特大型组合式高应变动力试桩重锤

李  廷^{1, 2}，何继善¹，徐振华³，钱  韬⁴

(1. 中南大学 信息物理工程学院，湖南 长沙，410083；

2. 广东省建筑科学研究院，广东 广州，510500；

3. 广州仲恺农业技术学院 城市建设学院，广东 广州，510500；

4. 东京大学 物理学部，日本 东京，3710073)

摘  要：提出组合式重锤的概念，建立锤体受力模型及重锤-桩-岩土冲击响应问题的正演分析模型与算法；研究组合式重锤的适用性和安全性，以及高应变动力试桩中各桩土参数与试验结果影响关系。研究结果表明：锤体冲击过程中基本不受拉力，符合试验要求；特大型组合式基桩高应变动力试桩重锤应用于灌注桩承载力检测是可行的；锤重、落距、桩径、桩长、土阻力分布、桩侧及桩端土弹限、锤垫刚度和力脉冲宽度等因素对检测承载力均有较大影响。

关键词：组合式重锤；重锤与桩和岩土的匹配；灌注桩；高应变

中图分类号：TU473.11       文献标识码：A         文章编号：1672-7207(2008)05-1112-07

Special large-scaled and knockdown hammer in

high strain dynamic pile test

LI Ting^{1, 2}, HE Ji-shan¹, XU Zhen-hua³, QIAN Tao⁴

(1. School of Information and Physics Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;

2. Cuangdong Provincial Academy of Architecture Science, Guangzhou 510500, China;

3. School of City Building, Guangzhou Zhongkai Agricultural Technology College, Guangzhou 510500, China;

4. School of Physics, Tokyo University, Tokyo 3710073, Japan)

Abstract: Dynamic load testing requires enough impact energy to activate the specified test load or ultimate capacity. For drilling piles, the concept of knockdown hammer was presented, and the hammer force model and the hammer-pile-soil impulse response model with its arithmetic were described. The research of the utility and safety of the hammer was performed. The affecting factors of pile-soil system to the results of dynamic load testing were also analyzed. The results show that there is no tensile force in hammer during impact and it is feasible to utilize the hammer in drilling piles dynamic testing. Drop height, stiffness of cushion, pile length and diameter, and the soil qualities etc. affect the dynamic load testing results considerably.

Key words: knockdown hammer; matching between hammer and pile-soil system; filling pile; high strain dynamic test

在高应变动力试验中，冲击设备必须具备足够的能量(较大的锤体质量和合理的锤体形状及结构)，使桩-土之间产生足够的相对位移，从而充分激发桩周和桩端岩土的阻力，这是保证试验成功的重要前提^[1]。

据调查，国内曾有组合式重锤的报道^[2-3]，但是，仅为钢片的组合或组合式的准静态试验系统，专门用于高应变动力试桩的最大重锤约为12 t，按规范^[4]要求，其检测能力约为1 000 t，这难以满足大直径灌注桩的承载力检测要求；国内有的单位曾在个别工程上采用强夯锤(如20 t)作为高应变动力试桩设备，其操作安全性及锤的冲击性能都难以满足高应变动力试桩的技术要求，且未开展系统的研究。国外主要将高应变法应用于预制桩的质量检测，很少见到将自由重锤或是组合式重锤应用于大直径混凝土灌注桩高应变动力试桩的相关文献报道；一些研究者在实验室条件下^[5-7]，用数值模拟的方法，研究不同的地质条件及其他主要相关参数对打桩过程及桩的承载力的影响，但目前没有用数值模拟的方法模拟高应变动力试桩中重锤与桩及岩土的动力响应，定量分析评价重锤激发桩周及桩端岩土阻力的能力以及明确选择试验锤重时应考虑的各种因素。

本文作者提出的特大型组合式高应变动力试桩重锤由组合式重锤和龙门架(又称导向架)等组成。其中，组合式重锤分为3种，分别为20 t(14 t+6 t)，25 t(14 t+11 t)和30 t(14 t+16 t)，目前，已完成14 t+6 t组合锤的研制并投入使用。其操作安全性及锤的冲击性能都可满足行业标准《建筑基桩质量检测技术规范》(JGJ 106—2003)^[4]的高应变动力试桩技术要求，检测能力大大加强，可满足常用大直径灌注桩的承载力检测要求，且上部14 t锤体可单独使用，组合锤体的质量可根据需要调整，实现一锤多用，节省设备投资，充分、合理地利用资源。

针对大直径灌注桩的承载力和完整性检测，不仅提出了特大型组合式动力试桩重锤的概念，而且在理论上系统地研究了锤-桩-土系统的动力响应特性，并在试验桩和工程桩上进行对比试验及工程应用，特大型组合式基桩高应变动力试桩重锤的研制及应用大大推进了高应变法在灌注桩工程质量评价中的应用，为早日解决这一困扰工程界多年的难题进行了有益的探索。

1  组合式重锤的研制

以往高应变动力试桩重锤的设计比较粗糙，只要求锤体方正并达到质量要求即可，而随着基桩承载力的提高，锤重、体积随之增加，当锤重、体积增加到一定程度之后就必须对锤体结构的合理性和安全性进行严格的设计、校核，否则将直接影响检测过程的安全性和检测结果的准确性。

1.1  重锤的构造

组合锤由锤体1和锤体2这2个铸件用直径为  60 mm普通螺栓连接而成，锤体为普通灰油铸铁(型号HT 20-40)，锤体1重14 t、锤体2重6 t。龙门架由横梁、竖向立柱、底座、斜撑组成，采用型钢通过节点板焊连接而成，锤体采用由广东省建筑科学研究院首创的钳式脱钩装置，其原理是利用两钳臂在受提升力时产生的水平分力将锤吊耳自动抱紧，锤上升至预定高度后，将脱钩装置中心吊环用钢丝绳锁定在导向架上，缓慢下放落锤使锤的重力逐渐传递给中心吊环的钢丝绳，此时，两钳臂所受上拉力逐渐减小，抱紧力也随之减小，抱紧力减小到一定程度后锤将自动脱钩。

1.2  重锤与螺栓的内力计算分析

将组合式重锤视为由螺栓联结的2个刚体，由于组合式重锤在波的传播方向上的尺寸(长度)为1.94 m，远小于冲击应力波的波长(为30~60 m)，因此，当冲击应力波在锤体中传播时，锤体各个横截面运动的不均匀性很小，所以，锤体可近似为刚体，但对细长锤体，锤体内各截面运动的不均匀性明显增加，此时，应将锤体视为弹性杆件进行冲击响应分析。

1.2.1  算法1 —— 刚体动力学分析法

以重锤与桩顶面接触开始计时，此时，重锤可视为由锤体1和锤体2这2个刚体通过螺栓连接，数值计算的时间步长取为?t=1/c (c为桩身材料弹性波速)，即与桩的动态响应分析步长相同，并假定在内，锤体受力呈线性变化，力、速度、位移均以向下为正，向上为负(锤体受力时程曲线如图1所示)。分析冲击过程时，忽略锤体自重及导轨的摩擦力。根据动量定律、牛顿第三定律及锤体与桩撞击过程中的运动特性推导出以下计算公式：

≥0, F(r, j)＜0。   (1)

式中：M₁为锤体1的质量，kg；F(r₂, j)为锤体2在j时刻受到锤体1的作用力，N；M₂为锤体2的质量，kg；F(r, j)为锤体在j时刻受到桩顶面的作用力，N。

图1  锤体受力时程曲线

Fig.1  Curve of hammer force

由此可见，在冲击过程中，螺栓不受拉，只在冲击前由于锤体2自重产生拉力。这是一个非常重要的结论，是设计组合式重锤的主要依据。根据这个结论，可以改变锤体2的质量，从而得到各种不同的组合重锤，例如：锤体14＋锤体4，锤体14＋锤体8，锤体14＋锤体11，锤体14＋锤体16等等，真正实现一锤多用。

1.2.2  算法2 —— 弹性体动力学分析法

在高应变动力试桩中，冲击脉冲的波长(为30~60 m)远大于锤的长度，根据两锤体的联结特征，将重锤的力学模型抽象为2个弹性体由2个弹簧相连，即“双弹簧模型”，一个弹簧只提供拉力，另一个弹簧只提供压力。

将组合锤近似离散为8个单元，下锤体2个、上锤体6个，下锤体底面为截面0，依次向上为截面1，2，3，…，9，上、下锤体由2个弹簧相联系，当截面2和3相对位移减小时压簧传递压应力，压簧刚度为该段铸铁的刚度k₁，当截面2和3相对位移增加时，拉簧工作，其刚度等于螺栓组的刚度k₂，锤体单元长度为0.2 m，分析时间步长?t=0.2/c_h (c_h为锤体材料弹性波速)。位移、速度向下为正，压应力为正。经专门编制并申请专利的程序计算截面2和截面3各个时间步长的相对位移并以此推算双弹簧模型的弹簧内力，在冲击过程中，螺栓组所受拉力很小，这个结论和前面算法1的结论基本一致，与实测锤体受力也基本吻合。因此，在力脉冲波长远大于锤体长度的前提下，可将重锤视为刚体进行冲击响应分析。

1.2.3  冲击过程中锤体受力的现场实测值与理论值 对比

现场试验人员分别在组合锤(14 t+6 t)锤体和联结螺栓上安装应变式力传感器以测试冲击过程中重锤以及螺栓的受力状况。根据现场测试结果显示，重锤在冲击过程中均受压力作用，而不受拉力作用；连接锤体1和锤体2 的螺栓也不受拉力作用，只有很小的压应力作用(14 kN)与重锤锤体所受的压力(20 MN)相比可忽略，这个微小的压力可能与螺栓安装过程中不对称有关。因此，在冲击过程中联结螺栓基本不受拉力，这与前面理论分析的结论一致。

2  重锤-桩-岩土的冲击响应

传统的波动方程分析程序^[8-10]，是以桩上部实测的桩身物理量为边界条件，用行波理论采用数值法反演分析求解波动方程，从而获得动力试桩过程中岩土对桩的阻力及桩身阻抗变化状况。而对于分析“重锤与桩及岩土冲击响应”(也就是锤与桩、土的匹配问题)，可以创造性地采用正演分析的方法，假定锤重、落距已知；桩周、桩底土的力学模型及参数、桩的物理参数、几何尺寸也是已知，故可以运用行波理论，采用数值计算的办法，求解锤、桩冲击过程中，锤体的受力，以及各桩单元的位移和各土单元被激发的最大静阻力，进而模拟桩上部单元实测的物理量，以便定量地评价重锤激发桩周及桩底岩土阻力的能力及影响因素。

2.1  重锤-桩-岩土冲击响应计算模型

2.1.1  桩模型

在本计算程序中桩的模型采用改进的连续杆件模型^[8]，将桩分成n个弹性杆件单元，取桩的截面积和弹性模量为杆件单元的截面积和弹性模量。每个单元的长度约为1 m，不同材料的单元长度值不等，但各单元的长度取值必须使应力波通过各单元的时间相等。对每一个单元而言，均假设土阻力作用在单元的底部。杆件单元的阻抗变化仅发生在单元的界面处，波在单元内部不发生畸变。经过时间间隔步长后，上行波P_u(i, j-1)从i单元的底部传到单元顶部，成为P_u(i-1, j)，下行波P_d(i-1, j-1)从单元顶部传到底部，成为P_d(i, j)。当F(r, j)≥0时，计算截止，即桩顶不可能产生向下的力。

2.1.2  土模型

土为粘弹塑性体，因此，土对桩的运动阻力可分为2个部分^[5]：动阻力R_d(i, j)与静阻力R_c(i, j)，如图2和图3所示。

图2  土的静阻力模型

Fig.2  Static resistance model of soil

图3  土的动阻力模型

Fig.3  Dynamic resistance model of soil

各单元土的极限静阻力R_u及弹性极限Q_u(i)均为已知量，桩单元i在j时刻的静、动阻力分别为：

2.2  桩身缺陷及桩身材料阻尼

为了模拟接桩或桩身裂隙，在桩单元相邻界面增设了桩身拉压模型。一般而言，当一个接缝完全张开时，它会将传至该截面的波全部反射；当它闭合时，可将传来的波全部透射。如果接缝两边相邻2个单元的相对位移U_r达到接缝有限的松弛量 —— 受拉位移s_t或者受压位移s_c后，它就可以传递拉力波或者压力波了，如规定受拉位移为负，则：

U_r＞s_c，可传递压力波；

U_r＜s_t，可传递拉力波。

程序中采用了轮回松弛模型和最大连接力模型来模拟桩的接缝松弛。

定义c_p为桩材料的阻尼，用于计算波的变化，减低新产生的效应。则

；  (4)

。  (5)

式中：“*”号表示考虑材料阻尼后的应力波值，桩阻尼可使曲线光滑。桩材料阻尼是一个相对较为稳定的值，对钢材为0.01，混凝土为0.02，木材则相对高一些，桩阻尼会使桩底反射波轻微滞后。

3  数值计算内容及计算结果分析

3.1  数值计算内容

高应变动力试桩中重锤激发的土阻力(以下简称r_c)受很多因素的影响^[11-13]，包括锤重(m_h)、落距(F_h)、垫刚度(k_d)、桩径(P_d)、桩长(P_l)、桩侧土(Q_S)及桩端土(Q_T)的弹限、土的极限阻力、阻尼系数等参数。为了探讨各参数对r_c的影响规律，进行了大量的计算分析。为便于说明，此处选取1个锤-桩-土基本模型，在进行计算时，一般每次都只改变1个参数，而保持其他参数不变，并进行如下假设：

a. 桩侧土单位面积的侧土阻力从桩顶到桩底呈线性(增大)变化，桩底土单位面积的端阻力不变；

b. 桩侧土每一单元的弹限、阻尼系数都相等；

c. 桩混凝土的密度设为2.5×10³ kg/m³；

d. 变桩长时，保持总的侧阻力不变。

基本模型参数取值为：落距1.5 m，锤重14 t，桩径1.4 m，桩长20.0 m，波速3 460 m/s，锤垫刚度k_d为400 MPa?m，桩侧及桩端土弹限Q_u、桩侧及桩端土单元极限静阻力r_u、桩侧及桩端土凯斯系数j_c的取值分别为：2.5 mm，28→560 kN和1.0(对桩侧)；2.5 mm，4.900 MN和0.2(对桩端)；r_c理论值为10.780 MN。

3.2  计算结果分析

3.2.1  锤重m_h对激发的岩土阻力r_c的影响

基本模型中，只改变锤重(1，2，4，6，8，11，14和18 t)，r_c与锤重的关系曲线见图4。从图4可以看出，在锤重较轻时，r_c和它的变化几乎是线性增大的；随着锤重的增大，即冲击能量的增加，桩身下部与桩端土的阻力逐渐得以发挥，它们的变化趋势也慢慢趋于平缓，最后，在土阻力得到完全发挥后，再加大锤重，r_c不再增加。从计算过程可见，当锤重较轻时，桩底反射明显，锤重增加后桩底反射越来越弱，因此，在保证足够冲击能量的前提下，用窄脉冲进行桩身完整性的评价更合适。另外，随着锤重增加，力脉冲作用时间显著增加。

图4  激发土阻力r_c与锤重m_h的关系曲线

Fig.4  Relationship curve between r_c and m_h

3.2.2  重锤落距F_h对r_c的影响

基本模型中，只改变落距(0.3，0.6，0.9，1.2，1.5，1.8和2.1 m)，r_c与落距的关系曲线见图5。从图5可以看出，在落距较低时，r_c和它的变化是逐渐增大的；随着落距的增大，桩周土阻力逐渐得以发挥，它们的变化趋势也慢慢趋于平缓，最后，在土阻力得到完全发挥后再加大落距，r_c不再增加。另外，力脉冲作用时间为19.4 ms保持不变，因t_r与落距无关。

图5  激发土阻力r_c与落距F_h的关系曲线

Fig.5  Relationship curve between r_c and F_h

3.2.3  桩径P_d对r_c的影响

基本模型中，只改变桩径(0.5，0.8，1.1，1.4，1.7，2.0，2.3和2.6 m)，r_c与桩径的关系曲线见图6。从图6可以看出，在桩径较小时，极限土阻力的理论计算值也较小，因而土阻力得到充分发挥，r_c也随着桩径的增大而增大，直到桩径达到1.6 m左右；随着桩径的进一步增大，r_c反而有所减小，并慢慢趋于平缓。这说明，随着桩径的进一步增大，在基本模型中其他参数不变的情况下，桩端土阻力的发挥越来越受到限制。桩的刚度增大使重锤与桩的匹配能力下降，力脉冲宽度t_r随着桩径增大而逐渐减小。

图6  激发土阻力r_c与桩径P_d的关系曲线

Fig.6  Relationship curve between r_c and P_d

3.2.4  桩长P_l对r_c的影响

基本模型中，只改变桩长(4，7，10，15，20，25，35和45 m)，r_c与桩长的关系曲线见图7。从图7可以看出，由于改变桩长并没有改变总的桩侧阻力及桩端力，r_c并没有随桩长的改变而发生较大的改变。在桩长较短时(小于15 m)，激发土阻力随桩长而增加，桩长大于15 m后r­_c基本不变，其原因可能是桩长较短时，桩的运动更近似刚体，冲击能量因动阻力而更多地被消耗。在计算模型中考虑了桩身材料本身对应力波能量的吸收，即应力波在沿桩身传播过程中存在能量衰减(路损)，应力波传播路径越长，这种变化越大，因此，桩长变大时，桩中、下部的岩土阻力越难激发，r_c也因桩长变大而减小。另外，力脉冲作用时间不变，与桩长无关。

图7  激发土阻力r_c与桩长P_l的关系曲线

Fig.7  Relationship curve between r_c and P_l

3.2.5  土阻力分布对r_c的影响

基本模型中，只改变土阻力分布，并假定桩侧、桩端土弹限相等(2.5 mm)。分析结果显示^[14]：r_c与土阻力的分布无关，但是，在一般情况下，桩侧土弹限小于桩端土弹限，在这种情况下，r_c将随端阻力的减小而增大，即摩阻力比端承力更易激发，因此，对端承型桩(嵌岩桩除外，因为它的桩端弹限很小)，锤重的要求更高，但t_r不变化。

3.2.6  桩侧土弹限对r_c的影响

基本模型中，只改变桩侧土弹限(2.5，3.5，6.5，8.0，9.5，11.0和12.5 mm)。分析结果显示：r_c随着桩侧土弹限的增大而慢慢减小。即要充分激发桩侧各单元的土阻力需要更大的桩-土相对位移，此时，对锤重将提出更高的要求，但t_r不变化。

3.2.7  桩端土弹限对r_c的影响

基本模型中，只改变桩端土弹限(0.1，0.5，2.5，3.5，5.0，10.0，20.0和40.0 mm)。分析结果表明：在桩端土弹限小于2.5 mm时，桩周土阻力得以完全发挥，r_c不变；在桩端土弹限大于2.5 mm以后，r_c随着桩端土弹限的增大而减小，在桩端土弹限大于桩顶最大位移后，r_c就变得越来越平缓。因此，对Q—s曲线呈缓变形的大直径桩，由于桩端弹限大，对锤重的要求相当高，所以，在行标中，对高应变动测在这类桩上的应用进行了一定的限制，但t_r不变化。

3.2.8  桩垫刚度对r_c的影响

基本模型中，只改变桩垫刚度，r_c与桩垫刚度的关系曲线见图8。从图8可以看出，在桩垫刚度较小时，r_c随桩垫刚度的增大而增大；随着桩垫刚度的增大，r_c达到理论值。另外，t_r对桩垫刚度相当敏感，随着桩垫刚度下降，t_r显著增加^[15]。

图8  激发土阻力r_c与桩垫刚度K_d关系曲线

Fig.8  Relationship curve between r_c and K_d

3.2.9  力脉冲宽度t_r的影响因素

a. 锤重：影响大，锤重增加1倍，脉宽t_r增宽约40%；

b. 桩径：有一定影响，随着r的增大，桩刚度变大脉宽变小；

c. 桩垫刚度：影响很大，当k_d=10 MPa?m时，脉宽为17.9 ms；当k_d=100 MPa?m时，脉宽为27.7 ms；随着K_d的不断增大，脉宽越来越宽。

3.2.10  关于“重锤低击”问题

以基本模型为基础，降低k_d以不充分激发土阻力，k_d取300 MPa?m，只改变锤重和落距，基本保证激发的r_c不变(实际误差小于1%)，计算结果见表1。从表1可看出，随着锤重的增加、落距降低，最大冲击力F_max将逐渐降低，最大相差1.125 MN。

因此，在激发的土阻力r_c相同的前提下，“轻锤高击”易造成桩顶破坏的主要原因有：

a. “轻锤高击”将在桩身上产生较大的峰值压  应力；

b. 轻锤一般横截面面积小，与桩顶面作用面积小，压强大；

c. 高落距会加剧锤的偏心冲击，从而使桩顶受力不均匀而造成桩顶局部受压破坏。

表1  锤重、落距与桩顶最大冲击力的关系

Table 1  Relationship between hammer mass, drop height and the max impulse force on pile top

4  结  论

a. 在重锤冲击过程中，锤体内部基本没有拉应力，可近视为刚体，重锤的冲击性能及安全性能符合规范及现场的试验要求。可见，特大型组合式基桩高应变动力试桩重锤应用于灌注桩的承载力检测是可 行的。

b. 基于一维行波理论，连续杆件模型建立的重 锤-桩-岩土冲击响应问题的正演分析模型与算法分析结果表明，在选择试验锤重时应考虑以下因素：除了总的承载力外，还应考虑桩的承载性状；桩径越大，桩本身的惯性越大，锤与桩的匹配能力下降，要求锤体质量越大；桩侧、桩底土弹限的影响力很大，土的弹限越大，要求锤体质量越大；桩垫的选择应该是保证充分发挥岩土阻力的前提下，尽量选用较软的桩垫；“轻锤高击”虽然也可以提高冲击能量，但在激发的承载力相近的条件下，会造成桩顶局部受力过大而破坏，因此，在高应变动力试桩中应采用“重锤低击”。

c. 为进一步推动高应变法在大直径灌注桩承载力检测中的应用，应针对不同的桩土界面特征及桩端条件提出不同的界面模型并加以验证，以使结果更加准确、可靠。

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收稿日期：2007-11-23；修回日期：2008-01-15

基金项目：广东省科技攻关资助项目(2KM02005G)

通信作者：李  廷(1975-)，男，辽宁本溪人，博士研究生，高级工程师，从事地基基础方面的研究与检测工作；电话：020-87254094；E-mail: lijordanpc@163.com