PHC管桩破坏原因分析Word文档下载推荐.docx
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⑩细中砂：
灰黄~黄绿色，饱和，密实，含云母，未见底。
根据现场原位试验及室内土工试验资料，经计算各土层的物理力学性质指标见表-1、工程地质剖面图见图-1。
各土层的物理力学性质指标值
表-1
土
层
编
号
岩土名称
重度γ（kN/m3）
天然
含水量
ω（%）
土粒
比重
Gs
孔隙比
e
塑性
指数
IP
液性
IL
压缩
系数~
（MPa-1）
模量~
（MPa）
系数
avp0~p0+
模量
Esp0~p0+
水平渗
透系数
kh
（×
10-6）
cm/s
垂直渗透系数kv
标贯
击数
N（击）
单桥静力触探比贯入
阻力Ps
（mPa）
地基承载力特征值fak
（kPa）
①
粉质粘土
＜
150
②
11
250
③
粉土
12
170
④
10
180
⑤
18
230
⑥
14
⑦
19
290
⑧
细砂
35
370
⑨
25
⑩
细中砂
40
图-1工程地质剖面图
三、施工过程中出现的问题
2005年1月15日1月24日共沉桩50根，高应变检测17根，其中9根桩下节桩有异常反应，跟踪监测表明基本上是在入土16~20m桩身开始破坏（进入
号土层），位置在桩尖以上4~6m处，坏桩比例达到53%，桩身完整性情况见表-2。
烟囱基础桩高应变检测桩身完整性一览表
表-2
检测日期
桩号
桩长
（m）
桩身完整性
2005-01-15
Y5
桩顶下处破损
Y15
桩身完整
2005-01-18
Y31
Y57
Y85
Y86
2005-01-19
Y122
Y123
2005-01-20
Y144
Y105
2005-01-23
Y42
Y41
Y40
Y39
2005-01-24
Y6
Y18
Y36
四、问题的原因分析、推理（各种施工措施的论证）
针对上述出现的问题，现场主要提出几种不同的意见，汇总起来主要集中在以下三个方面：
1、姜结石引起桩身受力不均匀，导致桩身折断；
2、锤击能量过大导致桩身拉应力过大出现破坏现象；
3、桩内土芯侧张力过大引起纵向裂缝和桩的破坏。
虽然每种意见都有可能，但都是凭空假想，对与不对都需要实践的检验来判断哪一种才是引起桩身破坏最主要的因素。
首先，考虑到常州电厂出现断桩是由于成片、连续厚约5~8cm的姜结石引起断桩事故，而且桩身入土16~20m正好进入含姜结石的
号土层，大家自然而然联想起会否因含姜结石引起桩身破坏但本工程地质情况与常州电厂又有本质的区别，本工程的姜结石结构是不成片、不连续的形式，对于大家怀疑是否烟囱区域钻孔不够密而没有检测到连续、成片姜结石土层，随后进行的对已沉桩区域内进行的3个钻孔表明，前面设计对地质情况的勘察分析没有错误，姜结石并非引起坏桩的主要原因。
其次，对于锤击能量过大导致桩身拉应力过大出现破坏的猜想，我们在对地质情况、沉桩观测纪录和高应变检测结果的分析表明，本工程
号以上土层标准贯入击数比较平均无较大的变化，沉桩纪录锤击数Y5相对Y15、Y14无明显突变（见表-3），高应变跟踪检测虽然有1~2根桩在锤击过程中出现桩身拉应力较大，但比较其桩身拉应力和桩身完整性，并非拉应力高的桩其桩身就会破坏，而且沉桩过程中出现的拉应力低于管桩出厂时的设计拉应力标准。
因此，仅根据桩身出现拉应力就判断桩的破坏由此引起也是不能令人信服的。
为验证是否是锤击能量过大导致桩身拉应力过大出现破坏，我们在施工过程中还采取了封闭桩尖、加大锤击能量的方法：
在引风机区域进行了4根闭口PHC桩试打。
下节为PHC600AB-110-12m，上节桩为PHC600AB-110-13m。
沉桩用锤为DELMAGD80沉桩，采用3档和4档（锤击能量~）施打。
监测结果见表-4，说明桩身拉应力不是主要原因，并同时可反证出坏桩原因主要是第三种情况引起的。
预应力管桩打桩记录
施工单位：
中港三航工程名称：
淮南煤电基地田集电厂烟囱桩基工程自然地面标高：
-0.8m
打桩小组：
1#机桩规格及长度：
PHC-600-110-25m桩顶设计标高：
桩位号
桩节
编号
打桩
日期
桩入土每米锤击数
桩顶与设计标高差
±
cm
最后三阵
贯入度（cm/10击）
备注
1
2
3
4
5
6
7
8
9
13
15
合计
30
981
-2
54
20
26
34
40
42
44
52
50
57
36
16
486
11120
-1
56
21
43
47
48
38
46
Y14
17
23
419
11097
28
53
49
工地技术负责人：
记录：
监理：
装锤类型：
D80桩帽重：
表-3
引风机区域闭口PHC桩试打高应变检测结果一览表
表-4
桩长（m）
锤击力
（kN）
锤击能量
（kJ）
桩周土阻力（kN）
极限承载力（kN）
YIN-7
8350
3560
7120
完整
YIN-9
8420
3570
7140
YIN-8
8770
3600
7200
YIN-10
8810
对于第三种情况，习惯于长江下游等冲积型地质情况的人可能不能理解，但本人在试打桩过程自始至终的参与和实验观测下还是比较赞同该想法，因为不同的地区沉桩总会碰到不同的地质情况和不同的问题。
那么对成因该如何分析，本人将尝试进行以下探讨：
1、建立打桩过程中的桩---土体系受力模型见图-2：
图-2桩---土体系受力模型图
2、受力情况分析：
图-2的（a）中反映了锤击过程桩身的受力情况，锤击力Q、桩端反力QP、管外侧壁摩阻力QS、以及土芯对管内壁的侧壁摩阻力QSN。
针对多数桩在进入
号土层后发生破坏，我们在打桩过程中对土芯上升情况进行了监测，统计表明：
第一节桩入土后土芯上升高度为~，第二桩入土后累计土芯上升高度为~。
因为土芯会继续上升、桩尖继续切入所以尚未形成土塞，桩端力可以分解为管桩横截面环形面受力和土芯面受力这两个力，通过地层情况和表-1土的物理力学分析我们可以看到，
~
土层厚度在~，硬塑，这种土俗称老粘土，打桩到
号土层估计被压缩到5m左右。
土体的压缩产生对桩的侧张力到底有多大我们可以这样来理解，当某一锤打在桩上的时候，我们在工程施工中一般采用二档油门，在入土15m以后，锤击能量为65kJ100kJ，桩身内的最大锤击压力一般为5300kN6500kN，假定侧阻力和端阻力各为一半，那么传递到桩端的力约有3000kN，管桩横截面环形面受力和土芯面受力分别占60%和40%，则传递到土芯面的力大约有1200kN。
所受的桩贯入对土芯的摩阻力作用
~
土层可以看作是对
号土层向下的反作用力，在瞬间锤击力的作用下
号土体被压缩产生对管壁的压应力即图-2的（b）和（c）中的σSN可能使桩身混凝土产生裂缝。
土体对管壁的压力内外会不会相互抵消不会。
因为管外土体本身基本是原状土，还存在压缩的空间，而管内土体压缩已经快到极限，而且在沉桩过程中，它对桩的内壁作用只是一个很短的瞬间而已。
3、破坏机理推想：
有人会问产生的裂缝是横向裂缝还是纵向裂缝还会问为什么桩坏在桩端以上4~6m的地方还有为什么不是所有的桩都会坏
对于第一个问题，我们从图-2的（b）和（c）土芯对管内壁横向和纵向作用比较和管桩钢筋配筋情况可以基本回答这个问题。
圆形物体受力从内破坏比从外破坏要容易得多—最形象、最简单的“小鸡破壳”原理，可以判断出应该是首先出现纵向裂缝，因为混凝土的抗拉应变相对于箍筋的应变小得多。
对于第二个问题，原因是纵向裂缝的产生可能是从桩的最薄弱环节或者是受力最集中的地方开始，我们知道管桩在桩端受各种因素包括混凝土浇注、焊接等影响整体强度差，因此在桩头范围内箍筋是加密的，如果纵向裂缝从桩头开始受箍筋影响不会马上破碎，而是继续向上延伸到箍筋稀少的地方开始并因受锤击和挤压力开始逐渐产生横向裂缝发生破坏，所以坏在桩端以上4~6m的地方。
对于第三个问题，我们是这样分析的，桩在贯入过程受到土的力学性能变化、锤击能量、锤击力、桩的结构强度等诸多因素影响。
时好时坏的情况发生只能说明，在现有条件下沉桩使“桩---土”体系受力处于一种临界状态，土层的厚薄、超孔隙水压力的大小、锤击能量和锤击力的大小、桩身的结构强度好坏任何一个条件的改变，都有可能使沉桩质量发生变化。
其实，还有一个问题也需要我们来解决，那就是到底让PHCΦ600或PHCΦ800管桩产生纵向裂缝的土芯内侧张力需要多大
我们知道PHC管桩混凝土强度标准值C80，其轴心抗压强度为mm2，轴心抗拉强度约为N/mm2，根据土体在管桩内壁的作用机理，可以推断出在管桩内侧向土张力在单位面积上产生纵向裂缝所需的力为产生横向裂缝力的%左右。
五、试验验证桩的破坏机理
为了充分弄清桩身破坏机理，为后续类似的工程设计和施工提供指导，我们和上海华东电力设计岩土工程有限公司针对此工程中遇到的问题进行了《淮南地区PHC桩桩身破坏机理测试研究》专题研究，拟通过PHC桩施打过程中桩身应力动态测试找出桩身破坏的主导原因。
经过技术咨询和论证，与南京大学光电传感工程监测中心合作，确定了采用动态信号测试系统与电阻应变片及应变式钢筋计进行测试的技术方案；
同时，还采用该中心所拥有的先进技术---分布式光纤传感技术（BOTDR）对施打过程中桩入土不同深度时的桩身残余变形进行分布式测量，据此找出施打过程中各阶段桩身应力和变形分布情况，从而与动态测试结果互相对比，综合分析得到桩身破坏的最终原因。
为此我们分别选择2根桩采用分布式光纤传感技术（BOTDR）和应变应力动态测试技术测试成桩阶段桩身残余变形分布和施打过程中的应变应力分布，同时采用高应变跟踪监测4根试验桩在打桩过程中的桩身完整性、锤击应力和动土阻力情况。
1、高应变测试
4根试验桩编号分别为光1、光2、动1、动2。
打桩过程中在进行分布式光纤传感测试桩身残余变形分布和动态测试桩身应变应力分布时，同时进行高应变测试桩身完整性、锤击应力和动土阻力情况的桩身完整性、锤击应力和动土阻力情况。
桩身完整性测试结果见表-5，各桩不同入土深度时的实测力和速度波形曲线见图-3-1~图-3-3。
4根试验桩高应变检测桩身完整性一览表
表-5
桩型
桩长
光1
PHC600-110AB
28.0m
入土25.3m时，桩端以上4.7m处桩身断裂
光2
动1
动2
入土26m时，桩端以上3.3m处桩身断裂
a）入土20m
b）入土25.3m
图-3-1光1号桩不同入土深度时的实测力和速度波形曲线
a）光2号桩
b）动1号桩
图-3-2光2号桩、动1号桩入土26m深度时的实测力和速度波形曲线
a）入土20m
b）入土26m
图-3-3动2号桩不同入土深度时的实测力和速度波形曲线
2、分布式光纤传感测试
基于假设的破坏原因，在施打过程中接近破坏时，PHC桩因土塞效应引起的环向张力会产生较大的环向变形或因桩身压应力或拉应力产生较大的轴向变形，因此，通过测试施打PHC桩过程中各入土深度下桩身的环向与轴向的残余变形，就能够找出引起破坏的主导因素。
采用分布式光纤传感技术，将单模紧套光纤同时用作应变传感与测试信号传输，可以实现光纤沿线桩身变形的分布式测量。
在施打过程中一旦桩身产生损伤而引起较大变形，就能够通过分布式传感光纤的测量数据准确定位；
另外，沿桩身环向的残余变形，采用分布式传感光纤也能够实现测量。
而采用传统点式的电阻应变计或钢弦式传感器这些都是难以实现的。
2根试验桩（光1号桩、光2号桩）分布式传感光纤布设见图-4。
图-4试验桩桩身分布式传感光纤布设示意图
1号桩测试时间为2005年6月18日，2号桩测试时间为2005年9月2日。
其中1号桩在贯入过程中，桩尖入土深度约26m时，大应变测试结果表明桩身发生了破坏。
2号桩顺利贯入，大应变测试结果表明桩身完好未出现明显损伤。
1号桩测试结果：
图-5为1号桩A桩（下节桩，以下同）的桩身轴向应变分布，图中（a）与（b）分别是互成180°
的两条光纤测试所得，两者形态基本对称，因此，相对于桩尖入土15m这一工况，以后各工况桩身轴向有一定的弯曲变形，当桩尖入土达到26m时，桩身在距桩尖4~5m左右位置发生破坏，传感光纤也在该处破坏。
a）A桩桩身轴向应变1
b）A桩桩身轴向应变2
图-51号桩A桩桩身轴向应变分布
图-61号桩环向应变分布
图-6为1号桩入土深度分别为16m、18m、20m、22m与24m时，与入土深度为15m工况相比较，1号桩各环向应变的分布情况。
易见后4个工况下距桩尖1m位置的环向应变增幅较大，说明土塞作用明显；
入土深度为24m的工况下，桩尖距4m位置出现2200微应变的环向应变，桩身可能在该位置已出现损伤。
2号桩测试结果：
图-7为2号桩A桩的桩身轴向应变分布，图中（a）与（b）分别是互成90°
的两条光纤测试所得，易见相对于桩尖入土15m这一工况，以后各工况桩身轴向也产生了弯曲变形，但由于两根光纤不在同一个弯曲平面上，因此其基本形态存在一定差异。
但可以基本判定，桩身产生一定的弯曲变形，直到入土28m，桩身光纤应变分布未出现明显异常。
a）1号光纤沿线桩身轴向应变
b）2号光纤沿线桩身轴向应变
图-72号桩桩身轴向应变分布
图-82号桩环向应变分布
图-8为入土深度分别为16m、18m、20m、22m、24m、26m与28m时，与入土深度为15m工况相比较，2号桩各处环向应变的分布情况。
易见后5个工况下桩尖距3～6m位置的环向应变增幅明显，说明土塞作用主要表现在该段，但微应变<
1500，桩身未破坏。
1、2号桩随入土深度增大，土塞所引起的环向应变较明显。
特别是发生损伤破坏的1号桩，在桩尖入土深度至18m时，距桩尖1m位置桩身产生了明显的环向应变，且在后续的入土过程中，保持该环向应变，这说明此时距桩尖1m位置混凝土发生了明显的环向损伤。
因此可以判定，土塞作用是造成桩身损伤的主要因素。
3、打桩过程中桩身应力动态测试
为了满足测试要求，我们选择了动态响应好的电阻应变式传感器（钢筋计、应变片）和动态信号采集系统，采集系统采用时分自动数据采集模块，其通道总数为42，总采集信号频率210kHz，即每个通道的采集频率为5000Hz，所有通道均以全桥方式连接应变式传感器。
仪器的测量范围为±
3000微应变，精度是±
4微应变。
2根试验桩传感器布置见图-9，传感器均布置在下节桩内。
（1）箍筋表面安装电阻应变片，
（2）主筋表面安装电阻应变片与钢筋计。
由于PHC桩特殊的成桩工艺，为保证传感器的成活率，必须应用特殊的保护措施。
比如，在选用传感器以及导线的时候，要考虑他们的环境适应性和耐久性，以确保传感器的最大成活率；
选用不同材质的粘结剂来确保传感器的有效粘结，并在选取粘结剂时，也要充分考虑到粘结剂的环境适应性（高温高压适应性，张拉适应性等等）。
2根桩原计划分别布置42只传感器，测试前实际成活传感器：
动1号桩20只，动2号桩29只。
为了减少存储数据量和数据处理工作量，在桩施打过程中每贯入1.0m采集约10秒数据，在贯入至桩身可能损坏深度时，每贯入0.5m采集一次。
图-9PHC桩传感器布置示意图
测试结果及分析：
由于测试数据较多，这里仅给出桩代表性入土深度时的测试结果。
动1号桩测试结果分析
（1）箍筋
桩尖入土8m~桩尖入土14m，在每下锤击作用下，箍筋均产生拉应力增量峰值；
而随桩尖入土深度的变化，无锤击时箍筋的应力值基本规律为：
随桩尖距由1m增至6m，箍筋应力由压应力逐步转为拉应力；
并且随着桩尖入土深度的增大。
桩尖入土15m进行接桩，在每下锤击作用下，箍筋仍产生拉应力增量峰值；
但无锤击时随桩尖距由1m增至6m，箍筋应力普遍转为拉应力，且拉应力值与桩尖距反相关。
桩尖入土18m~26m，每下锤击下箍筋应力增量与无锤击下箍筋应力规律与桩尖入土15m相同，唯一的变化为，随桩尖逐步进入持力层，每下锤击作用下箍筋应力增量由原来左右增至左右。
（2）纵筋
桩尖入土8m~26m，总体规律为，每下锤击作用下纵筋产生压应力增量峰值，应力增量峰值随入土深度而略有增大；
无锤击作用下纵筋应力逐步由压应力转为拉应力。
根据测试结果，在整个基桩锤击入土的过程中，随桩尖入土深度的增大，箍筋拉应力峰值与纵筋压应力峰值均未出现明显异常变化，因此可以认为动1号试验桩未发生损伤
动2号桩测试结果分析
桩尖入土15~19m时，锤击作用下桩尖距不同的箍筋均产生拉应变增量峰值；
无锤击作用时，箍筋的应变值变化规律为随桩尖距的增大，逐渐由拉应变转为压应变。
至19.5m时桩尖距1m处箍筋应力出现明显异常，在第3下锤击时发生了应力的突然增大，应力突然增大10倍，此后每下锤击作用下应力都发生陡增；
此外，桩尖距2m处箍筋应力也出现了异常增大。
这说明该位置桩身发生了突然损伤，箍筋发生了屈服，且在锤击作用下变形不断增大。
桩尖入土20~23m时，桩尖距1m位置部分箍筋信号无振动波形出现，说明该处应变片已失效；
桩尖距1m与2m位置与其它位置相比，差异较大，但绝对值均小于桩尖入土19.5m时的情况，且无锤击时桩尖距2m位置的箍筋应变值大于桩尖距1m位置的箍筋应变值。
桩尖入土24m时，桩尖距4m位置箍筋出现明显异常，随锤击而受拉屈服。
桩尖入土24m时，桩尖距3m位置箍筋发生了受拉屈服；
而桩尖入土25m时，而桩尖距2m位置箍筋发生了压曲。
桩尖入土15~19m时，锤击作用下纵筋产生压应变增量峰值；
无锤击作用时，纵筋应力值变化规律为随桩尖
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