港珠澳大桥大直径钢吊锤群振法施工及可操纵性分析

工程20（2023）180研究土木工程-文章港珠澳大桥大直径钢吊锤群振法施工中的可操纵性W.J. 卢a，b，B。Lic，d，e，J.F.Houc，d，e，X.W.徐c，d，e，H.F.Zoua，f，L.M.Zhanga，b，Zhanga香港科技大学土木及环境工程系，中国香港九龙999077b香港科技大学深圳研究院，深圳518057c天津港口工程研究院有限公司，公司中交第一航务工程有限公司有限公司、邮编：300222d中华人民共和国交通部港口岩土工程重点实验室e中交一航局有限公司，邮编：300461fAECOM亚洲有限公司，中国阿提奇莱因福奥文章历史记录：2021年2月23日收到2021年5月29日修订2021年7月28日接受2022年1月19日在线提供保留字：港波动方程分析大直径钢圆筒人工岛海上基础A B S T R A C T港珠澳大桥（HZMB）涉及使用八个振动锤组安装120个直径为22 m、重量达513 t、贯入深度达33 m的巨型圆筒。由于缺乏对大直径钢圆筒在多振动锤作用下的可打入性的工程经验，钢圆筒的贯入速度和贯入时间的预测是一个公开的挑战，对港珠澳大桥的施工控制有相当大的影响本文在地质调查、现场监测和可钻性分析的基础上，对港珠澳大桥大直径钢圆筒的振动沉贯进行了研究。分析了东、西人工岛钢圆筒的振捣贯入率、安装精度和动力响应。土壤动阻力对液压缸的可打入性有很大的影响然而，目前的设计方法估计振动驱动土壤阻力被证明是不准确的，没有考虑的尺度效应。因此，在这项研究中，提出了一种改进的方法与归一化的有效面积比Ar; eff计算振动土壤阻力开口薄壁圆筒在未堵塞的条件下。该方法考虑了振动驱动土壤阻力的尺度效应，计算结果与实测数据更接近，可为工程实践提供参考©2022 The Bottoms. Elsevier LTD代表中国工程院出版，高等教育出版社有限公司。这是一篇CC BY-NC-ND许可下的开放获取文章（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）中找到。1. 介绍港由于本工程处于亚热带海洋季风区，台风、暴雨、风暴潮频繁，对两座人工岛的建设技术要求很高。此外，由于附近有白海豚保护区，必须尽量减少对海床生态系统的干扰，并在填海期间需要围堰*通讯作者。电子邮件地址：cezhangl@ust.hk（L.M. 张）。减少污染。综合考虑上述因素，提出了采用120个大直径钢圆筒作为岛壁结构的人工岛创新方案，提出（图1（b））。如图2所示，首先将直径为22米的钢圆筒和辅助弧形板安装到海底，并逐一回填砂。围岛形成后，进行岛内填砂排水，钢圆筒作为巨型围堰。这种方法不仅加快了岛屿的排水和固结过程，而且减少了污染。钢圆筒围护结构还可实现内填海和外护岸堤的同步施工。通过使用这种创新的土地复垦方法，在207天内完成了两个人工岛的巨大成就[3，4]。将直径大于5m的开口薄壁无底圆柱壳定义为大直径钢圆筒[5]，已广泛用作临时围堰https://doi.org/10.1016/j.eng.2021.07.0282095-8099/©2022 THE COMEORS.由爱思唯尔有限公司代表中国工程院和高等教育出版社有限公司出版这是一篇基于CC BY-NC-ND许可证的开放获取文章（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。可从ScienceDirect获取目录列表工程杂志首页：www.elsevier.com/locate/engW.J. 卢湾，澳-地Li，J.F.Hou等人工程20（2023）180181图1.一、（a）港珠澳大桥及（b）东西人工岛的示意图标准贯入试验。图二.人工岛施工程序照片：（a）圆筒安装，（b）辅助弧形板安装，（c）岛围排水，（d）岛围排水，（e）岛排水，（f）洞门与护岸同步施工在沿海和近海工程建设中。以前，大直径钢圆筒是通过一个接一个地穿透互锁板桩在现场组装的，这是耗时且质量低的[6]。在日本关西国际机场，由互锁板桩制成的预组装钢圆筒被整体打入作为永久性侧向支护结构，表现出高施工效率，但强度和水密性不令人满意[7]。在港珠澳大桥中，已经发明并采用了由两个大型钢壳辅以防水辅助弧形板形成的整体圆筒，其具有更好的整体性、防水性和力学性能[5]。采用八振锤组，对120个直径为100mm的整体钢圆筒进行了全方位的锤击，22米，平均身高45米。港珠澳大桥的成功经验不仅促使其他海上开发项目（如德国的里夫加特风电场、丹麦的安霍尔特风电场及中国的深圳至中山航道）使用多锤系统在大直径管道钢圆筒大的重量和嵌入深度、显著的土壤阻力、钢圆筒的潜在屈曲和屈服以及锤组的同步控制对其安装提出了很大的挑战。Tara et al.[1]and Xu et al.[8]使用不同的方法进行驾驶性能分析。虽然对8台美国APE 600型振捣器进行了验证，但不同的打桩分析方法得到的分析结果差异较大，不能准确预测沉桩速度和时间。这对港珠澳大桥的建造管制带来相当不利的影响。大直径圆筒可打入性分析的难点在于两个方面：振动驱动土壤阻力的确定和尺度效应。通过模型试验[9，10]、现场试验[11，12]、解析方法[13]和数值方法[14，15]，对振动沉桩的机理和影响因素进行了大量的研究。然而，以前的研究主要集中在规则桩，通常小于1米的直径。锤组驱动22m直径钢圆筒的可打性研究较少.外推目前的分析方法，以大直径薄壁圆筒仍然是一个挑战。研究团队参与了港珠澳大桥人工岛的地质勘探、前期设计、施工监测（特别是钢圆筒现场监测）等工作，积累了丰富的现场经验和现场数据。本文在钢圆筒安装现场监测的基础上，目的是：①利用地质资料分析东、西部人工岛大型钢圆筒的贯入速度，W.J. 卢湾，澳-地Li，J.F.Hou等人工程20（2023）180182@t2¼c-@x2：>p本文的主要工作是：①根据实测数据和贯入记录，研究大型钢圆筒的动力响应; ②基于应变监测数据，研究大型钢圆筒的动力响应;③对现有的用于可钻性分析的振动驱动土阻力设计方法进行评价;③提出考虑尺度效应的改进方法，供工程实践参考。2. 振动打桩2.1. 基于波动方程的可打性分析的目的是评估打桩阻力、桩应力、贯入时间和锤的适用性，以指导施工。以前的可打入性分析方法（如打桩公式）将桩视为刚体，可以检查桩的承载力和打桩系统，但既不能预测桩的响应，也不能预测贯入速度和持续时间[16]。一种更精细的解决方案是Smith[17]建立的波动方程分析，该方法将桩视为可变形介质，并考虑应力波沿桩的传播。线性一维波传播的支配方程为：8>@2u2@2u具有相同的幅值和周期F向下。 当桩端固定时（图3（b）），Fup开始为压缩。 作为F up和F down之和，在桩头处测得的总力P与F down相比显示出相同的周期但更大的幅度。如果桩端与土在桩向上运动过程中分离，则不存在土的抗拉阻力。在这种情况下，Fup和P如图3（c）所示，其中P的压缩分量大于拉伸分量，并且波形在这种不平衡趾部条件下发生变化。在实际打桩工程中，土阻力作用于桩身和桩端，桩土相互作用复杂，需要用数值方法求解波动方程进行可打入性分析。桩体离散为弹簧连接的质点，桩土相互作用用弹簧和阻尼器模拟。然而，目前的可打入性分析程序（如GRLWEAP和Vipere）适用于由单锤打入的小型桩[18]。如何将其合理地扩展到大直径多锤驱动的圆筒结构是港珠澳大桥的关键问题2.2. 振动驱动土壤阻力振动沉桩过程中土体的阻尼电阻，R静态阻力下驾驶潮湿。c¼E=q其中c是应力波传播速度;u是在时间t和位置x处的颗粒位移;E和q分别是桩材料的杨氏模量和密度。该方程的通解包括两个反向传播的波分量，即打桩时的向下和向上传播。如果一个向下的激励力，F向下，从t1顶部，它在t1+H/c（其中H是桩长）到达桩底，被反射为向上的波，F向上，最后返回在t2=t1+ 2H/c时到达顶部。在桩上测得的总土阻力R、桩力P和桩速V顶部是桩的安装通常小于长期静阻力Rs，有两种公认的机制：摩擦疲劳表明，由于剪切收缩、颗粒重排和破碎，循环荷载下土壤阻力降低【10，19】。白色[20]表明摩擦疲劳随加载循环次数增加而增加，在约10 4次循环时达到最小容量值，即峰值的18%对于冲击打桩，摩擦疲劳程度通常与桩端距离有关，如西澳大利亚大学的方法（UWA-05方法）和Alm和Hamre提出的方法（AH方法）[21]。对于振动打桩，由于大量的振动循环，恒定的最小轴摩擦力通常RPt1ZVt1Pt2-ZVt2假设，通过减少因子b量化[1，22]。但2t12þ2ð Þ摩擦疲劳方法没有考虑高频振动下孔隙水压力的累积，这导致了其中Z是桩阻抗。港珠澳大桥钢圆筒在平均高度为45 m，应力波在钢中的传播速度为5188 m· s-1的条件下，应力波沿圆筒轴的往返时间（t2t1）约为0.02 s。APE 600锤的向下刺激力是周期为0.08 s（12.58 Hz）的正弦波，在压缩（取为正）和拉伸（取为负）之间变化。假设F向下开始为压缩，三种可能的趾部响应示于图 3（a）-（c），其中F <$和R <$代表力和土壤阻力分别由F的最大值向下归一化。当桩尖自由时（图图3（a））中，反射波Fup开始为拉伸波，有效应力和土壤阻力迅速下降[23]。 Holeyman等人[24]提出了一种方法，根据振动系统加速度[24]，在长期静态阻力和“液化阻力”之间插入振动土壤阻力土塞是开口桩的另一个安装因素，对作用在桩上的有效径向应力和阻力有显著影响[25]。堵塞效果可通过增量填充比IFR =Dh /D深度进行量化，其中Dh是土塞高度的增量，D深度是渗透深度的增量[26]。随着IFR从1减小到0，图3.第三章。三种不同趾部条件下的应力波：（a）自由趾部（Rtoe= 0）;（b）固定趾部（Vtoe_up= 0;Vtoe_down= 0）;（c）接触趾部（Vtoe_down= 0;Rtoe_up= 0）。 T：振动的时间周期。 Rtoe：脚趾阻力;Rtoe_up p：向上脚趾阻力;Vtoe_up p：向上脚趾速度;Vtoe_down：向下脚趾速度。F<$和R<$：分别由Fdown的最大值标准化的力和土壤阻力ð1ÞW.J. 卢湾，澳-地Li，J.F.Hou等人工程20（2023）180183·由不堵塞穿透的内-外轴阻力系统转变为堵塞穿透的外轴和基础阻力系统。实验和数值证据都证明了桩直径对堵塞效果的依赖性[27然而，目前的振动土阻力的估算方法是从封闭桩或小直径开口桩的土塞试验得出的。外推时应考虑尺度效应直径为22米的薄壁结构。3. 港珠澳大桥大直径圆筒振动安装3.1. 场地特征如图1（b）所示，在安装圆柱体之前，进行钻孔，并进行标准贯入试验（SPT），以表征土壤分层、土壤特性和各层的承载能力。根据钻孔资料，东、西两个岛址的海底条件可分为8个地层（L1东侧L3层为晚更新世陆相洪积，平均含水量为34%，流动性指数为0.31，孔隙比为0.95，天然密度为1900 kg m-3。通过固结不排水三轴试验测得L3的有效粘聚力和有效内摩擦角分别为36 kPa和20.7°，表明L3比下卧层更坚硬。 图 4（a）亦显示东港岛的地盘情况较西港岛复杂。由于淤泥层（L1）的承载力较低，因此对两个场地进行了疏浚和粗砂回填。钢圆筒附近土壤的标准贯入试验结果见图4（b）。一般而言，两个地点的标准贯入氮击数随深度增加而增加，表明土壤强度随深度增加的总体趋势。东部岛屿场地的SPTN值由于更加复杂而更加分散。SPTN值在-20和-30米的东部岛屿，由L3贡献3.2. 钢圆筒布置及安装程序图1（b）显示了东部和西部人工岛的钢圆筒布局，其中分别安装了59个和61个圆筒以形成岛屿外壳，外径为22米，壁厚为16毫米。每个气缸通过纵向和周向肋加强，以避免屈曲。圆柱体的重量和高度分别在451.44-513.04 t和40.5-50.5 m的范围内。除了钢圆筒外，相邻圆筒之间还安装了辅助弧形板，用于横向固定和防水，是港珠澳大桥的另一项创新。钢筒安装程序如下：(1) 钢圆筒由起重能力为4000 t的浮吊吊起在定位船确定安装坐标后，调整圆柱体的平面角度，保证U形槽钢与辅助弧形板连接的正确位置。(2) 起重机的张力逐渐释放，以控制在一个安全的速度在缸的自重下沉，直到没有进一步的下沉发生与零张力。(3) 振动系统和测量系统启动，进行间歇式振动贯入，以保持锤的良好工作状态。同时，在整个振动沉桩过程中，保证吊车张力不为零，以控制沉桩速度，保证施工安全。(4) 一旦达到指定的埋深，振动打桩就终止了。(5) 渗透后立即用砂回填圆筒，以确保稳定性。采用分层回填、振冲、排水相结合的方法处理。(6) 在相邻圆筒的U形槽内插入两块辅助弧形板，先利用自重，再用两块APE 200-5型锤进行振动沉贯。(7) 在相邻圆筒和两个辅助弧形板围成的区域内进行回填和排水。这些钢圆筒的垂直剖面如图所示。图4（a），其中黑色实线表示圆柱体的最终位置，虚线表示自重下沉的深度。西人工岛的圆筒首先靠自重下沉约15 m，然后用振动锤组打入5相比之下，在东部岛屿的圆筒下沉的自重在5米之内，但经历了约20米的振动穿透深度最大穿透深度在东部场地为33米3.3. 设备和仪器如图5所示，振动驱动系统由八个APE 600液压振动锤组成，它们固定在一个工字形的图四、东部和西部人工岛的现场条件：（a）现场分层和（b）标准贯入击数。W.J. 卢湾，澳-地Li，J.F.Hou等人工程20（2023）180184··-------图五、振动驱动系统的照片（a）APE 600型振动锤;（b）八锤组和共振梁;（c）分辨率为0.1米的刻度标记(d)全站仪;（e）应变仪;（f）应变仪的分布。H1环梁，技术规格见表1。每只锤下安装两个液压夹具，与钢筒连接整个系统由浮吊通过两个吊钩悬挂，以便调整垂直度为了实现八锤同步，采用双向齿轮箱的多级传动来抵消振动器启动和关闭时的相位差所有液压马达共用相同的油源，以确保一致的流量和压力。此外，连接所有锤的谐振梁在钢圆筒外部涂上分辨率为0.1 m的刻度标记，以记录振动安装期间单位周期的穿透深度（图5（c））。利用全站仪和全球定位系统（GPS）监测圆柱体上各参考点的坐标，评价垂直度和平面偏差。位于西人工岛的W36圆柱体配备了应变仪，以监测其机械响应。 如图在图5（e）和（f）中，电阻应变计以四列安装在锤1下方的圆柱壁上，4、5和8，垂直间距为1.5至10.0 m。应变片采用单桥结构，环氧树脂防水，钢槽保护。4. 大直径圆筒在安装过程中的性能结合振动沉贯记录和现场条件，分析了两个人工岛钢圆筒的沉贯速度和安装精度。基于实测应变，对W36圆筒的动态响应进行了详细的研究。4.1. 普及率在剔除暂停间隔的基础上，对东、西人工岛的累积贯入次数进行了统计分析。西区所有61个钢圆筒东人工岛的安装时间较分散，59个筒体中有40个在25 min内完成，但有7个筒体在60 min以上才到达设计深度。图6给出了典型圆柱体累积贯入的时间历程。西部地区的时间历程也显示出类似的模式：初始速率为1.7-相比之下，东部岛屿的一些时间历程显示出由于存在硬粘土层L3而导致的非常缓慢的初始渗透率。在穿过该层之后，渗透率增加。东、西两个岛屿的差异主要是由于东部场地的复杂场地条件，特别是L3的存在由于L3是厚度不连续的，不同圆柱体的东岛时程差别很大。对四种典型圆柱体的标准贯入度N值和振动渗透率进行了积分。图7（a）显示了W36圆柱体的结果，该圆柱体从30.6米振动驱动到42.0米。在粉质粘土层中，贯入速度相对较大（4-到达承压层后急剧下降为零。钻孔和标准贯入试验均表明粉质粘土层中夹有高N值中砂夹层，但对渗透率影响不大。因此，该层可能是局部突变，而不是覆盖整个圆柱体斑点的夹层。通过振动驱动，W19缸从27.9 m下沉到37.0 m，SPTN值从10单调增加到20，然后在35 m处略有下降（图7（b））。相应地，当遇到较软的土壤时，贯入速率也随着深度的增加先减小后增大。图7（c）显示了E9圆柱体从21.6米到38.1米的贯入度。E9遇到大陆粘土层L3，在振动压实开始时，标准贯入击数高达33击因此，在初始阶段，穿透速度较低，穿透该层的累积时间很长：穿透5 m约需75 min经过这一关，表1APE 600液压振动锤项目功率（kW）振动频率（Hz）激振力（kN）上拉力（kN）重量（t）一锤子671.423.34 8302 22483八锤组5371.223.338 64017 792184W.J. 卢湾，澳-地Li，J.F.Hou等人工程20（2023）180185见图6。典型人工岛大直径钢圆筒的振动沉贯试验记录。(a)（1）西岛;（2）东岛。层和进入粉质粘土层时，随着埋深的增加，贯入速度先急剧增加后略有减小。第二阶段的持续时间仅为约20分钟，穿透深度为12米。相比之下，圆柱体E55所在的海床也包含L3层，但E55通过自重穿过这一层（图3）。 7（d））。E55的累计安装时间为18分钟，穿透20米。虽然西部人工岛的贯入率相对较高，表明振动系统的“能力过剩”，但由于刚性粘土层L3，在东部人工岛上，八振子组是必不可少的。考虑工字形环梁、锤头尽管这两个人工岛的土壤分层情况不同，但对这两个人工岛使用相同的振动除污系统为了施工安全，在西部场地，与减少锤击数相比，增加吊车张力或降低锤击输出功率来减缓贯入速度更为可行。4.2. 安装精度在振动安装过程中，采用双吊钩吊起振动系统来调整大直径钢圆筒的垂直度。图8（a）中给出了安装后气缸倾斜度的统计数据。西人工岛100%圆柱体和东人工岛95%圆柱体的倾角小于1%。两个网站之间的差异归因于东岛复杂的场地条件。与海上桩体垂直度的最低要求（即海上风力发电机的2%）相比[31]，港珠澳大桥大直径薄壁圆筒的垂直度控制质量极佳。图8（b）中给出了钢圆筒的指定中心和最终中心之间的径向距离DL的统计数据。结果表明：100%的西部和97%的东部圆柱体偏离DL/Di小于5%（Di为开口圆柱体的内径）。从图4（a）的分层情况来看，在E10-E13和E49-E51圆柱体附近，L3硬粘土层较厚，不同土层之间的界面较不均匀，导致这些圆柱体的偏差较大。另外，由于钢筒之间是通过辅助弧形板连接的，因此，一个钢筒的偏移会影响其他连接的钢筒和辅助弧形板的位置。4.3. 大型圆筒安装过程中的动驱动应力在振动驱动过程中，气缸中的轴向驱动应力图9（a）中给出了W36圆柱体顶部附近轴向应力的时间历程作为示例。波形不是理想的正弦曲线，表明入射波和反射波的叠加。应力幅值随着贯入度的增加而逐渐增大。根据波动方程理论，在振动过程中，随着埋深的增加，见图7。四个圆柱体（a）W36、（b）W19、（c）E9和（d）E55的标准贯入击数与贯入速度之间的关系。L1：回填砂; L2：淤泥质土; L3：粘土; L4：淤泥质土; L5：粉质粘土; L 6：粉质粘土夹砂; L7：中砂; L 8：中粗砂。W.J. 卢湾，澳-地Li，J.F.Hou等人工程20（2023）180186图8.第八条。钢圆筒安装精度统计（a）倾斜;(b)平面偏差DL：与指定位置的距离图9.第九条。在W36圆柱体顶部附近测量的轴向应力（a）时间历史;(b)快速傅立叶变换后的谱密度分布。S：轴向应力;Samp：轴向应力振幅;W：振动应力功率;f：频率。随着贯入深度的增加，土体阻力增大，使顶部附近测得的应力幅值增大。此外，根据图3所示，由于底部土壤阻力不平衡，压缩和拉伸分量不相等。 3（c）.利用快速傅立叶变换（FFT）将应力的时间历程转换到频域（图9（b）），表明一阶固有频率为12.58 Hz。对于定常受迫振动，主频率取决于激振力的频率，而不是柱体的基频。因此，振动筛的现场工作频率系统安装气缸W36的频率为12.58 Hz，约为APE 600锤的额定最大频率（23.3Hz）的一半图10（a）显示了应力包线的分布，即最大压应力和拉应力以及穿透深度。随着贯入深度的增加，土体的压应力和拉应力逐渐增大，这是由于贯入过程中土体阻力增大的结果。W36缸在振动渗透过程中的最大应力一般小于200 MPa，远小于钢材的屈服应力，验证了安装过程的安全性。图10（b）显示了使用图5（f）所示的应变片测量的394 s时W36圆柱体的应力幅。不同列应变片测得的应力幅值在地面以下呈现出一致的趋势：随着距筒顶距离的增加，应力幅值逐渐减小。由于应力幅值反映了振动能量，埋置在土中的圆柱体轴向应力幅值减小，意味着一部分振动能量已被轴摩擦耗散。5. 大直径圆筒的操纵性分析在波动方程法的基础上，利用驾驶性分析软件GRLWEAP进行了驾驶性分析。通过反分析结果与实测数据的对比，对土振阻力的三种提出了一种考虑尺度效应的改进方法，以更好地预测振动土壤阻力。5.1. 基本投入如等式1所示（3）GRLWEAP中所采用的土壤振动阻力模型由两部分组成：一个是描述静态行驶阻力Rsd的弹塑性弹簧，一个是描述动态阻尼阻力RDamp的阻尼器。弹塑性弹簧屈服于阻力Rusd，屈服点处的桩段位移U被定义为根据GRLWEAP对振动打桩的建议，2.54 mm，用于所有土层。Smith粘性阻尼（等式(5))与桩段速度V有关，而静打桩阻力Rsd用于描述动态阻尼阻力，推荐阻尼系数jss为0.3见图10。（a）沿穿透深度的圆柱体W36的应力包络和（b）沿距圆柱体顶部的距离的圆柱体W36的应力振幅的d--距筒顶的距离; H--筒体高度; S1-S5--图中应力测量柱。 5（f）.W.J. 卢湾，澳-地Li，J.F.Hou等人工程20（2023）180187·桩身上的砂和粘土分别为1.3 s m - 1 [32，33]。R¼RsdRDampRsd¼RusdU=地震≤Rusd4RDamp¼jssRsdV通过考虑内部和外部轴阻力以及具有钢圆筒横截面面积的趾部阻力，应用未堵塞条件为简便起见，选用了一个APE 600锤头和1/8钢筒进行分析。通过对W36缸的应力时程进行快速傅立叶变换，确定了锤体的振动频率为12.58 Hz。吊锤的起重机张力和锤的效率也是可打性分析所必需的，但在施工期间没有测量。在本研究中，为简单起见，在所有情况下均使用100 kN的恒定起重机张力（总重量的0.12倍），并调整锤效率以考虑任何不确定性。GRLWEAP中考虑了不同的锤击效率，以获得一个合适的值，导致分析结果与现场数据之间的最佳协议。5.2. 土壤振动阻力GRLWEAP采用标准贯入试验（SPT）方法确定土体的极限静阻力，该方法需要标准贯入试验（SPT）N可以使用表2中的公式计算砂土和粘土中的轴和趾阻力[30]。图1示出了W36缸的轴和趾处的Rus轮廓。 十一岁对于小型管桩或板桩的可打入性分析，在工程实践中可采用直接和间接方法来确定土壤的极限抗打入阻力Rusd[11]。Warrington 方 法 [34] 。 根 据 来 自 世 界 各 地 58 个 项 目 的 数 据 ，Warrington建立了SPTN值与振动驱动极限土壤阻力Rusd之间的关系，总结见表3[34]。Jonker方法[22]。如表4[22]所示，Jonker于1987年[22]总结了一组不同类型土壤的动阻力折减系数建议值。对于某种类型的土壤，使用恒定的折减系数bJonker来估计行驶的静态阻力：瑞士法郎/美元Jonker瑞士法郎/美元水谷方法[35，36]。考虑到土壤振动阻力介于静态阻力和“液化阻力”之间表2GRLWEAP中基于SPT的极限静态阻力估算方法[30]。土壤类型轴静阻力Rus_s趾静阻力Rus_t见图11。 圆柱体W36的极限静态土壤阻力剖面图。表3Warrington建议的振动打桩的极限静阻力[34]。SPTN值轴驱动无粘性凝聚力Rusd（kPa）0–50–29.865–102–511.8710–205–1012.8320–3010–2014.8430–4020–3015.8040岁以上30岁以上16.76表4Jonker建议的振动打桩折减系数[22]。土壤类型bJonker圆形粗砂0.10软壤土/泥灰岩，软黄土，硬崖0.12圆形中砂、圆形砾石0.15细角砾石，角荷载，角黄土0.18圆形细砂0.20角砂、粗砾石0.25角/干细砂0.35泥灰岩，硬/极硬粘土0.40bJonker：Jonker提出的常数折减系数[22]。b½ bmin1- bmine-mg7其中bmin是液化条件下的最小折减系数，对于砂、粘土和岩石，推荐值分别为0.15、0.17和0.22;m是材料相关参数，对于钢，推荐值为0.52;g是系统的振动加速度。基于力平衡和牛顿砂Russ<$K0tanur0v≤250kPaK0是基于Dr粘土Russ¼K0tanur0v≤75kPau0<$17°0：5N≤43°OCR<$18N=r0vRus t<$200N≤12 MPaRus t<$54N≤3： 24MPabRusg¼Q0ð8ÞK0¼1-sinuOCR0： 5K0： 土侧 压力 系数 ;u： 土的 内摩 擦角 ;r0v：土的有 效 竖向应力;Dr： 砂的相对密度;OCR：土的固结度其中Q0是振动系统（锤和桩）的总质量。合并等式(7)（8）各土层的g值可以计算。将最大g代入等式（7）、可以确定不同土壤类型的最终bW.J. 卢湾，澳-地Li，J.F.Hou等人工程20（2023）180188.编号5.3. 方法的比较以W36圆柱附近的土壤条件为例，桩身和桩端的折减系数曲线如图所示。 12（a）[22，34，35]。对于Warrington方法，轴缩减系数使用方程进行反算（六）、对于所有的方法，趾折减系数取为轴折减系数的4倍，但不大于1，以便与现场监测数据进行良好的曲线拟合 将基于标准贯入试验的静态土壤阻力与动态折减系数相结合，使用上述三种方法计算的W36圆柱体的极限静态驱动阻力如图所示。12（b）[22，34，35]。Warrington方法提供了轴阻力的最大折减系数，而Jonker方法给出了下限。这些方法的趾部阻力变化不大。采用波动方程法对上述三种不同的Rusd模型进行了驾驶性能分析。在分析中调整锤效率e，以涵盖起重机上的张力和实际安装过程中锤效率的不确定性。在GRLWEAP中测试不同的锤效率，以获得导致分析结果与现场数据之间最佳一致的适当值振动时间历程和应力分布）。对于同一个气缸，采用不同的Rusd模型，分两个阶段进行，每个阶段具有不同的锤击效率，与现场数据吻合较好。E9和E55型起重机在初始阶段的小锤效率（锤效率e= 0.1）代表了振动锤的加速过程和起重机释放的拉力。相比之下，Jonker方法的振动土壤阻力相对较小，导致安装时间较短，而Warrington方法导致振动安装时间最长。水谷方法的结果介于两者之间。5.4. 土壤振动阻力上述三种方法和推荐参数来自于对带土塞的封闭桩或小直径开口桩进行的现场试验，其中在安装过程中大量土壤发生位移，导致桩身上的有效径向应力增加【37】。然而，在港珠澳大桥开口薄壁圆筒的施工过程中，没有观察到堵塞行为，只有最小体积的土壤被取代，并导致径向应力的小幅增加。为了考虑与封闭式桩相比，桩身阻力的减少，建议使用有效面积比Ar，eff来校正径向应力[21，38]：以供比较。rr关闭¼Abrropen1990用锤击法对W36圆柱体进行了反分析。效率0.5。 图图13示出了应力幅的分布，r; eff. Di2三张快照。地下应力场分析结果与实测值趋势一致，其中应力幅值与实测值呈负相关温度沿深度逐渐降低。 对比三Ar;eff1- IFR迪乌夫ð10ÞRUSD方法，由WarringtonIFR1/4 min-1;Di0：2一比五ð11Þ和水谷法在24和85 s时的计算值均大于Jonker法，这是由于它们高估了土壤的振动阻力。在394 s时，Warrington和Mizutani方法的应力幅值减小，因为使用这两种方法时圆柱体无法到达目标深度 图14（a）[22，34，35]比较了所生成的迁移深度的时间历程，其中清楚地反映了Warrington和Mizutani方法对振动土壤阻力的高估。同样的反分析程序也对Cylin- dersW19、E9和E55进行，计算的穿透时间历史曲线如图2和3所示。14（b）-（d）[22，34，35]。应注意，对于E9和E55的反算是式中，rr-闭合和rr-开放分别是封闭桩和开放桩的桩身径向应力;IFR是公式中定义的土塞增量填充率（11）无现场测量时【21】;w为开口桩壁厚，b为端部状态指标。利用White等人提出的腔扩展类比法，[38]，b推导为-（1-Kp）/2Kp，其中Kp为朗肯被动土压力系数[38]。在本文中，采用归一化有效面积比来修改Jonker方法中的最小折减因子（表4[22]）：见图12。 圆柱体W36的（a）折减系数和（b）极限静态土壤驱动阻力曲线【22，34，35】。W.J. 卢湾，澳-地Li，J.F.Hou等人工程20（2023）180189r;eff计算结果为0.63。 已知Ar; eff和bJonker值显示在.Σ图13岁不同方法计算的W36圆柱体在锤击效率为0.5时的应力幅比较（a）24条;（b）85条;（c）394条。图十四岁不同方法计算的振动时程比较（a）W36;（b）W19;（c）E55;（d）E9[22，34，35]。e：锤击效率。ABAr eff ¼r; eff一ð12Þ对于未插电状态，而。A/CN.9/2000/L.18减少以反映;b有效参考由于尺度效应，径向应力减小。对于钢铁港珠澳大桥中的圆柱体（D = 21.94 m，w = 16.00 mm），.一个C是一个-minr;effJonkerb¼。一刚果bð13Þ我.布拉奇r; eff其中，Ar，eff-ref是参考有效面积比，其是推荐的。对于典型的海上开口桩，修正为0.1[38]。对于摩擦角范围为22 °至32°的海床土壤，b取平均值0.3。bJonker是Jonker[22]提出的折减系数，如表4所示。通过灵敏度分析，在方程中采用幂指数c(13)分析结果与现场数据吻合较好关系-CIFR之间的关系，有效和Di在图15（a）中绘出。它表4[22]中，修改后的最小缩减因子bmin可以是使用Eq. （十三）、系数bmin对应于最小振动打桩阻力，在桩安装过程中可能无法达到为了考虑受载荷条件影响的折减程度(7)和（8）的Mizutani方法与修改的bmin从方程。（十三）、图1示出了使用所提出的方法确定邻近W36的不同土层的b的过程。 15（b）. b和Rusd的分布结果表明，随着桩径的增加，用新方法计算的IFR增加到1，如图所示。 12、当W.J. 卢湾，澳-地Li，J.F.Hou等人工程20（2023）180190图15.减少系数的拟议方法的说明。(a)D_i、IFR和归一化有效面积比之间的关系;（b）确定W36圆柱附近不同土层的折减系数。计算出的驱动应力和穿透率如图11和12所示。13和14号。该方法考虑了土塞效应和尺度效应以及土壤电阻率的减小程度，使计算结果更接近实测值。用该方法对起重机张力和锤击效率进行了灵敏度分析 图图16示出了具有不同锤效率和不同起重机张力的穿透时间历程。随着锤击效率的增加当锤片效率从0.5提高到0.9时，安装周期从265秒缩短到114秒（图1）。 16（a））。同时，当起重机上的张力从零增加到总重量的一半时，安装周期将增加到1.5倍（图1）。 16（b））。6. 总结和结论在地质调查、现场监测和波动方程分析的基础上，对港珠澳大桥22m直径钢圆筒振动沉贯进行了研究。可以得出以下结论(1) 在港珠澳大桥，120个重达513吨、贯入深度达33米的巨型圆柱体成功地使用了8个振动锤组安装。这些大直径薄壁圆筒的垂直度控制质量很高：西岛100%圆筒和东岛95%圆筒的倾角小于1%;西岛100%圆筒和东岛97%圆筒的平面偏差小于直径的5%。(2) 土壤阻力是影响圆筒安装的关键因素。西人工岛的地层较均匀且相对较软，因此，圆筒振动安装时间较短。由于东海岛地质条件复杂，粘土层较硬，圆筒初贯速度较慢，垂直度控制难度较大驾驶性能图16.不同锤击效率和吊车张力下W36圆柱体贯入时间历程的比较。（a）锤击效率的敏感性(b) 起重机张力灵敏度;T：起重机张力;G：油缸和振动系统总重量。通过适当考虑地质条件，可以更好地预测圆柱体的尺寸。(3) 地下W36圆柱的应力幅值随深度的增加有明显的减小趋势，表明土阻力在土中的能量耗散。Cylin- der W36在振动渗透过程中的最大应力小于200 MPa，验证了安装过程的安全性。通过FFT，应力时程分析表明，安装W36圆筒的振动系统的现场频率为12.58 Hz。(4) 本文提出了一种改进的计算开口薄壁圆筒在不堵塞条件下振动土阻力的方法，该方法采用归一化有效面积比。 静态土壤阻力剖面、圆柱体的几何形状和振动锤的输出参数是必要的输入。由于对土的振动阻力进行了合理的估计，并考虑了尺度效应，因此该方法计算的振动时程和应力剖面更接近现场实测。(5) 随着锤击效率的提高或吊车张力的减小，贯入速度增加，安装周期显著缩短。在未来的现场或实验室试验中，应监测吊车张力、锤击效率、油缸加速度和土壤孔隙压力，以便更好地了解振动贯入过程中土壤结构的相互作用。致谢作者感谢天津港工程研究院有限公司的技术投入和资金支持，公司中 交 一 航 局 有 限 公 司 公 司 本 文 的 工 作 得 到 了 国 家 自 然 科 学 基 金（52001267）、天津港务工程研究院有限公司、有限公司、和Eun-sungOCOffshoreMarineandConstruction（EUNSUNG19EG01）。W.J. 卢湾，澳-地Li，J.F.Hou等人工程20（2023）180191遵守道德准则W.J. 卢湾，澳-地Li，J.F.侯晓文Xu，H.F.Zou和L.M.张先生声明彼等并无利益冲突或财务冲突须予披露。引用[1] Tara D，Middendorp P，Verbeek GM.弗雷泽河三角洲土壤中振动锤打桩的模拟与观测在：第22届温哥华岩土工程学会研讨会的会议记录2014年1月;温哥华，QC，加拿大。温哥华：温哥华岩土工程学会; 2014年。[2] 林明，林伟.港珠澳岛及隧道工程。Engineering 2007;3（5）：783[3] ZhuY，Zhang J，Gao X. 港珠澳大桥主体工程施工管理与技术创新。Front EngManag2018;5（1）：128-32.[4] 朱毅，林明，孟芳，刘翔，林伟.港珠澳大桥。工程2019;5（1）：10[5] 刘A，李B，陈杰，高春。港珠澳大桥大直径钢圆筒岛施工技术研究与应用。船舶海上结构2021;16（增刊2）：33-41。[6] Maloff A，León G，Puy M.太平洋航道蜂窝式围堰的设计和施工在：第34届PIANC世界大会的会议记录; 2018年5月7日[7] 华伟，王宏健，长谷川A.圆钢管钢筋混凝土柱试验研究。钢复合结构2014;17（4）：517-33.[8] 徐X，刘Y，李S.大直径钢沉箱振动沉放计算方法。中国港口工程2014;10：14-6. 中文.[9] 吴伟杰，王伟杰.振动沉桩的实验室模拟。J Geotech Eng 1990;116（8）：1191-209.[10] 作者：KobayashiSI，Matsumoto T. 振动沉桩摩擦疲劳原位模型试验研究。土壤发现2018;58（4）：853-65。[11] 维京湾非粘性土中振动沉桩板桩的现场试验研究[学位论文]。瑞典：皇家理工学院;2002年。[12] 秦志，陈玲，宋聪，张杰。利用振动技术调查拔桩率的现场试验。 上海交通大学学报2018;23（4）：482-9.[13] Holeyman A，Bertin R，Whenham V.轴向振动荷载下桩身的阻抗。土壤动态地震工程2013;44：115-26.[14] Chrisopoulos S，Vogelsang J.基于饱和砂土中振动沉桩实验建模的有限元基准研究。土壤动力学地震工程2019;122：248-60。[15] StaubachP，MachacJ. 饱和 砂 土中相对加速度的影响 ：振动打桩试验的