PHC管桩在湿陷性黄土中的应用_赵平.pdf

第 42 卷 第 5 期 煤田地质与勘探 Vol. 42 No.5 2014 年 10 月 COAL GEOLOGY collapsible loess; load transfer; side resistance 近年来， 高强预应力混凝土管桩以下简称 PHC 管桩以其施工速度快、承载性能高、制作及施工质 量稳定、经济适用性强等诸多优点，广泛应用到各 类基础工程中。受岩土区域性特点及特殊土质的影 响，在湿陷性黄土分布地区使用 PHC 管桩技术时， 不仅要明确其荷载传递规律等工程特性，还要充分 了解当地的地质条件、黄土湿陷性对桩基承载力的 影响以及如何采取相应的措施，才能充分发挥其优 越性。随着 PHC 管桩工程实践不断发展，学者们针 对管桩的荷载传递性能及优化设计展开了大量的研 究工作，并取得了许多很有价值的研究成果[1-8]。然 而， 针对 PHC 管桩在湿陷性黄土地区的应用研究比 较鲜见。 1 工程背景 西安兵器博物馆位于西安市泾渭新城境内，拟 建场地地形平坦，地貌单元属泾河二级阶地。场地 地层及物理力学性质指标如表 1 所示。根据勘察结 果，拟建场地为自重湿陷性黄土场地，地基湿陷性 等级为Ⅱ级。拟建博物馆跨度大，荷载集中，对沉 表 1 土体物理力学参数指标统计表 Table 1 Physico-mechanical parameters of soils 土层 编号 土层名称 层厚/m 层底标高/m 天然重度 /kNm–3 含水率 / 孔隙比 液性 指数 压缩 系数 承载力特 征值/kPa ① 耕土层黏性土组成 0.50 ② 黄土具湿陷性可塑状态 13.3015.10 377.05378.0317.3 22.0 0.876 0.33 0.22 170 ③ 古土壤局部具有湿陷性， 可塑状态 2.205.60 373.87385.2318.4 21.9 0.767 0.30 0.25 200 ④ 粉土中密密实状态 0.7015.30 368.36373.2318.6 24.6 0.726 0.63 0.16 200 ⑤ 粗砾砂密实状态 未穿透，最大揭露厚度15.30 m实测标贯锤击数平均值41.8击 350 ChaoXing 68 煤田地质与勘探 第 42 卷 降要求敏感， 结合场地岩土工程条件， 决定采用 PHC 管桩基础。抱压式静力压桩法施工，预计桩端进入 持力层内 1 m。 2 黄土湿陷性对单桩承载力的影响 考虑到自重湿陷性黄土的性质，首先要对自重 湿陷产生的负摩阻力引起的下拉荷载进行计算。由 表 1 提供的土工参数，按下式计算黄土湿陷后产生 的下拉荷载作用[9]，式中符号参照文献[9]。 1 n n nisi i Fl q    1 n sisii q  2 1 1 1 2 i irieeii e zr z     3 土层厚度取场地各土层厚度的平均值。 经计算 在假定②、③层土均发生湿陷性沉降时中性面以上 土层引起的下拉荷载约为 1 128 kN。在假定只有② 层发生湿陷性沉降时中性面以上土层引起的下拉荷 载约为 844 kN。由此可知自重湿陷性黄土引发的 桩侧负摩阻力对 PHC 管桩承载力的不利影响较大。 在桩基施工前，必须采取相应措施对地基土进行处 理，消除黄土的湿陷性。 设计采用 DDC 工法，正三角形布桩桩间距 900 mm、桩径 400 mm、成桩后直径 550 mm、桩长 9 m。被处理土层处理前后土工参数如表 2 所示。 由表中数据可知黄土湿陷性均已消除，处理后 的土体孔隙比减小，压缩模量增加，土体的液性指 数有所降低[10]。 3 PHC 管桩承载特性分析 本工程选用桩型为 PHC-500125AB 型，现场 试验桩参数如表 3 所示。 表 2 地基土处理前后相关土工参数对比 Table 2 Contrast of geotechnical parameters before and after treatment of the foundation soil 处理前 处理后 参数名称 范围值 平均值 范围值 平均值 含水率/ 12.731.7 22.00 13.525.5 18.90 干密度/kNm–3 12.716.2 14.2 14.616.6 15.66 孔隙比 0.6521.121 0.876 0.5640.928 0.627 压缩模量/MPa 2.0018.50 8.80 6.0611.76 10.44 液性指数 01.16 0.33 00.68 0.15 湿陷性系数 0.0010.090 0.018 0.0010.014 0.003 自重湿陷性系数 00.075 0.015 0.0010.008 0.005 桩间土挤密系数 0.890.96 0.93 桩身土压实系数 0.950.99 0.97 表 3 试验桩参数表 Table 3 Parameters of test piles 配桩长/m 桩号 桩径 /mm 壁厚 /mm 桩身砼强 度等级 下桩 上桩 有效 桩长/m 试01 500 125 C80 11 10 20.55 试05 500 125 C80 10 10 19.80 试08 500 125 C80 11 10 21.10 试09 500 125 C80 11 10 20.81 试10 500 125 C80 10 10 19.88 试验桩压入过程中， 根据送桩行程每一行程压 入土中约 1.8 m记录压桩力变化情况。每一行程记 录 2 次，即每压入 0.9 m 记录一次读表数，得出压 桩随桩入土深度的变化规律图 1。由图 1 可知，在 第②层土中 7 m 以上范围内，经过素土挤密桩处理 后，压桩力随入土深度增长较为稳定。在 7 m 左右 的深度处，因接桩导致压桩停顿910 min，再次压 图 1 各试桩压桩力随桩身入土深度变化曲线 Fig.1 Relation of the jacking pressure of test piles and the penetration depth 桩时，压桩力会有明显增长。这是因为非饱和黏性 ChaoXing 第 5 期 赵 平等 PHC管桩在湿陷性黄土中的应用 69 土中首节桩压入土中时，桩端土体受到冲切破坏而 产生部分孔隙水压力，在中断压桩的这段时间内， 孔隙水压力消散很快，随时间的拖延桩端土体强度 逐步得到恢复。接桩结束后再次压入时，压桩力增 加，压入较为困难。因此，在压桩过程中，要尽量 避免中断时间过长的现象。入土深度 10 m 左右时， 此部分土体未能得到处理，应力值较小，压桩力有 小幅的降低。在进入第④层土体后，压桩力随入土 深度的增加有了进一步的增加，但增幅较小。直到 桩端进入沙层后，桩入土速度减慢，压桩力增长迅 速，增幅较大。在达到设计加载值并复压至沉降稳 定后，终止压桩。从整个压桩过程反映出的土层软 硬情况来看，其结果与地质勘察报告及素土挤密桩 检测报告反映出的土层情况基本一致。 进行 PHC 单桩竖向承载力计算时， 本文充分考 虑到桩端土塞效应贡献值，计算公式[9]如下，式中 符号参照文献[9]。  ukskpksikpkpplj i QQQuqlqAA  4 auk/2 RQ 5 经DDC工法处理后， 土体被挤密， 土层液性指 数有所变化，该部分土体侧阻力标准值取值也有相 应的变化。根据已有的土工参数，该土层处理前后 侧阻力取值与单桩竖向承载力计算值如表4所示。 处理后的管桩竖向承载力比处理前高出5之多。 由 式4可知，设计单桩承载力标准值的增加与地基处 理深度有关。 静压试验桩施工完后， 静载试验结果如表5所示。 表 4 素土挤密桩处理前后单桩承载力计算对比 Table 4 Contrast of single pile capacity before and after compaction treatment 状 态 桩极限侧阻力 标准值/kPa 单桩承载力标准值 计算结果/kN 处理前 75 4 033 处理后 90 4 246 表 5 试验桩试验结果 Table 5 Results of test piles mm 1号试验桩 5号试验桩 8号试验桩 9号试验桩 10号试验桩 平均值 荷载 /kN 沉降量 回弹量 沉降量 回弹量 沉降量回弹量沉降量回弹量沉降量 回弹量 沉降量 回弹量 0 0.00 7.26 0.00 8.44 0.00 8.54 0.00 7.26 0.00 9.15 0.00 8.13 960 3.38 2.26 3.13 1.9 2.86 2.22 2.6 2.14 3.12 2.66 3.02 2.24 1 440 6.29 5.98 5.34 4.86 5.74 5.64 1 920 9.38 0.72 8.97 0.68 8.09 0.82 7.41 0.78 8.65 0.87 8.50 0.78 2 400 11.43 12.22 11.21 10.39 11.95 11.44 2 880 15.57 0.28 15.73 0.22 14.49 0.22 13.67 0.30 15.39 0.26 14.97 0.26 3 360 19.14 19.36 18.05 16.93 19.11 18.52 3 840 23.22 0.11 23.35 0.06 21.93 0.09 20.58 0.11 23.37 0.12 22.49 0.10 4 320 27.83 27.96 26.05 24.65 27.7 26.84 4 800 33.15 33.25 31.55 30.04 33.05 32.21 由表5结果得出相应各试验桩的Q-S曲线与各 试验桩的沉降平均值S-lgt曲线如图2、图3所示。 图2中各试验桩曲线均为缓变型曲线，在达到设 计加载值后并没有出现突降现象，达到最终加载值时 桩顶沉降量在30.0433.25 mm，平均值为32.21 mm。 图3中，5根试验桩桩顶沉降平均值S-lgt曲线 在各级荷载下，始终保持线性关系，达到4 800 kN 后，沉降速率也未出现骤增现象。这充分说明， 达到设计加载值后，各试验桩均未达到承载力极 限状态。 那么，对于曲线为缓变型曲线，如何确定单桩 的极限承载力这也是近年国内外学术界研究中争 议性较大的焦点。 图 2 试验桩 Q-S 曲线 Fig.2 Q-S curves of test piles ChaoXing 70 煤田地质与勘探 第42卷 图 3 各试验桩桩顶沉降平均值 S-lgt 曲线 Fig.3 S-lgt curves of average settlement in the top of test piles 在单桩静载破坏性试验中，典型的曲线分为3 个阶段初始直线段、曲率增大的曲线段及最终陡 降直线段。通过对典型单桩破坏性试验曲线进行分 析总结，现分别从首级荷载至第9级、第8级逐级 递减依次进行一元线性回归，结果如表6所示。 表 6 一元线性回归分析结果 Table 6 Results of simple linear regression analysis 荷载级数 末级荷载对应值/kN R2 前9级荷载 4 800 0.988 2 前8级荷载 4 320 0.992 9 前7级荷载 3 840 0.994 7 前6级荷载 3 360 0.996 1 前5级荷载 2 880 0.996 9 前4级荷载 2 400 0.999 3 前3级荷载 1 920 0.999 4 由表6中数据可知，直到前4级荷载时，R2开 始最接近于1，荷载值与对应沉降值完全线性相关， 符合典型破坏性试验Q-S曲线第一阶段特征。因此 第4级荷载2 400 kN对应的沉降点为沉降曲线中第 一拐点，也就是单桩竖向承载力特征值Ra2 400 kN。 由承载力特征值与标准值的关系知Quk4 800 kN。 俞宗卫等[7]曾对几种承载力预测模型进行分析 验算，指出常用的指数曲线、双曲线及多项式回归 法3种模型中，多项式回归法模型预测值与实测结 果最为接近。本文则采用精度较高的多项式回归法 对试验桩桩顶沉降平均值进行二次线性回归分析， 拟合结果如下 Q –2.9813s242s 6 R2 0.9936 7 函数关系式6中对s求导，解得当s40.59 时，极限承载力取最大值。带入式6得 Quk－2.981340.5924240.594 952 kN Ra 4 952/22 476 kN 上述两种方法比较方法一中拟合结果，受静 载荷试验方案中加载增量值取定的限制，结果只局 限于各级荷载值中，与实际情况有一定偏差，具体 表现为当实际加载值达到拟合值4 800 kN时，桩顶 沉降值并未骤增。方法二受人为因素的影响小，拟 合值与实际情况较为符合。所以，预测单桩竖向极 限承载力特征值至少应大于2 450 kN，与规范公式 计算值2 123 kN相比，高出15.4以上。由此可知， 在考虑土塞效应贡献值后，经验参数法计算结果仍 然偏于保守。经分析认为，在计算总极限侧阻力标 准值时， 没有考虑到桩端处侧阻力强化效应的影响。 近年来诸多研究结果表明桩身下部靠近桩端 处桩极限侧阻力比规范提供数值高出许多，呈现出 明显的增强现象，而且，桩端土的强度越高，这种 现象越明显。不论是从现场实测数据来看，还是通 过数值模拟[8]来讲，这种“桩端侧阻力强化效应”是 客观存在的。针对此，Toolan[11]在很早以前就建议， 在计算桩总极限侧阻力时，桩端处桩侧阻力按其平 均值的2倍取值。 一般情况下，静载荷试验只能得出加载值与桩 顶沉降值的关系。如何通过单桩Q-S曲线划分桩端 阻力与侧阻力值研究表明，当Q-S曲线为缓变型 曲线时，采用S-lgQ法来确定桩侧阻力和端阻力则 较为合理。各试验桩的S-lgQ曲线如图4所示。 图 4 试验桩 S-lgQ 曲线 Fig.4 S-lgQ curves of test piles 此法基本假定当桩顶施加到极限荷载后，桩 侧摩阻力完全发挥，成为一固定值，不再增加。在 任一级荷载下都存在如下关系 ski lg i i Q K S Q  8 式中 Qi代表任一级加载值；Qski代表任一级荷载下 ChaoXing 第5期 赵 平等 PHC管桩在湿陷性黄土中的应用 71 桩侧阻力； K为曲线末段直线的斜率；Si代表任一 级荷载下桩顶沉降值。 本文通过调整桩端处桩侧阻力取值与S-lgQ曲 线推导数值进行比较，计算结果如表7所示。由表 中结果可知桩端进入持力层内桩侧阻力按标准值 的2倍取值，计算结果与S-lgQ法推导结果更为 接近。 表 7 S-lgQ 曲线法所得桩侧阻力与计算结果对比分析 Table 7 Contrast analysis of pile side resistances between S-lgQ curve and calculation results kN 编号 不考虑桩端侧阻 力强化效应时，桩 侧阻力计算值 考虑桩端侧阻力 强化效应时， 桩侧 阻力计算值 S-lgQ推导 结果 试桩01 2 646.39 2 825.37 2 878.30 试桩05 2 564.75 2 749.38 2 869.47 试桩08 2 702.76 2 872.32 3 030.61 试桩09 2 672.14 2 843.58 3 067.38 试桩10 2 560.43 2 720.57 2 889.33 4 结 语 a. PHC管桩在湿陷性黄土区域应用时，要结合 现场岩土岩性特征，对因湿陷性产生的负摩阻力引 起的下拉荷载进行客观计算分析。 b. 消除湿陷性后的地基，采用PHC管桩基础 时要进行二次验算。应用素土挤密桩进行地基处理 后，现场土层物理性质有所改变，根据检测结果， 重新调整侧阻力标准值取值，进而优化PHC管桩 承载力设计值， 确保安全的基础上追求经济上的合 理性。 c. 敞口预应力管桩竖向承载力计算时，考虑到 土塞效应增强值后，根据规范中公式计算的单桩承 载力特征值仍偏于保守。在考虑桩端侧阻力强化效 应后，计算结果更符合实际情况。但本文只在桩端 持力层内， 桩侧阻力按规范值的2倍进行取值计算。 对于桩端侧阻力强化效应的作用范围，则需要进行 进一步的研究及探讨。 d. 对于Q-S曲线为缓变型曲线时， 采用多项式 拟合法推测单桩竖向承载力标准值及采用S-lgQ法 确定桩总极限侧阻力值的方法，与实际情况较为吻 合，能为设计提供合理的参考。 参考文献 [1] 刘伟平， 扶名福， 胡小蓉. 基于二次抛物线型强包络线的管桩 挤土效应分析[J]. 煤田地质与勘探，2010，38236–38. [2] 颜荣华，黄广龙，梅国雄，等. 预应力混凝土支护管桩抗剪计 算分析[J]. 南京工业大学学报自然科学版，2010，325 49–53. [3] 曾庆响，梁焕华，肖芝兰，等. PHC 管桩的开裂弯矩和极限弯 矩计算[J]. 工业建筑，2010，40168–72. [4] 张忠苗，喻君，张广兴，等. PHC 管桩和预制方桩受力性状试 验对比分析[J]. 岩土力学，2008，29 113059–3065. [5] 雷华阳，李肖，陆培毅. 管桩挤土效应的现场试验和数值 模拟[J]. 岩土力学，2012，33 41016–1012. [6] 谢永健，王怀忠，朱合华. 软黏土中 PHC 管桩打入过程中土 塞效应研究[J]. 岩土力学，2009，3061671–1675. [7] 俞宗卫， 许魁， 李祯. 几种单桩极限承载力预测模型的验证分 析[J]. 工业建筑，2007，37964–67. [8] 陈晶，高峰，沈晓明. 基于 ABAQUS 的桩侧摩阻力仿真 分析[J]. 长春工业大学学报自然科学版，2006，271 27–29. [9] 中国建筑科学研究院. 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