1.3　大直径钢管桩的可打入性问题

桩的可打入性问题是涉及土力学、土动力学、材料力学、结构力学等多学科领域的综合研究课题，不仅是工程中亟待解决的关键问题，更需要开展系统的基础理论研究。近年来，海洋工程中钢管桩出现了大型化的发展趋势，桩基础由原来的小直径短桩（例如，直径为800mm，长50～60m）发展为目前常用的大直径超长桩（例如，直径大于2m，长度大于120m），原有的打桩分析理论应用于对这种大直径、超长桩动力沉桩预测时出现了偏差。由于海上施工面临的环境条件复杂多变，适宜施工的时间有限且短暂，加之海上施工成本昂贵，进行准确的桩的可打入性分析，确保桩与打桩设备的匹配、锤型能量适当、顺利地将桩打入到设计深度并满足承载力要求，对于桩基施工以及整个海上工程能否顺利建成均具有十分重要的意义。在钢管桩的可打入性研究领域涉及以下关键科学技术问题。

1.大直径桩的承载力

准确地计算桩基承载力不仅是上部结构长期稳定性的要求，更是在打桩阶段预测桩基可打入性的关键。目前海洋工程采用的大直径钢管桩基础直径多大于2m，桩基直径的增大导致了桩土相互作用机理与小直径钢管桩有较大区别，大直径钢管桩在贯入土体过程中挤土效应减弱，在小直径开口钢管桩中较为常见的土塞完全闭塞情况，在大直径开口钢管桩中较难形成，打桩过程中桩端土体的破坏模式亦有较大差异，因此传统的土塞效应判断方法和桩基承载力设计计算方法对大直径钢管桩不能完全适用。

单桩基础的轴向承载能力通常以轴向极限承载力作为控制条件，API规范［11］推荐了砂土和黏土中钢管桩轴向承载力的计算方法，将桩的轴向极限承载力分为桩端环形面积承载力、外侧摩阻力与内侧摩阻力或土塞底部承载力二者之中较小者之和。但API规范考虑了海洋环境的复杂性，对承载力的计算作了许多限制，在设计时具备较大的安全储备，造成计算值偏于保守，特别是大直径钢管桩的出现，引发了众多学者对钢管桩的轴向承载力开展研究。桩管内土塞对承载力的贡献是大直径桩承载力研究的焦点之一［12-13］，有研究表明开口桩的极限侧阻力和极限端阻力分别比闭口桩低51%和32%；开口桩土塞底部承载力为桩端环形部分承载力的28%，且内侧摩阻力比外侧摩阻力高36%［14］。通过静力触探获取桩管内土塞的上升高度与应力水平也可以作为评价土塞对承载力贡献的重要手段［15-17］。对于打入式钢管桩其承载力的时间效应也是承载力研究的热点问题，有研究表明打入桩在施工完成数天后侧摩阻力开始增长，约在8个月后达到最大值，桩的长期承载力能达到沉桩完成初期的2倍以上［18］。

大直径钢管桩的水平向承载特性同样是有待深入研究的课题。目前广泛应用的p-y曲线法［17］是基于小直径桩的试桩资料获得的，该方法对大直径钢管桩的适用性有待深入研究［19-20］。由于试验不易开展，采用数值方法和室内离心机模型试验方法研究大直径钢管桩的水平承载性能是目前较为常用的手段［21-29］，而地基的反力模量与桩身刚度的确定是这一问题研究的焦点。研究表明对于大直径钢管桩，当埋深达到一定深度后，p-y曲线法对地基反力模量ES取值过大，易造成桩身水平变位偏小，桩的设计桩长不足［30-31］。小直径钢管桩受到水平荷载作用时，桩身的弯矩和剪力主要分布在桩体的上部，桩端位置处无位移；而大直径钢管桩桩身的弯矩和剪力分布在整个桩长方向，桩端处发生与桩顶反方向的位移，其承载特性与刚性桩类似，水平荷载作用下桩身绕某点旋转，且地基反力初始模量与桩的直径、土体的内摩擦角及桩的埋深相关［5，19，32-34］。

近年来随着海上施工装备的不断提升，大直径钢管桩得到了广泛的应用与发展，但对大直径钢管桩桩土相互作用机理的研究尚不充分，无成熟的土塞闭塞效应预判方法及承载力计算方法，在大直径钢管桩的设计中仍以小直径桩的设计理论为依据。因此有针对性地开展大直径钢管桩的承载力研究对海洋工程桩基础的应用与发展具有重要的意义。

2.桩基可打入性分析方法

桩基可打入性分析的目的是基于动力沉桩的理论模型，预测打桩过程中的打桩阻力（即桩周土阻力）大小及变化，进而合理地选择打桩锤并分析桩基承载力。百多年来，众多学者对这一问题开展了大量的研究工作。打桩公式是最早用于分析桩基可打入性问题的方法。该方法基于能量守恒原理，即桩锤做功等于桩贯入土中所需要的有效功、桩土体系所消耗的弹性应变能与桩土体系所消耗的非弹性变形能之和。应用牛顿撞击定理建立了桩基极限承载力与时测打桩贯入度之间的关系，认为桩锤提供的能量在撞击时就会立刻传递到桩底。但是大量的现场试验表明，根据牛顿刚体动力学定律计算的打桩阻力与实际情况偏差较大［20］，其根本原因在于动力沉桩不是用牛顿刚体力学定律直接求解的简单撞击问题，而是一种纵波的传播问题。

Venant于1883年首先分析了一个一端固定的有限长杆件在自由端被一刚体撞击的情况，给出了应力波在杆中传播的解答［35］。这种情况虽然与实际打桩有区别，但这项分析提供了打桩时应力波在桩中传播的基本规律。1931年，Isaacs首先将应力波应用于打桩分析，指出能量从桩锤传递到桩底不是简单的刚体撞击动力问题，而是撞击应力波在桩身内的传播问题［36］。Fox于1932年将波动方程应用于打桩分析，但由于当时还没有电子计算机，Fox被迫采用了许多简化假定从而大大减低了这一解答的实用价值［37］。后来长达20多年有关这方面研究一直无很大的进展。直到20世纪50年代初期，Smith发展了一个容易处理的波动方程解，能用来求解非常复杂的打桩问题［38-39］。随着大型电子计算机的出现和发展，用数值方法求解波动方程已成为可能。Smith（1960，1962）提出了一个描述桩锤-垫层-桩-土系统的离散的数学模型，借助于电子计算机，用差分法求得了相应的解答，并给出了土和系统单元参数的建议值，独特地用应力波动理论解决了打桩时贯入性状的研究问题［40］。从而使得波动方程在桩基工程中的应用焕发出新的活力，这是应力波理论新应用发展的一个里程碑。

波动方程数值差分求解方法是将整个打桩系统抽象化为由许多分离单元所组成，桩锤、桩帽、垫层（锤垫和桩垫）以及桩身部分的弹性均由无质量的弹簧模拟，而各部分的质量则由不可压缩性的刚性块体来模拟，即所谓的“质-弹模型”。桩周土的弹性、塑性动阻力与静阻力也分别用弹簧、摩擦键及缓冲壶来模拟，即所谓“土的理想弹塑性模型”。因此，桩锤对桩的一次锤击可以用应力波在桩锤-垫层-桩-土系统中传播所产生波动响应来分析，从而第一次为人们提供了在严密理论基础上分析受到许多复杂因素影响的打桩问题的手段。

之后众多学者进一步研究和发展了Smith方法，即“波动方程分析法”［41-45］。该方法最初用于预估桩中应力和桩的轴向承载力，后来也用于桩基可打入性分析。Smith方法计算过程中涉及参数较多，实践中发现特别是桩顶上部系统参数的不确定性会使计算结果与实际量测值产生较大的出入［46］。随着量测技术的提高，为消除这一影响，20世纪70年代凯斯西储大学的Goble［47］等对桩基动测仪器研制、现场测试方法改进及桩-土模型完善等方面进行了系统性工作，建立了以桩顶实测力和速度时程曲线为边界条件的波动方程法——Case法。针对Case法只能提供总承载力，而不能给出侧摩阻力和端阻力，Rausche［48］等人在Case法的基础上提出了CAPWAP法，这是波动方程分析的又一个突破性进展，其不仅可以给出侧摩阻力沿桩身的分布和端阻力，还能模拟静载荷试验的荷载-沉降曲线。其后，又对CAPWAP法进行了改进，将桩由离散型模型替换为连续杆件模型，并且采用了特征线性法求解，使得计算精度大大提高。

近40年来，国外波动方程分析在桩基工程的应用得到了更为广泛深入的发展，不仅基本上可以指导大规模的桩基设计与施工，而且是发展新型巨大桩锤（液压锤）设计的必不可少的工具。例如荷兰应用科学研究院建筑施工研究所（TNO）开发的一系列液压锤正是工程实际需要和运用波动方程分析的结果。同时，相关的适用于不同情况的计算分析程序也运营而生，如Texas运输研究所设计的TTI，Goble等人开发的一系列分析功能逐渐完善程序WEAP、WEAP86、WEAP87和GRLWEAP［49-50］，荷兰应用科学研究院建筑施工研究所开发的TNOWAVE等。这些波动方程分析程序可以考虑打桩残留应力、桩身自重、钢管桩开口打入时的土芯闭塞作用、打入斜桩、单元连接可允许有不同程度的松动、不同锤型、多锤分析以及群桩效应等多种因素，以便更准确地模拟打桩实际情况。需要指出的是，目前绝大多数波动方程法计算分析程序中都采用离散的质弹模型和差分法（如前述的Smith法、CASE法、TNOWAVE法等），而WEAP87和GRLWEAP程序（以CAPWAP法为基础）中则作了进一步的改进，用“连续杆模型”代替了“离散的质弹模型”，并采用了特征线法求解波动方程，这有利于提高分析精度；Smith和Chow（1984）等给出了一个波动方程分析的有限元计算程序［51］。但是，至今差分法求解波动方程仍是主要方法［52］，对工程技术分析人员来说有限元法相对费时和费力，差分法简单则更加简便实用。

我国关于海洋桩基可打入性分析的研究见于1978年［53］，唐念慈等首次使用波动方程分析法对渤海12号平台试桩工程进行了分析，并编制了BF81计算程序，可预估沉桩能力、单桩极限静承载力以及可以研究桩锤、垫层性能，但由于需要输入参数较多影响了其推广应用。之后众多学者致力于优化打桩分析方法［57-58］，扩展打桩分析结果的覆盖范围［54-56］，提高分析精度［59-60］，并就打桩过程中桩与桩周土体的动态相互作用开展研究［61-63］。但由于桩锤-桩-土系统的复杂相互作用，新的锤型不断出现、桩的直径变大、桩长增加，加之不同区域地基土质条件的差异，使得海上动力沉桩出现了许多新的值得研究的课题。

总之，应力波理论是应用最为广泛的打桩分析原理，

3.自沉深度及自由站立稳定性

桩的自沉深度计算与自由站立稳定性分析是打桩分析的第一步。自由站立稳定性分析主要是计算土面以上的桩体在桩自重和锤重的作用下发生屈曲的可能性，准确地估算桩的自沉深度是保证自由站立稳定性分析结果可靠性的基础［64-67］。随着海洋工程中桩的直径和入泥深度的增加，桩锤的重量和能量的不断增长，如ICE-1412V型液压振动锤激振力达2300kN，因此置锤工况桩基稳定性验算不容忽视。

桩的自由站立稳定性分析类似于压杆稳定分析，较为简化的做法是将泥面视为固端，分析泥面以上的桩体在桩自重和锤重作用下的稳定性（图1.3.1）。海洋工程中的钢管桩在起吊就位后，先是在自重的作用下贯入土中，而后在打桩锤置于桩顶的瞬间继续贯入，累计入土深度会达到几米甚至几十米不等，直到桩周土阻力与桩的自重与锤重达到平衡为止，此时桩的入泥深度称为桩的自沉深度。当表层为较深厚的软黏土时，桩的自沉深度较深，泥面以上桩的悬空段相对较短，自由站立失稳的情况较少发生。当表层土为比较坚硬的砂土或坚硬土层的埋深较浅时，桩的自由站立稳定性问题则更加凸显［68］。在计算中，过高地估计桩的自沉深度会使桩的自由站立稳定性分析结果偏于危险。

早在1957年，Brandtzaeg等就基于试验验证了在竖向荷载作用下，伸出地面的长桩在桩身应力未达到材料的屈服强度时，会发生屈曲失稳［69］。然而，在动力沉桩的实际工程中，技术人员往往更关注如何将桩高效地打入到设计深度，而忽略了桩的自由站立稳定性分析。我国南海文昌油田导管架平台桩基打桩过程中，在桩锤置于桩顶的瞬间，桩出现了屈曲失稳而破坏，延误了工期，造成了严重的经济损失。近年来，随着大直径钢管桩在海洋工程中的广泛应用，桩的直径进一步增大，壁厚与桩径之比减小，桩的设计长度增长，验算置锤荷载是否引起桩身发生类似于压杆的屈曲失稳愈发重要。

但这看似简单的桩基自由站立稳定性分析确存在以下值得研究的问题：

（1）如何根据复杂的地质条件准确地确定桩的自沉深度？

（2）沉入土中的桩段能否对泥面以上的桩段起到完全约束的作用？

（3）施工中钢管桩是很难保证完全垂直的，其倾斜程度如何考虑？

（4）除了桩身自重与桩顶锤重外，是否考虑风、浪、流荷载？

（5）置锤是一个瞬时的过程，即桩的入泥深度会随着打桩锤的作用而增加，需要考虑多大的安全储备才适合？

目前工程中桩自由站立稳定性的验算是按照API（2011）规范中圆柱构件在轴向压缩与弯曲组合情况下需要满足的稳定性条件［11］而进行的。对以上5个问题未有考虑或做了简化处理。工程实践与理论研究均表明，API规范中的验算方法偏于保守［3，70-73］，可通过考虑置锤荷载的瞬时性适当放宽桩基自由站立稳定性的荷载抗力系数［3］。

基于自由站立分析选择匹配的打桩锤对桩基可打入性同样具有重要的意义，工程中可以通过调整初始打桩阶段与后续打桩阶段的锤型，实现在保证桩基自由站立稳定性的同时提高打桩效率的目的［2，74］。

综上所述，随着大直径超长钢管桩的广泛应用，置锤期间桩的自沉深度确定与自由站立稳定性分析仍是有待深入研究的课题。

4.桩周土体的强度弱化

打桩就是利用桩锤自由下落时的瞬时冲击力撞击桩头，用冲击机械能来克服土体对桩的阻力，破坏其原有的静力平衡状态，使桩体下沉，直至达到新的平衡状态。大能量的打桩锤反复锤击桩顶，特别是在打入长桩时，锤击数会达到数千击，周期性反复多次的振动导致桩周土体中孔隙水压力升高和土体结构的严重扰动甚至破坏，从而引起土体强度的下降与桩侧摩阻力大幅衰减［75］。大量工程经验表明［76-77］，打桩过程中黏性土的摩阻力损失约为50%～80%，无黏性土的摩阻力损失为10%～20%。由于桩周土体的强度弱化程度与桩顶锤击力幅值与作用频率、桩周土体性质以及打桩时长等众多因素相关，由此导致的桩侧土阻力下降程度难以精确计算，目前尚无具有普适性的方法来计算实际打桩过程中的土阻力。

通常情况下土体特别是软黏土具有很强的结构性，即土中的固体颗粒有特定的排列方式，且颗粒间的接触处由于孔隙水中析出的沉淀物引起的胶结作用等产生了附加强度。打桩过程近似于不固结不排水剪过程，沉桩瞬时桩周土在含水率为常量的条件下重塑，土体的原状结构被破坏，而土体结构的破坏导致其抗剪强度降低以及桩侧摩阻力弱化，尤其在高灵敏度、结构性较强的黏性土体中这一表现更加明显。同时，桩周附近剪切区受到桩土位移的影响而产生变形。在上覆土层压力的作用下，地层深处的土体主要沿桩周水平向挤开，靠近桩壁处土体结构的破坏程度更加严重。

桩周土体强度弱化的原因除了土体结构强度的丧失外还与打桩过程中土中孔隙水压力升高有关。众所周知，土的变形与强度都只取决于有效应力的变化，土体的有效应力与孔隙水压力此消彼长。海上沉桩特别是大尺寸的钢管桩，沉桩所需的锤击能量可达2300kJ甚至更大，大能量的持续锤击，导致桩周土的孔隙水压力一直保持在较高的水平，土体的强度弱化明显。因此在连续贯入的过程中，实测锤击数通常较低，沉桩容易。已有工程实测资料表明，刚刚施工的桩周土十字板强度比原地基土降低10%～40%［78］。桩壁处土体中产生的超静孔隙水压力最大，最大时甚至超过上覆有效应力值。随着离桩表面距离的增加超静孔隙水压力急剧降低。不同性质的土层中产生的超孔隙水压力值有所差异，超静孔隙水压力的大小与土体类型、土体强度和变形、排水性能有关。对于具有一定结构性的软黏土，其超静孔隙水压力的大小也与灵敏度有关。

采用柱孔扩张理论来近似估算打桩过程中桩侧土中应力与孔隙水压力是可行的方法［79］。但锤击能量引起的土中孔隙水压力升高和土体结构的改变则较难确定。在打桩分析中，若仍采用API规范中推荐的方法计算桩侧与桩端土体单元所发挥的静阻力，则过高估计了连续打桩过程中的土体阻力，会使打桩分析结果与实际情况产生较大差异。因此，在进行连续贯入的桩基可打入性分析时，应对土体强度进行合理的折减，有不同的桩周土体强度折减模型可以在打桩分析中视情况使用［80-81］，例如线性模型、非线性模型、指数模型与考虑应力历史的方法等。但土体强度弱化程度与桩的贯入深度、桩锤能量大小、桩的截面形式、桩身材料、桩径、土层埋深、土性等诸多因素有关，鉴于该问题的复杂性，目前尚无统一的计算方法。

由于打桩过程中桩土相互作用的机制十分复杂，至今理论研究成果与工程实际应用之间仍存在一定的偏差，尤其是在准确分析桩周土体强度变化上存在相当难度。因此，提高桩基可打入分析中对土体阻力的模拟精度是提高桩基可打入性分析精准度的关键。

5.土塞效应研究

在桩基可打入分析中，贯入阻力的确定是最为关键且复杂的环节。开口钢管桩贯入过程中，所受土体阻力来自桩的侧壁摩阻力及桩端阻力，其大小受到土体强度的影响。钢管桩在打入过程中下端开口，随着桩体贯入土中，桩端下部的土体会挤入桩管内，形成一段土柱，称为“土塞”或者“土芯”，已形成的土塞会阻碍桩端部土体继续涌入桩管内，从而影响桩内侧与桩端阻力的分布与大小，对打桩阻力乃至桩的承载力都有很大的影响。

对土塞的闭塞效应进行准确的判断，是确定打桩阻力的关键环节。土塞效应判断方法很多，目前主要采用的是静力平衡法。首先假定土塞为弹性体，建立土塞单元体的静力平衡方程，计算出土塞向上运动时受到的总竖直向阻力，与桩端承载力相比较，而后作出土塞是否完全闭塞的判断。这一方法的数学模型简单，判断结果受到桩端承载力计算值与桩管内土体侧摩阻力值的直接影响。由打桩工程的实测结果可知，该方法的准确性并不理想。导致了所选锤型较大，造成不经济甚至出现将桩打坏的工程事故；或者导致所选锤型较小，无法将桩贯入到设计深度。因此，准确的钢管桩可打入性分析，必须建立在准确判断土塞闭塞情况的基础上。

对于不完全闭塞的土塞，如何模拟土塞与桩管内壁的相互作用直接影响打桩分析及承载力计算的结果。较为简单实用的方法是建立起土塞与桩管内壁摩阻力和桩周外侧摩阻力的关系。例如，对于直径相对较小的钢管桩，当判断土塞出现不完全闭塞的情况时，可假定桩内侧壁摩阻力为外侧摩阻力的50%～100%；土塞完全闭塞时，砂土中增加30%的单位侧摩阻力、50%的单位端承力，在黏土中仅增加67%的单位端承力［82］；对于大直径开口钢管桩，距桩端10倍桩径以上部分内壁摩阻力相当于同深度外壁摩阻力的30%～50%，桩端10倍桩径范围以内土塞相对密实，桩侧摩阻力可达到通深度外侧摩阻力的70%［8384］。建立土塞的桩中桩模型，借助有限元方法进行模拟分析也是研究土塞与桩管内壁相互作用的重要手段［85-89］。

桩管内产生“拱效应”是土塞研究中不可忽视的问题。“拱效应”的概念出现于1967年，1977年在管桩打入砂性土的试验中验证了土拱的存在，并观测到了土拱效应发生在靠近桩端部分的土塞中，导致桩的内侧摩阻力显著增长［90-93］。当钢管桩进入砂性土层后，砂土颗粒沿主应力方向重新定位，当土塞受荷后，随荷载的传递，土体就发生压缩变形，在桩管内壁间形成空间球帽状的土拱。当土拱受到的荷载超过拱的承载力时，拱即发生剪切和膨胀破坏，桩端土随即涌入桩管内，直到形成一个新拱，此时拱的阻力又超过了向上的推力。桩在贯入过程中，涌入管内的砂土经历着一个拱的形成与破坏交替发生的循环过程。土拱可根据土塞和桩壁的运动情况分为主动拱和被动拱［94］。

土塞的存在与闭塞效应增加了钢管桩承载力计算的复杂性。通常对于小直径开口钢管桩（直径小于600mm）土塞的闭塞效应较强，即使在打桩过程中未出现完全闭塞的情况，在承载力计算中仍可作为闭口桩考虑［83，85，9597］，此时桩的承载力由桩的外侧阻力与桩端全断面面积上的端阻力两部分组成。但对于大直径钢管桩，挤土效应较弱，土塞的闭塞率较低，其静承载力通常由桩管的内外侧壁摩阻力与桩端环形面积的端阻力3个部分组成，内壁传递载荷是大直径开口钢管桩载荷传递的主要特点［98-100］。

虽然众多学者对钢管桩的土塞形成与闭塞效应开展了研究，但工程实践表明无论是桩基可打入性分析还是承载力计算，理论分析结果仍不能很好地与工程实测结果相吻合，因此针对大直径钢管桩的受力特点，提出合理的土塞闭塞效应判断方法，揭示打桩过程中土塞与桩管内壁摩阻力的发挥规律，对指导大直径钢管桩的设计与施工具有重要的意义。

6.打桩中的拒锤与溜桩现象

拒锤与溜桩是打桩过程中出现的两种极端现象。拒锤是指依靠锤击力并保证桩不被打

在设计计算中，有效评估未贯入到设计深度的钢管桩承载力是应对打桩拒锤现象的必要手段，拒锤现象发生前的打桩记录、地基土层的分布与排水情况是确定拒锤后桩基承载力的关键［101-102］。采用一维波动方程法进行打桩反分析，确定适当的土体疲劳因子，反推出出现拒锤现象时地基土体的阻力大小，从而确定打桩停锤后土体强度的恢复或增长程度，最终确定桩基承载力，是工程中可以采用的较为有效的方法［103］。在工程实施中，对于打桩拒锤的处理方法通常有以下4种：①根据对打桩拒锤后桩基承载力的计算，重新评价设计入土深度；②检验桩锤性能以便发现问题或更换更大的打桩锤；③排除土塞或桩尖下的土体，继续打入；④排除土塞，在第一级桩内打入第二级桩（桩内桩），并在两桩之间的环形空间内灌注水泥浆。但在实际工程中常发现即使掏完土塞仍不能将桩顺利贯入或是桩端阻力过大使得桩端钢管向内卷曲影响到桩内桩的顺利贯入等，导致对拒锤的处理更加困难。无论采用何种处理措施，拒锤现象的发生无疑会给工程建设带来巨大的不良后果，延误工期且增加工程成本。我国冀东南堡油田导管架平台桩基在打桩过程中，就出现了后继打桩的拒锤事故，使桩无法贯入到设计深度。

在桩基可打入性分析中预判桩的拒锤现象非常困难，由于土层以及边界条件的复杂性，目前打桩引起的超孔隙水压力升高和消散尚无法得到解析解，土体强度随时间的恢复程度也无法准确确定，所以桩的可打入性分析通常只对连续打桩过程进行预测，不能进行打桩停锤分析，也就无法有效地控制拒锤现象的发生。施工中也只能依靠经验来尽量避免：例如尽可能减少停锤时间、将桩端停在黏性土层内等，但由于不能提供确切的停锤时间或停锤位置，拒锤现象仍时有发生。

溜桩现象是近年来大直径超长桩打桩施工出现的另一极端不利现象，是打桩阻力减小的极端情况，沉桩过程中的溜桩轻则容易冲断钢丝绳，造成桩锤损坏，断桩等；重则导致桩锤滑落大海，桩锤报废等事故。例如，我国长江口地区某码头的施工中，溜桩现象非常普遍；旧金山Richmond大桥采用11个桥墩进行抗震加固时，包括26根直径为3.20～4.11m、壁厚为38～57mm的钢管桩都出现了溜桩问题；我国南海多个平台打桩工程中均出现严重的溜桩现象，溜桩长度达到7～40m。溜桩长度过大（10m以上）不仅给施工带来不便，而且给设计者带来较大困惑，质疑钻孔资料的准确性，担心桩基承载力设计值是否可以满足工程要求；而且因此对产生溜桩的原因进行分析，提出预测溜桩的判断方法，对桩基设计以及打桩施工的控制有着重要的意义。

近年来，由于桩的直径与桩长的增加导致桩身自重大幅度增加是导致溜桩现象发生的坏的前提下无法将桩打入到设计深度的现象，而溜桩则恰恰相反，是指桩仅在自重、无锤击力作用下出现了不可接受的过大贯入深度现象。拒锤现象易发生在打桩停锤后的继续打桩过程中，而溜桩则易发生在连续打桩的过程中。

海上的打桩施工往往由于天气的原因或船只装备的调度而停打，停打的时间由几个小时到数天不等，再次打桩时，打桩土阻力会明显增大，因此拒锤一般发生在再次打桩的初期，即使不发生拒锤再次打桩的锤击数也会明显高于停打时的锤击数。造成这一现象根本原因是在连续的打桩过程中，桩周土体内产生了较高的超孔隙水压力，一旦停锤，打桩引起的超孔隙水压力迅速消散，随着停锤时间的增长，土体强度逐渐恢复和提高，停锤时间越长，土体强度的恢复越彻底，打桩越困难。主要原因。在打桩过程中，由于桩长时间连续运动，使得桩周土体受到扰动，产生强度弱化，即随着桩的连续贯入其受到的侧摩阻力会大幅度低于初始阻力，这一现象在大直径超长钢管桩的打桩施工中尤为突出。在打桩分析中准确模拟周桩土体阻力的分布与下降程度有助于对溜桩现象进行预判［104-105］。确定钢管桩的可能溜桩位置与溜桩长度对指导打桩施工具有重要的意义。我国南海荔湾3-1气田中心平台的桩基工程，采用了合理的桩端土阻力计算方法，以静力平衡为依据准确计算出了溜桩的长度［106］，指导海上打桩作业的顺利完成。