珊瑚礁地層大直徑打入式鋼管樁承載力計算及其時間效應

張衍林，馬小秋

(1.重慶水利電力職業(yè)技術(shù)學院 水利工程學院，重慶 402160；2.吉林建筑大學 基礎(chǔ)科學部，吉林 長春 130000)

珊瑚礁主要分布于南緯30°至北緯30°之間的溫熱帶海洋中[1-2](如圖1)?？绾４髽蚺R時棧橋、海上石油與天然氣平臺等最常見的基礎(chǔ)解決方案是用液壓沖擊錘將開口端鋼管樁打入海床指定深度[3-4]。在礁灰?guī)r地層中，打樁錘產(chǎn)生的沖擊能量會導致樁側(cè)顆粒破碎和膠結(jié)體破壞，破碎的顆粒進而被擠入礁灰?guī)r裂隙與孔隙中，使巖體體積收縮，產(chǎn)生"剪縮''現(xiàn)象[5-6]。工程實踐證明，從其他地基材料的樁基工程中獲取的傳統(tǒng)經(jīng)驗無法適用于礁灰?guī)r地層[7-10]，目前室內(nèi)模型試驗也僅在樁的承載力及變形特性等方面展開了研究[11]。鋼管樁在打入過程中，顆粒破碎引起的體積收縮效應和弱膠結(jié)體破壞引起的應變軟化效應遠比擠密作用嚴重，導致樁周圍的側(cè)向土剛度降低，側(cè)阻力減小[12-13]。鑒于此，本文開展了大量打入式鋼管樁試驗，并對其進行了高應變測試。將測試結(jié)果與規(guī)范計算結(jié)果進行了對比分析，研究了鋼管樁承載力的時間效應，提出了適用于礁灰?guī)r地層嵌巖鋼管樁的承載力計算方法。

1 工程背景與地層特點

大橋項目位于馬爾代夫北馬累環(huán)礁(North Malé Atoll)，依據(jù)鉆孔取樣和室內(nèi)物理力學試驗得到的巖性特征及場地分層詳見表1。

2 鋼管樁豎向承載力計算方法

大橋主橋19#～23#墩采用變截面鋼管復合樁基礎(chǔ)，其中19#、23#主墩鋼管樁直徑3.2 m，20#～22#主墩鋼管樁直徑3.6 m；護筒壁厚均為32 mm，距頂端1 m、底端3 m范圍內(nèi)加厚至50 mm，護筒長度57～73 m不等，材質(zhì)選用Q345；采用Menck MHU 550S/800S液壓沖擊錘進行鋼管樁施沉，入土深度要求進入礁灰?guī)r9 m以上，且滿足特定的設(shè)計承載力．橋梁平面示意圖如圖2所示，橋墩樁基承臺尺寸如圖3所示．

根據(jù)現(xiàn)有的《公路橋涵地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》，支撐在基巖上或嵌入基巖內(nèi)的沉樁的單樁軸向受壓承載力容許值由3個部分組成：分別為嵌巖樁端阻力、嵌巖段側(cè)阻力、非嵌巖段側(cè)阻力．

(1)

圖2 橋梁平面示意圖Fig.2 Plane of the bridge

圖3 橋墩樁基承臺尺寸(單位：mm)Fig.3 Pile cap dimensions of piers (unit: mm)

式中：[Ra]為容許承載力；c1、c2為修正系數(shù)，取決于巖體破碎程度；Ap為端面積；frk為巖石單軸抗壓強度；u為樁周長；h為嵌巖深度；ζs側(cè)阻力修正系數(shù)；l為土層厚度；qik為土層側(cè)摩阻力標準值．

嵌巖樁端阻力和嵌巖段側(cè)阻力計算指標均為巖石的飽和單軸抗壓強度標準值(frk)，非嵌巖段側(cè)阻力計算指標則采用的是極限側(cè)摩阻力標準值(qik)．

某大橋樁基工程中，礁灰?guī)r中的鋼管樁屬于嵌巖樁，根據(jù)鋼管樁的尺寸、打入深度，參考最近的鉆孔柱狀圖及珊瑚礁力學參數(shù)(表1)，按照公式(1)計算得到鋼管樁承載力容許值，并將計算結(jié)果與高應變檢測結(jié)果繪制于圖4中．結(jié)果表明，不同樁號鋼管樁承載力實測值變化范圍較小，平均值為12 852 kN．承載力規(guī)范計算值變化范圍較大，平均值為51 733 kN，最大值為137 737 kN，最小值為17 214 kN，均大于實測值，且局部差異懸殊．

圖4 豎向承載力對比Fig.4 Comparison of vertical bearing capacity

為此，將鋼管樁高應變檢測結(jié)果中的端阻力和側(cè)阻力單獨列出來，研究二者所占總承載力的比例(如圖5所示)，可知端阻力占比72.4%，側(cè)阻力占比27.6%．盡管鋼管樁直徑、貫入深度很大，其側(cè)阻力卻不到總承載力的1/3．反觀鋼管樁承載力規(guī)范計算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)側(cè)阻力占比很大，甚至出現(xiàn)側(cè)阻力大于端阻力的情況．究其原因，發(fā)現(xiàn)利用巖石單軸抗壓強度計算嵌巖段側(cè)阻力是導致計算結(jié)果偏大的主要原因．鋼管樁嵌巖深度的不同，導致其承載力出現(xiàn)大巨大變化．

珊瑚礁灰?guī)r是一種孔隙大、結(jié)構(gòu)性強及脆性大的特殊性巖體，鋼管樁在打入過程中，礁灰?guī)r膠結(jié)體結(jié)構(gòu)遭到破壞，鋼管樁側(cè)壁的膠結(jié)顆粒破碎、脫落，脫落的顆粒被擠入空隙中，產(chǎn)生剪縮與軟化現(xiàn)象，地表下沉(如圖6所示)．導致側(cè)壁無法提供有效的嵌固力，只能以摩擦的方式提供較低的摩阻力，欲通過加大樁長或樁徑提升鋼管樁承載力效果甚微、且不經(jīng)濟，必須選擇強度相對較高的礁灰?guī)r作為持力層，以樁端受力為主．

圖6 海底鋼管打入樁樁側(cè)礁灰?guī)r破壞Fig.6 Damage of reef limestone on the side of pile driven in submarine

鑒于此，將規(guī)范公式進行修正，與非嵌巖段一樣，把嵌巖段側(cè)阻力以極限摩阻力標準值代替飽和單軸抗壓強度標準值進行計算，修正公式如下：

(1)

式中,qrk為嵌巖段巖石的側(cè)阻力標準值．

將計算結(jié)果與實測值進行對比(如圖7所示)，新公式計算值平均值為12 654，與實測值平均值12 852較接近，總體吻合較好．

圖7 鋼管樁豎向承載力對比Fig.7 Comparison of vertical bearing capacity of steel pipes

3 鋼管樁豎向承載力的時間效應

打入樁的時間效應是指樁的豎向承載力會隨著休止時間(打樁結(jié)束時間與靜載試驗時間間隔)的增長而增大的現(xiàn)象．對編號為GGZ1、P19-3、P19-4、Z5-1、Z5-2、Z5-3的5根試驗鋼管樁進行初打，休止1 d、4 d、12 d、21 d、35 d后共計進行5次動力測試，基于Capwapc法得到試驗鋼管樁豎向承載力隨時間變化如圖8所示．可知，鋼管樁承載力的增長速度隨著時間的推移逐漸減慢，休止23 d之后幾乎停止了增長．其中前4天增長較快，第4天樁基承載力平均值已占總承載力的96.4%，樁的早期時間效應要更加明顯，符合打入鋼管樁承載力增長的一般規(guī)律[14]．總體來說，試驗鋼管樁承載力的時間效應不明顯，總承載力時間效應平均值為1.16．

圖8 鋼管樁豎向承載力的時間效應Fig.8 Time effect of vertical bearing capacity of steel pipe piles

一般認為，鋼管樁承載力的增長主要表現(xiàn)為樁側(cè)摩阻力隨時間的增長，樁端阻力隨時間的變化并不大．在普通砂土中，鋼管樁承載力可以增長30%～70%，有些情況下甚至可以達到數(shù)倍[15-16]．樁側(cè)土不斷增強的剪脹效應是導致樁側(cè)摩阻力隨著休止時間的增長而增大的主要原因[17-19]．本次試驗中鋼管樁承載力平均增長了16%，遠低于常規(guī)砂土增長值，這是因為打入鋼管樁只破壞了樁側(cè)珊瑚礁的結(jié)構(gòu)性，破碎的珊瑚礁顆粒提供了前期側(cè)摩阻力的增長．但是離樁側(cè)較遠的珊瑚礁仍然保持其自穩(wěn)性，無法產(chǎn)生剪脹效應并持續(xù)提供側(cè)摩阻力的增長．珊瑚礁地層打入鋼管樁的時間效應從側(cè)面驗證了本文提出的珊瑚礁地層中鋼管樁豎向承載力計算方法的合理性．

4 結(jié)論

(1)鋼管樁在打入過程中，其側(cè)壁的礁灰?guī)r結(jié)構(gòu)遭到破壞，產(chǎn)生剪縮與軟化現(xiàn)象，無法提供有效的嵌固力，只能以摩擦的方式提供較低的摩阻力，導致鋼管樁承載力實測值均遠小于規(guī)范計算值．提出的規(guī)范公式修正方法能夠很好地預測珊瑚礁地層打入式鋼管樁承載力．

(2)欲通過加大樁長或樁徑提升鋼管樁承載力效果甚微、且不經(jīng)濟，必須選擇強度相對較高的礁灰?guī)r作為持力層，以樁端受力為主．

(3)珊瑚礁具有結(jié)構(gòu)性，無法產(chǎn)生剪脹效應并持續(xù)提供側(cè)摩阻力的增長，致使鋼管樁承載力的時間效應不明顯，承載力只增長了16%．