根据湖南省规划，环洞庭湖区将新建，改扩建相当规模的交通基础设施以满足环洞庭湖生态经济圈发展的需求，其中不仅有跨江跨河的桥梁，还有部分公路路基出于节约耕地及防汛保通的需要将采用以桥代路的建造形式，如伍益高速公路、益常高速扩容等。在这些桥梁建设过程中，吸取以往工程的经验教训，旨在不降低使用功能及结构安全的前提下，探求在施工环保、提高质量、缩短工期、降低造价等方面优于常规钻孔灌注桩的桩型方案。

PHC管桩是高强预应力混凝土管桩的简称，桩身截面为圆环形，桩身混凝土强度等级为C80及以上^[1]。由于PHC管桩具有单桩竖向承载力高、耐久性好、施工速度快、环保、造价低、质量稳定等优点^[2-5]，因而被广泛应用于建筑、机场、码头、堤坝和道路等工程中。

国内外学者针对PHC管桩的工程特性及工艺适应性进行了大量研究：邢皓枫等^[6]通过静荷载试验、高应变和静力触探等现场试验，研究了PHC管桩侧摩阻力的分布特征，并提出了PHC管桩单桩竖向承载力的修正公式；郭宏磊等^[7]基于理论和实测分析，提出了用逐次线性概似法加上残差修正来预测PHC管桩单桩竖向承载力的方法；康景文等^[8]研究了成都卵石地基条件下PHC管桩锤击成桩工艺的适应性及竖向承载力的分布规律，为成都卵石地区PHC管桩承载力的确定提供了有益参考；Dung等^[9]通过现场试验和有限元分析，研究了温度对PHC管桩受力性能的影响；律文田等^[10]、蔡健等^[11]、刘春林等^[12]和Park等^[13]也对PHC管桩的竖向承载力及受力性能进行了大量的理论数值分析和试验研究。

近年来桥梁工程中开始有了采用PHC管桩作为桥梁基础的工程实例^[14-15]，但湖南省内及洞庭湖区尚未有此先例，工程设计，施工及管理人员对PHC管桩的了解较少，对于桥梁工程是否可以采用PHC管桩作为基础尚存在不同的看法，故有必要对PHC管桩在洞庭湖区地质条件下的成桩工艺适应性和竖向承载力进行研究，以验证PHC管桩在洞庭湖区地质条件下作为桥梁基础是否具备可行性。

本研究以位于洞庭湖区的湖南省首个装配式桥梁基础工程——湖南省伍市至益阳高速公路为依托，对洞庭湖区桥梁PHC管桩的成桩工艺适应性进行研究，分别采用堆载试验法和自平衡试验法研究PHC管桩的竖向承载力特性，研究成果可为洞庭湖区及其他类似地质条件下公路桥梁采用PHC管桩基础提供有益参考。

湖南省伍市至益阳高速公路位于湖南省东北部，洞庭湖南缘，路线全长83.302 km，沿线主要为丘陵、岗地、河流阶地地貌、滨湖平原地貌。从湘阴县城以北至益阳市赫山区笔架山乡的路段位于洞庭湖滨湖平原区，受湖区地形地质条件影响及防洪抗汛的需求，本段大规模采用高架桥方案通过，桥梁长度达30 km。场地勘察深度范围内地层主要分布第四系全新统人工填土、淤泥质土、粉质黏土、砂层、圆砾等。试桩试验场地桩长范围内各土层的物理力学参数见表 1。

伍市至益阳高速公路施工前共完成了4根PHC管桩的静载荷试验，其中2根PHC管桩采用自平衡法，2根PHC管桩采用堆载法，桩基类型为本工程拟大规模应用的PHC600 (130)-AB管桩。PHC管桩静载荷试验概况见表 2，试桩场地各土层地质分布情况如图 1所示。

图 1 试桩场地各土层地质分布剖面图 Fig. 1 Geological distribution profile of each soil layer in pile test site

图选项

依托工程在试桩前编制了《伍益高速公路桥梁预应力混凝土管桩锤击沉桩施工指南》，对打桩机具、送桩器，锤击沉桩施工过程控制，异常情况处理等进行了具体的规定。为验证公路桥梁PHC管桩采用锤击沉桩工艺对洞庭湖区地质条件的适应性，共进行6根PHC管桩的试打，并结合堆载试验、自平衡试验结果确定了该工程场地条件下的收锤标准。具体收锤标准如表 3所示。

试桩PHC2-1和PHC2-2采用堆载试验测试。堆载试验由预制混凝土梁及钢梁搭成堆载平台，在平台上堆放混凝土梁块，构成加载反力系统，如图 2所示。加载采用2台QF-1000-200分离式油压千斤顶，通过BZ70-1油泵加载，千斤顶额定加载力为10 000 kN；加载过程由RS-JYC静载荷测试分析仪自动控制，自动数据采集、记录和存储。采用慢速维持荷载法，单循环加载试验。

图 2 堆载试验示意图 Fig. 2 Schematic diagram of heap load test 1—主梁; 2—承压板; 3—千斤顶; 4—试桩; 5—百分表(位移传感器); 6—基准梁; 7—付梁; 8—混凝土梁块。

图选项

试桩沉降变形通过对称布置于桩头的4个位移传感器采集，精度0.01 mm。位移传感器采用磁性表座固定于基准梁上，基准梁采用工字钢，基准梁支点与试桩中心的距离为4.5 m，与压重平台支承边的距离为4.0 m。加载重心应与试桩轴线一致。加载应分级进行，采用慢速维持加载法，加载过程中不使荷载超过每级的规定值。试桩每级加载量按预估最大加载量的1/10-1/15进行，第1次加载2级荷载，卸载的每级卸载量按2级加载量进行。预估最大荷载采用设计荷载的2倍。堆载试验所用仪器设备如表 4所示。

试桩PHC1-2，PHC3-2采用自平衡试验测试，执行具体细则参照《建筑基桩自平衡静载试验技术规程》 (JGJ/T 403—2017)^[16-17]。试验采用慢速维持荷载法，每级加载为200 kN，第1级按两倍荷载400 kN加载；卸载也分级进行，每级卸载量为3倍加载级。桩身内预先埋设单个荷载箱，荷载箱距离桩端0.2 m，如图 3所示。

图 3 自平衡试验示意图 Fig. 3 Schematic diagram of self-balancing test

图选项

利用桩身各土层分界面处布置的光纤应力计所测数据计算出桩身轴力，间接求出不同土层桩侧阻力，桩端阻力可由下荷载箱所测数据减去下段桩侧阻力求得。采用4支电子位移计测量试桩位移量的变化，电子位移计通过磁性表座固定在基准梁上，2支用来测量荷载箱顶板的位移，2支用来测量荷载箱底板的位移。

对试桩试验的PHC管桩进行分布式光纤监测，在加载过程中实时获取桩身轴力分布，推导桩侧摩阻力分布规律，从而获得不同土层的桩侧摩阻参数，为工程设计和指导施工提供技术依据和建议。

利用桩身预埋内力测试元件，根据桩身轴力和桩身截面的参数计算得到，计算公式如下：

(1)

式中，τ为第i层土的侧摩阻力；D为桩的直径；L_i为相邻断面光纤应力计间的距离。通过自平衡试验可测得PHC管桩在各级荷载作用下各土层的侧摩阻力沿深度分布的曲线如图 4所示，各土层实测桩侧摩阻力及其对应位移如表 5~表 6所示。

图 4 自平衡试验桩侧阻力-深度曲线 Fig. 4 Curves of pile side resistance vs. depth obtained by self-balancing test

图选项

由表 5~表 6可以看出：各土层的实测摩阻力变化趋势与地勘报告土层摩阻力变化趋势一致，表明现场试验结果正确；各土层的实测摩阻力均高于地勘报告土层摩阻力，尤其在圆砾层中PHC管桩侧摩阻力发挥情况良好，这是因为PHC管桩沉桩过程中会产生挤土效应，从而导致桩侧摩阻力相比于钻孔灌注桩有一定程度的提高。通过现场沉桩工艺试验和自平衡试验，验证了PHC管桩在本项目洞庭湖区地质条件下具有良好的适应性。

利用自平衡试验中荷载箱设于桩端附近的特点，可以得到不同荷载下的桩端阻力，还可以通过加载过程中测得的位移量得到不同桩端阻力对应的桩端位移，据此可以绘制出桩端阻力与位移的关系曲线，如图 5所示。

图 5 自平衡试验桩端阻力-位移曲线 Fig. 5 Curves of pile end resistance vs. displacement obtained by self-balancing test

图选项

采用堆载试验测试的PHC2-1，PHC2-2试桩可以直接得到桩顶荷载与桩顶沉降的Q-s曲线，采用自平衡试验测试的PHC1-2，PHC3-2试桩需要将所得结果根据相关规程中方法转换成等效的桩顶荷载与桩顶沉降的Q-s曲线，具体如图 6所示。

图 6 PHC管桩桩顶荷载-桩顶沉降曲线 Fig. 6 Load-settlement curves of PHC pipe pile top

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由图 6可以看出，所有PHC管桩在试桩加载破坏之前，桩顶沉降均随着加载的增大而增大，近似呈线性发展趋势。加载至破坏时，除试桩PHC2-1的Q-s曲线呈缓变型外，其余所有试桩桩顶均出现快速下沉、沉降量急剧增大，表明桩体发生了刺入破坏，呈现出典型的摩擦桩破坏模式。

通过自平衡试验，可以求得各试桩的总侧阻力和总端阻力，具体如图 7所示。

图 7 试桩总侧阻力及总端阻力 Fig. 7 Total side resistance and total end resistance of test piles

图选项

由图 7可以看出，各试桩的端阻力占比均比较接近，变化幅度在29%~33%之间。端阻力有着一定的占比，表明本项目洞庭湖区以圆砾作为持力层的PHC管桩为端承摩擦型桩。

上述试验结果表明：对于洞庭湖区以圆砾作为持力层的地质条件而言，PHC管桩能有效发挥桩端承载力，桩端承载力在整个单桩承载力中占比较高，同时各土层PHC管桩侧摩阻力发挥良好，且明显高于地勘报告中的土层摩阻力。因此，采用PHC管桩作为桥梁基础时，可根据设计要求合理采用群桩形式，以充分发挥PHC管桩的承载力性能，从而满足桥梁桩基承载力的设计要求。

PHC管桩采用锤击法进行挤土施工，桩端必然存在一定程度的土塞效应。管桩土塞有利于单桩承载力的发挥，因此在分析计算洞庭湖区PHC管桩单桩竖向极限承载力时应予以考虑。

《建筑桩基技术规范》 (JGJ 94—2008)^[18]在计算管桩承载力时考虑了土塞效应，并根据桩端进入持力层的深度与桩径之比，引入了桩端阻力折减系数λ_p，具体计算公式如下：

(2)

式中，Q_sk为总极限侧阻力标准值。Q_pk为总极限端阻力标准值。A_j为管桩空心桩桩端净面积。u为桩身周长。A_p1为管桩空心桩敞口面积。λ_p为桩端土塞效应系数。h_d为桩端入土层深度。d为管桩外径；当h_d/d＜5时，λ_p=0.16h_d/d；当h_d/d≥5时，λ_p=0.8；q_sik为极限侧阻力标准值。q_pk为极限端阻力标准值。l_i为试桩桩长。

邢皓枫等^[6]认为，PHC管桩存在不能忽略不计的24%左右土塞效应，因此在进行PHC管桩单桩竖向极限承载力计算时应考虑土塞产生的内壁侧摩阻力和桩端土密实增加的端阻力，并提出了PHC管桩单桩承载力修正公式如下：

(3)

式中，α和β分别为土塞效应修正系数和端阻力修正系数；u₁和u₂分别为PHC管桩的外壁周长和内壁周长；q_sik为极限侧阻力标准值；q_pk为极限端阻力标准值；h_i为各土层厚度；A_p为管桩外壁面积。

将上述两种公式计算所得的PHC管桩单桩承载力与现场实测数据进行对比，对比结果如表 7所示。其中Q_uk1，Q_uk2，Q_uk3分别表示试桩单桩承载力实测值，《建筑桩基技术规范》计算值，文献[6]计算值。

由表 7可以看出，Q_uk1与Q_uk2单桩承载力最大偏差为8%，最小偏差为7%，说明实测值与《建筑桩基技术规范》计算值误差较小，可靠性更高；同时《建筑桩基技术规范》公式取值偏保守，安全系数大于1。Q_uk1与Q_uk3单桩承载力最大偏差为25%，最小偏差为22%，说明实测值与文献[6]计算值误差较大，可靠性差；同时文献[6]中取值偏高，安全系数小于1。这是因为文献[6]中计算单桩承载力的公式对整个桩身范围的侧阻力进行了修正，而PHC管桩土塞效应有一定的有效高度，不会在整个桩长范围内产生，因此导致文献[6]计算值大于实测值。

经过对比分析上述两种方法的计算值和实测值，可以看出在洞庭湖区采用《建筑桩基技术规范》公式计算PHC管桩单桩承载力的误差相对较小，同时可保证有一定的安全系数。

本研究以洞庭湖区伍益高速公路中小跨径桥梁为工程背景，试验研究了PHC管桩在洞庭湖区地质条件下的成桩工艺适应性及单桩竖向承载力特征，得到以下结论。

(1) 伍益高速公路桥梁PHC管桩基础的成功应用，证明了PHC管桩采用锤击沉桩工艺对洞庭湖区地质具有良好的适应性。

(2) 所有PHC管桩在试桩加载破坏之前，沉降变形均近似呈线性发展趋势；加载至破坏时，呈现典型摩擦桩破坏模式。在洞庭湖区地质条件下，PHC管桩能有效发挥桩端承载力，平均端阻力占比约为31%，为端承摩擦型桩。各土层PHC管桩侧摩阻力发挥良好，且明显高于地勘报告中的侧摩阻力值。

(3) 经过实测值和两种计算公式所得计算值的对比分析，表明在洞庭湖地区采用《建筑桩基技术规范》计算PHC管桩单桩承载力的误差相对较小，同时可保证有一定的安全系数。

目前，伍益高速公路已全线通车，进一步显示出洞庭湖区高速公路桥梁采用PHC管桩具有良好的适应性，本研究成果可为洞庭湖区及其他类似地质条件下公路桥梁采用PHC管桩基础提供有益参考。