緬甸某油庫利用標貫錘擊數確定樁基參數的方法探討

任海賓

中國石油管道局工程有限公司設計分公司

擬建油庫的工程場區位于仰光市南部迪洛瓦（Thilawa）經濟開發區。工程分為兩期建設，其中一期工程包括3座1.2×104m3汽油罐和2座5 000 m3柴油罐，二期包括8座1.5×104m3儲罐、4座6 000 m3儲罐、消防罐及站場配套建（構）筑物。油庫場區巖土類型除表層吹填砂土層外，下部以飽和黏性土、淤泥質土和粉細砂為主。此次巖土工程勘察工作以工程鉆探、原位測試和土工試驗作為主要方法，受限于業主投資和現場勘察資源配置，標準貫入試驗（SPT）為唯一選用的原位測試方法。

標準貫入試驗是國內外巖土工程中最常用的一種設備簡單、操作方便、經濟適用的原位測試方法，標貫錘擊數即SPT-N值，可用于判定土的物理力學特性[1]。SPT-N值的應用十分廣泛，可用于確定砂土密實度、黏性土狀態、無側限抗壓強度、地基土承載力、土抗剪強度、樁基承載力和砂土液化判別等[2]。雖然標準貫入試驗應用廣泛，但其成果受人為操作和設備影響因素較大，如清孔、沒有將貫入器貫入到不擾動土體位置、孔內未保持有效靜力水頭等[3]。因此，對于實測SPT-N值的是否修正和如何修正，應根據所在地區特點、建立統計關系時的具體情況決定。國內一些學者[4-5]對不同直徑鉆桿配置下標貫錘擊能量比特征進行分析，計算出實際錘擊能量與理論錘擊能量的能量比，指出不同直徑的鉆桿、錘擊能量比的差異總體上不大。符濱等[6]結合工程實例，基于標準貫入試驗對國內外砂土液化判別法進行對比分析，指出我國現有規范是基于工程的經驗方法，未考慮標貫能量損失和上覆土壓力對標貫擊數的影響，存在著不足之處。此外，我國缺乏利用SPT-N值獲取樁基參數統一的計算方法。

一些經濟相對落后的國家或地區，勘察方法也比較落后，同時缺乏適應所在國的標準和規范，業主方只能選用如BS EN或ASTM一些國際通用規范，但屬地資源配置又往往達不到以上標準的要求，對于項目所在地緬甸，便是如此。業主方明確要求，巖土工程勘察工作應執行ASTM D1586—2008用于指導現場標準貫入試驗，基礎設計參數應按照國外巖土工程手冊進行計算，不可直接選取。因此，有必要對標準貫入試驗進行分析研究，并選擇合理的修正公式和計算方法。中外標準中對于標準貫入試驗的原理、方法、過程、數據和能源效率存在一定的差異[7]，提出現行的歐美標準中要求將實測SPT-N值通過修正轉化為歸一化SPT-N值，采用Skempton等建議的修正方法或其變種公式，而我國現行的標準只考慮桿長修正，造成SPT-N值的不可靠性[8]。通常經驗校正方法是假定裝置系統僅傳遞60%的能量，再考慮覆蓋層自重壓力和能量損失的影響，校正后的擊數為N60。

1 場地巖土工程地質條件

根據鉆探揭露、土工實驗及現場調查，勘察深度內地層主要由吹填土（）及第四系沖積層（）組成。依據地層形成的地質時代、成因、地層巖性、物理力學性質的不同，在勘探深度內將場地地層巖性自上而下共劃分為6個工程地質層，遵循 ASTM D2487—2011[9]和 ASTM D2488—2009[10]。各土層主要工程特征見表1。勘察期間，在孔內進行標準貫入試驗，記錄各土層SPT-N值，數據統計見表2；在各土層中采取擾動土樣，進行常規的室內試驗，結果見表3。

表1 各土層主要工程特征Tab.1 Main engineering features of each soil layer

根據以上勘察資料，建筑場地地表下主要為黏性土、粉土和砂土，厚度較大。從建筑場地地基土的埋藏特征、工程特性及上部荷載強度等方面綜合分析，罐區及附屬重要設備基礎宜使用樁基礎，因此，需要估算各土層樁的極限側阻力標準值和極限端阻力標準值。

表2 標準貫入試驗結果統計Tab.2 Statistics of SPT-Nvalue results

表3 土工試驗結果Tab.3 Test results of soil engineering

2 樁基參數計算

目前，按照我國現行JGJ 94—2008《建筑樁基技術規范》，樁基參數宜通過樁基靜載試驗確定；勘察期間，可按靜力觸探法和經驗參數法確定。由于現場缺乏靜力觸探試驗設備資源，參考JGJ 94—2008《建筑樁基技術規范》[12]，樁基參數根據土的物理指標與承載力參數之間的經驗關系確定（表 4）。

由表4可知，土的定名、室內試驗、標準貫入試驗均執行ASTM標準，土的定名和分類與我國普通采用的工程分類有所區別。此外，JGJ 94—2008《建筑樁基技術規范》［9］是依據我國工程經驗總結而成，不能代表國外工程場地。因此，有必要利用國外相關巖土工程勘察標準或手冊，選用被業主方認可的計算公式確定樁基參數，并應通過試樁校驗參數。

表4 樁基參數建議值Tab.4 Recommended parameters of pile foundation

2.1 計算原則

樁基參數計算包括樁的極限側阻力標準值qsik和樁的極限端阻力標準值qpk。根據土性分為黏性土和非黏性土，以下為選用的基本計算原則。

2.1.1 樁的極限側阻力標準值qsik

黏性土。按靜力計算，選擇α法[13]。該方法由Tomlinson(1957)[14]提出，他指出黏性土樁側阻力與土的不排水抗剪強度有直接關系，其表達式為

式中：α為黏聚系數（圖1），該曲線針對預制樁提供；Cu為不排水剪切強度，kPa。

Terzaghi和Peck（1967）提出標準貫入錘擊數實測值SPT-N與不排水剪切強度的關系[15]。Sowers（1979）根據土的狀態建立起實測值SPT-N與不排水剪切強度的關系[16]（圖2），推薦：對于高塑性黏土，Cu≈4N；對于低塑性黏土，Cu≈15N。

圖1 黏性土黏聚系數關系曲線（Tomlinson，1957）Fig.1 Relation curve of cohesion coefficient of clay soil（Tomlinson，1957）

非黏性土。對于非黏性土，樁的極限側阻力與土層側壓力系數、上覆有效壓力和內摩擦角存在必然聯系，可按式（2）計算側摩阻力標準值[17]

式中：K為側向土壓力系數；σvo為上覆土層自重壓力，kPa； δ為樁土間內摩擦角，（°）。

圖2 SPT-N值與不排水剪切強度關系Fig 2.Relationship between SPT-Nvalue and un-drained shear strength

其中， K隨深度不同而變化。Broms（1965）按樁形提出的K與修正的SPT-N值和 δ之間的經驗關系[18]見表5。

表5 側向土壓力系數建議（Broms，1965）Tab.5 Recommended values of lateral soil pressure cofficient（Broms，1965）

對于中密的非黏性土（10≤SPT-N≤30），可取差值計算。考慮到樁身軸對稱結構，各個方向側壓力均相等，因此，為便于計算，K取靜止土壓力系數計算，按式（3）取值

式中：K0為靜止土壓力系數；φ為有效內摩擦角，通過修正的SPT-N值確定（圖3）。

如前所述，我國對于SPT-N值的修正只考慮了桿長的修正，修正是以牛頓碰撞理論為基礎的。當桿長超過21 m后，其質量遠超落錘質量，按碰撞理論計算誤差很大[19]。國際上通常使用能量校正、桿長修正和上覆壓力修正后的標貫值，該修正方法最初由Skempton提出，Robertson&Wride（1997）進行完善，以此為據，最終英國（BS）、歐洲（EN）及國際（ISO）均將其納入標準化［20］，修正公式如下

式中：Er為落錘能量效率比，按Donut錘-自由落體，修正值取1.0；λ為桿長修正系數，參數取值見表6；Cn為上覆壓力修正，其中對于正常固結砂N為實測標貫擊數，即實測SPTN值。

圖3 無黏性土有效內摩擦角和修正的SPT-N值的關系(Peck,Hanson and Thornburn)Fig.3 Relation between correctedN-value and the effective angle of internal friction for cohesionless soils（Peck,Hanson and Thornburn）

表6 修正系數建議值（BS EN ISO 22476-3）Tab.6 Recommended values of correction factor（BS EN ISO 22476-3）

2.1.2 樁的極限端阻力標準值qpk

黏性土。對于飽和黏性土，內摩擦角趨于0。Skempton（1951）[21]提出，地基土承載力與基礎尺寸、黏性土不排水抗剪強度和上覆壓力具有如下關系，即

式中： Nc為承載力系數，由Skempton（1951）提出，其與基礎尺寸間的關系見圖4。

非黏性土。對于非黏性土，Tomlison（1986）參考Berezansev（1961）提出的承載力系數，針對密實砂土，樁的極限端阻力標準值可由下式求得

其中：Nq為承載力系數，由Berezansev（1961）提出，與內摩擦角和長徑比有關，其中內摩擦角通過修正的SPT-N值估算（圖5）。

圖4 黏性土不排水剪切強度分析中承載力系數Nc（L、B、H分別為基礎長度、寬度、埋深）(Skempton,1951)Fig.4 Bearing capacity factor,Ncfor un-drained shear strength analysis in cohesive soil（Skempton,1951）

圖5 Berezansev承載力系數（L、d分別為樁長、樁徑）(Tomlison,1986)Fig.5 Berezantsev's Bearing Capacity Factor（Tomlison,1986）

2.2 計算結果

根據以上計算過程，得出場地各土層樁基參數如表7、表8、表9、表10所示。

表7 黏性土層樁的極限側阻力標準值計算結果Tab.7 Standard value calculation results of limit shaft resistance in friction in cohesive soil layer pile

表8 非黏性土層樁的極限側阻力標準值計算結果Tab.8 Standard value calculation results of limit shaft resistance in friction in cohesionless soil layer pile

通過以上計算分析，相比表4中我國的經驗取值，上述樁基參數的計算過程中考慮了地層巖性、標貫擊數、上覆壓力等因素，計算原則在國外得到普遍認可和接受。以此參數為據進行樁基設計后，經過樁基靜載荷試驗驗證，該參數能夠較為準確地反映場地土力學性質，比較符合實際情況，應用到實際工程中是可行的。

表9 黏性土層樁的極限端阻力標準值計算結果Tab.9 Standard value calculation results of limit end bearing in cohesive soil layer pile

表10 非黏性土層樁的極限端阻力標準值計算結果Tab.10 Standard value calculation results of limit end bearing in cohesionless soil layer pile

3 結論

（1） 標準貫入試驗作為一種重要的原位測試方法，雖然成果受外界影響較大，但在國內外巖土工程勘察行業中應用十分普遍，尤其是經濟不發達國家。我國規范中按牛頓碰撞原理僅進行了桿長修正，某些參數直接通過SPT-N實測值查表選用，雖然在國內被接受，但確實具有顯著局限性，相關的經驗表格難以被國際項目業主認可。

（2）國外標準貫入試驗多是基于能量傳遞原則，對標貫設備進行能量標定，再進行諸如桿長和上覆壓力等修正，計算公式已經納入到EN、ISO等國際標準范疇，在非黏性土的參數選擇方面已被廣泛使用。

（3）樁基參數的選擇根本上是利用SPT-N值轉換為樁基參數的輸入值，包括黏性土的不排水剪切強度、非黏性土的內摩擦角，實則仍屬于經驗的范疇。因此，在條件允許的情況下，應選擇其他的原位測試方法和土工試驗方法，進行充分的對比和分析，以選擇最貼近實際的設計參數值。

（4）以上計算過程仍存在一些問題：首先，標貫試驗前，標貫設備應先進行落錘能力效率化標定，落錘能力效率化一般使用儀表應變計和加速表進行測定，同時應具備錘墊下方鉆桿Er值的校正證明文件；其次，我國在樁基設計中，習慣按土層提供樁基參數建議值，這樣并不符合實際，即使相同土層，不同深度處的參數實則不同。對此，國外通常按不同樁形和尺寸分鉆孔、分厚度計算樁基承載力，供設計參考。

（5）鑒于目前中外工程合作趨于緊密，應從標準、規范、程序等多方面繼續深入研究國內外工程異同，取長補短，以便更好地與世界接軌。