基于高應(yīng)變法的海上鋼管樁打樁測試研究

朱 田

(上?？睖y設(shè)計研究院有限公司，上海 200434)

1 研究背景

水利工程建設(shè)的窗口期受潮位、汛期等因素影響一般較短，在工程建設(shè)中的相關(guān)檢測需采用無損、快捷的技術(shù)方法以滿足水利工程實時性的要求[1]。對水上工程，基樁的質(zhì)量保證尤為重要。近年來鋼管樁在水上工程中運用較多，高應(yīng)變法已成為最適用于鋼管樁打樁檢測的無損手段。高應(yīng)變法又分為CASE法和CAPWAP法，測試時要求給基樁施加較大瞬時沖擊使其產(chǎn)生一定貫入量，利用對稱安裝于樁頂?shù)募铀儆嫼蛻?yīng)變傳感器測試沖擊波作用下的速度和應(yīng)力，通過軟件分析得到單樁軸向抗壓承載力和完整性指數(shù)，也可用于監(jiān)測打入樁沉樁時的樁身應(yīng)力和錘擊能量[2-6]。

對于缺少工程經(jīng)驗的地區(qū)，高應(yīng)變法檢測成果可以為選擇樁型、打樁設(shè)備、沉樁標(biāo)高、停錘標(biāo)準(zhǔn)等提供依據(jù)[7-9]，在水利與橋梁基樁中也常用于承載力驗收檢測[10-11]。在鋼管樁的高應(yīng)變測試中，初打、復(fù)打承載力是重點關(guān)注的參數(shù)，休止期、土層性質(zhì)直接影響承載力恢復(fù)情況，胡興昊等依托西非某海工工程研究發(fā)現(xiàn)承載力恢復(fù)系數(shù)為1.3且復(fù)打時間可取為1～3天[12]；戴東鷹研究了連云港某海域風(fēng)電大直徑鋼管樁的初打、復(fù)打成果，發(fā)現(xiàn)單樁承載力時效期明顯且與樁端持力層土性相關(guān)，軟黏土中的恢復(fù)系數(shù)可達(dá)2.9，經(jīng)過14d休止后承載力仍會有較大增長[13]；于海鵬等結(jié)合杭州灣海域某風(fēng)電項目鋼管樁高應(yīng)變測試結(jié)果，發(fā)現(xiàn)承載力恢復(fù)系數(shù)在1.31～1.40之間，并結(jié)合靜載試驗提出深厚淤泥層屬不利土層對承載力貢獻(xiàn)較小[14]；張召彬等依托孟加拉某電廠鋼管樁測試項目分析了不同齡期承載力的恢復(fù)情況，提出該工程下恢復(fù)系數(shù)與休止期的關(guān)系，可用于最終承載力預(yù)測[15]。

浙江某海域碼頭工程采用截面有突變的鋼管樁，受潮位與打樁設(shè)備限制，高應(yīng)變測試無法在設(shè)計樁端標(biāo)高處進(jìn)行。本文分析了測試標(biāo)高處承載力、樁身完整性，并結(jié)合地勘與靜載相關(guān)數(shù)據(jù)分析了土體恢復(fù)情況，采用CAPWAP法計算出樁端土層的摩阻力對設(shè)計標(biāo)高處承載力進(jìn)行了推算，為該海域及類似條件的水上測試提供了參考。

2 高應(yīng)變法基本理論

2.1 CASE法基本理論

樁視為一維均質(zhì)連續(xù)的彈性體，不考慮樁身缺陷影響，應(yīng)變與質(zhì)點速度之間滿足變形協(xié)調(diào)方程；假定土的動阻力全部集中于樁尖，且與樁尖速度和廣義波阻抗成正比；假定土的靜力模型為理想剛塑性體，一旦擾動發(fā)生阻力即達(dá)到極限值，顯然這只能在樁間土超過一定的變形時才適用?；谝陨霞俣?，以應(yīng)力、應(yīng)變、位移、速度等為未知量可得由協(xié)調(diào)方程、本構(gòu)方程、動力學(xué)方程構(gòu)成的CASE法方程組，通過行波理論求解可得單樁承載力RSP計算公式，計算示意圖如圖1所示[2-3]。

圖1 單樁承載力與完整性計算示意圖

RSP=0.5(1-Jc)[F(t1)+Z·v(t1)]+0.5(1+Jc)[F(t2)-Z·v(t2)]

(1)

式中，RSP—CASE法確定的單樁極限承載力，kN；Jc—CASE法阻尼系數(shù)；t1、t2—速度波樁頂入射峰和樁端反射峰對應(yīng)的時刻，ms；F(t1)、F(t2)—t1、t2時刻測點處實測的錘擊力，kN；v(t1)、v(t2)—t1、t2時刻測點處實測的速度，m/s；Z—樁身截面力學(xué)阻抗，(kN·s)/m；Z=ρ·C·A；ρ—樁身密度，kg/m3；c—樁身波速，m/s；A—樁身截面積，m2。

實際測試中還應(yīng)根據(jù)不同的曲線特征進(jìn)行相應(yīng)修正。當(dāng)土阻力滯后于t2時刻明顯發(fā)揮，可將t1延時得到RMX(最大土阻力法計算的承載力)；當(dāng)土阻力先于t2時刻發(fā)揮并產(chǎn)生樁中上部強(qiáng)烈反彈時，可計入卸載回彈的土阻力得到RSU(負(fù)阻力補(bǔ)償法承載力值)；對于以端阻力為主不考慮樁側(cè)摩阻力的樁，可不考慮Jc得到RAU(自動計算法得出的承載力)；還有適當(dāng)考慮樁側(cè)阻力的RA2，該值也不考慮Jc值[4-6]。

等截面樁且缺陷深度x以上部位的土阻力Rx未出現(xiàn)卸載回彈時，樁身完整性系數(shù)β應(yīng)按下式確定，計算示意圖如圖1所示[3-5]。

(2)

式中，tx—缺陷反射峰對應(yīng)的時刻，ms；F(tx)—tx時刻測點處實測的錘擊力，kN；v(tx)—tx時刻測點處實測的速度，m/s；x—樁身缺陷至傳感器安裝點的距離，m；Rx—缺陷以上部位土阻力估計值，kN，等于缺陷反射起始點的錘擊力減去速度與樁身截面力學(xué)阻抗的乘積；β—樁身完整性系數(shù)，其值等于缺陷處樁身截面阻抗與缺陷以上樁身截面阻抗的比值；β=1.0時，為完整樁(Ⅰ類)；0.8≤β<1.0時，為基本完整樁(Ⅱ類)；0.6≤β<0.8時，為明顯缺陷樁(Ⅲ類)；β<0.6時，為嚴(yán)重缺陷樁或斷樁(Ⅳ類)。

高應(yīng)變測試中一般情況可得較為明顯的樁端反射信號，實測波速可根據(jù)速度波第一峰上升沿的起點到樁底反射峰上升沿的起點之間的時差與已知樁長值確定，或者根據(jù)實測信號下行波上升沿的起點和上行波下降沿的起點之間的時差與已知樁長確定，對鋼管樁可直接設(shè)定為5120m/s[4-6]。

2.2 CAPWAP法基本理論

CAPWAP法是將樁體等分為一系列1～2m左右的單元，以計算的樁頂變量(如樁頂力、上行波、樁頂速度)和實測變量之間的“最佳契合可能”而得到承載力RU。樁單元模型取為一維桿模型，單元按等時性劃分。樁側(cè)土單元取為理想彈塑性模型，當(dāng)土位移小于最大彈性位移，應(yīng)力應(yīng)變呈線性關(guān)系；當(dāng)土位移大于最大彈性位移，土進(jìn)入塑形狀態(tài)，應(yīng)變增大但應(yīng)力不變。同時還考慮樁身阻尼、裂隙、土塞等影響因素。若計算結(jié)果與實測結(jié)果相差過大或樁土參數(shù)超出了巖土工程合理范圍，可改變擬合參數(shù)重新計算。合理的擬合分析結(jié)果還應(yīng)滿足各單元所選取的土的最大彈性位移不得超過相應(yīng)樁單元的最大計算位移值，土阻力響應(yīng)段的計算曲線與實測曲線應(yīng)吻合，其他區(qū)段應(yīng)基本吻合，貫入度的計算值與實測值相接近[2-6]。

3 樁基概況及場地環(huán)境

浙江某海域碼頭基礎(chǔ)采用直徑1.5m、長度86m的鋼管樁，材質(zhì)Q335B，樁頂設(shè)計標(biāo)高+3.5m。樁身為變截面型式，樁頂以下50m范圍內(nèi)壁厚22mm，50m以下至樁端壁厚18mm。樁端敞口，未加隔板。設(shè)計要求采用D-220錘二檔錘擊沉樁，停錘以標(biāo)高控制為主，單擊貫入度控制為輔，建議終錘貫入度不超過4mm。按設(shè)計要求本次高應(yīng)變動測初打抽檢6根，復(fù)打抽檢2根。根據(jù)本工程地質(zhì)勘察報告，檢測部位的土層分布及地勘報告中推薦物理力學(xué)指標(biāo)見表1，基樁抽檢情況見表2。

表1 場地土層情況表

表2 基樁抽檢情況表

4 單樁軸向抗壓承載力

碼頭工程鋼管樁的軸向抗壓承載力設(shè)計值Qd可根據(jù)下式計算[16]：

(3)

式中，rR—單樁軸向承載力抗力分項系數(shù)，打入樁取1.45～1.55；U—樁身截面外周長，m；qfi—樁側(cè)第i層土摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值，kPa；li—樁身穿過第i層土的長度，m；η—樁端承載力折減系數(shù)，根據(jù)樁徑、入土深度和持力層特性綜合分析；qR—樁端土端阻力標(biāo)準(zhǔn)值，kPa；A—樁端外周面積，m2。

根據(jù)本工程地質(zhì)情況，η按規(guī)范建議的取值范圍為0.2～0.35，因鋼管樁入土深度大(不小于30D，D為樁外徑)但進(jìn)入持力層深度小(不大于5D)，從安全角度考慮取η為0.2。依據(jù)抽檢樁位對應(yīng)的地質(zhì)鉆孔，按上式計算受檢樁的軸向抗壓承載力極限值為不大于11000kN，低于設(shè)計方要求的單樁軸向抗壓極限承載力14000kN。后向設(shè)計方求證，設(shè)計方并未采用地質(zhì)勘察報告中推薦的摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值和端阻力標(biāo)準(zhǔn)值。在首次碼頭建設(shè)中，業(yè)主方委托某第三方檢測單位進(jìn)行了單樁靜載荷試驗，并測試了該場地的樁側(cè)摩阻力和端阻力，具體檢測成果見表3。

表3 碼頭試樁靜載荷試驗檢測成果表

由表3可見，⑦1層、①層的實測樁側(cè)摩阻力與地勘報告中的推薦值相近，其他土層的實測樁側(cè)摩阻力均高于地勘報告中的推薦值。④2層及⑦3a層缺失，該兩層在單樁承載力的計算復(fù)核中選用地勘報告的推薦值；由表2可見⑦2層與⑦3層土性非常接近，可按⑦2層實測摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值選用；在樁端阻力的計算復(fù)核時，對于試樁按地質(zhì)勘察報告計算的端阻力范圍為989.1～1730.9kN(持力層為⑦2層，η取值0.2～0.35)，與實測值差距較大，可見按地質(zhì)勘察報告計算的理論端阻力在該工程下并不適用。本工程持力層為⑦3a層、⑦3層，土性理論上優(yōu)于⑦2層，直接取實測樁端阻力進(jìn)行軸向承載力復(fù)核。按上述取值方法計算受檢樁的軸向抗壓極限承載力不低于17000kN，從理論角度分析復(fù)核計算得到的單樁軸向抗壓極限承載力是偏低的。復(fù)核計算結(jié)果見表4。

表4 受檢樁的軸向抗壓承載力復(fù)核計算表

5 測試分析

5.1 測試存在的問題

本工程打樁施工期在1—2月，該時段場地所在海域潮位較高，最高潮位時甚至?xí)绊懯┕?，高?yīng)變測試要求樁有足夠的出露高度，否則會影響傳感器的拆卸及測試效果。打樁施工期間當(dāng)樁端達(dá)到設(shè)計標(biāo)高時，水面以上樁頂?shù)某雎陡叨仍?～3m左右，打樁船可以安裝測試傳感器工作平臺距水面的高度約4m?？紤]鋼管樁測試時樁頂附近的應(yīng)力較大，為保證測試效果傳感器安裝于樁頂下3m處。由于潮位與沉樁設(shè)備的制約，初打、復(fù)打均測試無法在樁端在進(jìn)入樁底設(shè)計標(biāo)高的深度附近進(jìn)行，初打、復(fù)打測試時樁端與設(shè)計標(biāo)高位置相差4m。根據(jù)表1—2，初打、復(fù)打測試時樁端均位于⑦2層。

5.2 CASE法與CAPWAP法的初打?qū)Ρ确治?/h3>

受檢的6根樁在初打測試時的入土情況見表5。各樁測試曲線質(zhì)量較好，形態(tài)基本一致。當(dāng)采用CASE法進(jìn)行承載力計算時，受檢樁應(yīng)材質(zhì)均勻、截面相等或基本相等。本工程鋼管樁材質(zhì)均勻但截面存在變化，從樁頂至樁頂下50m范圍內(nèi)有效截面面積占截面總面積的5.8%；從樁頂下50m至樁端范圍內(nèi)有效截面面積占截面總面積的4.7%。可見壁厚的變化對截面面積的影響不大，但是直接采用CASE法計算初打單樁承載力可能會存在較大誤差。采用CAPWAP法進(jìn)行分析計算，并在建模時考慮樁身截面變化，6根初打樁由CAPWAP法計算的初打承載力與CASE法計算的各項承載力對比分析，計算結(jié)果見表6，如圖2—7所示。

表5 基樁初打情況表

表6 初打承載力計算表(與JC值無關(guān))

圖2 樁Q1-a承載力與Jc關(guān)系曲線

圖3 樁Q1-b承載力與Jc關(guān)系曲線

圖4 樁Q1-c承載力與Jc關(guān)系曲線

圖5 樁H1-a承載力與Jc關(guān)系曲線

圖6 樁H1-b承載力與Jc關(guān)系曲線

圖7 樁H1-c承載力與Jc關(guān)系曲線

由表6及圖2—7分析可見：

(1)RAU、RA2均與RU相差較大，本工程鋼管樁屬于端承摩擦樁，側(cè)阻力在承載力中貢獻(xiàn)較大，RAU、RA2均適用于端承型樁，采用RAU、RA2計算初打承載力偏保守；

(2)RSP、RMX、RSU的大小均與Jc值密切相關(guān)，在Jc值相同時，三者在整體上表現(xiàn)出的大小關(guān)系為RSP

(3)令RSP等于RU時，有4根樁Jc值介于0.3～0.4之間，另外兩根樁Jc值分別介于0.2～0.3、0.4～0.5之間；令RMX等于RU時，有1根樁Jc值介于0.2～0.3之間、2根樁Jc值介于0.4～0.5之間、2根樁Jc值介于0.5～0.6、1根樁Jc值介于0.6～0.7；令RSU等于RU時，有4根樁Jc值介于0.3～0.4之間，另外兩根樁Jc值分別介于0.2～0.3、0.4～0.5之間?？梢娛褂肦MX時Jc變化較大，本工程該值不適用，RSP與RSU的Jc值則較為穩(wěn)定，而RSU略高于RSP，可選擇RSP用于計算初打承載力。根據(jù)RSP計算公式可以反算出RSP等于RU的Jc值，經(jīng)計算可取為0.33，計算結(jié)果見表7。

表7 RSP等于RU時的Jc值計算表

5.3 單樁承載力分析

根據(jù)施工進(jìn)度，安排第11天進(jìn)行復(fù)打測試。對復(fù)打數(shù)據(jù)采用CAPWAP法進(jìn)行計算時，將樁體計算單元長度設(shè)定為1m，結(jié)合樁側(cè)土層分布，可以得出各土層初打、復(fù)打的樁側(cè)摩阻力。初打、復(fù)打時被測樁距設(shè)計樁端標(biāo)高仍有4m?？紤]⑦3a層較薄，屬夾層，而⑦3層土性與⑦2層相近，余下部分樁側(cè)阻力可近似采用⑦2層由CAPWAP法計算得到的樁側(cè)摩阻力值進(jìn)行推算。最終達(dá)到沉樁設(shè)計標(biāo)高時的初打承載力推算值在6245.3～6711.1kN之間，復(fù)打承載力推算值大于14000kN，滿足設(shè)計要求，承載力計算詳見表8(括號內(nèi)為復(fù)打值)。

表8 承載力推算值計算表

5.4 土體恢復(fù)分析

鋼管樁在打入過程中，會對樁周土體產(chǎn)生沖切破壞，使得初打樁承載力明顯偏低。隨著休止期增加，土體擾動逐步恢復(fù)，承載力也隨之提高。將樁周土恢復(fù)后單樁極限承載力與初打單樁極限承載力之比定義為土體恢復(fù)系數(shù)[15]。通過對初、復(fù)打的擬合分析可以得到被測樁特定齡期的土體恢復(fù)系數(shù)約為2.2，計算結(jié)果見表9。

表9 土體恢復(fù)系數(shù)計算表

通過CAPWAP法計算還可以得到被測兩根樁初打、復(fù)打(11d齡期)時樁側(cè)各層土的平均摩阻力值，如圖8所示?？梢姀?fù)打時的樁側(cè)平均摩阻力值較初打時均有明顯提高，①層土平均提高約9.6倍，②層土平均提高約3.5倍，③、④層土平均提高約1.5倍，⑦層土平均提高約2倍；復(fù)打各土層的樁側(cè)摩阻力與地勘推薦值仍有一定差距，②2層、③層、④2層、⑦2層偏高，其余偏低；復(fù)打各土層的樁側(cè)摩阻力(④層土除外)及樁端阻力均低于靜載推薦值，其中③層土摩阻力偏差最大。

圖8 初打、復(fù)打時的樁側(cè)摩阻力

碼頭打入式基樁的極限抗壓承載力檢測，土體恢復(fù)期對于砂性土不應(yīng)少于3d，黏性土不應(yīng)少于14d，淤泥或淤泥質(zhì)土中的摩擦樁不應(yīng)少于25d[4]。本工程鋼管樁屬于摩擦型樁且樁側(cè)淤泥質(zhì)土較厚，通過復(fù)打數(shù)據(jù)和靜載結(jié)果對比分析可見11d的恢復(fù)期顯然較短，樁側(cè)土阻力和樁端阻力仍有較大提高空間。

5.5 樁身完整性分析

在初打?qū)崪y速度曲線上，測點下47m左右明顯可見與入射波同向的速度反射，該處為樁身截面發(fā)生變化的位置，但是在復(fù)打?qū)崪y速度曲線上，截面變化位置已不明顯。根據(jù)樁身完整性系數(shù)的定義，被測樁的理論β值為0.82，初打曲線的計算β值均小于0.6，已屬明顯缺陷樁；復(fù)打曲線的計算β值與理論β值較為接近，見表10，(表中括號內(nèi)為復(fù)打值)，可見復(fù)打曲線的計算β值更適宜體現(xiàn)鋼管樁的完整性。

表10 樁身完整性判定表

初打時樁側(cè)阻力較低，速度曲線振蕩明顯，波形中高頻部分使得計算β值與理論β值出現(xiàn)較大偏差，該情況在復(fù)打測試則明顯好轉(zhuǎn)?？梢妰H根據(jù)β值對樁身完整性類別進(jìn)行劃分并不合適，還應(yīng)結(jié)合其他打樁指標(biāo)綜合分析判定。表10列出了6根初打樁、2根復(fù)打樁的最大打擊力(FMX)、最大錘擊能量(EMX)和貫入度，各指標(biāo)均無異常，可判定各樁樁身完整性為Ⅰ類。

6 結(jié)語

(1)本工程鋼管樁為樁身截面有突變的摩擦型樁，應(yīng)用CASE法分析時取Jc值為0.33的RSP可以較為準(zhǔn)確、快速地反映初打測試的單樁承載力。

(2)采用CAPWAP法計算出樁側(cè)各土層的平均摩阻力和端阻力，根據(jù)余下入土樁長可推算出單樁最終承載力能夠滿足設(shè)計要求；土體恢復(fù)分析表明11d恢復(fù)期較短，后期承載力仍會有較大提高。

(3)受土阻力和高頻振蕩的影響，初打測試的完整性指數(shù)存在明顯偏差，復(fù)打值較為可靠，樁身完整性判定還應(yīng)結(jié)合多個打樁指標(biāo)綜合分析。

(4)未能在樁端設(shè)計標(biāo)高處測試，未能測試出土體完全恢復(fù)的齡期，單樁承載力推算值偏于保守，但可用于反饋鋼管樁承載情況并指導(dǎo)施工。