黏性土中開口與閉口模型管樁受力性狀試驗(yàn)研究

張明義，孫紹霞，王永洪，桑松魁，苗德滋，楊炳康

(1.青島理工大學(xué) a.土木工程學(xué)院；b.山東省高等學(xué)校藍(lán)色經(jīng)濟(jì)區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心,山東 青島 266033;2.青島科尼樂(lè)機(jī)械設(shè)備有限公司, 山東 青島 266107)

靜力壓樁一般是指壓樁機(jī)械利用自身所攜帶的配重，用夾具緊緊夾住鋼筋混凝土樁或鋼管樁將其緩慢壓入土層的一種沉樁工藝，憑借對(duì)環(huán)境污染小、施工操作簡(jiǎn)便、施工速度快、施工時(shí)沒(méi)有振動(dòng)和噪音、綜合經(jīng)濟(jì)效益高等優(yōu)點(diǎn)，在廣東、浙江、上海等軟土地區(qū)以及青島地區(qū)部分樁基工程中得到廣泛應(yīng)用[1-2]。眾多學(xué)者通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和室內(nèi)試驗(yàn)對(duì)靜壓樁的樁身受力狀態(tài)進(jìn)行了研究。張明義等[3]在不同場(chǎng)地進(jìn)行了預(yù)制方樁的靜力壓樁試驗(yàn)，對(duì)樁的實(shí)際受力狀態(tài)與靜力觸探曲線進(jìn)行了對(duì)比，并對(duì)不同土層的殘余應(yīng)力進(jìn)行了監(jiān)測(cè)。馬海龍等[4]通過(guò)對(duì)開口和閉口形式的模型樁進(jìn)行原位靜壓沉樁試驗(yàn)，從時(shí)效性方面分析其對(duì)樁身承載力的影響。鑒于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的工程地質(zhì)條件復(fù)雜、耗費(fèi)資金大、土層復(fù)雜多變、各種不確定性因素較多等情況，很多學(xué)者通過(guò)簡(jiǎn)化現(xiàn)場(chǎng)復(fù)雜的土層條件，在室內(nèi)采用按比例縮尺的模型箱和模型樁進(jìn)行室內(nèi)模型槽試驗(yàn)或離心模型試驗(yàn)。Paik等[5]研究了土塞對(duì)開口管樁承載力的影響，并結(jié)合室內(nèi)模型樁試驗(yàn)，提出了樁端承載力和開口端樁承載力的新經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式。劉錕等[6]通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)研究不同樁端土層對(duì)鉆孔灌注樁承載性的影響，建立了樁側(cè)摩阻力-樁土相對(duì)位移的歸一化關(guān)系。李鏡培等[7]采用離心模型試驗(yàn)研究了飽和黏土貫入過(guò)程的土壓力，通過(guò)CPTU試驗(yàn)研究側(cè)摩阻力、錐頭阻力貫入過(guò)程變化規(guī)律，最后與圓孔擴(kuò)張理論值相對(duì)比。劉清秉等[8]通過(guò)離心模型靜力觸探試驗(yàn)研究了砂土顆粒形狀對(duì)沉樁過(guò)程錐端阻力的影響并進(jìn)行量化分析，得出的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值相吻合。目前，大多數(shù)室內(nèi)模型試驗(yàn)從樁身材料、地基土層、管樁壁厚、樁徑、樁長(zhǎng)等單一或多個(gè)方面研究沉樁過(guò)程中樁身荷載傳遞規(guī)律[9-11]，但對(duì)開口和閉口管樁在靜壓沉樁過(guò)程受力狀態(tài)研究較少。且室內(nèi)靜力沉樁試驗(yàn)的測(cè)試元件大多采用應(yīng)變片，但傳統(tǒng)的測(cè)試元件易受環(huán)境影響，成活率、可靠性均較低[12-13]。

為研究開口和閉口靜壓樁的貫入機(jī)理[14]，借助青島理工大學(xué)研制的模型試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行了黏性土中大比例的室內(nèi)沉樁試驗(yàn)，采用管樁表面開淺槽、粘貼放入光纖光柵傳感器的方法，研究開口和閉口模型管樁在貫入過(guò)程中的壓樁力、樁端阻力、樁側(cè)摩阻力、樁身軸力隨沉樁深度的變化規(guī)律。

1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

試驗(yàn)場(chǎng)地位于青島理工大學(xué)動(dòng)力實(shí)驗(yàn)中心，試驗(yàn)所用儀器為青島理工大學(xué)研制的大比例模型試驗(yàn)系統(tǒng)。

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

該系統(tǒng)主要包括加載系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、模型箱。其中，加載系統(tǒng)主要由電控系統(tǒng)、液壓千斤頂、橫梁和反力架等組成。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采用FS2200RM光纖光柵解調(diào)儀、DH3816N靜態(tài)應(yīng)變采集儀對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行實(shí)時(shí)、同步、精確采集；試驗(yàn)所用模型箱由鋼板焊成，其尺寸為3 m×3 m×2 m(長(zhǎng)×寬×高)，為便于觀察沉樁過(guò)程，正面采用鋼化玻璃窗，如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖?/p>

1.2 地基土的制作

室內(nèi)模型試驗(yàn)所用的土樣取自青島某住宅工程現(xiàn)場(chǎng)粉質(zhì)黏土層，試樣運(yùn)至實(shí)驗(yàn)室后，根據(jù)《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50123—1999)[15]，對(duì)土樣烘干、粉碎、過(guò)篩3道工序制成重塑土樣并覆蓋多層薄膜，靜置大約30 d后，正式進(jìn)行壓樁試驗(yàn)。相關(guān)的物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 土樣物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of soil samples

1.3 模型樁

室內(nèi)試驗(yàn)進(jìn)行兩根雙壁鋁制材料模型樁的靜力壓樁試驗(yàn)，樁管壁厚度均為3 mm，管樁長(zhǎng)度均為1 000 mm，模型樁根據(jù)樁端形式分為開口、閉口兩種形式，兩種管樁均通過(guò)內(nèi)六角螺栓與管樁樁端相連；開口樁端處內(nèi)管與底座之間有微小縫隙，為防止沉樁過(guò)程中進(jìn)入黏土影響測(cè)試效果，使用密封膠進(jìn)行填充密封。其中，模型具體參數(shù)見表2，雙壁模型管樁的結(jié)構(gòu)示意圖見圖2。

表2 模型管樁參數(shù)表Table 2 Model Pipe Pile Parameter Table

圖2 雙壁模型管樁結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of double-wall model pipe pile

2 室內(nèi)靜力沉樁試驗(yàn)

2.1 光纖光柵傳感器的布設(shè)

試驗(yàn)采用深圳簡(jiǎn)測(cè)科技公司生產(chǎn)的JMFSS-04增敏微型光纖光柵傳感器(以下簡(jiǎn)稱FBG傳感器)測(cè)樁身應(yīng)力。其中，模型樁TP1需要在模型樁內(nèi)管和外管各粘貼安裝6個(gè)FBG傳感器，總共12個(gè)傳感器；模型樁TP2只在外管粘貼6個(gè)FBG傳感器。

具體安裝流程為：1)先在外管表面開一條2 mm×2 mm(寬度×深度)的淺槽。2)FBG傳感器安裝前使用酒精和棉球?qū)惭b槽擦洗干凈。3)FBG傳感器從樁端至樁頂編號(hào)依次為1#～6#，傳感器沿管樁樁身方向總體呈下密上疏分布，傳感器間距如圖3所示。4)FBG傳感器在安裝時(shí)，用棉棒分別夾住光纖光柵兩端，先用704膠粘貼一端，為擴(kuò)大量程，需移動(dòng)未膠結(jié)的另一端進(jìn)行預(yù)拉伸，當(dāng)波長(zhǎng)增長(zhǎng)2 nm左右時(shí)，停止預(yù)拉伸，用膠水粘結(jié)固定自由端。5)FBG傳感器全部安裝結(jié)束后，F(xiàn)BG傳感器的FC接頭使用酒精和棉球擦洗干凈，連接FS2200RM光纖光柵解調(diào)儀，檢測(cè)其成活率，待成活率滿足要求后，使用環(huán)氧樹脂膠和植筋膠進(jìn)行封裝，使其表面與樁身表面齊平。FBG傳感器的部分參數(shù)見表3，F(xiàn)BG傳感器的樁身布設(shè)見圖3。

圖3 FBG傳感器布設(shè)圖(單位：cm)Fig.3 Layout of the FBG sensor (unit: cm)

參數(shù)類型波長(zhǎng)間隔/nm中心波長(zhǎng)/nm量程/με分辨率/με使用溫度/℃參數(shù)大小±31 510～1 590±1 5001-30～120

2.2 樁位的選擇

依據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008)[16]中基樁的最小中心距為4倍樁徑的規(guī)定，試驗(yàn)的兩組模型管樁均布置在模型箱的中心位置，可忽略邊界效應(yīng)[17]。

2.3 試驗(yàn)過(guò)程

在地基土制備完成后大約30 d，進(jìn)行兩根試驗(yàn)樁的靜力沉樁試驗(yàn)。沉樁過(guò)程包括：1)通過(guò)電控系統(tǒng)將加載橫梁上的液壓千斤頂移動(dòng)到指定樁位。2)打開系統(tǒng)主機(jī)，通過(guò)油泵控制千斤頂上升到一定高度，將試樁直立放到待壓樁位，使用磁性盒式水平尺吸附在管樁樁身表面上，確定管樁是否垂直，防止發(fā)生偏心受壓。3)待確定管樁直立后，再次通過(guò)系統(tǒng)主機(jī)控制油泵進(jìn)行加壓，使液壓千斤頂緩慢勻速下降，直至將要接觸管樁樁頂時(shí)停止加壓。4)將每個(gè)FBG傳感器的傳輸線依次與其對(duì)應(yīng)的采集儀器連接。5)待確認(rèn)連接無(wú)誤且參數(shù)調(diào)整完畢后，正式進(jìn)行壓樁試驗(yàn)前進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。6)整個(gè)沉樁過(guò)程分兩次完成，中間一次停頓以增加千斤頂?shù)南侣涓叨龋翗端俾蕿?00 mm/min，加載過(guò)程如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)加載過(guò)程

3 FBG傳感器數(shù)據(jù)處理

為研究不同樁端形式對(duì)樁側(cè)單位摩阻力的影響，試樁通過(guò)樁身表面粘貼FBG傳感器，并在沉樁過(guò)程中使用FS2200RM光纖光柵解調(diào)儀測(cè)得的光纖波長(zhǎng)差ΔλB，依次通過(guò)式(1)～式(4)推算樁側(cè)單位摩阻力。

應(yīng)變變化值ΔλB的表達(dá)式為

ΔλB=(1-Pe)λBΔε=KεΔε

(1)

式中：ΔλB為波長(zhǎng)差，nm；Pe為光柵有效彈光系數(shù)；λB為光線光柵中心波長(zhǎng)，nm；Δε為應(yīng)變變化值；Kε為靈敏度系數(shù)，pm/με。

沉樁過(guò)程中樁身軸力N的表達(dá)式為

Ni=EcΔεAp

(2)

式中：Ni為第i個(gè)FBG傳感器位置的樁身軸力，kN；Ec為樁身混凝土彈性模量，MPa；Δε為樁身應(yīng)變變化值；Ap為樁身橫截面面積，mm2。

靜力沉樁過(guò)程中的樁側(cè)單位摩阻力的表達(dá)式為

Qi=Ni-Ni+1Qi=Ni-Ni+1

(3)

(4)

式中：Qi為第i截面的側(cè)摩阻力，kN；qi為第i截面單位側(cè)摩阻力，kPa；u為樁的周長(zhǎng)，m；li為第i與i+1截面之間的距離，m；D為樁徑，m。

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 沉樁過(guò)程壓樁力分析

靜力沉樁過(guò)程中的壓樁力主要由樁側(cè)摩阻力和樁端阻力組成，針對(duì)此次試驗(yàn)黏性土體環(huán)境，為了更好地觀察沉樁過(guò)程不同樁端形式對(duì)試樁TP1和TP2壓樁力的影響，繪制圖5，以示意靜力沉樁過(guò)程中壓樁力變化。

圖5 靜力沉樁過(guò)程壓樁力變化Fig.5 Variation of pile force during static pile

由圖5可以看出，兩根試驗(yàn)管樁的壓樁力均隨著沉樁深度的增加近似呈線性增大趨勢(shì)，且在其他條件相同的情況下，在整個(gè)沉樁過(guò)程中,試樁TP2比試樁TP1壓樁力大，這是因?yàn)樵嚇禩P1為開口管樁，樁底會(huì)逐漸形成土塞，土塞的形成需要一個(gè)過(guò)程，并且即使土塞高度逐漸趨于穩(wěn)定，也達(dá)不到閉口管樁的封閉效果，所以，開口管樁的壓樁力小于閉口管樁[18]。由圖5還可以看出，沉樁深度到達(dá)30 cm時(shí)，兩根試樁的壓樁力出現(xiàn)相近現(xiàn)象，此現(xiàn)象持續(xù)至沉樁深度約50 cm左右，其相應(yīng)壓樁力變化范圍為1.3～1.6 kN；當(dāng)沉樁深度為90 cm時(shí)，試樁TP2的最終壓樁力為2.94 kN，比相同直徑、樁長(zhǎng)的試樁TP1最終壓樁力2.54 kN高出16%，說(shuō)明要達(dá)到同一貫入深度，閉口管樁需要更大的壓樁力。

4.2 沉樁過(guò)程樁端阻力分析

對(duì)試樁TP1、TP2分別進(jìn)行室內(nèi)靜力沉樁試驗(yàn)，通過(guò)整理資料可以看出，最大樁端阻力由樁底1#FBG傳感器的數(shù)值表示，不同試樁在沉樁過(guò)程中的樁端阻力變化趨勢(shì)反映出不同樁端形式對(duì)其荷載傳遞方式的影響，靜力沉樁過(guò)程樁端阻力變化如圖6所示。

圖6 靜力沉樁過(guò)程樁端阻力變化Fig.6 Change of pile end resistance during

由圖6可以看出，當(dāng)沉樁深度小于10 cm時(shí)，試樁TP1的樁端阻力小于試樁TP2，主要是因?yàn)樵嚇禩P1為開口管樁，在剛開始沉樁時(shí)，土塞高度較低，未完全形成，樁端阻力均未充分發(fā)揮，故其端阻力較小；當(dāng)沉樁深度為10～45 cm時(shí)，出現(xiàn)試樁TP1的樁端阻力大于試樁TP2的情況，分析其原因：隨著沉樁深度的增加，試樁TP1的土塞逐漸形成，高度變化較小，從而使樁端阻力逐漸增大；當(dāng)沉樁深度大于45 cm時(shí)，試樁TP1的樁端阻力逐漸接近試樁TP2，且呈線性增大趨勢(shì)。閉口管樁試樁TP2從1.10 kN增至1.75 kN，樁端阻力增長(zhǎng)幅度約37%，開口管樁試樁TP1從1.13 kN增至1.70 kN，此階段開口管樁樁端阻力增長(zhǎng)幅度約29%，其原因是：此時(shí)土塞高度基本穩(wěn)定，閉塞效果增加，使得開口管樁與閉口形式管樁端阻力差別甚小。由圖6還可以看出，兩根試樁達(dá)到最大沉樁深度時(shí)，試樁TP1樁端阻力達(dá)到1.70 kN，試樁TP2樁端阻力達(dá)到1.75 kN，開口管樁的樁端阻力略小于閉口管樁，說(shuō)明開口管樁在黏性土中形成了穩(wěn)定的土塞，其沉樁特性與閉口管樁非常相似，分析認(rèn)為：此時(shí)土塞與樁管的內(nèi)壁沒(méi)有相對(duì)滑移，樁的承載力由樁端全截面承受的阻力和樁側(cè)摩阻力構(gòu)成[19]。對(duì)于實(shí)際工程中以承受樁端阻力為主的管樁建議做成開口形式，可節(jié)約成本。

4.3 沉樁過(guò)程樁側(cè)摩阻力分析

試樁TP1、TP2靜力沉樁過(guò)程中的總樁側(cè)摩阻力是通過(guò)樁身表面粘貼FBG傳感器，并由FS2200RM光纖光柵解調(diào)儀測(cè)得的光纖的波長(zhǎng)差，由式(1)～式(3)換算得到。其中，試樁TP1為雙壁開口管樁，為研究其內(nèi)、外管側(cè)摩阻力的分布，在內(nèi)、外管按相同間距沿樁身均勻布置FBG傳感器，試樁TP1內(nèi)、外管側(cè)摩阻力分布如圖7所示。

圖7 試樁TP1內(nèi)、外管側(cè)摩阻力分布Fig.7 Distribution of side frictional resistance of inner and outer tubes of test pile

由圖7可以看出，試樁TP1的內(nèi)、外管側(cè)摩阻力均隨著沉樁深度的增加而增大，且外管側(cè)摩阻力大于內(nèi)管側(cè)摩阻力，與劉清秉等[8]研究的結(jié)論一致。當(dāng)試樁TP1的沉樁深度在10 cm以內(nèi)時(shí)，內(nèi)、外管樁側(cè)摩阻力均較小，基本不超過(guò)0.1 kN。當(dāng)沉樁深度超過(guò)20 cm時(shí)，外管側(cè)摩阻力遠(yuǎn)大于內(nèi)外管側(cè)摩阻力，且外管的側(cè)摩阻力從0.21 kN增至0.63 kN，增長(zhǎng)幅度約66.7%，可以看出，此階段增長(zhǎng)速度較快；內(nèi)管側(cè)摩阻力從0.04 kN增至0.07 kN，增長(zhǎng)幅度約45.7%，可以看出，內(nèi)管側(cè)摩阻力增長(zhǎng)速率遠(yuǎn)小于外管。當(dāng)沉樁深度到達(dá)90 cm時(shí)，內(nèi)、外管側(cè)摩阻力達(dá)到最大值，分別為0.21 kN和0.63 kN，外管側(cè)摩阻力是內(nèi)管側(cè)摩阻力的3倍；說(shuō)明開口試樁在沉樁過(guò)程中內(nèi)壁摩阻力也逐漸發(fā)揮著傳遞上部荷載的作用，當(dāng)土塞高度趨于穩(wěn)定時(shí)，內(nèi)管摩阻力固定在0.2 kN左右，而外管在樁側(cè)摩阻力發(fā)揮方面則始終起主導(dǎo)作用。

圖8 靜力沉樁過(guò)程中總樁側(cè)摩阻力變化Fig.8 Variation of friction resistance of total pile side during static pile

由圖8可以看出，試樁TP1的總樁側(cè)摩阻力發(fā)展趨勢(shì)與TP2相同，即：樁側(cè)摩阻力隨著沉樁深度的增加逐漸增大，且在同一沉樁深度處，TP2的總樁側(cè)摩阻力大于TP1。原因是開口試樁TP1貫入過(guò)程切土能力強(qiáng)，所以，沉樁速度快且連續(xù)貫入，使得開口試樁在樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮上不如閉口試樁，因而數(shù)值上較小。

由圖8還可以看出，樁端形式不管是開口還是閉口，在沉樁深度小于10 cm時(shí)，總側(cè)摩阻力均較小，不超過(guò)0.1 kN。這是因?yàn)?，試樁入土深度較淺時(shí)，樁身與土之間未能緊密接觸，樁身晃動(dòng)導(dǎo)致淺層土松動(dòng)，使得淺部土體總樁側(cè)摩阻力較小。試樁TP1在10～45 cm沉樁深度范圍內(nèi)，總樁側(cè)摩阻力的增長(zhǎng)速率較快，分析認(rèn)為：試樁TP1為開口管樁，在沉樁初期，土塞高度較小，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮主導(dǎo)作用，所以，樁側(cè)摩阻力增長(zhǎng)較快；當(dāng)試樁TP1沉樁深度超過(guò)45 cm時(shí)，總樁側(cè)摩阻力增長(zhǎng)速度變緩，究其原因，當(dāng)沉樁達(dá)到一定深度時(shí)，土塞已穩(wěn)定，高度變化很小，具備了一定的閉口管樁效果，樁端阻力持續(xù)上升，承擔(dān)了較大的壓樁力，此時(shí)的樁側(cè)摩阻力雖然持續(xù)增長(zhǎng)，但增速降低。兩根試樁在沉樁深度為90 cm時(shí)，總樁側(cè)摩阻力均達(dá)到最大值，分別為0.85 kN和1.19 kN，閉口試樁TP2的總樁側(cè)摩阻力比開口試樁TP1高出40%。

4.4 試樁樁身軸力結(jié)果分析

試樁TP1是開口雙壁管樁，在靜力沉樁試驗(yàn)過(guò)程，土塞的高度隨著貫入深度依次增加情況見表4。試樁TP1、TP2的樁身軸力通過(guò)式(1)和式(2)求出，繪制出的試樁TP1內(nèi)、外管軸力、TP2樁身軸力分布曲線見圖9～圖11所示。

由表4可以看出，黏性土體靜力沉樁過(guò)程中，開口試樁TP1隨著貫入深度的增加，土塞逐漸形成并趨于穩(wěn)定，且在最大沉樁深度處，土塞高度達(dá)到最大值33 cm。

圖9 試樁TP1內(nèi)管軸力分布圖Fig.9 Axial force distribution diagram of inner tube

圖10 試樁TP1外管軸力分布圖Fig.10 Axial force distribution diagram of test tube TP1 outer

圖11 試樁TP2樁身軸力分布圖Fig.11 Axial force distribution diagram of test pile TP2

由圖9、圖10可以看出，試樁TP1內(nèi)、外管軸力在不同貫入深度下均隨著沉樁深度的增加而減小，且軸力的分布曲線斜率逐漸減小，說(shuō)明樁側(cè)摩阻力由上而下逐漸發(fā)揮作用，且隨著沉樁深度增加、內(nèi)管土塞高度逐漸增大并趨于穩(wěn)定，相應(yīng)的樁側(cè)摩阻力就越大，對(duì)軸力的影響也越顯著。從圖中還可以看出，貫入深度從10 cm到90 cm的過(guò)程中，距樁端同一距離的內(nèi)、外管截面軸力逐漸變大。這主要是因?yàn)?，隨著貫入深度的增加，土塞高度也隨之增加并逐漸趨于穩(wěn)定，此階段土塞對(duì)內(nèi)管的擠密作用越明顯，導(dǎo)致黏聚力增加、側(cè)壓力不斷增大，從而引起軸力變大。

對(duì)比圖10、圖11可以看出，試樁TP1的外管軸力與TP2的樁身軸力分布規(guī)律相似，但閉口形式的模型管樁TP2在軸力分布上整體要比開口形式的試樁TP1大，說(shuō)明不同的樁端形式會(huì)影響試樁沉樁過(guò)程中樁身軸力的傳遞。

4.5 試樁樁側(cè)單位摩阻力結(jié)果分析

假定樁側(cè)摩阻力沿管樁樁身均勻分布，根據(jù)各試樁沿樁身的軸力變化，按照式(3)、式(4)可以得到各試樁在不同貫入深度下的樁側(cè)單位摩阻力隨沉樁深度的分布曲線，如圖12～圖14所示。圖中取上、下兩相鄰FBG傳感器之間的中點(diǎn)作為該段深度對(duì)應(yīng)的單位側(cè)摩阻力的縱坐標(biāo)，進(jìn)行試樁TP1內(nèi)管分布曲線的繪制。

圖12 試樁TP1內(nèi)管單位側(cè)摩阻力分布圖Fig.12 Distribution of the side frictional resistance of the inner tube of the test pile

由圖12可以看出，在不同貫入深度下，試樁TP1內(nèi)管的單位側(cè)摩阻力隨沉樁深度的增加呈不均勻增大趨勢(shì)，總體呈上小下大分布。分析其原因：在同一貫入深度下，隨著沉樁的不斷進(jìn)行，沉樁深度不斷增加，內(nèi)管中的土塞不斷形成，并且土塞高度不斷上升，在這個(gè)過(guò)程中，下部土塞逐漸變得比上部密實(shí)，上層土體的擾動(dòng)作用造成黏聚力一定程度降低，內(nèi)摩擦角也相應(yīng)地有所降低，而下部土塞對(duì)內(nèi)管側(cè)壁的擠壓作用更明顯，使得沉樁過(guò)程內(nèi)管下部樁側(cè)摩阻力逐步增大[20]。

此外，比較不同貫入深度下樁端1#和2#FBG傳感器之間的單位側(cè)摩阻力可以發(fā)現(xiàn)，貫入深度從10 cm到90 cm的過(guò)程中，1#和2#FBG傳感器之間的單位側(cè)摩阻力依次為0.19、1.17、1.34、1.52、1.67 kPa；這表明隨著貫入深度的增加，內(nèi)管下部1#和2#FBG傳感器之間的土塞高度逐漸上升且上升速度逐漸降低，從而受到土塞擠壓更強(qiáng)烈，使得單位側(cè)摩阻力總體呈不均勻遞增趨勢(shì)。

圖13 試樁TP1外管單位側(cè)摩阻力分布圖Fig.13 Distribution of the side frictional resistance of the outer tube of the test pile

由圖13可以看出，不同貫入深度下，外管的單位側(cè)摩阻力隨沉樁深度增加的變化趨勢(shì)與內(nèi)管相同。且當(dāng)貫入深度達(dá)到最大90 cm時(shí)，樁側(cè)單位側(cè)摩阻力的分布呈下大上小的形式，與文獻(xiàn)[21-22]提到的樁側(cè)摩阻力三段式分布相似。即：當(dāng)試樁貫入地面深度小于10 cm時(shí)，由于初始下沉過(guò)程樁身晃動(dòng)、淺層土體位移，使得樁身與土體產(chǎn)生小縫隙，從而此段樁側(cè)摩阻力最小；在樁身中部區(qū)域，樁周土提供的水平側(cè)壓力較大，從而使單位側(cè)摩阻力逐漸增大；在最大沉樁深度處即外管樁端部分，因樁-土直接接觸的原因，此處的樁周土的水平側(cè)壓力達(dá)到最大值，對(duì)外管樁身的水平擠壓更強(qiáng)烈，因此，單位側(cè)摩阻力達(dá)到最大值。

另外，通過(guò)比較同一沉樁深度處的單位側(cè)摩阻力分布可以發(fā)現(xiàn)，隨著貫入深度的增加，同一沉樁深度處的單位側(cè)摩阻力逐漸減小，即：樁側(cè)摩阻力存在“退化效應(yīng)”[23]。原因可能是：貫入深度越大，上部土層的擾動(dòng)程度遠(yuǎn)比下部土層嚴(yán)重，使得樁與土的接觸空隙增大，內(nèi)摩擦角有一定幅度的降低，導(dǎo)致樁側(cè)摩阻力逐漸減少。另一個(gè)原因是，樁入土之前，樁身相對(duì)粗糙度較大；入土之后，由于細(xì)顆粒填充了樁身的凸凹表面使相對(duì)粗糙度減少，也會(huì)導(dǎo)致摩擦角減小，引起樁側(cè)摩阻力退化。

圖14 試樁TP2樁身單位側(cè)摩阻力分布圖Fig.14 Distribution of the side frictional resistance of the pile TP2 pile

圖15 試樁TP1沉樁全過(guò)程荷載曲線Fig.15 Load curve of the whole process of test pile TP1 sinking

觀察圖14中的試樁TP2樁身單位側(cè)摩阻力分布曲線發(fā)現(xiàn)，其單位側(cè)摩阻力隨沉樁深度的變化規(guī)律與試樁TP1外管單位側(cè)摩阻力分布相似。通過(guò)對(duì)比最大貫入深度下各試樁外管單位側(cè)摩阻力的分布發(fā)現(xiàn)，最大貫入深度范圍內(nèi)，各單位側(cè)摩阻力雖然均呈增大趨勢(shì)，但在數(shù)值方面試樁TP2大于TP1。這是因?yàn)樵嚇禩P1是開口管樁，沉樁過(guò)程中樁端對(duì)土的剪切作用強(qiáng)烈，沉樁速度較快，因而單位側(cè)摩阻力最小。

4.6 沉樁過(guò)程受力性狀分析

圖15、圖16所示為兩根模型管樁在靜力沉樁過(guò)程中總的受力狀態(tài)。

圖16 試樁TP2沉樁全過(guò)程荷載曲線Fig.16 Load curve of the whole process of test pile TP2 sinking

由圖15、圖16可以看出，兩根試樁沉樁過(guò)程的壓樁力、樁端阻力等荷載均隨著沉樁深度的增加逐漸變大，且沉樁深度均小于10 cm時(shí)，壓樁力等于樁端阻力。試樁TP2在壓樁力、樁端阻力、樁側(cè)摩阻力方面均比試樁TP1大，與蔣躍楠等[9]的研究結(jié)果一致。這可能是由樁端形式導(dǎo)致的，試樁TP1為開口管樁，在沉樁過(guò)程中會(huì)形成土塞，經(jīng)過(guò)量測(cè)，土塞高度隨著管樁沉樁深度的增加逐漸趨于穩(wěn)定，起到類似閉口管樁的效果，但因?yàn)橥寥侵饾u形成的，所以，閉口效應(yīng)較弱，導(dǎo)致試樁TP1的壓樁力等荷載較小。沉樁結(jié)束時(shí)，兩根試樁的樁端阻力、樁側(cè)阻力占?jí)簶读Φ陌俜直纫姳?。

表5 沉樁結(jié)束時(shí)樁端阻力、樁側(cè)阻力占?jí)簶读Φ陌俜直萒able 5 Percentage of pile end resistance and pile side resistance at the end of pile sinking

由表5可知，黏性土中的靜力壓樁、開口管樁和閉口管樁的樁端阻力占比均超過(guò)50%，即樁端阻力承擔(dān)了大部分的壓樁力。

5 結(jié)論

為研究不同樁端形式對(duì)樁基承載性狀的影響，通過(guò)靜力沉樁試驗(yàn)，對(duì)兩根模型試樁荷載傳遞規(guī)律和承載性能進(jìn)行對(duì)比分析，并針對(duì)黏性土地基情況，得到如下結(jié)論：

1)兩根模型管樁的壓樁力均隨著沉樁深度的增加近似呈線性增大趨勢(shì)，在沉樁深度達(dá)到90 cm時(shí)，試樁TP1、TP2壓樁力均達(dá)到最大值，分別為2.54、2.94 kN，閉口管樁比開口管樁高出16%。

2)黏性土中的靜力壓樁，開口管樁和閉口管樁的樁端阻力占比均超過(guò)50%，說(shuō)明樁端阻力承擔(dān)了大部分的荷載，表現(xiàn)出較好的端承特性，壓樁力中的樁側(cè)摩阻力占比小于45%。

3)在不同貫入深度下，試樁TP1內(nèi)、外管軸力和試樁TP2樁身軸力均隨著沉樁深度的增加而不斷遞減，且軸力分布曲線的斜率逐漸減小。在貫入深度為90 cm時(shí)，土塞高度達(dá)到最大值33 cm。

4)在最大貫入深度下，樁側(cè)單位側(cè)摩阻力呈下大上小的三段式分布形式。并且，隨著貫入深度的增加，同一沉樁深度處的單位側(cè)摩阻力逐漸減小，表明樁側(cè)摩阻力存在“退化效應(yīng)”。當(dāng)雙壁開口管樁TP1沉樁深度達(dá)到最大時(shí)，外管側(cè)摩阻力是內(nèi)管側(cè)摩阻力的3倍。