肖 偲，王奎華，張日紅，王孟波

(1. 浙江大學(xué) 濱海與城市巖土工程研究中心； 軟弱土與環(huán)境土工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 杭州 310058；2. 寧波中淳高科股份有限公司， 浙江 寧波 315000)

靜鉆根植竹節(jié)樁是由日本引進(jìn)的新型高強(qiáng)預(yù)制樁，由樁周水泥土和預(yù)應(yīng)力管樁組合而成，樁身分布有竹節(jié)狀凸起.這種特殊的成樁形式，既改善了樁土界面的受力性質(zhì)，從而大大提高樁基承載力，而且在施工過程中泥漿排放量大大減少，更加環(huán)保.文獻(xiàn)[1-7]通過大量的模型試驗(yàn)、數(shù)值分析分別對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁的靜力承載特性、荷載傳遞機(jī)理及抗拔特性進(jìn)行了研究，得到了很多實(shí)用的結(jié)論，對(duì)于該樁型在實(shí)際工程中的推廣起到了巨大作用.

實(shí)際上，靜鉆根植竹節(jié)樁在作為建筑基礎(chǔ)時(shí)，不僅受到靜力作用，同時(shí)也受到各種性質(zhì)的動(dòng)力作用，因此研究該類型樁在動(dòng)力荷載下的振動(dòng)特性也非常重要.文獻(xiàn)[8-10]分別用平面應(yīng)變模型、考慮土體豎向波動(dòng)模型模擬樁周土，對(duì)竹節(jié)樁在動(dòng)力荷載下的動(dòng)力阻抗進(jìn)行了理論研究，重點(diǎn)分析了樁身竹節(jié)尺寸、間距和樁周水泥土硬化程度對(duì)樁頂動(dòng)力阻抗的影響，為這種新樁型的振動(dòng)特性研究打下了理論基礎(chǔ).然而，上述的研究對(duì)于竹節(jié)樁振動(dòng)的時(shí)域特性并沒有涉及，無法用來指導(dǎo)工程中最常用的低應(yīng)變樁基無損檢測(cè)方法，而且上述理論研究缺乏試驗(yàn)驗(yàn)證.在現(xiàn)有工程低應(yīng)變測(cè)試中，由于竹節(jié)樁的樁身特性和成樁特性，不能完全適用普通等截面樁的振動(dòng)理論，導(dǎo)致人們對(duì)于樁身是否存在缺陷以及缺陷位置難以判斷，易導(dǎo)致誤判，不利于工程安全和竹節(jié)樁的推廣使用.

引起竹節(jié)樁振動(dòng)特性異于普通樁基的主要原因是：樁周存在一定范圍的水泥土，而水泥土性質(zhì)隨著齡期不斷變化，水泥土與樁接觸面的黏結(jié)性異于普通土體，水泥土的存在可能導(dǎo)致時(shí)域曲線中反射信號(hào)強(qiáng)度和位置的變化.文獻(xiàn)[11-13]通過理論分析和模型試驗(yàn)，研究了管樁土塞對(duì)低應(yīng)變測(cè)試中樁身綜合波速的影響，結(jié)果表明，樁身綜合波速會(huì)受到土塞切變模量、土塞高度和樁土耦合系數(shù)的影響.文獻(xiàn)[14]通過有限元數(shù)值模擬，研究了鋼管混凝土樁低應(yīng)變測(cè)試中波速的變化，表明鋼管混凝土樁的綜合波速明顯大于混凝土樁，介于鋼管波速與混凝土波速之間.

本研究在進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)低應(yīng)變測(cè)試時(shí)，也發(fā)現(xiàn)了樁身綜合波速的變化，因此在現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，建立了有限元數(shù)值模型.首先在不同齡期對(duì)竹節(jié)樁進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)低應(yīng)變測(cè)試，同時(shí)對(duì)樁周水泥土切變模量隨齡期的變化進(jìn)行了室內(nèi)試驗(yàn)，然后基于實(shí)測(cè)的材料參數(shù)運(yùn)用Abaqus有限元軟件對(duì)竹節(jié)樁低應(yīng)變過程進(jìn)行數(shù)值模擬，通過數(shù)值解和現(xiàn)場(chǎng)低應(yīng)變測(cè)試結(jié)果的對(duì)比，研究樁周水泥土對(duì)竹節(jié)樁振動(dòng)特性的影響.

1 水泥土室內(nèi)試驗(yàn)

樁周水泥土性質(zhì)隨著齡期逐漸變化，對(duì)于樁基振動(dòng)而言，樁周水泥土的剪切波速的確定最為關(guān)鍵，然而目前尚未有對(duì)于樁周水泥土前期剪切波速的測(cè)試.本研究參考文獻(xiàn)[15]測(cè)試軟黏土切變模量的方法，使用彎曲元測(cè)試儀器，對(duì)小應(yīng)變條件下水泥土的早期切變模量進(jìn)行了研究.

1.1 試樣配比和測(cè)試方法

本次室內(nèi)試驗(yàn)采用的土為竹節(jié)樁現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)區(qū)域的淤泥質(zhì)黏土，將軟黏土烘干碾碎，經(jīng)過篩分，最大粒徑為1 mm，水泥為425普通硅酸鹽水泥.按照試驗(yàn)樁施工時(shí)樁周水泥土計(jì)算得到的配合比：每1 kg干黏土摻入水泥0.1 kg，加水0.6 kg.

將材料按配合比充分拌合均勻后，澆入與三軸儀配套的圓柱形模具中，成型后試樣上端插入彎曲元傳感器，如圖1所示.在試樣頂部施加較小的軸壓，在不同齡期對(duì)該試樣進(jìn)行剪切波速測(cè)試.

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

圖2 剪切波速測(cè)試曲線Fig.2 A testing curve for shear wave velocity

以水泥土成型后第一次測(cè)試時(shí)齡期T=0，得到各齡期水泥土剪切波速，試驗(yàn)后測(cè)得水泥土密度為 2 082 kg/m3，根據(jù)下式可以得到水泥土的切變模量：

(1)

式中：Gs、ρs和vs分別為水泥土的切變模量、密度和剪切波速.水泥土Gs隨齡期T變化如圖3所示.

圖3 水泥土切變模量隨齡期變化曲線Fig.3 Shear modulus of cemented soil in different ages

可以看到，水泥土的早期切變模量在第一天內(nèi)強(qiáng)度發(fā)展較為迅速，隨后發(fā)展逐漸減緩，由于彎曲元測(cè)試對(duì)試樣切變模量及強(qiáng)度要求較高，當(dāng)水泥土強(qiáng)度繼續(xù)增加時(shí)，此測(cè)試方法不再適用.

2 竹節(jié)樁現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

選取合適場(chǎng)地，用靜鉆根植工法，進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試樁測(cè)試.試樁為常用的單節(jié)竹節(jié)管樁，規(guī)格為：竹節(jié)處直徑550 mm，非竹節(jié)處直徑400 mm，壁厚95 mm，樁頭擴(kuò)大處直徑500 mm，竹節(jié)間距1 m，樁長(zhǎng)12 m.

本試樁采用靜鉆根植工法進(jìn)行施工，如圖4所示，鉆孔直徑為600 mm，即樁周水泥土的實(shí)際范圍.與實(shí)際工程不一樣的是，本試樁樁端沒有進(jìn)行擴(kuò)底，而且樁周所注水泥漿中水灰比均為1.0.

圖4 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)照片F(xiàn)ig.4 Pictures from field test

為了研究竹節(jié)樁振動(dòng)特性隨著樁周水泥土變化而受到的影響，成樁之前，在地表對(duì)竹節(jié)樁進(jìn)行了低應(yīng)變測(cè)試.成樁之后，在樁周水泥土不同的齡期對(duì)竹節(jié)樁進(jìn)行低應(yīng)變測(cè)試，得到時(shí)域曲線.

圖5 典型的實(shí)測(cè)樁頂響應(yīng)曲線Fig.5 Typical curves of tested responses on pile top

除了樁底反射信號(hào)幅值衰減，還可以看到，隨著竹節(jié)樁成樁以及樁周水泥土齡期增長(zhǎng)，樁底反射信號(hào)出現(xiàn)的時(shí)間也有所變化，這樣的規(guī)律與傳統(tǒng)的樁土耦合振動(dòng)理論模型不一致，按照傳統(tǒng)的樁土振動(dòng)理論來說，樁周土只會(huì)對(duì)樁的振動(dòng)存在能量的消耗，減弱反射信號(hào)的振幅，而不會(huì)影響信號(hào)的傳播速度.

3 理論模擬

3.1 理論解析模型

為了模擬現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中得到的樁身低應(yīng)變曲線變化特性，首先采用常用的解析理論方法，對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁樁頂動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行求解.以文獻(xiàn)[8]提出的竹節(jié)樁平面應(yīng)變模型為例，可得樁頂速度時(shí)域響應(yīng).

將本試驗(yàn)中樁身、水泥土等參數(shù)代入文獻(xiàn)[8]中速度時(shí)域響應(yīng)計(jì)算公式，歸一化后，可以得到水泥土不同齡期切變模量下竹節(jié)樁樁頂速度時(shí)域曲線，如圖6所示.

圖6 理論解析模型樁頂響應(yīng)曲線Fig.6 Dynamic response of pile top by analytical solution

由圖6可以看到，在平面應(yīng)變模型中，隨著水泥土模量增長(zhǎng)，樁底反射信號(hào)幅值不斷減弱，但是樁底信號(hào)到達(dá)時(shí)間不變，因此，該理論模型不能完整地模擬現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)得到的結(jié)果.經(jīng)過多次驗(yàn)算可以知道，類似的理論解析模型如考慮土體豎向波動(dòng)[9]、考慮土體三維波動(dòng)[16]、虛土樁[17]模型等均不能體現(xiàn)樁身低應(yīng)變綜合波速的變化.原因在于，上述傳統(tǒng)的解析理論模型是將樁土接觸面簡(jiǎn)化為Voigt模型或者豎向位移連續(xù)模型，前者只能真實(shí)地模擬接觸面之間的作用力，忽略了樁土之間的耦合作用；后者雖考慮到樁土之間的耦合作用，但不能考慮斜向接觸面的作用.因此傳統(tǒng)解析模型無法真實(shí)地模擬竹節(jié)處與樁周水泥土之間傾斜接觸面，更不能模擬樁土耦合振動(dòng)時(shí)的三維效應(yīng).

3.2 三維有限元模型

為了進(jìn)一步研究竹節(jié)樁周水泥土對(duì)樁身低應(yīng)變測(cè)試的影響，采用Abaqus有限元軟件建立三維模型.由于低應(yīng)變測(cè)試中激振能量很小，所以模型中樁身和土體材料采用線彈性模型，但是考慮了樁身的阻尼；假設(shè)樁與水泥土、水泥土與普通土體在低應(yīng)變范圍內(nèi)不會(huì)發(fā)生相對(duì)移動(dòng)，所以設(shè)置兩類接觸界面均為剛性接觸，位移和力連續(xù).現(xiàn)場(chǎng)低應(yīng)變?cè)囼?yàn)時(shí)，激振設(shè)備為尼龍錘，根據(jù)實(shí)測(cè)曲線，激振波形采用半正弦曲線模擬，激振周期為0.6 ms.根據(jù)文獻(xiàn)[18]的管樁低應(yīng)變測(cè)試?yán)碚?，本模型的樁頂拾振點(diǎn)與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)時(shí)一致，位于與激振點(diǎn)相隔90° 圓心角的位置.模型中，竹節(jié)樁與水泥土尺寸與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)一致，設(shè)置樁周水泥土外側(cè)直徑為600 mm，樁周土直徑為16 m，樁底土厚度為5 m.

首先建立竹節(jié)樁自由振動(dòng)的有限元模型(見圖7)，根據(jù)竹節(jié)樁在地表的實(shí)測(cè)曲線，參考廠家提供的樁身材料參數(shù)，經(jīng)過多次反演擬合，得到竹節(jié)樁樁身的彈性模量和阻尼；然后根據(jù)地質(zhì)勘探情況和相應(yīng)規(guī)范，得到樁周普通土的切變模量、泊松比；再將室內(nèi)試驗(yàn)得到的不同齡期的水泥土切變模量代入模型中，得到不同齡期下竹節(jié)樁有限元模型的低應(yīng)變測(cè)試曲線.

圖7 有限元模型Fig.7 The finite element model

有限元模型中，樁身與樁周普通土的基本參數(shù)如表1所示.

表1 數(shù)值模型中基本參數(shù)Tab.1 Essential parameters in the numerical model

將有限元模型計(jì)算得到的低應(yīng)變曲線與對(duì)應(yīng)齡期的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)曲線歸一化后進(jìn)行對(duì)比，如圖8所示.

圖8 實(shí)測(cè)曲線與模型曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of testing and simulating curves

可以看到，有限元模型曲線與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的曲線在樁底反射的幅值和反射時(shí)間上的規(guī)律基本相符，但是曲線的平滑度存在一些差異，這是由于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)傳感器拾振條件有限，曲線無法精確地表現(xiàn)樁身反射波形.

為了進(jìn)一步檢驗(yàn)該有限元模型對(duì)于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)?zāi)M的準(zhǔn)確性，計(jì)算了各時(shí)域曲線中入射信號(hào)與反射信號(hào)時(shí)間的差值Δt，并且由樁長(zhǎng)L可以計(jì)算得到每次測(cè)試時(shí)樁的綜合波速v=2L/Δt，對(duì)試驗(yàn)曲線和模型曲線中不同齡期時(shí)呈現(xiàn)的綜合波速v和樁底反射信號(hào)的幅值絕對(duì)值|H|進(jìn)行了對(duì)比，如圖9和10所示.

圖9 實(shí)測(cè)曲線與模型曲線綜合波速對(duì)比Fig.9 Wave velocity of testing and simulating curves

圖10 實(shí)測(cè)曲線與模型曲線樁底反射信號(hào)幅值對(duì)比Fig.10 Amplitude from pile bottom of testing and simulating curves

由圖9可以看到，在地表時(shí)，樁的波速最大；成樁后，波速迅速下降；隨著水泥土齡期的增長(zhǎng)，竹節(jié)樁的綜合波速逐漸增加，但增加趨勢(shì)逐漸減緩；模型曲線與實(shí)測(cè)曲線基本規(guī)律一致，波速數(shù)值略有差異，可能由室內(nèi)試驗(yàn)水泥土與現(xiàn)場(chǎng)水泥土所處環(huán)境差異引起.由圖10可見，樁端反射信號(hào)的幅值絕對(duì)值在地表時(shí)較大，成樁后迅速減小，并且隨著水泥土齡期增長(zhǎng)逐漸降低，至難以分辨；模型曲線與實(shí)測(cè)曲線基本規(guī)律一致，雖然數(shù)值略有波動(dòng)，但是基本相符.

圖11 單一土切變模量變化對(duì)綜合波速和反射幅值的影響Fig.11 The effect of soil modulus on wave velocity and amplitude

4 參數(shù)分析

為了進(jìn)一步討論靜鉆根植竹節(jié)樁低應(yīng)變響應(yīng)曲線的影響因素，本節(jié)中采用上述與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)符合良好的三維數(shù)值模型進(jìn)行參數(shù)分析.根據(jù)之前的理論研究，對(duì)于靜鉆根植樁而言，除了樁周水泥土外，樁周普通土和樁底土對(duì)樁身的振動(dòng)特性也會(huì)有影響.本節(jié)重點(diǎn)討論樁周普通土和樁底土的切變模量對(duì)樁身低應(yīng)變響應(yīng)曲線中樁底反射信號(hào)綜合波速和幅值的影響.

通過控制變量法，分別改變模型中樁周普通土和樁底土的切變模量(G)，對(duì)樁頂?shù)蛻?yīng)變時(shí)域曲線進(jìn)行分析，結(jié)合上節(jié)中對(duì)水泥土切變模量變化的分析，將各情況下樁身綜合波速和樁底反射信號(hào)幅值繪制成曲線，如圖11所示.

由圖11(a)可以看到，當(dāng)保持水泥土切變模量不變時(shí)，樁周普通土和樁底土切變模量分別變化對(duì)樁身綜合波速?zèng)]有影響；而當(dāng)水泥土單獨(dú)變化時(shí)，樁身綜合波速發(fā)生明顯變化，變化規(guī)律與上文一致.由圖11(b)可知，在本文研究范圍內(nèi)，3種土的切變模量變化都會(huì)引起樁底反射信號(hào)幅值的變化，其中水泥土對(duì)其影響最明顯，樁周普通土次之，樁底土最小，幾乎可以忽略.

5 結(jié)論

本研究通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)了靜鉆根植竹節(jié)樁低應(yīng)變動(dòng)力曲線隨水泥土齡期變化的基本規(guī)律，結(jié)合室內(nèi)水泥土試驗(yàn)，建立了有限元數(shù)值模型，并且對(duì)竹節(jié)樁低應(yīng)變測(cè)試模型和實(shí)測(cè)曲線進(jìn)行對(duì)比分析，得到以下結(jié)論.

(1) 根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，隨著水泥土齡期增長(zhǎng)，靜鉆根植竹節(jié)樁低應(yīng)變曲線中樁底反射信號(hào)峰值逐漸變小，在第五天左右已較難分辨，這對(duì)此類樁工程現(xiàn)場(chǎng)低應(yīng)變完整性檢測(cè)時(shí)機(jī)提出了更高要求.

(2) 隨著水泥土切變模量增加，樁底反射信號(hào)到達(dá)時(shí)間逐漸縮短，樁身綜合波速逐漸增加，但明顯小于樁身在地表時(shí)的波速，此現(xiàn)象與傳統(tǒng)的解析理論結(jié)果不符；在低應(yīng)變檢測(cè)時(shí)，此現(xiàn)象易導(dǎo)致樁身缺陷位置和樁長(zhǎng)的誤判，應(yīng)引起注意.

(3) 建立的有限元數(shù)值模型能夠較好的模擬樁土之間的實(shí)際耦合作用，得到的樁身低應(yīng)變曲線規(guī)律與實(shí)測(cè)雖有微小差異，但基本符合，可以以此模型為基礎(chǔ)，對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁動(dòng)力特性進(jìn)行進(jìn)一步理論研究.

(4) 進(jìn)一步的參數(shù)分析發(fā)現(xiàn)，只有水泥土切變模量變化對(duì)樁身綜合波速產(chǎn)生影響；此外，水泥土切變模量變化對(duì)樁底反射信號(hào)幅值影響最大，樁周普通土次之，樁底土最小，幾乎可以忽略.