珊瑚礁地层桥梁基础钢管打入桩承载特性

袁立斌， 邱 敏， 宋友建， 万 猛

(1.中交二航局, 武汉 430040； 2.长大桥梁建设施工技术交通行业重点实验室, 武汉 430040；3.交通运输行业交通基础设施智能制造技术研发中心, 武汉 430040； 4.公路长大桥建设国家工程研究中心, 北京 100011;5.武汉市勘察设计有限公司, 武汉 430022)

珊瑚礁在岩石学上统称礁灰岩,作为一种具有特殊工程性质的岩土体,珊瑚礁灰岩具有密度低、孔隙大、结构性强、脆性大、强度各向异性等特点[1-2],表现出极为复杂的岩土力学特性,从而使它具有明显不同于陆源土层的岩土工程特性[3-4]。

对于跨海桥梁工程,施工临时栈桥、平台结构一般以钢管桩作为支撑,其打入深度、承载力影响工程施工进度及成本[5]。目前针对钢管桩承载力的规范及公式仅适用于陆源岩土体,钢管桩打入过程中,珊瑚礁灰岩结构容易发生破坏,进而影响钢管桩承载力[6-7]。基于此,迫切需要提出新的公式或经验算法,以评估珊瑚礁地层打入钢管桩承载力。

总体来说,中外学者针对钢管桩承载性能已开展了大量的研究[8-12],也取得了丰富的研究成果。但珊瑚礁地质条件的复杂性导致珊瑚礁地质钢管桩承载特性尚未明确。基于此,开展珊瑚礁地质钢管桩承载特性研究,进一步揭示珊瑚礁地质钢管桩承载机理,为珊瑚礁地质区域的工程建设提供理论支撑。

现采用数值计算、试验研究,对珊瑚礁地质钢管打入桩竖向承载性能进行研究,定量分析钢管桩桩侧阻力、桩端阻力分布规律及荷载分摊比,揭示珊瑚礁地质条件下钢管桩侧摩阻力恢复系数随时间的变化关系。

1 工程简介

中马友谊大桥项目位于马尔代夫北马累环礁,跨越Gaadhoo Koa海峡,连接环礁上马累岛、机场岛和胡鲁马累岛3个相邻岛屿。路线全长2.0 km,其中桥梁长度为1.39 km,主桥为760 m长6跨组合混合梁V型墩刚构桥。引桥为630 m长预应力混凝土I型梁桥,总体布置如图1所示。

图1 中马友谊大桥线路布置

2 钢管桩竖向承载性能试验

2.1 试桩工程概况

试验钢管桩GGZ1位于马累岛靠近桥位起点位置,采用Q345C材质,桩长18.2 m,桩径1.5 m,泥面标高+0.5 m,桩顶标高+5.1 m,桩底标高-13.1 m。GGZ1所在位置土层分布如图2所示。

图2 GGZ1所在位置土层分布

2.2 高应变检测方法及试验设备

L为钢管桩传感器与桩顶间的距离；D为桩径

首先,在桩顶以下1.5倍桩直径处对称地安装一对应变器和加速度,如图3所示。然后,锤击桩顶使桩土间产生位移,记录力F(t)和加速度a(t),由主机初步计算结果。

2.3 试验工况

基于中马友谊大桥现场施工,分别对试验钢管桩、主桥钢护筒等共计28根进行高应变检测试验。

2.4 试验结果及分析

2.4.1 钢管桩试验

实测沉桩桩身的完整性系数为1.0,最大压应力为105.4 MPa、最大拉应力16.3 MPa,均小于桩身材料345 MPa的设计强度,表明桩身均处于安全状态。对试验钢管桩GGZ1初打、休止期1、3、8、23 d共计进行5次动力测试,基于Capwapc法得到GGZ1高应变检测结果如表1所示,承载力随时间变化如图4所示。

表1 高应变检测结果

图4 GGZ1承载力随时间变化曲线

由图4可知,GGZ1承载力恢复比例呈递减趋势,其中承载力休止期23、8 d的增加比例≤1%且变化曲线基本趋于水平,可认为承载力增长已趋于结束。总体来说,打入钢管桩后土体经过一段时间的恢复后,复打时GGZ1的承载力有一定幅度的提升。对比GGZ1初打与休止期23 d后复打结果,GGZ1总承载力恢复系数为1.11,侧阻力恢复系数1.187,端阻力恢复系数1.016。可以看出,珊瑚礁地质条件下钢管桩承载力恢复以侧阻力为主,端阻力变化较小。

相比中国常规土层,珊瑚礁地质条件下钢管桩承载力恢复系数较低,其原因如下。

(1)对于松散未胶结或弱胶结的珊瑚礁土(岩)层,在钢管桩施沉过程中,桩周土产生扰动,导致初打时的承载力偏低,随着时间增长钢管桩承载力随之增大。

(2)对于胶结性较好的珊瑚礁灰岩地层,钢管桩沉桩中,珊瑚礁灰岩颗粒的体积收缩和胶结体破坏大于桩-土挤密程度,桩侧向压力减小,珊瑚礁灰岩地层钢管桩承载力恢复系数总体偏低。

2.4.2 主桥钢护筒

中马友谊大桥19#～23#主墩钢护筒施沉过程中,选取其中27根进行高应变检测未发现变形和缺陷。实测的27根桩身应力,除22-5实测桩身最大压应力略大(354 MPa)外,其余桩身实测最大应力均小于桩身材料345 MPa的设计强度,表明桩身均处于安全状态。

基于Capwapc法,对中马友谊大桥主桥19#～23#墩共计27根钢护筒进行高应变检测,并明确19#～23#主墩侧阻力、端阻力分担比,如图5所示。由图5可知,对于19#、23#主墩(φ3 200 mm),侧阻力分担比最大值39.33%,最小值19.47%,平均值为27.59%。对于20#～22#主墩(φ3 600 mm),侧阻力分担比最大值37.18%,最小值17.99%,平均值为25.95%。

图5 钢护筒侧阻力分担比

3 钢管桩竖向承载性能数值分析

3.1 波动方程理论

圣维南于1865年分析了细长弹性杆件一端撞击后的应力传播规律,提出了著名的波动方程理论。Isaacs于1931年运用应力波理论描述打桩撞击应力波在桩中的传播过程，如图6所示，将一维波动方程考虑桩周阻力的参数R表示为

(1)

图6 桩单元受力示意图

打桩过程不确定性因素多,直接求解式(1)难以实现。Smith[13]于1960年利用差分法构建了锤-桩-土系统离散模型,简称Smith法，将锤、垫层、桩帽和桩作为质量-弹簧系统,用黏弹塑性模型描述桩身土阻力。锤为刚体W1、垫层为弹簧K1、桩帽W2。假设桩身为重块-弹簧小单元组成的可压缩的弹性体。在图7中,Wm表示桩身单元重量,m=3,4,…；Km表示弹簧刚度,m=1,2,…；Rm表示桩单元的土阻力,R12是桩尖土阻力。

图7 桩-锤-土系统离散学模型示意图

3.1.1 土阻力模型

如图8所示,采用理想弹塑性模型,计算桩周土/桩尖土静阻力。土发生弹性变形的最大弹性位移值为q。土体位移d大于q,产生极限静阻力,用Ru表示。土体静阻力计算式为

(2)

图8 土阻力模型示意图

土动阻力Rd服从牛顿黏滞定律,阻力与质点速度成正比,即

Rd=JvRs

(3)

式(3)中:J为阻尼系数；v为质点速度。

打桩土体阻力分为静、动阻力(Rs与Rd),可表示为

R=Rs+Rd

(4)

瞬时土动阻力Rd无静承载力贡献。桩侧、桩尖土分别为剪切、压缩变形,桩侧和桩端阻力参数取值不同。

3.1.2 垫层模型

垫层的应力-应变关系如图9所示,可知冲击力作用下,垫层变形沿直线OA。其中,A点卸载,沿AB恢复,残余变形为OB。E和Eu分别表示加载及卸载模量。垫层与锤和桩帽之间不传递拉力。△BAC与△OAC面积之比为卸载与加载能量比，即

(5)

图9 垫层应力-应变示意图

式(5)中：e为垫层恢复系数。滞后回线OABO包围的面积代表能量损耗。恢复系数e越大,能量损耗越小。

3.1.3 波动方程的数值解法

建立锤-桩-土系统离散力学模型,差分求解波动方程,计算打桩应力波的传播。桩身随时间间隔分成众多重块-弹簧空间小单元。假设位移、速度、力等在时间间隔内恒定。

Smith基本方程为

(6)

式(6)中：d为位移；v为速度；s为弹簧的压缩量；f为弹簧作用力；R为土阻力；g为重力加速度；n为时间间隔号；m为重块、弹簧和桩单元土阻力号。

初始条件t=0,位移、速度、加速度、弹簧力、土阻力为0。边界条件是锤心冲击速度,根据锤的额定能量计算锤的冲击速度。按时间间隔Δt逐步计算5个基本方程。

3.2 打桩分析

打桩分析的波动方程分析软件采用Grlweap,其成桩反演及承载力预测原理如图10所示。

图10 GRLWEAP软件承载力预测原理

Grlweap的分析类型包括以下3方面。

(1)承载图分析(bearing graph)：记录打桩过程中的沉降量和锤击数,然后使用承载图算桩体承载力,反之亦然。

(2)检测图分析(inspector’s chart)：不同锤落高水平下,承载力对应最小锤击数及桩中应力水平。

(3)可打入性分析(drivability)：可打入性分析能判断打桩系统性能,优化打桩系统。并且能分析计算打桩过程中桩身最大应力。

3.3 数值计算与检测结果对比分析

中马友谊大桥19#～23#主墩钢护筒作为永久结构,除参与主墩桩基础结构受力外,施工期还需承担钻孔平台等临时施工荷载,需评估钢护筒的承载力特征值。考虑相关理论、规范的缺乏,试桩加载试验成本高昂的情况,采用高应变动力检测方法分析各地层对应的桩侧摩阻力、桩端承载力及其分担比。

基于此,结合中马友谊大桥主墩钢护筒现场沉桩记录,采用基于波动方程的Grlweap分析软件进行沉桩过程反演,在锤击能量已知的条件下,通过调整桩端阻力来拟合锤击平均贯入度,得到中马友谊大桥19#～23#主墩35根钢护筒中的27根桩端阻力分布。Grlweap软件数值计算得到的承载力与高应变检测结果相关性较好,总承载力计算结果偏差基本均在10%以内,平均值为2.92%,侧阻力偏差平均值3.67%,端阻力偏差平均值3.15%,如图11所示。基于此,参照沉桩记录的Grlweap软件反演方法可作为承载力预测的一种手段。

图11 Grlweap数值计算与检测结果对比

分析中马友谊大桥19#～23#主墩35根钢护筒中的27根承载力分布特征,发现中等-强胶结礁灰岩地层可作为钢管打入桩的持力层,能提供一定桩端承载力。其侧阻力、端阻力分布特征,钢管打入桩以端承桩为主。

3.4 桩侧各土层摩阻力分布

如图12所示,未胶结珊瑚砾块混砂、砾砂混砾块地层桩侧摩阻力为7.5～14.2 kPa与文献[2]结论一致。标准贯入击数N平均范围为15～30击,所对应中密石英砂桩侧摩阻力标准值达50 kPa。

刘松玉[14]给出了沙特阿拉伯湾胶结砂、礁灰岩地质打入混凝土管桩的侧摩阻力超过32 kPa。为研究主墩钢管打入桩的侧摩阻力特性,对中马友谊大桥19#～23#主墩35根钢护筒中的27根在终锤前进行高应变动力检测,并根据施沉过程中的贯入度和桩锤能量进行沉桩过程反演,得到珊瑚礁地质各土层桩侧摩阻力。

总体来说,礁灰岩层的桩侧摩阻力大于砾砂混砾块层,一定埋深礁灰岩平均桩侧摩阻力大于40 kPa。桩侧摩阻力随地层深度、珊瑚礁的胶结程度增大而增加,例如,位于浅埋层的中等胶结礁灰岩的桩侧摩阻力明显小于弱胶结礁灰岩层。

图12 标准贯入击数N与桩侧摩阻力散点图

4 钢管桩竖向承载力设计方法

4.1 现有设计方法

根据《公路桥涵地基基础设计规范》,嵌岩桩端阻力、嵌岩段侧阻力、非嵌岩段侧阻力组成单桩轴向受压承载力容许值。其计算指标分别为岩石单轴饱和抗压强度、岩石饱和单轴抗压强度标准值及土侧阻力标准值。中马友谊大桥桩基工程中,礁灰岩中的钢管桩属于嵌岩桩,用规范计算得到的桩基承载力与实测值进行对比,结果如图13所示。

图13 竖向承载力对比

图14 端阻力、侧阻力分摊比

由图13可知，规范计算值远大于实测值,二者相差一个数量级。究其原因,发现采用岩石单轴饱和抗压强度计算岩石侧摩阻力导致了计算结果超大,而从实测钢管桩竖向承载力中端阻力和摩阻力的分摊比(图14)可知,侧阻力分摊比平均值仅为27.6%,因此不能采用单轴抗压强度计算岩石侧壁摩阻力。

4.2 竖向承载力计算方法改进

分析钢管打入桩规范计算结果与高应变检测结果差异大的原因,在于珊瑚礁灰岩结构脆性较大,在钢管桩打入过程中,礁灰岩结构会发生脆性破坏(图15),钢管桩与珊瑚礁颗粒形成了摩擦界面。因此,在计算嵌岩段侧阻力时不能用单轴抗压强度,应该用极限侧摩阻力标准值。基于此,重新对比新计算方法与实测值(图16),吻合较好。

图15 钢管打入桩桩侧礁灰岩破坏

图16 竖向承载力对比

5 结论

(1)钢管桩施打完成后,桩侧土体经过一段时间的恢复,其承载力有一定幅度的提升。对比GGZ1初打与休止期23 d后复打结果,GGZ1总承载力恢复系数为1.11,侧阻力恢复系数为1.187,端阻力恢复系数为1.016。

(2)基于Grlweap法,对中马友谊大桥主桥共计27根钢护筒进行高应变检测,对于19#、23#主墩(φ3 200 mm),侧阻力分担比最大值为39.33%,最小值为19.47%,平均值为27.59%；对于20#～22#主墩(φ3 600 mm),侧阻力分担比最大值为37.18%,最小值为17.99%,平均值为25.95%。

(3)珊瑚砾块混砂、砾砂混砾块地层钢桩侧摩阻力为10 kPa左右；中等-强胶结的礁灰岩地层钢桩侧摩阻力为40～60 kPa,地层分布深度以及胶结程度越高，侧摩阻力越大。

(4)中等-强胶结礁灰岩地层具较高抗压强度,能为临时结构打入桩基础的持力层提供较大桩端承载力。

(5)在现有理论和经验公式不足的条件下,采用高应变动力检测和Grlweap软件进行沉桩过程反演的方法可用于钢管桩竖向承载特性的分析和预测。