新型带肋预应力管桩承载性能研究

董全杨，丁光亚，孙宏磊，蔡袁强， ，张清华

（1. 浙江大学 软弱土与环境土工教育部重点实验室，杭州 310058；2. 温州大学 建筑与土木工程学院，浙江 温州 325035； 3. 温州市建筑设计研究院，浙江 温州 325000）

1 引 言

预应力管桩是目前广泛采用的一种桩基础形式。与传统的沉管灌注桩和钻孔灌注桩相比，管桩具有生产工厂化、成桩质量高、施工工艺简单、工期短、造价低和监理方便等优点，因而在高层建筑、桥梁、电力设施和码头等基础工程中得到了广泛的应用。但预应力管桩在深层软土地基中作为基础时，桩侧摩阻力较低，对于以摩擦桩设计为主的预应力管桩极不合理，受经济成本等方面影响，也不宜通过增加桩长来提高承载力[1]。

为了提高单桩承载力，国内外大量发展异形桩。河海大学岩土所研制出了现浇X 型桩，王智强等[2]进行了模型试验研究，研究了X 型桩荷载的极限承载力，桩端阻力和桩侧阻力的变化规律。黄敏等[3]研究了翼板预应力管桩的承载性能，从桩身和桩侧土两方面改进了预应力管桩的施工工艺。日本为了适应环太平洋地震带的频繁地震需要，发明了一种典型的异形桩—竹节状预应力管桩，即在管桩桩身上设计每2 m 有1 条宽5 cm 的凸出的混凝土肋环，用以提高单桩承载力，并对竹节桩的桩体材料性 能、施工工艺及桩周边的土等方面作了比较深入地研究[1，4]。除此之外，还有诸如挤扩支盘灌注桩[5]、扩底桩[6]、楔形桩、螺旋桩[7]等多种异形桩。

新型带肋预应力管桩是沿桩体的外壁每隔1～3 m 设置一节环状凸肋，并在桩周外侧均匀加设多条纵状凸肋连接环状凸肋（见图1）。新型带肋预应力管桩与相同外径、相同桩长的预应力管桩相比，节约了一定的混凝土材料，桩侧摩阻力有一定的提高，具有十分显著的技术经济效益[1]。新型带肋预应力管桩在工程中是值得推广的一种新型桩基础形式。目前，尽管新型带肋管桩在沿海部分地区已经得到应用，但对该桩的研究还不成熟，整体上仍处于技术开发和研究阶段。

图1 新型带肋预应力管桩示意图 Fig.1 Sketch of the new type of prestressed pile with rib

本文利用ABAQUS 对带肋桩承载性能进行模拟分析，对不同桩型设计参数结果进行比较，以得出合理的桩型设计参数，并与现场静载荷试验进行比较，根据带肋桩现场静载荷试验数据、有限元模拟分析提出带肋桩竖向承载力的计算公式、计算参数。

2 静载荷试验与有限元对比研究

2.1 桩型参数及有限元模型的建立

带肋桩的几何参数如图2 所示。取肋厚度与肋顶宽度相等，肋底宽度为肋顶宽度的2 倍。纵状凸肋与环状凸肋尺寸相同。

图2 带肋桩的几何参数示意图 Fig.2 Sketches of the pile with rib

在有限元模拟过程中桩土采用轴对称模型，桩-土接触面法向模型采用硬接触模型，接触面摩擦模型采用罚刚度算法。将桩身钢筋混凝土材料视为线弹性材料，桩周土体的材料特性采用Mohr-Coulomb本构模型，考虑土体的初始地应力。

图3 桩土模型图 Fig.3 Model of pile with rib and soil

径向计算域：取土体的径向尺寸为带肋桩径向尺寸的20 倍；轴向计算域：在竖向荷载作用下，桩底土体受影响的深度与桩径、土的性质有关，根据工程经验影响范围在(15～20)d（直型桩为外径，带肋桩为带肋外径）以内，本文取20d[8]。

2.2 现场试验

本文采用文献[1]的现场测试数据与土层参数对有限元模拟的结果进行校核。某工程位于杭州市西湖区袁浦镇。本工程基础采用直型桩和新型带肋预应力管桩。桩长15 m，桩身采用C60 混凝土。普通预应力管桩桩外径为φ 500 mm，壁厚115 mm。新型带肋预应力管桩外径为φ 430 mm（带肋外径为φ 500 mm），壁厚为115 mm，肋厚为35 mm，肋距为1 000 mm。场地地层及物理力学性质指标见表1。

表1 土层物理力学参数 Table 1 Physico-mechanical parameters of soils

2.3 试验结果

该场地共选取了3 根直型桩和3 根带肋桩分别进行现场静载荷试验，其中用P 表示直型桩，用R表示带肋桩。直型桩与带肋桩的现场静载荷试验结果如表2 所示。

表2 现场静载荷试验与有限元结果对比 Table 2 Comparison between in-situ static load test and FEM

由于相同桩型的3 个试桩处土层参数有一定差异，直型桩P1 和带肋桩R1 极限承载力的极差超过平均值的30%，故分别取P2、P3 和R2、R3 的极限承载力和终压沉降的平均值与有限元模拟结果进行对比。2 个外径为500 mm 的直型桩极限承载力平均值为2 310 kN，终压沉降平均值为85.63 mm；2 个外径为430 mm（带肋外径500 mm）的带肋桩极限承载力平均值为2 612.5 kN，终压沉降平均值为32.64 mm。带肋桩极限承载力较直型桩提高13.10%，沉降减小162.35%。有限元模拟与现场载荷试验对比如图4 所示。

图4 有限元模拟与现场载荷试验P-S 曲线 Fig.4 P-S curves of FEM and in-situ static load test

有限元模拟得到的直型桩、带肋桩极限承载力和终压沉降结果如表2 所示。带肋桩有限元模拟的承载力和沉降与实测数据均比较接近，直型桩有限元模拟的承载力较接近实测数据，但沉降较实测偏小。

从现场实测数据与有限元模拟结果的对比可知，直型桩的载荷-沉降曲线呈明显的陡降型，带肋桩的载荷-沉降曲线较直型桩呈缓变型。直型桩与相同带肋外径带肋桩的载荷-沉降曲线在荷载水平较低时接近，当荷载逐渐增大，相同荷载下带肋桩由于桩周肋部对桩侧阻力的贡献，沉降要明显小于直型桩，承载性能优于直型桩。

3 带肋桩与直型桩承载性能对比分析

为了分析竖向荷载下带肋桩的承载性能，采用如前所述建立的有限元模型进行研究，桩土性质参数如表3 所示。

表3 桩土性质参数 Table 3 Parameters of pile and soil

通过对桩长为15 m 外径为430、500 mm 的直型桩（分别用Z1 和Z2 表示）和外径为430 mm、肋厚为35 mm、肋距为1 000 mm 的带肋桩（用L1表示）在桩顶施加相同的荷载400 kN 和800 kN，得到的轴力沿桩身分布曲线如图5 所示，不同荷载下桩侧阻和端阻所占比例如图6 所示。

图5 不同桩型桩身轴力分布曲线 Fig.5 Axial force distribution curves of different types of piles

图6 桩侧阻和端阻比例变化曲线 Fig.6 Curves of ratio of pile side resistance to tip resistance

由图5 可以看出，随着深度的增大，桩身的轴力不断减小，带肋桩轴力明显比直型桩随深度减小得快。带肋桩的轴力沿桩长呈折线分布，这是由于桩周环状肋部挤压下部土体而提供的反力造成的桩身轴力突然下降。

由图6 可以看出，不同桩型的桩均在极限承载力处侧阻所占的比例最大，外径430、500 mm 的直型桩和外径为430 mm 的带肋桩均在桩顶荷载为极限承载力（720、870、959 kN）时，侧阻所占比例最大，分别为86%、82%和85%。

图7 桩侧阻和端阻变化曲线 Fig.7 Curves of pile side resistance and tip resistance

在不同荷载水平下，不同桩型桩侧阻和端阻随荷载变化如图7 所示。桩顶荷载由0 开始不断增大，侧阻和端阻也不断增大。当桩顶荷载水平较低时，桩型对侧阻和端阻影响不大，侧阻和端阻均随桩顶荷载的增大呈线性增长。当桩顶荷载大于极限承载力（720 kN）时，外径为430 mm 的直型桩侧阻达到极限值，并维持在极限值590 kN 附近。随着桩顶荷载的继续增加，桩顶荷载主要由桩端阻力承担。当桩顶荷载大于极限承载力（870 kN）时，外径为500 mm 的直型桩侧阻达到极限值，并维持在极限值710 kN 附近。随着桩顶荷载的继续增加，桩顶荷载主要由桩端阻力承担。带肋桩桩顶荷载超过极限荷载（959 kN）一定范围，桩侧阻仍呈线性增长并没有达到侧阻极限值。桩顶荷载大于720 kN，在相同荷载作用下，带肋桩端阻小于相同外径直型桩，承载力还可进一步发挥。

由以上分析可知，不同桩型的桩均在极限承载力处侧阻所占的比例最大。直型桩在极限承载力处，桩侧阻达到极限值，并维持在极限值附近。带肋桩在极限承载力处，桩侧阻并没有达到极限，且桩端阻也比相同荷载下相同外径直型桩小，侧阻和端阻均可进一步发挥。带肋桩的承载性能明显优于相同外径的直型桩。

4 桩型参数对带肋桩承载性能的影响

4.1 肋部厚度的影响

环状凸肋厚度越大，环状凸肋挤压下部土体而提供的反力越大，即环状凸肋对桩侧摩阻力的发挥有重要影响。对不同肋厚的带肋桩承载力进行数值计算，计算参数如表4 所示。其中用Z 表示直型桩，用A 表示不同肋厚的带肋桩。

表4 桩型参数 Table 4 Parameters of the piles

在分析肋部厚度对带肋桩竖向承载力性能影响的同时，计算了外径为430 mm 的直型桩的极限承载力，以此与带肋桩承载力性能进行比较，结果见图8、9。外径为430 mm 的直型桩的载荷曲线-沉降呈明显的陡降型，带肋桩的载荷曲-沉降线较直型桩呈缓变型，单桩极限承载力取发生明显陡降的起始点对应的荷载值，结果如表4 所示。

由图8、9 可见，肋部厚度对带肋桩极限承载力影响比较显著，当肋部厚度为10 mm 时（即A1 桩型），带肋桩的竖向极限承载力达815 kN，较外径为430 mm 的直型桩的极限承载力提高了13.2%；当肋部厚度为35 mm 时（即外径为430 mm、带肋外径为500 mm 的带肋桩），其极限承载力达959 kN，较外径为430 mm 的直型桩的极限承载力提高了33.2%；当肋部厚度为60 mm 时，带肋桩的极限承载力达到1 155 kN，较外径为430 mm 的直型桩的极限承载力提高了60.4%。

由此可知，在其他参数相同条件下，随带肋桩肋部厚度的增加，带肋桩的极限承载力增大较为明显。但肋部厚度较大，会增大这种新型带肋管桩的打桩难度。因此，在桩型设计时，应考虑该类桩应用地区的土质情况，综合考虑带肋桩肋部厚度对单桩承载力的提高和打桩难易程度的影响，得到更优的经济指标。

图8 肋部厚度影响P-S 曲线 Fig.8 P-S curves of piles with different rib thicknesses

图9 肋部厚度对竖向极限承载力的影响 Fig.9 Influence of rib thickness on ultimate bearing capacity

4.2 肋距的影响

肋距的尺寸直接影响着桩的承载力以及桩体材料用量，肋距越大，混凝土用量随之减少，但带肋桩的极限承载力也随之降低。肋距尺寸对带肋桩极限承载性能影响计算参数如表5 所示。其中用Z 表示直型桩，用B 表示不同肋距的带肋桩。

表5 桩型参数 Table 5 Parameters of the piles

在分析肋距尺寸对带肋桩竖向承载性能影响的同时，计算了外径为430、500 mm 的直型桩的极限承载力，以此与带肋桩极限承载性能进行比较，结果见图10、11。

如图10 所示，外径为430、500 mm 的直型桩的载荷-沉降曲线呈明显的陡降型，带肋桩的载荷-沉降曲线较直型桩呈缓变型，单桩极限承载力取发生明显陡降的起始点对应的荷载值，如表5 所示。

肋距尺寸对单桩承载力影响比较明显。随肋距的减小，承载力增大。其中，外径为430 mm（带肋外径为500 mm）肋距为2 m 的带肋桩承载力为884 kN，与外径500 mm 的直型桩承载力接近，当桩顶荷载较小时，两者P-S 曲线接近重合，桩顶荷载大于极限荷载后，相同荷载下带肋桩沉降明显小于直型桩，带肋桩的承载性能优于直型桩。由此可见，当肋距为2 m 时，带肋外径和外径同为500 mm的带肋桩和直型桩极限承载力接近，但带肋桩的承载性能优于直型桩，可以得到更优的经济效益。

图10 肋距尺寸影响P-S 曲线 Fig.10 P-S curves of piles with different spacings between ribs

图11 肋距尺寸对极限承载力的影响 Fig.11 Influence of the spacing between ribs on ultimate bearing capacity

5 单桩竖向极限承载力标准值的确定

5.1 桩端阻力标准值

带肋桩桩端受力原理与直型桩相同，带肋桩承载力公式中仍采用直型桩的桩端阻力标准值计算公式为[9]：

式中： Qpk为桩端阻力标准值； qpk为极限端阻力标准值； AP为带肋桩桩端截面面积， AP= πR2（R 为桩带肋外径）。

5.2 桩侧阻力标准值

由于带肋桩桩身有肋部与土体直接接触，使得桩周土体的破坏机制与普通直型桩截然不同。带肋桩在竖向荷载作用下，产生竖向位移，因此，环状凸肋直接挤压剪切其下部土体，这样使桩周土体达到了充分发挥其桩侧摩阻力的作用，以此提高了桩的极限承载力。桩周土体对桩的反力通过桩侧光滑段和肋部传递给桩体，达到与上部结构传递下来的荷载平衡。桩侧承受阻力分为3 部分：非肋部侧阻力、肋部外侧阻力（环状凸肋和纵状凸肋）、环状凸肋底端阻力。

非肋部侧阻力和肋部外侧阻力：相当于普通直型桩的侧阻力，随桩顶竖向荷载的施加，桩体将相对于土体产生竖向相对位移，土体对桩产生侧摩阻力。

环状凸肋底端阻力：带肋桩在竖向荷载作用下，桩体将产生竖向位移，产生竖向位移的过程就是肋部挤压其下土体的过程，土体受到压缩将反作用力作用于肋部，即环状凸肋底端阻力。从带肋桩的轴力图中轴力沿深度的折线变化可以看出，带肋桩在环状凸肋处产生的底端阻力较大，是带肋桩桩侧阻力的主要成分，正是这部分环状凸肋底端阻力的存在使带肋桩的承载性能优于直型桩。

直型桩的桩侧阻力标准值计算公式为[9]：

式中：skQ 为桩侧阻力标准值；sikq 为第i 层土极限桩侧阻力标准值；u 为桩身周边长度（以桩外径计算）；li为桩体穿过的第i 层岩土的厚度。

经过有限元模拟，带肋桩侧阻较相同外径的直型桩有一定程度的增大，可以用直型桩侧阻乘以一个放大系数的方式来考虑带肋桩的侧阻，故可采用如下公式计算：

式中：α 为桩侧阻力放大系数，其他参数同式（2）。

5.3 单桩竖向极限承载力标准值

通过有限元数值计算的结果，参考《建筑桩基技术规范》(JGJ94-2008)中单桩竖向极限承载力标准值的建议公式，得到带肋桩单桩竖向承载力标准值计算公式为

式中： Quk为单桩竖向承载力标准值；α 为桩侧阻力放大系数（见图12），通过有限元数值计算，得到桩土性质参数如表3 情况下的桩侧阻力放大系数，可 取 α=-0 .056 5( t2/ h)2+ 0.418 9( t2/ h)+ 1.014 4（其中肋部厚度t 和肋部间距h 的单位取mm）。

图12 桩侧阻力放大系数拟合曲线 Fig.12 Fitting curve of amplitude factor of side resistance

6 结 论

（1）新型带肋桩单桩极限承载力较相同外径的直型桩有明显增高，肋部厚度对带肋桩的极限承载力影响非常明显，随肋部厚度的增加带肋桩的极限承载力显著增大；肋距对极限承载力影响亦较为明显，随肋距的减小，带肋桩的极限承载力增大。

（2）不同桩型的桩均在极限承载力处侧阻所占的比例最大。直型桩在极限承载力处，桩侧阻力达到极限值，并维持在极限值附近。带肋桩在极限承载力处，桩侧阻力并没有达到极限，且桩端阻力也比相同荷载下直型桩小，侧阻和端阻均可进一步发挥。带肋桩的承载性能明显优于相同外径的直型桩。

（3）对数值计算的极限承载力结果进行统计分析，采用直型桩侧阻乘以一个放大系数的方式来考虑带肋桩的侧阻，得出了特定情况下新型带肋桩的竖向极限承载力标准值建议公式。为新型带肋预应力管桩极限承载力的确定提供了一定的理论依据。

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