振动锤击对钢管桩抗压承载特性影响的现场试验研究

曾英俊 包晨茜 李卫超，*

振动锤击对钢管桩抗压承载特性影响的现场试验研究

曾英俊1包晨茜2李卫超2，*

（1.上海城建市政工程（集团）有限公司，上海 200065； 2.同济大学土木工程学院，上海 200092）

基于上海地区某工程中现场足尺试桩试验结果，针对常规液压振动锤和免共振液压振动锤沉贯的开口钢管桩，开展了抗压极限承载特性及对应的承载力预测方法研究。通过对静载试验实测数据和部分规范提出的桩基抗压极限承载力预测结果进行比较发现：桩基实测承载力小于按照上海规范推荐的预制桩承载力计算方法预测得到的振沉钢管桩抗压极限承载力。其中对于上海地区典型的黏性土中的休止期为40天左右的钢管桩，振沉施工导致的承载力折减约为30%，而振沉施工对以砂性土为持力层的休止期为59天的钢管桩承载特性影响相对较小，故应在振沉钢管设计中考虑振动沉桩对桩基抗压承载特性的影响。此外，沉桩结束休止40天后，实测免共振锤沉桩承载力较常规液压振动锤施工的钢管桩承载力低约11%，这很可能是不同振动锤沉贯钢管桩过程中对桩周土体的扰动差异所致，因此应进一步研究不同振动锤沉贯钢管桩过程对桩周土体扰动及土阻力的影响。

振动锤， 钢管桩， 现场试验， 抗压承载特性， 承载力

0 引 言

随着城市建设的快速发展，不少城市道路的运输能力已无法满足通行需求，亟待改造。预制钢管桩因其承载能力高、桩身质量好、施工方便等优点，在各类建（构）筑物的基础选型中颇受欢迎。其施工方法主要包括静压法、锤击法和振动沉桩法，其中静压法［1-2］施工是通过庞大的反力装置将桩压入地基，虽施工过程无噪声污染，但施工速度慢、压桩设备与配重体积庞大笨重，不利于市区施工；锤击沉桩［3-4］是通过锤芯连续撞击产生作用在桩顶的冲击力、驱使桩基贯入地基，噪音大、挤土效应强，市区施工条件不满足；而振动沉桩［5-6］则是通过高速旋转的偏心轮使振动锤产生作用于桩头往复作用的激振力，具有设备轻便、施工效率高且对环境影响较小等优点，逐渐在城市道路改造工程中得到关注并推广应用［7-9］，并取得了较好的效果。为更好地适应市区沉桩施工的需求与环境要求，在常规液压振动锤的基础上，研发了免共振型振动锤。二者具有诸多共性，仅在启动和停机两个阶段存在差异［10］。

然而，在当前实际工程中，出现了部分振沉桩实测抗压承载力达不到设计要求的问题，例如嘉兴某市政项目中振沉桩休止期达60天时的承载力仍低于设计值。国外已开展了相关研究，并给出了为确保振沉钢管桩承载力满足设计要求，需在沉至设计标高前换用锤打工艺，锤沉至设计标高的建议［11］。目前《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTG 3363—2019）［12］（后文中简称“公路规范”）和《铁路桥涵地基和基础设计规范》（TB 10093—2017）［13］（后文中简称“铁路规范”）均提出了针对振沉桩竖向抗压承载力的修正建议。而上海地区规范《地基基础设计标准》（DGJ 08-11—2010）［14］（后文中简称“上海规范”）并未针对振沉开口钢管桩提出明确的设计建议。因此开展上海地区振沉桩竖向抗压承载力的试验研究，并比较各规范对振沉桩抗压承载力预测的准确性，显得尤为必要。

本文依托上海某沿江通道越江隧道工程，对三根采用不同振沉设备施工的钢管桩进行竖向抗压承载力静载试验，讨论了公路和铁路规范以及上海规范方法预测得到的振沉钢管桩抗压承载力值与工程实测值的差异，并对比了使用不同振动锤设备施工的桩基抗压承载力差异，以供后续类似工程参考。

1 现场试验

上海沿江通道越江（江杨北路至牡丹江路）工程位于宝山区中部，呈东西走向，西起江杨北路，接现状G1501，东接G1501越江段，全长约3.89 km。高架主线等级为高速公路、建设规模为双向6车道，同济路道路等级为城市快速路，双向6车道，富锦路地面辅道等级为城市主干道，双向4快2慢。本工程桥梁主要为新建高架道路。主线高架桥梁一般采用门墩形式，上部结构主要采用预制小箱梁，标准桥宽32 m，基本跨径为30 m，跨路口跨径放大至40～60 m，采用钢-混凝土叠合梁。其中富锦路（牡丹江路～同济路区段）高架桩基采用开口钢管桩。此次试验桩基为富锦路（牡丹江路至同济路区段）钢管桩基础，试桩位置如图1所示。

图1　试验场地位置

1.1　场地条件

通过在试桩周围开展原位静力触探试验以及对钻孔得到的土样进行室内土工试验，结合上海地层情况及附近地区工程经验［15-16］，得到桩基设计参数以及试桩处静力触探试验结果分别如表1和图2所示。

1.2　现场试桩

表 1　 各土层物理力学性质指标

本次试验共选取了3根开口钢管桩，编号为SZ1、SZ2、SZ3。其中SZ1和SZ2桩径均为0.9 m，桩长为46 m（入土长度），分别采用常规液压振动锤55NF和免共振液压振动锤50RF完成沉桩，桩基持力层为⑤31粉质黏土夹粉砂。SZ3桩径为0.7 m，桩长为69.5 m（入土长度），分上下两段通过免共振液压振动锤70RF完成沉桩，桩基持力层为⑦2灰色粉细砂。具体桩基参数以及沉桩设备参数分别如表2和表3所示。沉桩结束后对三根试桩各进行一次加载，试桩休止期如表2所示，静载荷试验现场试验照片如图3所示。

表2　 试桩几何参数

表3　 桩锤参数

图3　试验场地照片

1.3　试验结果

本项目三根试桩静载试验的荷载沉降曲线如图4所示。依据当前规范，通过静载试验确定试桩抗压极限承载力的方法有以下三种：

图4　静载试验得到的桩头荷载沉降曲线

（1） 取曲线发生明显陡降的起始点对应荷载值；

（2） 取-lg曲线尾部出现明显向下弯曲的前一级荷载值；

（3） 经24 h尚未达到试桩沉降相对稳定时，取前一级荷载值。

由于试桩SZ1和SZ2的桩头曲线均出现了明显的陡降，因此桩的极限承载力取陡降段开始时荷载大小；而SZ3在试验施加最大荷载下仍未出现明显陡降，本文认为极限承载力为最大施加荷载。综上，三根试桩的静载试验成果如表4所示。

表4　 静载试验成果

由表4可知，SZ1和SZ2桩顶回弹量几乎相等，均为22 mm左右，约占桩径的2.4%；但当桩头施加最大荷载为4 000 kN时，SZ2的总沉降量比SZ1大25.6%，且根据规范确定的SZ2极限承载力约为SZ1的89%。而由图2可知，SZ1和SZ2的地层条件相近，可见沉桩设备不同会引起桩基竖向抗压承载力的差异，即沉桩结束40天后，免共振液压振沉桩承载力略低于常规液压振沉桩。SZ3桩长较长，且桩端持力层位于砂土层，桩头回弹量较大，其中回弹率约为55.4%，可认为，相比于SZ1和SZ2，在最大加载情况下，桩头沉降变形中桩身弹性压缩占比更大。

2 规范设计方法

目前上海规范仅给出预制桩桩周各土层极限侧摩阻力和桩端阻力推荐值，并未明确考虑振动、锤击、静压等施工工艺对预制桩承载力的影响。而当前规范中仅公路规范和铁路规范，指出除砂土地基中振沉桩周土阻力会略有增高外，其他地层情况下振沉桩承载力均不同程度地低于相同条件下锤击和静压桩周土阻力值，进而通过引入振沉影响系数考虑振动沉桩对桩侧阻和端阻力的影响。故本次研究对上海规范以及公路和铁路规范进行了总结。

2.1　上海规范

上海规范［15］针对预制钢管桩承载力设计值的估算给出了式（1），其中p是桩的横截面周长，l是第层土的桩身长度，p是桩端横截面积，q是第层土的极限侧摩阻力标准值，r是极限端阻力标准值，可根据表1确定；s和p分别为侧摩阻力和端阻力分项系数，可根据式（2）计算端阻比p后查表5确定。

表5　 γs和γp的取值（上海规范）［15］

2.2　公路及铁路规范

针对振动沉桩工艺，在静压桩和锤击桩设计方法的基础上，公路规范［13］和铁路规范［14］引入了振沉影响系数α和α分别考虑振动沉桩对各土层桩侧摩阻力和桩端阻力的影响。影响系数值与土性和桩径有关，见表6。在预测振沉桩竖向抗压承载力时，应根据各层土性，将极限摩阻力和端阻力乘以表中对应修正系数，通过式（3）计算。

表6　 公路与铁路规范中振动沉桩影响系数αi和αr［13-14］

由表6给出的影响系数推荐值可见，公路和铁路规范认为，土体黏性越强，桩基直径越大，振动沉桩工艺导致的桩基承载力折减越大；土体砂性越强，桩基直径越小，振动沉桩工艺对桩基承载力的影响与静压桩和锤击桩相似。对于砂土中直径小于0.8 m的桩基，其振沉影响系数可以达到1.1，也就是说，相同条件下，砂土地基中振沉桩周土阻力可能会高于静压桩或锤击桩周土阻力。究其原因很可能是施工时的振沉作用使砂土层振密，内部空隙减小，桩土界面摩阻力提高。而黏土渗透性低、土体排水性差，沉桩过程中孔隙水压力上升，且消散较慢，土体强度减小较明显，桩土界面摩阻力折减明显。

3 分析与讨论

本文选用两种方法针对三根试桩的承载力进行计算：一是依据上海规范［15］推荐的预制桩计算方法，二是考虑公路和铁路规范［13-14］给出的影响系数的上海规范修正方法。结合表1和图2中的数据，计算得到的三根试桩的抗压承载力，结果汇总于表7并绘制对比图，见图5。在承载力计算中，桩身摩阻力仅考虑了外侧摩阻力，即作用在桩基外表面积的土阻力；桩端阻力计算时则取桩端总面积。通过规范预测值和实测桩基承载力值的对比可以看出：

（1） 休止期为39～59天时根据静载试验确定的试桩极限抗压承载力均小于上海规范的计算值，其中SZ1、SZ2计算结果与实测值偏差较大，分别达到了36%和58%。而通过引入铁路和公路规范提出的振动沉桩对桩侧摩阻力和端阻力的影响系数，SZ1和SZ2计算得到的单桩极限抗压承载力与实测值偏差明显减小，最大偏差不超过10%。由此可知，忽略振沉工艺对桩土作用力的影响是当前上海规范高估振沉钢管桩竖向抗压承载力的主要原因；合理考虑振动沉桩过程对桩土作用力的影响可以有效提升当前规范方法在预测振沉钢管桩抗压承载力时的可靠性。

表 7　 静载实测与规范预测桩基极限承载力对比表

图 5　预测结果与实测结果对比

and predicted results

（2） 对于持力层以黏性土为主的SZ1和SZ2，采用公路和铁路规范计算得到的修正后抗压承载力与上海规范抗压承载力之比为0.69；而对于持力层为粉细砂的SZ3，该比值为0.83。与SZ1和SZ2相比，SZ3实测承载力比公路铁路规范修正后计算承载力大13%，而仅比上海规范未修正的计算承载力小5%。究其原因有二：一是SZ3对应的休止期更长（59天），其承载力恢复得更为明显；二是振动沉桩对砂土层侧阻力和端阻力的影响较粘土层的小，进一步说明了公路和铁路规范引入振沉修正系数具有一定的合理性。

（3） SZ1与SZ2土层分布较为接近，如采用规范计算得到的承载力结果十分接近，相差仅3%左右，表明二者土层摩阻力相近。但采用常规液压振动沉桩的SZ1比采用免共振液压振动沉桩的SZ2在相近的休止期为40天时的实测抗压承载力大11%。这可能与免共振沉桩过程中导致的桩周土体扰动程度有关，进而导致沉桩完成后承载力增长有一定的差异。因此在后续针对振沉桩的研究中应考虑振沉设备对桩基承载特征的影响。

4 结 论

本文基于上海沿江通道越江工程中三根振沉钢管桩现场试验结果，针对上海规范、公路规范和铁路规范关于单桩竖向抗压极限承载力的计算方法，对振动沉贯钢管桩的抗压承载特性和承载力预测方法进行了探究，得到的主要结论如下：

（1） 现场桩基试验实测结果表明，对于上海地区典型土层中未进入⑦2层粉细砂的桩基，由振沉施工导致的承载力折减约为30%；而对于以⑦2层粉细砂为持力层的桩基，由振动施工导致的影响更小，承载力恢复也较为明显，与上海规范计算值也更加接近。

（2） 针对振动锤施工的钢管桩，依据上海规范预测的极限承载力与桩基静载试验获得的实测值偏差较大；而采用公路规范和铁路规范的振沉影响系数修正后，预测结果与实测值间偏差均小于15%，因此桩基承载力计算与设计中应考虑振动沉桩对桩土作用力的影响。

（3） 相比于常规液压振动锤，通过免共振液压振动锤施工的钢管桩承载力略低，产生这一现象的主要原因可能是不同类型的振动施工时导致的桩周土体扰动也存在一定的差异，从而使作用在桩身的土阻力不同。因此，应进一步研究不同振沉设备沉桩时桩土作用机理与特征以及对应的分析与设计方法。

（4） 相比于休止期为59天的试桩实测和计算承载力偏差值，休止期为40天的试桩承载力偏差值明显偏大，即休止期越长，实测承载力与规范计算值越接近。可见，休止期是影响振沉桩承载特性的另一个重要因素。

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Vibratory Hammers Effect on the Compression Response of Steel Pipe Piles： Filed Test Based Study

ZENGYingjun1BAOChenxi2LIWeichao2，*

（1.Shanghai Urban Construction Municipal Engineering（Group） Co.，Ltd.， Shanghai 200065， China； 2.College of Civil Engineering，Tongji University， Shanghai 200092， China）

Based on the results of full-scale field tests on three open-ended steel pipe piles driven with vibratory hammers in Shanghai， axial response to compression and design methods were investigated for these test piles. Comparison of bearing capacities between measured and calculated by current standards shows that： measured capacities for these three test piles are lower than values calculated with Shanghai Foundation design code， e.g. for piles in clayey soil dominated ground， after 40 days set-up period， vibratory induced capacity reduction is about 30%； however， this effect is negligible for piles toed in sandy soil with a set-up period of 59 days. So vibratory effect should be accounted in design of steel pipe piles driven with vibratory hammers. In addition， after a setup period of 40 days， measured capacity on the pile driven with resonance-free vibratory hammer is about 11% lower than that by non-resonance-free hammer， which may be induced by the difference in disturbance of ground soil around these piles driven with various vibratory hammers.Therefore，further study need to be performed to investigate vibrator hammers’ effect on soil disturbance and resistance on steel piles.

vibratory hammer， steel pipe pile， field test， compression response， bearing capacity

2022-01-06

国家自然科学基金资助项目（41972275）

曾英俊，男，高级工程师，主要从事岩土工程设计与施工方面的工作。E-mail： xianglong722@126.com

联系作者：李卫超，男，副教授，博士生导师，主要从事软土与桩基础方面的教学与科研工作。E-mail： WeichaoLi@tongji.edu.cn