H+Hat組合型鋼板樁沉樁特性現(xiàn)場試驗研究

趙海豐，項 偉，樊金平，3，桂樹強(qiáng)

(1.中國地質(zhì)大學(xué)(武漢)工程學(xué)院，武漢 430074;2.長江三峽勘測研究院有限責(zé)任公司，武漢 430000;3.鐵道第三勘察設(shè)計院集團(tuán)有限公司，天津 300142)

1 研究背景

近年來，鋼板樁作為一種臨時性支護(hù)結(jié)構(gòu)，以其成本低、重量輕、質(zhì)量穩(wěn)定、施工便捷、防水性能好、可反復(fù)利用的優(yōu)點(diǎn)，在圍堰工程、碼頭工程、基坑工程以及交通工程等領(lǐng)域中被廣泛應(yīng)用。但隨著國內(nèi)外大型、復(fù)雜工程的不斷增多，傳統(tǒng)鋼板樁的強(qiáng)度和剛度已不能滿足工程的需要，為此，國內(nèi)外開始研究將鋼板樁之間進(jìn)行組合或?qū)摪鍢杜c其他剛度較高的型鋼進(jìn)行組合，形成組合型鋼板樁進(jìn)行應(yīng)用，取得了良好的工程效益。目前，國內(nèi)外采用的鋼板樁組合型式有U型、HZ/AZ型、CAZ型、箱型等，其均為鋼板樁之間或鋼板樁與型鋼之間的組合，其主要缺點(diǎn)在于鋼板樁與型鋼需要分開布置并分別施工，且鋼板樁之間的鎖口連接形式多樣，這就導(dǎo)致組合型鋼板樁施工工藝復(fù)雜，施工過程難以控制，由于施工原因引起的變形難以得到保證。為此，日本學(xué)者近年來提出了一種新型的H+Hat組合型鋼板樁，該型式是采用熱軋寬幅帽型鋼板樁(Hat型)和H型鋼樁通過角焊連接成一個統(tǒng)一受力整體，形成組合型鋼板樁來抵抗水土壓力，其結(jié)構(gòu)構(gòu)造如圖1所示。

相對于其他組合型鋼板樁，H+Hat組合型具有以下優(yōu)點(diǎn):

(1)構(gòu)造簡單，施工便利。相對于HZ/AZ、CAZ組合型，H+Hat組合型避免了復(fù)雜的鎖口連接，構(gòu)造形式相對簡單，因而施工更加便捷，施工質(zhì)量容易保證［1］。

圖1 H+Hat組合型鋼板樁Fig.1 H+Hat combined steel sheet pile

(2)抗彎剛度大。普通U型拉森鋼板樁的截面模量為509～3 820 cm3/m，一般的組合型式截面模量也不超過5 000 cm3/m，而H+Hat組合型鋼板樁的截面模量可達(dá)3 000～15 000 cm3/m，抗彎剛度較普通鋼板樁有較大的提高。

(3)受力形式合理。H+Hat組合型將帽型鋼板樁和H型鋼樁通過角焊連接成一個統(tǒng)一的受力整體，相對于其它組合型式更能分充分發(fā)揮H型鋼在強(qiáng)軸方向的抗彎剛度，受力形式更加合理。

(4)經(jīng)濟(jì)性好。目前，國內(nèi)工程采用的HZ/AZ及CAZ等組合型鋼板樁均從日本、歐洲進(jìn)口，價格十分昂貴，而采用H+Hat組合型時，可以采用國產(chǎn)H型鋼和進(jìn)口帽型鋼板樁進(jìn)行組合，一定程度上提高了國產(chǎn)化率，從而降低了成本，經(jīng)濟(jì)性好［2］。

相對于普通鋼板樁，組合型鋼板樁的樁端和側(cè)壁面積較大，將樁壓入土體的阻力相應(yīng)增大，采用現(xiàn)有機(jī)械設(shè)備進(jìn)行壓樁的施工效率及壓樁難易程度需要專門論證。此外，組合型鋼板樁在壓、拔樁的過程中由于受到很大的外力作用，必然會使鋼板樁發(fā)生一定程度的側(cè)彎和翹曲變形，當(dāng)累計變形達(dá)到一定量級后就會影響組合型鋼板樁的正常使用。為此，本文采用現(xiàn)場壓樁試驗的方法，對H+Hat組合型鋼板樁的沉樁特性進(jìn)行了專門研究。

2 工程地質(zhì)條件

試驗場地地形平坦，地勢開闊，組合型鋼板樁及壓樁設(shè)備運(yùn)輸、操作方便。場地土層由上至下分別為:①雜填土;②淤泥質(zhì)土;③粉質(zhì)黏土;④粉質(zhì)黏土夾黏土;⑤黏土。土層分布及各層物理力學(xué)參數(shù)如表1。

表1 試驗場地土層及物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of soil layers in the test site

3 試驗方案設(shè)計

3.1 鋼板樁型式及沉樁設(shè)備

試驗鋼板樁采用日本新日鐵住金株式會社生產(chǎn)的900 mm熱軋寬幅帽型鋼板樁(NSP－10H)和國產(chǎn)窄翼緣H型鋼(HN800×300)現(xiàn)場焊接組合，其截面尺寸及力學(xué)參數(shù)如圖2、表2所示，鋼板樁長度12 m。

沉樁設(shè)備采用湖北毅力機(jī)械有限公司針對本次試驗生產(chǎn)的T200型靜力壓樁機(jī)，其最大壓樁力為1 200 kN，最大拔樁力為1 500 kN，如圖3所示。

3.2 壓、拔樁方案設(shè)計

本次試驗共用試驗樁3根，每根試驗樁分別壓入、拔出5次，其壓、拔樁順序如圖4所示。

圖2 試驗鋼板樁截面尺寸Fig.2 Size of the section of test steel sheet pile

表2 試驗鋼板樁力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical performance parameters of test steel sheet pile

圖3 T200型靜力壓樁機(jī)Fig.3 T200-type static piling machine

圖4 壓、拔樁方案設(shè)計Fig.4 Design scheme of pressing and extracting of pile

首先，按順序壓入A，B，C 3根試驗樁;然后拔出試驗樁A，對它的側(cè)彎、翹曲、全寬、鎖口部開口進(jìn)行量測，量測完畢后，在試驗樁C右側(cè)將其壓入;之后拔出試驗樁B，對上述監(jiān)測項目進(jìn)行量測，完畢后在試驗樁A右側(cè)將其壓入;然后拔出試驗樁C，進(jìn)行量測，完畢后在試驗樁B右側(cè)將其壓入。3根試驗樁的拔出、量測、壓入完成，則為1次試驗，然后重復(fù)進(jìn)行5次。

3.3 試驗監(jiān)測項目

在試驗過程中，進(jìn)行以下3個方面的監(jiān)測。

(1)壓、拔樁力監(jiān)測:在鋼板樁的壓入、拔出過程中，通過壓樁機(jī)的量測系統(tǒng)實時監(jiān)測并記錄壓、拔樁力的大小。

(2)沉樁速度監(jiān)測:在鋼板樁壓入過程中，記錄壓入每1 m鋼板樁所需要的時間，據(jù)此分析鋼板樁在不同土質(zhì)條件下的沉樁速度。

(3)鋼板樁變形量測:在每根試驗樁拔出后，對其全寬、側(cè)彎、翹曲、鎖口張開度進(jìn)行量測。全寬采用大型游標(biāo)卡尺測量，側(cè)彎和翹曲采用拉尺和規(guī)線測量，鎖口張開采用游標(biāo)卡尺測量。沿樁身方向每隔1m量測1次，量測方法如圖5所示。

圖5 鋼板樁變形量測示意圖Fig.5 Schematic diagram of deformation measurement for combined steel sheet pile

3.4 壓、拔樁力估算

3.4.1 壓樁力估算

目前，關(guān)于壓、拔樁力的計算尚無較為完善的計算方法，本文壓樁力估算參照《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ94—2008)中基于原位測試的單樁豎向承載力計算方法進(jìn)行，計算公式為

式中:Quk為壓樁力;Qsk，Qpk分別為總極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值、總極限端阻力標(biāo)準(zhǔn)值;u為樁身周長;qsik為用靜力觸探試驗比貫入阻力值估算的樁周第i層土的極限側(cè)阻力;psk為樁端附近的靜力觸探比貫入阻力標(biāo)準(zhǔn)值;α為樁端阻力修正系數(shù);li為樁周第i層土的厚度;Ap為樁端面積。

經(jīng)計算，壓樁至11.5 m時的最大壓樁力為2 806.4 kN。

3.4.2 拔樁力估算

拔樁力估算采用《基坑工程手冊》中鋼板樁拔樁力的計算公式進(jìn)行，公式為

式中:L為樁長;τ為鋼板樁與土體之間的吸附力;ea為主動土壓力;B為鋼板樁寬度;h為除去埋入深度后的樁長;μ為樁土摩擦系數(shù)。

經(jīng)計算，估計最大拔樁力為1 958.80 kN。

4 試驗結(jié)果分析

4.1 壓、拔樁力分析

4.1.1 壓樁力分析

4.1.1.1 壓樁力曲線特征分析

A，B，C試驗樁分別壓入、拔出5次，各試驗樁的平均壓樁力曲線如圖6所示。

圖6 試驗樁平均壓樁力曲線Fig.6 Curves of average pressure force on test piles

由圖6可以看出，3根試驗樁的平均壓樁力曲線都可以大致分為如下5段:

(1)0～1 m段壓樁力與入土深度成正比，斜率較大。該段側(cè)摩阻力近乎為0，壓樁力主要由端阻力構(gòu)成，使土體發(fā)生初始剪切破壞需要較大的端阻力，且該土層為雜填土，含有較多建筑垃圾，相對較硬，因而壓樁力增長較快。

(2)1～4 m段壓樁力與入土深度呈反比。一方面由于表層雜填土被切割破壞，另一方面由于樁即將進(jìn)入土質(zhì)較軟的淤泥質(zhì)土，這都導(dǎo)致端阻力有所減小，但此時側(cè)摩阻力尚未充分發(fā)揮，其增幅小于端阻力減小。

(3)4～6 m段壓樁力與入土深度成正比，斜率較小。該階段樁端阻力逐漸趨于穩(wěn)定，側(cè)摩阻力隨樁入土深度的增加穩(wěn)定增長。

(4)6～9.5 m段壓樁力與深度成正比，但斜率大于上一階段。該階段樁進(jìn)入粉質(zhì)黏土層，相對于淤泥質(zhì)土強(qiáng)度有所提高，側(cè)摩阻力有較大增長，樁端阻力也略有增加。

(5)9.5～11.5 m段壓樁力增幅逐漸放緩，并趨于穩(wěn)定。這說明在同一土層中，樁側(cè)摩阻力在同一土層中并不會隨樁入土深度線性增長，而是到達(dá)一臨界深度以后逐漸趨于穩(wěn)定［3－5］。

4.1.1.2 壓樁力計算公式修正

由上述壓樁力曲線可知，試驗得到的最大平均壓樁力為1 779.4 kN，而式(1)的估算結(jié)果為2 806.4 kN，兩者有較大差距，在實際應(yīng)用中有必要對上述公式進(jìn)行修正。將鋼板樁壓入土體的壓樁力主要由樁側(cè)摩阻力、樁端阻力和鎖口之間的摩阻力3部分組成，相對于建筑基樁而言，鋼板樁的截面積較小，因而樁端阻力相對較小;鎖口之間的阻力也可以通過加入潤滑劑等措施予以減小，故壓樁力主要受側(cè)摩阻力控制。在實際打樁過程中，受打樁震動等因素的影響，土體受到了一定程度的擾動而降低了側(cè)壁摩阻力;且鋼板樁壓入過程中的側(cè)摩阻力為動摩擦力，而非單樁豎向極限承載力中的靜摩擦力，這也導(dǎo)致了計算壓樁力較試驗值偏大。故在上述公式中引入側(cè)摩阻力折減系數(shù)λs對公式進(jìn)行修正，λs建議取0.65，修正后的壓樁力計算公式為

4.1.2 拔樁力分析

A，B，C試驗樁的平均拔樁力曲線如圖7所示。

圖7 試驗樁平均拔樁力曲線Fig.7 Curves of average pulling force on test piles

拔樁力主要由鋼板樁與土體之間的側(cè)摩阻力、鋼板樁鎖口之間的咬合力以及鋼板樁自重組成，鎖口咬合力及樁身自重相對與側(cè)摩阻力均較小，故拔樁力主要受樁側(cè)摩阻力控制。由圖7可以看出，3根試驗樁的平均拔樁力曲線的形狀基本一致，大致可將拔樁力曲線分為如下3段。

(1)初始拔樁階段(9.2～11.5 m)。該段拔樁力較大，曲線斜率較大，拔樁力減小較快。一方面，拔樁的啟動過程是一個由“靜摩擦”變?yōu)椤皠幽Σ痢钡倪^程，拔樁過程一旦啟動，樁側(cè)阻力即由“靜摩擦力”變?yōu)椤皠幽Σ亮Α?，拔樁力即有較大幅度下降;另一方面由于拔樁啟動后對土體的擾動導(dǎo)致樁周土體產(chǎn)生超孔壓，土體對樁的側(cè)向力減小，以及部分樁周土體發(fā)生塑形破壞，這也導(dǎo)致了拔樁力的減小。

(2)拔樁力穩(wěn)定減小階段(2.8～9.2 m)。該階段側(cè)摩阻力基本穩(wěn)定，隨著樁的拔出，土體與樁的接觸面積線性減小，導(dǎo)致拔樁力隨樁的拔出近似呈線性減小。

(3)拔樁力突降階段(0～2.8 m)。地表土層土體較為松散，土體變形導(dǎo)致鋼板樁與土體之間形成細(xì)小的縫隙，一旦鋼板樁與土體失去接觸，拔樁力便劇減，甚至降低為0。

4.2 反復(fù)壓、拔工況下鋼板樁變形特征

鋼板樁支護(hù)結(jié)構(gòu)相對于傳統(tǒng)支護(hù)結(jié)構(gòu)的最大優(yōu)勢在于其重復(fù)使用性，為了解H+Hat組合型鋼板樁在反復(fù)壓、拔過程中的變形量及變形特征，確定其在變形容許范圍內(nèi)可以安全使用的次數(shù)，在試驗過程中對鋼板樁的全寬、側(cè)彎、翹曲以及鎖扣張開度進(jìn)行量測。

4.2.1 容許變形規(guī)定

目前，國內(nèi)外關(guān)于組合型鋼板樁的容許變形量還沒有相關(guān)規(guī)范規(guī)定，本次試驗參考日本JIS公差標(biāo)準(zhǔn)中關(guān)于U型鋼板樁、H型鋼的容許變形量的規(guī)定，確定H+Hat組合型鋼板樁的容許變形量，如表3所示。

表3 H+Hat組合型鋼板樁最大容許變形量Table 3 Maximum allowable deformation of H+Hat combined steel sheet pile

4.2.2 變形特征分析

4.2.2.1 全寬變化

試驗樁5次壓樁完畢后的累計全寬變形如圖8所示，圖中橫軸正向表示全寬增加，橫軸負(fù)向表示全寬減小。

由圖8可以看出，鋼板樁在巨大壓樁力的作用下整個樁身都發(fā)生了一定的加寬變形，僅在接近樁身底部的位置有少量縮窄變形，加寬最大值為9 mm，位于樁底，平均3.31 mm;最大縮窄量為4.7 mm，位于樁身11 m 處，平均2.14 mm，變形量均小于容許值。

圖8 H+Hat組合型鋼板樁變形曲線Fig.8 Curves of accumulated full width deformation of H+Hat combined steel sheet pile

4.2.2.2 側(cè)彎變形

試驗樁A的側(cè)彎變形如圖9所示，圖中橫軸正向表示鋼板樁向右側(cè)彎曲，橫軸負(fù)向表示向左側(cè)彎曲。由圖9可知，樁身中下部側(cè)彎變形量較大，且側(cè)彎變形量隨壓樁次數(shù)的增加而增大，最大側(cè)彎變形位于樁身6 m處，變形量為13 mm，小于容許值14 mm。

圖9 H+Hat組合型鋼板側(cè)彎變化曲線Fig.9 Curves of lateral bending of H+Hatcombined steel sheet pile

4.2.2.3 翹曲變形

試驗樁A的翹曲變形如圖10所示，圖中橫軸正向表示鋼板樁向外側(cè)翹曲，橫軸負(fù)向表示向內(nèi)側(cè)翹曲。由圖10可知，樁身中下部翹曲變形量較大，且翹曲變形量隨壓樁次數(shù)的增加而增大，最大翹曲變形位于樁身8 m處，變形量為15 mm，小于容許值29 mm。

4.2.2.4 鎖口張開度

壓樁5次后鋼板樁左右鎖口張開度曲線如圖11所示，由圖11可知，鋼板樁的鎖口張開沿樁身分布較均勻，最大張開量為5.3 mm，平均1.26 mm。

由上述分析可知，H+Hat組合型鋼板樁在重復(fù)使用5次的工況下，其全寬、鎖口張開、側(cè)彎及翹曲變形均在容許范圍內(nèi)，滿足工程要求。

圖11 H+Hat組合型鋼板樁鎖口張開度變化曲線Fig.11 Curves of lock opening of H+Hat combined steel sheet pile

4.3 沉樁速度分析

為了解H+Hat組合型鋼板樁在不同地層中施工的沉樁速度，在試驗過程中對沉樁速度進(jìn)行了實時監(jiān)測，不同深度處的沉樁速度如圖12所示。

圖12 H+Hat組合型鋼板樁沉樁速度曲線Fig.12 Curves of driving speed of H+Hat combined steel sheet pile

由圖12可知，鋼板樁的沉樁速度首先由土體的性質(zhì)決定，表層填土由于土質(zhì)軟弱松散，因而貫入較快，平均沉樁速度為1.32 m/min;3～5.2 m的淤泥質(zhì)土較表層填土密實，沉樁速度有所降低，平均沉樁速度為0.76 m/min;5.2 ～11.5 m的粉質(zhì)黏土層更加堅硬，沉樁速度更低，平均沉樁速度為0.51 m/min。此外，在同一土層中，隨樁入土深度的增加，沉樁速度也有所下降。

在本次試驗中，共壓樁15次，試驗測得平均壓樁時間為25 min/根，且該時間中計入了壓樁機(jī)具移動、千斤頂調(diào)整、送樁器安裝等輔助時間。按此時間估算，每天(以8 h計算)可施工組合型鋼板約17根，相對鉆孔灌注樁、地下連續(xù)墻等支護(hù)傳統(tǒng)支護(hù)結(jié)構(gòu)，大大縮短了施工時間，在軟土地區(qū)具有良好的適用性。

5 結(jié)論

(1)H+Hat組合型鋼板樁的壓樁力主要由端阻力和側(cè)摩阻力組成，其中端阻力主要由土體性質(zhì)決定，在相對較硬的土層中端阻力也較大，在同一土層不同深度處，端阻力基本保持不變;側(cè)摩阻力一方面取決于土體性質(zhì)，另一方面與樁入土深度有關(guān)，側(cè)摩阻力在表層土體中接近于0，隨樁入土深度增加而線性增長，但達(dá)到一臨界深度后又逐漸趨于穩(wěn)定。

(2)H+Hat組合型鋼板樁的拔樁力主要受側(cè)摩阻力控制，拔樁初始階段拔樁力較大，但一旦拔樁過程啟動，樁側(cè)阻力即由“靜摩擦力”變?yōu)椤皠幽Σ亮Α?，且樁周土體產(chǎn)生的超孔壓以及部分土體的塑形破壞，均導(dǎo)致拔樁力較快下降;隨后，拔樁力隨樁的拔出穩(wěn)定減小，在接近地表處，拔樁力突降為0。

(3)H+Hat組合型鋼板樁在反復(fù)壓、拔5次的工況下，其全寬、鎖口張開、側(cè)彎及翹曲變形均在容許范圍，滿足工程要求。

(4)H+Hat組合型鋼板樁的貫入度取決于土體性質(zhì)和樁入土深度，在填土中的貫入度為1.32 m/min，在淤泥質(zhì)土中的貫入度為0.76 m/min，在粉質(zhì)黏土中的貫入度為0.51 m/min;相對鉆孔灌注樁、地下連續(xù)墻等支護(hù)結(jié)構(gòu)，H+Hat組合型鋼板樁施工時間較短，在軟土地區(qū)具有良好的適用性。

［1］王定武，曾 毅.HZ/AZ組合鋼板樁施工技術(shù)［J］.水運(yùn)工程，2011，(12):167 － 170.(WANG Ding-wu，ZENG Yi.Construction Technology of HZ/AZ Combined Steel Pile［J］.Water Transport Engineering，2011，(12):167－170.(in Chinese))

［2］趙海豐，桂樹強(qiáng)，樊金平，等.H+Hat組合型鋼板樁在基坑工程中的適用性研究［J］.人民長江，2012，(10):27 －31.(ZHAO Hai-feng，GUI Shu-qiang，F(xiàn)AN Jin-ping，et al.The Applicability Research of the Combined Steel Sheet Pile in Foundation Pit Engineering［J］.Yangtze River，2012，(10):27－31.(in Chinese))

［3］儲王應(yīng)，王能民.靜力壓樁沉樁阻力分析與估算［J］.巖土工程技術(shù)，2000，(1):25 －28.(CHU Wang-ying，WANG Neng-min.Resistance Analysis and Estimation of the Static Pressure Pile［J］.Geotechnical Engineering Technique，2000，(1):25－28.(in Chinese))

［4］劉太平，孫文懷，吳金妹.靜壓預(yù)應(yīng)力管樁的沉樁阻力分析［J］.山西建筑，2005，(18):84－85.(LIU Taiping，SUN Wen-huai，WU Jin-mei.Static Pressure Pile Resistance Analysis of Prestressed Pipe Pile［J］.Shanxi Architecture，2005，(18):84－85.(in Chinese))

［5］王孝兵，文松霖，徐文強(qiáng).大直徑長樁接觸面參數(shù)的敏感性分析［J］.長江科學(xué)院院報，2001，(2):38 －44.(WANG Xiao-bing，WEN Song-lin，XU Wen-qiang.Sensitivity Analysis of Interface Parameters of Large-Diameter Long Pile［J］.Journal of Yangtze River Scientific Research Institute，2001，(2):38－44.(in Chinese))