珊瑚礁地层大直径打入式钢管桩承载力计算及其时间效应

张衍林，马小秋

(1.重庆水利电力职业技术学院 水利工程学院，重庆 402160；2.吉林建筑大学 基础科学部，吉林 长春 130000)

珊瑚礁主要分布于南纬30°至北纬30°之间的温热带海洋中[1-2](如图1)。跨海大桥临时栈桥、海上石油与天然气平台等最常见的基础解决方案是用液压冲击锤将开口端钢管桩打入海床指定深度[3-4]。在礁灰岩地层中，打桩锤产生的冲击能量会导致桩侧颗粒破碎和胶结体破坏，破碎的颗粒进而被挤入礁灰岩裂隙与孔隙中，使岩体体积收缩，产生"剪缩''现象[5-6]。工程实践证明，从其他地基材料的桩基工程中获取的传统经验无法适用于礁灰岩地层[7-10]，目前室内模型试验也仅在桩的承载力及变形特性等方面展开了研究[11]。钢管桩在打入过程中，颗粒破碎引起的体积收缩效应和弱胶结体破坏引起的应变软化效应远比挤密作用严重，导致桩周围的侧向土刚度降低，侧阻力减小[12-13]。鉴于此，本文开展了大量打入式钢管桩试验，并对其进行了高应变测试。将测试结果与规范计算结果进行了对比分析，研究了钢管桩承载力的时间效应，提出了适用于礁灰岩地层嵌岩钢管桩的承载力计算方法。

1 工程背景与地层特点

大桥项目位于马尔代夫北马累环礁(North Malé Atoll)，依据钻孔取样和室内物理力学试验得到的岩性特征及场地分层详见表1。

2 钢管桩竖向承载力计算方法

大桥主桥19#～23#墩采用变截面钢管复合桩基础，其中19#、23#主墩钢管桩直径3.2 m，20#～22#主墩钢管桩直径3.6 m；护筒壁厚均为32 mm，距顶端1 m、底端3 m范围内加厚至50 mm，护筒长度57～73 m不等，材质选用Q345；采用Menck MHU 550S/800S液压冲击锤进行钢管桩施沉，入土深度要求进入礁灰岩9 m以上，且满足特定的设计承载力．桥梁平面示意图如图2所示，桥墩桩基承台尺寸如图3所示．

根据现有的《公路桥涵地基基础设计规范》，支撑在基岩上或嵌入基岩内的沉桩的单桩轴向受压承载力容许值由3个部分组成：分别为嵌岩桩端阻力、嵌岩段侧阻力、非嵌岩段侧阻力．

(1)

图2 桥梁平面示意图Fig.2 Plane of the bridge

图3 桥墩桩基承台尺寸(单位：mm)Fig.3 Pile cap dimensions of piers (unit: mm)

式中：[Ra]为容许承载力；c1、c2为修正系数，取决于岩体破碎程度；Ap为端面积；frk为岩石单轴抗压强度；u为桩周长；h为嵌岩深度；ζs侧阻力修正系数；l为土层厚度；qik为土层侧摩阻力标准值．

嵌岩桩端阻力和嵌岩段侧阻力计算指标均为岩石的饱和单轴抗压强度标准值(frk)，非嵌岩段侧阻力计算指标则采用的是极限侧摩阻力标准值(qik)．

某大桥桩基工程中，礁灰岩中的钢管桩属于嵌岩桩，根据钢管桩的尺寸、打入深度，参考最近的钻孔柱状图及珊瑚礁力学参数(表1)，按照公式(1)计算得到钢管桩承载力容许值，并将计算结果与高应变检测结果绘制于图4中．结果表明，不同桩号钢管桩承载力实测值变化范围较小，平均值为12 852 kN．承载力规范计算值变化范围较大，平均值为51 733 kN，最大值为137 737 kN，最小值为17 214 kN，均大于实测值，且局部差异悬殊．

图4 竖向承载力对比Fig.4 Comparison of vertical bearing capacity

为此，将钢管桩高应变检测结果中的端阻力和侧阻力单独列出来，研究二者所占总承载力的比例(如图5所示)，可知端阻力占比72.4%，侧阻力占比27.6%．尽管钢管桩直径、贯入深度很大，其侧阻力却不到总承载力的1/3．反观钢管桩承载力规范计算结果，发现侧阻力占比很大，甚至出现侧阻力大于端阻力的情况．究其原因，发现利用岩石单轴抗压强度计算嵌岩段侧阻力是导致计算结果偏大的主要原因．钢管桩嵌岩深度的不同，导致其承载力出现大巨大变化．

珊瑚礁灰岩是一种孔隙大、结构性强及脆性大的特殊性岩体，钢管桩在打入过程中，礁灰岩胶结体结构遭到破坏，钢管桩侧壁的胶结颗粒破碎、脱落，脱落的颗粒被挤入空隙中，产生剪缩与软化现象，地表下沉(如图6所示)．导致侧壁无法提供有效的嵌固力，只能以摩擦的方式提供较低的摩阻力，欲通过加大桩长或桩径提升钢管桩承载力效果甚微、且不经济，必须选择强度相对较高的礁灰岩作为持力层，以桩端受力为主．

图6 海底钢管打入桩桩侧礁灰岩破坏Fig.6 Damage of reef limestone on the side of pile driven in submarine

鉴于此，将规范公式进行修正，与非嵌岩段一样，把嵌岩段侧阻力以极限摩阻力标准值代替饱和单轴抗压强度标准值进行计算，修正公式如下：

(1)

式中,qrk为嵌岩段岩石的侧阻力标准值．

将计算结果与实测值进行对比(如图7所示)，新公式计算值平均值为12 654，与实测值平均值12 852较接近，总体吻合较好．

图7 钢管桩竖向承载力对比Fig.7 Comparison of vertical bearing capacity of steel pipes

3 钢管桩竖向承载力的时间效应

打入桩的时间效应是指桩的竖向承载力会随着休止时间(打桩结束时间与静载试验时间间隔)的增长而增大的现象．对编号为GGZ1、P19-3、P19-4、Z5-1、Z5-2、Z5-3的5根试验钢管桩进行初打，休止1 d、4 d、12 d、21 d、35 d后共计进行5次动力测试，基于Capwapc法得到试验钢管桩竖向承载力随时间变化如图8所示．可知，钢管桩承载力的增长速度随着时间的推移逐渐减慢，休止23 d之后几乎停止了增长．其中前4天增长较快，第4天桩基承载力平均值已占总承载力的96.4%，桩的早期时间效应要更加明显，符合打入钢管桩承载力增长的一般规律[14]．总体来说，试验钢管桩承载力的时间效应不明显，总承载力时间效应平均值为1.16．

图8 钢管桩竖向承载力的时间效应Fig.8 Time effect of vertical bearing capacity of steel pipe piles

一般认为，钢管桩承载力的增长主要表现为桩侧摩阻力随时间的增长，桩端阻力随时间的变化并不大．在普通砂土中，钢管桩承载力可以增长30%～70%，有些情况下甚至可以达到数倍[15-16]．桩侧土不断增强的剪胀效应是导致桩侧摩阻力随着休止时间的增长而增大的主要原因[17-19]．本次试验中钢管桩承载力平均增长了16%，远低于常规砂土增长值，这是因为打入钢管桩只破坏了桩侧珊瑚礁的结构性，破碎的珊瑚礁颗粒提供了前期侧摩阻力的增长．但是离桩侧较远的珊瑚礁仍然保持其自稳性，无法产生剪胀效应并持续提供侧摩阻力的增长．珊瑚礁地层打入钢管桩的时间效应从侧面验证了本文提出的珊瑚礁地层中钢管桩竖向承载力计算方法的合理性．

4 结论

(1)钢管桩在打入过程中，其侧壁的礁灰岩结构遭到破坏，产生剪缩与软化现象，无法提供有效的嵌固力，只能以摩擦的方式提供较低的摩阻力，导致钢管桩承载力实测值均远小于规范计算值．提出的规范公式修正方法能够很好地预测珊瑚礁地层打入式钢管桩承载力．

(2)欲通过加大桩长或桩径提升钢管桩承载力效果甚微、且不经济，必须选择强度相对较高的礁灰岩作为持力层，以桩端受力为主．

(3)珊瑚礁具有结构性，无法产生剪胀效应并持续提供侧摩阻力的增长，致使钢管桩承载力的时间效应不明显，承载力只增长了16%．