竹節(jié)樁復合地基沉樁施工超孔隙水壓力研究

葉俊能, 周 曄, 朱瑤宏, 劉干斌

(1.寧波市軌道交通集團有限公司, 浙江 寧波 315012; 2.寧波大學巖土工程研究所, 浙江 寧波 315211)

在飽和軟黏土地層中進行沉樁時，由于沉入擠壓作用可使土的結構性發(fā)生破壞，產生很大的初始超靜孔隙水壓力，會對周圍環(huán)境產生很大的影響，這已經引起廣泛重視[1]。

理論上，王旭東和王偉等[2-3]給出了沉樁引起的初始超孔隙水壓力沿深度線性增加和沿徑向在樁周彈、塑性區(qū)內連續(xù)分布的簡化計算公式，以Biot固結理論為基礎，進一步推導并獲得了超孔隙水壓力消散的三維解析解，分析了樁群不同樁距、不同入樁順序對超靜孔隙水壓力的影響。馬林等[4]從空間圓孔擴張理論出發(fā)，考慮到沉樁速率，提出了超靜孔隙水壓力隨徑向和深度方向變化的分布公式。苗永紅等[5]在現有理論解基礎上，考慮土體的應變軟化和圓孔擴張，結合Henkel公式推導了沉樁引起的初始超孔隙水壓力理論修正解。陳文等[6]通過靜壓樁在不同黏土中貫入的離心模型試驗，對樁體貫入飽和黏土時的土體位移和初始超孔壓的空間分布情況進行了研究。廖幼孫等[7]基于室內模型試驗，對無孔管樁群樁和3種布孔方式的有孔管樁群樁沉樁時引起的超孔隙水壓力進行了監(jiān)測，分析了沉樁順序、布孔方式等因素對超孔隙水壓力時空消散的影響。唐世棟等[8-9]通過對樁基施工過程中實測資料的分析，探討了沉樁時單樁、群樁周圍土中產生的超孔隙水壓力的大小、分布及影響范圍，與理論解進行了對比，并對超孔隙水壓力的產生、分布和變化趨勢進行了探討。張忠苗等[10]通過對杭州蕭山某工地的沉樁擠土效應進行現場監(jiān)測，得到超孔隙水壓力的動態(tài)變化規(guī)律。錢峰等[11]通過飽和黏土中靜壓沉樁模型試驗，模擬了預制混凝土樁的施工過程，重點監(jiān)測了孔隙水壓力、樁側土壓力、地面隆起量隨樁的貫入深度和距樁軸不同距離的變化規(guī)律。

近年來有大量異型預制樁應用于實際工程中，例如竹節(jié)型預應力管樁。在沉樁過程中，由于竹節(jié)間的空隙無法被周邊的土體填滿，從而形成多節(jié)空腔，阻礙了竹節(jié)上下兩個空腔內水體的流動，對豎向超靜孔隙水壓力的消散產生一定的影響，現有計算理論無法考慮這一影響，竹節(jié)型預應力管樁沉樁施工超孔隙水壓力變化規(guī)律有待研究。為此，本文結合寧波軌道交通4號線東錢湖車輛段竹節(jié)樁復合地基沉樁施工，開展超孔隙水壓力現場測試，并在王偉等[3]的研究基礎上，考慮竹節(jié)樁竹節(jié)間空隙對豎向超靜孔壓分布影響，建立竹節(jié)型預應力管樁超孔隙水壓力計算公式，為竹節(jié)型預應力管樁技術的推廣和應用提供參考。

1 現場測試方案

1.1 工程概況

寧波軌道交通4號線東錢湖車輛段地貌類型屬于濱海淤積和沖湖積平原，場地地層分布情況及各土層物理力學參數見表1。

表1 土層分布及力學參數表Table 1 Soil distribution and mechanical parameters

1.2 試驗方案設計

本次竹節(jié)樁復合地基試驗共設置3個工況，每個工況含竹節(jié)樁16枚，正方形布置(4×4)，樁間距分別為1.8，2.0，2.2 m，樁長分別為20，22，24 m。各工況竹節(jié)樁混凝土強度等級、樁長、樁間距如表2所示。

表2 各工況竹節(jié)樁試驗參數表Table 2 Test results of nodular piles under various conditions

在3個工況中分別選擇2樁之間、4樁中心均布設3個孔隙水壓力傳感器測點，以測試打樁前后孔隙水壓力的變化規(guī)律。工況一測孔編號為1，4，7，工況二測孔編號為2，5，8，工況三測孔編號為3，6，9(圖1)。各測點從2 m以下開始按3～7 m間距布設，布設深度及間隔如圖2所示。

圖1 孔隙水壓力測試平面布置示意圖Fig.1 Plane layout of the pore water pressure test

圖2 豎向孔壓水壓力測點布置示圖Fig.2 Location of the measurement points for vertical hole pressure water pressure

打樁前，鉆孔布設完成后采集各點孔壓初值；打樁過程及打樁后持續(xù)采集孔壓值，直至試驗結束?？紫端畨毫鞲衅?需測試4樁復合地基靜載荷試驗全過程的孔壓變化數據。

2 理論計算模型

由于沉樁速度較快，竹節(jié)間的空隙無法被周邊的土體填滿，從而形成許多空腔(圖3)，這些空腔內積滿了大量的因樁周土體固結而排出的孔隙水。假設第n個空腔中的最大超靜孔壓可取土體出現劈裂的極限壓力Pn，為超靜孔壓Pcn與靜水壓力Pjn之和。

圖3 竹節(jié)樁成樁后空腔分布示意圖Fig.3 Schematic diagram of cavity distribution after nodular piles are piled

樁體竹節(jié)可阻礙上下兩個空腔內水體的流動，這種阻力受制于樁周土體與樁體表面的摩擦及樁體下沉期間對樁周土體的擾動，假設：

(1)當竹節(jié)上下兩個空腔的孔壓差值小于竹節(jié)阻力時，兩個空腔內的水體不通過竹節(jié)面發(fā)生滲透。

(2)當兩個空腔內的孔壓差值大于竹節(jié)阻力時，兩個空腔內的水體通過竹節(jié)面發(fā)生滲透，直至兩個空腔內的孔壓差值等于竹節(jié)阻力。

(3)竹節(jié)阻力隨深度的增加而呈線性增加，即：

qs=q0+kz

(1)

式中：qs——竹節(jié)阻力；

q0——竹節(jié)固有阻力；

k——與深度有關的竹節(jié)阻力線性增加系數；

z——深度。

(4)沉樁剛完成時，樁體樁底以下土體不發(fā)生擠土，即無超靜孔壓發(fā)生。但樁底上部的最大超靜孔壓Pcm會突破竹節(jié)阻力進行滲透，進而使樁底部位也具有較大的超靜孔壓Pb，其分布規(guī)律如圖4所示。

圖4 竹節(jié)樁沉樁后超靜孔壓豎向分布曲線Fig.4 Vertical distribution of the excess static pore pressure

2.1 徑向孔壓分布

根據唐世棟等[7]的研究結果可以得到單樁沉樁引起的超靜孔壓徑向分布，在樁身表面有：

(2)

塑性區(qū)半徑為：

(3)

式中：E——土的彈性模量；

μ——土的泊松比；

r0——樁半徑。

Henkel 孔隙水壓力參數α與Skempton 孔隙水壓力參數A之間有如下關系α=0.707(3A-1)。抗剪強度計算公式為Cu=c+rztanφ，其中c為黏聚力，γ為土體重度，z為深度，φ為內摩擦角。

2.2 豎向孔壓分布

當地層中的土體因超靜孔壓受到擠壓時，所能承受的最大超靜孔壓可考慮出現劈裂的極限壓力確定[12]：

(4)

式中：Pn——劈裂的極限壓力。

在竹節(jié)樁沉樁期間Pn主要是超靜孔壓與靜水壓力之和，即Pn=Pcm+Pjn，由此可得出最大超靜孔壓的計算公式為：

(5)

式中：Pjn——靜水壓力；

Pcm——最大超靜孔壓；

γ——上覆土體重度；

z——計算深度；

φ——土的內摩擦角；

c——土的黏聚力。

當沉樁產生的超靜孔壓Δumax>Pcm時，土體將在超靜孔壓的作用下發(fā)生劈裂，超靜孔壓隨即減小，直至Δumax≤Pcm為止，因此由式(2)和(5)可以設定最大超靜孔壓深度hm滿足如下關系：

(6)

式(6)為超越方程，無法得到解析解，但可以通過數學軟件計算得到數值解。為此，對竹節(jié)樁沉樁期間的超靜孔壓豎向分布應做離散化計算。

(1) 當Pn大于極限超靜孔壓時，Pn在劈裂作用的影響下，其表達式為極限超靜孔壓的計算公式，即Pn>Pcm時，有：

(7)

(2) 當Pn小于或等于于極限超靜孔壓，且計算深度小于或等于最大超靜孔壓深度時，即Pn≤Pcm、z≤hm，考慮竹節(jié)阻力的影響。

當Pn+Pjn>Pn-1+Pjn-1+qsn時，

Pn=Pn-1+Pjn-1-Pjn+qsn

(8)

當Pn+Pjn

(9)

(3)當Pn≤Pcm且z>hm時，設Pm=Pcm，m為最大超靜孔壓所在的樁節(jié)數。

(10)

2.3 孔壓時程分布

王偉等[3]從水力連續(xù)條件出發(fā)，通過對Biot方程進行近似求解，得出任意時刻的超靜孔隙水壓力表達式：

(11)

式中：U(t)——t時刻超靜孔隙水壓力數值；

Δu0——超靜孔隙水壓力的初始分布，即初始超靜孔隙水壓力；

a——影響半徑與樁徑的比值，即a=R/r0(R為影響半徑，r0為樁半徑)；

ρ——計算點到樁中心的距離與樁半徑的比值，即ρ=r/r0；

cv——土的固結系數；

bsj1——一階貝塞爾函數；

bsj0——零階貝塞爾函數；

λi——零階貝塞爾函數的第i個零解。

將Δu0從上述式(11)中提出，化簡如下：

U(t)=TΔu0

(12)

(13)

當t=0時，即初始時刻，T的表達式退化為：

(14)

式中貝塞爾函數取前10項即可滿足工程計算需要，即i值取1～10。經計算，式中的T≈1。由此可見，T為超靜孔壓隨時間消散的因子項。

3 試驗與計算結果分析

3.1 測試結果

(1)沉樁后超靜孔壓最大值

各測孔超靜孔壓最大值測試結果如表3所示，因沉樁期間重型施工機械碾壓了部分傳感器線纜，且傳感器又位于樁基下部，無法實施補救，故而造成部分測點損壞，整體測點存活率為92%，該存活率不影響試驗數據分析。

表3 竹節(jié)樁超靜孔壓最大值統(tǒng)計表Table 3 Maximum static pore pressure of nodular piles

從表3中可以看出，1.8 m樁間距產生的最大超靜孔壓為378.7 kPa，2.0 m樁間距產生的最大超靜孔壓為288 kPa，2.2 m樁間距產生的最大超靜孔壓為352.1 kPa，由于這些最大超靜孔壓是因群樁效應疊加而成， 3個樁基施工區(qū)域相互間距離僅2 m左右，所以這種疊加既有區(qū)域內也有區(qū)域間的疊加。

圖5 樁間距為2.0 m工況時各測孔超靜孔壓時程曲線Fig.5 Changes in pore pressure of the monitoring hole when the distance of the piles is 2 m

(2)沉樁后超靜孔壓時程變化

以2.0 m間距工況為例，各測孔超靜孔壓時程曲線如圖5所示。

由圖5可得出：超靜孔壓隨著竹節(jié)樁下沉而增大，沉樁完成后孔壓隨時間緩緩消散，需要引起重視的是沉樁當日孔壓變化非常大。根據現場實測，發(fā)現最大超靜孔壓一般出現在沉樁完成后15～30 min內。

(3)沉樁后超靜孔壓分布

以2.0m間距工況為例，超靜孔壓沿徑向分布如圖6所示，可以看出，在不同深度，超靜孔壓沿徑向呈指數形式衰減，在8 m左右超靜孔壓趨于零。在距樁中心不同距離，超靜孔壓沿深度方向分布如圖7所示，可以看出，沉樁后超靜孔壓豎向隨著深度的增加而逐

圖6 超靜孔壓徑向分布Fig.6 Radial distribution of the excess pore pressure

圖7 超靜孔壓豎向分布Fig.7 Vertical distribution of the excess pore pressure

漸增加；最大超靜孔壓的出現點位于樁底以上的位置，大約在20 m深度處，20 m深度以下開始逐漸減?。坏乇韰^(qū)域的超靜孔壓隨深度變化較小，樁底區(qū)域的超靜孔壓隨深度變化較大。

3.2 試驗與理論計算對比

利用工況二超靜孔壓測試數據與理論計算(按單樁考慮，沉樁完成后1 d開始計算，參數見表4)結果進行對比。

表4 超靜孔壓數據對比分析參數表Table 4 Contrastive analysis of parameters of the excess static pressure data

為避免淺部地層孔壓受地面施工及其它地表水體的影響，選取2#測點，對其超靜孔壓豎向分布及19 m深徑向分布進行分析，同時為了避免群樁效應疊加，僅分析第一根樁(①號樁，圖1)施工引起的超靜孔壓變化。

圖8 超靜孔壓徑向分布數據對比圖Fig.8 Comparison of radial distribution data of the excess static pore pressure

(1)超靜孔壓徑向分布對比

在工況二區(qū)域，第一根竹節(jié)樁沉樁時樁周19 m深處超靜孔壓分布規(guī)律如圖8所示，其中理論值由式(2)計算得到，可以看出，理論計算結果與實測結果較為吻合，式(2)可以較好地描述寧波軟土地區(qū)竹節(jié)樁下沉產生的超靜孔壓的徑向分布。

圖9 超靜孔壓豎向分布數據對比Fig.9 Comparison of vertical distribution data of the excess pore pressure

(2)超靜孔壓豎向分布對比

利用式(7)～(10)計算得到距樁心2#測點超靜孔壓沿深度分布結果如圖9所示，將實測結果繪于圖9以進行對比，可以看出，理論計算結果與實測結果較為吻合，式(7)～(10)可以較好地反映竹節(jié)樁沉樁后的超靜孔壓豎向分布。

4 結論

(1)由于竹節(jié)樁間距較小，超靜孔隙水壓力有疊加效應，1.8 m樁間距產生的最大超靜孔壓為378.7 kPa，2.0 m樁間距的最大超靜孔壓為288 kPa，2.2 m樁間距的最大超靜孔壓為352.1 kPa。

(2)超靜孔壓隨竹節(jié)樁下沉而增大，最大超靜孔壓一般出現在沉樁完成后15～30 min內。在不同深度，超靜孔壓沿徑向呈指數形式衰減，在8 m左右超靜孔壓趨于零，最大超靜孔壓的出現點位于樁底以上約2 m位置。

(3)考慮竹節(jié)樁竹節(jié)間空隙對豎向孔隙水壓力的影響建立的孔壓計算結果與實測結果較為吻合，可以較好描述竹節(jié)樁施工引起的超孔隙水壓力分布。