郎瑞卿，陳昆，閆澍旺，曾偉，苑紅凱，段曉沛

(1.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津300072；2.天津市市政工程設(shè)計(jì)研究院 濱海分院，天津 300457)

PTC管樁豎向承載性能現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究

郎瑞卿1，陳昆1，閆澍旺1，曾偉2，苑紅凱2，段曉沛2

(1.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津300072；2.天津市市政工程設(shè)計(jì)研究院 濱海分院，天津 300457)

PTC管樁在樁基和復(fù)合地基中的所發(fā)揮的作用不同，其承載特性也存在著一定的差異，因此對(duì)PTC管樁的側(cè)摩阻特性和端阻特性的研究具有十分重要的意義。通過(guò)設(shè)計(jì)9根不同樁長(zhǎng)的預(yù)應(yīng)力混凝土試驗(yàn)管樁，在3組不同地質(zhì)條件的現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行靜載試驗(yàn)，得到不同樁長(zhǎng)PTC管樁的荷載-位移曲線，探討了PTC管樁在軟土地區(qū)的承載特性；采用在樁體主筋上預(yù)設(shè)鋼筋應(yīng)力計(jì)和樁底預(yù)埋土壓力盒的方法得到其不同截面的軸力和樁端阻力，進(jìn)而分析了不同荷載級(jí)別下側(cè)摩阻力和樁端阻力的發(fā)揮特性，同時(shí)確定了極限狀態(tài)下側(cè)摩阻力和樁端阻力的荷載分擔(dān)比，并根據(jù)土質(zhì)特性研究了PTC管樁與不同土質(zhì)土體的摩擦系數(shù)。

巖土工程；PTC管樁；側(cè)摩阻力；端阻力；樁土相互作用；靜載試驗(yàn)

0引言

預(yù)應(yīng)力混凝土管樁憑借其單樁承載力高、樁基質(zhì)量可靠、工程造價(jià)低等優(yōu)點(diǎn)[1]，在我國(guó)得到迅速發(fā)展，工程中已有大量應(yīng)用。然而在實(shí)際工程中根據(jù)已有計(jì)算方法所得的單樁承載力與實(shí)測(cè)結(jié)果相差較大，對(duì)預(yù)應(yīng)力空心樁承載性能及其構(gòu)成部分-側(cè)摩阻力和端阻力的發(fā)揮及分配等問(wèn)題仍需進(jìn)行深入研究。

樁基側(cè)摩阻力和端阻力組成了樁基承載力。隨著工程實(shí)踐不斷發(fā)展，學(xué)者們針對(duì)預(yù)應(yīng)力管樁側(cè)摩阻力及端阻力等問(wèn)題展開了不同程度的研究，且取得了很多有價(jià)值的研究成果。高喜峰[2]從土塞效應(yīng)和擠土效應(yīng)入手，剖析了預(yù)應(yīng)力管樁受力性狀及獨(dú)特的承載機(jī)理，通過(guò)對(duì)大量預(yù)應(yīng)力管樁豎向靜載荷試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行歸納分析，修正了JGJ 94—2008《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(以下簡(jiǎn)稱《規(guī)范》)[3]中的計(jì)算公式；胡琦等[4]結(jié)合工程實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，分析了外荷載與單樁初始極限承載力的關(guān)系；律文田等[5]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，分析了靜動(dòng)載對(duì)預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管樁軸力分布、樁身側(cè)摩阻力和樁基沉降的影響及其變化規(guī)律；趙春風(fēng)等[6]在考慮規(guī)范給定的分項(xiàng)系數(shù)約束條件下，對(duì)上海地區(qū)預(yù)制樁基豎向承載力進(jìn)行了可靠性分析，并推導(dǎo)出對(duì)應(yīng)于不同方法的抗力分項(xiàng)系數(shù)的理論公式；蔡健等[7]對(duì)管樁進(jìn)行了軸向靜載試驗(yàn)和樁身軸力的測(cè)試，探討了深厚軟土地基中超長(zhǎng)PHC管樁的豎向承載特性和荷載傳遞機(jī)理；施建勇等[8]利用數(shù)值模擬方法，對(duì)砂性土地基預(yù)制樁沉樁過(guò)程進(jìn)行了求解，得到了考慮和不考慮擠土作用的單樁P-S曲線；郎瑞卿等[9]結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和數(shù)值試驗(yàn)，研究了不同土質(zhì)條件下PTC管樁的承載特性；J.LEE等[10]通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，研究了側(cè)摩阻力與端阻力之比，分析了管樁在砂土中的承載力。以上成果對(duì)PTC管樁在工程中的應(yīng)用具有參考價(jià)值，但對(duì)于預(yù)應(yīng)力管樁在軟土地基中側(cè)摩阻力及端阻力的發(fā)揮及承載荷載比例等問(wèn)題并沒(méi)有明確統(tǒng)一的結(jié)論。

筆者依托天津軟土地區(qū)3組試樁工程，基于現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)，對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土管樁豎向承載特性進(jìn)行了探討，研究了PTC管樁在軟土地區(qū)的豎向承載機(jī)理，揭示了管樁側(cè)摩阻力和端阻力的發(fā)揮過(guò)程及極限狀態(tài)下荷載分擔(dān)比例，研究了預(yù)應(yīng)力管樁與土體相互作用關(guān)系，確定了管樁與土體之間摩擦系數(shù)。

1預(yù)應(yīng)力管樁承載特性現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

1.1試驗(yàn)設(shè)計(jì)及數(shù)據(jù)采集方法

試驗(yàn)分為3組，樁徑均為0.40 m，共9根試驗(yàn)樁。第1組試樁1根，編號(hào)DS1，樁長(zhǎng)10 m，樁端持力層為粉質(zhì)黏土；第2組共4根，編號(hào)TS1、TS2、TS3及TS4，其中TS1、TS2樁長(zhǎng)26 m，TS3、TS4樁長(zhǎng)22 m，樁端持力層為粉質(zhì)黏土；第3組試樁共4根，編號(hào)FS1、FS2、FS3及FS4，其中FS1、FS2樁長(zhǎng)12 m，樁端持力層為粉土；FS3、FS4樁長(zhǎng)22 m，樁端持力層為粉質(zhì)黏土。

本次試驗(yàn)的試樁由管樁生產(chǎn)廠家特制，課題組負(fù)責(zé)鋼筋應(yīng)力計(jì)的安裝工作，結(jié)合試樁場(chǎng)地地層情況，利用鋼絲將鋼筋應(yīng)力計(jì)分段捆綁在管樁鋼筋籠的主筋上，同時(shí)將電纜線捆綁在主筋上(圖1)，然后經(jīng)過(guò)上模具、澆筑混凝土、離心成型、低溫養(yǎng)護(hù)至設(shè)計(jì)強(qiáng)度(圖2)。

圖1應(yīng)力計(jì)與主筋連接示意Fig.1Stress gauges assembled with main reinforcement

圖2試驗(yàn)用預(yù)應(yīng)力管樁Fig.2Prestressed pipe piles in test

試驗(yàn)中采用慢速維持荷載法對(duì)試樁進(jìn)行加載，加載分級(jí)、終止加載條件滿足《規(guī)范》[3]要求，利用 JCQ 靜載自動(dòng)記錄儀自動(dòng)記錄每級(jí)壓力。樁頂沉降通過(guò)樁頂百分表測(cè)得，管樁內(nèi)力由預(yù)先在主筋上捆綁應(yīng)力計(jì)測(cè)的，應(yīng)力計(jì)具體位置如圖3。外荷載與軸力的差值即為該段樁基側(cè)摩阻力。

圖3鋼筋應(yīng)力計(jì)布置(單位：m)Fig.3Layout of stress gauges

1.2試驗(yàn)場(chǎng)地土層物理力學(xué)參數(shù)

3組試樁巖土分層情況如表1。

表1試驗(yàn)場(chǎng)地各土層的分布及主要物理力學(xué)指標(biāo)Table 1Stratum distribution and main physical and mechanical indexes in location

2試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1荷載-沉降曲線

整理3組試驗(yàn)結(jié)果，得到9根預(yù)應(yīng)力混凝土管樁荷載-位移(Q-S)曲線如圖4。

圖4各預(yù)應(yīng)力管樁Q-S曲線Fig.4Q-S curves of prestressed pipe piles

由圖可知，9根管樁Q-S曲線均呈陡降型，并且存在明顯拐點(diǎn)。同一組試驗(yàn)中樁長(zhǎng)相同的兩根樁基Q-S曲線基本重合，說(shuō)明該試驗(yàn)誤差較小，試驗(yàn)數(shù)據(jù)可靠。荷載較小時(shí)，Q-S曲線基本呈直線，處于完全線彈性壓縮階段，隨著荷載的增大沉降開始逐漸增大，當(dāng)荷載達(dá)到相應(yīng)的極限狀態(tài)時(shí)，沉降量發(fā)生陡降，依據(jù)相關(guān)規(guī)范規(guī)定，基礎(chǔ)已經(jīng)達(dá)到破壞狀態(tài)，取前一級(jí)荷載作為管樁的極限承載力，整理9根管樁的極限承載力Qui及對(duì)應(yīng)沉降Sui見表2。

表2極限承載力及其沉降Table 2The ultimate bearing capacity and its settlement

由表2可知：當(dāng)預(yù)應(yīng)力管樁極限承載力充分發(fā)揮時(shí)，其樁端沉降比Sui/d僅需2%～4%。長(zhǎng)樁(h≥20 m)一般在硬黏性土、密實(shí)無(wú)黏性土中所需的樁端沉降比較小，而在較軟黏性土中所需的樁端沉降比較大[11-12]。

2.2樁身軸力分析

通過(guò)鋼筋應(yīng)力計(jì)可得到管樁不同斷面軸力，樁長(zhǎng)相同的試樁軸力變化較為相似，筆者僅列舉一組進(jìn)行分析。計(jì)算得到各預(yù)應(yīng)力管樁在各級(jí)荷載作用下樁身軸力N沿樁長(zhǎng)h的分布規(guī)律見圖5～圖7。

圖5第1組試驗(yàn)中軸力變化Fig.5Axial force change at different load stages of Test 1

圖6第2組試驗(yàn)中軸力變化Fig.6Axial force change at different load stages of Test 2

圖7第3組試驗(yàn)中軸力變化Fig.7Axial force change at different load stages of Test 3

由圖5～圖7可看出：在同級(jí)荷載作用下，樁身軸力自上向下發(fā)揮，隨著深度的增加而減少，且不同截面間軸力減小幅度不同，與其他學(xué)者的成果較為接近[6，13-14]。同一試驗(yàn)中，隨著荷載增大，樁身下部軸力逐漸增大，端阻開始發(fā)揮。h=12 m的管樁在其第一級(jí)荷載時(shí)，樁身下部軸力較大，說(shuō)明此時(shí)樁端阻力已經(jīng)發(fā)揮，這是因?yàn)闃堕L(zhǎng)較小，且樁周土多為黏土，總側(cè)摩阻力較小，無(wú)法承擔(dān)全部外荷載，且樁端持力層為承載性能較強(qiáng)的粉質(zhì)黏土，進(jìn)而端阻力較早發(fā)揮[15]。

2.3樁側(cè)摩阻力發(fā)揮特性分析

通過(guò)相近兩個(gè)測(cè)點(diǎn)的軸力差即可得到該土層中樁身的平均側(cè)摩阻力如式(1)：

(1)

式中：qi為第i層土中的平均側(cè)摩阻力；Ni、Ni-1分別為第i層土上下測(cè)點(diǎn)出樁身軸力；Ai為計(jì)算范圍內(nèi)樁身側(cè)面面積。

樁長(zhǎng)相同的試驗(yàn)樁身側(cè)摩阻力變化較為相似，僅列舉一組進(jìn)行分析。經(jīng)過(guò)計(jì)算，各預(yù)應(yīng)力管樁截面之間平均側(cè)摩阻力q沿樁長(zhǎng)分布如圖8～圖9。

圖8第2組試驗(yàn)中樁身側(cè)摩阻力變化Fig.8Skin friction change at different load stages of Test 2

圖9第3組試驗(yàn)中樁身側(cè)摩阻力變化Fig.9Skin friction change at different load stages of Test 3

由圖8、圖9可看出：短樁(h≤20 m)受到較小同級(jí)荷載時(shí)，樁摩阻力沿深度增大，由于樁土接觸面積較小，且樁端持力層為粉質(zhì)黏土，端阻力較早發(fā)揮。長(zhǎng)樁(h≥20 m)受到較小荷載時(shí)，土層側(cè)摩阻力隨著外荷載的增大而增大，上部土層黏土或淤泥質(zhì)黏土側(cè)摩阻力先發(fā)揮，對(duì)應(yīng)數(shù)值大于下部粉質(zhì)黏土提供的側(cè)摩阻力；隨著荷載增大，下部粉質(zhì)黏土側(cè)摩阻力開始發(fā)揮，對(duì)應(yīng)數(shù)值大于上部土體；當(dāng)外荷載接近各樁極限值時(shí)，上部黏土、淤泥質(zhì)黏土摩阻力基本保持不變，下部粉質(zhì)黏土提供的側(cè)阻力增大幅度也相應(yīng)減小，側(cè)摩阻力發(fā)揮完全。該現(xiàn)象表明：由于樁土相對(duì)位移從樁身上部到樁身下部逐漸發(fā)揮，樁身上部和下部土體的側(cè)摩阻力的發(fā)揮是異步的過(guò)程[16]，且與土質(zhì)和深度有較大關(guān)系。

PTC管樁在不同土層中極限側(cè)摩阻力，見表3。

表3不同深度土體極限側(cè)摩阻力qsTable 3The ultimate skin friction of soil with different depths

2.4樁端阻力發(fā)揮特性分析

經(jīng)過(guò)計(jì)算，各預(yù)應(yīng)力管樁端阻力承擔(dān)外荷載比例隨樁頂沉降變化如圖10。

圖10端阻承擔(dān)荷載比例隨沉降變化Fig.10Variation of load shearing ratio of tip resistance changing with settlement

由圖10可知：同一組試驗(yàn)中相同樁長(zhǎng)的PTC管樁受到外荷載時(shí)，樁端阻力隨沉降變化基本相同，試驗(yàn)準(zhǔn)確性較高。在樁端阻力-位移曲線中存在明顯拐點(diǎn)，拐點(diǎn)之前曲線斜率較小，拐點(diǎn)之后斜率較大[14]。樁端阻力的發(fā)揮性狀與樁長(zhǎng)有密切關(guān)系：由于樁長(zhǎng)較小，總側(cè)摩阻力較小，且樁端持力層為承載性能較好的粉質(zhì)黏土，管樁FS1與FS2端阻力在第一級(jí)荷載時(shí)就承擔(dān)較大比例外荷載，DS1與之類似；其他試驗(yàn)中，荷載較小時(shí)端阻力并未充分發(fā)揮，此時(shí)外荷載主要由上部黏土、淤泥及淤泥質(zhì)黏土提供的側(cè)摩阻力承擔(dān)，隨著外荷載的增大，接近極限荷載時(shí)，端阻力顯著增大并達(dá)到其最大值，樁端阻力所分擔(dān)的荷載比例也達(dá)到最大值。

2.5側(cè)摩阻力與端阻荷載分擔(dān)比分析

根據(jù)實(shí)測(cè)結(jié)果，對(duì)PTC管樁樁身的側(cè)阻力和端阻力進(jìn)行了分離，各管樁荷載分擔(dān)比例隨外荷載的變化如圖11。

圖11側(cè)摩阻力、端阻承擔(dān)比例隨外荷載變化Fig.11Variation of skin resistance and load shearing ratio of tip resistance chanqing with outer loading

由圖11可知：當(dāng)短樁(h≤20 m)在荷載較小時(shí)，樁端阻力所占樁頂荷載份額Qp/Q較高，樁側(cè)摩阻力所占樁頂荷載份額Qs/Q較低，隨著荷載繼續(xù)增加，樁端位移開始增長(zhǎng)，此時(shí)Qp/Q有所下降，Qs/Q上升，當(dāng)Q接近極限值時(shí)，樁端阻力和側(cè)阻力幾乎同時(shí)達(dá)到極限值，Qp/Q及Qs/Q趨于定值，可定義為端阻摩擦樁。當(dāng)長(zhǎng)樁(h≥20 m)在荷載較小時(shí)，Qp/Q較高，當(dāng)隨著荷載繼續(xù)增加，樁端阻力也開始逐漸發(fā)揮，Qp/Q也逐漸增大。當(dāng)Q接近極限值時(shí)，樁端阻力和側(cè)阻力幾乎同時(shí)達(dá)到極限值，Qp/Q及Qs/Q趨于定值，可定義為端阻摩擦樁。各管樁側(cè)摩阻力與端阻力承擔(dān)外荷載比例如表4。

表4各管樁荷載分擔(dān)比Table 4The load sharing ratio of piles %

通過(guò)表4可知：端阻力承擔(dān)荷載分擔(dān)比約為19%～25%，大于胡琦等[4]的結(jié)論，與趙春風(fēng)等[6]、黃挺等[13]和張忠苗等[14]的結(jié)論較為接近，說(shuō)明樁端阻力的發(fā)揮與樁端持力層性質(zhì)有較大的關(guān)系。

3樁土相互作用分析

《規(guī)范》[3]計(jì)算樁基側(cè)摩阻力多采用極限側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值，筆者根據(jù)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，確定了樁土之間的摩擦系數(shù)，可直接計(jì)算出側(cè)摩阻力。該摩擦系數(shù)可根據(jù)式(2)確定：

(2)

式中：qi為實(shí)測(cè)該土層中平均側(cè)摩阻力；γ為土體有效容重；z為土體深度；K0為土體側(cè)壓力系數(shù)。

根據(jù)確定的樁側(cè)摩阻力，經(jīng)過(guò)計(jì)算，得到混凝土預(yù)應(yīng)力管樁與土體的摩擦系數(shù)如表5。

表5不同深度樁土摩擦系數(shù)Table 5Friction coefficients between piles and soil at various depths

由表5可知：預(yù)應(yīng)力混凝土管樁與軟土的摩擦系數(shù)取值范圍為0.11～0.36。土體性質(zhì)對(duì)摩擦系數(shù)影響較大：對(duì)于含水率較高、內(nèi)摩擦角較小的淤泥，摩擦系數(shù)較小，取值范圍為0.11～0.14；對(duì)于含水率較高，內(nèi)摩擦角較大的淤泥質(zhì)黏土，摩擦系數(shù)取值范圍為0.14～0.17；對(duì)于含水率較低、內(nèi)摩擦角較大的黏土及粉土，摩擦系數(shù)取值范圍為0.33～0.36，小于許宏發(fā)等[17]和張明義等[18]研究中的摩擦系數(shù)(0.30～0.50)，其原因是許宏發(fā)等[17]和張明義等[18]試驗(yàn)中圍壓較大。同一土層的摩擦系數(shù)隨著樁身深度的增加而產(chǎn)生小幅度增加。

4結(jié)論

筆者結(jié)合天津軟土地區(qū)3組預(yù)應(yīng)力管樁現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，通過(guò)分析現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，研究了9根預(yù)應(yīng)力管樁的承載性能及其荷載傳遞機(jī)制。

1) 相同樁長(zhǎng)管樁在同一地質(zhì)條件下，荷載-位移曲線接近，試驗(yàn)誤差較小，試驗(yàn)數(shù)據(jù)可靠。各預(yù)應(yīng)力混凝土管樁Q-S曲線均為陡降型，并且存在明顯拐點(diǎn)。

2) 在不同荷載水平作用下，樁身軸力自上向下逐漸發(fā)揮，隨深度增大而減小。短樁受到較小荷載時(shí)，總側(cè)摩阻力較小，端阻較快發(fā)揮。預(yù)應(yīng)力管樁樁身上部和下部的側(cè)摩阻力的發(fā)揮是異步的過(guò)程。

3) 樁端阻力的發(fā)揮性狀與樁長(zhǎng)有密切關(guān)系。樁長(zhǎng)越長(zhǎng)，端阻力發(fā)揮越晚。

4) 預(yù)應(yīng)力混凝土管樁在軟土中可定義為端阻摩擦樁，側(cè)摩阻力承擔(dān)荷載比例約為75.1%～80.5%，混凝土管樁與軟土的摩擦系數(shù)取值范圍為0.11～0.36，與土質(zhì)參數(shù)有較大關(guān)系且隨著深度的增大而增大。

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(責(zé)任編輯：劉韜)

In-situ Test Research on Vertical Bearing Capacity of PTC Pipe Pile

LANG Ruiqing1, CHEN Kun1, YAN Shuwang1, ZENG Wei2, YUAN Hongkai2, DUAN Xiaopei2

(1. School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, P. R. China; 2. Binhai Branch of Tianjin Municipal Engineering Design and Research Institute, Tianjin 300457, P. R. China)

There are differences between the roles that PTC pipe piles play in pile foundation and composite foundation, so do its bearing characteristics. Therefore, the study on the characteristics of skin resistance and tip resistance of PTC pipe piles is of great importance. 9 prestressed concrete test pipe piles with different pile lengths were designed. Static load tests were carried out on the scenes of 3 sets of different geological conditions and the load-displacement curves of PTC pipe piles with different pile lengths were obtained. The bearing characteristics of PTC pipe pile in soft soil area were discussed. The axial force and pile tip resistance of different sections were obtained by pre-embedding the reinforced stress gauge in the main reinforcement of the pile and soil pressure box at the bottom of pile. And then the performance characteristics of skin resistance and pile tip resistance with different load levels were analyzed. Meanwhile, the load sharing ratio of skin resistance and pile tip resistance at the limited state was determined. Finally, according to soil characteristics, the friction coefficients between PTC piles and different soil were studied.

geotechnical engineering; PTC pipe pile; skin resistance; tip resistance; pile-soil interaction; static load test

TU41；O 319.56

A

1674-0696(2017)10-062-08

2016-01-12；

2016-02-20

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(41402263)

郎瑞卿(1991—)，男，河北邢臺(tái)人，博士研究生，主要從事巖土工程方面的研究。E-mail：langruiqing@tju.edu.cn。

10.3969/j.issn.1674-0696.2017.10.11