周德泉，蔡港旗，胡鵬，馮晨曦，劉承昕，曹之燁，肖燦，李留璽，周毅

(1. 長沙理工大學土木工程學院，湖南 長沙，410114；2. 湖南省交通科學研究院有限公司，湖南 長沙，410015；3. 湖南中大檢測技術(shù)集團有限公司，湖南 長沙，410000；4. 中交四航工程研究院有限公司，廣東 廣州，510230)

在公路、鐵路工程中，軟弱路基不均勻沉降造成的開裂、邊坡垮塌等災(zāi)害時常發(fā)生。對于路基邊坡的防治，坡腳處設(shè)置側(cè)向約束樁效果較好，引起學者們的廣泛關(guān)注與研究。周德泉等[1]提出在路基坡腳處設(shè)置斜直組合樁加固軟基，該斜樁和直樁在坡腳處承受路堤荷載發(fā)生水平位移，類似于抗滑樁，屬“被動樁”，但其受力機制尚不清楚。DUNCAN 等[2]通過模擬實驗發(fā)現(xiàn)，當不承受豎向荷載作用時，反向傾斜樁的水平承載能力明顯比直樁承載能力強，而正向傾斜樁的水平承載力明顯比直樁的低，說明傾斜樁對地基穩(wěn)定性有明顯增強作用；徐小林等[3]構(gòu)建了4 種計算模型，研究排架微型樁組合結(jié)構(gòu)的受力性狀，發(fā)現(xiàn)連系梁的存在能將樁與樁間土體更好地組合在一起，在排架微型樁組合結(jié)構(gòu)中布置后排樁對發(fā)揮組合結(jié)構(gòu)的抗滑力有重大影響；CHEN等[4]計算分析了抗滑樁的荷載傳遞機理以及雙排樁的土拱效應(yīng)；邱志華[5]通過室內(nèi)模型試驗及數(shù)值模擬對門架式抗滑樁進行了研究，發(fā)現(xiàn)門架式抗滑樁樁身側(cè)移隨荷載增大而增大，樁身水平位移峰值出現(xiàn)在樁頂處，且沿樁體向下呈非線性減小趨勢。門架式抗滑樁在滑動面存在反彎點，樁身彎矩曲線呈“S”形曲線分布；ZHAO等[6]建立有限元模型并通過室內(nèi)實驗研究h形樁的性狀，發(fā)現(xiàn)h形樁比門形樁和普通樁更具結(jié)構(gòu)優(yōu)勢；黃小艷等[7-10]通過理論計算、有限元分析及有限差分模型，研究了樁間距對滑坡推力及雙排樁樁身受力情況的影響，建議適宜的樁間距為2.4～3.6 倍樁寬；周德泉等[11]通過設(shè)置不同傾斜度的單排樁模型試驗，證明了傾斜單排樁的抗水平位移能力強于豎直單排樁的抗水平位移能力；張虎元等[12]通過建立雙排樁支護結(jié)構(gòu)的有限元模型，發(fā)現(xiàn)雙排樁樁身位移隨排距增大而逐漸減小，樁身彎矩則隨排距增大而增大，在黃土基坑雙排樁支護體系中，排距應(yīng)取2d～5d(d為樁徑)，此時結(jié)構(gòu)最安全；白冰等[13]通過構(gòu)建雙排樁支護結(jié)構(gòu)計算模型，研究了不同開挖深度下樁身的內(nèi)力和位移情況以及冠梁對樁身影響，得到了雙排樁中冠梁與樁身的彎矩和位移的變化規(guī)律；鄭剛等[14-15]通過建立平面桿系有限元模型分析雙排樁的樁土作用，將雙排樁樁間土假定為薄壓縮層，通過對前后排樁之間的相互作用進行模擬分析，發(fā)現(xiàn)傾斜單排樁的抗水平位移能力強于豎直單排樁的抗水平位移能力。排樁在抵抗側(cè)向加載[2-11]和側(cè)向卸載[12-15]方面的研究成果可為斜直組合樁抵抗水平位移機制的研究提供借鑒。坡腳斜直組合樁受力響應(yīng)的影響因素很多，包括斜樁和直樁之間的排距、外側(cè)斜樁傾斜度、樁體剛度、地質(zhì)條件、荷載等。本文采用室內(nèi)模型試驗研究斜樁和直樁之間的不同排距對樁側(cè)土壓力、水平位移和樁身彎矩的影響，分析其破壞特征，以期獲得斜直組合樁的合理排距，為斜直組合樁的工程應(yīng)用提供實驗依據(jù)。

1 模型試驗概況

1.1 基本原理

在承壓板兩側(cè)對稱設(shè)置4種排距的斜直組合樁(其他條件均相同)，模擬實際工程中的斜直組合樁單元；以砂土模擬均質(zhì)地基，以居中的承壓板分級受載模擬路堤填筑。

1.2 模型試驗設(shè)計與安裝

斜直組合樁選用直樁和9°斜樁并通過連梁連接于樁頂。組合樁A，B，C，D 的排距s分別為1.0d，2.5d，4.0d和5.5d。連 梁 長 度 分 別 為0，1.5d，3.0d和4.5d，呈方形，邊長為30 mm。模型樁為由8 根預(yù)制水泥砂漿組成的方樁，長度為800 mm、邊長為30 mm，長徑比約為27，樁體彈性模量為13 133.5 MPa。

模型槽[16]的長×寬×高為1 420 mm×720 mm×1 100 mm，承壓板長×寬×高為720 mm×400 mm×20 mm。模型樁具體布置如圖1 所示。為避免4 種排距的斜直樁組合A，B，C 和D 之間相互影響，組合樁A 與B、組合樁C 與D 之間距離均大于5d，4個組合的直樁與承壓板的距離相等。

圖1 模型箱布置示意圖Fig.1 Arrangement diagram of model box

通過在樁身粘貼應(yīng)變片[17]和樁側(cè)布置壓力盒來獲得各樁受力和應(yīng)變，如圖2所示。在各樁樁身距樁頂10，25，40，55 和70 cm 處的預(yù)留凹槽兩側(cè)粘貼5 對應(yīng)變片(應(yīng)變片中心位置位于刻度處)。應(yīng)變片型號為B×120-80AA，電阻為(120.8±0.5)Ω，柵長×柵寬為80 mm×3 mm，靈敏系數(shù)為2.06。斜樁百分表與應(yīng)變片的位置相同。每樁等距布置4個壓力盒，壓力盒中心距離樁頂分別為17.5，32.5，47.5和62.5 cm。土壓力盒(丹東市三達測試儀器廠生產(chǎn)，型號為DYB-2，量程為0.1 MPa)固定在樁的迎土面。

圖2 應(yīng)變片、壓力盒和百分表布置示意圖Fig.2 Arrangement diagram of strain gauge,pressure box and dial indicator

模型土由湘江河砂與紅黏土拌和而成，顆粒粒度均勻。填筑后經(jīng)測試可得：砂土密度為1.82 g/cm3，最大粒徑為3 mm，含水率為2%，不均勻系數(shù)Cu為5.91，曲率系數(shù)Cc為2.62，級配良好，見圖3。

圖3 模型土級配曲線Fig.3 Gradation curve of model soil

安裝時，計算出9°斜樁與直樁的底距，用木條和膠帶固定樁底，放入鋪設(shè)有15 cm厚砂土的模型槽，用木條和膠帶固定平面和剖面位置(見圖1)，確保4 個斜直組合樁在填筑過程不發(fā)生偏斜或移位。在斜樁外側(cè)膠結(jié)直徑為10 mm 的PVC 管，PVC 管水平穿過模型槽側(cè)壁，在模型槽側(cè)壁外預(yù)留長度為2～3 cm 的PVC 管，以便百分表通過PVC管可以測試到各斜樁的側(cè)向位移。模型砂土填筑采用砂雨法，避免斜樁、直樁偏移。每填筑20 cm厚的砂土，校正一次斜直樁的位置及角度，直到填筑到連梁為止，共填筑95 cm厚砂土層。土體在自重作用下沒有明顯分層。砂土填筑與位移測試系統(tǒng)的安裝同步進行。填筑完成后，靜置15 d。

設(shè)置加載裝置后，根據(jù)“建筑地基處理技術(shù)規(guī)范”[18]進行試驗，一共加載3次、卸載3次，即3 次循環(huán)加載，3 次循環(huán)最大荷載分別為37.25，67.06 和72.01 kN。正式分級加載前，預(yù)先加載5 kN，測試整個加載系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，以便判斷試驗系統(tǒng)的工作狀態(tài)。采用與TDS-530 型應(yīng)變儀連接的計算機測讀應(yīng)變片和土壓力盒數(shù)據(jù)，并同步測讀水平位移與承壓板沉降。實驗結(jié)束后，分析3次加卸載過程中承壓板沉降曲線特征，研究第1 次加載(荷載分別為23.34，30.30 和37.25 kN)及第2、第3次加載(荷載均為37.25 kN)時斜直樁土壓力、斜樁水平位移及斜直樁彎矩變化規(guī)律。

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 3次加卸載過程中承壓板沉降曲線特征

圖4所示為承壓板的壓力p-沉降s曲線。由圖4可見：

圖4 承壓板的壓力-沉降曲線Fig.4 Pressure-settlement curve of bearing plate

1)加載階段的p-s曲線呈上凸型，沉降隨荷載增大而增大。第1次加載時p-s曲線陡峭，沉降速率最大；第2 次加載時p-s曲線在0～37.25 kN 范圍內(nèi)較平緩，沉降量很小，當荷載超過37.25 kN 后曲線明顯變陡；第3次加載時p-s曲線平緩，沉降速率最小，說明預(yù)壓可以減小沉降量。卸載時p-s曲線平緩，線形相似，說明模型土卸載變形主要為塑性變形，回彈變形很小。

2) 3 次加卸載曲線變化規(guī)律一致，且與文獻[19-21]中的加卸載條件下的土體壓縮曲線變化規(guī)律一致，說明加載裝置及位移測量系統(tǒng)是可靠的。

2.2 不同加載過程中土壓力變化規(guī)律

2.2.1 后排直樁土壓力變化

采用電阻應(yīng)變式土壓力計測量樁側(cè)土壓力。試驗中通過數(shù)據(jù)采集儀采集微應(yīng)變，再由標定方程計算出土壓力。繪制直樁樁側(cè)土壓力變化曲線，結(jié)果如圖5所示。由圖5可見：

1)在第1次加載過程中，后排直樁樁側(cè)土壓力隨荷載增大而增大，沿深度方向先增大、后減小，在樁體0.4L處達到最大值(見圖5(a)～(c))，這與文獻[22]中側(cè)向約束樁樁側(cè)土壓力峰值變化規(guī)律相似。

2)第1次加載時后排直樁樁側(cè)土壓力整體比第2和第3次加載時后排直樁樁側(cè)土壓力小(見圖5(c)～(e))，說明后排直樁樁側(cè)土壓力隨加載循環(huán)次數(shù)增加而增大。

圖5 加載過程中后排直樁樁側(cè)土壓力變化曲線Fig.5 Change curves of earth pressure of straight piles in loading process

3)相同荷載時，按直樁樁側(cè)土壓力從小到大順序排列依次為組合樁A、組合樁B、組合樁C和組合樁D，說明后排直樁樁側(cè)土壓力隨排距增大而增大。

2.2.2 前排斜樁土壓力變化

圖6所示為加載過程中前排斜樁樁側(cè)土壓力變化曲線。由圖6可見：

1)在首次加載過程中，前排斜樁樁側(cè)土壓力隨荷載增大而增大，沿深度方向先增大、后減小，在斜樁體0.6L處達到最大值(見圖6(a)～(c))。

2)在相同荷載下，前排斜樁樁側(cè)土壓力隨加載循環(huán)次數(shù)增加而增加(見圖6(c)～(e))，與后排直樁土壓力變化規(guī)律一致。

圖6 加載過程中前排斜樁樁側(cè)土壓力變化曲線Fig.6 Change curves of soil pressure of inclined piles in loading process

3)在相同荷載下，斜樁土壓力按從大到小順序排列依次為組合樁A、組合樁B、組合樁C和組合樁D，說明前排斜樁樁側(cè)土壓力隨排距增大而減小，這與文獻[5]中結(jié)論較一致。

2.2.3 斜直樁最大土壓力隨排距的變化

圖7所示為斜直樁土壓力峰值隨排距變化的曲線。由圖7可見：

圖7 斜直樁樁側(cè)土壓力峰值隨排距變化的曲線Fig.7 Changes curves of peak soil pressure of inclined-straight piles with row distance

1)后排直樁與前排斜樁樁側(cè)土壓力峰值均隨荷載增大而增大；

2)在相同荷載下，后排直樁土壓力峰值隨排距增大而增大，前排斜樁土壓力峰值隨排距增大而減小；

3)后排直樁與前排斜樁樁側(cè)土壓力峰值隨加載循環(huán)次數(shù)增加而增加。

從圖7 可以看出：第1 次與第2 次加載下土壓力的峰值曲線接近，它們與第3次加載下土壓力的峰值曲線距離較遠，原因在于第2次加載荷載最大值(67.06 kN)遠大于第1 次加載荷載最大值(37.25 kN)，說明在i+1 次加載下，后排直樁與前排斜樁樁側(cè)土壓力峰值隨第i次加載荷載最大值增大而增大。

由圖5～7可見：在4種斜直組合樁中，前排斜樁土壓力(峰值)均小于后排直樁土壓力(峰值)，且前排斜樁樁身上部土壓力更小。這是因為后排直樁對前排斜樁具有遮擋效應(yīng)，且相距越近，遮擋效應(yīng)越強。

2.3 不同加載過程中前排斜樁水平位移變化規(guī)律

2.3.1 樁身水平位移變化

加載前在前排斜樁布置百分表，并測讀加載過程中前排斜樁的水平位移，繪制前排斜樁樁身水平位移變化曲線，見圖8。由圖8可見：

1)首次加載時，前排斜樁水平位移隨荷載增大而增大，且上部位移增速比下部的大，樁頭位移增速最大(見圖8(a)～(c))，說明砂土中前排斜樁的受力破壞模式為“平移+繞樁底轉(zhuǎn)動”。

2)在相同荷載下，前排斜樁樁身水平位移隨加載次數(shù)增大而增大(見圖8(c)～(e))。

圖8 前排斜樁水平位移變化曲線Fig.8 Horizontal displacement change curves of inclined piles

3)相同荷載時，斜樁的水平位移按從大到小排序依次為組合樁A、組合樁B、組合樁C和組合樁D，說明前排斜樁樁身水平位移隨排距增大而減小，與門架式抗滑樁的變化規(guī)律[5]相似。

2.3.2 樁身水平位移峰值變化

為了更好地揭示水平位移隨排距變化規(guī)律，繪制樁身最大水平位移隨排距變化的曲線，見圖9。由圖9可見：

圖9 前排斜樁樁身最大水平位移隨排距變化的曲線Fig.9 Changes curves of maximum horizontal displacement of the inclined piles with the row distance

1)前排斜樁水平位移峰值隨荷載增大而增大。

2)前排斜樁樁身水平位移峰值隨加載循環(huán)次數(shù)增加而增加，且其水平位移峰值隨前一次加載荷載最大值增大而增大。

3)前排斜樁水平位移峰值隨排距增大而減小。當排距為2.5d～4.0d時，樁身水平位移峰值隨排距增加而快速遞減。

2.4 不同加載過程中斜直樁彎矩變化規(guī)律

通過TDS-530 應(yīng)變儀采集斜直樁的拉應(yīng)變和壓應(yīng)變(微應(yīng)變)，根據(jù)式(1)可計算得到樁身彎矩：

式中：M為樁身彎矩；ε為拉應(yīng)變與壓應(yīng)變之差；E為樁身彈性模量；b0為樁身測點兩側(cè)應(yīng)變片的距離；I為樁截面對中性軸的慣性矩。

2.4.1 后排直樁彎矩變化

選取不同加載過程中的后排直樁樁身彎矩，繪制樁身彎矩變化的曲線，見圖10。由圖10可知：

1)在加載過程中，后排直樁彎矩隨荷載增大而增大，沿深度方向先增大、后減小，且在樁身0.5L處彎矩最大(見圖10(a)～(c))?？梢酝茰y，當荷載增大時，后排直樁將在樁身中部發(fā)生彎曲破壞；

2)在相同荷載下，后排直樁樁身彎矩隨循環(huán)加載次數(shù)增加而增加，也隨前一次加載荷載峰值增大而增大(見圖10(c)～(e))。

圖10 加載過程中后排直樁樁身彎矩變化曲線Fig.10 Bending moment change curves of straight piles in loading process

3)在加載過程中，后排直樁彎矩隨排距增大而增大，與文獻[23]中的結(jié)論類似。直樁中部彎矩依次發(fā)生突增，其中組合樁D 彎距最先突增，組合樁C 和B 彎距隨后突增，組合樁A 彎距最晚突增，說明排距越大，后排直樁的彎矩越容易發(fā)生突增而彎曲破壞。在實際工程中，若要加大斜直組合樁排距，則需增大后排直樁的抗彎剛度。

2.4.2 前排斜樁彎矩變化

選取前排斜樁樁身彎矩，繪制樁身彎矩隨深度變化的曲線，見圖11。由圖11可知：

1)在加載過程中，前排斜樁樁身彎矩隨荷載增大而增大，曲線呈傾斜“S”形，樁頂彎矩最大(見圖11(a)～(c))。由此推測，當荷載增大時，前排斜樁將首先在樁頂開裂。在工程實踐中，應(yīng)注意提高斜樁樁頂?shù)目箯澞芰Α?/p>

2)在相同荷載下，前排斜樁樁身彎矩隨循環(huán)加載次數(shù)增加而增加，且隨前一次加載荷載峰值增大而增大(見圖11(c)～(e))。

圖11 加載過程中前排斜樁樁身彎矩變化的曲線Fig.11 Bending moment change curves of inclined piles in loading process

3)在相同荷載下，前排斜樁樁身彎矩按從大到小順序排列依次為組合樁A、組合樁B、組合樁C和組合樁D，說明前排斜樁樁身彎矩隨排距增大而減小，與雙排抗滑樁的前排樁彎矩隨排距增大而減小變化規(guī)律[23]一致。

2.4.3 斜直樁彎矩峰值變化

樁身一般在彎矩峰值處發(fā)生破壞。為此，繪制后排直樁、前排斜樁在加載過程中樁身最大彎矩隨排距變化的曲線，見圖12。由圖12可知：

圖12 斜直樁樁身彎矩峰值隨排距變化曲線Fig.12 Changes curves of bending moment peak of inclined-straight piles with row distance

1)首次加載過程中，后排直樁與前排斜樁的彎矩峰值隨荷載增大而增大；

2)后排直樁與前排斜樁彎矩峰值隨加載次數(shù)增加而增加，且隨前次加載荷載最大值增大而增大；

3)荷載相同時，后排直樁的彎矩峰值隨排距增大而增大，前排斜樁的彎矩峰值隨排距增大而減??；當排距大于2.5d時，后排直樁彎矩峰值增速急劇增大。

2.5 斜直組合樁破壞特征與排距影響

實驗結(jié)束后，取出模型樁進行觀察，發(fā)現(xiàn)后排直樁中部有裂縫，前排斜樁樁身未出現(xiàn)明顯裂縫，如圖13 所示。前排斜樁無裂縫、后排直樁在樁身中部出現(xiàn)裂縫的現(xiàn)象與圖5～12所示規(guī)律一致，進一步證明了試驗數(shù)據(jù)的可靠性。

圖13 斜直模型樁裂縫Fig.13 Cracks of inclined straight model pile

斜直組合樁受力破壞特征見表1。由表1可見：對于后排直樁，土壓力峰值位于樁體0.4L處且隨排距增大而增大，彎矩峰值位于樁體0.5L處且隨排距增大而增大，樁身中部開裂；對于前排斜樁，土壓力峰值位于樁體0.6L處且隨排距增大而減小，樁頭水平位移最大且隨深度遞減、隨排距增大而減??；彎矩峰值出現(xiàn)在樁頭，隨排距增大而減小，樁身未開裂。由此可推測，在路堤坡腳下，均質(zhì)地基后排直樁將率先在樁身中部發(fā)生彎曲破壞，排距越大，破壞越早發(fā)生；前排斜樁將“平移+繞樁底轉(zhuǎn)動”，最后在樁頂破壞。因此，后排直樁的抗彎剛度必須足夠大。在工程實踐中，建議排距取2.5d，后排直樁的抗彎剛度取前排斜樁的2.5倍。

表1 斜直組合樁受力破壞特征Table 1 Failure characteristics of inclined-straight piles

3 結(jié)論

1)后排直樁與前排斜樁樁側(cè)土壓力隨荷載或者加載次數(shù)增加而增加。后排直樁樁側(cè)土壓力沿深度方向先增大、后減小，且在樁身0.4L處最大。前排斜樁樁側(cè)土壓力沿深度方向先增加、后減小，在樁身0.6L處最大。后排直樁樁側(cè)土壓力隨排距增加而增大，前排斜樁樁側(cè)土壓力隨排距增加而減小。

2)前排斜樁水平位移及其峰值隨荷載增大而增大，隨加載次數(shù)增加而增加，隨排距增大而減小。上部位移增速大于下部位移增速，樁頭位移增速最大。當排距為2.5d～4.0d時，樁身水平位移峰值隨排距增加而快速遞減。

3)后排直樁與前排斜樁樁身彎矩及其峰值隨荷載增大而增大、隨加載次數(shù)增加而增加。后排直樁彎矩峰值出現(xiàn)在樁身中部，前排斜樁彎矩峰值出現(xiàn)在樁頭。后排直樁的彎矩峰值隨排距增大而增大，前排斜樁的彎矩峰值隨排距增大而減小。

4)在加載過程中，均質(zhì)砂土地基中后排直樁將率先在樁身中部發(fā)生彎曲破壞，排距越大，樁身越早發(fā)生破壞；前排斜樁將先發(fā)生平移并繞樁底轉(zhuǎn)動，最后在樁頂破壞。在工程實踐中，建議排距取2.5d，后排直樁的抗彎剛度取前排斜樁的2.5倍以上。