倾斜度影响斜-直组合桩单侧受力响应试验研究

周德泉，曹之烨，冯晨曦，肖灿,4，周毅

(1.长沙理工大学道路结构与材料交通行业重点实验室，湖南长沙，410114；2.长沙理工大学土木工程学院，湖南长沙，410114；3.湖南中大检测技术集团有限公司，湖南长沙，410000；4.中交四航工程研究院有限公司，广东广州，510230)

在深厚软弱地基或者厚度不均匀软弱地基上修筑公(铁)路路堤或者广场时，常常采用竖直桩复合地基，并在坡脚外设置3～4 排或者更多排桩体，目的是对软基形成侧向约束作用[1-2]，但填筑体滑移、坍塌事故仍未能避免。为确保地基稳定，研究者采取了多种有效措施并提出了许多有效方法，如：郑刚等[3-4]在离心试验研究基础上，采用有限差分法开展了路堤下刚性桩复合地基稳定性分析，认为在群桩条件下，坡脚附近部分桩体首先在软硬土层交界面附近发生弯曲破坏，最后由于部分桩体发生整体倾覆破坏或者再次发生弯曲破坏而导致路堤发生失稳破坏，为此，提出了路堤下复合地基关键桩的概念和分区不等强的稳定性控制设计理念，通过提高关键桩桩体抗弯强度及延性，有效提高路堤整体稳定性；黄俊杰等[5]通过离心试验和数值模拟，分析了素混凝土桩复合地基支承路堤失稳破坏机制，认为最靠近坡脚的素混凝土桩最先产生弯曲破坏而不是剪切破坏，随桩间距增大，桩体弯曲破坏逐渐向路堤中心方向发展。这些研究表明坡脚桩非常关键，坡脚桩工程性状研究受到重视。为此，本文作者提出在坡脚设置斜-直组合桩[6]抵抗复合地基水平移动，以1排斜桩代替3～4 排直桩。目前，人们对斜-直组合桩的相关研究很少，而对与之相似的倾斜桩、双排桩的研究较多。周健等[7]采用室内模型试验与颗粒流数值模拟相结合的方法对被动侧向受荷桩在砂土中的桩土相互作用进行了研究，认为长桩绕某固定点转动，短桩以平移方式为主运动。周德泉等[8-9]采用室内模型试验研究了复合桩基侧向约束桩水平位移和受力规律，认为侧向约束桩的桩身侧移沿深度先增大后减小且存在峰值，峰值出现在距离地面0.4倍地面以下桩长所在截面，弯矩随间距增大而增大。CHEN等[10]采用有限差分法研究了不同倾斜度单桩在水平荷载作用下的工程性状，认为随着斜桩倾角增大，桩身侧移减小。曹卫平等[11]采用有限元研究水平荷载作用下倾角在5°～25°变化时斜桩变形规律，认为在桩顶水平荷载作用下，斜桩的桩身弯矩、剪力均比直桩的小，斜桩最大弯矩出现在桩顶下约5d深度处，最大剪力出现在桩顶处。周翠英等[12]提出了将内、外侧桩及中间连系梁和桩间土视为一个整体，将内、外侧桩受到的地基土抗力简化为弹性支撑，提出了桩间土对内侧直桩的作用模式和作用力计算分析模型。ZHAO等[13]利用数值模拟对比分析单排抗滑桩、锚固抗滑桩、门式抗滑桩、h 型双排桩的桩土作用，认为h型双排桩的受力性状更加合理。以上研究表明，倾斜桩水平工作性状研究主要集中在主动承受水平荷载方面，对被动承受水平荷载性状研究较少[10-11]；双排桩[12-13]比竖直单桩[7-9]、双排单桩在限制土体侧移方面能力更强且受力分布更佳。斜-直组合桩[6]结合倾斜桩、双排桩优势，抵抗路堤坡脚侧移更具有合理性，但其工作机制尚不清楚。本文采用室内模型试验研究松散砂土中4种不同倾斜度的斜-直组合桩(桩顶通过连梁连接)在单侧加载下的土压力、水平位移和弯矩变化规律，分析破坏形式，为坡脚斜-直组合桩的设计应用提供试验依据。

1 模型试验概况

1.1 基本原理

斜-直组合桩受力响应的影响因素很多，如外侧斜桩倾斜度、桩和连梁的几何尺寸、桩体刚度、地质条件、荷载等，仅仅依靠单次模型实验获得相应变化规律非常困难。本实验将4 组斜-直组合桩(仅外侧斜桩倾斜度不同，其他参数均相同)对称设置在承压板两侧，模拟实际工程中的斜-直组合桩单元，以砂土模拟均质地基，居中的承压板分级受载，以模拟路堤填筑。

承压板两侧对称布置的4 组斜-直组合桩必然承受对称荷载的作用，其受力响应的差异源自外侧斜桩倾斜度不同。

1.2 模型试验设计与安装

在坡脚设置的斜-直组合桩[6]由内侧直桩、外侧斜桩和连梁3部分构成，见图1。

图1 斜-直组合桩Fig.1 Inclined-vertical combined pile

本次模型试验在长×宽×高为1 420 mm×720 mm×1 100 mm 的模型箱中进行，模型箱框架由钢条焊接，边框为钢化玻璃(长边)和木板(短边)。模型试验布置如图2所示。参照JGJ 94—2008“建筑桩基技术规范”[14]定义桩身倾斜度为斜桩在水平面上投影与在竖直面上投影的比值。根据外侧斜桩倾斜度，将斜-直组合桩分为组合Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ和Ⅳ共4个组合，按照对称原则布置在承压板两侧。其中Z1～Z4 为组合Ⅰ～Ⅳ的内侧直桩，X1～X4 为组合Ⅰ～Ⅳ中倾斜度分别为5%，10%，15%和20%的外侧斜桩。参照文献[15-16]设置内侧直桩与外侧斜桩桩顶间距为90 mm，组合间的间距为240 mm，内侧直桩桩顶距荷载板为150 mm，以确保4 个组合间互不影响，并尽可能减小边界效应。

图2 模型桩布置示意图Fig.2 Arrangements of model piles

考虑砂土参数恒定，模型土选用干砂，由纱网过筛后再晾干得到试验要求的中砂，内摩擦角φ=32°，最大粒径约5 mm，密度为1.84 g/cm3，相对密度为2.68，含水率约为2%，不均匀系数Cu=5.50，曲率系数Cc=2.70。级配良好，级配曲线如图3所示。

图3 模型土级配曲线Fig.3 Grain-size distribution curve of model soil

试验测试系统由百分表、应变片、土压力盒和TDS-530 型应变仪组成，分别用于测试外侧斜桩水平位移、内外侧桩桩身应变和水平土压力。试验前对桩体浇模时，采用凹槽法[17]在桩两面对应黏贴应变片(型号为B×120-80AA，电阻为(120.8±0.5)Ω，栅长×栅宽为80 mm×3 mm，灵敏系数为2.06)。每根桩安装10个应变片，分别在离桩顶80，240，400，560 和720 mm 处。土压力盒固定在桩的主要受力面(丹东市三达测试仪器厂生产，型号为DYB-2，量程为0.1 MPa)，每根桩安装4个土压力盒，分别在离桩顶175，325，475和625 mm处。模型安装时，在外侧斜桩的不同深度处(离桩顶分别为80，240，400，560 和720 mm)水平设置直径为10 mm 的PVC 管，并用AB 胶 将PVC 管端与可伸缩软管黏贴，保留软管长度3 cm，再将软管另一端用502胶与桩表面紧贴，以预留一定的桩体位移空间，同时确保模型土不进入PVC 管内部造成堵塞，不影响侧移测试精度，然后，将加长探针穿过水平PVC 管紧贴桩身。填土时，先填厚度150 mm 达到设计桩底。安置时，贴合预先做好的可活动框架，并利用方木和透明胶在全部模型桩中部、顶部分别固定，确保填土时桩的倾斜度准确、不受扰动，采用砂雨法充填模型土至桩中时拆除方木并继续填土至桩顶附近，预留高度为30 mm，用方形模具现浇连梁，填筑完成后静置30 d，使模型土自重沉降。

模型桩参数如表1所示，待桩体埋入土体后桩顶预留空间(长×宽×高为180 mm×30 mm×30 mm)，现浇水泥砂浆形成连梁。

表1 模型桩参数Table 1 Parameters of model piles

试验加载系统由预先标定的千斤顶和固定的反力梁组成。试验参照规程[18]进行，第一级荷载为55 kPa，分9级进行加载，最大荷载255 kPa。每级加载后立即读取百分表，采集应变，隔10，10，10，15和15 min采集数据，之后每隔0.5 h采读1 次，直到稳定为止。当外侧斜桩水平位移大幅度增加时停止加载。

2 实验结果与分析

2.1 地基沉降曲线特征

图4所示为模型砂土的荷载(p)-沉降(s)曲线(简称p-s曲线)。在加载过程中，p-s曲线整体呈上凸形；回弹曲线几乎水平。上述地基土的p-s曲线与文献[19]中的地基沉降规律相似，说明本次试验的加载、位移测试系统可靠。

图4 砂土地基的荷载(p)-沉降(s)曲线Fig.4 p-s curves of sand soil foundation

2.2 内、外侧桩水平土压力变化规律

图5所示为加载至80，180和255 kPa时，4种组合的内侧直桩水平土压力(p)-距桩顶深度(z)的变化曲线(简称p-z曲线)。分析图5可得：

图5 4种组合中内侧直桩桩侧土压力变化规律Fig.5 Horizontal soil pressure variation law of inside vertical piles in four combinations

1)内侧直桩水平土压力沿桩身自上而下先增大后减小，峰值位于桩身中部。桩身中部增长率较大，说明内侧直桩桩身中部对单侧加载下的土压力较敏感。

2)在相同荷载作用下，内侧直桩水平土压力从小到大依次为直桩Z1，Z2，Z3 和Z4，说明斜-直组合桩内侧直桩水平土压力随外侧斜桩倾斜度增大而增大。

图6所示为加载至80，180和255 kPa时，4种组合的外侧斜桩p-z曲线。分析图6可得：

1)外侧斜桩水平土压力沿桩身自上而下先增大后减小，峰值位于桩身中部。图6(a)中X1和X2号桩桩顶处土压力出现负值，原因是桩埋入砂土后才平衡土压力盒，当外侧斜桩倾斜度较小时，在连梁作用下桩顶较桩间土先侧移，桩侧土压力盒出现“应力释放”[7]。

图6 4种组合的外侧斜桩桩侧土压力变化规律Fig.6 Horizontal soil pressure variation law of outside inclined piles in four combinations

2)在相同荷载作用下，4种组合的外侧斜桩水平土压力差异较内侧直桩明显；外侧斜桩水平土压力从小到大依次为X4，X3，X2 和X1，说明外侧斜桩水平土压力随倾斜度增大而明显减小。

定义土压力峰值比为内侧直桩水平土压力峰值与外侧斜桩水平土压力峰值之比。图7所示为不同荷载下斜-直组合桩内、外侧桩水平土压力峰值和土压力峰值比随外侧斜桩倾斜度变化曲线。

图7 斜-直组合桩水平土压力峰值及土压力峰值比变化规律Fig.7 Variation law of horizontal soil pressure peak value and the ratio of inclined-vertical combined piles

分析图7可知：

1)内、外侧桩水平土压力峰值均随荷载增大而增大。

2)内侧直桩水平土压力峰值随外侧斜桩倾斜度增大而缓慢增大，外侧斜桩水平土压力峰值随外侧斜桩倾斜度增大而明显减小。

3)内、外侧桩水平土压力峰值比随外侧斜桩倾斜度增大而增大。在加载过程中，内侧直桩桩侧土压力为外侧斜桩桩侧土压力的1.5～3.0 倍，甚至大于3.0倍，说明内侧直桩对外侧斜桩的桩侧土压力具有一定的“遮帘效应”。

2.3 外侧斜桩水平位移变化规律

图8所示为加载过程中4种倾斜度的外侧斜桩水平位移x距桩顶深度z的变化曲线(简称x-z曲线)。分析图8可知：

图8 4种倾斜度的外侧斜桩水平位移变化规律Fig.8 Lateral displacement variation law of outside inclined piles for four inclinations

1)外侧斜桩桩身水平位移随荷载增加而增大，桩顶侧移最大，桩底最小(不为零)，桩身上部侧移均比桩身下部的大，侧移曲线整体呈倾斜分布；加载前中期(p≤180 kPa)，桩顶处侧移增速最大，说明荷载较小时桩体先后表现为转动、平移；加载后期(p≥230 kPa)，离桩顶z=240 mm 处侧移增速最大，说明荷载较大时桩体表现出平移、弯曲。

2)在相同荷载作用下，外侧斜桩桩身水平位移从小到大依次为X4，X3，X2 和X1，说明倾斜度越大，外侧斜桩水平位移越小。因此，增大外侧斜桩的倾斜度将减小外侧斜桩的横向变形。

2.4 桩身弯矩变化规律

通过TDS-530 应变仪测读桩身距离桩顶相同位置的拉应变ε+和压应变ε-，则桩身截面应变ε为拉应变与压应变之差，即

由材料力学弯矩M计算公式可得到相应位置弯矩，计算公式为

式中：E为桩体弹性模量，Pa；I为截面对中性轴的惯性矩，m4；b0为测点的间距，m。

图9所示为加载至80，130，180 和255 kPa时，内侧直桩桩身弯矩M随距桩顶深度z的变化曲线(简称M-z曲线)。分析图9可知：

图9 4种组合的内侧直桩桩身弯矩变化规律Fig.9 Bending moment variation law of inside vertical piles in four combinations

1)内侧直桩弯矩变化相似，均沿桩身从上到下先增大后减小，整体呈单峰曲线分布，弯矩峰值位于桩身中部。

2)在相同荷载作用下，内侧直桩桩身弯矩从小到大依次为Z1，Z2，Z3和Z4，说明内侧直桩桩身弯矩随外侧斜桩倾斜度增大而显著增大。

图10所示为加载至80，130，180 和255 kPa时外侧斜桩的M-z曲线。分析图10可得：

图10 4种组合的外侧斜桩桩身弯矩变化规律Fig.10 Bending moment variation law of outside inclined piles in four combinations

1)外侧斜桩桩身弯矩沿桩身从上到下从桩顶最大峰值起快速减小，经过0.3H(H为桩的长度)处逐渐增大，在桩身中部达到峰值后逐渐减小为零。桩顶处出现最大值的原因是，通过连梁传递，力作用在外侧斜桩桩顶发生挠曲，导致外侧斜桩桩顶产生最大弯矩；外侧斜桩中部峰值由土压力作用产生。经分析认为，对于均质砂土中的斜-直组合桩，连梁对外侧斜桩桩顶处的弯矩作用效果比土压力对外侧斜桩中部的弯矩作用效果更加明显。

2)在相同荷载作用下，外侧斜桩桩身弯矩从小到大依次为X4，X3，X2 和X1，说明外侧斜桩桩身弯矩随倾斜度增大而减小。

显然，外侧斜桩倾斜度对斜-直组合桩桩身弯矩产生了较大的影响。为更好表达外侧斜桩的倾斜效果，提取不同荷载下内侧直桩弯矩峰值和外侧斜桩弯矩峰值，得出不同荷载下桩身弯矩峰值随外侧斜桩倾斜度变化规律，见图11。分析图11可知：

图11 不同荷载下桩身弯矩峰值随外侧斜桩倾斜度变化规律Fig.11 Variation law of bending moment peak value with the inclination of the outside inclined pile under different loads

1)内侧直桩弯矩峰值随外侧斜桩倾斜度增大而增大，其增长率(曲线斜率)随荷载增大而增大，说明外侧斜桩倾斜度增大，内侧直桩越容易弯曲破坏。

2)外侧斜桩弯矩峰值随外侧斜桩倾斜度增大而减小，其减小率(曲线斜率)随荷载增大而增大，说明外侧斜桩倾斜度增大，外侧斜桩越安全。

定义弯矩峰值比为内侧直桩弯矩峰值与外侧斜桩弯矩峰值之比，并作出内、外侧桩弯矩峰值比变化规律曲线，见图12。

图12 内、外侧桩弯矩峰值比变化规律Fig.12 Variation law of bending moment peak ratio between vertical and inclined piles

分析图12可得：

1)弯矩峰值比随荷载增加而增大，其增长率随外侧斜桩倾斜度增大而增大；当外侧斜桩倾斜度为5%和10%时，弯矩峰值比随荷载变化曲线较平缓；当外侧斜桩倾斜度为15%和20%时，弯矩峰值比随荷载变化曲线较陡峻。这说明外侧斜桩倾斜度越大，荷载对弯矩峰值比越敏感。

2)弯矩峰值比随外侧斜桩倾斜度增加而增大，当外侧斜桩倾斜度大于15%时，增长率加大，曲线存在明显拐点。这说明当外侧斜桩倾斜度超过15%时，弯矩峰值比快速增大。

3)工程中，建议外侧斜桩倾斜度为10%～15%，并根据路堤高度(荷载)选择内侧直桩与外侧斜桩刚度之比为2～3。例如，当荷载为225 kPa时，若路堤填土重度为18.5 kN/m3，相当于路堤高度为12 m 左右，可使外侧斜桩倾斜度达15%，取内侧直桩与外侧斜桩刚度之比大于3。

2.5 砂土中斜-直组合桩破坏形式

实验结束后，拆除模型箱挡板使砂土流出，取出模型桩并清洗，观察模型桩破坏特征，如图13和图14所示(图中箭头指示桩身裂缝位置)。结合水平位移、土压力和弯矩变化规律，得到单侧加载下砂土中斜-直组合桩破坏特征，见表2。

图13 砂土中斜-直组合桩破坏特征Fig.13 Failure characteristics of inclined-vertical combined piles in sand soil

图14 局部弯曲破坏特征Fig.14 Local bending failure characteristics of pile body

分析图13、图14和表2可见：

表2 单侧加载下砂土中斜-直组合桩破坏特征Table 2 Failure characteristics of inclined-vertical combined piles under lateral load in sand soil

1)在单侧加载下，砂土中斜-直组合桩内侧直桩中部、外侧斜桩顶部为危险截面，破坏形式为弯曲破坏。内侧直桩破坏面位置随外侧斜桩倾斜度增大而降低。

2)当外侧斜桩的倾斜度增大时，内侧直桩的水平土压力和桩身弯矩随之增大，外侧斜桩的水平土压力、水平位移和桩身弯矩随之减小。

3)当外侧斜桩的倾斜度增大时，内侧直桩的破坏荷载随之减小，外侧斜桩的破坏荷载随之增大。

4)工程中，增加内侧直桩中部抗弯刚度将大幅提升斜-直组合桩稳定性并有效控制斜-直组合桩横向变形。根据施工设备的可施工倾斜桩的最大倾斜度，斜桩倾斜度宜尽量加大。

3 结论

1)当外侧斜桩倾斜度增大时，内侧直桩、外侧斜桩水平土压力分别增大和减小。内侧直桩、外侧斜桩水平土压力峰值比大于1.5，并随外侧斜桩倾斜度增大而增大。

2)在相同荷载作用下，外侧斜桩倾斜度越大，其水平位移越小。

3)内侧直桩弯矩呈单峰曲线分布，桩身中部呈现峰值，外侧斜桩顶部弯矩最大。外侧斜桩倾斜度增大，内侧直桩桩身弯矩与峰值均随之增大，外侧斜桩桩身弯矩随之减小。

4)在荷载增大过程中，砂土地基中坡脚外侧斜桩位移模式为“先转动、后平移、再弯曲”。内侧直桩中部、外侧斜桩顶部为危险截面，桩体破坏形式为弯曲破坏，内侧直桩先破坏，外侧斜桩后破坏。外侧斜桩的倾斜度增大，内侧直桩的破坏荷载随之减小，外侧斜桩的破坏荷载随之增大。

5)工程中，建议外侧斜桩倾斜度为10%～15%，并根据路堤设计高度选择内侧直桩与外侧斜桩刚度之比为2～3。