海上风电大直径开口钢管桩竖向承载力CPT/CPTU计算方法

候晓愉 戴国亮 朱文波 龚维明 胡 涛

(东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室, 南京 211189)(东南大学土木工程学院, 南京 211189)

为积极应对气候变化、缓解能源危机，风能作为重要的清洁可再生资源，受到了世界多国的关注.我国海岸线长达1.8×104km，拥有丰富的海上风能资源，大力发展海上风电是实现国家能源结构调整的有效保障，也是国家能源“十四五”规划的重点.海上风电开发建设成本较高，地基基础可占总成本的1/3，甚至更高，降本增效将是海上风电良性发展的必然选择,而大直径开口钢管桩因安装简单、施工时间短、承载力较高等优势，可显著降低海上风电开发成本，在海上风电场中得到了广泛应用[1].

竖向承载力的确定是桩基设计的重要内容，在静力触探试验(CPT)和孔压静力触探试验(CPTU)中，钻杆被视为微型桩，通过沿深度方向的连续读数，桩基的竖向承载力可以被快速方便地确定[2].该试验相比静载试验设备简单，受场地限制小，省时省力且成本低[3]，相比室内试验减小了土体扰动的影响，已成为确定桩基竖向承载力的重要手段.目前基于CPT或CPTU数据确定桩基竖向承载力的方法已有多种，且Xu等[4]、Buckley等[5]和Zhu等[6]已对一些CPT方法或CPTU方法进行了实例检验，但由于海上试桩易受极端环境影响，现场试验成本较高，海上风电场中开口钢管桩的现场静载试验数据和相应场地的CPT或CPTU资料仍比较缺乏，这些方法的准确性需要更多现场资料验证.

本文基于CPTU现场实测数据，采用5种CPT和5种CPTU桩基竖向承载力计算方法，对江苏省某海上风电场2根Φ2.0 m大直径开口钢管桩的竖向承载力进行了计算，并从桩侧承载力、桩端承载力、总承载力3个方面将各方法计算结果与现场静载试验结果进行了对比，同时通过误差分析，评估了这些方法的可靠性. 该研究为该地区及具有相似土质情况地区的大直径开口钢管桩设计计算提供了参考.

1 CPT和CPTU方法

桩基竖向承载力分为2部分：桩侧承载力和桩端承载力，即

Qult=Qs+Qb=∑fpiAsi+qbAb

(1)

式中，Qult为桩的总承载力；Qs为桩侧承载力；Qb为桩端承载力；fpi为第i层土的单位桩侧摩阻力；Asi为第i层土中桩的侧面积；qb为单位桩端阻力；Ab为桩端面积.

合理确定各层土的单位桩侧摩阻力fp和qb是准确计算桩基竖向承载力的关键.在CPT方法中，其可以通过试验测得的2个参数(侧壁摩阻力fs和锥尖阻力qc)来确定.在CPTU方法中，除以上2个参数外，孔隙水压力u2的值也被采用.现对文献中基于CPT和CPTU的常用桩基竖向承载力计算方法作简要介绍.因本文涉及的工程实例中2根开口钢管桩桩端土层均为无黏性土，限于篇幅，对于各方法黏性土层中桩端承载力的计算部分不作介绍.

1.1 CPT方法

Aoki等[7]提出的方法中，fp和qb均由qc计算得到，而未采用CPT测得的另一重要参数fs.fp的计算分别考虑了土质和桩型的影响，qb的计算仅考虑了桩型对桩端承载力的影响，忽略了桩端土质条件差异亦会导致桩端承载力不同.

文献[8]提出的Penpile方法中,fp由fs计算得到，qb由桩端附近3个qc数据平均后与一系数相乘得到，当桩端位于砂土中时，该系数取0.125. 但桩端影响范围常较大，Meyerhof[9]指出桩端以下影响区深度可能达到10倍桩径，因此仅通过桩端附近3个qc读数来确定桩端承载力可能无法反映真实情况.

Nottingham[10]和Schmertmann[11]方法中对于黏土和砂土中桩基的fp提供了不同的计算方式，黏土中桩的计算考虑了桩的材质及土体性质的影响，并提出了fp不超过120 kPa的限制条件，砂土中则考虑了桩的材质和计算深度的影响.此外,挤土效应的影响也被考虑在方法中，对非挤土桩，fp取挤土桩的75%.对于桩端承载力，该方法通过最小路径原则获取了桩端以上8倍桩径至桩端以下最小0.7倍、最大4倍桩径范围内qc的平均值，进而计算得到qb，qb最大限值为15 MPa.该方法所考虑因素较前2种方法更全面，且采用了更广的桩端影响深度范围，然而在密实砂土中qb常超出15 MPa的限值.

European方法由de Kuiter等[12]提出.其中黏土中fp由qc计算出不排水抗剪强度后间接得到，且通过经验系数考虑了应力历史的影响，这是本文中介绍的其他CPT方法所未涉及的.砂土中受压桩的fp取qc/300、fs、120 kPa三者中最小值.对砂土中桩的qb，该方法建议的算法与Nottingham和Schmertmann方法中的算法相近.

LCPC方法由Bustamante等[13]提出，该方法中fp由qc除以一经验系数得到，且fp不得超过最大限值，该限值与土质、桩型和桩基安装方法有关.qb通过等效平均桩端阻力计算获得，同时考虑了桩土类型的影响.与Aoki等[7]提出的方法相同，该方法也忽略了CPT测得的另一重要参数fs.

1.2 CPTU方法

Eslami等[2]提出了Unicone方法，该方法中fp由修正锥尖阻力qt减去u2后的有效锥尖阻力qE获得，其中qt=qc+(1-an)u2，an为贯入仪的净面积比.qb由桩端影响深度范围内qE的几何平均值得到，同时考虑了桩的尺寸效应影响.试验测得的fs在该方法中被用于确定土层类型和相关计算系数.

UWA方法由Lehane等[20-21]提出，该方法中计算砂土中受压桩fp和qb时，均引入了土塞高度与桩贯入深度的增量比(IFR)以考虑土塞效应的影响，但该方法中仅应用了CPTU测得的参数qc和u2，而忽略了fs这一重要参数的应用.黏土中桩fp由qt得到，并考虑了计算深度的影响.

上述CPT和CPTU方法均是针对特定场地或特定土质条件提出的，且具有一定的尺寸效应，应用于其他地区的工程中时需要进行可靠性验证.

2 工程实例

2.1 工程概况

江苏省某海上风电场总装机容量为300 MW，共包含70台海上风电机组.场区呈不规则四边形分布，中心离岸距离约为23 km，总面积约为82 km2.场区内平均水深为12.88 m，海底土体均为第四系沉积物，包括砂土、黏土、粉质砂土、粉质黏土等.为进一步优化桩基设计，对场区内2根开口钢管桩S1、S2分别进行了轴压静载试验.试桩基本参数如表1所示.

表1 试桩S1和S2参数

2.2 场地条件及CPTU结果

基于CPT或CPTU进行桩基竖向承载力计算时，明确土壤类型非常重要，因为fp、qb与实测参数之间常通过与土体性质相关的经验系数进行转化.

该工程中场地土壤类型根据现场CPTU实测结果，对照Robertson表[22]确定.CPTU实测结果如图1所示.其中CPTU-1、CPTU-2为场地区域内2个钻孔,它们的CPTU实测的数据分别用于预测试桩S1和S2的竖向承载力. CPTU-1和试桩S1的位置并不完全相同，但由于海上试验成本高且操作较复杂，试验数据有限，距离较近的CPTU-1的数据仍被用于试桩S1的竖向承载力预测.试桩S1和S2处各土层物理力学指标分别如表2和表3所示.

(a) CPTU-1

(b) CPTU-2

表2 试桩S1场地土质情况

表3 试桩S2场地土质情况

2.3 静载试验结果

竖向轴压荷载下试桩S1和S2的试验荷载-位移(Q-s)曲线如图2所示.根据规范[23]判定，试桩S1和S2的竖向抗压极限承载力分别为18和21 MN.

(a) 试桩S1

(b) 试桩S2

试验中应用BOTDR分布式光纤检测技术连续记录了试桩应变，从而得到了桩身轴力，进而可获得各级荷载作用下桩身侧摩阻力值和桩端阻力值.各级荷载作用下试桩S1和S2的桩身侧摩阻力分布如图3所示，图3(a)中18 MN对应曲线和图3(b)中21 MN对应曲线分别展示了试桩S1和S2在极限承载力状态下的桩身侧摩阻力分布.可以发现，图3中土体分层情况与表2、表3中土体分层情况略有不同，这是因为图3中土体是根据现场静载试验结果进行分层的，而为了方便采用CPTU数据进行桩基竖向承载力计算，表2和表3中土体根据现场CPTU实测结果进行划分.

(a) 试桩S1

(b) 试桩S2

表4给出了试桩S1和S2的极限承载力试验结果.可以发现，2根试桩的桩端承载力均远小于桩侧承载力，约占总承载力的10%.

表4 试桩S1和S2极限承载力试验结果 MN

3 CPT和CPTU方法评估

为评估已有基于CPT/CPTU的桩基竖向承载力计算方法对海上风电大直径开口钢管桩的适用性，采用上文所介绍的5种CPT和5种CPTU桩基竖向承载力计算方法，对上述工程实例中试桩S1和S2的竖向承载力进行了计算，并从桩端、桩侧和总承载力3个方面与现场试验结果进行了对比.结果如表5所示，表中Rb、Rs、Rult分别为各方法在桩端、桩侧及总承载力预测方面相对于现场静载试验结果的误差，正值表示该方法高估了桩基实际承载力，反之，负值表示该方法对桩基实际承载力有所低估.

表5 试桩S1和S2竖向承载力计算结果

通过对比发现，在桩端承载力方面，European、Nottingham 和 Schmertmann、Unicone三种方法计算结果与现场静载试验结果相比误差均不超过21%，准确性较高.其中，European、Nottingham 和 Schmertmann两种方法的预测效果最好，相对误差不超过10%；Penpile、LCPC、UWA三种方法则对于工程所在地大直径开口钢管桩的桩端承载力计算适用性较差，低估程度达到70%以上.

在桩侧承载力方面，LCPC、Nottingham 和 Schmertmann、Unicone、UWA四种方法预测效果较可靠，与现场静载试验结果相比误差均不超过20%，其中Nottingham 和 Schmertmann方法的预测准确性最高，用于试桩S1和S2桩侧承载力计算时相对误差分别为7.6%和-6.2%；Aoki等方法、NGI和ICP三种方法桩侧承载力计算误差可达到25%～30%，准确性相比前4种方法次之；Penpile、European、Fugro方法显著低估了桩侧承载力，其中European、Fugro方法低估了约40%，Penpile方法低估了约50%，相比于其他9种方法，该方法计算工程所在地大直径开口钢管桩桩侧承载力时误差最大.

在总承载力方面，由于2根试桩S1和S2的桩侧承载力均远大于桩端承载力，故而各方法在桩侧承载力方面的预测精度将对其在总承载力方面的预测效果产生较大影响，如Nottingham 和 Schmertmann、LCPC、Unicone、ICP和UWA方法桩侧承载力预测可靠性较高，用于总承载力预测时误差也相对较小，其中Nottingham 和 Schmertmann、Unicone、UWA三种方法计算结果相比试验结果误差均在20%以内，准确性较高，另2种方法最大误差均在25%左右，准确性次之；Aoki等提出的方法和NGI两种方法最大误差约为30%；European方法最大误差达到约35%；Fugro方法低估了总承载力约40%；Penpile方法低估程度最大，计算结果仅为实际的50%左右.

综合上述分析，确定桩基竖向承载力的5种CPT和5种CPTU计算方法中，Nottingham 和 Schmertmann方法和Unicone方法在桩端、桩侧、总承载力计算方面结果与试验结果均较接近，误差不超过21%，表明这2种方法用于工程所在地区大直径开口钢管桩的竖向承载力预测时可靠性较高.其中，Nottingham 和 Schmertmann方法计算得到的桩端、桩侧、总承载力结果与试验结果相比误差均小于10%，表明相较于其他方法，该方法最适用于工程所在地区大直径开口钢管桩的竖向承载力计算. UWA方法在桩侧和总承载力预测方面最大误差为19.2%，LCPC和ICP方法在桩侧和总承载力方面最大误差约为25%，表明这3种方法单独用于工程所在地区大直径开口钢管桩桩侧和总承载力预测时效果也较好.Aoki等提出的方法、Penpile、LCPC、Fugro、NGI、UWA六种方法对2根试桩的桩端、桩侧、总承载力均有所低估，其中除了计算试桩S2桩端承载力时LCPC 方法低估程度最大外，Penpile方法在桩侧承载力、桩总承载力以及S1桩端承载力方面低估程度均最大，Fugro方法在桩侧和桩总承载力方面低估程度也较大.Unicone和ICP方法对2根试桩的桩端、桩侧、总承载力均有所高估.European方法略微高估了试桩的桩端承载力，低估了桩侧承载力和总承载力30%～40%.

各方法计算得到的试桩S1和S2桩侧摩阻力分布结果与现场静载试验结果的对比如图4所示.

(a) 试桩S1

(b) 试桩S2

从图中可以看出，试验结果曲线近似位于各方法结果曲线的中间位置，表明这些方法总体而言预测效果较可靠.对S2桩，在靠近桩端深度范围内，CPTU测得的qc和fs值变化较大，导致各方法计算得到的桩侧摩阻力在该深度范围内变化幅度亦较大.Penpile方法和Fugro方法结果曲线上大部分数据点位于相应深度处试验结果曲线和其他方法结果曲线数据点的左侧，表明这2种方法低估了试桩S1和S2的桩侧承载力，且相较于其他方法低估程度较大.此外，Fugro方法在靠近桩端位置桩侧摩阻力变化规律与其他方法不同，这是因为对埋置于砂土中的桩基，该方法以计算土层中心到桩端距离等于4倍等效桩径为界限提出了桩侧摩阻力的不同算法.

在局部深度范围内对各方法结果曲线和试验结果曲线进一步比较发现，Unicone方法计算得到的桩侧摩阻力在桩埋置较浅深度范围内高于试验结果，在桩端以上近10 m范围内低于试验结果，这与该方法中不同土壤类型对应的系数取值不同有关.ICP方法在某些深度处出现大于试验结果和其他方法结果的桩侧摩阻力计算极值点，导致总桩侧承载力计算结果偏大，建议该方法为计算桩侧摩阻力补充最大值限制条件，以提高方法精度.

4 结论

1) 对于江苏某海上风电场2根Φ2.0 m的大直径开口钢管桩，Nottingham 和 Schmertmann、Unicone、UWA三种方法竖向总承载力计算结果相比静载试验结果误差在20%以内，整体预测效果较可靠.其中，Nottingham 和 Schmertmann方法在桩端、桩侧、总承载力方面与试验结果相比误差均不超过10%，准确性最高.

2) Penpile方法显著低估了桩基竖向承载力，对2根开口钢管桩，总承载力计算结果仅为静载试验结果的50%左右.

3) 现有CPT和CPTU方法基于不同试验数据库提出，在特定场地或特定土质情况下适用性较强，应用于其他地区时需要进行可靠性验证.本文的研究可为江苏近海地区及相似土质情况下大直径开口钢管桩的竖向承载力计算提供参考.