水下重錘夯擊能及夯擊效果試驗研究

劉蘇樂，石 崇，梁邦炎

(1.河海大學 巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，江蘇 南京 210098；2.河海大學 巖土工程科學研究所，江蘇 南京 210098；3.中交第四航務工程局有限公司，廣東 廣州 510000)

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水下重錘夯擊能及夯擊效果試驗研究

劉蘇樂1,2，石 崇1,2，梁邦炎3

(1.河海大學 巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，江蘇 南京 210098；2.河海大學 巖土工程科學研究所，江蘇 南京 210098；3.中交第四航務工程局有限公司，廣東 廣州 510000)

重錘夯實是水下拋石基床密實工藝中的重要方法。根據流體動力學，本文建立夯錘在水中運動的計算模型，然后通過室內縮比尺試驗，得到了夯錘水下繞流阻力系數經驗取值；最后探討了不同夯錘幾何、不同落距對夯實效果的影響。結果表明：圓臺型夯錘與圓柱形夯錘相比，由于有倒角，在水中的繞流阻力系數可以小至1.0；同一夯擊能作用下不同錘型對拋石基床的夯實效果相差在5%之內；同一夯錘不同落距作用下，落距越大，拋石基床沉降量越大，夯擊應力越大，但拋石基床沉降率存在一個極限值。

夯錘；繞流阻力系數；水下拋石基床；有效夯擊能

在港口、拋石護岸等建設項目中，重錘夯實法是拋石基床密實經常采用的施工工藝[1-3]。對水下重錘夯擊能分析、研究對完善重錘夯實工藝具有重要意義[4-5]。針對水下重錘夯擊能問題，王德利[6]對水下夯錘夯擊能進行了分析，發現夯錘水下運動存在一個極限速度。謝立全等[7]研究表明：改善夯錘倒角、傾角，增大泄水孔有利于減少繞流阻力，提高夯實效率。葉峰等[8]通過重錘夯實拋石基床現場試驗和室內試驗的研究，提出采用超重錘來增加拋石基床分層厚度，改善后的施工效率顯著提高。童新春等[9]利用有限元流固耦合方法對夯錘進行建模，并考慮浮力的條件下對夯錘在水中下落過程進行計算，得到了夯錘繞流阻力系數值為1.166。Luo等[5]基于物理量綱分析，建立了夯擊應力與不同重錘夯擊工況之間的方程，該預測方程也為探究地基夯擊作用后地基特性提供了一種新的方法。Poran等[10]在尺寸為122cm×122cm×122cm的模型箱中進行強夯法加固波斯頓干砂地基的試驗，得到一些基于試驗結果的設計曲線。L.與Beine[11]通過室內試驗提出動應力隨深度的增加呈指數形式衰減。在以上研究中，已經初步探討了水下重錘夯實效果，但尚缺少系統的實驗驗證，也沒有考慮不同錘型、不同落距對拋石基床夯擊效果的影響。 本文基于夯錘水下運動規律平衡方程，采用室內縮比尺試驗得到了不同錘型重錘水下繞流阻力系數，為工程中錘型選擇提供依據；在此基礎上研究相同夯擊能不同錘型、同一錘形不同落距對拋石基床試驗效果的影響；以期為工程實踐中錘形選擇提供借鑒。

1　夯錘水下運動規律分析

1.1夯錘水下運動理論分析

夯錘在水中自由下落過程中，受浮力與繞流阻力的影響，存在極限運動速度，且有效夯擊能隨落距的增加而減小，而這一過程與夯錘形狀、流體性質、流體雷諾數、相對粗糙程度等因素有關[12]。為了分析夯錘在水中自由下落時的運動規律，如圖1設重錘在水中基礎上方H處由靜止開始下落，當下落距離為x時，作用在重錘上的力分別為：自重Mg，浮力F浮,水體阻力Fz。重錘在三力作用下作加速、或勻速運動，夯錘運動方程可由式(1)所示：

Mg-ρwgv-Fz=Ma

(1)

其中，V為重錘體積，Fz為運動水體對靜止夯錘的繞流阻力，工程中通?？捎檬?2)表示:

Fz=Cfωρwv2/2

(2)

式中，Cf為繞流系數；v為重錘與水體間的速度；ω為夯錘垂直于運動方向的投影面積；ρw為水的密度。根據位移x、速度v、加速度a的物理意義，上式可進一步整理為:

(3)

相關文獻表明，繞流阻力系數與錘形、流速、流體雷諾數等因素有關，為簡化問題，假設繞流系數為常數，相關文獻[6]研究表明圓臺重錘的Cf一般處于1.2～1.6之間，如果取為定值，則上式(3)為二階常系數微分方程。

(4)

當x=H時的速度vH為重錘夯擊速度。因此，在一定落距H下若已知繞流系數、夯錘底面積、重錘質量，即可方便的計算出有效夯擊能。

但是繞流阻力系數與重錘形狀、水流與重錘間的相對速度、雷諾數等因素密切相關，在重錘下落的過程中并非定值[9]，常規方法只能借助經驗對繞流系數取值[13-14]。結合室內實驗，本文針對圓臺與圓柱形重錘的水下運動對其繞流阻力進行分析。

1.2夯錘水下運動室內試驗研究

對重錘水下運動規律的監測儀器采用加速度傳感器，其性能滿足采樣頻率大于500 Hz、大水深防水要求，可實時測試不同時刻的垂向加速變化情況。

表1　試驗主要參數

通過模型試驗分析圓柱型重錘和與圓臺型重錘水中下落規律，主要進行了如下工況：水深110 cm，夯錘落距95cm，圓臺型夯錘重5.9 kg，底面直徑11cm；圓柱形夯錘重5.7 kg，直徑12cm，具體參數如表1所示。

1.3試驗結果分析

通過夯錘試驗，測得了不同夯錘下落距離與瞬間速度的數據，與理論公式(4)推出的落距與速度值進行擬合，得到了圓柱形夯錘和圓臺型夯錘實測曲線與擬合曲線的對比圖；進而得出Cf平均值，可以得到5.7 kg圓柱形夯錘的平均繞流阻力系數為1.55；5.9 kg圓臺型夯錘的水中平均繞流阻力系數為1.0。

通過試驗，發現相對于圓柱形夯錘，圓臺型夯錘在水中的繞流阻力系數較小，受到的阻力較小，得到在同等條件下，優先選用圓臺型夯錘夯擊拋石基床。

2　不同錘型夯錘對拋石基床夯擊試驗研究

為了分析同一有效夯擊能條件下不同錘型對拋石基床的夯擊效果，選用5.7 kg圓柱型夯錘及4.9 kg圓柱型夯錘在有效夯擊能為879.83kJ/m2對同一厚度拋石基床進行夯擊試驗。

為了使室內試驗與現場工藝、試驗相對應，按照現場工藝或者現場試驗所有尺寸進行等比例縮小進行室內試驗是一種較為可行的方法。本次室內試驗綜合考慮了夯錘尺寸、試驗容器大小、拋石粒徑、拋石厚度、夯錘落距的選取等因素，根據現場工藝與現場試驗按照1:10進行室內縮比尺夯擊試驗。

2.1試驗儀器

根據拋石基床在夯錘夯擊下具有夯擊應力大、持續時間短的特點，本次對夯擊應力監測選用MPM426W型智能液位變送器。

拋石基床作為工程常用的基礎形式，規范要求拋石質量范圍為10 kg～100 kg，通過計算相應的粒徑范圍為0.1m ～0.3m。按照1:10進行縮比尺試驗，相應的拋石粒徑范圍為0.01m～0.03m。為了觀察拋石基床夯擊試驗過程，拋石基床夯擊試驗均在透明的玻璃容器中進行。本次試驗制作了鋼骨架的容器，將夯擊應力監測儀器放入鋼制容器正中位置處，用鐵鏈及扎帶對監測儀器進行固定。夯擊應力監測儀器電纜用塑料管進行保護，塑料管需用扎帶規定在鋼制容器上。往鋼制容器中倒入一定厚度松散的0.01m～0.03m拋石體，使用吊機將鋼制容器吊入玻璃容器中。

在夯錘夯擊作用時，監測儀器監測數據需經專業儀器作進一步轉化處理。

2.2試驗工況及結果分析

在夯擊對拋石基床進行松散處理，采用4.9kg圓柱形夯錘，水中落距0.30m對0.2m拋石基床采用壓半夯夯擊，得到各夯擊點位夯錘夯擊時夯擊應力監測儀器所監測到夯擊應力大小如表2所示。從表中可以看出四次夯時夯擊應力最大值為21.50kPa，八次夯時夯擊應力最大值為27.84kPa。記錄夯錘每個點位夯擊時夯擊應力監測儀器監測到的夯擊應力值如表2所示；表中字母與坐標對應為：a-(0.35,0.35)b-(0.35,0.4)c-(0.35,0.45)d-(0.4,0.35)e-(0.4,0.4)f-(0.4,0.45)g-(0.45,0.35)h-(0.45,0.4)i-(0.45,0.45)，單位：m。

表2　圓柱形、圓臺型夯錘不同夯擊點位時監測儀器監測到的夯擊應力值(kPa)

表3　圓柱形、圓臺型夯錘夯擊不同夯沉量監測點各夯次夯沉量(m)

在同一夯擊能作用下，通過對圓臺型夯錘與圓柱形夯錘對拋石基床的夯擊效果做對比，從表3中可以看出圓柱形夯錘0.3m落距四夯次時拋石基床平均沉降量為0.0235m，八次夯為0.010 3m，累加夯沉量為0.0338 m；圓臺型夯錘0.3m落距四夯次時拋石基床平均沉降量為0.0245m，八次夯為0.0125m，累加夯沉量為0.037 m，兩者對拋石基床夯實效果差別不大。從表3及圖2中可以看出圓柱形夯錘四次夯中間點的夯擊應力為21.5kPa，八次夯為27.84kPa；圓臺型夯錘四次夯中間點夯擊應力為22.3kPa，八次夯為26.95kPa?？梢钥闯觯粨魬Φ闹狄膊顒e不大。

3　水下夯錘不同落距對拋石基床夯擊效果影響

針對水中不同夯錘落距條件下拋石基床的室內夯擊試驗，其中夯錘水中落距選為0.2、0.24、0.3、0.4m四種工況，拋石基床厚度選為0.2m(夯擊應力監測儀器頂面至拋石基床頂面距離)。夯錘選用圓柱形，上下底面半徑為0.05m，高為0.08 m，體積為6.28×10-4m3，密度為7850 kg/m3，相應的質量為4.9 kg。采用壓半夯對拋石基床進行兩夯遍夯擊，夯擊應力監測點布置在拋石基床底面的正中位置處，沉降量監測點選取4個，布置在拋石基床頂面位置處。相應的夯錘夯擊位置、沉降量監測點以及夯擊應力監測點布置的俯視圖如圖3所示。

4.9 kg圓柱形夯錘在水中落距0.2、0.24、0.3、0.4m分別對拋石基床進行四次夯、八次夯，夯錘水下每一次落距對拋石基床進行夯擊試驗后，需對拋石基床進行松散處理。記錄夯錘每個點位夯擊時夯擊應力監測儀器監測到的夯擊應力值如表4所示；表中字母與坐標對應為：a-(0.35,0.35) b-(0.35,0.4) c-(0.35,0.45) d-(0.4,0.35) e-(0.4,0.4) f-(0.4,0.45) g-(0.45,0.35) h-(0.45,0.4) i-(0.45,0.45)，單位：m。

從表4中0.2m落距可以看出，夯錘四夯次時所監測到的夯擊應力最大值為13.3kPa，夯錘八夯次時所監測到的夯擊應力最大值為15.1kPa，夯錘八夯次較四夯次時所監測到的夯擊應力值提高13.53%，夯擊應力有較大的增加幅度，出現這種現象一是由于四次夯時拋石基床存在夯沉量間接的增大了夯錘落距，另一個原因是由于經過夯擊拋石基床更加密實，夯擊應力的傳遞效果更好。

從表4中同時可以得到，0.24、0.3、0.4m落距條件下四夯次時夯擊應力最大值分別為16.49、21.50、29.92kPa；八夯次時夯擊應力分別為25.39、27.84、32.15kPa。

對拋石基床夯沉量4個監測點進行監測得到各監測點四夯次、八夯次時夯沉量的大小值如表5所示。

表4夯錘不同夯擊點位時監測儀器監測到的夯擊應力值(kPa)

表5不同夯沉量監測點夯沉量(m)

從表5中可以得到，夯錘落距0.2、0.24、0.3、0.4m時，可以得到拋石基床四次夯沉降量分別為0.018 8、0.0215、0.0235、0.030 2m；相應的夯錘率分別為9.4%、10.8%、11.8%、15.1%；相應的八次夯夯沉量分別為0.0053、0.008、0.010 3、0.008 8m；夯沉量分別為2.6%、4%、5.1%、4.4%；累計夯沉量平均值分別為0.024、0.029 5、0.0338、0.039m，累計夯沉率分別為12%，14.8%，16.9%，19.5%。

對夯錘不同水中落距條件下對拋石基床夯擊應力進行對比，得到夯錘四次夯、八次夯時夯擊應力最大值隨夯錘落距的變化曲線如圖4(a)所示。從圖中可以看出，四次夯時夯擊應力隨著夯錘水中落距的增加呈線性增加；八次夯時夯擊應力也隨著夯錘水下落距的增加而增加，但隨著夯錘水下落距的增加夯擊應力的增加幅度呈減小趨勢。

0.20 m厚拋石基床在4.9 kg夯錘不同落距條件下夯擊，相應的夯沉率隨夯錘落距的變化曲線如圖4(b)所示。從圖中可以看出隨著夯錘落距的增加，四次夯時拋石基床夯沉率隨著夯錘落距的增加而相應增加，拋石基床的夯沉率從夯錘落距為0.20 m時的9.4%，逐漸增加到夯錘落距為0.40 m時的15.1%。對于八夯次時拋石基床的夯沉率隨夯錘落距的增加夯沉率有增大的趨勢，但增加不明顯，甚至出現減小的現象，出現這種現象進一步說明拋石基床夯沉率存在極限值。

4　結論

1)針對重錘水下繞流阻力試驗，得到圓柱形夯錘的水下繞流阻力平均值為1.5，圓臺型夯錘的水下繞流阻力系數平均值為1.0。結果表明，在同等條件下，圓臺型夯錘具有較小的繞流阻力系數，工程中應優先選用圓臺型夯錘夯擊拋石基床，并設置一定的泄流孔。

2)在對不同錘型相同夯擊能夯擊試驗中，得到圓柱形夯錘累計夯沉量為0.0338 m，八次夯中間點應力為27.84kPa；相應的圓臺型夯錘累計夯沉量為0.037 m，八次夯中間點應力為26.95kPa。結果表明，圓臺型夯錘對拋石基床的夯擊效果較好一些，但差別不大，因此采用夯擊能近似評價夯實效果可行。

3)通過夯錘不同落距的四次夯，八次夯試驗，隨著夯錘落距的增加，四次夯時拋石基床夯沉率隨著夯錘落距的增加而相應增加，拋石基床的夯沉率從夯錘落距為0.20 m時的9.4%，逐漸增加到夯錘落距為0.40 m時的15.1%。對于八夯次時拋石基床的夯沉率隨夯錘落距的增加夯沉率有增大的趨勢，但增加不明顯，甚至出現減小的現象，出現這種現象進一步說明拋石基床夯沉率存在極限值。

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(責任編輯李軍)

Water hammer tamping energy and the experimental study on compaction effect

LIU Sule1,2, SHI Chong1,2, LIANG Bangyan3

(1.Key Laboratory of Ministry of Education for Geomechanics and Embankment Engineering, Hohai University, Nanjing,Jiangsu 210098, China; 2. Research Institute of Geotechnical Engineering, Hohai University, Nanjing,Jiangsu 210098, China;3.CCCC Fourth Harbor Engineering Co.,Ltd3,Guangzhou 510000，China)

Heavy tamping method is a kind of important method of rubble bed tamping in the construction, the heavy hammer tamping energy is an important indicator of impact compaction hammer effect, the hammer tamping energy can be influenced by hammer type, flow resistence, drop distance and other effects. Therefore, on the basis of fluid dynamics. First of all, establish the calculation model of the hammer in water movement, analyse the hammer flow resistance in the process of hammer in water movement, and then through the indoor shrinkage scale test, analyse the water movement law of the cylindrical and cone hammer ,obtain the experiential tamping hammer water flow coefficient value. Finally, analyse of the different geometric rammer, different distance to the effect of compaction effect. The results show that a cone type tamping hammer and cylindrical rammer compared. Because of the chamfer of a cone type hammmer, flow resistence coefficient is smaller in water and the value is about 1.0. under the action of the same tamping energy, different types of hammer has difference in 5% on the rubble mound foundation compaction effect.with a hammer in different falling distance, the greater the falling distance is,the greater the amount of settlement of riprap foundation bed is, the bigger the compaction stress is. but rubble mound foundation settlement has a limit value. The research results can provide reference for the selection of hammer shape under the process of compaction.

rammer; flow resistance coefficient; underwater rubble bed;effective hammering energy

2016-05-12

國家重點基礎研究發展計劃(973計劃)(2015CB057903)；國家自然科學基金青年項目(51309089)；江蘇省基礎研究計劃(自然科學基金)(BK20130846)

劉蘇樂(1991-)，男，江蘇連云港，碩士，研究方向：巖石力學與工程安全。

1673-9469(2016)03-0057-06

10.3969/j.issn.1673-9469.2016.03.012

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