴向荷载分布曲线。由图可以看出，试验桩S1抗拔荷载的分布表现出与抗压试验相似的规律，随着荷载逐步增加，泥面下桩身轴荷载不断增加并向土体深部扩展；不同土层中桩身荷载变化存在着差异性。当轴向荷载超过轴向极限承载力，在相同的土层中，桩身轴力变化量极为相近，但桩端承载力不同，这表明试样桩S1桩身与土层发生滑动破坏，桩-土作用处于残余摩擦阶段。

图11为轴向抗拨试验桩身侧摩擦阻力分布曲线。由图11和图8可以看出，抗压试验和抗拨测试时，表现出相似的规律：不同土层的侧摩擦阻力差异性很大，在荷载较小时，桩-土作用力由浅部土体向深部土体传递；在相同的荷载作用下，③层粉砂夹黏土层的侧摩擦阻力最大；但桩身侧摩擦阻力大小有差距，抗压测试值高于抗拨测试值。

图10 轴向抗拨试验桩身轴向荷载的分布曲线

图11 抗拨静载试验桩身侧摩擦阻力分布曲线

3.3 水平静载测试

图12为作用力处水平荷载水平位移(H-Y)曲线和水平位移时间(Y-lgt)曲线。在最大水平荷载作用下1 050 kN时，作用力点的最大水平位移为766.1 mm，卸载后残余水平位移量为87.8 mm，回弹量为678.3 mm。由H-Y曲线和Y-lgt曲线可以看出，H-Y曲线未有明显折点出现，Y-lgt曲线的斜率未出现明显的变化，且回弹量较高，表明极限水平承载力不小于1 050 kN。

图12 S1作用力点处水平荷载位移曲线和水平位移时间曲线

图13为S1桩身弯矩(M)分布曲线。由图可看出，桩身M分布曲线出现两处弯矩零点，试验桩S1为弹性长桩；S1最大桩身弯矩处在泥面下4.0～4.5 m处(即2.2D～2.5D)，随着水平荷载的增加，最大弯矩点向桩身缓慢下移。

图14为S1桩身挠度(y′)分布曲线。随着荷载的增加，桩身同一位置的水平位移在不断的增加，即挠度y′在不断增加，桩-土作用不断向土体深部扩展；在相同的荷载作用下桩身水平位移遂入土深度的增加而降低。

图13 试验桩S1桩身弯矩(M)分布曲线

图14 S1桩身挠度y′分布曲线

图15 不同深度土层p-y曲线

桩周土水平抗力-位移(p-y)曲线通过桩身弯矩由式(5)和(6)计算得出，图15为埋深1～5 m土层(砂土为主)的p-y曲线。由图可以看出，随着土层深度的增加，土体的极限水平抗力显著增加，地基反力初始模量(即初始加载点的斜率)增加明显。埋深z=4 m和z=5 m土层出现明显的软化效应，即p达到峰值后随着水平位移的增加而降低。

4 辐射沙洲地层的承载性能

4.1 轴向承载力分析

钢管桩的轴向承载力主要由桩侧摩阻力、桩端阻力组成[23]。确定桩端阻力较为复杂，当管桩完全闭塞时，桩端阻力承担轴向承载力相对较大；当管桩未完全闭塞时，桩端阻力承担轴向承载力相对较小。试验桩S1未发生完全闭塞，且桩内外泥面高度一致，其轴向承载力由外侧摩阻力、内侧摩阻力和桩端圆环承载力三部分组成。轴向极限承载力的高应变动测结果(12 834 kN)明显高于实际极限轴向承载能力(10 105 kN)，高出27%。这是由于大直径钢管桩桩身的刚度大，实际应变难以达到理论意义上的高应变，其计算参数取值也难确定[12]。该区域的桩基础应以桩基静载荷试验结果为准，对高应变动测结果应予以修正。

无论是应变动测结果还是静载荷试验结果，桩侧摩擦阻力都承担了大部分的轴向承载力，而桩端阻力只承担了很小一部分。高应变动测的侧摩擦阻力为11 020 kN，占总承载力的85.86%，桩端阻力为1 815 kN，占总承载力的14.14%；轴向抗压静载荷试验的侧摩擦阻力为9 705 kN，占总承载力的95.61%，桩端阻力445 kN，占总承载力的4.39%。这表明层⑤粉土夹粉质黏土的承载性能一般，不适应作为钢管桩的持力层。在实际工程应用中，桩基础应该穿透该地层，可选择下部的厚砂层作为持力层。

桩土间的极限摩阻力是计算桩基承载力的重要参数，轴向抗压静载试验得到的极限摩阻力高于静力触探测试结果和API法计算值(如图16)，但随着土层埋深的增加，两种测试结果的差距逐渐缩小；API法计算值在浅层与试验值差距很大，但也随着土层埋深增加，逐渐接近试验值。因为轴向抗压试验结果计算出的桩土极限侧摩阻力包括了桩外土对管壁的侧摩阻力和桩内土对管壁的侧摩阻力两部分作用力，所以轴向抗压试验得到的极限侧摩阻力高于静力触探测试结果。两者具有相同的变化规律且差距越来越小，表明桩内土对管壁的侧摩阻力作用很小，主要是桩外土对管壁的侧摩阻力在发挥作用。

根据API法计算出的总侧向摩阻力为6 018.04 kN，误差为37.99%，根据静力触探数据计算的总侧向摩阻力为7 415 kN，误差为23.6%。钢管桩的侧摩阻力采用静力触探测试的侧摩阻力平均值可靠性较高。S1的桩端阻力由静力触探测试的锥尖阻力平均值qc进行计算时，其桩端阻力折减系数为0.14，符合港口工程桩基规范中给出的取值范围0.00～0.25。

图16 各土层的单位面积极限侧摩阻力f

图17 现场试验与API方法的p-y曲线对比

4.2 水平承载力分析

弹性长桩的水平承载力取决于桩身抗弯强度和桩侧土体抗力。现场试验方法所得p-y曲线是最为可靠的，可很好反映桩土相互作用的变形特性。地层②粉砂深部位置和③-1粉砂夹粉土在较大的水平位移下均出现了明显的软化效应，这也是钢管桩在大变形时水平承载能力迅速退化的主要原因。在该地层中该问题表现较为突出，当多数土层荷载到达极限荷载后很容易发生承载力迅速下降的风险，这对桩基础的稳定性极为不利，因此在设计时必须考虑地层的软化效应。API规范建议钢管桩水平承载性能p-y曲线分析方法，砂土p-y曲线分析计算表达式：

(7)

式中：A为荷载系数，取值0.9；K为地基反力初始模量；Pu为侧向极限抗力，根据土体性质和埋深确定；z为土体埋深。埋深z=1、2、3、4、5 m土层中，极限水平抗力的试验值与API计算值如表6所示。API计算值与实际值存在极大的差异，但随着土层的埋深的增加，误差逐渐缩小。图17为API方法计算的p-y曲线与现场结果的对比。由API方法得出的极限土抗力位移均小于土体的实际极限土抗力位移，但随着埋深增加其差距越来越小。依据API标准计算的承载力较为保守，但可以很好的保证桩基础的安全性。API方法中的p-y曲线模型是不能考虑土体的软化效应，深部土体的软化效应明显，一旦土层发生软化效应，桩基础会迅速发生破坏。在设计时要考虑部分土层的软化效应，要严格控制桩基础水平位移量，防止土层发生软化效应。

表6 不同深部土层的极限水平抗力的试验值与API计算值

5 结 语

通过现场试验揭示了江苏海岸辐射沙洲地层中大直径钢管桩基础承载性能，与规范中计算方法进行对比，为在建和待建项目提供了可靠的现场测试数据及指导建议。得到的主要结论如下：

1) 江苏海岸辐射沙洲地层中钢管桩的实际轴向极限承载力明显小于高应变动测结果，轴向极限承载力的静载试验结果只有高应变动测结果的79.09%。该区域的桩基础应以桩基静载荷试验结果为准，高应变动测结果应予以修正。

2) 在轴向抗压静载荷试验中，侧摩擦阻力为9 705 kN，占总承载力的95.61%，桩端阻力445 kN，占总承载力的4.39%。辐射沙洲地层⑤粉土夹粉质黏土的承载性能一般，不适应作为钢管桩的持力层，在实际工程应用中，桩基础应该穿透该地层以下的厚砂层作为持力层。

3) 辐射沙洲地层中大直径钢管桩在不同土层的侧摩擦阻力表现出明显的差异性。轴向抗压静载试验得到的极限摩阻力高于静力触探测试结果和API法计算值，桩内土对管壁的侧摩阻力作用很小，主要是桩外土对管壁的侧摩阻力在发挥作用。

4) 辐射沙洲地层浅部砂层的极限土体抗力高于API法计算值，在水平荷载作用下上部砂层的p-y曲线具有明显软化效应，土体的软化效应在设计时进行考虑，并要严格控制桩基础水平位移量。