钢护筒沉桩施工关键技术及问题对策研究

华晓涛 吴雪峰

（1.武汉船舶职业技术学院，湖北武汉 430050；2.中交第二航务工程局有限公司，湖北武汉 430040）

近年来，中国交通得到了飞速发展，一座座跨海、跨长江、跨山谷的大桥拔地而起，目前我国的桥梁建设水平已走到了世界前列。跨海大桥一般是采用沉桩法打好桩基，再建造承台和桥墩，最后架起钢结构桥身形成。因此，桥梁桩基的稳固性关系到桥梁运行的安全性，必须要按照设计要求打入一定的深度以提供足够的承载力。目前，桩基在50m以内深度的海域，桥梁基础通常采用单根或多根圆柱形的桩基。而跨海桥梁桩基基础传统施工方法是采取先施打钢护筒，再进行钻孔清除泥渣，最后再浇筑钢筋混凝土。但是在花岗岩地质条件下或土层接近于花岗岩地层时，存在钢护筒沉桩较容易出现进尺缓慢而无法继续有效贯入的问题。当施工出现上述现象时，需要及时停桩并进行精确测量，根据测量的结果分析原因采取相应的对策，以使钢护筒或钢管桩达到设计承载要求。

1 工程概况

1.1 地质条件

厦门第二跨海通道项目连接本岛与大陆腹地，施工区域属于近海岸滩带，岸坡以陡坎为主，高度7～20 米，部分区域底部基岩裸露，滩岸多礁石，桩位土质从上至下主要为：淤泥、含淤泥砂、粘性土或砂质粘性土、全风化花岗岩、强风化花岗岩等。根据设计要求，桩基主要采用中风化花岗岩作为持力层,岩层强度为60.86MPa，具体地质条件见表1：

表1 施工区域典型钻孔地质资料表

1.2 护筒钢管桩设计及施工工艺

桥梁上部结构为钢制全封闭箱形梁，下部结构为群桩基础，墩身与承台为预制结构。海上区域桩基采用桩径主要有1.2m、1.5m 和1.85m 三种形式，桩长为15～66m 不等，均为六桩基础，单排两根，横向三排布置。钢管复合桩分为上段和下段，上段采用钢管钢筋混凝土，下段采用钢筋混凝土。根据设计要求，钢管桩采用厂家一次加工成型，现场不允许焊接。根据设备起重性能，对于单根钢管桩重量超过30t 的采用水上打桩船在钢平台搭设前进行施沉。对于单根重量小于30t 的钢管桩，选择采用100t履带式起重机起吊，振动锤施沉。桩底嵌入中风化岩石持力层的深度不小于桩径的2.5 倍。护筒钢管桩的典型局部结构形式如图1所示：

图1 护筒钢管桩局部结构示意图

1.3 钢管桩施工特点及难点

根据设计要求标高及钻孔资料推算，护筒钢管桩需要穿过全风化花岗岩，进入强风化花岗岩1.5～2m，采用振动锤施工极大可能施沉不到底标高。护筒钢管桩施沉受当地水文条件影响，若初始采用冲击锤施工，桩位及垂直度较难以控制，且需要的措施量增大。

根据上述难点，工程拟采用振动锤先行振沉，待终锤时，观察底标高情况，依据不同的情况采取相应的处理措施。

2 振动锤参数初选

采用振动锤，可以减小桩端损坏的风险，同时振动锤在海上施工时，在不需要导管架时可保证钢管桩施工精度。使用振动锤施工时，必须以合理速度使桩沉入土中，确保打桩能量用于克服周围土体阻力[1]，而不是在锁口处转化为热量。

2.1 护筒钢管桩的主要技术参数

护筒钢管桩的直径及长度有多种类型，为方便计算及查阅，选取直径1.85m、壁厚25mm、桩长17.15m、入土深度15.4m、重量20.5t 的护筒钢管桩为例来进行选型计算。

2.2 振动锤计算与选型

打桩前，需要对振动锤进行计算和选型，振动锤的选型需满足以下3个基本条件：

振动锤的激振力P0大于桩与土之间的动侧摩阻力TV；

振动锤系统的总重量Q0大于桩端的动阻力Rv；

振动锤系统的工作振幅A0大于桩下沉至要求深度所需最小振幅A。

此外，振动锤的各项参数还应适合施工现场条件，必须保证桩以合适的速度灌入土中，避免发生损坏[2]。

2.2.1 振动锤沉锤克服动侧摩阻力TV的估算

满足此关系要求的计算公式：

式中：P0为振动激振力，单位t；Tv为下沉至要求深度时，各土层极限侧摩阻力的总和，单位t；U为桩横断面周长，单位m；i为表示厚度为Hi的土层顺序；n 为下沉至要求深度时的总层数；Tvi为各土层的极限动摩擦阻力（表2），单位t/m2；Hi为第i层土层厚度，单位m。

表2 钻孔位置各土层的动摩阻系数

各土层极限动侧摩阻力之和Tv的计算较为困难, 目前尚无可借鉴的设计规范, 国内外多采用经验方法估算，通过调研，目前行业较为认可的经验方法有三种：日本建机调查株式会社的估算方法、法国PTC公司的估算方法、美国ICE公司的估算方法[3][4][5]。他们的估算方法如下：

（1）日本建机调查株式会社的估算公式

式中η为振动加速度比。

根据经验推荐：砂质土：μmin=0.15，淤泥质黏土：μmin=0.06，黏土：μmin=0.13，钢材的β值为0.52。

（2）法国PTC公司的估算方法

法国PTC 公司汇集了全球58 个工程项目的土壤数据，总结了土壤的标贯击数N 与振动构件外表面积的动侧摩阻力之间的关系，见下表3所示。

表3 法国PTC公司标准贯入击数N值与动侧摩阻力的关系

表4 ZKHF07处不同土层对应的动摩阻系数（泥面高程-2.57）

总动侧摩阻力的计算可以参考公式（2）。

结合法国PTC 公司方法，桩位附近土层的土壤特性数据如下：

（3）美国ICE 公司的估算方法

美国ICE公司总结了大量工程试验数据，得出如下结论：高速振动过程中，桩周土体产生液化效果，使桩侧极限静摩阻力产生了μ的折减（μ=0.1～0.4，具体数值取决于现场土质情况）。侧摩阻力的计算如下：

上述常用的三种方法均是相关公司或团体基于岩土的力学性能，结合长期大量的工程实践经验总结而来，具有较高的参考价值，且计算结果相互较为接近，与实际拟合度较高。采用三种方法计算的动侧摩阻力数值如表5所示。

表5 三种方法的动侧摩阻力计算值

2.2.2 振动锤沉桩克服桩端阻力的估算

振动锤系统的重量应大于桩端部的动阻力。通过以下公式计算：

需满足：Q0＞Rv；其中，S为桩的桩端截面积，m2；Rv为桩端动阻力，t；Q0为振动锤系统的质量，包括振动锤、夹桩器、桩体。

取全风化花岗岩为核算层，最大标贯击数取36击，计算得到的桩端动阻力为26.7t。

2.2.3 振动锤沉桩振动体系振幅A0的估算

若要桩能够下沉，振动锤系统的振幅A0要大于桩下沉到要求深度所需的振幅A。振动系统的振幅可有下式计算得到：

其中振动质量Q需考虑桩体、夹桩器、支承梁、振动锤振动部件的质量，单位kg；A 为桩下沉到要求深度所需最小振幅，单位mm；N 为典型标贯击数。

最小振幅A的估算方法有两种：

美国ICE 公司认为：土质不同，对应的最小振幅也不同。砂质土壤中，振动锤容易造成土壤液化，因此振幅取值3mm 足够；而对于粘土中施工，由于土壤吸附性较高，会随着桩壁一起运动，因此通常认为振幅需要达到6mm 方可满足要求；水下砂质土壤的情况最好，通常认为振幅达到2mm即可。

法国PTC公司认为：对于钢管桩，要达到标贯击数为36击的全风化花岗岩，在有水的情况下，下沉的最小振幅取2.75mm，而根据公式(8)推算出来锤的偏心力矩要大于124kg·m。

可见，对于1.85m 直径的钢管桩，所选的振动锤需满足表6。

表6 振动锤选型条件

拟选用某300型液压振动锤，其额定激振力约306t，偏心力矩130kg·m，桩自重约20.5t、锤重16t合计36.5t，故拟选振动锤的技术参数满足要求。

2.3 振动锤施工结果

前期采用某300 型液压振动锤下沉至距设计标高1～4m 左右，按地勘资料推算大部分已进入或到达全风化花岗岩，与前期分析的结果较为接近。部分护筒底标高与设计存在较大差异，最大差值达7.6m，详情见表7。

表7 钢管桩振动锤终锤后与设计标高差值

3 改进措施及实施效果

针对出现部分钢管桩没有达到设计标高的情况，经过分析原因，存在较大可能性是因为钻孔的孔位并非与实际施工的桩位一一对应，导致部分区域的地质钻孔资料与实际桩位处存在一定的偏差，更有部分桩所在的位置可能存在孤石导致标高与设计偏差存在较大差异。对于上述出现的问题，可采用三种方法处理：

（1）对于桩底标高相差不大的钢管桩，通过设计变更，修改钢筋笼设计图纸；

（2）部分桩位采用液压冲击锤进行复打，观察实际沉桩情况；

（3）冲击锤效果不佳时，搭设钻孔平台，采用钻打结合的工艺。

3.1 修改钢筋笼

因地层的不均匀性，造成钢护筒底标高与设计值存在一定的差异的问题，当无法进一步施沉护筒钢管桩时，一般认为桩身竖向支撑达到设计要求，但桩身抗弯性能与原设计存在差异，需要重新设计复核桩身的抗弯性能，通常可采用修改钢筋笼的方式来达到上述要求。通过钢护筒实际施工的标高及地质分布情况，经计算得到桩身弯矩分布情况，对于与设计标高差距1 米左右的钢护筒，需在桩身变截面以下1 米至3 米处增加一圈同等大小竖向钢筋。钢筋加强示意见图2 中标示为2'的钢筋。

图2 钢筋笼（桩身）加强图（ΔL为实际与设计底标高差值）

3.2 冲击锤复打

对于振动锤施工后，底标高与设计值存在一定的差异，但又差距不大的，且根据附近桩位施打情况推测该桩不存在孤石的情况下，认为是地勘存在不均匀性引起，因此经设计、监理同意后，采用冲击锤进行复打以达到设计标高。典型孔位处极限侧摩阻力和端承阻力的参考标准值如表8所示。

表8 典型孔位处极限侧摩阻力和端承阻力的参考标准值

冲击锤效率0.9，侧摩系数0.8，由于桩径1.85m，属于大直径桩，可忽略土塞效应的影响，采用1.3m冲程，锤击能量170kJ，采用GRLWEAP软件分析后，理论上进入全风化花岗岩地层后，进尺速度明显减小，每锤进尺约7～9mm，桩身最大应力值约190MPa左右，满足设计要求。

3.3 钻打结合施工方案

当采用冲击锤补打仍然无法达到设计底标高，若继续采用冲击锤强行施工，过程中极有可能将护筒龙口打卷边，造成护筒钢管产生破坏[6]。因此，考虑采取钻孔桩施工工艺[7]（图3、图4），先采用螺旋钻机回旋钻孔或冲击钻孔将桩内钻孔至一定的深度，当钻孔达到图纸规定深度后，检查钻孔的实际尺寸，符合标准后开展清孔工作。考虑到项目所处地厦门对环保要求较高，采取换浆方式进行清空。钻孔清空完毕后，再继续用冲击锤补打，若与设计底标高差值仍然过大，则应仔细复核钻孔数据。

图3 一体化钻孔平台平面布置图

图4 一体化钻孔平台侧视图

3 4 施工结果

经冲击锤复打后，大部分桩底标高都能达到设计底标高，仅有个别桩位底标高与设计要求值差距较大，采取钻打结合的工艺后，均达到设计要求的底标高值，具体数据见表9。

表9 复打及钻打结合工艺后的底标高差值表

4 结语

本文针对厦门第二通道桥梁工程桩基施工遇到的上述问题开展研究，分情况讨论，针对性提出解决方案，最终成功解决钢管桩施打不到位的难题，并形成了如下结论和建议：

（1）对于花岗岩地质条件下钢管桩施工，需要充分考虑可能出现振动锤施打无法到位的情况，并制定相应的合理应对措施。

（2）钢管桩实际底标高与设计底标高相差不大时，可取得设计认可后改变钢筋笼的设计而无需复打钢管桩到设计底标高。

（3）钢管桩实际底标高与设计底标高相差较大时，可考虑冲击锤复打。复打后若仍然与设计底标高相差较大，可考虑钻打结合工艺。

（4）由于地勘孔位相较钢管桩数量偏少，不能反映每个桩位的确定地质情况，理论分析结果应慎重参考，当采用液压冲击锤复打时，连续3个10锤，进尺小于5cm，应停止施打，避免使护筒钢管桩底口卷口。