工程科学学报，第40卷，第3期：285-292,2018年3月 Chinese Journal of Engineering,Vol.40,No.3:285-292,March 2018 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2018.03.004:http://journals.ustb.edu.cn 黏土中静压沉桩离心模型 李雨浓)，Barry M Lehane),刘清秉) 1)燕山大学建筑工程与力学学院，秦皇岛0660042)西澳大学土木工程与资源学院，珀斯60093)中国地质大学（武汉）三峡研究中心， 武汉430074 ☒通信作者，E-mail:liyunong-ren@163.com 摘要采用西澳大学室内鼓轮式离心机，在预先固结的高岭黏土中开展不同离心力场(50g,125g及250g,g为重力加速度) 条件下的模型压桩试验、Tb试验和静力触探试验，分析了模型桩在贯入过程、静置稳定过程中桩身径向应力（σ，）的变化规 律，并对后期桩体拉伸载荷阶段的径向应力变化值（△σ）及桩侧摩阻力变化情况行了探讨，揭示了在不同超固结比(OCRs)黏 土中静压桩侧摩阻力的演变特性.在此基础上，通过两种经验公式方法对桩侧摩承载力进行了预测计算和对比分析.研究结 果表明：沉桩过程中桩端相对高度(h/B)对桩身径向应力的发展变化有很大的影响，桩身不同位置(/B)的总径向应力对同 一贯入深度而言，存在桩侧径向应力退化现象：基于静力触探试验提出的经验方法，能有效考虑静力触探锥端阻力(q,)和桩端 相对高度(h/B)因素的影响，将其应用于黏土沉桩时桩侧摩阻力的预测，可取得与试验实测结果较吻合的结果.研究成果对 软土地区静压桩施工与承载力设计具有一定的工程指导意义. 关键词静压桩：径向应力：黏土：桩侧承载力：离心模型 分类号TU473.1 Centrifuge modeling of jacked pile in clay LI Yu-nong9,Barry M Lehane》,LIU Qing-bing》 1)College of Civil Engineering Mechanics,Yanshan University,Qinhuangdao 066004,China 2)School of Civil and Resource Engineering,University of Western Australia,Perth 6009,Australia 3)Three Gorges Research Center,China University of Geosciences,Wuhan 430074,China Corresponding author,E-mail:liyunong-ren@163.com ABSTRACT Notable contributions to our improved understanding of jacked pile behavior in sand have been achieved through instru- mented model pile tests in laboratory test chambers,at elevated g-evels in the centrifuge,and in the field.In recent years,research focusing on pile behavior in clay has declined.Consequently,predictive methods for pile capacity have not advanced beyond those pro- vided in American Petroleum Institute (API 2000)recommendations,which were based on research conducted in the early 1980s.This paper re-focuses attention on the shaft capacity of jacked piles in clay.Three centrifuge scale pile tests were performed in kaolin clay in the drum centrifuge at the University of Western Australia.The tests were performed in pre-consolidated blocks of kaolin,and were subsequently spun in the centrifuge at three different g-evels of 50g,125g and 250g respectively.The piles were equipped with total pressure sensors located at different depths and were installed by jacking into samples of reconstituted kaolin clay.The kaolin clay sam- ples were prepared to measure the range of the cone penetration test end resistance ()undrained strengths (s),and overconsol- idation ratios (OCRs).These pile tests were used to investigate the lateral stress changes (developed along the pile shafts during pile installation and equalization.In addition,the change in the value of lateral stress (Ao,)and the changes in pile shaft resistance during the pile tension test were discussed.The characteristics of the jacked pile in the clay with different over-consolidation ratios (OCRs)were revealed.Furthermore,the centrifuge data were subsequently used to examine the current design methods for the evalua- tion of the shaft capacity of displacement piles in clay.The centrifuge test results show that during the pile penetration,a strong de- 收稿日期：201704-11 基金项目：国家自然科学基金青年基金资助项目(51408527)：河北省自然科学基金青年基金资助项目(E2015203195)
工程科学学报，第 40 卷，第 3 期: 285--292，2018 年 3 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 40，No． 3: 285--292，March 2018 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2018． 03． 004; http: / /journals． ustb． edu． cn 黏土中静压沉桩离心模型 李雨浓1) ，Barry M Lehane2) ，刘清秉3) 1) 燕山大学建筑工程与力学学院，秦皇岛 066004 2) 西澳大学土木工程与资源学院，珀斯 6009 3) 中国地质大学( 武汉) 三峡研究中心， 武汉 430074 通信作者，E-mail: liyunong-ren@ 163． com 摘 要 采用西澳大学室内鼓轮式离心机，在预先固结的高岭黏土中开展不同离心力场( 50g，125g 及 250g，g 为重力加速度) 条件下的模型压桩试验、T--bar 试验和静力触探试验，分析了模型桩在贯入过程、静置稳定过程中桩身径向应力( σr ) 的变化规 律，并对后期桩体拉伸载荷阶段的径向应力变化值( Δσr ) 及桩侧摩阻力变化情况行了探讨，揭示了在不同超固结比( OCＲs) 黏 土中静压桩侧摩阻力的演变特性． 在此基础上，通过两种经验公式方法对桩侧摩承载力进行了预测计算和对比分析． 研究结 果表明: 沉桩过程中桩端相对高度( h/B) 对桩身径向应力的发展变化有很大的影响，桩身不同位置( h/B) 的总径向应力对同 一贯入深度而言，存在桩侧径向应力退化现象; 基于静力触探试验提出的经验方法，能有效考虑静力触探锥端阻力( qt ) 和桩端 相对高度( h/B) 因素的影响，将其应用于黏土沉桩时桩侧摩阻力的预测，可取得与试验实测结果较吻合的结果． 研究成果对 软土地区静压桩施工与承载力设计具有一定的工程指导意义． 关键词 静压桩; 径向应力; 黏土; 桩侧承载力; 离心模型 分类号 TU473. 1 收稿日期: 2017--04--11 基金项目: 国家自然科学基金青年基金资助项目( 51408527) ; 河北省自然科学基金青年基金资助项目( E2015203195) Centrifuge modeling of jacked pile in clay LI Yu-nong1) ，Barry M Lehane2) ，LIU Qing-bing3) 1) College of Civil Engineering ＆ Mechanics，Yanshan University，Qinhuangdao 066004，China 2) School of Civil and Ｒesource Engineering，University of Western Australia，Perth 6009，Australia 3) Three Gorges Ｒesearch Center，China University of Geosciences，Wuhan 430074，China Corresponding author，E-mail: liyunong-ren@ 163． com ABSTＲACT Notable contributions to our improved understanding of jacked pile behavior in sand have been achieved through instrumented model pile tests in laboratory test chambers，at elevated g-levels in the centrifuge，and in the field． In recent years，research focusing on pile behavior in clay has declined． Consequently，predictive methods for pile capacity have not advanced beyond those provided in American Petroleum Institute ( API 2000) recommendations，which were based on research conducted in the early 1980s． This paper re-focuses attention on the shaft capacity of jacked piles in clay． Three centrifuge scale pile tests were performed in kaolin clay in the drum centrifuge at the University of Western Australia． The tests were performed in pre-consolidated blocks of kaolin，and were subsequently spun in the centrifuge at three different g-levels of 50g，125g and 250g respectively． The piles were equipped with total pressure sensors located at different depths and were installed by jacking into samples of reconstituted kaolin clay． The kaolin clay samples were prepared to measure the range of the cone penetration test end resistance ( qt ) ，undrained strengths ( su-Tbar ) ，and overconsolidation ratios ( OCＲs) ． These pile tests were used to investigate the lateral stress changes ( σr ) developed along the pile shafts during pile installation and equalization． In addition，the change in the value of lateral stress ( Δσr ) and the changes in pile shaft resistance during the pile tension test were discussed． The characteristics of the jacked pile in the clay with different over-consolidation ratios ( OCＲs) were revealed． Furthermore，the centrifuge data were subsequently used to examine the current design methods for the evaluation of the shaft capacity of displacement piles in clay． The centrifuge test results show that during the pile penetration，a strong de-
·286 工程科学学报，第40卷，第3期 pendence of lateral stress on the relative depth of the pile tip (h/B)develops,and the total radial stress,as measured in a particular soil horizon,is observed to decrease as the relative depth of the pile tip (h/B)increases (where h is the height of the sensor above the pile tip,and B is the diameter of the pile).Based on the cone penetration test during the investigation,it is observed that the lateral stress developed on a displacement pile is strongly depended on the cone penetration test end resistance (and the relative depth of the pile tip (h/B).It is shown that the empirical method allowing for a dependence of shaft friction on and h provides good esti- mates of the shaft capacities measured in centrifuge experiments.The research results have certain theoretical and engineering signifi- cance for pile construction and bearing capacity design in the soft soil region. KEY WORDS jacked pile:radial stresses:clay:shaft capacity:centrifugal model 目前，静力压桩随其施工技术和机械的日益完 位移和超孔隙水压力的空间分布情况.White与Le- 善加之自身具有的诸多优势，深受工程界的重视并 hane用离心模型试验研究了沉桩过程中桩摩擦 被广泛的应用在城市基础建设中.然而，在目前的 疲劳现象.Lehane与White进行了正常固结砂土 桩基理论研究中，对静压沉桩的力学演变机理的认 中贯入闭口钢方桩的离心模型试验.通过实施贯入 识仍较模糊，在实际工程中的应用仍停留在经验或 桩体的破坏性静载试验，研究了沉桩方法、应力水平 半经验水平.因此，为揭示静压沉桩的真实物理机 以及桩截面纵横比对试验中桩侧水平有效应力增大 制，解决实际工程面临的问题，特别在以控制桩基沉 的影响.刘清秉等在砂土中进行了离心机试验， 降为主的设计理念日益为学术界及工程界所接受的 研究砂土颗粒形状对土体抗剪强度及桩端阻力的影 背景下，对静压桩力学演变机理进行研究无疑成为 响.李林等在天然黏土中进行了静压桩离心机 桩基设计理论中明确桩土共同作用、优化沉降控制 试验，研究了静压沉桩过程中桩周土压力、孔压及沉 的关键 桩阻力的变化规律.李镜培等6)在饱和黏土中 近几十年来，国际力学界和岩土工程界诸多国 进行了静压沉桩的离心机试验，对桩周土体强度的 内外学者对静压沉桩的物理力学机制问题也展开了 时效性进行了分析 许多的试验研究.Eide等0在工程中发现，桩体贯 可以看出，目前针对砂土中静压桩的沉桩机理 入黏性土层后，其承载力会随时间增加，并认为这主 及桩土相互作用已取得了显著的研究进展.然而， 要是由于桩周超孔隙水压力消散起的.Pestana 由于黏土固结时间长，孔隙水消散产生的固结时效 等回通过实际现场监测了沉桩引起的超孔隙水压 性等原因，使得近些年对黏土中同等程度静压沉桩 力和桩周土体水平位移情况.Hght等回研究了桩 的试验研究相对较少 径对桩端承载力影响.研究表明，在一定的允许变 基于此，本文通过在高岭黏土中进行的不同重 形范围内，桩尖阻力随着桩径的增加而减小.Le- 力场下的离心模型试验，分别对模型桩贯入过程、桩 hane与Gavin在干砂中进行了开口管桩沉桩大型 静置稳定过程及桩加载三个工作阶段中径向应力 模型试验，研究桩周土体应力、桩径和管桩壁厚度对 (σ，)的变化规律进行详细地分析研究，旨在揭示黏 管桩力学性状的影响.White与Bolton进行了一 土地基静压沉桩过程中桩侧摩阻力的力学演变特 系列平面应变标定槽试验，研究桩尖贯入机理和桩 性，此外，采用两种经验公式方法对桩侧摩承载力进 土界面贯入特征.徐建平等在软黏土中进行了静 行预测计算并对两种方法进行对比分析.研究结果 力压入单桩和双桩的模型试验，测量了沉桩过程中 可进一步提高和加强对静压沉桩的理论认识，并可 土体位移随水平和深度方向变化情况.丁佩民等) 为软土地区静压桩工程施工与设计提供科学依据和 在砂土中进行了大型沉桩模型试验，研究砂土相对 指导 密度变化对其内摩擦角及邓肯双曲线弹性模型参数 的影响.周健等圆、王浩等从桩端周围士体位移 1试验设备与装置 场、应力场、孔隙率变化场等角度，对砂土中桩端阻 试验采用了西澳大学(UWA)土木学院的鼓轮 力随位移发挥的内在机理进行了模型试验研究.De 式离心机，见图1.该离心机环行槽外径1.2m,内径 Nicola与Randolph通过离心模型试验研究了贯 0.8m,环行槽高0.3m,最大离心加速度300g.该离 入砂土中的管桩的力学性状以及土塞性状.陈文 心机的主要特征就是具有独立的旋转中心轴和工具 等在不同黏土土样中进行了静压桩贯入的离心 台，这使得在试验中不需要停止机器便可进行模型 模型试验，研究桩体贯入饱和黏土过程中，桩周土体 测试工具的转换，例如，安装Tbar和静力触探试验
工程科学学报，第 40 卷，第 3 期 pendence of lateral stress on the relative depth of the pile tip ( h/B) develops，and the total radial stress，as measured in a particular soil horizon，is observed to decrease as the relative depth of the pile tip ( h/B) increases ( where h is the height of the sensor above the pile tip，and B is the diameter of the pile) ． Based on the cone penetration test during the investigation，it is observed that the lateral stress developed on a displacement pile is strongly depended on the cone penetration test end resistance ( qt ) and the relative depth of the pile tip ( h/B) ． It is shown that the empirical method allowing for a dependence of shaft friction on qt，and h provides good estimates of the shaft capacities measured in centrifuge experiments． The research results have certain theoretical and engineering significance for pile construction and bearing capacity design in the soft soil region． KEY WOＲDS jacked pile; radial stresses; clay; shaft capacity; centrifugal model 目前，静力压桩随其施工技术和机械的日益完 善加之自身具有的诸多优势，深受工程界的重视并 被广泛的应用在城市基础建设中． 然而，在目前的 桩基理论研究中，对静压沉桩的力学演变机理的认 识仍较模糊，在实际工程中的应用仍停留在经验或 半经验水平． 因此，为揭示静压沉桩的真实物理机 制，解决实际工程面临的问题，特别在以控制桩基沉 降为主的设计理念日益为学术界及工程界所接受的 背景下，对静压桩力学演变机理进行研究无疑成为 桩基设计理论中明确桩土共同作用、优化沉降控制 的关键． 近几十年来，国际力学界和岩土工程界诸多国 内外学者对静压沉桩的物理力学机制问题也展开了 许多的试验研究． Eide 等［1］在工程中发现，桩体贯 入黏性土层后，其承载力会随时间增加，并认为这主 要是由于桩周超孔隙水压力消散引起的． Pestana 等［2］通过实际现场监测了沉桩引起的超孔隙水压 力和桩周土体水平位移情况． Hight 等［3］研究了桩 径对桩端承载力影响． 研究表明，在一定的允许变 形范围内，桩尖阻力随着桩径的增加而减小． Lehane 与 Gavin［4］在干砂中进行了开口管桩沉桩大型 模型试验，研究桩周土体应力、桩径和管桩壁厚度对 管桩力学性状的影响． White 与 Bolton［5］进行了一 系列平面应变标定槽试验，研究桩尖贯入机理和桩 土界面贯入特征． 徐建平等［6］在软黏土中进行了静 力压入单桩和双桩的模型试验，测量了沉桩过程中 土体位移随水平和深度方向变化情况． 丁佩民等［7］ 在砂土中进行了大型沉桩模型试验，研究砂土相对 密度变化对其内摩擦角及邓肯双曲线弹性模型参数 的影响． 周健等［8］、王浩等［9］从桩端周围土体位移 场、应力场、孔隙率变化场等角度，对砂土中桩端阻 力随位移发挥的内在机理进行了模型试验研究． De Nicola 与 Ｒandolph［10］通过离心模型试验研究了贯 入砂土中的管桩的力学性状以及土塞性状． 陈文 等［11］在不同黏土土样中进行了静压桩贯入的离心 模型试验，研究桩体贯入饱和黏土过程中，桩周土体 位移和超孔隙水压力的空间分布情况． White 与 Lehane［12］用离心模型试验研究了沉桩过程中桩摩擦 疲劳现象． Lehane 与 White［13］进行了正常固结砂土 中贯入闭口钢方桩的离心模型试验． 通过实施贯入 桩体的破坏性静载试验，研究了沉桩方法、应力水平 以及桩截面纵横比对试验中桩侧水平有效应力增大 的影响． 刘清秉等［14］在砂土中进行了离心机试验， 研究砂土颗粒形状对土体抗剪强度及桩端阻力的影 响． 李林等［15］在天然黏土中进行了静压桩离心机 试验，研究了静压沉桩过程中桩周土压力、孔压及沉 桩阻力的变化规律． 李镜培等［16--17］在饱和黏土中 进行了静压沉桩的离心机试验，对桩周土体强度的 时效性进行了分析． 可以看出，目前针对砂土中静压桩的沉桩机理 及桩土相互作用已取得了显著的研究进展． 然而， 由于黏土固结时间长，孔隙水消散产生的固结时效 性等原因，使得近些年对黏土中同等程度静压沉桩 的试验研究相对较少． 基于此，本文通过在高岭黏土中进行的不同重 力场下的离心模型试验，分别对模型桩贯入过程、桩 静置稳定过程及桩加载三个工作阶段中径向应力 ( σr) 的变化规律进行详细地分析研究，旨在揭示黏 土地基静压沉桩过程中桩侧摩阻力的力学演变特 性，此外，采用两种经验公式方法对桩侧摩承载力进 行预测计算并对两种方法进行对比分析． 研究结果 可进一步提高和加强对静压沉桩的理论认识，并可 为软土地区静压桩工程施工与设计提供科学依据和 指导． 1 试验设备与装置 试验采用了西澳大学( UWA) 土木学院的鼓轮 式离心机，见图1． 该离心机环行槽外径 1. 2 m，内径 0. 8 m，环行槽高 0. 3 m，最大离心加速度 300g． 该离 心机的主要特征就是具有独立的旋转中心轴和工具 台，这使得在试验中不需要停止机器便可进行模型 测试工具的转换，例如，安装 T--bar 和静力触探试验 · 682 ·
李雨浓等：黏土中静压沉桩离心模型 ·287· (CPT)测试仪器.更多有关该离心机的详细细节可 作情况可参见White等人的文献.由于本试验桩 参见Stewart等n图的文献. 最大贯入深度为110mm,考虑到试验的准确性，故 不分析传感器B4的变化.本次离心机试验模型比 尺(N)分别取50g、125g和250g. 2.2土样的制备与物理力学特性 本试验土样采用的是预先固结的西澳大学高岭 黏土.有关高岭黏土的相关物理参数见表1. 表1模型试验高岭黏土基本物理参数 Table 1 Parameters of Kaolin clay in tests 含水量， 有效重度， 孔隙比，塑性指灵敏度，桩土摩擦角， w/% y/(kN-m-3) e 数，Ip dr1() 图1西澳大学鼓轮式离心机 45 7.0 1.234 Fig.1 Drum centrifuge in UWA 2.5 18 试验开始前，将装有黏土样的试验盒（土盒尺 试验前黏土样事先用150kPa的压力进行预压 寸258mm×163mm×160mm)固定到离心机内部环 固结.该预先固结压力是结合不同重力场50g、125g 行槽中，模型桩头连接荷重传感器，两者一起被固定 及250g情况确定的，以获得不同重力场下黏土的超 到离心机工作台中心处.该荷重传感器用于在拉伸 固结比(OCR).本次离心试验中，离心加速度为 试验中量测桩轴向承载力.具体的试验桩土的装置 50g、125g及250g情况下，30mm深度以下黏土的平 示意图见图2 均超固结比0CR分别为7.46、2.78和1.53，分别代 表土样的超固结状态、轻微超固结状态和正常固结 状态.不同重力场下OCR沿深度的分布情况见图4. 试验过程中对不同重力场情况下的土样进行了 Tbar试验，测得了土体的不排水剪切强度sar 有关三个不同重力场下的s数据记录见图5. 2.3试验设计 本次试验在不同重力场下分别进行了模型桩试 验和静力触探试验.有关3个不同重力场下的静力 触探试验端阻力(q)记录见图6. 图2试验布置示意图 Fig.2 Test arrangement 试验时，模型桩先以0.5mm·s的速度被贯入 到土样中，在50g和125g两个离心场试验中桩贯入 2试验方案 深度均为110mm,而在250g情况下则相对较小为 95mm.此外，由于在贯桩过程中，将会产生较大的 2.1模型桩 孔隙水压力，根据Houlsby和Teh9的研究结果表 本文离心试验采用的模型桩为边长(B)9mm, 明，贯桩结束后将模型桩静置2h有利于至少85% 长(L)185mm的不锈钢闭口方桩.图3为试验桩的 的孔隙水压力的消散.故本试验模型桩在贯桩阶段 详细结构图. 结束后被静置2h再开始进行桩轴向载荷的拉伸试 由图3可见，模型桩两侧距离桩端不同高度处 验.试验时，模型桩以0.001mm·s的速度被上提 共嵌入式安装6个直径为6mm的土压力传感器 到最大位移2mm,之后模型桩试验结束. (B1,B2,B3,B4,F1,F2),其中，F1和B1、F2和B2 对称布置桩身底部两侧位置用于校核试验过程中监 3试验结果 测的径向应力数据.不同高度的土压力传感器用于 3.1贯入过程结果分析 量测桩身不同位置(h/B=1,3,6和12；h为土压力 试验结果发现，在静压沉桩过程中桩身径向应 传感器距桩端的距离)处的径向应力（σ）.这些压 力随着测试元件相对桩端距离(h/B)的不同而有所 力传感器最大量程可达到750kPa,此外，在试验前 变化.图7为50g试验情况模型桩侧3个不同位置 这些传感器都已经过精确的标定.具体的模型桩制 处的总径向应力沿贯入深度的分布曲线
李雨浓等: 黏土中静压沉桩离心模型 ( CPT) 测试仪器． 更多有关该离心机的详细细节可 参见 Stewart 等［18］的文献． 图 1 西澳大学鼓轮式离心机 Fig． 1 Drum centrifuge in UWA 试验开始前，将装有黏土样的试验盒( 土盒尺 寸 258 mm × 163 mm × 160 mm) 固定到离心机内部环 行槽中，模型桩头连接荷重传感器，两者一起被固定 到离心机工作台中心处． 该荷重传感器用于在拉伸 试验中量测桩轴向承载力． 具体的试验桩土的装置 示意图见图 2． 图 2 试验布置示意图 Fig． 2 Test arrangement 2 试验方案 2. 1 模型桩 本文离心试验采用的模型桩为边长( B) 9 mm， 长( L) 185 mm 的不锈钢闭口方桩． 图 3 为试验桩的 详细结构图． 由图 3 可见，模型桩两侧距离桩端不同高度处 共嵌入式安装 6 个直径为 6 mm 的土压力传感器 ( B1，B2，B3，B4，F1，F2) ，其中，F1 和 B1、F2 和 B2 对称布置桩身底部两侧位置用于校核试验过程中监 测的径向应力数据． 不同高度的土压力传感器用于 量测桩身不同位置( h /B = 1，3，6 和 12; h 为土压力 传感器距桩端的距离) 处的径向应力( σr ) ． 这些压 力传感器最大量程可达到 750 kPa，此外，在试验前 这些传感器都已经过精确的标定． 具体的模型桩制 作情况可参见 White 等人［12］的文献． 由于本试验桩 最大贯入深度为 110 mm，考虑到试验的准确性，故 不分析传感器 B4 的变化． 本次离心机试验模型比 尺( N) 分别取 50g、125g 和 250g． 2. 2 土样的制备与物理力学特性 本试验土样采用的是预先固结的西澳大学高岭 黏土． 有关高岭黏土的相关物理参数见表 1． 表 1 模型试验高岭黏土基本物理参数 Table 1 Parameters of Kaolin clay in tests 含水量， w/% 有效重度， γ'/( kN·m － 3 ) 孔隙比， e 塑性指 数，IP 灵敏度， St 桩土摩擦角， δf /( °) 45 7. 0 1. 2 34 2. 5 18 试验前黏土样事先用 150 kPa 的压力进行预压 固结． 该预先固结压力是结合不同重力场 50g、125g 及 250g 情况确定的，以获得不同重力场下黏土的超 固结比( OCＲ) ． 本次离心试验中，离心加速度为 50g、125g 及 250g 情况下，30 mm 深度以下黏土的平 均超固结比 OCＲ 分别为 7. 46、2. 78 和 1. 53，分别代 表土样的超固结状态、轻微超固结状态和正常固结 状态． 不同重力场下 OCＲ 沿深度的分布情况见图4． 试验过程中对不同重力场情况下的土样进行了 T--bar 试验，测得了土体的不排水剪切强度 su-Tbar． 有关三个不同重力场下的 su-Tbar数据记录见图 5． 2. 3 试验设计 本次试验在不同重力场下分别进行了模型桩试 验和静力触探试验． 有关 3 个不同重力场下的静力 触探试验端阻力( qt ) 记录见图 6． 试验时，模型桩先以 0. 5 mm·s － 1的速度被贯入 到土样中，在 50g 和 125g 两个离心场试验中桩贯入 深度均为 110 mm，而在 250g 情况下则相对较小为 95 mm． 此外，由于在贯桩过程中，将会产生较大的 孔隙水压力，根据 Houlsby 和 Teh［19］的研究结果表 明，贯桩结束后将模型桩静置 2 h 有利于至少 85% 的孔隙水压力的消散． 故本试验模型桩在贯桩阶段 结束后被静置 2 h 再开始进行桩轴向载荷的拉伸试 验． 试验时，模型桩以 0. 001 mm·s － 1的速度被上提 到最大位移 2 mm，之后模型桩试验结束． 3 试验结果 3. 1 贯入过程结果分析 试验结果发现，在静压沉桩过程中桩身径向应 力随着测试元件相对桩端距离( h /B) 的不同而有所 变化． 图 7 为 50g 试验情况模型桩侧 3 个不同位置 处的总径向应力沿贯入深度的分布曲线． · 782 ·
·288 工程科学学报，第40卷，第3期 M5连接桩据的接头 回 用于附加扩展 的螺旋孔 (直径为4mm) o 直径为6mm 175 的电线孔 165 电线孔 7.2mm宽的 电线孔直径 焊料盘 为6mm B4 不 108(12B) 0.5mm深盘用于 放土压力盒 ←14 PS-5KA 压力盒 B3 546B o F2 2 不 用于附加扩展 的螺旋孔 27(3 (直径为4mm) 1 0 不 Y 9(B) 9(B) 9(B) (c) 图3模型桩身应变片布置图（单位：mm).(a)正面图：(b)左视图：(c)右视图 Fig.3 Instrumented model pile (unit:mm):(a)front view:(b)left view:(c)right view OCR 5.no/kPa 300 10 15 20 0 60 80 250g 0 20 125g 40 60A 80 80 50g 50g 125g 225 100 120 120 图4不同重力场下OCR沿深度分布图 Fig.4 OCR profiles in different g-evels 图5 不同重力场下的s。u曲线 Fig.5 profiles in different g-evels 由图可以看出，在桩贯入阶段，桩身不同位置的 总径向应力随着深度的增加而线性增加：而不同部 h/B的增加而减小.将总径向应力量纲为一化，用 位的桩侧元件在同一贯入深度处，总径向应力随着 H,=（.-o)/o表示，式中和σ分别为测试元
工程科学学报，第 40 卷，第 3 期 图 3 模型桩身应变片布置图( 单位: mm) ． ( a) 正面图; ( b) 左视图; ( c) 右视图 Fig． 3 Instrumented model pile ( unit: mm) : ( a) front view; ( b) left view; ( c) right view 图 4 不同重力场下 OCＲ 沿深度分布图 Fig． 4 OCＲ profiles in different g-levels 由图可以看出，在桩贯入阶段，桩身不同位置的 总径向应力随着深度的增加而线性增加; 而不同部 位的桩侧元件在同一贯入深度处，总径向应力随着 图 5 不同重力场下的 su-Tbar曲线 Fig． 5 su-Tbar profiles in different g-levels h /B 的增加而减小． 将总径向应力量纲为一化，用 Hi = ( σr － u0 ) /σ' vo表示，式中 u0和 σ' vo分别为测试元 · 882 ·
李雨浓等：黏土中静压沉桩离心模型 ·289· 9/kPa 件深度处的孔压和有效垂直应力，分析结果发现，在 200 400 600 800 1000 同一水平深度处，H随着h/B的增加而降低. 在125g和250g试验中，同样出现了相似的变 20 化规律，如图8和图9所示 40 该离心试验结果与Lehane四现场试验结果一 致，即桩侧元件距桩端距离越远，不同部位的桩侧元 件在同一贯入深度处径向应力越小.试验研究结果 也进一步证实，桩侧摩阻力在贯入过程中同一水平 深度上存在“退化效应”，可见桩端相对距离(h/B) 100 对桩侧摩阻力有一定的影响，故在计算桩侧摩阻力 时，为了避免估算过大，有必要考虑桩的长度效应 120 3.2静置稳定过程分析 图6不同重力场下的静力触探试验曲线 在桩贯入后静置稳定期间不同重力场桩侧总径 Fig.6 CPT profiles in different g-evels 向应力的变化见图10 G/kPa 00 100 150 0 20 20 30 % 40 0 h/B=6 70 10 H/K=0 hB=3 h/B 100 h/B=1 100 h/B-1 110 110 图750g试验压桩过程中径向总应力(a)及其量纲为一化(b) Fig.7 Lateral total stresses (a)and normalized lateral total stresses (b)during pile installation at 50g o/kPa 0 100 200 300 0 0 0k 3 30 hB=6 6 h/B=6 7 h/B=3 80 90 90 1 /B=-3 h/B=1 100 h/B=1 110 110 图8125g试验压桩过程中径向总应力(a)及其量纲为一化(b) Fig.8 Lateral total stresses (a)and normalized lateral total stresses (b)during pile installation at 125g 图中用量纲为一系数H/H进行表示，这里H/ 约为0.6±0.15. H=（o,-)/(σa-4）,oa为桩贯入结束后的径 当桩贯入结束后，对于3个不同重力场下的径 向应力.由图10可见，在桩贯入结束后，不同重力 向总应力均用了将近50min时间达到稳定，依据 场下H/H在静置稳定期间均减小为大约贯入时的 Houlsby与Tehn阿提出的时间因数，本次离心试验稳 50%.试验发现的这一变化规律与Lehane四在现 定的速率相当于水平固结系数约为25m2·a1 场黏土中进行的贯桩试验结果一致.对比所有不同 此外，对比早期Lehane总结的有关位移桩 重力场下的离心机试验结果发现，静置稳定期间在 (特指静压桩和打入桩)试验稳定时应力状态的结 桩侧不同部位的应力传感器测得HH的最终值均 果发现，作用在本次离心机桩上的径向应力值一般
李雨浓等: 黏土中静压沉桩离心模型 图 6 不同重力场下的静力触探试验曲线 Fig． 6 CPT profiles in different g-levels 件深度处的孔压和有效垂直应力，分析结果发现，在 同一水平深度处，Hi随着 h /B 的增加而降低． 在 125g 和 250g 试验中，同样出现了相似的变 化规律，如图 8 和图 9 所示． 该离心试验结果与 Lehane［20］现场试验结果一 致，即桩侧元件距桩端距离越远，不同部位的桩侧元 件在同一贯入深度处径向应力越小． 试验研究结果 也进一步证实，桩侧摩阻力在贯入过程中同一水平 深度上存在“退化效应”，可见桩端相对距离( h /B) 对桩侧摩阻力有一定的影响，故在计算桩侧摩阻力 时，为了避免估算过大，有必要考虑桩的长度效应． 3. 2 静置稳定过程分析 在桩贯入后静置稳定期间不同重力场桩侧总径 向应力的变化见图 10． 图 7 50g 试验压桩过程中径向总应力( a) 及其量纲为一化( b) Fig． 7 Lateral total stresses ( a) and normalized lateral total stresses ( b) during pile installation at 50g 图 8 125g 试验压桩过程中径向总应力( a) 及其量纲为一化( b) Fig． 8 Lateral total stresses ( a) and normalized lateral total stresses ( b) during pile installation at 125g 图中用量纲为一系数 H /Hi进行表示，这里 H / Hi = ( σr － u0 ) /( σri － u0 ) ，σri为桩贯入结束后的径 向应力． 由图 10 可见，在桩贯入结束后，不同重力 场下 H /Hi在静置稳定期间均减小为大约贯入时的 50% ． 试验发现的这一变化规律与 Lehane［20］在现 场黏土中进行的贯桩试验结果一致． 对比所有不同 重力场下的离心机试验结果发现，静置稳定期间在 桩侧不同部位的应力传感器测得 H /Hi的最终值均 约为 0. 6 ± 0. 15． 当桩贯入结束后，对于 3 个不同重力场下的径 向总应力均用了将近 50 min 时间达到稳定，依据 Houlsby 与 Teh［19］提出的时间因数，本次离心试验稳 定的速率相当于水平固结系数约为 25 m2 ·a － 1 ． 此外，对比早期 Lehane［20］总结的有关位移桩 ( 特指静压桩和打入桩) 试验稳定时应力状态的结 果发现，作用在本次离心机桩上的径向应力值一般 · 982 ·
·290 工程科学学报，第40卷，第3期 o/kPa 0 200 400 600 00 0 20 (b) 0 0 h/B=6 5 hiB=6 6 70 /B=3 0 90 h/B=3 h/B=1 90 h/B=1 100 100 110 110 图9250g试验压桩过程中径向总应力(a)及其量纲为一化(b) Fig.9 Lateral total stresses (a)and normalized lateral total stresses (b)during pile installation at 250g 10 1.0 (a h/B=3 h/B-6 0.8 0.8 /B=6 06 0.6 h/B=1 h/B=3 0.4 A 0.4 10 102 10 10 10 10 10 10- 109101 102 10 时间min 时间min 1.0 h/B=1 0.8 h/B=6 0.6 h/B-3 0401021020 10 时间min 图10桩静置稳定过程中不同重力场下量纲为一的径向总应力.(a)50g:(b)125g:(c)250g Fig.10 Normalised lateral total stress variations during equalisation at different g-evels:(a)50g:(b)125g:(c)250g 低于Lehane试验值的25%左右.这一趋势也表明， 数值模拟和理论分析方法，但在实际应用中，采用 在无结构重塑的黏土中沉桩，作用在位移桩桩侧的 经验公式进行预测仍不失为一种快速可靠的方 径向应力一般较低. 法.本文采用美国石油学会推荐标准 3.3桩拉伸载荷试验 (AP20O0)l以及Lehane等基于静力触探试 不同重力场情况下桩拉伸阶段桩侧径向总应力 验提出的经验方法(CPT2013)对桩侧摩阻力进行 的变化值（△σ，）及侧摩阻力(g,)的载荷曲线分别如 了计算对比分析. 图11，图12所示. API2000标准被广泛用来估算桩侧摩阻力.计 由图11可见，在桩端位移达到0.25mm时， 算桩侧摩阻力公式如下： △σ，发生突变，减小为原来的85%~90%：随着桩的 进一步拉伸，△σ迅速减小，并且不同深度处测得的 T=aswue (1) 应力变化值也不相同，在拉伸试验结束后，随着h/B a=0.5(s/0)-a5 suc/g0≤1 (2) 的增加，同一深度处△σ的绝对值也随之减小：对比 a=0.5(sc/0)-a5 Sune/0vo>1 (3) 载荷曲线（图12），在△σ，发生突变处，即桩位移达 式中，T:为桩侧单位极限摩阻力：s为不排水剪切 到0.25mm(桩端最大位移的10%左右)时，桩侧摩 强度；σ。为桩侧垂直有效应力 阻力也达到最大值，之后随着深度增加逐渐达到常 Lehane等基于静力触探试验方法测得的端阻 值不变 力(q,)提出的经验公式如下： 3.4桩侧摩承载力 黏性土中静压桩侧摩阻力计算，尽管常采用 =0.05g.[mmr(,1)] (4)
工程科学学报，第 40 卷，第 3 期 图 9 250g 试验压桩过程中径向总应力( a) 及其量纲为一化( b) Fig． 9 Lateral total stresses ( a) and normalized lateral total stresses ( b) during pile installation at 250g 图 10 桩静置稳定过程中不同重力场下量纲为一的径向总应力． ( a) 50g; ( b) 125g; ( c) 250g Fig． 10 Normalised lateral total stress variations during equalisation at different g-levels: ( a) 50g; ( b) 125g; ( c) 250g 低于 Lehane 试验值的 25% 左右． 这一趋势也表明， 在无结构重塑的黏土中沉桩，作用在位移桩桩侧的 径向应力一般较低． 3. 3 桩拉伸载荷试验 不同重力场情况下桩拉伸阶段桩侧径向总应力 的变化值( Δσr) 及侧摩阻力( qs) 的载荷曲线分别如 图 11，图 12 所示． 由图 11 可见，在桩端位移达到 0. 25 mm 时， Δσr发生突变，减小为原来的 85% ～ 90% ; 随着桩的 进一步拉伸，Δσr迅速减小，并且不同深度处测得的 应力变化值也不相同，在拉伸试验结束后，随着 h /B 的增加，同一深度处 Δσr的绝对值也随之减小; 对比 载荷曲线( 图 12) ，在 Δσr发生突变处，即桩位移达 到 0. 25 mm( 桩端最大位移的 10% 左右) 时，桩侧摩 阻力也达到最大值，之后随着深度增加逐渐达到常 值不变． 3. 4 桩侧摩承载力 黏性土中静压桩侧摩阻力计算，尽管常采用 数值模拟和理论分析方法，但在实际应用中，采用 经验公式进行预测仍不失为一种快速可靠的方 法． 本文采用美国石油学会推荐标准 ( API2000) ［21］以及 Lehane 等［22］基于静力触探试 验提出的经验方法( CPT2013) 对桩侧摩阻力进行 了计算对比分析． API2000 标准被广泛用来估算桩侧摩阻力． 计 算桩侧摩阻力公式如下: τf = asu-uc ( 1) a = 0. 5 ( su-uc /σ' v0 ) － 0. 5 su-uc /σ' v0≤1 ( 2) a = 0. 5 ( su-uc /σ' v0 ) － 0. 25 su-uc /σ' v0 ＞ 1 ( 3) 式中，τf为桩侧单位极限摩阻力; su-uc为不排水剪切 强度; σ' v0为桩侧垂直有效应力． Lehane 等基于静力触探试验方法测得的端阻 力( qt ) 提出的经验公式如下: τf = 0. 055qt [ max ( h Ｒ* ，1 ) ] － 0. 2 ( 4) · 092 ·
李雨浓等：黏土中静压沉桩离心模型 ·291· 位移/mm 位移/mm 05 1.0 1.5 2.0 0.5 1.0 15 2.0 h/B=6 5 h/B=6 -10 三-5 -20 .15 h/B=1 -25 h/B= h/B=3 20 -30 位移/mm 0.5 1.0 1.5 2.0 -S /B=3 -15 -25 月 h/B=6 -35 -45 (c) h/B=1 -55 图11桩加载过程中不同重力场下径向总应力.(a)50g:(b)125g:(c)250g Fig.11 Lateral total stress variations during loading at different gHevels:(a)50g:(b)125g:(c)250g 表2离心机试验桩抗拉承载力预测结果 Table 2 Tension capacity predictions for drum centrifuge test pile Q.1Q_ 方法 50g125g250g平均值，4标准差，sC0V APH20000.841.231.311.12 0.250.22 方程(4) 1.091.251.15 1.16 0.08 0.07 方程(5)0.991.241.161.13 0.130.12 度s值是采用离心机试验的实测值s（见图4) 计算的.通过对比表中数据结果发现，在3个不同 0.5 1.0 1.5 20 位移/mm 重力场下两种方法的预测值都偏高百分之十几左 图12不同重力场下桩侧摩阻力 右，但是很明显采用基于CPT2013方法预测的结果 Fig.12 Profile of q.at different g-evels in tension test C0V要比AP2000方法低45%~68%，可以得到更 合理可靠的预测结果.可见计算桩侧摩阻力时，如 0.023q. max 能考虑桩的h/R(或长度效应)这一主要影响因素 TI= 0.15 tanδ (5) 可以得到更满意的预测结果 4结论 式中，R为桩的有效半径（当开口管桩时，R=(R2 -R)a5,R和R,分别为开口管桩的内外半径)；σ (1)在桩贯入阶段，桩身不同位置的总径向应 为桩侧垂直有效应力.方程(4)是针对一些桩基工 力随着深度的增加而线性增加：而对同一贯入深度 程无法明确桩土内摩擦角而得出的公式：方程(5) 而言，该处总径向应力随着h/B的增加而减小.故 则针对可以确定桩土内摩擦角及桩侧垂直有效应力 在黏土中沉桩时，为了避免桩侧摩阻力值估算过大， 的桩基工程给出的回归公式 需要考虑桩的长度效应 两种经验方法的计算值(Q)与离心机实测值 (2)在桩贯入结束后，对比所有不同重力场下 (Q)比值的变异系数(C0V)可见表2. 的离心机试验结果发现，静置稳定期间在桩侧不同 表2中API2000方法式(1)中的不排水剪切强 部位的应力传感器测得H/H,的最终值均比桩贯入
李雨浓等: 黏土中静压沉桩离心模型 图 11 桩加载过程中不同重力场下径向总应力． ( a) 50g; ( b) 125g; ( c) 250g Fig． 11 Lateral total stress variations during loading at different g-levels: ( a) 50g; ( b) 125g; ( c) 250g 图 12 不同重力场下桩侧摩阻力 Fig． 12 Profile of qs at different g-levels in tension test τf = 0. 023qt [ max ( h Ｒ* ， ) ] 1 ( － 0. 2 qt σ' ) v 0. 15 tan δf ( 5) 式中，Ｒ* 为桩的有效半径( 当开口管桩时，Ｒ* = ( Ｒ2 － Ｒ2 i ) 0. 5，Ｒ 和 Ｒi分别为开口管桩的内外半径) ; σ' v 为桩侧垂直有效应力． 方程( 4) 是针对一些桩基工 程无法明确桩土内摩擦角而得出的公式; 方程( 5) 则针对可以确定桩土内摩擦角及桩侧垂直有效应力 的桩基工程给出的回归公式． 两种经验方法的计算值( Qc ) 与离心机实测值 ( Qm ) 比值的变异系数( COV) 可见表 2． 表 2 中API2000方法式( 1) 中的不排水剪切强 表 2 离心机试验桩抗拉承载力预测结果 Table 2 Tension capacity predictions for drum centrifuge test pile 方法 Qc /Qm 50g 125g 250g 平均值，μ 标准差，s COV API 2000 0. 84 1. 23 1. 31 1. 12 0. 25 0. 22 方程( 4) 1. 09 1. 25 1. 15 1. 16 0. 08 0. 07 方程( 5) 0. 99 1. 24 1. 16 1. 13 0. 13 0. 12 度 su-uc值是采用离心机试验的实测值 su-Tbar ( 见图 4) 计算的． 通过对比表中数据结果发现，在 3 个不同 重力场下两种方法的预测值都偏高百分之十几左 右，但是很明显采用基于 CPT2013 方法预测的结果 COV 要比 API2000 方法低 45% ～ 68% ，可以得到更 合理可靠的预测结果． 可见计算桩侧摩阻力时，如 能考虑桩的 h /Ｒ* ( 或长度效应) 这一主要影响因素 可以得到更满意的预测结果． 4 结论 ( 1) 在桩贯入阶段，桩身不同位置的总径向应 力随着深度的增加而线性增加; 而对同一贯入深度 而言，该处总径向应力随着 h /B 的增加而减小． 故 在黏土中沉桩时，为了避免桩侧摩阻力值估算过大， 需要考虑桩的长度效应． ( 2) 在桩贯入结束后，对比所有不同重力场下 的离心机试验结果发现，静置稳定期间在桩侧不同 部位的应力传感器测得 H /Hi的最终值均比桩贯入 · 192 ·
·292· 工程科学学报，第40卷，第3期 阶段减小50%左右. (5):587 (3)桩在加载阶段，当桩端位移达到大约3%B (王浩，周健，邓志辉.砂土中桩端阻力随位移发挥的内在机 理研究.岩土工程学报，2006,28(5)：587) 时，△σ，发生突变，桩侧摩阻力达到最大值，并且发 [1]De Nicola A,Randolph M F.Centrifuge modelling of pipe piles 现250g下测得桩侧摩阻力峰值大约为50g情况下 in sand under axial loads.Geotechnique,1999,49 (3):295 的2.5倍. [11]Chen W,Shi J Y,Gong Y P,et al.Centrifugal model tests of (4)在离心机黏土试验中，桩在贯入阶段、静置 piles jacked in saturated clay.JHohai Unir1999,27(6):103 稳定阶段和加载阶段桩侧不同深度位置径向应力表 (陈文，施建勇，龚友平，等.饱和黏土中静压桩挤土效应的 现的特征与现场试验桩测得的结果相似，但离心试 离心机模型试验研究.河海大学学报，1999,27(6)：103) [12]White D J,Lehane B M.Friction fatigue on displacement piles in 验测得数值要小于现场值，分析原因可能是由于离 sand.Geotechnique,2004,54(10):645 心机所用的高岭黏土与实际天然黏土性质不同 [13]Lehane B M,White D J.Lateral stress changes and shaft friction 所致. for model displacement piles in sand.Can Geotech J,2005,42 (5)在黏土中沉桩，估算桩侧摩阻力时， (4):1039 API2000方法可以得到比较好的预测结果，但是考 [14]Liu Q B,Xiang W,Lehane B M,et al.Experimental study of effect of particle shapes on shear strength of sand and tip resist- 虑桩的/R(或长度效应)这一主要影响因素的 ance of driven piles.Chin J Rock Mech Eng,2011,30 (2):400 CPT2013方法可以获得更合理满意的预测结果. (刘清秉，项伟，B.M.Lehane,等.颗粒形状对砂土抗剪强 度及桩端阻力影响机制试验研究.岩石力学与工程学报， 参考文献 2011,30(2):400) [Eide 0,Hutchinson J N.Landava A.Short and long term test [15]Li L,Li J P,Sun D A,et al.Pile jacking-in effects considering loading of a friction pile in clay.Publikasjon-Norges Geotekniske stress anisotropy of natural clay.Chin J Rock Mech Eng,2016, Institutt,1997,200:1 35(5):1055 Pestana J M,Hunt C E,Bray J D.Soil deformation and excess (李林，李镜培，孙德安，等.考虑天然黏土应力各向异性的 pore pressure field around a closed-ended pile.Geotech Geoenrir- 静压沉桩效应研究.岩石力学与工程学报，2016,35(5)： on Eng,2002,128(1):1 1055) B]Hight D W,Lawrence D M,Farquhar G B,et al.Evidence for [16]Li J P,Zhang L X,Li L.Time-dependent analysis on strength of scale effects in the end bearing capacity of open-ended piles in soil around jacked pile in saturated clay.J Harbin Inst Technol, sand /Offshore Technology Conference.Houston,1996:181 2016,48(12):89 4]Lehane B M,Gavin K G.Base resistance of jacked pipe piles in (李镜培，张凌翔，李林.饱和黏土中静压桩桩周土体强度 sand.J Geotech Geoenviron Eng,2001,127 (6):473 时效性分析.哈尔滨工业大学学报，2016,48(12)：89) [5]White D J,Bolton M D.Displacement and strain paths during [17]Li J P,Li L,Sun D A,et al.Time-dependent bearing capacity plane-strain model pile installation in sand.Geotechnique,2004, of jacked piles in Ko consolidated clay based on CPTU tests 54(6):375 Chin J Geotech Eng,2017,39 (2)193 [6]Xu J P,Zhou J.Xu Z Y,et al.Model test research on pile driv- (李镜培，李林，孙德安，等.基于CPTU测试的K,固结黏土 ing effect of squeezing against soil.Rock Soil Mech,2000,21 中静压桩时变承载力研究.岩土工程学报，2017,39(2)： (3):235 193) (徐建平，周健，许朝阳，等.沉桩挤土效应的模型试验研究 [18]Stewart D P,Boyle R S,Randolph M F.Experience with a new 岩土力学，2000,21(3)：235) drum centrifuge /Proceeding International Conference Centrifuge ]Ding P M,Xiao Z B,Shi J Y.Model tests of large driven pile 98.Tokyo,1998:35 jacked into sands and soil-pile interaction finite element analysis 19] Houlsby GT,Teh C I.Analysis of the piezocone in clay//Pro- with compaction effects taken into account.Ind Constr,2003,33 ceeding of International Symposium on Penetration Testing.Orlan- (3):45 do,1988:777 (丁佩民，肖志斌，施健勇.松砂中大型静压沉桩模型试验研 220]Lehane B M.Experimental Inrestigations of Pile Behaviour Using 究桩基挤土加密效应.工业建筑，2003,33(3)：45) Instrumented Field Piles [Dissertation].London:University of [8]Zhou J,Deng Y B,Ye JZ,et al.Experimental and numerical London (Imperial College),1992 analysis of jacked piles during installation in sand.Chin Geotech 21]American Petroleum Institute,(API).Recommended Practice of Eng,2009,31(4):501 Planning,Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms. (周健，邓益兵，叶建忠，等。砂土中静压桩沉桩过程试验研 Washington,D.C:American Petroleum,2000 究与颗粒流模拟.岩土工程学报，2009,31(4)：501) 22]Lehane B M,Li Y N,Williams R.Shaft capacity of displace- 9]Wang H,Zhou J,Deng Z H.Mobilization of toe resistance of piles ment piles in clay using the cone penetration test.Geotech Geo- with local displacement in sand.Chin J Geotech Eng,2006,28 environ Eng,2013,139(2):253
工程科学学报，第 40 卷，第 3 期 阶段减小 50% 左右． ( 3) 桩在加载阶段，当桩端位移达到大约 3% B 时，Δσr发生突变，桩侧摩阻力达到最大值，并且发 现 250g 下测得桩侧摩阻力峰值大约为 50g 情况下 的 2. 5 倍． ( 4) 在离心机黏土试验中，桩在贯入阶段、静置 稳定阶段和加载阶段桩侧不同深度位置径向应力表 现的特征与现场试验桩测得的结果相似，但离心试 验测得数值要小于现场值，分析原因可能是由于离 心机所用的高岭黏土与实际天然黏土性质不同 所致． ( 5 ) 在 黏 土 中 沉 桩，估算桩侧摩阻力时， API2000 方法可以得到比较好的预测结果，但是考 虑桩的 h /Ｒ* ( 或长度效应) 这一主要影响因素的 CPT2013 方法可以获得更合理满意的预测结果． 参 考 文 献 ［1］ Eide O，Hutchinson J N，Landava A． Short and long term test loading of a friction pile in clay． Publikasjon-Norges Geotekniske Institutt，1997，200: 1 ［2］ Pestana J M，Hunt C E，Bray J D． Soil deformation and excess pore pressure field around a closed-ended pile． J Geotech Geoenviron Eng，2002，128( 1) : 1 ［3］ Hight D W，Lawrence D M，Farquhar G B，et al． Evidence for scale effects in the end bearing capacity of open-ended piles in sand / / Offshore Technology Conference． Houston，1996: 181 ［4］ Lehane B M，Gavin K G． Base resistance of jacked pipe piles in sand． J Geotech Geoenviron Eng，2001，127( 6) : 473 ［5］ White D J，Bolton M D． Displacement and strain paths during plane-strain model pile installation in sand． Geotechnique，2004， 54( 6) : 375 ［6］ Xu J P，Zhou J，Xu Z Y，et al． Model test research on pile driving effect of squeezing against soil． Ｒock Soil Mech，2000，21 ( 3) : 235 ( 徐建平，周健，许朝阳，等． 沉桩挤土效应的模型试验研究． 岩土力学，2000，21( 3) : 235) ［7］ Ding P M，Xiao Z B，Shi J Y． Model tests of large driven pile jacked into sands and soil-pile interaction finite element analysis with compaction effects taken into account． Ind Constr，2003，33 ( 3) : 45 ( 丁佩民，肖志斌，施健勇． 松砂中大型静压沉桩模型试验研 究桩基挤土加密效应． 工业建筑，2003，33( 3) : 45) ［8］ Zhou J，Deng Y B，Ye J Z，et al． Experimental and numerical analysis of jacked piles during installation in sand． Chin J Geotech Eng，2009，31( 4) : 501 ( 周健，邓益兵，叶建忠，等． 砂土中静压桩沉桩过程试验研 究与颗粒流模拟． 岩土工程学报，2009，31( 4) : 501) ［9］ Wang H，Zhou J，Deng Z H． Mobilization of toe resistance of piles with local displacement in sand． Chin J Geotech Eng，2006，28 ( 5) : 587 ( 王浩，周健，邓志辉． 砂土中桩端阻力随位移发挥的内在机 理研究． 岩土工程学报，2006，28( 5) : 587) ［10］ De Nicola A，Ｒandolph M F． Centrifuge modelling of pipe piles in sand under axial loads． Geotechnique，1999，49( 3) : 295 ［11］ Chen W，Shi J Y，Gong Y P，et al． Centrifugal model tests of piles jacked in saturated clay． J Hohai Univ，1999，27( 6) : 103 ( 陈文，施建勇，龚友平，等． 饱和黏土中静压桩挤土效应的 离心机模型试验研究． 河海大学学报，1999，27( 6) : 103) ［12］ White D J，Lehane B M． Friction fatigue on displacement piles in sand． Geotechnique，2004，54( 10) : 645 ［13］ Lehane B M，White D J． Lateral stress changes and shaft friction for model displacement piles in sand． Can Geotech J，2005，42 ( 4) : 1039 ［14］ Liu Q B，Xiang W，Lehane B M，et al． Experimental study of effect of particle shapes on shear strength of sand and tip resistance of driven piles． Chin J Ｒock Mech Eng，2011，30( 2) : 400 ( 刘清秉，项伟，B． M． Lehane，等． 颗粒形状对砂土抗剪强 度及桩端阻力影响机制试验研究． 岩石力学与工程学报， 2011，30( 2) : 400) ［15］ Li L，Li J P，Sun D A，et al． Pile jacking-in effects considering stress anisotropy of natural clay． Chin J Ｒock Mech Eng，2016， 35( 5) : 1055 ( 李林，李镜培，孙德安，等． 考虑天然黏土应力各向异性的 静压沉桩效应研究． 岩石力学与工程学报，2016，35 ( 5) : 1055) ［16］ Li J P，Zhang L X，Li L． Time-dependent analysis on strength of soil around jacked pile in saturated clay． J Harbin Inst Technol， 2016，48( 12) : 89 ( 李镜培，张凌翔，李林． 饱和黏土中静压桩桩周土体强度 时效性分析． 哈尔滨工业大学学报，2016，48( 12) : 89) ［17］ Li J P，Li L，Sun D A，et al． Time-dependent bearing capacity of jacked piles in K0 consolidated clay based on CPTU tests． Chin J Geotech Eng，2017，39( 2) : 193 ( 李镜培，李林，孙德安，等． 基于 CPTU 测试的 K0固结黏土 中静压桩时变承载力研究． 岩土工程学报，2017，39 ( 2) : 193) ［18］ Stewart D P，Boyle Ｒ S，Ｒandolph M F． Experience with a new drum centrifuge / / Proceeding International Conference Centrifuge 98． Tokyo，1998: 35 ［19］ Houlsby G T，Teh C I． Analysis of the piezocone in clay / / Proceeding of International Symposium on Penetration Testing． Orlando，1988: 777 ［20］ Lehane B M． Experimental Investigations of Pile Behaviour Using Instrumented Field Piles ［Dissertation］． London: University of London ( Imperial College) ，1992 ［21］ American Petroleum Institute，( API) ． Ｒecommended Practice of Planning，Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms． Washington，D． C: American Petroleum，2000 ［22］ Lehane B M，Li Y N，Williams Ｒ． Shaft capacity of displacement piles in clay using the cone penetration test． J Geotech Geoenviron Eng，2013，139( 2) : 253 · 292 ·
