基于高应变法的海上钢管桩打桩测试研究

2023-09-22朱田

水利技术监督 2023年9期

朱田

(上海勘测设计研究院有限公司，上海 200434)

1 研究背景

水利工程建设的窗口期受潮位、汛期等因素影响一般较短，在工程建设中的相关检测需采用无损、快捷的技术方法以满足水利工程实时性的要求[1]。对水上工程，基桩的质量保证尤为重要。近年来钢管桩在水上工程中运用较多，高应变法已成为最适用于钢管桩打桩检测的无损手段。高应变法又分为CASE法和CAPWAP法，测试时要求给基桩施加较大瞬时冲击使其产生一定贯入量，利用对称安装于桩顶的加速计和应变传感器测试冲击波作用下的速度和应力，通过软件分析得到单桩轴向抗压承载力和完整性指数，也可用于监测打入桩沉桩时的桩身应力和锤击能量[2-6]。

对于缺少工程经验的地区，高应变法检测成果可以为选择桩型、打桩设备、沉桩标高、停锤标准等提供依据[7-9]，在水利与桥梁基桩中也常用于承载力验收检测[10-11]。在钢管桩的高应变测试中，初打、复打承载力是重点关注的参数，休止期、土层性质直接影响承载力恢复情况，胡兴昊等依托西非某海工工程研究发现承载力恢复系数为1.3且复打时间可取为1～3天[12]；戴东鹰研究了连云港某海域风电大直径钢管桩的初打、复打成果，发现单桩承载力时效期明显且与桩端持力层土性相关，软黏土中的恢复系数可达2.9，经过14d休止后承载力仍会有较大增长[13]；于海鹏等结合杭州湾海域某风电项目钢管桩高应变测试结果，发现承载力恢复系数在1.31～1.40之间，并结合静载试验提出深厚淤泥层属不利土层对承载力贡献较小[14]；张召彬等依托孟加拉某电厂钢管桩测试项目分析了不同龄期承载力的恢复情况，提出该工程下恢复系数与休止期的关系，可用于最终承载力预测[15]。

浙江某海域码头工程采用截面有突变的钢管桩，受潮位与打桩设备限制，高应变测试无法在设计桩端标高处进行。本文分析了测试标高处承载力、桩身完整性，并结合地勘与静载相关数据分析了土体恢复情况，采用CAPWAP法计算出桩端土层的摩阻力对设计标高处承载力进行了推算，为该海域及类似条件的水上测试提供了参考。

2 高应变法基本理论

2.1 CASE法基本理论

桩视为一维均质连续的弹性体，不考虑桩身缺陷影响，应变与质点速度之间满足变形协调方程；假定土的动阻力全部集中于桩尖，且与桩尖速度和广义波阻抗成正比；假定土的静力模型为理想刚塑性体，一旦扰动发生阻力即达到极限值，显然这只能在桩间土超过一定的变形时才适用。基于以上假定，以应力、应变、位移、速度等为未知量可得由协调方程、本构方程、动力学方程构成的CASE法方程组，通过行波理论求解可得单桩承载力RSP计算公式，计算示意图如图1所示[2-3]。

图1 单桩承载力与完整性计算示意图

RSP=0.5(1-Jc)[F(t1)+Z·v(t1)]+0.5(1+Jc)[F(t2)-Z·v(t2)]

(1)

式中，RSP—CASE法确定的单桩极限承载力，kN；Jc—CASE法阻尼系数；t1、t2—速度波桩顶入射峰和桩端反射峰对应的时刻，ms；F(t1)、F(t2)—t1、t2时刻测点处实测的锤击力，kN；v(t1)、v(t2)—t1、t2时刻测点处实测的速度，m/s；Z—桩身截面力学阻抗，(kN·s)/m；Z=ρ·C·A；ρ—桩身密度，kg/m3；c—桩身波速，m/s；A—桩身截面积，m2。

实际测试中还应根据不同的曲线特征进行相应修正。当土阻力滞后于t2时刻明显发挥，可将t1延时得到RMX(最大土阻力法计算的承载力)；当土阻力先于t2时刻发挥并产生桩中上部强烈反弹时，可计入卸载回弹的土阻力得到RSU(负阻力补偿法承载力值)；对于以端阻力为主不考虑桩侧摩阻力的桩，可不考虑Jc得到RAU(自动计算法得出的承载力)；还有适当考虑桩侧阻力的RA2，该值也不考虑Jc值[4-6]。

等截面桩且缺陷深度x以上部位的土阻力Rx未出现卸载回弹时，桩身完整性系数β应按下式确定，计算示意图如图1所示[3-5]。

(2)

式中，tx—缺陷反射峰对应的时刻，ms；F(tx)—tx时刻测点处实测的锤击力，kN；v(tx)—tx时刻测点处实测的速度，m/s；x—桩身缺陷至传感器安装点的距离，m；Rx—缺陷以上部位土阻力估计值，kN，等于缺陷反射起始点的锤击力减去速度与桩身截面力学阻抗的乘积；β—桩身完整性系数，其值等于缺陷处桩身截面阻抗与缺陷以上桩身截面阻抗的比值；β=1.0时，为完整桩(Ⅰ类)；0.8≤β<1.0时，为基本完整桩(Ⅱ类)；0.6≤β<0.8时，为明显缺陷桩(Ⅲ类)；β<0.6时，为严重缺陷桩或断桩(Ⅳ类)。

高应变测试中一般情况可得较为明显的桩端反射信号，实测波速可根据速度波第一峰上升沿的起点到桩底反射峰上升沿的起点之间的时差与已知桩长值确定，或者根据实测信号下行波上升沿的起点和上行波下降沿的起点之间的时差与已知桩长确定，对钢管桩可直接设定为5120m/s[4-6]。

2.2 CAPWAP法基本理论

CAPWAP法是将桩体等分为一系列1～2m左右的单元，以计算的桩顶变量(如桩顶力、上行波、桩顶速度)和实测变量之间的“最佳契合可能”而得到承载力RU。桩单元模型取为一维杆模型，单元按等时性划分。桩侧土单元取为理想弹塑性模型，当土位移小于最大弹性位移，应力应变呈线性关系；当土位移大于最大弹性位移，土进入塑形状态，应变增大但应力不变。同时还考虑桩身阻尼、裂隙、土塞等影响因素。若计算结果与实测结果相差过大或桩土参数超出了岩土工程合理范围，可改变拟合参数重新计算。合理的拟合分析结果还应满足各单元所选取的土的最大弹性位移不得超过相应桩单元的最大计算位移值，土阻力响应段的计算曲线与实测曲线应吻合，其他区段应基本吻合，贯入度的计算值与实测值相接近[2-6]。

3 桩基概况及场地环境

浙江某海域码头基础采用直径1.5m、长度86m的钢管桩，材质Q335B，桩顶设计标高+3.5m。桩身为变截面型式，桩顶以下50m范围内壁厚22mm，50m以下至桩端壁厚18mm。桩端敞口，未加隔板。设计要求采用D-220锤二档锤击沉桩，停锤以标高控制为主，单击贯入度控制为辅，建议终锤贯入度不超过4mm。按设计要求本次高应变动测初打抽检6根，复打抽检2根。根据本工程地质勘察报告，检测部位的土层分布及地勘报告中推荐物理力学指标见表1，基桩抽检情况见表2。

表1 场地土层情况表

表2 基桩抽检情况表

4 单桩轴向抗压承载力

码头工程钢管桩的轴向抗压承载力设计值Qd可根据下式计算[16]：

(3)

式中，rR—单桩轴向承载力抗力分项系数，打入桩取1.45～1.55；U—桩身截面外周长，m；qfi—桩侧第i层土摩阻力标准值，kPa；li—桩身穿过第i层土的长度，m；η—桩端承载力折减系数，根据桩径、入土深度和持力层特性综合分析；qR—桩端土端阻力标准值，kPa；A—桩端外周面积，m2。

根据本工程地质情况，η按规范建议的取值范围为0.2～0.35，因钢管桩入土深度大(不小于30D，D为桩外径)但进入持力层深度小(不大于5D)，从安全角度考虑取η为0.2。依据抽检桩位对应的地质钻孔，按上式计算受检桩的轴向抗压承载力极限值为不大于11000kN，低于设计方要求的单桩轴向抗压极限承载力14000kN。后向设计方求证，设计方并未采用地质勘察报告中推荐的摩阻力标准值和端阻力标准值。在首次码头建设中，业主方委托某第三方检测单位进行了单桩静载荷试验，并测试了该场地的桩侧摩阻力和端阻力，具体检测成果见表3。

表3 码头试桩静载荷试验检测成果表

由表3可见，⑦1层、①层的实测桩侧摩阻力与地勘报告中的推荐值相近，其他土层的实测桩侧摩阻力均高于地勘报告中的推荐值。④2层及⑦3a层缺失，该两层在单桩承载力的计算复核中选用地勘报告的推荐值；由表2可见⑦2层与⑦3层土性非常接近，可按⑦2层实测摩阻力标准值选用；在桩端阻力的计算复核时，对于试桩按地质勘察报告计算的端阻力范围为989.1～1730.9kN(持力层为⑦2层，η取值0.2～0.35)，与实测值差距较大，可见按地质勘察报告计算的理论端阻力在该工程下并不适用。本工程持力层为⑦3a层、⑦3层，土性理论上优于⑦2层，直接取实测桩端阻力进行轴向承载力复核。按上述取值方法计算受检桩的轴向抗压极限承载力不低于17000kN，从理论角度分析复核计算得到的单桩轴向抗压极限承载力是偏低的。复核计算结果见表4。

表4 受检桩的轴向抗压承载力复核计算表

5 测试分析

5.1 测试存在的问题

本工程打桩施工期在1—2月，该时段场地所在海域潮位较高，最高潮位时甚至会影响施工，高应变测试要求桩有足够的出露高度，否则会影响传感器的拆卸及测试效果。打桩施工期间当桩端达到设计标高时，水面以上桩顶的出露高度在1～3m左右，打桩船可以安装测试传感器工作平台距水面的高度约4m。考虑钢管桩测试时桩顶附近的应力较大，为保证测试效果传感器安装于桩顶下3m处。由于潮位与沉桩设备的制约，初打、复打均测试无法在桩端在进入桩底设计标高的深度附近进行，初打、复打测试时桩端与设计标高位置相差4m。根据表1—2，初打、复打测试时桩端均位于⑦2层。

5.2 CASE法与CAPWAP法的初打对比分析

受检的6根桩在初打测试时的入土情况见表5。各桩测试曲线质量较好，形态基本一致。当采用CASE法进行承载力计算时，受检桩应材质均匀、截面相等或基本相等。本工程钢管桩材质均匀但截面存在变化，从桩顶至桩顶下50m范围内有效截面面积占截面总面积的5.8%；从桩顶下50m至桩端范围内有效截面面积占截面总面积的4.7%。可见壁厚的变化对截面面积的影响不大，但是直接采用CASE法计算初打单桩承载力可能会存在较大误差。采用CAPWAP法进行分析计算，并在建模时考虑桩身截面变化，6根初打桩由CAPWAP法计算的初打承载力与CASE法计算的各项承载力对比分析，计算结果见表6，如图2—7所示。

表5 基桩初打情况表

表6 初打承载力计算表(与JC值无关)

图2 桩Q1-a承载力与Jc关系曲线

图3 桩Q1-b承载力与Jc关系曲线

图4 桩Q1-c承载力与Jc关系曲线

图5 桩H1-a承载力与Jc关系曲线

图6 桩H1-b承载力与Jc关系曲线

图7 桩H1-c承载力与Jc关系曲线

由表6及图2—7分析可见：

(1)RAU、RA2均与RU相差较大，本工程钢管桩属于端承摩擦桩，侧阻力在承载力中贡献较大，RAU、RA2均适用于端承型桩，采用RAU、RA2计算初打承载力偏保守；

(2)RSP、RMX、RSU的大小均与Jc值密切相关，在Jc值相同时，三者在整体上表现出的大小关系为RSP

(3)令RSP等于RU时，有4根桩Jc值介于0.3～0.4之间，另外两根桩Jc值分别介于0.2～0.3、0.4～0.5之间；令RMX等于RU时，有1根桩Jc值介于0.2～0.3之间、2根桩Jc值介于0.4～0.5之间、2根桩Jc值介于0.5～0.6、1根桩Jc值介于0.6～0.7；令RSU等于RU时，有4根桩Jc值介于0.3～0.4之间，另外两根桩Jc值分别介于0.2～0.3、0.4～0.5之间。可见使用RMX时Jc变化较大，本工程该值不适用，RSP与RSU的Jc值则较为稳定，而RSU略高于RSP，可选择RSP用于计算初打承载力。根据RSP计算公式可以反算出RSP等于RU的Jc值，经计算可取为0.33，计算结果见表7。

表7 RSP等于RU时的Jc值计算表

5.3 单桩承载力分析

根据施工进度，安排第11天进行复打测试。对复打数据采用CAPWAP法进行计算时，将桩体计算单元长度设定为1m，结合桩侧土层分布，可以得出各土层初打、复打的桩侧摩阻力。初打、复打时被测桩距设计桩端标高仍有4m。考虑⑦3a层较薄，属夹层，而⑦3层土性与⑦2层相近，余下部分桩侧阻力可近似采用⑦2层由CAPWAP法计算得到的桩侧摩阻力值进行推算。最终达到沉桩设计标高时的初打承载力推算值在6245.3～6711.1kN之间，复打承载力推算值大于14000kN，满足设计要求，承载力计算详见表8(括号内为复打值)。

表8 承载力推算值计算表

5.4 土体恢复分析

钢管桩在打入过程中，会对桩周土体产生冲切破坏，使得初打桩承载力明显偏低。随着休止期增加，土体扰动逐步恢复，承载力也随之提高。将桩周土恢复后单桩极限承载力与初打单桩极限承载力之比定义为土体恢复系数[15]。通过对初、复打的拟合分析可以得到被测桩特定龄期的土体恢复系数约为2.2，计算结果见表9。

表9 土体恢复系数计算表

通过CAPWAP法计算还可以得到被测两根桩初打、复打(11d龄期)时桩侧各层土的平均摩阻力值，如图8所示。可见复打时的桩侧平均摩阻力值较初打时均有明显提高，①层土平均提高约9.6倍，②层土平均提高约3.5倍，③、④层土平均提高约1.5倍，⑦层土平均提高约2倍；复打各土层的桩侧摩阻力与地勘推荐值仍有一定差距，②2层、③层、④2层、⑦2层偏高，其余偏低；复打各土层的桩侧摩阻力(④层土除外)及桩端阻力均低于静载推荐值，其中③层土摩阻力偏差最大。

图8 初打、复打时的桩侧摩阻力

码头打入式基桩的极限抗压承载力检测，土体恢复期对于砂性土不应少于3d，黏性土不应少于14d，淤泥或淤泥质土中的摩擦桩不应少于25d[4]。本工程钢管桩属于摩擦型桩且桩侧淤泥质土较厚，通过复打数据和静载结果对比分析可见11d的恢复期显然较短，桩侧土阻力和桩端阻力仍有较大提高空间。

5.5 桩身完整性分析

在初打实测速度曲线上，测点下47m左右明显可见与入射波同向的速度反射，该处为桩身截面发生变化的位置，但是在复打实测速度曲线上，截面变化位置已不明显。根据桩身完整性系数的定义，被测桩的理论β值为0.82，初打曲线的计算β值均小于0.6，已属明显缺陷桩；复打曲线的计算β值与理论β值较为接近，见表10，(表中括号内为复打值)，可见复打曲线的计算β值更适宜体现钢管桩的完整性。

表10 桩身完整性判定表

初打时桩侧阻力较低，速度曲线振荡明显，波形中高频部分使得计算β值与理论β值出现较大偏差，该情况在复打测试则明显好转。可见仅根据β值对桩身完整性类别进行划分并不合适，还应结合其他打桩指标综合分析判定。表10列出了6根初打桩、2根复打桩的最大打击力(FMX)、最大锤击能量(EMX)和贯入度，各指标均无异常，可判定各桩桩身完整性为Ⅰ类。