超净孔隙水压力

第10卷第1期中国水利水电科学研究院学报

文章编号：1672-3031（2012）01-0017-06

超静孔隙水压力影响的海上风机桩基承载力

高应变检测方法研究

周建华，张金接，邢占清

（中国水利水电科学研究院北京中水科水电科技开发有限公司，北京100038）

摘要：海上风机大多采用桩基，单桩承载力是评价桩基设计和施工质量的重要参数。高应变法是目前常用的单桩承载力检测方法，为获取桩基承载力最终值，通常需在沉桩后达到休止时间方可进行复打测试。受施工条件和成本的限制，海上风机桩基进行复打测试难度较大，一般条件下无法完成。本文通过计算沉桩时的超静孔隙水压力，结合沉桩时桩基承载力的高应变检测值，分析超静孔隙水压力完全消散后的桩基承载力，并通过现场试验验证了该法的合理性，且在实际工程中得到了应用，可为类似工程的桩基设计及检测提供参考。

关键词：竖向承载力；孔隙水压力；时间效应；高应变

中图分类号：TV223文献标识码：A

1前言

海上风机属于高耸结构物，在风、浪等荷载作用下承受较大的水平力和倾覆弯距，结合国外海上风机的基础型式和国内海上石油平台、灯塔及跨海大桥的建设经验，桩基础是适合我国近海风机结构的基础型式，考虑水深、海床条件和海上作业能力的影响，打入桩是首选型式。桩基础的质量关系着海上风机结构的安全，而单桩承载力是评价桩基设计和施工质量的重要指标。高应变动力检测法是目前常用的桩基承载力检测方法，高应变法需要用重锤冲击桩顶，使桩—土产生足够的相对位移，以充分激发桩周土阻力和桩端支承力。

工程实践和理论分析均表明，打入桩单桩承载力除了与地层、桩基参数、施工等因素有关外，还随入土时间的推移而逐渐增长，即打入桩承载力具有时效性［1-6］。因此，《建筑基桩检测技术规范》（JGJ106-2003）规定了桩基承载力检测时的休止时间，即确定桩基最终承载力时需进行复打。对海上桩基进行复打检测时，除需要相当吨位的施工船舶以安放重锤外，还需要重新进入现场，工期和检测成本都很高。

已有的研究表明，承载力时效性主要来源于3个方面：土的固结时效性、土的触变时效性和水膜效应，其中随着超静孔隙水压力消散引起的土体固结时效性是最主要原因。本文通过计算沉桩时的超静孔隙水压力，结合沉桩结束时（初打）桩基承载力的高应变检测值，计算分析超静孔隙水压力完全消散后的桩基承载力，规避了复打，并通过现场测试结果验证了方法的合理性。［7］2超静孔隙水压力计算方法

对于打桩引起的桩周土体超静孔隙水压力，目前已有较多的分析理论与计算方法，经典圆孔扩

［8］张理论中超静孔隙水压力的表达式：

Δp=cu2ln(Rpr)+1.73Af-0.58[]（1）

收稿日期：2011-10-21

基金项目：中国水利水电科学研究院科研专项“风机振动对基础作用机理研究”

作者简介：周建华（1985-），男，山东济宁人，硕士生，主要从事岩土工程方面的研究。E-mail：[email protected]

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式中：

为桩的半径；E为土的弹性模量；cu为土的不排水抗剪强度；μ为土的泊松比；Af为土破坏时的孔压系数，关于Af的取值，对于实验室正常固结土，Af=0.7~1.3；灵敏性土，Af=1.5~2.5。Rp=Δp是初始超孔隙水压力；Rp为塑性区半径；r为计算点到桩中心的距离；r00

但由于不同工程地质条件复杂多变，实际使用受到了很大的限制，不利于推广应用。通过建立适合的有限元模型，施加符合实际约束的边界及荷载条件，可方便地计算土体内的超静孔隙水压力。利用最小势能原理，可得到位移——超孔压耦合问题的平衡方程：

利用虚功原理与广义达西定律，连续方程式可写为：

T[KG]{Δd}nG+[LG]{Δpf}nG={ΔRG}（2）

æç{Δd}nG，pfèæ{Δd}nGö（3）[LG]çç÷÷-[ΦG]pfnG=[nG]+Qèø对于含有时间变量的式（1）、（3），用时间增量法求解两式比较方便。假设t1时刻的解已知为{}{}öæ{Δd}，p÷，那么t=t+Δt时刻的解ç21fnGnGø1è

t2

t1ç÷{}

2éæö+(1-β)æpöùΦpdt=Φβp[][]êúΔt{}{}{}GGfnGèfnGøèfnGøç÷ö÷就可以得到。求解时作以下假定：nGø2

1ëû（4）

式（4）中β为一积分常数，为了保证增量计算中的稳定性通常要求β≥0.5。则有：

pf}öΔt[ΦG]{pf}nGΔt=β[ΦG]{pf}nGΔt-β[ΦG]æ{nGøèç÷

将式（5）代入到式（3）得：

T1（5）

结合式（2）、（6），可以得到超静孔隙水压力的增量表达形式：pf}öΔt[LG]{Δd}nG-βΔt[ΦG]{pf}nG=[nG]Δt+QΔt+[ΦG]æ{nGøèç÷［9］1（6）

ìü{ΔRG}{Δd}nGüé[KG]LG]ùì[ïïïïêúí=（7）ýíýTæöêúç÷ïïΔp[nG]+Q+[ΦG]èpfnGøΔtï[LG]-βΔt[ΦG]ûîfnGþïë1îþ

式（2）—（7）中，[KG]、[LG]分别为总体位移刚度矩阵、孔压刚度矩阵；[nG]、[ΦG]为与总体渗透{}{}矩阵有关的矩阵；Q为渗透源；{ΔRG}为节点外力增量矩阵；因为外力都是基于有效应力表示的，则{Δp}fnG为超静孔压增量矩阵；{Δd}nG为节点位移增量。

单元内的超静孔压增量通过形函数Np用节点超静孔压表示。假设每个固结单元孔压自由度都位于节点处，则Np等价于位移形函数[N]，这样单元内超静孔压变化与位移的变化方式相同。式（7）同时给出了节点位移增量{Δd}nG和节点超静孔压增量Δpf

超静孔隙水压力。[][]{}nG的关系，已知节点位移增量则可求得节点

3桩基承载力计算方法

由有限元方法可得到桩周土的超静孔隙水压力，假设超静孔隙水压力全部转化为土的有效应力，则可以根据超静孔隙水压力的消散规律确定土体中有效应力的增长过程。

结合文献［8，10-11］，可以推到出桩基承载力增加值ΔQ表达式。

则有：ΔQ=UΔuKl+NqΔuAp′Qt=Uc′+σn′tgφ′l+σHNqAp=Q0+UΔuKl+NqΔuAp()（8）

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水压力值为ut，u0，i与ut，i分别表示i层土0时刻和t时刻超静孔隙水压力值。假设土体有效应力强度载力的增加值ΔQ为：在桩刚打入土中时刻，沿桩侧的超静孔隙水压力值u0最大，t时刻沿桩侧对应位置处的超静孔隙指标不变，设定任意两个时刻土层中的同一点的超静孔隙水压力变化值Δu，即Δu=u0-ui，可得桩承

ΔQ=åU(u0，i-ut，i)Kl+(u0-ut)ANqi=1n（9）

K=

以上各式中，Qt为桩基极限承载力；U为桩周长；A为桩底面面积；φ为桩侧土的摩擦角；n为桩侧对应的积分点数目；Nq为桩基承载力系数，其值与土的内摩擦角、密度及桩的几何尺寸有关。

因此，根据有限元计算获得的超静孔隙水压力和初打时的高应变检测值，可计算孔隙水压力完全消散时的桩基承载力，且由于通过有限元计算可获得超静孔隙水压力的消散过程，可以利用初打后较短一段时间内的多个高应变检测值（在初始阶段，超静孔隙水压力消散速度最快），结合各土层工程地质参数的取值，对有限元模型和参数进行确认和修正。4

4.1桩基承载力检测现场试验与计算试验布置

［12］为检验根据有限元计算获得的超静孔隙水压力和初打时的高应变检测值获取超静孔隙水压力完全消散时的桩基承载力方法的可行性，选用了江苏响水滩涂风电场的桩基承载力现场试验成果。现场试验区属黄海潮间带滩涂，共布置6根桩，选取一根长25m、Φ600的PHC混凝土预应力管桩，沉桩前在桩端附近位置埋设了3支孔隙水压力监测仪，布设如图2所示。其中1#孔隙水压力监测仪低于桩端约15cm，2#与桩端大致齐平，3#高于桩端约15cm。

在沉桩过程中和休止期内均对土层中的孔隙水压力进行实时观测，并在沉桩结束及后一段时间内，进行了高应变检测（初打），28d后再进行高应变检测（复打）和静载试验。

4.2Mohr-Coulomb模型，选用流体渗透/应力耦合分析单元；在模型对称轴处建立桩体。分析时采用整个超孔隙水压力计算采用ABAQUS软件建立有限元分析模型，土体采用基于非关联流动准则的桩体同步扩张的方法。在模型求解过程中分三步，第一步为地应力平衡，得到土体初始应力状态；第二步为桩体的分段扩张，且扩张过程中不排水；第三步为打桩完成后土体排水固结。结合勘探报告和高应变拟合取值，在计算过程中根据实测结果修正后的各土层力学参数如表1。

表1土层

淤泥质黏土

淤泥质粉质黏土

粉质黏土

粉土层厚/m6109ρ/g/cm3各土层参数取值(1.791.861.921.97)ρd/g/cm31.261.341.431.50()eˉ1.1811.0830.9610.886Sr/%97.096.895.792.7E0/MPac/kPaφ/(°)2.968.108.5220.529.039.72517.025.825.10.5ˉ/(m/s)kμ1×10-71×10-73×10-7

1×10-60.30.30.20.25—13.91

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打桩结束时刻，基于经典圆孔扩张理论和有限元分析得到的桩侧1m位置处超静孔隙水压力的分布情况见图3。

打桩结束后，2#、3#监测点超静孔隙水压力的现场监测结果与对应点的有限元计算结果的对比如图4所示。

由图4分析可得，有限元分析结果与现场监测结果规律基本一致：即打桩过程中超静孔隙水压力迅速提高，在打桩结束时刻达到峰值，打桩结束后短时间内消散速度很快，之后逐渐变慢。但由于计算参数取值、模型边界等因素的影响，计算超静孔隙水压力与实测值相比消散较慢。2#监测点对应时刻的实测数据与计算值的平均差值为10.94kPa，超静孔隙水压力最大值处误差δ=9.07%；3#监测点对应时刻的平均差值为18.86kPa，超静孔隙水压力最大值处误差δ=19.92%。

考虑到监测仪器和群桩效应等因素对超静孔隙水压力实测值的影响，计算参数的选择、模型边界条件带来的计算误差，2#、3#监测点实测值与计算值的误差在可接受范围内，可认为有限元计算值基本反应了土体内的超静孔隙水压力分布状况。

16.3h、土体固结23.6h、土体固结47.5h等时刻，桩侧及桩端土体中超静孔隙水压力的分布，如图5、图6。根据以上的基本模型和参数，采用有限元分别计算在打桩刚完成、土体固结3.4h、土体固结

4.3承载力计算成果根据不同时刻的超孔隙水压力分布，由式（9）可计算得到对应时刻基桩承载力

表2

基桩承载力增加值

增加值，如表2。桩端产生的超静孔隙水压力较大，其消散的速度相对于桩侧土体也较快，但在任一固结时刻，侧摩阻力增量在承载力增量中所占的比例为90%左右，桩侧摩阻力的增长占桩基承载力的主导地位，符合摩擦端承桩的特点［8，13］。实测基桩承载力与有限元分析得到的承载力值如表3。

不同时刻有限元分析得到的桩基的承载力与高应变实测桩基承载力基本一致，误差在15%以—20—

表3

高应变检测与有限元计算基桩承载力结果对比内，两者具有良好的相关性。因此通过计算沉桩时的超静孔隙水压力，结合沉桩结束时（初打）桩基承载力的高应变检测值，获取桩基最终承载力，方法合理可行，结果可靠，可在类似没有复打条件的桩基检测工程中应用。

5

5.1海上桩基单桩极限承载力检测江苏响水海上测风塔桩基检测江苏响水海上测风塔离海岸约6km，基础采用打入式钢管桩型式，桩径800mm，入土桩长为49m。在打桩过程中进行了高应变动力监测，未进行休止期后的承载力检测。采用有限元计算超静孔隙水压力，结合初打的高应变检测值，对桩基最终承载力进行评价。计算结果见表4［12］。

表4

单桩承载力计算

桩基最终承载力约是设计值的1.9倍，安全系数满足《建筑桩基检测技术规范》要求；侧摩阻力占总增加值的85%，符合设计桩型特点。该测风塔目前已在海中安全工作近3年，说明桩基承载力满足要求，检测方法可靠有效。

5.2江苏响水近海试验风机桩基检测江苏响水近海试验风机离海岸约3.5km，基础采用打入式钢管桩，桩径1400mm，桩长65m。在打桩过程中进行了高应变动力监测，未进行休止期后的承载力检测。同样采用有限元计算超静孔隙水压力，结合初打的高应变检测值，对桩基最终承载力进行评价。计算结果见表5［14］。

表5

单桩承载力计算

由表4，桩基最终承载力约是设计值的1.4倍，安全系数满足《建筑桩基检测技术规范》（JGJ106-2003）要求；侧摩阻力占总增加值的87%，符合设计桩型特点。

6结语

本文根据有效应力原理，假设打桩引起的超静孔隙水压力完全转化为土体的有效应力，基于超静孔隙水压力的变化得到了桩基承载力时效变化规律，计算了打桩完成后不同时刻的桩基承载力；在江苏响水沿海滩涂区进行了现场试验，获取了打桩过程中及打桩结束后一定时间内的孔隙水压力及高应变桩基承载力检测和静载试验结果，并与有限元分析结果进行了对比分析，两者相关性较

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好，表明提出的考虑超静孔隙水压力影响的桩基承载力高应变检测方法可行，结果可信。并在江苏响水海上测风塔桩基检测和江苏响水近海试验风机桩基检测中得到了工程应用，也可为类似工程桩基检测提供参考。

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研究院.2009.2601-2604.1846-1848.244-247.

Studyonthehighstraintechnologyforthebearingcapacityoftheoffshorewind

turbinepilefoundationsconsideringtheeffectofexcessporewaterpressure

ZHOUJian-hua，ZHANGJin-jie，XINGZhan-qing（BeijingIWHRTechnologyCo.，Ltd，Beijing100038，China）

Abstracts：Thedriven-pileisthemostcommonfoundationfortheoffshorewindturbine.Theloadbearingcapacityofasinglepileisaveryimportantparameterforevaluatingthedesignandinstallationofthepilefoundation.Thehighstraintechnologyisawidelyusedmethodtomeasuretheloadbearingcapacityofthepile.Inordertogetthelimitbearingcapacityofthepile，itisusualtodrivethepilewiththehammeraf⁃terthepilehasbeeninstalled.Butthistechnologycannotimplementedforoffshorewindturbinefounda⁃tionsbecauseoftherestrictionofthemarineconstructionenvironmentandprojectcost.Theexcessporewa⁃terpressurecausedbythedrivingpileiscalculatedwithfiniteelementmethod.Byuseofthehighstraintechnology，theinitialloadbearingcapacityofapilecanbeobtained.Theloadbearingcapacityofasin⁃glepileisestimatedwiththeexcessporewaterpressureandtheinitialbearingcapacityofthepile，thisnumericalmethodisvalidbecausethecalculationresultsagreewiththefielddata，andthismethodhasbeenusedinthemarineproject.Thismethodhasprovidedreasonableevidencesforthefoundationdesignandmearsureofthesimilarprojects.Keywords：loadbearingcapacityofasinglepile；excessporewaterpressure；timeeffect；highstraintechnology

（责任编辑：李福田）

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