路堤荷载下坡脚处不同排距斜直组合桩工程特性试验研究

周德泉，蔡港旗，胡鹏，冯晨曦，刘承昕，曹之烨，肖灿，李留玺，周毅

(1. 长沙理工大学土木工程学院，湖南 长沙，410114；2. 湖南省交通科学研究院有限公司，湖南 长沙，410015；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)

在公路、铁路工程中，软弱路基不均匀沉降造成的开裂、边坡垮塌等灾害时常发生。对于路基边坡的防治，坡脚处设置侧向约束桩效果较好，引起学者们的广泛关注与研究。周德泉等[1]提出在路基坡脚处设置斜直组合桩加固软基，该斜桩和直桩在坡脚处承受路堤荷载发生水平位移，类似于抗滑桩，属“被动桩”，但其受力机制尚不清楚。DUNCAN 等[2]通过模拟实验发现，当不承受竖向荷载作用时，反向倾斜桩的水平承载能力明显比直桩承载能力强，而正向倾斜桩的水平承载力明显比直桩的低，说明倾斜桩对地基稳定性有明显增强作用；徐小林等[3]构建了4 种计算模型，研究排架微型桩组合结构的受力性状，发现连系梁的存在能将桩与桩间土体更好地组合在一起，在排架微型桩组合结构中布置后排桩对发挥组合结构的抗滑力有重大影响；CHEN等[4]计算分析了抗滑桩的荷载传递机理以及双排桩的土拱效应；邱志华[5]通过室内模型试验及数值模拟对门架式抗滑桩进行了研究，发现门架式抗滑桩桩身侧移随荷载增大而增大，桩身水平位移峰值出现在桩顶处，且沿桩体向下呈非线性减小趋势。门架式抗滑桩在滑动面存在反弯点，桩身弯矩曲线呈“S”形曲线分布；ZHAO等[6]建立有限元模型并通过室内实验研究h形桩的性状，发现h形桩比门形桩和普通桩更具结构优势；黄小艳等[7-10]通过理论计算、有限元分析及有限差分模型，研究了桩间距对滑坡推力及双排桩桩身受力情况的影响，建议适宜的桩间距为2.4～3.6 倍桩宽；周德泉等[11]通过设置不同倾斜度的单排桩模型试验，证明了倾斜单排桩的抗水平位移能力强于竖直单排桩的抗水平位移能力；张虎元等[12]通过建立双排桩支护结构的有限元模型，发现双排桩桩身位移随排距增大而逐渐减小，桩身弯矩则随排距增大而增大，在黄土基坑双排桩支护体系中，排距应取2d～5d(d为桩径)，此时结构最安全；白冰等[13]通过构建双排桩支护结构计算模型，研究了不同开挖深度下桩身的内力和位移情况以及冠梁对桩身影响，得到了双排桩中冠梁与桩身的弯矩和位移的变化规律；郑刚等[14-15]通过建立平面杆系有限元模型分析双排桩的桩土作用，将双排桩桩间土假定为薄压缩层，通过对前后排桩之间的相互作用进行模拟分析，发现倾斜单排桩的抗水平位移能力强于竖直单排桩的抗水平位移能力。排桩在抵抗侧向加载[2-11]和侧向卸载[12-15]方面的研究成果可为斜直组合桩抵抗水平位移机制的研究提供借鉴。坡脚斜直组合桩受力响应的影响因素很多，包括斜桩和直桩之间的排距、外侧斜桩倾斜度、桩体刚度、地质条件、荷载等。本文采用室内模型试验研究斜桩和直桩之间的不同排距对桩侧土压力、水平位移和桩身弯矩的影响，分析其破坏特征，以期获得斜直组合桩的合理排距，为斜直组合桩的工程应用提供实验依据。

1 模型试验概况

1.1 基本原理

在承压板两侧对称设置4种排距的斜直组合桩(其他条件均相同)，模拟实际工程中的斜直组合桩单元；以砂土模拟均质地基，以居中的承压板分级受载模拟路堤填筑。

1.2 模型试验设计与安装

斜直组合桩选用直桩和9°斜桩并通过连梁连接于桩顶。组合桩A，B，C，D 的排距s分别为1.0d，2.5d，4.0d和5.5d。连 梁 长 度 分 别 为0，1.5d，3.0d和4.5d，呈方形，边长为30 mm。模型桩为由8 根预制水泥砂浆组成的方桩，长度为800 mm、边长为30 mm，长径比约为27，桩体弹性模量为13 133.5 MPa。

模型槽[16]的长×宽×高为1 420 mm×720 mm×1 100 mm，承压板长×宽×高为720 mm×400 mm×20 mm。模型桩具体布置如图1 所示。为避免4 种排距的斜直桩组合A，B，C 和D 之间相互影响，组合桩A 与B、组合桩C 与D 之间距离均大于5d，4个组合的直桩与承压板的距离相等。

图1 模型箱布置示意图Fig.1 Arrangement diagram of model box

通过在桩身粘贴应变片[17]和桩侧布置压力盒来获得各桩受力和应变，如图2所示。在各桩桩身距桩顶10，25，40，55 和70 cm 处的预留凹槽两侧粘贴5 对应变片(应变片中心位置位于刻度处)。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。斜桩百分表与应变片的位置相同。每桩等距布置4个压力盒，压力盒中心距离桩顶分别为17.5，32.5，47.5和62.5 cm。土压力盒(丹东市三达测试仪器厂生产，型号为DYB-2，量程为0.1 MPa)固定在桩的迎土面。

图2 应变片、压力盒和百分表布置示意图Fig.2 Arrangement diagram of strain gauge,pressure box and dial indicator

模型土由湘江河砂与红黏土拌和而成，颗粒粒度均匀。填筑后经测试可得：砂土密度为1.82 g/cm3，最大粒径为3 mm，含水率为2%，不均匀系数Cu为5.91，曲率系数Cc为2.62，级配良好，见图3。

图3 模型土级配曲线Fig.3 Gradation curve of model soil

安装时，计算出9°斜桩与直桩的底距，用木条和胶带固定桩底，放入铺设有15 cm厚砂土的模型槽，用木条和胶带固定平面和剖面位置(见图1)，确保4 个斜直组合桩在填筑过程不发生偏斜或移位。在斜桩外侧胶结直径为10 mm 的PVC 管，PVC 管水平穿过模型槽侧壁，在模型槽侧壁外预留长度为2～3 cm 的PVC 管，以便百分表通过PVC管可以测试到各斜桩的侧向位移。模型砂土填筑采用砂雨法，避免斜桩、直桩偏移。每填筑20 cm厚的砂土，校正一次斜直桩的位置及角度，直到填筑到连梁为止，共填筑95 cm厚砂土层。土体在自重作用下没有明显分层。砂土填筑与位移测试系统的安装同步进行。填筑完成后，静置15 d。

设置加载装置后，根据“建筑地基处理技术规范”[18]进行试验，一共加载3次、卸载3次，即3 次循环加载，3 次循环最大荷载分别为37.25，67.06 和72.01 kN。正式分级加载前，预先加载5 kN，测试整个加载系统及数据采集系统，以便判断试验系统的工作状态。采用与TDS-530 型应变仪连接的计算机测读应变片和土压力盒数据，并同步测读水平位移与承压板沉降。实验结束后，分析3次加卸载过程中承压板沉降曲线特征，研究第1 次加载(荷载分别为23.34，30.30 和37.25 kN)及第2、第3次加载(荷载均为37.25 kN)时斜直桩土压力、斜桩水平位移及斜直桩弯矩变化规律。

2 实验结果与分析

2.1 3次加卸载过程中承压板沉降曲线特征

图4所示为承压板的压力p-沉降s曲线。由图4可见：

图4 承压板的压力-沉降曲线Fig.4 Pressure-settlement curve of bearing plate

1)加载阶段的p-s曲线呈上凸型，沉降随荷载增大而增大。第1次加载时p-s曲线陡峭，沉降速率最大；第2 次加载时p-s曲线在0～37.25 kN 范围内较平缓，沉降量很小，当荷载超过37.25 kN 后曲线明显变陡；第3次加载时p-s曲线平缓，沉降速率最小，说明预压可以减小沉降量。卸载时p-s曲线平缓，线形相似，说明模型土卸载变形主要为塑性变形，回弹变形很小。

2) 3 次加卸载曲线变化规律一致，且与文献[19-21]中的加卸载条件下的土体压缩曲线变化规律一致，说明加载装置及位移测量系统是可靠的。

2.2 不同加载过程中土压力变化规律

2.2.1 后排直桩土压力变化

采用电阻应变式土压力计测量桩侧土压力。试验中通过数据采集仪采集微应变，再由标定方程计算出土压力。绘制直桩桩侧土压力变化曲线，结果如图5所示。由图5可见：

1)在第1次加载过程中，后排直桩桩侧土压力随荷载增大而增大，沿深度方向先增大、后减小，在桩体0.4L处达到最大值(见图5(a)～(c))，这与文献[22]中侧向约束桩桩侧土压力峰值变化规律相似。

2)第1次加载时后排直桩桩侧土压力整体比第2和第3次加载时后排直桩桩侧土压力小(见图5(c)～(e))，说明后排直桩桩侧土压力随加载循环次数增加而增大。

图5 加载过程中后排直桩桩侧土压力变化曲线Fig.5 Change curves of earth pressure of straight piles in loading process

3)相同荷载时，按直桩桩侧土压力从小到大顺序排列依次为组合桩A、组合桩B、组合桩C和组合桩D，说明后排直桩桩侧土压力随排距增大而增大。

2.2.2 前排斜桩土压力变化

图6所示为加载过程中前排斜桩桩侧土压力变化曲线。由图6可见：

1)在首次加载过程中，前排斜桩桩侧土压力随荷载增大而增大，沿深度方向先增大、后减小，在斜桩体0.6L处达到最大值(见图6(a)～(c))。

2)在相同荷载下，前排斜桩桩侧土压力随加载循环次数增加而增加(见图6(c)～(e))，与后排直桩土压力变化规律一致。

图6 加载过程中前排斜桩桩侧土压力变化曲线Fig.6 Change curves of soil pressure of inclined piles in loading process

3)在相同荷载下，斜桩土压力按从大到小顺序排列依次为组合桩A、组合桩B、组合桩C和组合桩D，说明前排斜桩桩侧土压力随排距增大而减小，这与文献[5]中结论较一致。

2.2.3 斜直桩最大土压力随排距的变化

图7所示为斜直桩土压力峰值随排距变化的曲线。由图7可见：

图7 斜直桩桩侧土压力峰值随排距变化的曲线Fig.7 Changes curves of peak soil pressure of inclined-straight piles with row distance

1)后排直桩与前排斜桩桩侧土压力峰值均随荷载增大而增大；

2)在相同荷载下，后排直桩土压力峰值随排距增大而增大，前排斜桩土压力峰值随排距增大而减小；

3)后排直桩与前排斜桩桩侧土压力峰值随加载循环次数增加而增加。

从图7 可以看出：第1 次与第2 次加载下土压力的峰值曲线接近，它们与第3次加载下土压力的峰值曲线距离较远，原因在于第2次加载荷载最大值(67.06 kN)远大于第1 次加载荷载最大值(37.25 kN)，说明在i+1 次加载下，后排直桩与前排斜桩桩侧土压力峰值随第i次加载荷载最大值增大而增大。

由图5～7可见：在4种斜直组合桩中，前排斜桩土压力(峰值)均小于后排直桩土压力(峰值)，且前排斜桩桩身上部土压力更小。这是因为后排直桩对前排斜桩具有遮挡效应，且相距越近，遮挡效应越强。

2.3 不同加载过程中前排斜桩水平位移变化规律

2.3.1 桩身水平位移变化

加载前在前排斜桩布置百分表，并测读加载过程中前排斜桩的水平位移，绘制前排斜桩桩身水平位移变化曲线，见图8。由图8可见：

1)首次加载时，前排斜桩水平位移随荷载增大而增大，且上部位移增速比下部的大，桩头位移增速最大(见图8(a)～(c))，说明砂土中前排斜桩的受力破坏模式为“平移+绕桩底转动”。

2)在相同荷载下，前排斜桩桩身水平位移随加载次数增大而增大(见图8(c)～(e))。

图8 前排斜桩水平位移变化曲线Fig.8 Horizontal displacement change curves of inclined piles

3)相同荷载时，斜桩的水平位移按从大到小排序依次为组合桩A、组合桩B、组合桩C和组合桩D，说明前排斜桩桩身水平位移随排距增大而减小，与门架式抗滑桩的变化规律[5]相似。

2.3.2 桩身水平位移峰值变化

为了更好地揭示水平位移随排距变化规律，绘制桩身最大水平位移随排距变化的曲线，见图9。由图9可见：

图9 前排斜桩桩身最大水平位移随排距变化的曲线Fig.9 Changes curves of maximum horizontal displacement of the inclined piles with the row distance

1)前排斜桩水平位移峰值随荷载增大而增大。

2)前排斜桩桩身水平位移峰值随加载循环次数增加而增加，且其水平位移峰值随前一次加载荷载最大值增大而增大。

3)前排斜桩水平位移峰值随排距增大而减小。当排距为2.5d～4.0d时，桩身水平位移峰值随排距增加而快速递减。

2.4 不同加载过程中斜直桩弯矩变化规律

通过TDS-530 应变仪采集斜直桩的拉应变和压应变(微应变)，根据式(1)可计算得到桩身弯矩：

式中：M为桩身弯矩；ε为拉应变与压应变之差；E为桩身弹性模量；b0为桩身测点两侧应变片的距离；I为桩截面对中性轴的惯性矩。

2.4.1 后排直桩弯矩变化

选取不同加载过程中的后排直桩桩身弯矩，绘制桩身弯矩变化的曲线，见图10。由图10可知：

1)在加载过程中，后排直桩弯矩随荷载增大而增大，沿深度方向先增大、后减小，且在桩身0.5L处弯矩最大(见图10(a)～(c))。可以推测，当荷载增大时，后排直桩将在桩身中部发生弯曲破坏；

2)在相同荷载下，后排直桩桩身弯矩随循环加载次数增加而增加，也随前一次加载荷载峰值增大而增大(见图10(c)～(e))。

图10 加载过程中后排直桩桩身弯矩变化曲线Fig.10 Bending moment change curves of straight piles in loading process

3)在加载过程中，后排直桩弯矩随排距增大而增大，与文献[23]中的结论类似。直桩中部弯矩依次发生突增，其中组合桩D 弯距最先突增，组合桩C 和B 弯距随后突增，组合桩A 弯距最晚突增，说明排距越大，后排直桩的弯矩越容易发生突增而弯曲破坏。在实际工程中，若要加大斜直组合桩排距，则需增大后排直桩的抗弯刚度。

2.4.2 前排斜桩弯矩变化

选取前排斜桩桩身弯矩，绘制桩身弯矩随深度变化的曲线，见图11。由图11可知：

1)在加载过程中，前排斜桩桩身弯矩随荷载增大而增大，曲线呈倾斜“S”形，桩顶弯矩最大(见图11(a)～(c))。由此推测，当荷载增大时，前排斜桩将首先在桩顶开裂。在工程实践中，应注意提高斜桩桩顶的抗弯能力。

2)在相同荷载下，前排斜桩桩身弯矩随循环加载次数增加而增加，且随前一次加载荷载峰值增大而增大(见图11(c)～(e))。

图11 加载过程中前排斜桩桩身弯矩变化的曲线Fig.11 Bending moment change curves of inclined piles in loading process

3)在相同荷载下，前排斜桩桩身弯矩按从大到小顺序排列依次为组合桩A、组合桩B、组合桩C和组合桩D，说明前排斜桩桩身弯矩随排距增大而减小，与双排抗滑桩的前排桩弯矩随排距增大而减小变化规律[23]一致。

2.4.3 斜直桩弯矩峰值变化

桩身一般在弯矩峰值处发生破坏。为此，绘制后排直桩、前排斜桩在加载过程中桩身最大弯矩随排距变化的曲线，见图12。由图12可知：

图12 斜直桩桩身弯矩峰值随排距变化曲线Fig.12 Changes curves of bending moment peak of inclined-straight piles with row distance

1)首次加载过程中，后排直桩与前排斜桩的弯矩峰值随荷载增大而增大；

2)后排直桩与前排斜桩弯矩峰值随加载次数增加而增加，且随前次加载荷载最大值增大而增大；

3)荷载相同时，后排直桩的弯矩峰值随排距增大而增大，前排斜桩的弯矩峰值随排距增大而减小；当排距大于2.5d时，后排直桩弯矩峰值增速急剧增大。

2.5 斜直组合桩破坏特征与排距影响

实验结束后，取出模型桩进行观察，发现后排直桩中部有裂缝，前排斜桩桩身未出现明显裂缝，如图13 所示。前排斜桩无裂缝、后排直桩在桩身中部出现裂缝的现象与图5～12所示规律一致，进一步证明了试验数据的可靠性。

图13 斜直模型桩裂缝Fig.13 Cracks of inclined straight model pile

斜直组合桩受力破坏特征见表1。由表1可见：对于后排直桩，土压力峰值位于桩体0.4L处且随排距增大而增大，弯矩峰值位于桩体0.5L处且随排距增大而增大，桩身中部开裂；对于前排斜桩，土压力峰值位于桩体0.6L处且随排距增大而减小，桩头水平位移最大且随深度递减、随排距增大而减小；弯矩峰值出现在桩头，随排距增大而减小，桩身未开裂。由此可推测，在路堤坡脚下，均质地基后排直桩将率先在桩身中部发生弯曲破坏，排距越大，破坏越早发生；前排斜桩将“平移+绕桩底转动”，最后在桩顶破坏。因此，后排直桩的抗弯刚度必须足够大。在工程实践中，建议排距取2.5d，后排直桩的抗弯刚度取前排斜桩的2.5倍。

表1 斜直组合桩受力破坏特征Table 1 Failure characteristics of inclined-straight piles

3 结论

1)后排直桩与前排斜桩桩侧土压力随荷载或者加载次数增加而增加。后排直桩桩侧土压力沿深度方向先增大、后减小，且在桩身0.4L处最大。前排斜桩桩侧土压力沿深度方向先增加、后减小，在桩身0.6L处最大。后排直桩桩侧土压力随排距增加而增大，前排斜桩桩侧土压力随排距增加而减小。

2)前排斜桩水平位移及其峰值随荷载增大而增大，随加载次数增加而增加，随排距增大而减小。上部位移增速大于下部位移增速，桩头位移增速最大。当排距为2.5d～4.0d时，桩身水平位移峰值随排距增加而快速递减。

3)后排直桩与前排斜桩桩身弯矩及其峰值随荷载增大而增大、随加载次数增加而增加。后排直桩弯矩峰值出现在桩身中部，前排斜桩弯矩峰值出现在桩头。后排直桩的弯矩峰值随排距增大而增大，前排斜桩的弯矩峰值随排距增大而减小。

4)在加载过程中，均质砂土地基中后排直桩将率先在桩身中部发生弯曲破坏，排距越大，桩身越早发生破坏；前排斜桩将先发生平移并绕桩底转动，最后在桩顶破坏。在工程实践中，建议排距取2.5d，后排直桩的抗弯刚度取前排斜桩的2.5倍以上。