基于反分析方法的沉桩过程分析

第23卷增1岩石力学与工程学报23(增1): 4610~46142004年7月Chinese Journal of Rock Mechanics and EngineeringJuly, 2004基于反分析方法的沉桩过程分析*刘润1闫澍旺l杨晓刚2林源3(天津大学建工学院岩土工程研究所天津300072) 《海洋石油股份有限公司天津300450) (湖北省路桥公司武汉430052)摘要可靠的土性资料是准确 预测沉桩可打入性的前提条件。崖城气田RDPP1平台建设中的土性资料离散性较大，给进行准确的打桩分析带来了困难。根据现有的地质勘察资料和试桩的打桩记录，采用反分析方法借助波动方程和相关的计算程序，经过对比分析最终确定了适宜的土性参数并用于该工程的打桩分析中，沉桩过程的分析结果与工程实测资料吻合较好。说明该方法具有较好的可行性和实用性，可为工程设计人员参考使用。关键词土力学， 反分析，可打入性，贯入深度，一维波动方程分类号TU 473.1*4文献标识码A文章编号1000-6915(2004)增 1-4610-05ANALYSIS ON DRIVING PROCESS OF STEEL PILESBY BACK ANALYSIS METHODLiu Run'，Yan Shuwang', Yang Xiaogang', Lin Yuan'('Schoo of Civil Engineering, Tianjin Universiy，Tianjin 300072 China)(China Ocean Oil Engineering Company, Tianjin 300450 China)(The Road Bridge Company of Hubei Province, Wuhan 430052 China)Abstract Reliable soil properties play an important role in predicting the drivability of steel piles. There is greatdiscreteness in the investigation data of RDPP1 platform in Yangcheng Gas Field, which results in difficulty inpredicting the pile drivability. Therefore, these data can not be directly used in the prediction and it is necessary todetermine a set of reliable data. Based on the existing investigation data and the driving record of test piles, backanalysis method is adopted in determining the soil properties. A set of soil data is determined and applied in theprediction by using the one dimension wave equation and a computer program. The prediction results agree wellwith the observation, which shows the proposed back analysis procedure is reliable in similar projects.Key words soil mechanics, back analysis, drivability, penetration depth, one-dimension wave equation困扰。本文结合试桩的打桩记录，借助波动方程1引言.和相关的计算程序，采用反分析方法，参照现有的3组地质勘察资料进行分析比较，最终确定出与实对沉桩的可打入性进行准确的分析和预测是关际土层情况最为接近的土性参数，用于对该工程的系到打桩施工能否顺利进行的关键环节。掌握准确打桩分析。的土性资料是预测沉桩可打入性的前提条件。在崖城气田RDPP1平台桩基工程中，勘察得到的3组土2用于反分析的TNOWAVE计算程序性参数离散性较大，分别应用3组数据进行打桩分析得到的结果相去甚远，给后续的打桩施工造成了:较可靠的动力打桩分中国煤化工2004年4月10日收到初稿，2004 年6月1日收到修改稿。YHCNMHG●国家自然科学基金项目(50309009)资助课题。作者刘润简介:女1974年生，202年于天津大学建工学院岩土工程专业获博士学位，现任副教授，主要从事岩土工程方面的教学和科研工作。E-mail: liurun74@yaboo.com.cn.第23卷增1刘润等. 基于反分析方法的沉桩过程分析.4611●析软件。该软件可用于计算打桩过程中桩身各部位D(i, 1)=u(i, 1)-u(i+l, 1)(4)的拉、压应力以及桩每贯入0.30m时所需的锤击受力为数。该程序以一维应力波动方程为理论基础，应F(i, )= D(i, 1)EP(1)(5)用Smith波动方程分析法.2求解1次锤击过程中应速度为力波在桩锤垫层~桩-土系统中传播所产生的波动响V(i, 1)=V(i, 1-01)+应。[F(i-l, ()-F(i, (1)-R(i, 1)+G(0)]CO! (6)2.1动力打桩-维应力波动方程描述动力打桩的一维波动方程为21V(i, 1)可用于计算下一个O1的位移:Bu_ 1 H2u+R'(1)u(i, 1+01)=u(i, 1)+V(i, 1)01(7)xCdr2以锤心接触垫层的撞击瞬间为计算的初始时式中: x为桩截面的位置坐标; u为x处桩截面的质刻，即1=0。由于在初始时刻之前，整个桩土系统点位移; t为时间; R' 为桩身土阻力: C=VE1ρ 为处于静止状态，故在t= 0时桩单元的弹簧力、土阻弹性应力波波速，E，ρ分别为弹性模量、密度。.力、位移、速度及加速度均为零。以锤心的锤击初2.2波动方程分析法速度为已知条件，进行第1个Or内应力波在整个系波动方程分析分法”是将整个打桩系统抽象化统内传播的计算分析.锤心在时间段Or内产生的位成由许多离散的单元组成，桩锤、桩帽、垫层(锤垫移即为锤心弹簧的变形量，从而可算出作用在下- -和桩垫)以及桩身部分均由无质量的弹簧模拟，各部个单元上的力。这个力使锤心速度减小，使锤心下分的质量则由不可压缩性的刚性块体来模拟，即面的单元产生加速度并获得新速度。同理在每- -个“质量-弹簧模型”。桩周土体的弹性、塑性动阻力Ot时段内逐个单元进行迭代计算，直到满足下面与静阻力也分别用弹簧、摩擦键及缓冲壶来模拟，2个条件: (1) 桩单元的位移量不再增加; (2) 各单即“土的弹性理想塑性模型”。桩锤对桩的1次锤击元的速度均已为零或负值。通过上述的运算就可以可转化为锤桩土系统的运动力学问题来分析。得到桩在1次锤击中的性状。设单元长度为0l ,计算中将1次锤击历时划分2.3土阻力的计算模型为多个时间间隔At,选取相当短的时间间隔Ot，Smith法中的桩土相互作用由弹簧、摩擦键及使得弹性应力波在Or内来不及由一-个单元传播到缓冲壶来模拟。桩土相互作用力R可看作由土的静下一个单元，这样所取的Ot单元的运动可近似作为阻力R和土的动阻力R组成。其中，R,用理想弹塑等速运动。若以1。为临界时间间隔，则性模型来模拟，而R与桩单元质点速度v土的阻N(2)尼系数J 及静阻力R有关。则有=R=R+R:=R(1+Jv)(8)应使0t<1。,一般取0.51。<0<14.则任.一桩单元i在时刻t的平衡方程式为该方法计算需要土的最大弹性变形Q、土的阻尼系数J及土的最大静阻力R。其中，Q, J不是常EP(i-1)D(i-1, 1-01)- EP()D(i, 1-01)-1规的力学参数，需通过试验分析得到。R(i, 1) +G(i)=G(0) H*u(i, 1)g02(3)3土性资料的反分析D(i-1, 1-01)=u(i-1, 1-01)-u(i, 1-0I)D(i, 1-AI)=u(i, 1-0I)-u(i+l, 1-OI)}3.1打桩记录分析式中: EP()， EP(i-1) 分别为桩单元i和i-1的弹试桩的打桩记录包括8根钢管桩(见表1)。施工簧常数; u(i, 1-01)为1-Ot 时刻单元i的位移;中使用了VULCAN 5100锤，表2给出了平台钢管D(, 1-0r), D(i-1, 1-01)分别为桩单元i和i-1桩的中国煤化工-X52型钢材制造，在1- Ot时刻弹簧的压缩量; R(i, 1)为桩单元i所受THCNMH(据RP 2A-LRFD规的土阻力，外露单元此项为零; G() 为桩单元i的范[5] 1oon/血服地汉力350 MPa，抗拉屈服重量.强度为455 MPa.采用后差法求解可得1时刻单元i的变形为图1给出了根据打桩记录绘制的贯入深度与锤.4612.岩石力学与工程学报2004年面以下30m处;表1打桩记录(2)采用F1型替打可将钢管桩从泥面下30 mTable1 Records of pile driving处贯入到平均约40 m处;F1型替打F2型替打F3型替打(3)采用F2型替打可将钢管桩从泥面下平均桩号深度单击贯入深度单击贯入灤度单击贯44m处贯入到平均约70m处;lm 深度/m深度m m入深度(4)采用F3型替打可将钢管桩从泥面下平均SI(YS-4) 32.9~43.6 0.9144 43.6~69.5 0.9144 69.5~925S2(YS-3)34.4~41.8 0.9144 41.8~-69.2 1.5240 69.2~92.5 1.52470 m处贯入到平均约94 m处;S3(YS-1)34.1~45.4 0.9144 45.4~69.8 1.5240 69.8~92.7(5)比较打桩记录可知，与其他7根桩的打桩S4(YS-6)33.2~43.9 0.9144 43.9~68.3 1.5240 68.3~92.4记录相比，s6 号桩在69~93 m段的锤击数相对较SS(S-7)30.5-44.2 0.9144 4.2-69.8 1.5240 69.8~-94.0小，从安全角度出发，决定在随后的分析中不使用S6(YS-8) 21.0~21.643.9~68.068.0~93.1该组数据。S7(YS-2) 34.1~46.3 0.9144 46.3~70.7 1.5240 70.7~93.0 1.5243.2土性参数分析S8(YS-5) 32.0~44.2 0.9144 44.2~68.9 1.5240 68.9~93.0 1.524现有的3个钻孔揭示的土层分布情况见表3,入土深度与单位侧摩阻力曲线见图2。由表3可看表2钢管桩的设计参数出该区域的土体主要为粘土，局部分布一些松散~Table2 Design parameters of steel piles中密砂层，位置为0~6.4, 65~69 m或64~70，桩段直径/m长度/m壁厚/mm弹性模最t/GPa104~ 109m。图2表明，在85~91.4 m段由钻孔31(T頂)2.1343.04864210提供的粘土层侧摩阻力明显大于其他2组数据中的24.38430.4803810相应值，达到321.0kPa,这-数值显然超出了粘土59.436不排水强度的正常值范围，分析中不予考虑。5(底)1.524表3土层参数110Table 3 Soil parameters10090钻孔1钻孔2钻孔3停打11h8d-----......58层数士层底板深度底板深度欧底板深度县7名称/m土层名称1粉砂16.4粉砂16.43.2华4佛打8hII粘土30.0粘土30.0粘土夹砂层16.030II粘土39.0粘土、60.0IV粘土65.064.0206000Va44.0Vb65.0贯入深度/mV砂69.0沙69.0砂70.0图1试桩贯入深度 与锤击数关系曲线VI粘土84.0粘上8.0Fig.1 Blow counts vs. penetration depth of test piles击数关系曲线。由图1可知，在连续打桩施工过程Ilb84.0中,每贯入30 cm的锤击数小于30击,只有更换桩VI粘土98.098.091.4锤时的停锤造成后续施工锤击数增加到101 击/30VI粘土104.0104.0cm。即使这一-锤击数也远 远小于拒锤标准:在连续的贯入1.5 m范围内锤击数达到300击/30 cm。由于3.3反分析方法停打造成锤击数迅速上升,是土体强度恢复的结果。根据以上3个钻孔资料和打桩记录，采用反分从打桩记录可以看出，地基土体的强度在几个小时中国煤化工Pp1平台打桩分析的之内迅速恢复。YHCNMHG助TNOWAVE计算程分析以上数据可得到以下信息:序，用现有的3组土性参数分别进行贯入深度与锤(1)在桩身自重作用下，桩的贯入度可达到泥击数的分析计算，计算中适当变化土性参数的取值第23卷增1刘润等. 基于反分析方法的沉桩过程分析●4613.范围，直到分析结果接近现有的打桩记录为止，此个钻孔中的相应数值，取值原则依据API规范中的时便可确定最接近施工区域地基土体情况的土性参有关规定[)。其余土层取值与钻孔2提供的数据相数。同。单位侧摩阻力/kPa(4)确定了各个土层的端阻力:所有土层的极_50100150 200250300 350限端阻力取值与钻孔2提供的数据相同。经反分析最终确定的土层分布见表4，各个土20 F- *-钻孔1层侧摩阻力随深度变化曲线见图3。- +一钻孔20t-+.钻孔3反分析得到的土性参数0本Table 4 Back analysis results about soil parameters30 t层数土层名称深度/m100十粉砂0~16.4 .120 L粘土16.4~30.0图2侧摩阻力与贯入深度曲线I130.0~39.0Fig.2 Lateral shaft resistance vs penetration depthIV39.0~44.044.0~64.0地基中存在2层相对较薄的砂土层，打桩记录V64.0~90.0也表明在钢管桩贯入深度范围内锤击数较低。因此在使用TNOWAVE计算程序时可按照如下假设模拟VI粘上70.0~73.0连续贯入过程中的土阻力: .73.0~84.0(1)钢管桩外壁的静摩阻力在粘土层和砂土层84.0~98.0中的发挥程度均为100%;98.0~104.0(2)钢管桩内壁的静摩阻力在粘土层中的发挥程度为20%，在砂土层中为50%;(3)桩端静阻力发挥程度为100%,作用于钢管5(100 150 200 250 300 35桩的环形面积上。为了便于确定各个土层的土性参数，反分析中----钻孔1没有考虑由于停打造成的土体强度恢复现象。根据40---钻孔3打桩记录，反分析中模拟实际工况分3步进行:第-反分析1步贯入深度为30~40 m, 采用Fl型替打;第2步贯入深度为44~70 m,采用F2型替打:第3步80贯入深度70~94 m,采用F3型替打。1003.4反分析结果120L综合3个钻孔的地质资料和试桩的打桩记录可图3反分析结 果曲线得到如下结果: .Fig.3 Back analysis results(1)确定了地基中土层数:反分析确定的土层层数.与钻孔2提供的地质资料相同。4基于反分析数据的连续打桩分析(2)确定了各个土层的埋深和厚度:其中砂土层的厚度和深度分别参照钻孔1和3提供的数据:中国煤化工“导致管桩的内壁I层0~16.4m， V层64~70 m;粘土层的分布参产生MHCN M H于T入困难，锤击数照钻孔2提供的数据确定。迅速日以。很伯况月的TJ旺i比水可以判断在桩进入(3)确定了各土层的侧摩阻力:反分析得到的64~70 m的砂层时出现了“拱效应”。因此在打桩侧摩阻力在II, l, IVa 和IVb粘土层中取值小于3分析中考虑了动力拱的存在，假设桩在进入该层后，●4614●岩石力学与工程学报2004年其内壁摩阻力为外壁摩阻力的4倍。分别用钻孔2,的打桩分析。3和反分析得到的土性参数进行打桩分析。分析结果见图4.5结论110-本文结合试桩的打桩记录，借助波动方程和相100-20)关的计算程序，采用反分析方法，对现有的3组地停打80-.必-钻孔2质勘察资料进行分析比较，最终确定出与实际土层从分费0-情况最为接近的土性参数，并用于对实际工程进行s0-打桩分析，分析结果与工程实测资料吻合较好，说40-明该方法具有较好的可行性和实用性，可供工程设计人员参考使用。20}参考文献。2(4(6800o贯入深度[mSmith E A L. Pile driving analysis by the wave equation[J]. Jourmal of图4贯入深度与锤击数关系曲线the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE，1960. 86(4):Fig.4 Blow counts vs. penetration depth35~61Smith E A L Pile driving analysis by the wave equation[]由图4可知:桩身最大应力为f= 122.3 MPa;Transaction ofASCE，1962. 127(1): 11~45根据API规范，允许的桩身最大应力应小于屈服应BowlesJ E基础工程结构分析及程序[M].胡人礼，陈太平译.北力的90%，允许应力为F.=0.9x F,=0.9x 360= 324京:中国铁道出版社，1982MPa.o可见f