王晨， 光洪峰， 吕伟

（青岛理工大学，山东 青岛 266033）

0 引言

预应力高强度混凝土管桩（PHC管桩）由流水线生产，因具有强度高、施工便捷、造价低等优点，近年来被广泛应用于各类工程。

预制管桩以开口形式居多，这就导致在管桩打入土层时，桩端土体稳态被破坏部分土体进入管桩内部，这部分土体就是土塞。研究证明土塞效应对PHC管桩的承载性能有着重要影响。Brucy等［1］通过试验研究了土塞的形成过程，发现随着贯入深度的增加，土塞高度逐渐小于管桩入土深度。Paik等［2］通过模型试验研究了在打入过程中土塞高度增长与管桩贯入深度增量的比值对管桩承载能力的影响。朱合华等［3］通过现场试验研究了土塞的发展规律。张忠苗等［4］通过现场试验和室内试验研究了不同土层条件下的土塞特性，发现土体强度与土塞高度成正比，地基土的软硬结构对土塞的发展有显著的影响。

文中依托淄博某公路桩基工程，将FBG传感技术应用于PHC管桩现场打入试验中，并根据现场锤击沉桩记录的试验数据，研究了打桩过程锤击数与地基土的相互作用以及土塞的发展规律。

1 试验方案

1.1 试验场地概况

试验位于山东省淄博市某公路桩基工程施工现场，属冲洪积平原地貌，场区地基土在勘察范围内分为7个地质层，地表土为素填土，前20m地层为粉土及粉质黏土，20m深度以下为砂土层，地下水埋深为0.4～2.0m，桩基持力层选择细砂层，其土层分布及参数如表1所示。

表1 土层参数

1.2 试验桩制备及传感器安装

试验桩总长43m，桩径800mm，壁厚130mm，C80混凝土，桩端形式为开口管桩，分三节制备，长度分别为15、13、15m，编号依次设置为PS1、PS2、PS3，各节采用电焊连接。各节管桩参数如表2所示。

表2 试验桩参数

PHC管桩不同于钢管桩的制备，其生产工艺包括钢筋笼张拉、混凝土灌注、高速离心成型以及高温养护，如图1所示，高速离心成型和高温养护对预埋监测元件的存活都是极大的挑战。因此，如何提高管桩生产时传感器的存活率是试验的关键。

图1 PHC管桩生产工艺

最终选用光纤光栅埋入式传感器进行试验，该传感器具有耐高温、性能稳定、实时监测等优点。试验是将FBG传感器埋设入管桩内部，分两组对称绑扎在钢筋笼上，对称绑扎是为了防止在打入过程中的可能存在的偏心受压对数据的影响，取两侧传感器数据的平均值作为最终应变值。为了进一步提高FBG传感器的存活率，采用pvc管对FBG传感器进行保护，绑扎过程如图2所示。三节试桩传感器的布置示意如图3所示。

图2 FBG传感器的安装

图3 FBG传感器布置图（单位：m）

2 数据分析

2.1 每米锤击数随打入深度的变化规律

试验记录了3根管桩的打入锤击数，锤击数随打入深度的变化曲线如图4所示。

图4 锤击数随打入深度的变化曲线

图4中可知，3根桩的锤击数变化趋势基本相同。前20m地基土主要为粉土及粉质黏土，土体强度较低，锤击数小。当桩端进入砂土层时，其每米锤击数大幅增加，试验桩在34m深度处锤击数达到最大，最大锤击数为272锤/m，而对照桩2在36m深度处达到最大，最大锤击数为467锤/m。其中对照桩1在贯入32m深度时桩身被打裂，沉桩终止。可知PHC管桩沉桩的每米锤击数可以反映出地基土的强度。

试验桩在深度28m处，锤击数先增大后减小，说明该处土体强度先升高后降低，而邻近的两根对照桩却没有出现这种现象，原因是试验桩在贯入该深度时由于天气原因，停锤了几小时，而两根对照桩桩均为连续打桩直至完成沉桩，故没有出现上述现象。可以用土力学的有效应力原理［5］来解释，外荷载作用下，土中应力被土骨架和土中水气共同承担，但只有通过土颗粒接触传递的有效应力才会使土产生变形，具有抗剪强度，而通过孔隙中的水气传递的孔隙压力对土的强度和变形没有贡献。

对于饱和土体，在打桩等振动作用下，土颗粒被挤密，使得孔隙水压力增大，土颗粒间有效应力减小，致使土体强度降低；反之，施工完成后，土体强度会得到恢复，进而影响侧摩阻力和桩端阻力，桩体承载力随时间的推移不断增长［6］，众多的实测数据及理论分析也可以证明这一点。这个过程的原理如下：

式中，βK为超孔隙水压力转化为有效应力的比值。

在连续打桩过程中超孔隙水压力的累积使得土体强度降低；停锤后，打桩积累的孔隙水压力释放，土体强度得到恢复甚至提升，故而锤击数变大；之后随着打桩的进行，超孔隙水压力再次积累，锤击数变小，这与刘润等［7］的研究相符。由此可知连续的打桩会使孔隙水压力一直处于较高的水平，利于沉桩。

2.2 土塞性状

土塞特性可由土塞高度L、土塞率P和土塞增长率I来评测，公式如下所示：

式中，H为试桩入土深度；dL和dH为土塞高度和试桩入土深度的单位变化量。

从式中可以看出，P=0代表未形成土塞，试桩等同于闭口管桩；P=1代表试桩内土塞高度等于试桩入土深度；I=0代表随入土深度的增加试桩内土塞高度未增长，桩体处于完全闭塞状态；I=1代表桩体处于完全非闭塞状态。

2.2.1 土塞高度的变化规律

土塞高度的发展曲线如图5所示。从图中可以看出，土塞高度随着桩体打入深度的增加而增大。3根试桩的土塞发展规律也基本相同，在打入深度在10～25m时，对照桩1的土塞高度发展曲线较另外两根试桩来说变化幅度较大，这应与该处土层的软硬程度有关；在深度32m处，对照桩1桩身被打裂，土塞高度为13m，在沉贯结束入土深度43m时，试验桩土塞高度为19.8m，对照桩2土塞高度为18.7m。

图5 土塞高度随打入深度的变化曲线

2.2.2 土塞率的变化规律

土塞率随打入深度的变化曲线如图6所示。随着打入深度的增加，土塞率呈现先减小后略微增大的趋势。在20m深度处各试桩土塞率达到最小，试验桩、对照桩1与对照桩2的最小值分别为42%、34.5%与40%。结合土质分析，随着打桩的进行，土塞高度不断增加，土塞与管桩内侧摩阻力与土塞自重不断增大，这就导致土塞增长需要克服的阻力增大，土塞率不断减小，同时，在15～20m深度内，上部粉土层较硬，下部粉质黏土层较软，这种土层结构更易造成闭塞现象，会进一步阻碍土塞的增长；在20m深度后土塞率又逐渐增大，原因是桩端贯入砂土层后，上层粉质土下层砂土的土层结构促进了土塞的发展，这与张忠苗等人的结论相符。在沉贯完成后，试验桩的土塞率为46%，对照桩1与对照桩2的土塞率分别为40.6%与43.6%。

图6 土塞率随打入深度的变化曲线

2.2.3 土塞增长率的变化规律

土塞增长率随打入深度的变化曲线如图7所示。从该图能更直观的看出土塞增长速率的变化情况，在20m深度内，土塞增长率不断降低，这与土塞受力、上硬下软的土层结构有关，试验桩、对照桩1与对照桩2的最小土塞增长率分别为22%、8%与22%。在20～30m深度范围内，土塞增长率不断增大，这与上软下硬的土层结构有关，3根试桩的土塞率分别提高到了52.5%、52%与48.3%。之后随着打入深度的增加，土塞增长率又呈现减小趋势，这与打入初期土塞增长率减小的原因相同，可以从土塞的受力来解释，土塞受土塞-内壁剪切力、土塞自重与桩端的支撑承载力，前两者制约着土塞的发展，当打入深度不断增加时，前两者之和不断增加，阻力不断增大，阻碍土塞的增长，所以土塞增长率不断降低，当打入深度足够大阻力大于桩端土的承载力时只会破坏桩端土体的稳定，而土塞高度不会增加，也就是闭塞。沉桩完成后，试验桩的土塞增长率为50%，对照桩1与对照桩2的土塞增长率分别为52%与48.7%。

图7 土塞增长率随打入深度的变化曲线

从对照桩1的土塞增长率变化曲线也可以看出，对照桩1的土塞增长率变化幅度较其他桩更大，先是从100%减少到了15m深度处的8%，然后从15m深度处的8%到32m断桩处的52%，增幅达到了550%，远大于剩余两根桩的136%与118%，说明对照桩1桩端所处的粉质土与砂土层地基强度软硬差异大于剩余两根桩的地基土强度，这也可以解释对照桩1桩身被打裂断桩应该是因为该砂土层土体强度过高。

2.3 静载荷试验

采用慢速维持荷载法对试验桩进行了静载荷试验，最大加载量为4080kN，分九级加载，每级维持2h左右，加载完成后桩身完好。结果如图8所示，从图中可以看出，试桩的Q-s曲线呈缓变型，曲线没有出现明显的向下弯曲，说明桩身还有较大承载潜力。桩顶最大沉降12.34mm，卸荷后残余沉降8.39mm，回弹率32.01%。

图8 试桩单桩静载荷试验曲线

3 结语

（1） PHC管桩沉桩的每米锤击数可以反映出地基土的强度。土体强度越低，锤击数越小，反之锤击数越高。连续的打桩会使孔隙水压力一直处于较高的水平，降低土体强度，利于沉桩。停锤一晚后出现锤击数升高的现象，说明停锤会使土体强度恢复。

（2） 随着打入深度的增加，土塞高度不断增加，但土塞高度的增长速度逐渐小于管桩入土速度。上层粉质土下层砂土的土层结构会促进土塞的发展，上层粉土下层粉质黏土的结构会阻碍土塞的发展，易造成闭塞现象。土塞增长率的变化也能反映出土体强度，土体强度越高，土塞增长率越大。

（3） 该PHC管桩为端承桩，Q-s曲线为缓变型，且桩的承载潜力较大。