振動(dòng)錘擊對(duì)鋼管樁抗壓承載特性影響的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究

曾英俊 包晨茜 李衛(wèi)超，*

振動(dòng)錘擊對(duì)鋼管樁抗壓承載特性影響的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究

曾英俊1包晨茜2李衛(wèi)超2，*

（1.上海城建市政工程（集團(tuán)）有限公司，上海 200065； 2.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092）

基于上海地區(qū)某工程中現(xiàn)場(chǎng)足尺試樁試驗(yàn)結(jié)果，針對(duì)常規(guī)液壓振動(dòng)錘和免共振液壓振動(dòng)錘沉貫的開口鋼管樁，開展了抗壓極限承載特性及對(duì)應(yīng)的承載力預(yù)測(cè)方法研究。通過對(duì)靜載試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和部分規(guī)范提出的樁基抗壓極限承載力預(yù)測(cè)結(jié)果進(jìn)行比較發(fā)現(xiàn)：樁基實(shí)測(cè)承載力小于按照上海規(guī)范推薦的預(yù)制樁承載力計(jì)算方法預(yù)測(cè)得到的振沉鋼管樁抗壓極限承載力。其中對(duì)于上海地區(qū)典型的黏性土中的休止期為40天左右的鋼管樁，振沉施工導(dǎo)致的承載力折減約為30%，而振沉施工對(duì)以砂性土為持力層的休止期為59天的鋼管樁承載特性影響相對(duì)較小，故應(yīng)在振沉鋼管設(shè)計(jì)中考慮振動(dòng)沉樁對(duì)樁基抗壓承載特性的影響。此外，沉樁結(jié)束休止40天后，實(shí)測(cè)免共振錘沉樁承載力較常規(guī)液壓振動(dòng)錘施工的鋼管樁承載力低約11%，這很可能是不同振動(dòng)錘沉貫鋼管樁過程中對(duì)樁周土體的擾動(dòng)差異所致，因此應(yīng)進(jìn)一步研究不同振動(dòng)錘沉貫鋼管樁過程對(duì)樁周土體擾動(dòng)及土阻力的影響。

振動(dòng)錘， 鋼管樁， 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)， 抗壓承載特性， 承載力

0 引 言

隨著城市建設(shè)的快速發(fā)展，不少城市道路的運(yùn)輸能力已無法滿足通行需求，亟待改造。預(yù)制鋼管樁因其承載能力高、樁身質(zhì)量好、施工方便等優(yōu)點(diǎn)，在各類建（構(gòu)）筑物的基礎(chǔ)選型中頗受歡迎。其施工方法主要包括靜壓法、錘擊法和振動(dòng)沉樁法，其中靜壓法［1-2］施工是通過龐大的反力裝置將樁壓入地基，雖施工過程無噪聲污染，但施工速度慢、壓樁設(shè)備與配重體積龐大笨重，不利于市區(qū)施工；錘擊沉樁［3-4］是通過錘芯連續(xù)撞擊產(chǎn)生作用在樁頂?shù)臎_擊力、驅(qū)使樁基貫入地基，噪音大、擠土效應(yīng)強(qiáng)，市區(qū)施工條件不滿足；而振動(dòng)沉樁［5-6］則是通過高速旋轉(zhuǎn)的偏心輪使振動(dòng)錘產(chǎn)生作用于樁頭往復(fù)作用的激振力，具有設(shè)備輕便、施工效率高且對(duì)環(huán)境影響較小等優(yōu)點(diǎn)，逐漸在城市道路改造工程中得到關(guān)注并推廣應(yīng)用［7-9］，并取得了較好的效果。為更好地適應(yīng)市區(qū)沉樁施工的需求與環(huán)境要求，在常規(guī)液壓振動(dòng)錘的基礎(chǔ)上，研發(fā)了免共振型振動(dòng)錘。二者具有諸多共性，僅在啟動(dòng)和停機(jī)兩個(gè)階段存在差異［10］。

然而，在當(dāng)前實(shí)際工程中，出現(xiàn)了部分振沉樁實(shí)測(cè)抗壓承載力達(dá)不到設(shè)計(jì)要求的問題，例如嘉興某市政項(xiàng)目中振沉樁休止期達(dá)60天時(shí)的承載力仍低于設(shè)計(jì)值。國(guó)外已開展了相關(guān)研究，并給出了為確保振沉鋼管樁承載力滿足設(shè)計(jì)要求，需在沉至設(shè)計(jì)標(biāo)高前換用錘打工藝，錘沉至設(shè)計(jì)標(biāo)高的建議［11］。目前《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG 3363—2019）［12］（后文中簡(jiǎn)稱“公路規(guī)范”）和《鐵路橋涵地基和基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》（TB 10093—2017）［13］（后文中簡(jiǎn)稱“鐵路規(guī)范”）均提出了針對(duì)振沉樁豎向抗壓承載力的修正建議。而上海地區(qū)規(guī)范《地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（DGJ 08-11—2010）［14］（后文中簡(jiǎn)稱“上海規(guī)范”）并未針對(duì)振沉開口鋼管樁提出明確的設(shè)計(jì)建議。因此開展上海地區(qū)振沉樁豎向抗壓承載力的試驗(yàn)研究，并比較各規(guī)范對(duì)振沉樁抗壓承載力預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性，顯得尤為必要。

本文依托上海某沿江通道越江隧道工程，對(duì)三根采用不同振沉設(shè)備施工的鋼管樁進(jìn)行豎向抗壓承載力靜載試驗(yàn)，討論了公路和鐵路規(guī)范以及上海規(guī)范方法預(yù)測(cè)得到的振沉鋼管樁抗壓承載力值與工程實(shí)測(cè)值的差異，并對(duì)比了使用不同振動(dòng)錘設(shè)備施工的樁基抗壓承載力差異，以供后續(xù)類似工程參考。

1 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

上海沿江通道越江（江楊北路至牡丹江路）工程位于寶山區(qū)中部，呈東西走向，西起江楊北路，接現(xiàn)狀G1501，東接G1501越江段，全長(zhǎng)約3.89 km。高架主線等級(jí)為高速公路、建設(shè)規(guī)模為雙向6車道，同濟(jì)路道路等級(jí)為城市快速路，雙向6車道，富錦路地面輔道等級(jí)為城市主干道，雙向4快2慢。本工程橋梁主要為新建高架道路。主線高架橋梁一般采用門墩形式，上部結(jié)構(gòu)主要采用預(yù)制小箱梁，標(biāo)準(zhǔn)橋?qū)?2 m，基本跨徑為30 m，跨路口跨徑放大至40～60 m，采用鋼-混凝土疊合梁。其中富錦路（牡丹江路～同濟(jì)路區(qū)段）高架樁基采用開口鋼管樁。此次試驗(yàn)樁基為富錦路（牡丹江路至同濟(jì)路區(qū)段）鋼管樁基礎(chǔ)，試樁位置如圖1所示。

圖1　試驗(yàn)場(chǎng)地位置

1.1　場(chǎng)地條件

通過在試樁周圍開展原位靜力觸探試驗(yàn)以及對(duì)鉆孔得到的土樣進(jìn)行室內(nèi)土工試驗(yàn)，結(jié)合上海地層情況及附近地區(qū)工程經(jīng)驗(yàn)［15-16］，得到樁基設(shè)計(jì)參數(shù)以及試樁處?kù)o力觸探試驗(yàn)結(jié)果分別如表1和圖2所示。

1.2　現(xiàn)場(chǎng)試樁

表 1　 各土層物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)

本次試驗(yàn)共選取了3根開口鋼管樁，編號(hào)為SZ1、SZ2、SZ3。其中SZ1和SZ2樁徑均為0.9 m，樁長(zhǎng)為46 m（入土長(zhǎng)度），分別采用常規(guī)液壓振動(dòng)錘55NF和免共振液壓振動(dòng)錘50RF完成沉樁，樁基持力層為⑤31粉質(zhì)黏土夾粉砂。SZ3樁徑為0.7 m，樁長(zhǎng)為69.5 m（入土長(zhǎng)度），分上下兩段通過免共振液壓振動(dòng)錘70RF完成沉樁，樁基持力層為⑦2灰色粉細(xì)砂。具體樁基參數(shù)以及沉樁設(shè)備參數(shù)分別如表2和表3所示。沉樁結(jié)束后對(duì)三根試樁各進(jìn)行一次加載，試樁休止期如表2所示，靜載荷試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)照片如圖3所示。

表2　 試樁幾何參數(shù)

表3　 樁錘參數(shù)

圖3　試驗(yàn)場(chǎng)地照片

1.3　試驗(yàn)結(jié)果

本項(xiàng)目三根試樁靜載試驗(yàn)的荷載沉降曲線如圖4所示。依據(jù)當(dāng)前規(guī)范，通過靜載試驗(yàn)確定試樁抗壓極限承載力的方法有以下三種：

圖4　靜載試驗(yàn)得到的樁頭荷載沉降曲線

（1） 取曲線發(fā)生明顯陡降的起始點(diǎn)對(duì)應(yīng)荷載值；

（2） 取-lg曲線尾部出現(xiàn)明顯向下彎曲的前一級(jí)荷載值；

（3） 經(jīng)24 h尚未達(dá)到試樁沉降相對(duì)穩(wěn)定時(shí)，取前一級(jí)荷載值。

由于試樁SZ1和SZ2的樁頭曲線均出現(xiàn)了明顯的陡降，因此樁的極限承載力取陡降段開始時(shí)荷載大??；而SZ3在試驗(yàn)施加最大荷載下仍未出現(xiàn)明顯陡降，本文認(rèn)為極限承載力為最大施加荷載。綜上，三根試樁的靜載試驗(yàn)成果如表4所示。

表4　 靜載試驗(yàn)成果

由表4可知，SZ1和SZ2樁頂回彈量幾乎相等，均為22 mm左右，約占樁徑的2.4%；但當(dāng)樁頭施加最大荷載為4 000 kN時(shí)，SZ2的總沉降量比SZ1大25.6%，且根據(jù)規(guī)范確定的SZ2極限承載力約為SZ1的89%。而由圖2可知，SZ1和SZ2的地層條件相近，可見沉樁設(shè)備不同會(huì)引起樁基豎向抗壓承載力的差異，即沉樁結(jié)束40天后，免共振液壓振沉樁承載力略低于常規(guī)液壓振沉樁。SZ3樁長(zhǎng)較長(zhǎng)，且樁端持力層位于砂土層，樁頭回彈量較大，其中回彈率約為55.4%，可認(rèn)為，相比于SZ1和SZ2，在最大加載情況下，樁頭沉降變形中樁身彈性壓縮占比更大。

2 規(guī)范設(shè)計(jì)方法

目前上海規(guī)范僅給出預(yù)制樁樁周各土層極限側(cè)摩阻力和樁端阻力推薦值，并未明確考慮振動(dòng)、錘擊、靜壓等施工工藝對(duì)預(yù)制樁承載力的影響。而當(dāng)前規(guī)范中僅公路規(guī)范和鐵路規(guī)范，指出除砂土地基中振沉樁周土阻力會(huì)略有增高外，其他地層情況下振沉樁承載力均不同程度地低于相同條件下錘擊和靜壓樁周土阻力值，進(jìn)而通過引入振沉影響系數(shù)考慮振動(dòng)沉樁對(duì)樁側(cè)阻和端阻力的影響。故本次研究對(duì)上海規(guī)范以及公路和鐵路規(guī)范進(jìn)行了總結(jié)。

2.1　上海規(guī)范

上海規(guī)范［15］針對(duì)預(yù)制鋼管樁承載力設(shè)計(jì)值的估算給出了式（1），其中p是樁的橫截面周長(zhǎng)，l是第層土的樁身長(zhǎng)度，p是樁端橫截面積，q是第層土的極限側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值，r是極限端阻力標(biāo)準(zhǔn)值，可根據(jù)表1確定；s和p分別為側(cè)摩阻力和端阻力分項(xiàng)系數(shù)，可根據(jù)式（2）計(jì)算端阻比p后查表5確定。

表5　 γs和γp的取值（上海規(guī)范）［15］

2.2　公路及鐵路規(guī)范

針對(duì)振動(dòng)沉樁工藝，在靜壓樁和錘擊樁設(shè)計(jì)方法的基礎(chǔ)上，公路規(guī)范［13］和鐵路規(guī)范［14］引入了振沉影響系數(shù)α和α分別考慮振動(dòng)沉樁對(duì)各土層樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的影響。影響系數(shù)值與土性和樁徑有關(guān)，見表6。在預(yù)測(cè)振沉樁豎向抗壓承載力時(shí)，應(yīng)根據(jù)各層土性，將極限摩阻力和端阻力乘以表中對(duì)應(yīng)修正系數(shù)，通過式（3）計(jì)算。

表6　 公路與鐵路規(guī)范中振動(dòng)沉樁影響系數(shù)αi和αr［13-14］

由表6給出的影響系數(shù)推薦值可見，公路和鐵路規(guī)范認(rèn)為，土體黏性越強(qiáng)，樁基直徑越大，振動(dòng)沉樁工藝導(dǎo)致的樁基承載力折減越大；土體砂性越強(qiáng)，樁基直徑越小，振動(dòng)沉樁工藝對(duì)樁基承載力的影響與靜壓樁和錘擊樁相似。對(duì)于砂土中直徑小于0.8 m的樁基，其振沉影響系數(shù)可以達(dá)到1.1，也就是說，相同條件下，砂土地基中振沉樁周土阻力可能會(huì)高于靜壓樁或錘擊樁周土阻力。究其原因很可能是施工時(shí)的振沉作用使砂土層振密，內(nèi)部空隙減小，樁土界面摩阻力提高。而黏土滲透性低、土體排水性差，沉樁過程中孔隙水壓力上升，且消散較慢，土體強(qiáng)度減小較明顯，樁土界面摩阻力折減明顯。

3 分析與討論

本文選用兩種方法針對(duì)三根試樁的承載力進(jìn)行計(jì)算：一是依據(jù)上海規(guī)范［15］推薦的預(yù)制樁計(jì)算方法，二是考慮公路和鐵路規(guī)范［13-14］給出的影響系數(shù)的上海規(guī)范修正方法。結(jié)合表1和圖2中的數(shù)據(jù)，計(jì)算得到的三根試樁的抗壓承載力，結(jié)果匯總于表7并繪制對(duì)比圖，見圖5。在承載力計(jì)算中，樁身摩阻力僅考慮了外側(cè)摩阻力，即作用在樁基外表面積的土阻力；樁端阻力計(jì)算時(shí)則取樁端總面積。通過規(guī)范預(yù)測(cè)值和實(shí)測(cè)樁基承載力值的對(duì)比可以看出：

（1） 休止期為39～59天時(shí)根據(jù)靜載試驗(yàn)確定的試樁極限抗壓承載力均小于上海規(guī)范的計(jì)算值，其中SZ1、SZ2計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值偏差較大，分別達(dá)到了36%和58%。而通過引入鐵路和公路規(guī)范提出的振動(dòng)沉樁對(duì)樁側(cè)摩阻力和端阻力的影響系數(shù)，SZ1和SZ2計(jì)算得到的單樁極限抗壓承載力與實(shí)測(cè)值偏差明顯減小，最大偏差不超過10%。由此可知，忽略振沉工藝對(duì)樁土作用力的影響是當(dāng)前上海規(guī)范高估振沉鋼管樁豎向抗壓承載力的主要原因；合理考慮振動(dòng)沉樁過程對(duì)樁土作用力的影響可以有效提升當(dāng)前規(guī)范方法在預(yù)測(cè)振沉鋼管樁抗壓承載力時(shí)的可靠性。

表 7　 靜載實(shí)測(cè)與規(guī)范預(yù)測(cè)樁基極限承載力對(duì)比表

圖 5　預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比

and predicted results

（2） 對(duì)于持力層以黏性土為主的SZ1和SZ2，采用公路和鐵路規(guī)范計(jì)算得到的修正后抗壓承載力與上海規(guī)范抗壓承載力之比為0.69；而對(duì)于持力層為粉細(xì)砂的SZ3，該比值為0.83。與SZ1和SZ2相比，SZ3實(shí)測(cè)承載力比公路鐵路規(guī)范修正后計(jì)算承載力大13%，而僅比上海規(guī)范未修正的計(jì)算承載力小5%。究其原因有二：一是SZ3對(duì)應(yīng)的休止期更長(zhǎng)（59天），其承載力恢復(fù)得更為明顯；二是振動(dòng)沉樁對(duì)砂土層側(cè)阻力和端阻力的影響較粘土層的小，進(jìn)一步說明了公路和鐵路規(guī)范引入振沉修正系數(shù)具有一定的合理性。

（3） SZ1與SZ2土層分布較為接近，如采用規(guī)范計(jì)算得到的承載力結(jié)果十分接近，相差僅3%左右，表明二者土層摩阻力相近。但采用常規(guī)液壓振動(dòng)沉樁的SZ1比采用免共振液壓振動(dòng)沉樁的SZ2在相近的休止期為40天時(shí)的實(shí)測(cè)抗壓承載力大11%。這可能與免共振沉樁過程中導(dǎo)致的樁周土體擾動(dòng)程度有關(guān)，進(jìn)而導(dǎo)致沉樁完成后承載力增長(zhǎng)有一定的差異。因此在后續(xù)針對(duì)振沉樁的研究中應(yīng)考慮振沉設(shè)備對(duì)樁基承載特征的影響。

4 結(jié) 論

本文基于上海沿江通道越江工程中三根振沉鋼管樁現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果，針對(duì)上海規(guī)范、公路規(guī)范和鐵路規(guī)范關(guān)于單樁豎向抗壓極限承載力的計(jì)算方法，對(duì)振動(dòng)沉貫鋼管樁的抗壓承載特性和承載力預(yù)測(cè)方法進(jìn)行了探究，得到的主要結(jié)論如下：

（1） 現(xiàn)場(chǎng)樁基試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果表明，對(duì)于上海地區(qū)典型土層中未進(jìn)入⑦2層粉細(xì)砂的樁基，由振沉施工導(dǎo)致的承載力折減約為30%；而對(duì)于以⑦2層粉細(xì)砂為持力層的樁基，由振動(dòng)施工導(dǎo)致的影響更小，承載力恢復(fù)也較為明顯，與上海規(guī)范計(jì)算值也更加接近。

（2） 針對(duì)振動(dòng)錘施工的鋼管樁，依據(jù)上海規(guī)范預(yù)測(cè)的極限承載力與樁基靜載試驗(yàn)獲得的實(shí)測(cè)值偏差較大；而采用公路規(guī)范和鐵路規(guī)范的振沉影響系數(shù)修正后，預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)測(cè)值間偏差均小于15%，因此樁基承載力計(jì)算與設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮振動(dòng)沉樁對(duì)樁土作用力的影響。

（3） 相比于常規(guī)液壓振動(dòng)錘，通過免共振液壓振動(dòng)錘施工的鋼管樁承載力略低，產(chǎn)生這一現(xiàn)象的主要原因可能是不同類型的振動(dòng)施工時(shí)導(dǎo)致的樁周土體擾動(dòng)也存在一定的差異，從而使作用在樁身的土阻力不同。因此，應(yīng)進(jìn)一步研究不同振沉設(shè)備沉樁時(shí)樁土作用機(jī)理與特征以及對(duì)應(yīng)的分析與設(shè)計(jì)方法。

（4） 相比于休止期為59天的試樁實(shí)測(cè)和計(jì)算承載力偏差值，休止期為40天的試樁承載力偏差值明顯偏大，即休止期越長(zhǎng)，實(shí)測(cè)承載力與規(guī)范計(jì)算值越接近?？梢姡葜蛊谑怯绊懻癯翗冻休d特性的另一個(gè)重要因素。

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Ministry of Transport of the People’s Republic of China.JTG 3363—2019 Specifications for Design of Foundation of Highway Bridges and Culverts［S］.Beijing：China Communications Press，2019.（in Chinese）

［13］國(guó)家鐵路局.TB 10093—2017鐵路橋涵地基和基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范［S］.北京：中國(guó)鐵道出版社，2017.

Ministry of Transport of the People’s Republic of China.TB 10093—2017 Code for Design on Subsoil and Foundation of Railway Bridges and Culverts［S］.Beijing：China Railway Press，2017.（in Chinese）

［14］上海市住房和城鄉(xiāng)建設(shè)管理委員會(huì).DGJ 08-11—2018地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)［S］.上海：同濟(jì)大學(xué)出版社，2010.

Shanghai Housing and Urban-Rural Construction and Management Committee.DGJ 08-11—2018 Code for foundation design （Shanghai Engineering Construction Code）［S］.Shanghai：Tongji University Press，2010.（in Chinese）

［15］陳龍珠，梁發(fā)云，黃大治，等.高層建筑應(yīng)用長(zhǎng)-短樁復(fù)合地基的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，2004，（2）：167-71.

Chen Longzhu，Liang Fayun，Huang Dazhi，et al.The field study of the long-short composite piled raft foundation in a high-rise building［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2004，（2）：167-71.（in Chinese）

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Liang Fayun，Jia Yajie，Ding Yujin，et al.Experimental study on parameters of HSS model for soft soils in Shanghai［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2017，39（2）：269-278.（in Chinese）

Vibratory Hammers Effect on the Compression Response of Steel Pipe Piles： Filed Test Based Study

ZENGYingjun1BAOChenxi2LIWeichao2，*

（1.Shanghai Urban Construction Municipal Engineering（Group） Co.，Ltd.， Shanghai 200065， China； 2.College of Civil Engineering，Tongji University， Shanghai 200092， China）

Based on the results of full-scale field tests on three open-ended steel pipe piles driven with vibratory hammers in Shanghai， axial response to compression and design methods were investigated for these test piles. Comparison of bearing capacities between measured and calculated by current standards shows that： measured capacities for these three test piles are lower than values calculated with Shanghai Foundation design code， e.g. for piles in clayey soil dominated ground， after 40 days set-up period， vibratory induced capacity reduction is about 30%； however， this effect is negligible for piles toed in sandy soil with a set-up period of 59 days. So vibratory effect should be accounted in design of steel pipe piles driven with vibratory hammers. In addition， after a setup period of 40 days， measured capacity on the pile driven with resonance-free vibratory hammer is about 11% lower than that by non-resonance-free hammer， which may be induced by the difference in disturbance of ground soil around these piles driven with various vibratory hammers.Therefore，further study need to be performed to investigate vibrator hammers’ effect on soil disturbance and resistance on steel piles.

vibratory hammer， steel pipe pile， field test， compression response， bearing capacity

2022-01-06

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（41972275）

曾英俊，男，高級(jí)工程師，主要從事巖土工程設(shè)計(jì)與施工方面的工作。E-mail： xianglong722@126.com

聯(lián)系作者：李衛(wèi)超，男，副教授，博士生導(dǎo)師，主要從事軟土與樁基礎(chǔ)方面的教學(xué)與科研工作。E-mail： WeichaoLi@#edu.cn