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清华大学学报（自然科学版） >

2025 , Vol. 65 >Issue 8: 1403 - 1411

DOI: https://doi.org/10.16511/j.cnki.qhdxxb.2025.27.031

海洋新能源技术

海上风电场单桩溜桩的影响因素及判别方法

  • 沈侃敏 , 1, 2 ,
  • 张杰 1 ,
  • 沈振义 3 ,
  • 李飒 3
展开
  • 1. 中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，杭州 311122
  • 2. 浙江华东岩土勘察设计研究院有限公司 海洋岩土工程勘察技术与装备浙江省工程研究中心，杭州 310014
  • 3. 天津大学 建筑工程学院，天津 300072

沈侃敏(1990—)，男，高级工程师。E-mail：

收稿日期: 2024-09-14

  网络出版日期: 2025-07-24

基金资助

国家自然科学基金面上项目(52101334)

版权

版权所有，未经授权，不得转载。
收起

Study of the influencing factors and identification of pile running in monopile for offshore wind farms

  • Kanmin SHEN , 1, 2 ,
  • Jie ZHANG 1 ,
  • Zhenyi SHEN 3 ,
  • Sa LI 3
Expand
  • 1. PowerChina Huadong Engineering Corporation Limited, Hangzhou 311122, China
  • 2. Zhejiang Engineering Research Center of Marine Geotechnical Investigation Technology and Equipment, Zhejiang Huadong Geotechnical Investigation & Design Institute Corporation Limited, Hangzhou 310014, China
  • 3. School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China

Received date: 2024-09-14

  Online published: 2025-07-24

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All rights reserved. Unauthorized reproduction is prohibited.
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摘要

海上风电单桩基础的桩长多为50~100 m，比海洋平台桩基的略短，但桩径的大幅增加易导致(超)大桩重的产生。在(超)大桩重的桩基进行沉桩过程中，有必要对其是否发生溜桩进行判别。该研究基于海上风电场单桩基础的实测数据，对风电单桩发生溜桩的影响因素和判别方法进行了探讨。结果表明，大直径单桩在砂-黏交替出现场地容易发生溜桩，当砂层厚度不大于0.2 D (D为桩基直径)，黏土层厚度不小于0.4D时，溜桩风险最大。根据以空腔膨胀理论为基础得到的不同形状物体在土体中运动速度的计算公式，采用现场27根桩的实测数据，得到了计算桩基贯入速度所需要的形状参数; 进一步提出了计算桩基贯入速度的计算流程，获得桩基贯入过程中速度随深度的变化，并据此对溜桩范围进行判别。验证结果表明，该研究构建的判别方法所得结果和工程现场实际测试结果吻合度较高。该研究可为海上风电单桩溜桩判别提供科学的依据。

关键词： 海上风电; 单桩; 溜桩; 土阻力; 贯入速度

本文引用格式

沈侃敏 , 张杰 , 沈振义 , 李飒 . 海上风电场单桩溜桩的影响因素及判别方法[J]. 清华大学学报（自然科学版）, 2025 , 65(8) : 1403 -1411 . DOI: 10.16511/j.cnki.qhdxxb.2025.27.031

Abstract

Objective: Offshore wind turbines (OWTs) are supported by driven open-ended steel piles. At present, monopiles are the most common type of foundation adopted for OWTs because of the simplicity of their design, fabrication, and installation. Compared with the piles used in offshore platforms, monopiles are shorter but heavier. Due to these characteristics, pile drivability analysis needs to be conducted to evaluate whether pile running will occur during pile driving. Methods: Based on the measured data from monopiles of offshore wind farms on site, the influencing factors of pile running are investigated, and the identification methods for pile running are analyzed. This study found that pile running easily occurs when monopiles penetrate areas where sand overlies clay. The thicknesses of the overlying sand layer and underlying clay layer will have an impact on whether pile running occurs. Results: In this study, when the thickness of the sand layer is 0.1D-0.2D (where D is the pile diameter) and the thickness of the clay layer exceeds 0.4D, the risk of pile running is the highest. When pile running occurs, because of the sudden change in bearing capacity, the penetration velocity in the pile running stage will first increase, then gradually decrease, and eventually return to 0. Therefore, the change in penetration velocity can fully demonstrate the process of pile running, and the length of the pile running can be judged based on this. A process for calculating the penetration velocity of the pile during pile driving has been proposed. Based on the process of calculating the penetration velocity, the penetration velocity was calculated. When calculating the penetration velocity during pile driving, the dynamic effect needs to be considered. The method based on the two-dimensional dynamic cavity expansion model was used to calculate the dynamic resistance. The shape parameter N required for calculating the dynamic resistance was obtained using the measured data from 27 monopiles on 3 sites. For a monopile with a diameter of 6.5-9.0 m, the shape parameter N=1.2 is appropriate. Conclusions: A method to determine the length of the pile running, which considers the static and dynamic resistance simultaneously, has been presented. The measurement results on site show that the pile running length obtained by the velocity discrimination method is consistent with that in practice. The identification method for pile running proposed in this study provides a reference for the identification of pile running of similar OWT monopiles in the future.

Key words： offshore wind power; monopile; pile running; soil resistance to driving; penetration velocity

海上风电作为一种可再生能源于近年来获得了广泛关注与快速发展。海上风电常用的基础类型包括单桩基础、群桩基础、重力式基础、吸力锚等，其中单桩基础在国内外工程中应用最为广泛[1-2]，其直径一般为6~10 m[3]，通常远大于海上油气平台中使用的直径约为2~3 m的管桩。
与海洋平台桩基相比，海上风电单桩基础的直径更大，长径比更小[4-5]。海上风电单桩基础桩径的增大，长径比的减小，会影响海上风电桩基的承载特性[6]，也会影响基于半理论半经验方法开展的打桩过程分析[7]。同时，尽管海上风电单桩基础的长径比和入泥深度较小，但其质量大多超过1 000 t，甚至会超过2 000 t，在这种条件下进行打桩，可能出现溜桩导致的吊索断裂、锤损坏和桩基错位等现象[8]。
溜桩是指桩在自重力或与锤击力相结合的情况下，以不受控制的速度穿过海床。实际工程中通常存在以下2种情况：1) 桩基的自由入泥：由于海洋工程的桩基质量通常较大，在锤击安装前，桩基在自重力下会产生一定深度的入泥 [9]; 2) 打桩过程中的溜桩：当桩尖从较硬土层进入较软土层时，在桩的自重力和锤击力的共同作用下，桩基脱离锤套快速下沉[10]。
对于自由入泥深度，一般采用基于静力平衡的半理论半经验方法进行计算。Dover等[11]计算了里士满-圣拉斐尔大桥(Richmond-San Rafael bridge)改造中的26个直径为3.20~4.11 m桩基的自由入泥深度，提出了基于灵敏度倒数评估土壤的土阻力从而获得自由入泥深度的方法。Shonberg等[12]基于静力触探(CPT)等多种方法计算Westermost-Rough海上风电场中的35个直径为6.5 m的单桩的土阻力以确定单桩的自由入泥深度。
打桩过程中的溜桩深度同样采用基于静力平衡的方法进行计算。闫澍旺等[13]结合实际工程对溜桩过程和发生机理进行了探讨，提出了在溜桩状态下土阻力的计算方法。贾昭霖等[14]采用静力极限平衡分析方法对南海油田平台上的打桩过程中的溜桩进行了研究，并提出了在计算桩端阻力时，采用Berezanzev方法计算桩在无黏性土中的端部承载力可以获得较好的结果。李飒等[15]针对溜桩对土阻力的影响，提出打桩过程中的溜桩对桩侧摩阻力的分布产生了明显的影响，根据其影响程度的不同可以划分为3个区域，针对不同区域采用不同的土阻力计算方法。在闫澍旺等[13]的研究基础上，Sun等[16]提出了考虑土体的拖曳力的土阻力计算方法，并利用该方法对某实际工程的溜桩进行了评估。
虽然前人研究已在打桩过程的土阻力计算和溜桩评估等方面积累了一定的成果，但现有方法对海上风电单桩打桩过程中的溜桩尚难做出准确的预测，且导致溜桩的影响因素还不明确。在实际的海上桩基打桩过程中，缺乏提前预警而产生的溜桩现象时有发生[8, 13, 15-16]。合理预测单桩基础是否会发生溜桩，对于降低施工风险至关重要。因此，本研究基于现场实测结果对溜桩发生的影响因素进行了分析，提出了基于贯入速度的溜桩判别方法，并采用工程实例对提出的方法进行了验证，相关结果可为类似的海上风电单桩基础的溜桩判别提供依据。

1 溜桩的影响因素

打桩过程中的溜桩一般发生在上硬下软的土层中，涉及复杂的桩-土相互作用。本文以某海上风电工程场地(以下简称为场地A)的10根桩基的打桩情况为例，对影响桩基溜桩的因素进行分析。根据钻孔揭露的地层结构、岩性特征、埋藏条件及物理力学性质，结合静力触探曲线、室内土工试验结果和区域地质资料，可获得场地A的土层分布。该场地共分为7个大层、18个亚层和6个夹层，地质条件较为复杂。其中第一层和第二层为第四系全新统冲海相粉砂混淤泥、淤泥质土、粉质黏土、砂土等，下部为晚更新世陆相、滨海相沉积物。土层分布呈现砂土、黏土交替出现的特征。场地A中1号(1#)桩基桩位的土层分布如表 1所示，由表可知，该场地为砂土、黏土交替出现场地，且在0~40 m范围内，砂土层厚度较小(＜3 m)。其余各个桩位的土层分布与1#桩基的土层分布类似。
表 1 1#桩基桩位的土层分布
土层序号 深度h/m 土质分类
1 0~6.9 粉砂混淤泥
2 6.9~9.3 粉质黏土夹粉土
3 9.3~11.6 粉砂
4 11.6~16.2 粉质黏土
5 16.2~16.9 粉砂
6 16.9~31.5 粉质黏土
7 31.5~32.1 粉砂
8 32.1~35.7 粉质黏土
9 35.7~37.4 粉质黏土夹粉土
10 37.4~38.9 细砂
11 38.9~44.5 粉质黏土
12 44.5~47.7 粉质黏土夹粉土
13 47.7~54.8 中砂
进一步采用底面积为10 cm2的标准圆锥静力触探方法(cone penetration test, CPT)得到1#桩基的锥端阻力，侧摩阻力和孔压。由图 1可知，CPT测试数据表现出的土质特征和表 1中的土层划分一致。砂土层中的端阻明显高于粉质黏土的端阻，表现出软、硬层交替出现的特征。
图 1 1#单桩的CPT测试结果
该场地海上风电机组采用单桩基础，其中10根桩基的主要设计参数和溜桩情况如表 2所示。需要说明的是，实际工程中，海上风电单桩基础为变截面桩，由于影响桩基贯入端阻的主要是端部的尺寸，因此表中的桩径和壁厚均为桩基端部的尺寸。在打桩过程中，各个单桩的自由入泥深度，最终的贯入深度以及溜桩的范围如图 2所示。
表 2 场地A单桩基础设计参数和实际溜桩情况
桩号 设计参数 溜桩情况
直径/m 桩长/m 入泥深度/m 壁厚/mm 桩重/t 自由入泥深度/m 溜桩长度/m
1# 9.0 106.0 51.0 90 1 637 27.10 —
2# 8.8 103.0 48.0 90 1 565 17.25 6.25
3# 8.8 109.0 54.0 94 1 636 16.50 16.00
4# 8.8 108.0 54.0 90 1 654 17.90 17.50
5# 9.0 107.0 52.0 96 1 654 31.50 —
6# 8.8 101.9 48.0 94 1 551 18.80 17.00
7# 8.8 105.5 51.0 94 1 614 24.20 1.25
8# 8.4 101.2 46.0 90 1 598 21.70 —
9# 9.0 98.0 41.0 96 1 509 15.90 —
10# 9.1 100.5 43.0 97 1 588 11.90 4.50

注：直径是指单桩的外径; 入泥深度是指桩基最终的贯入深度。

图 2 场地A的溜桩情况
由表 2和图 2可知，10根单桩中有6根在打桩过程中发生了溜桩。其中2#，3#桩发生溜桩的位置和自由入泥深度相同，说明在锤击后即发生了溜桩; 4#，6#和7#桩分别在贯入0.6、0.3和1.3 m后发生溜桩，溜桩均产生于打桩的初期。而10#桩基的溜桩发生在桩基贯入17.0 m后。
进一步对场地A中各桩位进行了CPT测试。发生溜桩的典型桩位(3#桩基)处的锥端阻力qc随深度的变化如图 3所示，为了说明该桩位处的土层特征，结合CPT测试结果利用式(1)[17]计算了该桩位砂土的相对密实度Dr。
$\begin{equation*}D_{\mathrm{r}}=100\left(\frac{1}{2.93} \ln \frac{q_{\mathrm{c}}}{205 \sigma{’}_{\mathrm{m}}^{0.51}}\right) . \end{equation*}$
图 3 3#单桩的土质特征及自由入泥深度
其中σ′m为有效平均应力，一般取该位置处的有效上覆压力。
图中右侧括号表示深度范围，即各砂土层的相对厚度(用砂土层厚度与单桩直径D的比值表示); 纵向红色虚线为砂土的状态分界线，Dr < 0.35为疏松状态，Dr>0.65为密实状态[18]。横向蓝色实线为桩基的自由入泥深度。由图可知，该桩位砂土-黏土交替出现，除表层砂土外，其余砂土处于中密实和密实状态，且砂土层的锥端阻力明显大于黏土层的锥端阻力。
没有发生溜桩的情况分为2类。第1类以1#和5#桩位为代表，其土层分布特征与3#桩位在深度0~30 m范围内相似，但桩基在自由入泥过程中穿越了第三层薄砂层，因此没有发生溜桩。
第2类以8#和9#桩位为代表，8#桩位的土层分布如图 4所示。结合图 2可知，桩的自由入泥深度没有穿过0.1D的粉砂层，但是该粉砂层下部的粉质黏土层厚度较小。后续没有发生溜桩。
图 4 8#单桩的土质特征及自由入泥深度
从上述典型桩位的土质条件和溜桩情况可以看到，溜桩发生时，桩基停留在薄砂层的上方，砂层的厚度一般为0.1D—0.2D。砂层下方黏土层的厚度对是否溜桩以及溜桩范围具有较强影响。由此总结出溜桩长度和黏土层(软层)厚度的关系，如图 5所示，软层厚度和溜桩长度的关系近似线性，R2为0.864 5，当软层厚度小于0.4D时，没有发生溜桩现象。
图 5 溜桩范围和黏土层厚度的关系

注：相对厚度为黏土层厚度/桩基直径。

从上述分析可见，溜桩不仅受到软硬土层锥端阻力大小的影响, 也与砂层厚度以及黏土层厚度密切相关。

2 基于静力平衡的溜桩判别方法

溜桩范围可采用溜桩结束时，即桩基所受土阻力(soil resistance to driving，SRD)和重力Wp达到平衡(见式(2))时[13]，桩基停留的位置进行判断。
$\begin{equation*}\mathrm{SRD}=W_{\mathrm{p}} . \end{equation*}$
SRD一般通过对桩基承载力进行折减获得。海洋工程中的桩基承载力Qu通常采用美国石油学会(American Petroleum Institute，API)规范进行计算[19]。
$\begin{equation*}Q_{\mathrm{u}}=Q_{\mathrm{s}}+Q_{\mathrm{q}}=f A_{\mathrm{s}}+f A_{\mathrm{q}} . \end{equation*}$
其中：Qs为桩基的侧摩阻力，Qq为桩基的桩端阻力，f为桩基单位侧摩阻力，As为桩侧面积，q为单位桩端阻力，Aq为桩端面积。
考虑到打桩过程对土体的扰动，在计算打桩过程的SRD时，黏土土层的侧摩阻力Qs, SRD按照式(4)计算。
$\begin{equation*}Q_{\mathrm{s}, \mathrm{SRD}}=a \cdot Q_{\mathrm{s}} . \end{equation*}$
其中：a为折减系数，可通过a=1/St进行计算[20], St为土体的灵敏度。桩基所受土阻力包括侧摩阻力和端阻力：
$\begin{equation*}\mathrm{SRD}=Q_{\mathrm{s}, \mathrm{SRD}}+Q_{\mathrm{q}} . \end{equation*}$
因此，利用式(3)—(5)可计算SRD随深度的变化曲线，再利用式(2)可对溜桩情况进行判断。
以表 2中的3#桩基为例，将利用计算获得的SRD-深度曲线和桩基自重进行比较，见图 6。从图中可以看到，满足式(2)的第一个位置约为18 m，此位置为桩基的自由入泥深度，相比于现场的实测数值(见表 2)，此数值略大; 满足式(2)的第二个位置约为22 m，可能发生溜桩的范围约为18~22 m。预测的溜桩范围小于实际发生的溜桩范围(见表 2)。这一方面是因为SRD计算中主要考虑打桩带来的土体扰动导致的强度变化; 另一方面也是因为桩基贯入过程中，桩与土体的相互作用非常复杂，目前尚难利用数学方法对此进行准确的描述。此外，图中的GRLWEAP反分析是采用GRLWEAP程序得到锤击数和承载力的关系，再根据现场的打桩记录，获得的打桩过程中SRD随深度的变化，该结果表明，根据现场打桩记录获得的SRD小于采用目前计算方法获得的SRD。
图 6 桩基承载力及SRD随深度的变化
表 3 3#桩位土性参数
土层序号 土质分类 深度/m 有效容重/(kN·m-3) 不排水强度/kPa St Φ/(°) Dr
1 粉砂 0~6.7 7.2 — — 29 0.32
2 粉质黏土混粉土 6.7~11.3 6.8 19.7 2.5 — —
3 粉砂 11.3~13.0 9.4 — — 32 0.72
4 粉质黏土 13.0~17.6 7.7 52.3 4.0 — —
5 粉砂 17.6~19.1 9.4 — — 32 0.64
6 粉质黏土 19.1~29.5 7.8 53.3 3.4 — —
7 粉砂 29.5~31.0 9.4 — — 31 0.64
8 粉质黏土 31.0~33.6 8.5 74.3 2.8 — —
9 粉砂 33.6~36.3 9.7 — — 35 0.72
10 粉质黏土混粉土 36.3~38.2 9.2 123.0 2.1 — —
11 细砂 38.2~39.8 9.9 — — 35 0.72
12 粉质黏土 39.8~53.3 9.0 104.3 3.2 — —
13 中砂 53.3~54.6 10.0 — — 35 0.72

注：St为灵敏度，Φ为内摩擦角，Dr为相对密实度。

3 基于贯入速度的溜桩判别方法

随着桩基的贯入，在SRD的作用下，桩基速度逐渐降低，并恢复为0。当溜桩发生时，由于桩基突然丧失承载力，桩基在溜桩段的速度将出现先增大后减小的特征，并最终恢复为0。因此，贯入速度的改变可以比较完整地展示溜桩的过程，本研究据此提出通过评估打桩过程中桩基速度变化对桩基溜桩进行判别的方法。
在上一次锤击结束后，下一次锤击进行前，桩基的速度近似为0; 在下一次锤击发生后，桩基将获得一定的初速度，贯入到土体中，在锤击作用下桩基的初速度ν0可采用式(6)进行计算。
$\begin{equation*}\nu_{0}=\sqrt{\frac{2 \eta E_{\text {blow }, \mathrm{k}}}{\left(m_{\mathrm{p}}+m_{\mathrm{h}}\right)}} . \end{equation*}$
其中：Eblow, k为锤击能，mp为桩基的质量，mh为锤的质量，η为锤效，可利用式(7)进行计算。
$\eta= \begin{cases}\frac{m_{\mathrm{r}}+e^{2} m_{\mathrm{p}}}{m_{\mathrm{r}}+m_{\mathrm{p}}}, & m_{\mathrm{r}} \geqslant e m_{\mathrm{p}} ; \\ \frac{m_{\mathrm{r}}+e^{2} m_{\mathrm{p}}}{m_{\mathrm{r}}+m_{\mathrm{p}}}-\left(\frac{m_{\mathrm{r}}-e m_{\mathrm{p}}}{m_{\mathrm{r}}+m_{\mathrm{p}}}\right)^{2}, & m_{\mathrm{r}}＜e m_{\mathrm{p}} .\end{cases}$
其中：mr为锤垫的质量; e为恢复系数，一般取0.85[21]。
根据经典力学动能定理，在移动了某段深度Δh时，桩基的贯入速度可由式(8)进行计算。
$\begin{equation*}\frac{1}{2} m_{\mathrm{p}}\left(\nu_{\mathrm{h}}^{2}-\nu_{0}^{2}\right)=\left(W_{\mathrm{p}}-Q_{\mathrm{n}}\right) \Delta h.\end{equation*}$
其中：νh为贯入Δh后的桩基速度，Qn为桩基贯入的总阻力。需要说明的是，此处桩基贯入的阻力不同于常用的打桩过程中的SRD，由于溜桩过程可视为桩基对土体的冲击过程，为避免混淆，本研究将Qn称为桩基贯入的冲击阻力。Qn不仅包括打桩过程中的土阻力，还包括贯入速度变化导致的惯性力，即
$\begin{equation*}Q_{\mathrm{n}}=\mathrm{SRD}+Q_{\mathrm{v}} . \end{equation*}$
其中Qv为贯入过程中桩基的惯性力。
许多学者基于不同理论提出了刚性体在土体中运动时所受到的阻力的计算方法，包括空腔膨胀模型[22]、速度场理论模型[23]、土盘模型[24]等。其中，空腔膨胀模型由于考虑了土体的强度(由屈服准则描述)、模量和密度等多种因素的影响，是目前计算Qn最常用的方法[25]。
Woo[25]依据弹塑性动力学理论推导了静力作用下任意截面形状的柱形空腔膨胀模型，通过在静态模型中添加惯性效应开发了二维动态腔体扩展模型，得出了不同形状物体在土体中运动时的Qv的计算公式。
$\begin{equation*}Q_\text{v}=A_\text{q} \rho \nu^{2} N . \end{equation*}$
其中：ρ为土体的密度，ν为贯入速度，N为与端部形状相关的形状系数。
通过式(4)—(10)，在已知N的条件下，可采用如图 7所示的流程获得桩基在某一深度h处的ν，进而可得到ν随h的变化曲线。
图 7 贯入速度随深度变化计算流程图

注：h0为计算的初始深度，ν0为桩基的初速度，νh为贯入深度Δh后的桩基速度，k为参数(k=1，2，3，…)，Qv为贯入过程中桩基的惯性力，Qn为冲击阻力。

在上述流程中，需要利用N计算桩基贯入过程中的Qv。目前对于端部为圆形、椭圆形(弹性)、尖卵形等的物体在土中运动的N值有相应的研究成果[26-28]，但对于端部为环形的N值尚缺乏相关参考。因此，考虑到桩基的自由入泥也是溜桩的一种，在已知自由入泥深度的条件下，可以采用图 8给出的流程计算N值。
图 8 N值计算流程

注：g为重力加速度，其余变量含义同图 7。

采用场地A与另2个海上风电场地(场地B、场地C)共计27根桩基的实测自由入泥深度，对N进行了计算。27根桩基的基本情况见表 4。
表 4 27根桩基的基本情况
场地 桩长/m 桩重/t 桩径/m 壁厚/mm
A 98~109 1 509~1 654 7.0~9.0 90~97
B 69~86 773~920 6.5~7.0 80~90
C 60~78 757~1 143 7.0~8.0 60~100
由此计算得N的均值为1.2。以场地A为例，在N =1.2情况下，将基于静力平衡的方法和本文所提方法得到的自由入泥深度，分别与实测值进行比较，结果如图 9所示。由图可知，基于静力平衡计算得到的自由入泥深度普遍小于实测值，而基于贯入速度的方法计算得出的结果与实测值更加接近。
图 9 不同方法计算自由入泥深度的结果比较(场地A)

4 方法验证

同样以3#桩基为例，采用式(5)按照无土塞情况计算各深度处的SRD。根据现场实际情况，设置h0=16.5 m，Δ h =0.1 m。现场采用MHU3500S液压打桩锤进行打桩，在桩基自由入泥16.5 m后压锤没有发生明显的沉降，采用Eblow, k=249 kJ的能量锤击1次后即发生溜桩，利用式(6)计算ν0。3#桩自16.5 m处的贯入速度随深度的变化如图 10所示。由图可知，采用本文提出的方法，在约为16~30 m的深度，ν远大于打桩过程中桩基的正常贯入速度，ν的最大值达到3 m/s。表明这一区域将发生明显的溜桩。实测的溜桩范围为16.5~32.5 m，计算结果与实测结果吻合良好，表明所提的基于贯入速度的溜桩判别方法的有效性。
图 10 贯入速度随深度的变化

5 结论

本文基于海上风电单桩溜桩的实测数据对打桩过程中影响溜桩的因素进行了分析，提出了基于桩基贯入速度的溜桩判别方法，并利用现场数据对该方法进行了验证，主要结论如下：
1) 当溜桩发生时，由于桩基突然丧失承载力，其在溜桩段的贯入速度将出现先增大后减小的特征，并最终恢复为0。因此，贯入速度的改变可以完整地展示溜桩过程，可据此对溜桩长度进行判别。提出了计算打桩过程中桩基贯入速度的计算方法和计算流程。现场实测结果显示，采用速度判别方法获得的溜桩长度与现场实际溜桩情况吻合良好。
2) 在计算打桩过程中的贯入速度时，需要考虑惯性效应。对于桩径6.5~9.0 m的单桩基础，采用二维动态腔体扩展模型计算桩基在土中运动时的形状参数N为1.2。
3) 在砂土与黏土交替出现的成层土场地容易发生溜桩。基于本次研究的场地条件，单桩停留的砂土层厚度为0.1 D —0.2 D (D为桩基直径)，而其下黏土层厚度超过0.4 D，属于溜桩高风险土层条件。
打桩过程中的溜桩受到多种因素的影响，尚需建立更完善的计算分析方法，同时应结合更多现场实例进行方法的验证和优化。

参考文献

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