鋼護筒沉樁施工關鍵技術及問題對策研究

華曉濤 吳雪峰

（1.武漢船舶職業技術學院，湖北武漢 430050；2.中交第二航務工程局有限公司，湖北武漢 430040）

近年來，中國交通得到了飛速發展，一座座跨海、跨長江、跨山谷的大橋拔地而起，目前我國的橋梁建設水平已走到了世界前列?？绾４髽蛞话闶遣捎贸翗斗ù蚝脴痘?，再建造承臺和橋墩，最后架起鋼結構橋身形成。因此，橋梁樁基的穩固性關系到橋梁運行的安全性，必須要按照設計要求打入一定的深度以提供足夠的承載力。目前，樁基在50m以內深度的海域，橋梁基礎通常采用單根或多根圓柱形的樁基。而跨海橋梁樁基基礎傳統施工方法是采取先施打鋼護筒，再進行鉆孔清除泥渣，最后再澆筑鋼筋混凝土。但是在花崗巖地質條件下或土層接近于花崗巖地層時，存在鋼護筒沉樁較容易出現進尺緩慢而無法繼續有效貫入的問題。當施工出現上述現象時，需要及時停樁并進行精確測量，根據測量的結果分析原因采取相應的對策，以使鋼護筒或鋼管樁達到設計承載要求。

1 工程概況

1.1 地質條件

廈門第二跨海通道項目連接本島與大陸腹地，施工區域屬于近海岸灘帶，岸坡以陡坎為主，高度7～20 米，部分區域底部基巖裸露，灘岸多礁石，樁位土質從上至下主要為：淤泥、含淤泥砂、粘性土或砂質粘性土、全風化花崗巖、強風化花崗巖等。根據設計要求，樁基主要采用中風化花崗巖作為持力層,巖層強度為60.86MPa，具體地質條件見表1：

表1 施工區域典型鉆孔地質資料表

1.2 護筒鋼管樁設計及施工工藝

橋梁上部結構為鋼制全封閉箱形梁，下部結構為群樁基礎，墩身與承臺為預制結構。海上區域樁基采用樁徑主要有1.2m、1.5m 和1.85m 三種形式，樁長為15～66m 不等，均為六樁基礎，單排兩根，橫向三排布置。鋼管復合樁分為上段和下段，上段采用鋼管鋼筋混凝土，下段采用鋼筋混凝土。根據設計要求，鋼管樁采用廠家一次加工成型，現場不允許焊接。根據設備起重性能，對于單根鋼管樁重量超過30t 的采用水上打樁船在鋼平臺搭設前進行施沉。對于單根重量小于30t 的鋼管樁，選擇采用100t履帶式起重機起吊，振動錘施沉。樁底嵌入中風化巖石持力層的深度不小于樁徑的2.5 倍。護筒鋼管樁的典型局部結構形式如圖1所示：

圖1 護筒鋼管樁局部結構示意圖

1.3 鋼管樁施工特點及難點

根據設計要求標高及鉆孔資料推算，護筒鋼管樁需要穿過全風化花崗巖，進入強風化花崗巖1.5～2m，采用振動錘施工極大可能施沉不到底標高。護筒鋼管樁施沉受當地水文條件影響，若初始采用沖擊錘施工，樁位及垂直度較難以控制，且需要的措施量增大。

根據上述難點，工程擬采用振動錘先行振沉，待終錘時，觀察底標高情況，依據不同的情況采取相應的處理措施。

2 振動錘參數初選

采用振動錘，可以減小樁端損壞的風險，同時振動錘在海上施工時，在不需要導管架時可保證鋼管樁施工精度。使用振動錘施工時，必須以合理速度使樁沉入土中，確保打樁能量用于克服周圍土體阻力[1]，而不是在鎖口處轉化為熱量。

2.1 護筒鋼管樁的主要技術參數

護筒鋼管樁的直徑及長度有多種類型，為方便計算及查閱，選取直徑1.85m、壁厚25mm、樁長17.15m、入土深度15.4m、重量20.5t 的護筒鋼管樁為例來進行選型計算。

2.2 振動錘計算與選型

打樁前，需要對振動錘進行計算和選型，振動錘的選型需滿足以下3個基本條件：

振動錘的激振力P0大于樁與土之間的動側摩阻力TV；

振動錘系統的總重量Q0大于樁端的動阻力Rv；

振動錘系統的工作振幅A0大于樁下沉至要求深度所需最小振幅A。

此外，振動錘的各項參數還應適合施工現場條件，必須保證樁以合適的速度灌入土中，避免發生損壞[2]。

2.2.1 振動錘沉錘克服動側摩阻力TV的估算

滿足此關系要求的計算公式：

式中：P0為振動激振力，單位t；Tv為下沉至要求深度時，各土層極限側摩阻力的總和，單位t；U為樁橫斷面周長，單位m；i為表示厚度為Hi的土層順序；n 為下沉至要求深度時的總層數；Tvi為各土層的極限動摩擦阻力（表2），單位t/m2；Hi為第i層土層厚度，單位m。

表2 鉆孔位置各土層的動摩阻系數

各土層極限動側摩阻力之和Tv的計算較為困難, 目前尚無可借鑒的設計規范, 國內外多采用經驗方法估算，通過調研，目前行業較為認可的經驗方法有三種：日本建機調查株式會社的估算方法、法國PTC公司的估算方法、美國ICE公司的估算方法[3][4][5]。他們的估算方法如下：

（1）日本建機調查株式會社的估算公式

式中η為振動加速度比。

根據經驗推薦：砂質土：μmin=0.15，淤泥質黏土：μmin=0.06，黏土：μmin=0.13，鋼材的β值為0.52。

（2）法國PTC公司的估算方法

法國PTC 公司匯集了全球58 個工程項目的土壤數據，總結了土壤的標貫擊數N 與振動構件外表面積的動側摩阻力之間的關系，見下表3所示。

表3 法國PTC公司標準貫入擊數N值與動側摩阻力的關系

表4 ZKHF07處不同土層對應的動摩阻系數（泥面高程-2.57）

總動側摩阻力的計算可以參考公式（2）。

結合法國PTC 公司方法，樁位附近土層的土壤特性數據如下：

（3）美國ICE 公司的估算方法

美國ICE公司總結了大量工程試驗數據，得出如下結論：高速振動過程中，樁周土體產生液化效果，使樁側極限靜摩阻力產生了μ的折減（μ=0.1～0.4，具體數值取決于現場土質情況）。側摩阻力的計算如下：

上述常用的三種方法均是相關公司或團體基于巖土的力學性能，結合長期大量的工程實踐經驗總結而來，具有較高的參考價值，且計算結果相互較為接近，與實際擬合度較高。采用三種方法計算的動側摩阻力數值如表5所示。

表5 三種方法的動側摩阻力計算值

2.2.2 振動錘沉樁克服樁端阻力的估算

振動錘系統的重量應大于樁端部的動阻力。通過以下公式計算：

需滿足：Q0＞Rv；其中，S為樁的樁端截面積，m2；Rv為樁端動阻力，t；Q0為振動錘系統的質量，包括振動錘、夾樁器、樁體。

取全風化花崗巖為核算層，最大標貫擊數取36擊，計算得到的樁端動阻力為26.7t。

2.2.3 振動錘沉樁振動體系振幅A0的估算

若要樁能夠下沉，振動錘系統的振幅A0要大于樁下沉到要求深度所需的振幅A。振動系統的振幅可有下式計算得到：

其中振動質量Q需考慮樁體、夾樁器、支承梁、振動錘振動部件的質量，單位kg；A 為樁下沉到要求深度所需最小振幅，單位mm；N 為典型標貫擊數。

最小振幅A的估算方法有兩種：

美國ICE 公司認為：土質不同，對應的最小振幅也不同。砂質土壤中，振動錘容易造成土壤液化，因此振幅取值3mm 足夠；而對于粘土中施工，由于土壤吸附性較高，會隨著樁壁一起運動，因此通常認為振幅需要達到6mm 方可滿足要求；水下砂質土壤的情況最好，通常認為振幅達到2mm即可。

法國PTC公司認為：對于鋼管樁，要達到標貫擊數為36擊的全風化花崗巖，在有水的情況下，下沉的最小振幅取2.75mm，而根據公式(8)推算出來錘的偏心力矩要大于124kg·m。

可見，對于1.85m 直徑的鋼管樁，所選的振動錘需滿足表6。

表6 振動錘選型條件

擬選用某300型液壓振動錘，其額定激振力約306t，偏心力矩130kg·m，樁自重約20.5t、錘重16t合計36.5t，故擬選振動錘的技術參數滿足要求。

2.3 振動錘施工結果

前期采用某300 型液壓振動錘下沉至距設計標高1～4m 左右，按地勘資料推算大部分已進入或到達全風化花崗巖，與前期分析的結果較為接近。部分護筒底標高與設計存在較大差異，最大差值達7.6m，詳情見表7。

表7 鋼管樁振動錘終錘后與設計標高差值

3 改進措施及實施效果

針對出現部分鋼管樁沒有達到設計標高的情況，經過分析原因，存在較大可能性是因為鉆孔的孔位并非與實際施工的樁位一一對應，導致部分區域的地質鉆孔資料與實際樁位處存在一定的偏差，更有部分樁所在的位置可能存在孤石導致標高與設計偏差存在較大差異。對于上述出現的問題，可采用三種方法處理：

（1）對于樁底標高相差不大的鋼管樁，通過設計變更，修改鋼筋籠設計圖紙；

（2）部分樁位采用液壓沖擊錘進行復打，觀察實際沉樁情況；

（3）沖擊錘效果不佳時，搭設鉆孔平臺，采用鉆打結合的工藝。

3.1 修改鋼筋籠

因地層的不均勻性，造成鋼護筒底標高與設計值存在一定的差異的問題，當無法進一步施沉護筒鋼管樁時，一般認為樁身豎向支撐達到設計要求，但樁身抗彎性能與原設計存在差異，需要重新設計復核樁身的抗彎性能，通?？刹捎眯薷匿摻罨\的方式來達到上述要求。通過鋼護筒實際施工的標高及地質分布情況，經計算得到樁身彎矩分布情況，對于與設計標高差距1 米左右的鋼護筒，需在樁身變截面以下1 米至3 米處增加一圈同等大小豎向鋼筋。鋼筋加強示意見圖2 中標示為2'的鋼筋。

圖2 鋼筋籠（樁身）加強圖（ΔL為實際與設計底標高差值）

3.2 沖擊錘復打

對于振動錘施工后，底標高與設計值存在一定的差異，但又差距不大的，且根據附近樁位施打情況推測該樁不存在孤石的情況下，認為是地勘存在不均勻性引起，因此經設計、監理同意后，采用沖擊錘進行復打以達到設計標高。典型孔位處極限側摩阻力和端承阻力的參考標準值如表8所示。

表8 典型孔位處極限側摩阻力和端承阻力的參考標準值

沖擊錘效率0.9，側摩系數0.8，由于樁徑1.85m，屬于大直徑樁，可忽略土塞效應的影響，采用1.3m沖程，錘擊能量170kJ，采用GRLWEAP軟件分析后，理論上進入全風化花崗巖地層后，進尺速度明顯減小，每錘進尺約7～9mm，樁身最大應力值約190MPa左右，滿足設計要求。

3.3 鉆打結合施工方案

當采用沖擊錘補打仍然無法達到設計底標高，若繼續采用沖擊錘強行施工，過程中極有可能將護筒龍口打卷邊，造成護筒鋼管產生破壞[6]。因此，考慮采取鉆孔樁施工工藝[7]（圖3、圖4），先采用螺旋鉆機回旋鉆孔或沖擊鉆孔將樁內鉆孔至一定的深度，當鉆孔達到圖紙規定深度后，檢查鉆孔的實際尺寸，符合標準后開展清孔工作?？紤]到項目所處地廈門對環保要求較高，采取換漿方式進行清空。鉆孔清空完畢后，再繼續用沖擊錘補打，若與設計底標高差值仍然過大，則應仔細復核鉆孔數據。

圖3 一體化鉆孔平臺平面布置圖

圖4 一體化鉆孔平臺側視圖

3 4 施工結果

經沖擊錘復打后，大部分樁底標高都能達到設計底標高，僅有個別樁位底標高與設計要求值差距較大，采取鉆打結合的工藝后，均達到設計要求的底標高值，具體數據見表9。

表9 復打及鉆打結合工藝后的底標高差值表

4 結語

本文針對廈門第二通道橋梁工程樁基施工遇到的上述問題開展研究，分情況討論，針對性提出解決方案，最終成功解決鋼管樁施打不到位的難題，并形成了如下結論和建議：

（1）對于花崗巖地質條件下鋼管樁施工，需要充分考慮可能出現振動錘施打無法到位的情況，并制定相應的合理應對措施。

（2）鋼管樁實際底標高與設計底標高相差不大時，可取得設計認可后改變鋼筋籠的設計而無需復打鋼管樁到設計底標高。

（3）鋼管樁實際底標高與設計底標高相差較大時，可考慮沖擊錘復打。復打后若仍然與設計底標高相差較大，可考慮鉆打結合工藝。

（4）由于地勘孔位相較鋼管樁數量偏少，不能反映每個樁位的確定地質情況，理論分析結果應慎重參考，當采用液壓沖擊錘復打時，連續3個10錘，進尺小于5cm，應停止施打，避免使護筒鋼管樁底口卷口。