羅春雷，顧增海，喻威，劉健

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基于地基特性的雙作用液壓錘沉樁可打入性研究

羅春雷，顧增海，喻威，劉健

(中南大學高性能復雜制造國家重點實驗室，湖南長沙，410083)

針對錘擊沉樁過程中可打入性難以判斷的問題，對雙作用液壓錘在打樁過程中樁的可打入性判據(jù)進行研究?；陔p作用液壓錘的工作機理以及一維行波理論，推導錘擊力方程；基于地基土的地質特性，考慮沉樁過程中 樁?土相互作用，得到樁端位移與樁頂荷載迭代模型，推導出樁周阻力方程；根據(jù)沉樁機理，提出雙作用液壓錘錘擊沉樁的可打入性判據(jù)，并利用Matlab軟件對沉樁能力進行數(shù)值模擬計算，并進行現(xiàn)場試驗。研究結果表明：試驗結果與模擬結果中沉樁阻力相對誤差為6%~8%，錘芯落差相對誤差為4%~8%，表明本文數(shù)值模擬方法能很好地預測具體地質條件下液壓錘的沉樁能力，計算精度滿足工程應用，可為錘?樁?土系統(tǒng)的匹配提供依據(jù)。

雙作用液壓錘；地質特性；錘擊力；沉樁阻力；可打入性

樁基礎具有承力大、穩(wěn)定性強、沉降小等特點，廣泛應用于土木工程建設中[1?2]。液壓錘由于具有噪聲低、污染少、能效高和施工適用性強等優(yōu)點[3]，被廣泛地用于工業(yè)、民用建筑、道路、橋梁以及水中樁基施工，但目前人們對基于地質特性的液壓錘可打入性判據(jù)研究不多。在錘擊沉樁施工中，常常由于對樁的可打入性判定失誤，導致施工中樁無法下沉到設計深度，造成截樁、樁身壓屈和樁頭損壞；或樁己達到設計深度，而樁的貫入度仍然很大，不能滿足設計承載力要求。無論出現(xiàn)何種情況，都會延誤工期，增加施工費用和工程造價，嚴重時會導致重大的工程事故[4]：因此，開展液壓錘沉樁的可打入性分析研究，對于提高液壓錘沉樁施工效率以及優(yōu)化液壓錘設計具有重要指導意義。Erol等[5]忽略樁土相互作用，主要研究了動力打樁過程中基樁動力響應；王宏志[6]基于樁周土Smith理想彈塑性模型，得到了樁在土不同形變階段的位移及應變解析式；曹勝敏[7]基于樁?土耦合模型，對錘擊荷載下的基樁動力響應進行了分析；李廷等[8]通過錘?樁?土相互作用模型，研究了施工工藝參數(shù)對沉樁阻力的影響。人們對樁的可打入性進行研究時，均將樁側土體與樁端土體阻力模型視為理想彈塑性模型，與實際沉樁的情況差別較大，且均未對樁的可打入性具體條件進行研究。為此，本文作者基于樁側土體雙曲線模型以及樁端土體彈塑性模型[9]，利用數(shù)值分析方法對液壓錘錘擊力以及沉樁阻力進行研究，并提出液壓錘的可打入性判據(jù)，以便為液壓錘的設計以及錘?樁?土體系的匹配提供依據(jù)。

1 雙作用液壓錘沉樁機理

雙作用液壓錘以液壓能作為動力，舉起錘體，然后快速泄油，同時反向供油，使錘體加速下降，將樁體沉入土中。錘擊沉樁實質上是在樁錘體系自重和樁錘碰撞力作用下，基樁克服土體阻力向下運動[10]。當向下的力(包括基樁自重、錘擊力)與樁基所受的阻力與慣性力的合力大體相當時，樁體貫入就會變得困難，甚至無法下沉。液壓錘沉樁模型見圖1，其中，彈簧的彈性力表示樁周阻力。

2 雙作用液壓錘錘擊力算法

2.1 基本假定

液壓錘錘擊沉樁模型如圖1所示。為方便計算，進行如下假定：1) 錘體為剛性質量塊；2) 樁為一維線彈性桿件，忽略樁身阻抗變化；3) 樁墊為無質量的彈簧。

圖1 液壓錘沉樁模型

2.2 雙作用液壓錘錘擊力計算

雙作用液壓錘的打擊能量由重力勢能和液壓能轉化而來，其所具有的能量與液壓錘錘心質量、落距以及液壓力有關，能量表達式為

式中：t為雙作用液壓錘打樁能量；為液壓錘的效率系數(shù)；為錘芯質量；為重力加速度；為落高，為液壓力；為液壓缸有效作用面積；為液壓錘沖擊速度。當錘體以速度沖擊樁頭時，樁所獲得的沖擊力表示為[11]

根據(jù)式(2)可求得沖擊力的峰值0為

其中：

根據(jù)式(1)，(3)和(4)可得液壓錘的最大錘擊力可表示為

3 液壓錘沉樁阻力算法及樁的可沉入性判據(jù)

3.1 樁周土體模型

在預測樁的可打入性過程中，樁周土體力學模型的合理選擇極其重要?；跇秱韧馏w和樁端土體的變形與破壞機理不同，分別采用雙曲線模型、理想彈塑性模型描述樁側土體阻力和樁端土體阻力特性[12]。

3.1.1 樁側土體阻力模型

在錘擊沉樁時，樁側土的應力應變關系表現(xiàn)出明顯的非線性，試驗表明樁側摩阻力和剪切位移符合雙曲線方程[4]。考慮樁?土相互作用，單位樁側摩阻力f與樁身位移關系可表示為

式中：()為深度處樁?土間的剪切位移；s和s分別為樁端土和樁側土的荷載傳遞參數(shù)，根據(jù)文獻[13]，

3.1.2 樁端土體阻力模型

在錘擊沉樁中，樁端土體變形主要是壓縮，理想彈塑性模型能較好模擬樁端土體變形。忽略卸載階段，單位樁端阻力與樁身位移關系可表示為[14]

3.2 錘擊沉樁阻力數(shù)值算法

3.2.1 樁身軸力?位移關系微分方程

豎向荷載作用下，樁身上一微元體受力情況見圖4。其中：()為在深度處樁身微元體截面所受向下力；f為該微元體所受樁側阻力。

圖4 樁身微元體受力圖

根據(jù)力的平衡得

式中：l為樁的周長。微元體產生的彈性壓縮量為

式中：為樁身的彈性模量；z為樁身橫斷面面積。由式(6)，(10)和(11)得樁身荷載?位移關系的微分方程為

由(12)式得樁身荷載增量與位移增量的關系式為

3.2.2 樁身軸力?位移數(shù)值方法

在錘擊荷載作用下，樁穿過不同土層，見圖5。對于不同的土層，樁側、樁端所受阻力均不同。將進入土層的樁分為段，為保證計算精度，各土層的分界面亦為樁的分段分界面。假定在錘擊力作用下，樁端產生的位移為b，由式(9)得

b=zc(14)

式中：R為樁端阻力；為樁端土塞效應系數(shù)，當b/≥5時，；當b/≥5時，=0.8；A為樁的橫截面積；b為進入某一土層深度；為樁的外徑[15]。由式(6)得樁第段的單位側摩阻力為

由式(15)得第段的樁側摩阻力為

式中：ΔF為第段樁側阻力，即第段頂面的軸力增量；Δl為第段的長度。第段頂面處的樁身軸力為

根據(jù)式(14)和(17)計算第段的平均軸力為

以上計算假定樁側阻力沿樁身均勻分布，而在實際沉樁過程中，樁側阻力沿樁身的分布是變化的，而且樁身不同深度的位移不相同。將上述所得F，Δ和s代入式(13)得到ΔF′，然后通過式(17)~(20)對樁的第段進行迭代運算，將得到的ΔF′，F′，Δs′和s′分別與所得ΔF，F，Δ和s相比較，若前后2次計算結果不滿足精度要求(考慮到運算精度、時間以及結果否收斂的問題，前后2次結果增量的相對誤差小于5%即視為達到精度要求)，則利用新得到的數(shù)值繼續(xù)迭代，直到滿足精度要求為止。將得到的第段頂面的F和Δs，作為第(?1)段底面的樁身軸力和位移，然后進行與第段相同的迭代計算得到第(?1)段的樁身軸力和位移。依此類推，可以得到樁體在土層以下不同分段所對應的Δ，，Δ和。

3.2.3 液壓錘沉樁阻力計算

通過上述迭代計算，得在樁端位移b時樁身不同位置的樁側阻力Δn。由此得沉樁過程中樁側阻力之和為

式中：l為樁的周長；Δ為沉入土中每一段樁的長度；bn為第段頂面處樁端位移。根據(jù)式(12)和(19)得到當樁端位移為b時，錘擊沉樁的總阻力為

=a+b(22)

3.3 雙作用液壓錘沉樁可沉入性判據(jù)

當液壓錘錘擊力大于樁周沉樁阻力時，根據(jù)式(5)和(22)得到雙作用液壓錘沉樁的臨界可打入性的判據(jù)公式為

由式(23)得雙作用液壓錘質量、落高以及壓力與樁端貫入度b之間的關系。根據(jù)地質勘測報告、樁錘參數(shù)以及樁參數(shù)，利用式(23)可判斷液壓錘的錘擊力能否滿足樁在收錘條件時的極限沉樁阻力max，并以此來作為選擇合適液壓錘的依據(jù)之一。

4 液壓錘沉樁數(shù)值仿真研究及試驗驗證

為驗證可打入性判據(jù)公式的實用性，利用數(shù)值方法對地基土產生塑性破壞時的臨界沉樁阻力以及液壓錘落高進行模擬，選取地質條件相同的2個樁位進行錘擊試驗，然后對比分析模擬結果與試驗結果。

4.1 數(shù)值仿真研究

根據(jù)前面的數(shù)值算法，采用Matlab對珠海城市職業(yè)技術學院建筑施工工地的雙作用液壓錘沉樁的可打入性進行模擬仿真。

仿真采用的地質參數(shù)由施工現(xiàn)場的地質勘查報告提供，見表1。施工設備為湖南長沙湖昆工程機械有限公司生產的HK8型雙作用液壓錘，錘芯重力為 80 kN，最大落距為1.2 m，錘芯下落時液壓缸壓力為9.7 MPa，缸徑為150 mm，上、下桿徑分別為100 mm和110 mm，錘墊剛度為500 MN/m，錘擊效率為0.75；預應力管樁長為18 m，樁徑為800 mm，壁厚為130 mm，彈性模量為31.5 GPa，應力波傳播速度為4.0 km/s。錘擊沉樁的終錘位置主要根據(jù)設計標高及最后3錘貫入度來決定[16]，該工地樁的設計標高為18 m，樁端位移取10 mm(樁側土剪切破壞的極限位移，黏性土一般為6~12 mm，砂性土一般為8~15 mm；樁端土彈性極限為3.048 mm[14])。

圖6所示為樁的貫入深度與臨界沉樁阻力關系曲線。分析圖6可知：在樁貫入過程中，沉樁阻力隨貫入深度增大而逐漸增大，且在不同土層之間變化較大，入土深度12 m位置處尤為明顯。分析表1可知：第12 m處正好為黏土，土體物理參數(shù)變化大，導致沉樁阻力相差較大，數(shù)值模擬最大沉樁阻力為4.210 MN。

圖6 樁在不同貫入深度下臨界沉樁阻力

圖7所示為土體產生塑性破壞時的貫入深度與錘芯落高關系曲線。分析圖7可知：在樁貫入過程中，液壓錘落高隨貫入深度增大而逐漸增大；錘芯落高的變化趨勢與臨界沉樁阻力的變化趨勢非常相似，其也主要取決于土體物理參數(shù)，數(shù)值模擬最大落高為 0.78 m。

圖7 不同貫入深度下液壓錘的落高

圖8所示為樁打到18 m處時，錘芯落高與貫入度關系曲線。分析圖8可知：當樁貫入度小于3.048 mm時，液壓錘落高基本呈線性迅速增大；當樁貫入度在3.048~10.000 mm之間時，液壓錘落高隨貫入度增大曲線陡降；當樁貫入度超過10.000 mm時，液壓錘落高變化不大，此時樁周阻力發(fā)揮到最大，土體完全被破壞。

圖8 樁達到標高時落高與貫入度的關系

4.2 液壓錘可打入性試驗驗證

為驗證可打入性判據(jù)公式的實用性，選擇珠海城市職業(yè)技術學院施工工地的17號樁和19號樁進行打樁試驗，2個樁位的地質條件基本相同。打樁設備采用HK8型雙作用液壓錘，監(jiān)測設備采用PAX-8型的高應變打樁分析儀，輸入值采用不同貫入深度下的數(shù)值模擬落高。利用分別安裝在樁端與樁身處的加速度傳感器和應變傳感器，測得加速度與應變信號，通過PDA軟件對信號處理生成沉樁阻力、貫入度等信息，見表2和表3。

表2所示為貫入深度與錘擊阻力以及液壓錘落高。分析表2可知：液壓錘落高和沉樁阻力隨樁貫入深度增大而逐漸增大，但并非均勻遞增，這與不同土層之間土體參數(shù)不同有關；17號樁與19號樁實測與模擬的落高相對誤差為6%~8%，沉樁阻力相對誤差為5%~8%，精度均滿足工程精度要求。

表2 貫入深度與錘擊阻力以及液壓錘落高

表3所示為樁打到18 m時，貫入度與液壓錘落高。分析表3可知：錘芯落高隨貫入度增大也逐漸增大；當貫入度b≤3 mm時，錘芯落高階躍性很大；當b≥10 mm時，錘芯落高變化很小，樁周土體視為完全被破壞；17號樁與19號樁實測與模擬的落高相對誤差為4%~8%，滿足工程精度要求。

表3 貫入度與液壓錘落高

對比以上模擬結果與試驗結果可知：貫入度與液壓錘落高的數(shù)值計算精度均滿足沉樁施工中的工程要求，所以，本文研究方法能應用于實際打樁工程的可打入性預測，并可為選擇合適的液壓錘設備、確定沉樁工藝及控制參數(shù)提供依據(jù)。

5 結論

1) 根據(jù)地質特性及錘擊沉樁機理，基于樁側土體雙曲線阻力模型和樁端土體理想彈塑性阻力模型，對雙作用液壓錘沉樁的可打入性進行研究，得到液壓錘沉樁的可打入性判據(jù)公式。通過錘擊力數(shù)值模擬計算以及錘擊試驗驗證，結果顯示，理論結果與試驗結果中沉樁阻力相對誤差為6%~8%，錘芯落差相對誤差為4%~8%，滿足工程精度要求。該理論方法可用于樁的可打入性預測分析。

2) 雙作用液壓錘落高與樁端貫入度呈正相關。當液壓錘落高使樁周土體發(fā)生完全破壞后，相對較小的落高得到較大貫入度，此時得到最大沉樁阻力。

3) 數(shù)值模擬方法基于地質參數(shù)計算，如果要準確獲得計算結果，則需參考準確的地質勘查報告。由于地基土中各土層物理參數(shù)各不相同，在各層分界面處其落錘高度與錘擊阻力變化較大，本文僅針對落高進行了仿真研究，在選錘過程中應同時考慮錘重與液 壓力。

[1] Fan Z, Wang Y, Xiao H, et al. Analytical method of load-transfer of single pile under expansive soil swelling[J]. Journal of Central South University of Technology, 2007, 14(6): 575?579.

[2] Yang X, Zou J. Displacement and deformation analysis for uplift piles[J]. Journal of Central South University of Technology, 2008, 15(3): 906?910.

[3] 胡均平, 郭勇, 張政華, 等. 液壓打樁錘主控閥換向性能的動態(tài)特性分析[J]. 中南大學學報 (自然科學版), 2012, 43(7): 2622?2628. HU Junping, GUO Yong, ZHANG Zhenghua, et al. Dynamic analysis of main control valve reversing performance for hydraulic pile hammer[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2012, 43(7): 2622?2628.

[4] 劉潤, 禚瑞花, 閆澍旺, 等. 動力打樁一維波動方程的改進及其工程應用[J]. 巖土力學, 2004, 25(11): 383?387. LIU Run, ZHUO Ruihua, YAN Shuwang. Apply of improved wave equation method to practical ocean piling engineering[J]. Rock and Soil Mechanics, 2004, 25(11): 383?387.

[5] Erol H, Gürg?ze M. Longitudinal vibrations of a double-rod system coupled by springs and dampers[J]. Journal of Sound and Vibration, 2004, 276(1): 419?430.

[6] 王宏志. 沖擊荷載作用下樁的縱向和橫向動力響應[D]. 杭州: 浙江大學建筑工程學院, 2001: 35. WANG Hongzhi. Analysis of vertical and horizontal response of pile to impulse force[D].Hangzhou: Zhejiang University. College of Civil Engineering and Architecture, 2001: 35.

[7] 曹勝敏. 高樁碼頭樁豎向荷載下靜動力學行為研究[D]. 成都: 西南交通大學土木工程學院, 2008: 77?92. CAO Shengmin. Research on static-dynamic mechanical behaviors of pier pile under vertical load[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University. School of Civil Engineering, 2008: 77?92.

[8] 李廷, 何繼善, 徐振華, 等. 特大型組合式高應變動力試樁重錘[J]. 中南大學學報(自然科學版), 2008, 39(5): 1112?1118. LI Ting, HE Jishan, XU Zhenhua. Special large-scaled and knockdown hammer in high strain dynamic pile test[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2008, 39(5): 1112?1118.

[9] Carrubba P. Skin friction on large-diameter piles socketed into rock[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1997, 34(2): 230?240.

[10] 張偉, 王娜娜, 徐艇. 淺析柴油錘海上打樁效果的相關影響因素[J]. 港工技術, 2012, 48(6): 38?41.ZHANG Wei, WANG Nana, XU Ting. Analysis of relevant factors affecting offshore piling by diesel hammer[J]. Port Engineering Technology, 2012, 48(6): 38?41.

[11] 王仕方, 陳仁朋, 陳云敏. 預制樁可打性的分析[J]. 浙江大學學報, 2004, 37(6): 657?663. WANG Shifang, CHEN Renpeng, CHEN Yunmin. Study on pile drivability with a simplified method[J]. Journal of Zhejiang University, 2004, 37(6): 657?663.

[12] 閆澍旺, 陳波,禚瑞花.樁周土體靜阻力模型研究及在打樁中的應用[J]. 水利學報, 2003, 10(4): 101?107.YAN Shuwang, CHEN Bo, ZHUO Ruihua. Study on static resistance model of soil around pile and its applications in piling[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2003, 10(4): 101?107.

[13] 張乾青.軟土地基樁基受力性狀和沉降特性試驗與理論研究[D]. 杭州: 浙江大學建筑工程學院, 2012: 80?82. ZHANG Qianqing. Test and theoretical study on bearing capacity behavior and settlement of pile in soft soils[D]. Hangzhou: Zhejiang University. College of Civil Engineering and Architecture, 2012: 80?82

[14] 陳久照, 溫振統(tǒng), 李廷, 等. 高應變動力試樁中重錘-樁-巖土沖擊響應的理論研究[J]. 土木工程學報, 2007, 40(5): 53?60. CHEN Jiuzhao, WEN Zhentong, LI Ting. A theoretical study on the impulse response of hammer-pile-soil system in high strain dynamic pile test[J]. China Civil Engineering Journal, 2007, 40(5): 53?60.

[15] 張雁, 劉金波. 樁基工程[M]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2009: 211. ZHANG Yan, LIU Jinbo. Pile foundation[M]. Beijing: China Building Industry Press, 2009: 211.

[16] 李永生, 李瑞珍.軟土地區(qū)預應力管樁收錘標準的確定[J].巖土工程, 2002, 5(12): 40?45. LI Yongsheng, LI Ruizhen. The determination of ceasing driving standard of pre-stressed tubular pile in soft soil[J]. Geotechnical Engineering, 2002, 5(12): 40?45.

Drivability of piles by double-process hydraulic hammer based on geological characteristics

LUO Chunlei, GU Zenghai, YU Wei, LIU Jian

(State Key Laboratory of High Performance Complex Manufacturing, Central South University, Changsha 410083, China)

To solve the problem that the drivability of the piles is difficult to judge during hammering pile, the criterion of the drivability of piles using double-process hydraulic hammer was studied. Based on the working mechanism of double-process hydraulic hammer and one-dimensional wave theory, hammering power equation was presented. According to the geological characteristics, piling resistance equation was developed considering pile-soil interaction. On the basis of pile sinking mechanism, the criterion of the drivability of piles using double-process hydraulic hammer was provided, and the numerical simulation for drivability was carried out using Matlab. Finally, field experiment studies were carried out. The results show that the relative error between the experimental results and theoretical calculation results of piling resistance is 6%?8%, and that of height of hammer in different depths is 4%?8%, which shows that the numerical simulation method is a good way to predict the drivability of the piles during hammering pile based on the geological characteristics, the simulation precision meets the need of engineering practices, and it can provide foundation for matching hammer-pile-soil system.

double-process hydraulic hammer;geological characteristics; hammering power; piling resistance; drivability of piles

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.10.015

TU67

A

1672?7207(2015)10?3663?07

2014?10?19；

2014?12?22

國家高技術研究發(fā)展計劃(863計劃)項目(SS2012AA041805)；湖南省自然科學基金資助項目(13JJ5008)；高性能復雜制造國家重點實驗室自主課題(zzyjkt2014-08)(Projects (SS2012AA041805) supported by the National High Technology Research and Development Program (863 Program) of China; Project (13JJ5008) supported by the National Natural Science Foundation of Hunan Province; Project (zzyjkt2014-08) supported by Independent Subject of High Performance Complex Manufacturing of State Key Laboratory)

羅春雷，博士，副教授，從事機電液系統(tǒng)控制集成及振動研究；E-mail：luoclok@163.com

(編輯 陳燦華)