PHC

钢管组合桩竖向荷载传递机理研究

作者：胡骏文 邹玉光 汤雷 王海军 官福海 来源：《南水北调与水利科技》2016年第01期

摘要：PHC钢管组合桩因抗腐蚀、贯入性能好，在高桩码头开始推广使用。但是其上部是PHC管桩，下部是钢管桩，两者桩径不同，弹性模量和密度等差异很大，荷载在桩体中的传递呈现出不同的作用机理，传统计算方法无法直接应用于其竖向承载力计算，而且该桩型竖向荷载传递机理研究未见报道，导致PHC钢管组合桩竖向荷载设计缺少机理依据。运用FLAC3D软件并基于镇江扬中长江沿岸地区地质条件，对PHC钢管组合桩进行竖向静载数值计算，同时考虑土体软化特性、桩土接触特性及沉降大变形问题，对“接桩部位埋深”、“接桩部位面积”问题进行研究。分析其不同组合下对桩身极限承载力的影响以及桩身轴力、侧摩阻力分布规律。结果表明，镇江扬中长江沿岸地区打入的PHC钢管组合桩是端承摩擦桩；接桩部位埋深与面积会影响极限承载力和桩体失稳后沉降值大小；桩身轴力在接桩部位发生较大衰减；桩侧摩阻力随深度变化较复杂；整桩侧摩阻力极值出现在接桩部位。

关键词：PHC钢管组合桩；FLAC3D软件；静载试验；接桩部位埋深；接桩部位面积；轴力；桩侧摩阻力

中图分类号：TU473.1 文献标志码：A 文章编号：16721683（2016）01013607 Investigation of vertical load transfer mechanism for PHCsteel composite pile HU Junwen1，ZOU Yuguang2，TANG Lei1，WANG Haijun1，GUAN Fuhai1 （1.Nanjing Hydraulic Research Institute，Nanjing 210024，China； 2.Harbor Construction Project of Zhenjiang，Zhenjiang 212004，China） Abstract：PHCsteel composite pile，with corrosion resistance and good penetration properties，has been popularized in highpile wharf.However，there are always some difference of their diameter，modulus of elasticity and density between PHC pipe pile in the upper part and steel pipe pile in the lower part，and the load transfer of composite pile was significantly different in its upper and lower part.The traditional method can not be applied directly to calculate the vertical

bearing capacity，thus the load transfer mechanisms were not investigated.Therefore，the design of composite pile lacked mechanism basis.Based on geological conditions of the Yangtze River region of Zhenjiang Yangzhong，and considering softening of soil，the contact characteristics of pilesoil and great settlement deformation，simulation test of vertical static loading of PHCsteel composite pile was conducted by using FLAC3D software，then the effect of “depth of joint”，“area of joint” on ultimate bearing capacity and the axial force and pile lateral friction resistance were analyzed.The results indicated that the PHCsteel composite pile which driven in Yangtze River region of Zhenjiang

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Yangzhong is endbearing friction pile；the area and depth of joint affects the ultimate bearing capacity and settlement value of unstable pile；the greater attenuation of axial force occurs in the joint；the pile lateral friction resistance changes intricately with increasing depth；the ultimate pile lateral friction resistance occurs in the joint.

Key words：PHC steel composite pile；FLAC3D；vertical static loading test；depth of joint；area of joint；axial force；pile lateral friction resistance

PHC钢管组合桩是由上部预应力高强度混凝土管桩（简称PHC管桩）与下部开口钢管桩组合拼接而成，其构成见图1，该桩型具有抗腐蚀、优良的贯入性能以及较低的后期维护费用等优点。

PHC管桩和钢管桩在工程中应用广泛，关于其承载特性的研究报道较多，主要集中在荷载传递机理与影响因素，以及桩身轴力与侧摩阻力变化规律等方面 [15]。但上述文献均只涉及材质单一且桩径固定的桩型，而PHC钢管组合桩作为一种新桩型，其上部PHC管桩与下部开口钢管桩的材料属性与桩径有很大差异，且在国内应用刚起步，相关荷载传递机理文献尚未见报道，桩型设计无章可循。因此，开展PHC钢管组合桩荷载传递机理研究具有重要理论意义和实际应用价值。

本研究基于快速拉格朗日算法[6]，考虑土体软化、桩土接触特性及沉降大变形，对“接桩部位埋深”“接桩部位面积”进行研究。选取镇江扬中长江沿岸地区地质条件参数，进行竖向静载数值计算，以期揭示PHC钢管组合桩的荷载传递机理，并为该桩型设计提供科学依据。 1 计算原理

1.1 本构模型与强度准则

目前，在桩基工程领域的数值仿真一般采用摩尔库伦理想弹塑性模型描述土体的强度特征。但是在桩体加载过程中，由于桩-土相互作用，部分土体必然会进入峰后阶段，如果采用理想弹塑性土体本构必然无法反映其实际情况。文献[711]表明运用应变软化模型能较好反映基坑土体、围岩与软岩边坡应变软化特性，周勇等[12]采用FLAC3D应变软化模型计算“圆形孔洞问题”，将结果先与基于应变软化模型建立的现有理论解比较，验证了FLAC3D应变软化模型在数值计算时的准确性和适用性，然后将结果与理想弹塑性模型计算结果相比较，认为忽略应变软化岩土材料的强度软化特性对工程是偏于危险的。因此，本研究土体本构模型采用应变软化模型符合工程实际情况。

FLAC3D中应变软化模型是基于与剪切流动法则不相关联而与拉伸流动法则相关联的摩尔库伦屈服准则建立的一种本构模型，它与摩尔库伦模型的不同点在于：应变软化模型需要预先定义软化参数，根据分段线性原则，当部分或所有单元进入塑性状态后，其黏结力、内摩擦角、膨胀角等都可发生变化。在主应力空间σ1-σ3平面内，剪切失效的包络线fs=0根据摩尔库伦屈服准则可表示为

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fs=σ1-σ3Nφ+2cNφ （1）

式中：c为黏结力；φ为内摩擦角；Nφ可表示为Nφ=（1+sinφ）/（1-sinφ） 拉伸失效包络线ft=0，由拉伸失效准则可表示为 ft=σ3-σt （2）

式中：σt为抗拉强度，其最大值σmax=c/tanφ。

土体的剪切和拉伸塑性流动法则根据gs和gt来确定。岩土体的非关联流动法则根据gs确定。

gs=σ1-σ3NΨ （3）

式中：NΨ=（1+sinΨ）/（1-sinΨ），Ψ为膨胀角。 函数gt为相关联的流动法则，其形式为 gt=-σ3 （4）

当土体处于弹性状态时，不需要进行塑性修正，而当土体进入塑性状态时，需要根据相应的流动法则，对应力进行修正，使其回到屈服面上。同时，由于桩体强度远大于土体，在加载过程中，土体发生破坏时桩体往往仍处于弹性变形阶段，因而桩体选取弹性模型。 1.2 初始地应力平衡

初始地应力平衡是否可靠，关系到试验最终结果的准确性。本研究组合桩实际发挥承载力部分位于水面以下，因此需要充分考虑水体对初始地应力的影响。同时本研究进行两次初始地应力重分布平衡计算，充分考虑了沉桩前初始地应力分布及沉桩后地应力重分布。 1.3 加载

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组合桩静载试验即是一个将一定范围内原有土体应力分布破坏，形成应力重分布，直到土体破坏的过程。

单桩静载试验的加载方法一般分为应力加载和速度加载，本研究采用应力加载。应力加载即按静载试验方法，在桩顶逐级加载，计算结束后提取每级荷载下的桩顶位移，进而得到荷载-沉降曲线。 2 工程实例 2.1 工程概况

本研究依托镇江润华物流通用码头上游7万t级泊位码头工程开展。该工程位于长江下游泰兴水道炮子洲左岸的中段，幸福河口处。场地勘察深度内共有6个地质层，即：②1淤泥质粉质黏土；④粉质黏土夹粉砂；⑦1粉质黏土；⑦2粉质黏土夹粉砂；⑧粉细砂；⑨细砂。本研究组合桩均打入⑧层粉细砂中部，各土层具体参数见表1。

本工程使用的组合桩中，PHC管桩桩径较钢管桩桩径大。PHC管桩与钢管桩接桩部位对组合桩极限承载力和沉降值的影响以及轴力与侧摩阻力在接桩部位的变化及其原因是本研究的重点。

2.2 试验区域选取

由文献[13]可知桩身受荷向下位移时，桩周土体中剪应变一环一环向外扩散，距桩轴15倍桩径外的土体剪应变已经可以忽略。对于长桩体可取桩长及桩端以下L/2范围作为计算深度[5]。本文所研究组合桩的PHC管桩部分桩径均为800 mm，整桩长均为33 m。由以上条件确定的计算区域水平范围为18 m，垂直范围为45 m。

考虑到竖向荷载作用下单桩桩体结构与荷载的对称性，因而可以选取1/4模型进行数值计算与分析。模型轴线与Z轴平行，坐标原点设于泥面。在Z=7 m处设置与计算区域等大的静水面以模拟水压力。 2.3 模型网格划分

本研究所述组合桩网格根据钢管桩部分长度、桩径的不同进行不同划分。桩体采用柱形壳体网格，桩端底部采用柱形壳体网格加柱形网格相结合的划分方式使网格尺寸不发生突变，桩周其余部分土体采用柱形隧道外围渐变放射网格，即靠近桩体处密、远离桩体处疏。三维桩-土模型见图2，接桩部位放大图见图3。 2.4 接触面划分

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为了对桩-土相互作用进行更为真实模拟，需要考虑桩体与土体之间的接触与相对滑移。因此，在桩体外侧面、PHC管桩与钢管桩接头处、桩底均设置了柱体空心网格接触面。 桩侧摩阻力通过桩侧外表面和土体之间设置的接触面来模拟，交界面的摩擦和黏聚特性体现为桩体与土体之间的侧摩阻力，同时桩底和土体之间也设置接触面。桩底位置设置两个接触面会使桩侧和桩底交界处节点有两个不同的ID号，这两个不同的ID号会随着载荷增加而产生分离，产生不同的沉降，使计算结果与工程实际更为接近。2.5 边界条件设定

模型建立过程中，将模型的两个侧面和底面的法向位移固定，桩顶面及土体表面的法向位移自由。即模型中Z=-45 m的平面固定于Z轴负方向，对模型的X=0、X=18 m与Y=0、Y=18 m处也进行固定。 2.6 参数选取

在数值计算中，各种计算参数的选取对于计算结果是否精准以及是否能反映工程实际情况是十分重要的。土体应变软化模型需要设定塑性阶段土体黏聚力与内摩擦角变化值，根据所研究土体的组成并参考FLAC3D对于土体应变软化模型参数的建议[14]，具体赋值见表2、表3。

桩土接触面参数的确定根据文献[14]，组合桩接触面法向刚度kn与剪切刚度ks计算公式为

kn=ks=10max（K+43G）Δzmin （5）

式中：K是体积模量；G是剪切模量；Δzmin是接触面法向方向上连接区域上最小尺寸；Δzmin在PHC管桩部分取02 m，在钢管桩部分取002 m，在接桩部位与桩底取1 m。具体数据见表5。

表5 接触面参数值 2.7 加载

从500 kN开始对组合桩进行加载，单级荷载为250 kN。加载过程中，当体系最大不平衡力与典型内力的比率R小于定值105时停止计算并进行下一级加载[6]。当满足文献[15]终止加载条件时即停止加载。 3 结果分析

3.1 荷载-沉降曲线分析

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组合桩的承载特性曲线是组合桩设计关注的焦点，而接桩部位对组合桩承载特性的影响尚未有研究报道。因此，本试验研究了不同接桩部位埋深、不同接桩部位面积条件下，各组合桩荷载-沉降曲线的变化趋势。

图4中各计算方案中的组合桩PHC管桩桩径为800 mm，钢管桩桩径600 mm。当加载至2 750 kN时，接桩部位埋深9 m与13 m的组合桩沉降值骤然变大，可认为2 750 kN是这两根桩的极限承载力， 接桩部位埋深17 m的组合桩的极限承载力则在3 000 kN。桩体极限承载力与桩侧摩阻力相关，而桩侧摩阻力与桩-土接触面积有关。在桩体总长相等的条件下，接桩部位埋深大即表示该组合桩的PHC管桩长，而PHC管桩桩径大于钢管桩桩径，因此组合桩的桩-土接触面积与PHC管桩长度呈正相关，PHC管桩较长的组合桩的极限承载力更高。接桩部位埋深对未达到极限承载力之前的沉降值影响不大，但是当达到极限承载力后，接桩部位埋深为13 m的组合桩沉降值明显高于其余两根组合桩，它失稳后的沉降值比接桩部位埋深9 m和17 m的组合桩分别高367%和 689%。这是因为该组合桩接桩部位下的粉质黏土层仅为1 m，土层较薄，当桩身发生失稳时，桩端土体破坏，而接桩部位土体不能给予桩体足够的支承力，致使其发生较大的沉降。接桩部位埋深9 m的组合桩接桩下粉质黏土层为5 m，接桩部位埋深17 m的组合桩接桩部位处于粉细砂层。这两根桩在失稳后，其接桩部位仍可给予桩身一定的支承力，使它们的沉降值小于接桩部位埋深13 m的组合桩的沉降值。

为了进一步了解接桩部位对组合桩极限承载力的影响，接桩部位埋深13 m的组合桩中钢管桩采用700 mm桩径，使接桩部位面积减小。在加载过程中，土体进入钢管桩内部会形成土塞效应，开口钢管桩可视作闭口桩计算桩端面积。通过计算，钢管桩桩径600 mm与700 mm的组合桩的接桩部位面积为022 m2、018 m2，分别是其桩端面积的78%、31%。据此，可认为接桩部位下部土体对整桩具有一定端承力。加载后的荷载-沉降曲线见图5。接桩部位面积为018 m2的组合桩极限承载力较大，但其失稳后沉降值是另一根组合桩的332倍。图6为这两根桩在极限承载力状态下塑性区域的分布图，左侧是接桩部位面积为018 m2的组合桩，右侧为接桩部位面积为022 m2的组合桩。上部荷载传递到接桩部位时，接桩部位会对下部土体产生一定的压强，当压强足够大时，下部土体即进入塑性状态。同时，下部土体会将接桩部位传递过来的荷载的一部分以剪应力的形式继续向周边土体传递，若剪应力大于土体抗剪强度，则周边土体相继进入塑性状态。由于剪应力会在土体中逐渐衰减，所以周边土体进入塑性状态的范围是有限的。很明显，接桩部位面积为018 m2的组合桩失稳后，接桩部位以下进入塑性状态的土体范围明显比另一根组合桩的范围要大。这主要是由于面积小的接桩部位在受到上部结构向下传递的荷载时，会对下部土体产生更大的压强，使下部土体向周边辐射的剪应力更大，剪应力传递的范围更广，使周边土体进入塑性状态的区域更大。土体进入塑性状态后，其内摩擦角和黏聚力迅速下降，不能对组合桩产生足够的侧摩阻力与支承力，桩体开始下沉，土体进入塑性状态的区域越大，桩体沉降量越大。钢管桩桩径的增大虽然使整桩的承载性能得到了提升，但是其失稳后所产生的沉降值是很大的，对码头面板的损害也是显而易见的。因此，在设计PHC钢管组合桩时应恰当地选择钢管桩桩径。

值进行分析。桩身轴力按Ni=σiA计算，其中Ni为第i截面轴力（kN），σi为组合桩第i截面的应力，A为桩身截面积（m2）。

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由图7可知，三根组合桩的轴力均沿深度方向递减，呈“倒三角”分布。桩身上部轴力大于下部轴力，且桩底仍有一部分轴力。三根组合桩的轴力在PHC管桩上部传递速率基本一致，在接桩部位处均出现整桩最大衰减。接桩部位埋深9 m、13 m和17 m的组合桩轴力在接桩部位分别衰减了3468 kN、3856 kN和5369 kN。轴力出现衰减一方面是因为侧摩阻力的存在，一方面是由于接桩部位下部土体的端承作用，轴力在经过接桩部位时向接桩部位下部土体传递了一部分力。接桩部位埋深9 m与13 m的组合桩接桩部位处轴力衰减是随接桩部位所处深度的增加而增加，但这两根组合桩接桩部位仍处于同一土层，所以增加的幅度是有限的。而第三根组合桩其接桩部位所处深度较大且位于持力的粉细砂层，因而轴力衰减要远高于前面两根组合桩。接桩部位埋深9 m、13 m和17 m的组合桩桩底的轴力分别为2488 kN、2411 kN和1686 kN，可以看出，轴力在接桩部位处的衰减值会直接影响桩底轴力大小。

表6是在2 500 kN荷载作用下，三根组合桩在各土层分别承担总荷载的百分比。接桩部位所在土层与桩底土层提供的端承力占总荷载的24%～278%，可认为这种组合桩是端承摩擦桩，以摩擦力为主。观察接桩部位埋深9 m与13 m的组合桩，其接桩部位部位提供的端承力大于桩底提供的端承力，且接桩部位所处土层提供的侧摩阻力是所有土层中最大的。三根组合桩接桩部位所在土层的侧摩阻力与接桩部位和桩底土层的端承力共同承担的总荷载比值均大于50%，其中接桩部位所在土层的侧摩阻力和接桩部位下部土体提供的端承力共同承担的总荷载比值大于35%。随着接桩部位埋深的增加，其所处土层提供的端承力逐渐减小，而桩底端承力逐渐增加。

3.3 侧摩阻力分析

按32节所述，对接桩部位埋深不同的三根组合桩在2 500 kN荷载值下的桩身侧摩阻力值进行分析。桩身侧面存在的摩阻力导致了桩身各监测面轴力的差异，通过桩身的各截面轴力可求得侧摩阻力。某一截面的侧摩阻力：Fi=Ni-Ni+1，而在接桩部位的侧摩阻力则需要减去接桩部位的端承力。

由图8可以看出，三根组合桩的最大侧摩阻力值均出现在接桩部位。在淤泥质粉质黏土层，三根组合桩的侧摩阻力均逐渐增大。由于受桩顶荷载与接桩部位支承作用，使得接桩部位埋深9 m的组合桩的桩身压缩量沿深度方向逐渐增大，侧摩阻力逐渐增大，直至粉质黏土层即接桩部位处出现最大值。同时，由于桩体中部压缩变形小，接桩部位埋深13 m的组合桩侧摩阻力在粉质黏土夹粉砂的土层出现减小。同理，接桩部位埋深17 m的组合桩PHC管桩部分较长，所以-6 m到-13 m的侧摩阻力值逐渐减小，然后在靠近接桩部位部位开始增大，最后在接桩部位处达到整桩最大侧摩阻力值。但在越过接桩部位后，三根组合桩侧摩阻力出现骤减。这是由于接桩部位对其下部土体的挤压，使下部土体有向下运动的趋势，从而会对钢管桩产生下拽力，下拽力会抵消掉一部分侧摩阻力。接桩部位对下部土体的挤压会沿着深度方向递减，因此侧摩阻力沿深度方向逐渐增加。当钢管桩较长时，其上部压缩量大于下部压缩量，致使钢管桩下部侧摩阻力减小，如图中接桩部位埋深9 m和13 m的组合桩所示。图中第三根组合桩因钢管桩部分较短，可视作压缩量均匀分布，从而未出现与前两根组合桩类似的情况。三根组合

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桩的侧摩阻力极值点深度和大小依次增加，但接桩部位同在粉质黏土层的两根组合桩的侧摩阻力极值相差不大，而接桩部位处于粉细砂层的第三根组合桩的侧摩阻力极值远比前两根要高。 4 结论

运用FLAC3D对PHC钢管组合桩进行竖向静载数值计算得出的结论如下。

（1）镇江扬中长江沿岸地区打入的PHC钢管组合桩属于端承摩擦桩，承载力主要依靠桩侧摩阻力，端承力由接桩部位与桩底共同提供。增加接桩部位埋深会提高桩体极限承载力。同时，随着接桩部位埋深的增加，其所处土层提供的端承力逐渐减小，而桩底端承力逐渐增加。接桩部位面积减小，会使组合桩失稳后沉降值增大，从而可能破坏码头面板，在设计组合桩时应考虑这种影响。

（2）PHC钢管组合桩在竖向荷载作用下，桩身轴力呈“倒三角”分布。三根组合桩在接桩部位，由于接桩部位的端承作用，轴力衰减明显，当接桩部位处于持力的粉细砂层时，轴力衰减最大。

（3）PHC管桩部分侧摩阻力分布规律与PHC管桩部分长度有关，整桩侧摩阻力极值出现在接桩部位处，且由于接桩部位对下部土体的挤压，使得下部土体对钢管桩部分产生下拽力，从而使桩侧摩阻力在接桩部位下部出现骤减。钢管桩侧摩阻力沿长度方向先增大后减小。当接桩部位处于同一土层时，接桩部位埋深较深的侧摩阻力极值较大。当接桩部位处于粉细砂层时，整桩侧摩阻力极值最大。 参考文献（References）：

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