海上高頻振動(dòng)打樁的動(dòng)側(cè)摩阻力及可打性

李業(yè)勛，張奎，沈永興，趙輝

（中交三航局第二工程有限公司，上海 200122）

港珠澳大橋東人工島結(jié)合部非通航孔橋現(xiàn)澆箱梁施工采用滿堂少支架方案施工，考慮到鋼管樁因單樁承載力較高、沉樁工藝相對(duì)簡單、排土量較小及良好的抗彎能力，基礎(chǔ)采用直徑1 m，壁厚16 mm的鋼管樁，支撐樁的設(shè)計(jì)標(biāo)高-52.98~-69.74m，屬于超長大直徑鋼管樁，采用APE-400液壓振動(dòng)錘進(jìn)行施工。高頻液壓振動(dòng)錘是一種以油壓為驅(qū)動(dòng)力的新型環(huán)保樁工機(jī)械，以其諸多的優(yōu)點(diǎn)而受到青睞[1]。國內(nèi)外有部分學(xué)者對(duì)高頻振動(dòng)打樁進(jìn)行了理論研究，Holeyman[2]認(rèn)為高頻振動(dòng)打樁過程中最復(fù)雜的是在高頻振動(dòng)荷載作用下樁土相互作用機(jī)理，而國內(nèi)學(xué)者陳福全[3]采用數(shù)值方法對(duì)高頻液壓振動(dòng)錘沉樁進(jìn)行軸對(duì)稱動(dòng)力分析，但關(guān)于高頻振動(dòng)打樁施工過程中樁周土體的動(dòng)側(cè)摩阻力變化及可打樁深度等方面工程研究相對(duì)較少，結(jié)合工程實(shí)例進(jìn)行定量分析更為缺乏。

本文結(jié)合港珠澳大橋東人工島結(jié)合部非通航孔橋支架樁工程實(shí)例，對(duì)高頻振動(dòng)打樁過程中樁周土體動(dòng)側(cè)摩阻力及平均可打樁深度進(jìn)行了研究?；谡駝?dòng)錘工作原理，分析了激振力和振動(dòng)錘偏心塊轉(zhuǎn)速的關(guān)系，并結(jié)合港珠澳大橋東人工島結(jié)合部非通航孔橋地質(zhì)資料，量化分析了動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)η和標(biāo)準(zhǔn)貫入擊數(shù)N的公式，并計(jì)算了樁周土體的動(dòng)側(cè)摩阻力和樁體平均可打樁深度。通過對(duì)高頻振動(dòng)打樁施工過程進(jìn)行分析，建立了動(dòng)側(cè)摩阻力和樁體平均可打樁深度的計(jì)算式，可為類似工程高頻振動(dòng)打樁的施工準(zhǔn)備和精細(xì)化施工提供指導(dǎo)。

1 工程概況

1.1 地質(zhì)概況

港珠澳大橋島隧工程?hào)|人工島結(jié)合部非通航孔橋地層自上而下可分為：全新世海相沉積層、晚更新世陸相沖積層、晚更新世海陸交互相沉積層、晚更新世陸相沖洪積層等第四紀(jì)覆蓋層和全風(fēng)化、強(qiáng)風(fēng)化、中風(fēng)化混合花崗巖等基巖層，具體土層參數(shù)[4]見表1。

1.2 結(jié)構(gòu)施工概況

港珠澳大橋東人工島結(jié)合部非通航孔橋主梁為預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁，現(xiàn)澆箱梁施工采用滿堂少支架方案施工，基礎(chǔ)采用直徑1.0m，壁厚16.0 mm的鋼管樁。箱梁跨距55.0 m，每跨設(shè)置3個(gè)排架，排架間距為12.0 m，1～6號(hào)墩間采用4排樁基，6～7號(hào)墩間采用3排樁基。液壓振動(dòng)錘適合在非黏性土、礫石或砂地基上施工，特別是飽水的非黏性土、礫石或砂。因此，支架鋼管樁振沉采用APE-400液壓振動(dòng)錘（見圖1）進(jìn)行施工。

2 樁周土體動(dòng)側(cè)摩阻力

2.1 高頻振動(dòng)打樁工作原理

高頻振動(dòng)打樁工作原理[5]主要是：通過安裝在振動(dòng)箱內(nèi)的偏心輪以相同的角速度反向轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生偏心力，該力的水平分量在同一時(shí)間內(nèi)將相互抵消，而垂直分量則是相加，形成總偏心力（見圖2），帶動(dòng)振動(dòng)箱下部的振動(dòng)體（樁體） 產(chǎn)生垂直振動(dòng)，強(qiáng)迫樁體的周圍土壤產(chǎn)生液化、位移，樁體在振沉體系自重作用下下沉切入地層。

圖2 液壓振動(dòng)錘工作原理圖Fig.2 W ork principle of hydraulic vibratory hammer

高頻振動(dòng)打樁過程主要是激振力克服樁的側(cè)面動(dòng)摩阻力后在自重作用下下沉至要求深度的過程。因此，高頻振動(dòng)打樁首先要滿足以下公式[5]：

式中：F為激振力，kN；Tv為動(dòng)側(cè)摩阻力，kN。

2.2 激振力計(jì)算

高頻振動(dòng)打樁的激振力主要和偏心塊質(zhì)量、偏心塊角速度及偏心距有關(guān)，其計(jì)算式[6]如下：

式中：F為激振力，kN；m為偏心塊質(zhì)量，kg；r為偏心距，m；ω為偏心塊角速度，rad/s；Z為偏心塊轉(zhuǎn)速，r/s。

根據(jù)計(jì)算公式（2）和（3）可以看出：激振力和偏心塊轉(zhuǎn)速的二次方成正比關(guān)系。港珠澳大橋東人工島結(jié)合部非通航孔橋支架樁為直徑1.0 m、壁厚16.0mm的鋼管樁，采用APE-400液壓振動(dòng)錘進(jìn)行振沉施工。APE-400液壓振動(dòng)錘的最大激振力為3 208 kN，最大轉(zhuǎn)速為1 760 r/min。在施工過程中，考慮到施工設(shè)備及施工環(huán)境等因素，施工轉(zhuǎn)速控制在1 600 r/min左右。根據(jù)計(jì)算式（2）和（3）進(jìn)行計(jì)算可知：施工激振力約為2 650 kN。

2.3 動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)反分析

目前，國內(nèi)尚無高頻振動(dòng)打樁極限動(dòng)側(cè)摩阻力的設(shè)計(jì)規(guī)范，主要是依據(jù)樁側(cè)靜摩阻力Ti推算動(dòng)側(cè)摩阻力Tvi。采用樁側(cè)靜摩阻力Ti乘以動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)η來計(jì)算高頻振動(dòng)打樁過程中土層的動(dòng)側(cè)摩阻力Tvi，計(jì)算式如下：

式中：Ti為樁側(cè)靜摩阻力，kN；Tv為動(dòng)側(cè)摩阻力，kN；η為動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)；u為樁橫斷面周長，m；Hi為第i層土的厚度。

基于港珠澳大橋東人工島結(jié)合部非通航孔橋支架樁施工實(shí)例，依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)貫入度試驗(yàn)得到的N值及相關(guān)土層參數(shù)指標(biāo)反分析得出1～2號(hào)墩間樁體的動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)，反分析計(jì)算結(jié)果見表2。

結(jié)合國內(nèi)經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式，當(dāng)標(biāo)準(zhǔn)貫入度試驗(yàn)擊數(shù)N＜5擊時(shí)，折減系數(shù)取0.18；當(dāng)標(biāo)準(zhǔn)貫入度試驗(yàn)擊數(shù)N≥5擊時(shí)，采用曲線擬合法建立了動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)η和標(biāo)準(zhǔn)貫入度試驗(yàn)擊數(shù)N的函數(shù)關(guān)系式，擬合曲線見圖3，其計(jì)算關(guān)系式如下：η=0.142 1×ln N±0.02 （6）

表2 1～2號(hào)墩間動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)Table 2 The dynam ic lateral friction resistance reduction coefficientbetween No.1 and No.2 piers

圖3 動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)擬合曲線Fig.3 Fitted curve of dynam ic lateral friction resistance reduction coefficient

當(dāng)黏土?xí)r，動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)η增加0.02；當(dāng)砂土?xí)r，動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)η減小0.02；當(dāng)標(biāo)準(zhǔn)貫入度試驗(yàn)擊數(shù)N≥100擊時(shí)，按照N=100計(jì)算。動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)擬合曲線及其表達(dá)式表明：動(dòng)摩擦力折減系數(shù)是隨著標(biāo)準(zhǔn)貫入度試驗(yàn)擊數(shù)N值的增大而增大，但是增長幅度逐漸變緩。

3 樁體平均可打樁深度

3.1 計(jì)算方法

基于港珠澳大橋東人工島結(jié)合部非通航孔橋1～5號(hào)墩間工程地質(zhì)勘測(cè)資料，利用動(dòng)側(cè)摩阻力計(jì)算式，計(jì)算了1～5號(hào)墩之間鋼管樁的平均可打樁深度。具體計(jì)算過程如下：

1）將工程地質(zhì)資料所列標(biāo)貫擊數(shù)代入動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)計(jì)算式（6）計(jì)算得出相應(yīng)樁基施工區(qū)域土體的動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)η；

2） 采用動(dòng)側(cè)摩阻力計(jì)算式（4）和（5）計(jì)算高頻振動(dòng)打樁過程中樁側(cè)土層的動(dòng)側(cè)摩阻力Tv；

3） 根據(jù)式（1），當(dāng)樁側(cè)土層（厚度為h）的計(jì)算動(dòng)側(cè)摩阻力Tv等于施工激振力F時(shí)，深度h即為振動(dòng)錘打樁的極限深度，即此型號(hào)振動(dòng)錘施工的可打樁深度。

3.2 工程實(shí)例應(yīng)用

當(dāng)采用APE-400振動(dòng)錘施工時(shí)，港珠澳大橋東人工島結(jié)合部非通航孔橋支架樁平均可打樁深度計(jì)算結(jié)果與工程施工資料統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表3。

表3 1～4號(hào)墩間平均可打樁深度計(jì)算結(jié)果Table 3 The average depth of piling from No.1 pier to No.4 pier

表3中1～5號(hào)墩間平均可打樁深度計(jì)算結(jié)果表明：1～2號(hào)、2～3號(hào)、3～4號(hào)和 4～5號(hào)墩間鋼管樁的計(jì)算平均可打樁深度和實(shí)際沉樁平均深度比較接近，各墩間計(jì)算結(jié)果和實(shí)際結(jié)果的誤差分別為：-0.40%、0.54%、1.69%和1.96%。

平均可打樁深度的工程實(shí)例計(jì)算結(jié)果表明：基于標(biāo)貫擊數(shù)計(jì)算得出高頻振動(dòng)打樁施工過程中樁周土體的動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)η、動(dòng)側(cè)摩阻力和平均可打樁深度較為準(zhǔn)確地反映了振動(dòng)錘施工實(shí)際情況，可以對(duì)施工的振動(dòng)錘選型和樁體可打樁深度進(jìn)行初期預(yù)測(cè)計(jì)算，為高頻振動(dòng)打樁類似工程的施工準(zhǔn)備和精細(xì)化施工提供指導(dǎo)。

4 結(jié)語

通過對(duì)港珠澳大橋東人工島結(jié)合部非通航孔橋支架樁施工實(shí)例進(jìn)行反分析，研究了高頻振動(dòng)打樁過程中樁周土體動(dòng)側(cè)摩阻力及樁體平均可打樁深度，得出以下主要結(jié)論：

1）計(jì)算了港珠澳大橋東人工島結(jié)合部非通航孔橋支架樁振動(dòng)錘的施工激振力。

2）通過對(duì)非通航孔橋支架樁施工統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)進(jìn)行反分析，建立了動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)η和標(biāo)準(zhǔn)貫入擊數(shù)N的函數(shù)關(guān)系式。

3）利用動(dòng)側(cè)摩阻力折減系數(shù)η計(jì)算了樁周土體動(dòng)側(cè)摩阻力和平均可打樁深度，工程實(shí)例計(jì)算結(jié)果誤差僅為1.96%，較好地反映了實(shí)際工況。

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