PHC 管桩在深厚软土地基中施工偏位和倾斜事故分析

陈秀辉

（1 福建省建筑科学研究院有限责任公司，福建福州 350025；2 福建省绿色建筑技术重点实验室，福建福州 350025）

0 引言

近年来，随着我国基建事业的迅猛发展，基建项目遍地开花，这些项目无一例外都将工期以及成本作为主要的控制因素。预应力高强度混凝土管桩（PHC 管桩）是一种应用较广泛的预制桩，以其造价低廉、施工速度快且沉桩质量容易保证等诸多优点，在很多工程建设中被大量采用，且效果良好[1]。然而在有着深厚软土地层的我国沿海地区，PHC 管桩沉桩过程中常造成桩位的偏移、倾斜甚至断裂，同时基坑开挖以及大型机械设备施工过程中对桩基的碰撞、推挤等均容易造成管桩偏位和倾斜。

随着工程实践的不断发展，学者们针对PHC 管桩施工过程遇到的受力问题、倾斜或者断桩问题展开了不同程度的研究，并取得了大量有价值的研究成果。黄旭东等[2]通过PFC 软件建立数值模型，从微观角度对沉桩过程进行研究，得出闭口管桩和开口管桩承载力差异；刘金波等[3]从PHC 管桩不同桩间距对沉降变形影响的对比分析，提出挤土桩减小挤土效应应增大桩距的建议；胡文红等[4]通过对倾斜桩浅层土体加固后受力性能的研究，得出加固体深度、加固体面积、加固体尺寸及加固体弹性模量均可对加固效果产生影响。大量研究对倾斜桩的处理，通常采取增大承台、补桩或两者联合使用等方法[5-7]。但是目前少有通过多种现场检测技术综合评估PHC 管桩偏位、倾斜问题，并应用数值模拟验证分析此类事故发生原因的研究。

本文基于沿海深厚软土地区某工程PHC 管桩施工偏位、倾斜的事故案例，结合现有的多种现场检测方式进行逐级分析，得出引起此类事故的主要原因，最后采用数值模拟进行验证，得出了深厚软土地质条件下打桩距离过小产生挤土效应并引起了桩身偏位及倾斜的结论，基于此结论提出了相应的建议为今后处理类似工程问题提供经验参考。

1 工程及地质概况

该工程位于福建沿海，由若干栋31 层、23 层住宅楼、2 栋7 层商业楼、3 栋1层楼的附属商业楼及1 个满堂地下室组成，该场地有着深厚的软土层，其中第三层及第五层均为淤泥质土，第三层淤泥质土厚度达20m。基础设计采用PHC 管桩，桩径800mm，壁厚130mm，桩间距2.6～4.5m 不等，单桩竖向抗压承载力特征值为4800kN，桩端进入持力层（强风化花岗岩Ⅰ）0.8m，桩长约40m，场地地层及其物理力学性质指标见表1、图1。

图1 场地地层分布图

表1 土体物理力学参数

2 工程实际情况及原因分析

桩基施工完成后进行基坑开挖至地下室标高，发现大部分管桩都有不同程度的偏位及倾斜，其中靠近河边一侧的9#楼最为明显。由于明显的偏位或倾斜可能影响基桩的完整性和承载力，进而对工程质量造成危害，所以必须找出偏位和倾斜的原因为后期的处理方案提供依据。

一般的管桩发生偏位和倾斜有多种原因，通过以往工程经验并根据现场情况分析得出大致存在以下几种情况：

（1）班组施工过程中操作不当或者施工人员人为失误放样不到位造成的管桩偏位、倾斜；

（2）该工程有约5m 深的大基坑，地下室土方开挖过程中，挖土机械扰动土层、碰撞管桩，导致软土中管桩倾斜，严重的将发生断桩等情况，而随意开挖弃土，也会形成场地内土体滑移，造成管桩倾斜；

（3）根据勘察资料，场地位于福建沿海有着深厚淤泥质土区域，由于土体力学指标较差，且工地一侧为河道，地下水丰富且水位线高，加之管桩承载力设计较高且桩间距较小，打桩产生的挤土效应将引发淤泥质土的超静孔隙水压力。根据Terzaghi 有效应力原理σ=σ'+μ，当总压力“σ”不变，管桩压入过程引起孔隙水压力“μ”急剧增大，有效应力“σ'”急剧减小，由于软土中不利于超静孔隙水压力“μ”消散，在没有达到静止期的条件下，相邻桩基的打入将打破土压力平衡，当有效应力“σ'”接近0 时，软土就像水一样流动，造成管桩的倾斜[8]。

3 检测结果分析

3.1 倾斜度及低应变检测结果

由于9#楼偏位、倾斜最为明显，故重点对9#楼进行检测分析，对于基桩来说倾斜对受力的影响更为明显，所以对9# 楼管桩进行了全数的低应变及桩身垂直度的检测。根据检测发现148根桩中出现倾斜情况的多达64 根，最大桩偏位达650mm，最大的倾斜率达6.7%。低应变作为检测基桩完整性的一种方式，因其简单快捷、便宜而被普遍使用，根据是否对桩身结构承载力构成影响[9]，本文把Ⅰ、Ⅱ类桩归为一类，Ⅲ、Ⅳ类桩归为一类，低应变检测结果显示148 根桩中Ⅰ、Ⅱ类桩124 根，Ⅲ、Ⅳ类桩24 根，具体情况见表2。

表2 倾斜桩低应变结果情况分布表

通过以上数据可以看出，倾斜桩在（2%，4%]的区间最多，而大于4%的倾斜桩占比也达到了总桩数的14.2%。对比低应变检测情况可知并非倾斜度越大引起Ⅲ、Ⅳ类桩占比越大，Ⅲ、Ⅳ类桩在不同倾斜度中所占比值相差不大。人为操作的失误不太可能引起大规模的倾斜桩，而基坑开挖扰动、碰撞引起的桩基倾斜度越大，发生断桩的可能性越大，尤其是在低应变检测深度范围。以上检测数据基本可以排除施工操作不当及基坑开挖机械碰撞的原因。

3.2 高应变及静载检测结果

由于低应变激震能量偏小无法探明基桩深层缺陷，更无法检测桩基础最为重要的承载力要求。所以选取部分桩基进行了高应变及静载试验检测。本次对低应变检测的124 根Ⅰ、Ⅱ类桩抽取部分进行高应变检测，其中无倾斜的28 根，（0，2%]区间的4 根，（2%，4%]区间的13 根，（4%，6.7%]区间的14 根。

通过表3 可以看出之前被低应变判定为Ⅰ、Ⅱ类的桩依然有可能被高应变检测发现有明显缺陷，包括无倾斜情况的桩依然有少量的缺陷桩，而且通过数据发现缺陷位置基本为低应变检测不到的深部。激振能量小的低应变适合普查中浅部缺陷，而激振能量大的高应变适合超长桩的检测，便于发现更深处的缺陷。倾斜度高于4%的桩缺陷占比明显高于其他桩，主要原因应该是由于挤土效应深部的淤泥质土挤压管桩上浮引起倾斜，倾斜严重的引起了断桩，故主要缺陷发生在淤泥质土附近的深部。

表3 高应变检测结果

通过表3、图2 可以看出，对高应变Ⅰ、Ⅱ类的基桩承载力进行分析后，得出倾斜度越大承载力折减越严重，大范围的挤土及附近倾斜桩影响导致无倾斜桩的承载力也有所下降。承载力最大的桩发生在（2%，4%]区间内，承载力最小的发生在（4%，6.7%]内。根据相关研究[10]，如果只是单纯桩身倾斜，当桩的垂直度不大于4%且桩身具有足够的抗弯强度和刚度时，对桩的承载力一般不构成重大影响，该工程承载力的降低应该是受土体扰动、基桩上浮的影响。

图2 高应变Ⅰ、Ⅱ类桩承载力分布图

由于高应变法检测桩的承载力为间接法反演计算而来，具有一定的偏差，为了更好地验证单桩竖向抗压承载力，对倾斜大于4%的桩抽取2 根，小于4%的抽取1 根进行单桩竖向抗压静载试验。

通过图3 的3 根静载试验数据可以看出，桩顶荷载-沉降曲线的演变规律均表现为陡降型曲线，按照规范[9]取其发生明显陡降的起始点对应的荷载值为单桩承载力极限值。通过表4 可以看出，相比于更为直接准确的静载试验数据，高应变得出的承载力值更为保守，高应变的承载力检测数据具有一定的参考价值。静载试验主要变形趋势与高应变基本一致，倾斜率越高的承载力越低，原因应该是倾斜率越高，由挤土效应影响的土体扰动、基桩上浮越明显，基桩的上浮直接降低了基桩的端阻力，桩侧土体的扰动则影响了基桩侧阻力的发挥，故静载及高应变试验结果均低于设计值。

图3 桩顶荷载-沉降曲线

表4 单桩竖向抗压静载试验结果

通过以上几种试验分析可知，该工程桩基偏位、倾斜主要原因应该是在含水量丰富的深厚软土层地质条件下，设计桩间距较小（最小桩间距2.6m）等因素导致打桩过程的挤土效应、管桩上浮，进而导致基桩倾斜及完整性降低、承载力下降等情况。

4 数值模拟

为了验证挤土效应引起管桩倾斜的结论，本文通过使用ABAQUS 耦合的欧拉-拉格朗日单元模拟打桩过程，验证在深厚软土地层条件下挤土效应对成桩质量的影响，以55#桩及附近2.6m 距离的基桩打入过程作为模型参考。

4.1 参数选取

图4 为有限元计算模型，根据荷载和变形特点，本次模型以桩中心为对称轴建立三维轴对称模型进行分析。土体模型为深80m、长80m、宽10m 的欧拉单元，桩基模型被简化为2 根直径800 mm、长40 m 的三维可变性实体，底部设置完全固定，对称面只允许竖向位移，其他侧面限制同方向水平位移，除了上部边界，在模型周围设置了欧拉边界且流动类型为不允许流出。由于土体模型为欧拉单元，为了避免体积外溢设置了10m 的空气层。第一根桩施工完后间隔2.6m 接着施工第二根桩，观察第一根桩倾斜情况，并在第一根桩上施加竖向受力模拟静载试验过程。

图4 有限元计算模型网格划分

本文桩周土体采用Mohr-Coulomb 模型，分层建模，土体参数参考地勘资料选取，根据相关文献[11]土体弹性模量E=(2.5～3.5)Es，桩-土界面采用库仑摩擦类型，并设置摩擦系数，桩周土体及桩的力学参数见表5。

表5 土体及桩的物理力学参数

4.2 计算结果与实际检测结果对比

图5 给出了桩顶荷载-沉降曲线计算值与实际值对比，从图上可以看出荷载不大的时候变形基本一致，加载到6720kN 以后沉降模拟值比实际位移大，但是沉降趋势基本一致。在加载到7680kN 时曲线均发生陡降，按照规范要求[9]承载力极限值均取6720kN。所以ABAQUS 在适当选取参数后，其计算结果与现场试验结果基本吻合。

图5 桩顶荷载-沉降曲线计算值与实际值对比

从图6 的应力云图及土体位移矢量图可以看出，第二根桩成桩后挤压土体向两侧及上方移动，土体的移动带动了第一根桩的倾斜和上浮，模型中第一根桩倾斜率达到4.6%，虽与55#桩倾斜率3.5%不能完全吻合，但是依然可以明显观察到这类地质条件下挤土效应对成桩质量的影响。

图6 第二根桩成桩后应力云图和土体位移矢量图

4.3 不同距离下成桩情况对比

该工程最小桩间距2.6m，明显小于规范要求[12]的4.5d（3.6m），本文尝试探究不同打桩距离下挤土效应的影响，设置了2.6m、3.6m、5.2m、7.2m 四种情况下的模型试验。图7 给出了不同桩间距下荷载-沉降曲线，可以看出桩间距越大成桩效果越好，而在规范要求的3.6m 桩间距情况下，模拟得出的静载试验引起的沉降量依然不小。当桩间距达5.2m 时静载引起的沉降量就小很多，当桩间距达到7.2m 时与5.2m 的差异并不大。可以看出适当增加打桩距离可以减轻挤土效应影响，当桩间距超过某一阈值后，再增大桩间距对成桩质量改善不会有过多影响，过大的桩间距反而不利于桩型的布置及施工的进行。而如果设计桩间距过小，施工过程中可以选择跳打施工，本模型间距5.2m 跳打施工效果良好，故合理利用跳打施工一定程度上可以减缓管桩挤土效应对周边桩基础的影响。

图7 不同桩间距下荷载-沉降曲线

5 结论

（1）偏位、倾斜桩的普查可以通过现场检测综合评估，首先使用低应变及垂直度检测进行全数大面积普查，得出明显缺陷桩；然后根据普查情况进一步选用高应变对低应变合格桩做进一步筛选，得出深部的缺陷桩及承载力情况；最后选取部分基桩通过静载试验对基桩承载力进行比对，几种不同检测方式递进式选用可以更全面地了解偏位、倾斜桩的缺陷情况及承载力情况。

（2）深厚软土地层PHC 管桩的施工必须要注意地质因素的影响，尤其是在地下水丰富的河岸和海岸地区。软土地层不利于超静孔隙水压力消散，打桩引起挤土效应对桩间距越小的桩产生的超静孔隙水压影响越明显，影响包括基桩上浮及桩周土体扰动等，在施工过程中表现为桩偏位及倾斜的现象。

（3）通过数值模拟计算发现管桩适当增加打桩距离可以减小挤土效应引起的倾斜及承载力的降低，设计规范给出的最小打桩距离为4.5d，当遇到设计桩间距小于设计要求值时，合理的跳打施工一定程度上可以减缓管桩挤土效应对周边桩基础的影响。