昆明滇池特殊土質(zhì)下高頻振動(dòng)沉樁對周邊土體的影響

劉思楠，謝建斌,2，張文豪，高陽，時(shí)林豐，宋桂麗

(1.云南大學(xué) 建筑與規(guī)劃學(xué)院，云南 昆明 650500;2.昆明軍龍巖土工程有限公司，云南 昆明 650021；3.云南華凌建筑設(shè)計(jì)有限公司，云南 昆明 650216)

0 引 言

振動(dòng)沉樁通過振動(dòng)錘帶動(dòng)鋼管樁上下振動(dòng)，鋼管樁在樁頂壓力和激振力的作用下貫入土中，該施工方法沉樁速度快，穿透能力強(qiáng)，成樁質(zhì)量高，噪音小，操作方便。振動(dòng)錘在沉樁施工時(shí)會(huì)在周邊土體中產(chǎn)生彈性波，這不僅會(huì)引起地表的沉降和隆起，而且還會(huì)引起擠土效應(yīng)?？紤]到基坑支護(hù)過程中排樁間距小、成樁數(shù)量多，如果不慎在沉樁工程中產(chǎn)生嚴(yán)重的擠土效應(yīng)，可能會(huì)引起周邊排樁上浮、傾斜等，更嚴(yán)重可能會(huì)導(dǎo)致基坑坍塌。因此，有必要研究振動(dòng)沉樁水平動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律，為工程應(yīng)用提供參考。

目前國內(nèi)外許多研究者對振動(dòng)沉樁過程、模型等進(jìn)行了一系列研究。T.Nogami等[1]研究了振動(dòng)沉樁后周邊環(huán)境的變化;Toyoaki Nohsmietal等[2]將樁土間的相互作用簡化為Winkler 模型，研究發(fā)現(xiàn)沉樁過程中孔隙水壓力的產(chǎn)生有助于樁周土壤的軟化和樁土之間的滑動(dòng);陳云敏等[3]基于軸對稱的人工邊界和有限元耦合模型，對沉樁過程中近場的波動(dòng)問題進(jìn)行了研究；張龍等[4]借助ABAQUS有限元軟件建立了相應(yīng)的振動(dòng)沉樁模型，將計(jì)算結(jié)果與工程監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，以驗(yàn)證模型的正確性，并探討了近海沉樁施工可能對附近埋地管道安全運(yùn)營產(chǎn)生的影響；張智梅等[5-6]借助于ABAQUS有限元軟件建立三維沉樁模型，進(jìn)行沉樁全過程仿真分析，詳細(xì)研究了錘擊打樁與振動(dòng)沉樁兩種沉樁方式引起周邊環(huán)境的異同，并基于有限元分析結(jié)果提出了地面振動(dòng)的衰減式；LI X Y等[7]考慮土層徑向不均勻性，提出了一種大直徑管樁豎向振動(dòng)的解析解；譚昱等[8]為了減小振動(dòng)沉樁的噪聲影響，在施工區(qū)域周邊設(shè)定自行研制的氣幕發(fā)生器，并探討了不同沉樁方式的環(huán)境影響大?。粭钇畹萚9]利用ABAQUS建立對應(yīng)的液壓振動(dòng)打樁模型，采用摩爾庫倫模型，分析了沉樁周圍土體隨著激振力的影響而產(chǎn)生應(yīng)力突變的現(xiàn)象，其激振力越大，影響越大；Junyoung Ko等[10]采用耦合歐拉-拉格朗日數(shù)值分析方法與現(xiàn)場試驗(yàn)對比,分析了開口管樁貫入砂土的過程，發(fā)現(xiàn)土塞指數(shù)SPI隨樁驅(qū)動(dòng)力與土的彈模變大呈線性增長;韋中華[11]以揚(yáng)州某黏性土邊坡為研究對象，分析沉樁過程對邊坡穩(wěn)定性的影響，并推導(dǎo)出動(dòng)力沉樁過程中邊坡安全系數(shù)的計(jì)算分式。

為了簡化模型，以往研究大多將土層簡化為單一均質(zhì)土體，僅研究振動(dòng)沉樁在某一種土體中的動(dòng)力響應(yīng)，且大多只研究土體豎直方向的響應(yīng)規(guī)律，這與實(shí)際工程不符，因?yàn)檎駝?dòng)沉樁還會(huì)引起周邊土體水平方向的動(dòng)力響應(yīng)。因此，本文依托昆明滇池國際會(huì)展中心4號地塊深基坑鋼管支護(hù)樁振動(dòng)沉樁工程實(shí)例，通過現(xiàn)場勘測、室內(nèi)土工試驗(yàn)，對土層進(jìn)行實(shí)際劃分，基于Midas GTS NX有限元軟件建立相應(yīng)的三維動(dòng)力沉樁模型，研究鋼管樁在10 s激振力作用下周邊土地水平方向位移場、速度場及加速度場的變化和分布情況，通過對比分析縱橫空間不同點(diǎn)位的變化規(guī)律，進(jìn)而更深入地研究振動(dòng)沉樁機(jī)理。

1 工程概況

云南昆明滇池國際會(huì)展中心4號地塊處于昆明滇池盆地西南部位，環(huán)湖東路與昌宏西路交叉口西北側(cè)，距離滇池約1.0 km。工程勘察揭示，該項(xiàng)目地下水主要賦存于人工填土的上層滯水、孔隙潛水及其下面粉砂、粉土層的第四系承壓孔隙中。各土層水力聯(lián)系由于其滲透系數(shù)差距而變差。因此，位于深基坑開挖影響內(nèi)的地下水含量較少。

本工程基坑開挖深度15.0～20.0 m，基坑開挖后坑底揭露的土層為④粉土、④1黏土和④2泥炭質(zhì)土。由于開挖范圍內(nèi)含有大量的泥炭質(zhì)土和富含地下水的粉土及粉砂層，自穩(wěn)能力較差，對基坑支護(hù)較為不利，該基坑可能會(huì)發(fā)生傾覆、局部塌陷或滲透變形等危害，故從實(shí)用性、經(jīng)濟(jì)性和安全性考慮，選用排樁+錨索+掛網(wǎng)噴混凝土的共同支護(hù)方式。支護(hù)樁采用Q235φ830×12的可回收鋼管樁，其樁長為18 m，采用ICE815C高頻液壓振動(dòng)錘進(jìn)行鋼管支護(hù)樁沉樁施工。

2 建立有限元三維動(dòng)力沉樁模型

2.1 土層力學(xué)物理參數(shù)指標(biāo)

通過施工場地鉆探，并結(jié)合大量室內(nèi)外土工試驗(yàn)獲得該工程場地土層的基本物理力學(xué)性質(zhì)，場地土層鋼管樁的物理力學(xué)性能，具體土體參數(shù)表1～2所示。

表1 土體參數(shù)

表2 鋼管樁參數(shù)

2.2 土層力學(xué)物理參數(shù)指標(biāo)

鋼管樁處于模型中心，型號為Q235φ830×12，樁長L=18 m，施加在樁頂?shù)拇驑读?/p>

Fd=F0+Fv=F0+Fcsin (ωt+φ0),

(1)

式中：F0為靜載力；Fv為激振力；Fc為離心力；ω為角頻率；t為振動(dòng)時(shí)間；φ0為初始相位角。

深基坑鋼管支護(hù)樁采用ICE815C高頻液壓振動(dòng)錘進(jìn)行沉樁施工，技術(shù)參數(shù)見表3。

表3 振動(dòng)錘技術(shù)參數(shù)

由表3可知，F(xiàn)0=85.5 kN；Fc=1 250 kN；ω=157 rad·s-1；f=25 Hz；φ0=0,故式(1)可表示為

Fd=85.5+1 250 sin (157t)。

(2)

為方便觀看曲線趨勢，只截取5T=0.2 s時(shí)的激振荷載曲線，如圖1所示。

三維動(dòng)力有限元模型中，土體由混合網(wǎng)格生成器生成的六面體實(shí)體單元進(jìn)行模擬；邊界為黏彈性邊界，通過析取的板單元模擬鋼管樁，為了確保精度，網(wǎng)格尺寸劃分精度為0.01 m；采用播種線尺寸控制對網(wǎng)格進(jìn)行劃分；為確保劃分質(zhì)量，使有限元計(jì)算更加精確，鋼管樁側(cè)面和下方一定距離的土體采用局部加密劃分方法。

圖1 激振荷載曲線

根據(jù)文獻(xiàn)[12]可知，振動(dòng)沉樁產(chǎn)生波的主要影響范圍為6倍樁徑(6D) ，在此范圍外，可不考慮波的影響。本文綜合考慮各項(xiàng)因素，三維動(dòng)力有限元模型邊界尺寸最終取長×寬×高=24 m×24 m×36 m。模型底部采用固定約束，四周采用黏彈性邊界，上表面為自由邊界。網(wǎng)格劃分后的三維動(dòng)力有限元模型如圖2所示，該有限元模型共有44 921個(gè)單元，238 146個(gè)節(jié)點(diǎn)。

3 振動(dòng)沉樁動(dòng)力響應(yīng)分析

3.1 振動(dòng)沉樁過程模擬

在鋼管樁樁頂施加10 s激振荷載，模擬振動(dòng)沉樁過程。為了更加深入研究振動(dòng)沉樁機(jī)理，在模型縱橫空間不同位置設(shè)置A，B，C3個(gè)特征點(diǎn)，如圖3所示。其中A點(diǎn)在地表距鋼管樁管壁0.945 m處；B在地表距鋼管樁管壁4.3 m處；C點(diǎn)在地表下4.3 m，離鋼管樁管壁0.945 m處。

圖3 3個(gè)特征點(diǎn)位置

3.2 樁周土體水平位移場分析

10 s激振力作用下鋼管樁樁周土體水平向位移云圖和局部放大圖見圖4，并將不同時(shí)刻下樁周土體水平位移沿土層深度的變化曲線匯總，如圖5所示。

由圖4可知，鋼管樁樁端兩側(cè)部位產(chǎn)生明顯的擠土效應(yīng)，振動(dòng)沉樁引起樁周土體的水平位移在鋼管樁樁端管壁部位比較明顯，并以此為軸呈橢圓型向四周擴(kuò)散，擾動(dòng)范圍約為6D，鋼管樁管壁內(nèi)部的土體并未產(chǎn)生明顯的擠土效應(yīng)。鋼管樁兩端地表部位產(chǎn)生向內(nèi)側(cè)(鋼管樁方向)移動(dòng)現(xiàn)象，與地下部位的土體移動(dòng)方向相反，這是因?yàn)殇摴軜对诔翗哆^程中，激振力破壞了兩側(cè)土體的強(qiáng)度，從而產(chǎn)生較大的豎向沉降，并帶動(dòng)土體向內(nèi)側(cè)移動(dòng)。

圖4 鋼管樁樁周土體水平位移云圖

圖5 鋼管樁管壁處不同深度土體的水平位移曲線

由圖5可知，隨著沉樁時(shí)間推移，與鋼管樁管壁接觸處的土體水平位移逐漸增大，隨著深度增大，土體水平位移先迅速增大后又逐漸減小，且均在距地表-0.5 m深度處達(dá)到最大值。鋼管樁在10 s沉樁過程中的擠土效應(yīng)主要發(fā)生在地表以下4 m內(nèi)，超過4 m后產(chǎn)生的土體水平位移不足1 mm。

通過對比分析A，B，C特征點(diǎn)的水平位移變化，可進(jìn)一步研究擠土效應(yīng)。A，B，C在10 s激振力作用下的水平位移時(shí)程曲線如圖6所示。

圖6 不同點(diǎn)位的水平位移時(shí)程曲線

由圖6可知，3個(gè)特征點(diǎn)由于激振荷載作用都產(chǎn)生了位移，其中A，B兩點(diǎn)的水平位移均為負(fù)值，說明A，B兩點(diǎn)向鋼管樁內(nèi)側(cè)移動(dòng)，這是由于激振力破壞了兩側(cè)土體的強(qiáng)度，產(chǎn)生較大的豎向沉降，并帶動(dòng)土體向內(nèi)側(cè)移動(dòng)。A點(diǎn)更靠近樁壁，位移更大，而B點(diǎn)則因?yàn)檫h(yuǎn)離樁壁(距離樁壁超過5D)且接近擾動(dòng)范圍極限，所受影響很小，因此產(chǎn)生的位移急劇下降；由于豎向沉降的土擠壓下部土體，導(dǎo)致C點(diǎn)遠(yuǎn)離樁壁的位移為正值，沉樁10 s產(chǎn)生的水平位移為0.002 332 6 m。

3.3 樁周土體水平速度場分析

鋼管樁在10 s激振力作用下的樁周土體水平速度云圖和局部放大圖見圖7，并將不同時(shí)刻情況下樁周土體水平速度的變化曲線匯總，如圖8所示。

圖7 鋼管樁樁周土體的水平速度云圖

由圖7可知，鋼管樁樁周土體的水平速度場云圖分布情況與水平位移場云圖基本相同，即均在鋼管樁樁端兩側(cè)部位較明顯，且都隨著距鋼管樁樁端距離的增大，土體的水平速度逐漸減小。樁端部位的土體向外側(cè)運(yùn)動(dòng)，鋼管樁附近地表部位的土體則向內(nèi)側(cè)運(yùn)動(dòng)。

圖8 鋼管樁管壁處不同深度土體的水平速度曲線

由圖8可知，距地表較淺處土體的水平速度均為正值，向鋼管樁內(nèi)側(cè)移動(dòng)；達(dá)到一定深度時(shí)，土體的水平速度變?yōu)樨?fù)值，開始向鋼管樁外側(cè)移動(dòng)。隨著時(shí)間推移，向鋼管樁內(nèi)側(cè)移動(dòng)的速度逐漸減小，而向鋼管樁外側(cè)移動(dòng)的速度逐漸變大，且發(fā)生最大水平速度的位置不同。

圖9為A，B，C在10 s激振力作用下的水平速度時(shí)程繪制成曲線。

圖9 不同點(diǎn)位的水平速度時(shí)程曲線

由圖9可知，A點(diǎn)在10 s內(nèi)的水平速度為負(fù)值，說明此時(shí)A點(diǎn)均向鋼管樁內(nèi)側(cè)移動(dòng)，隨著時(shí)間推移，水平速度幅值逐漸減小，達(dá)到一定時(shí)間后，幅值又逐漸增大，這是因?yàn)樽饔糜阡摴軜兜目偰芰坎蛔?，隨著時(shí)間推移，鋼管樁下沉所消耗的能量逐漸增大，從而造成水平速度幅值逐漸減??；當(dāng)激振力作用到一定時(shí)間后，樁周土體的抗剪強(qiáng)度被打破，使得鋼管樁周邊土體的水平速度幅值又逐漸變大。B點(diǎn)在10 s內(nèi)的水平平均速度基本趨于0，且水平速度幅值隨著時(shí)間推移逐漸減小，之后又開始增大，其原因與A點(diǎn)一樣，但B點(diǎn)距離鋼管樁較遠(yuǎn)，打破土的抗剪強(qiáng)度需要的時(shí)間更長。C點(diǎn)的水平速度均為正值，說明C點(diǎn)向鋼管樁外側(cè)移動(dòng)，引起周邊土體發(fā)生擠土效應(yīng)；隨著時(shí)間推進(jìn)，土體水平速度幅值逐漸變大。這是由于隨著沉樁進(jìn)行，鋼管樁樁端距C點(diǎn)的距離越來越近，對C點(diǎn)的擾動(dòng)越來越大。

3.4 樁周土體水平加速度場分析

圖10為鋼管樁在10 s激振力作用下的樁周土體水平加速度云圖和局部放大圖，并將不同時(shí)刻下樁周土體水平加速度的變化曲線匯總，如圖11所示。

由圖10可知，鋼管樁樁周土體水平加速度場云圖與樁周土體水平速度場、位移場云圖分布情況基本相同。鋼管樁附近地表處土體與鋼管樁附近地下一定深度處土體的水平加速度方向相反，且鋼管樁樁端兩側(cè)部位較明顯。隨著距樁端距離增大，土體水平速度和水平加速度均變小，但相同位置處的水平加速度方向與水平速度方向相反，說明在振動(dòng)沉樁過程中，樁周土體做減速運(yùn)動(dòng)。這是因?yàn)殡S著振動(dòng)沉樁進(jìn)行，鋼管樁樁端土體擠土應(yīng)力逐漸增大，此時(shí)樁周土體受到較大的反向作用力，使樁周土體的合力與其運(yùn)動(dòng)方向相反。

圖10 鋼管樁樁周土體水平加速度云圖

圖11 鋼管樁管壁處不同深度土體的水平加速度曲線

由圖11可知，鋼管樁沉樁過程中，距地表較淺處土體的水平加速度為負(fù)值。當(dāng)達(dá)到一定深度時(shí)，土體的水平加速度變?yōu)檎担S著時(shí)間推進(jìn)，土體水平加速度逐漸增大，且隨著土體深度增大，土體水平加速度又逐漸減小，當(dāng)深度達(dá)到6 m時(shí)，土體水平加速度基本趨近于0。振動(dòng)沉樁2 s時(shí)土體的水平加速度最大值為0.066 57 m/s2，發(fā)生在距地表-1.6 m處；振動(dòng)沉樁4 s時(shí)土體的水平加速度最大值為0.095 46 m/s2，發(fā)生在距地表-1.3 m處；振動(dòng)沉樁6 s時(shí)土體的水平加速度最大值為0.140 73 m/s2，發(fā)生在距地表-0.8 m處；振動(dòng)沉樁8 s時(shí)土體的水平加速度最大值為0.194 43 m/s2，發(fā)生在距地表-0.7 m處；振動(dòng)沉樁10 s時(shí)土體的水平加速度最大值為0.243 94 m/s2，發(fā)生在距地表-0.7 m處。由此可知，不同時(shí)刻，樁周土體水平加速度最大值發(fā)生深度不一樣，隨著時(shí)間推移，最大值發(fā)生位置逐漸變淺。

圖12為A,B,C在10 s激振力作用下的水平加速度時(shí)程曲線。由圖12可知，10 s內(nèi)A，B，C的水平加速度振動(dòng)形式都與激振荷載相似，在0附近做往復(fù)性對稱振動(dòng)。由于A點(diǎn)距鋼管樁較近，振動(dòng)沉樁引起A點(diǎn)的水平加速度幅值較大，約為0.120 81 m/s2；B點(diǎn)距鋼管樁管壁距離較遠(yuǎn)，沉樁引起的水平加速度較A點(diǎn)小，約為0.052 29 m/s2；C點(diǎn)的水平加速度隨著時(shí)間推進(jìn)，幅值有所衰減是因?yàn)镃點(diǎn)產(chǎn)生了較明顯的擠土應(yīng)力。

圖12 不同點(diǎn)位的水平加速度時(shí)程曲線

4 結(jié) 論

(1)在10 s激振荷載作用下，鋼管樁樁端兩側(cè)附近產(chǎn)生了較明顯的擠土效應(yīng)，并呈橢圓型向四周擴(kuò)散，主要影響范圍約為鋼管樁直徑的6倍。隨著沉樁時(shí)間推移，管壁處土體的水平位移逐漸增大，且隨著管壁處土體深度增大，管壁處土體的水平位移先增大后減小，在距地表-0.5 m處達(dá)到最大值。

(2)在10 s激振荷載作用下，深度較淺時(shí)，土體的水平速度為正值，而當(dāng)達(dá)到一定深度時(shí)，土體的水平速度變?yōu)樨?fù)值；且隨著時(shí)間推移，土體向鋼管樁內(nèi)側(cè)移動(dòng)的速度逐漸減小，而向鋼管樁外側(cè)移動(dòng)的速度逐漸增大。

(3)在10 s沉樁時(shí)間內(nèi)，樁周土體做水平減速運(yùn)動(dòng)，深度較淺時(shí)，土體的水平加速度為負(fù)值，而當(dāng)深度達(dá)到一定程度時(shí)，土體的水平加速度變?yōu)檎?；隨著沉樁時(shí)間推移，管壁處土體的水平加速度逐漸增大，最大水平加速度的位置逐漸變淺，且隨著土體深度增大，管壁處土體的水平加速度先增大后又逐漸減小，當(dāng)土體深度達(dá)到6 m時(shí)，土體的水平加速度基本趨于0。