王 湛，呂述暉

（1.廣州市中心區(qū)交通項目領導小組辦公室，廣東 廣州 510030；2.中交四航工程研究院有限公司，廣東 廣州 510230）

0 引 言

振動錘沉樁是目前鋼板樁施工最常采用的工藝，其具有沉樁效率高、適用性強、環(huán)境振動相對較小、機動性強等優(yōu)點。振動錘沉樁研究可追溯到 20 世紀 30 年代，最早被前蘇聯(lián)和德國應用于板樁的沉樁施工，并從 60 年代開始逐漸得到廣泛應用。振動錘沉樁過程中，樁周土體發(fā)生振動液化同時受迫振動過程中土顆粒之間的相互作用力被一定程度抵消，土阻力降低，樁體沉入地基土中。由于振動沉樁依賴于振動過程對土阻力的有效消減作用，通常認為其較適合于砂質地基和黏土質地基中的沉樁施工，已有關于振動錘沉樁的工程案例［1-2］以及研究成果［3-4］同樣多數(shù)針對砂質地基和黏土質地基，對于風化巖層，一般認為采用振動錘沉樁相對較為困難，工程經(jīng)驗和研究均較缺乏。

此外，鋼板樁橫向剛度相對較小，沉入風化巖層這類較堅硬地層時，可能由于施加的沉樁力較大出現(xiàn)如下問題：樁身應力水平較高，鋼板樁發(fā)生變形破壞或者咬合鎖口脫開；鋼板樁橫向振動明顯，環(huán)境影響大，沉樁效率降低。上述問題最終將影響鋼板樁的成樁質量。

鑒于此，本文考慮不同能量大小的振動錘，通過數(shù)值計算對比分析風化粉砂巖類地層中鋼板樁的沉樁入土深度、貫入度、樁身應力等沉樁參數(shù)，為振動錘選型及沉樁工藝優(yōu)化提供依據(jù)，保障成樁質量。

1 工程概況

廣州如意坊放射線是廣州市內環(huán)路七條放射線之一，一期工程位于廣州市荔灣區(qū)，北起內環(huán)路如意坊立交，經(jīng)如意坊隧道過江后與芳村大道相接，止于芳村大道，與芳村大道成 T 型交叉。主線全長 2 394.834 5 m，由主線隧道、兩端連接線道路及如意坊立交組成。隧道主線全長 1 511 m，其中岸上段 893 m，沉管段 618 m。本工程黃沙端圍堰采用組合圍堰支護體系（隔水圍堰+堰內基坑支護），具體圍堰支護結構為雙排鋼板樁圍堰+（堰內帶鎖扣鋼管樁+多道內支撐）體系。

圍堰支護鋼板樁擬采用振動錘沉樁，設計要求鋼板樁進入強風化或中風化粉砂巖類持力層一定深度。本文針對風化粉砂巖類地基中鋼板樁振動沉樁可行性問題進行分析。

2 鋼板樁、地質及振動錘計算參數(shù)取值分析

2.1 鋼板樁計算參數(shù)取值分析

本工程采用拉森IV型鋼板樁，其斷面參數(shù)如表1 所示。

表1 拉森 IV 鋼板樁斷面參數(shù)

考慮鋼板樁入風化巖深度、入土深度越大，沉樁愈困難，選取黃沙端圍堰支護橫斷面 B-B 外側（1#）（見圖1）、橫斷面 D-D 內側（2#）（見圖2）的鋼板樁作為典型分析對象，對應的鋼板樁設計參數(shù)如表2 所示。

圖2 黃沙端圍堰支護橫斷面 D-D（2#鋼板樁）（單位：mm）

2.2 地質參數(shù)取值分析

根據(jù)圖1 和圖2 的地質剖面，并參考工程勘察資料及工程設計說明列出的土層分類及物理力學參數(shù)，確定 1# 和 2# 鋼板樁的主要分析地質參數(shù)分別如表3 和表4 所示。

鋼板樁沉樁過程中，除受到樁周土層的動土阻力外，鋼板樁之間鎖口咬合產生的阻力也是影響其沉樁可行性的重要因素，影響咬合阻力的因素包括鎖口摩阻力、鎖口幾何形狀和尺寸、鎖口制造誤差、鎖口內充填土顆粒、沉樁工藝等。盡管沉樁時通常采用預涂潤滑劑減少鎖口摩擦，但鎖口咬合阻力仍然存在，且咬合阻力值尚未有確定的計算方法。國外 Ferron 和 Vanden Berge 等依托鋼板樁生產廠商 ProfileARBED 積累試驗數(shù)據(jù)建議鋼板樁鎖口咬合阻力取值為 1～20 kN/m。當然，由于鋼板樁施工精度不夠、制造誤差較大、變形等極端工況，鎖口咬合阻力可能遠大于上述建議值，導致沉樁困難。本次分析，鎖口咬合阻力僅考慮一般情況，分別取如下兩種工況進行對比計算。

表2 鋼板樁設計參數(shù)

表3 1# 鋼板樁的主要分析地質參數(shù)

表4 2# 鋼板樁的主要分析地質參數(shù)

工況1：鎖口咬合阻力取 1 kN/m，即正常鎖口咬合，但咬合阻力較?。ㄏ鄬τ跇秱韧聊ψ枇Γ?/p>

工況2：鎖口咬合阻力取 20 kN/m，即正常鎖口咬合，但咬合阻力較大（相對于樁側土摩阻力）。

2.3 振動錘參數(shù)分析

考慮不同的錘能量，振動錘參考采用 HMC 13+200、HMC 51+335、APE 100 三種錘型，具體錘參數(shù)如表5 所示。

3 分析方法原理

振動錘沉樁可行性的分析模型主要可以分為以下幾類：①力平衡模型；②能量平衡模型；③動量守恒模型；④運動規(guī)律的積分模型。相較于前 3 類，基于運動規(guī)律的積分模型能夠較好地考慮復雜錘-樁-土體系的耦合振動，模擬振動錘沉樁全過程，主要包括 Vibdrive 模型、Karlsruhe 模型、Vipere 模型、縱向一維振動模型[5]。其中，前 3 種模型一般假設樁為剛體，而縱向一維振動模型將樁簡化為一維粘彈性桿件，與實際樁體運動響應更為相符。本文分析計算采用美國 PDI 公司的 GRLWEAP 樁基可打性分析程序，該程序基于縱向一維振動模型模擬振動錘沉樁過程樁的動力響應行為。樁周土對樁的作用則分為兩部分：靜土阻力部分采用 Smith 方法模擬，相當于彈塑性模型；動土阻力部分 Smith-viscous 模型模擬，即考慮動土阻力與極限靜土阻力和振動速度的乘積成正比，比例系數(shù)為 Smithviscous 土阻尼系數(shù)。根據(jù) PDI 公司的分析參數(shù)取值建議，對于不同土性，分析計算涉及的土彈限、土 Smithviscous 阻尼系數(shù)取值如表6 所示。

表5 分析振動錘參數(shù)

表6 土彈限、土Smith-viscous阻尼系數(shù)取值

已有研究表明，振動沉樁的機理可解釋為兩方面：①樁體振動帶動土體振動并產生一定程度液化效應降低土阻力；②樁體振動帶動土顆粒豎向振動，土顆粒間的相互作用力與振動力抵消，土阻力減弱。無論振動沉樁過程中樁-土體系如何反應，宏觀上即表現(xiàn)為土阻力的衰減效應，反之也即沉樁后土阻力的恢復效應。對于端土阻力，振動沉樁過程一般不考慮衰減效應，但對于水位以下的砂土，恢復系數(shù)可取為 2.0。對于風化粉砂巖類，考慮土阻力衰減較小（液化可能性低、土顆粒膠結強），對于強風化砂巖側土阻力恢復系數(shù)取 1.2，對于中風化砂巖側土阻力恢復系數(shù)取 1.1。

表7 1# 鋼板樁計算結果

表8 2# 鋼板樁計算結果

4 分析結果數(shù)據(jù)

根據(jù)上述錘-樁-土參數(shù)分工況 1 和工況 2 計算得到 1# 和 2# 鋼板樁的沉樁參數(shù)分別如表7 和表8 所示。

根據(jù)美國休斯敦大學 Rao 的試驗研究成果，采用振動錘沉樁，沉樁的難易程度可根據(jù)其貫入速率vp（mm/s）劃分：vp＜22 mm/s，沉樁較難；60 mm/s＞vp＞22 mm/s，沉樁相對容易；vp＞60 mm/s，沉樁容易。根據(jù)歐洲板樁技術協(xié)會手冊，振動錘沉樁貫入速度一般不應低于 8 mm/s。由上述判斷依據(jù)并結合表8 和表9 分析可知。

1）兩種工況下 1# 鋼板樁和 2# 鋼板樁采用 HMC 13+200 振動錘（150 kW）均無法沉樁至設計樁底標高。

2）工況 1 下，1# 鋼板樁（設計要求入強風化粉砂巖類 3 m）采用 APE 100（200 kW）和 HMC 51+335（250 kW）可沉樁至設計樁底標高；工況 2 下，1# 鋼板樁采用 APE 100（200 kW）無法沉樁至設計樁底標高，采用 HMC 51+335（250 kW）可沉樁至設計樁底標高。

3）工況 1 下，2# 鋼板樁（設計要求入中風化粉砂巖類 1.5 m）采用 APE 100（200 kW）和 HMC 51+335（250 kW）無法或很難沉樁至設計樁底標高；工況 2 下，2# 鋼板樁采用 APE 100（200 kW）和HMC 51+335（250 kW）無法沉樁至設計樁底標高。

4）1 # 鋼板樁和 2# 鋼板樁采用 HMC 51+335（250 kW）振動錘沉樁均可進入強風化粉砂巖類層一定深度，但此時樁身承受的軸向動荷載較大（最大壓應力 123~196 MPa）。由鋼板樁自由段屈曲臨界壓力隨自由段長度的變化規(guī)律可知，鋼板樁較長導致泥面以上仍有較長的自由段時，鋼板樁橫向剛度偏小，鋼板樁橫向穩(wěn)定性風險較大。

5 結論及建議

1）采用振動錘在風化粉砂巖類持力層施打鋼板樁時，鋼板樁能夠進入一定深度持力層，但所需的振動錘能量較一般的黏性土和砂性土明顯增大。分析振動沉樁可行性時應考慮錘參數(shù)于樁土參數(shù)的匹配程度。

2）對于鋼板樁這類橫向剛度相對較小的樁，當導向架至振動錘之間的自由段長度較長時，不僅要考慮沉樁力足以克服土阻力，還應考慮沉樁力過大導致的橫向失穩(wěn)風險，已有研究表明，即使尚未發(fā)生屈曲失穩(wěn)，但沉樁力過大導致鋼板樁的橫向振動將很大程度降低沉樁效率，同時引起更為顯著的環(huán)境振動。

3）設計入土深度范圍內 ⑤2b為碎塊狀強風化粉砂巖類，沉樁過程局部較完整巖塊可能導致板樁偏移變形及沉樁困難。