帶樁沉箱復(fù)合基礎(chǔ)水平向承載性狀模型試驗(yàn)研究

王 磊 ，過 超，穆保崗 ，龔維明 ，孫振威

（1.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 210096；2.東南大學(xué) 混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210096；3.中交公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司，北京 100088；4.中國建筑上海設(shè)計(jì)研究院有限公司，上海 200063）

1 引 言

隨著國民經(jīng)濟(jì)水平的發(fā)展和科技水平的提高，我國的橋梁建設(shè)逐漸由內(nèi)河向外海擴(kuò)展。如規(guī)劃建設(shè)中的同三線高速公路，沿線跨海通道工程眾多，需要跨越的海上通道就有渤海海峽通道、杭州灣跨海通道、珠江口伶仃洋跨海通道、瓊州海峽跨海通道等。這一發(fā)展趨勢在增強(qiáng)我國交通運(yùn)輸能力的同時(shí)也順應(yīng)了國家開發(fā)海洋資源的戰(zhàn)略要求。但跨海大橋的修建常常面臨著巨大的挑戰(zhàn)，如橋梁跨徑大、基礎(chǔ)埋置深、軟弱地基深厚、外海氣象條件惡劣等。以瓊州海峽跨海大橋?yàn)槔?，該海峽東西長約80 km，南北寬平均約30 km，地質(zhì)條件復(fù)雜，總體特征表現(xiàn)為：風(fēng)大、浪高、海床有陡坎（高差達(dá)25～45 m）、水深（45～120 m）、軟弱覆蓋層厚（300 m 深處未見巖層），地基土體基本容許承載力低，僅為200～300 kPa 等[1-2]。面對如此復(fù)雜的建設(shè)條件，傳統(tǒng)的單一型式的橋梁深基礎(chǔ)方案都存在難以避免的缺陷。如對于在我國廣泛應(yīng)用的群樁基礎(chǔ)來說，則需要較長的樁長，柔性長樁的整體剛度偏小，且海上施工非常困難；對于單體沉井來說，則需要較大的平面尺寸，大型沉井存在尺寸效應(yīng)，下沉施工困難，外海分段接高施工風(fēng)險(xiǎn)大。因此，綜合利用傳統(tǒng)深基礎(chǔ)的優(yōu)點(diǎn)，將沉井或沉箱基礎(chǔ)與樁基礎(chǔ)進(jìn)行組合形成新型復(fù)合基礎(chǔ)，做到揚(yáng)長避短是解決此類問題的較好方法。

國際上著名的希臘Rion-Antirion大橋便采用了鋼管樁地基加固設(shè)置沉箱基礎(chǔ)方案，該橋梁基礎(chǔ)水深達(dá)到65 m，通過200根直徑為2 m、壁厚為20 mm、長度為25～30 m 的鋼管樁對淺層軟弱地基進(jìn)行加固后，在其上設(shè)置直徑為90 m 的圓形沉箱基礎(chǔ)[3-4]。土耳其主跨1 550 m懸索橋Izmit Bay 大橋也采用了類似的基礎(chǔ)方案，沉箱基礎(chǔ)設(shè)置在厚3 m 的礫石墊層上，墊層下采用直徑為2 m、長度為34.25 m 的鋼管樁進(jìn)行地基加固[5]。在國內(nèi)，結(jié)合瓊州海峽跨海大橋前期規(guī)劃及方案設(shè)計(jì)，文獻(xiàn)[6]提出了大型沉箱-鋼管樁逆作法復(fù)合基礎(chǔ)方案，該基礎(chǔ)型式由帶有隔構(gòu)式鋼空腔的沉箱和四周布置鋼管樁組成。文獻(xiàn)[7]提出采用四柱式沉井+樁基的組合基礎(chǔ)型式，并對其受力要求和施工方案進(jìn)行了簡單分析，認(rèn)為該型式能夠滿足瓊州海峽深水基礎(chǔ)的要求。文獻(xiàn)[8-11]對沉箱-鋼管樁逆作法復(fù)合基礎(chǔ)進(jìn)行了相關(guān)試驗(yàn)研究，得到了逆作法施工條件下，樁基礎(chǔ)與上部結(jié)構(gòu)的荷載分擔(dān)規(guī)律和受力機(jī)制，認(rèn)為將逆作法引入橋梁基礎(chǔ)建造中能有效利用土體承載能力，降低樁基礎(chǔ)的工程造價(jià)，并縮短建筑物的施工周期，是一種有著廣泛應(yīng)用前景的新型基礎(chǔ)形式。文獻(xiàn)[12-14]對沉箱加樁復(fù)合基礎(chǔ)地震響應(yīng)和振動(dòng)特性進(jìn)行了卓有成效的研究。

綜上所述，對于帶樁沉箱復(fù)合基礎(chǔ)雖然具有諸多優(yōu)勢且在國外得到了肯定與應(yīng)用，但在國內(nèi)僅停留在可行性研究階段，離真正應(yīng)用于實(shí)際工程尚存在較大差距，急需進(jìn)一步探究其承載變形機(jī)制，找到適用于我國外海建設(shè)條件的設(shè)計(jì)計(jì)算方法和施工工藝。本文以瓊州海峽跨海大橋建設(shè)為背景，采用室內(nèi)模型試驗(yàn)對帶樁沉箱復(fù)合基礎(chǔ)在水平荷載作用下的承載性能進(jìn)行研究，對比分析單體沉箱與帶樁沉箱復(fù)合基礎(chǔ)的承載差異，研究帶樁沉箱復(fù)合基礎(chǔ)樁身彎矩、剪力等變化規(guī)律，并對樁箱荷載分擔(dān)比進(jìn)行了分析討論，以期為這一新型基礎(chǔ)型式早日應(yīng)用于我國的跨海大橋建設(shè)提供有益的參考與借鑒。

2 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

2.1 試驗(yàn)內(nèi)容與模型制作

本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)制作了4 組模型試件，分別為單體沉箱、帶裙邊沉箱、帶樁沉箱、加裙邊帶樁沉箱4 種基礎(chǔ)型式，并對其進(jìn)行水平向加載試驗(yàn)，通過對比分析承載性能，研究鋼管樁和裙邊對單體沉箱基礎(chǔ)承載性能的影響。加裙邊帶樁沉箱復(fù)合基礎(chǔ)的模型示意圖如圖1 所示，帶裙邊沉箱、帶樁沉箱則是在圖1 的基礎(chǔ)上分別減少了鋼管樁和裙邊。帶樁沉箱由沉箱與鋼管樁組成，沉箱下共布置16 根鋼管樁，鋼管樁的布置方式如圖2 所示。

圖1 加裙邊帶樁沉箱復(fù)合基礎(chǔ)示意圖(單位:cm)Fig.1 Composite caisson foundation with skirt and piles(unit:cm)

圖2 鋼管樁布置圖(單位:cm)Fig.2 Arrangement plan of steel pipe pile(unit:cm)

試驗(yàn)在獨(dú)立的混凝土試驗(yàn)槽中進(jìn)行，試驗(yàn)槽尺寸為5.5 m×3.5 m×4.5 m（長×寬×高），試驗(yàn)槽實(shí)物如圖3 所示。考慮到在單一均勻土體中更有利于準(zhǔn)確探求一般規(guī)律，且砂土性質(zhì)穩(wěn)定、便于現(xiàn)場開挖填埋，因此，試驗(yàn)用土采用砂土，其土體性質(zhì)參數(shù)如表1 所示。

表1 試驗(yàn)用砂土物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of sandy soil

沉箱模型采用壁厚為3 cm 的鋼板制作，平面形狀為圓端型，其尺寸為106 cm×70 cm×56 cm，為增強(qiáng)沉箱模型底板剛度，在沉箱底板上焊接了內(nèi)隔鋼板，沉箱實(shí)物圖如圖4 所示。模型樁均采用薄壁鋼管制作，鋼管樁長度L為90 cm，外徑d為40 mm，壁厚均為2 mm，制作好的模型樁如圖5 所示。裙邊由厚為1 cm 的鋼板制作，其高度為10 cm，如圖6所示。沉箱與樁、裙邊均為剛性連接。制作好的帶樁沉箱基礎(chǔ)的實(shí)物圖如圖7 所示。4 種基礎(chǔ)型式的編號及具體模型參數(shù)如表2 所示。

圖4 沉箱基礎(chǔ)實(shí)物圖Fig.4 Physical map of pile caisson foundation

圖5 鋼管樁實(shí)物圖Fig.5 Physical map of steel pipe pile

表2 試驗(yàn)工況分組表Table 2 Grouping table for test conditions

2.2 試驗(yàn)方法與步驟

在進(jìn)行模型試驗(yàn)時(shí)，如果直接對模型進(jìn)行水平向加載，則試件的水平承載力較小，容易達(dá)到極限破壞，應(yīng)變和內(nèi)力難以量測，不利于尋求其承載變形規(guī)律。因此，在進(jìn)行水平向加載試驗(yàn)前，先對試件頂部施加一豎向荷載，荷載約為190 kN，待其穩(wěn)定后再進(jìn)行水平向加載試驗(yàn)。為了使水平向加載時(shí)豎向力加載處的接觸能夠自由滑動(dòng)，在豎向力加載處用特制的鋼珠墊層隔開，如圖8 所示。在進(jìn)行數(shù)據(jù)結(jié)果分析時(shí)，不考慮豎向力的影響。

圖8 特制鋼珠墊層Fig.8 Steel ball pad

試驗(yàn)時(shí)，先開挖一部分試驗(yàn)槽中的砂土，然后放入模型試件，并分層填上砂土，每層填土的高度控制在30 cm。砂土填到設(shè)計(jì)位置后，為保證砂土的均勻密實(shí)性，對砂土進(jìn)行澆水，并用電動(dòng)振動(dòng)棒進(jìn)行振搗密實(shí)。模型試件填埋好后，讓模型在砂土中靜置7 d，等到砂土充分固結(jié)密實(shí)后，再進(jìn)行加載。同時(shí)在模型靜置期間，定期抽出試驗(yàn)槽中的滲水，讓砂土充分固結(jié)密實(shí)。

2.3 加載與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)

水平向加載通過鋼筋混凝土剪力墻提供加載反力，采用電動(dòng)油壓千斤頂進(jìn)行加載，加載值由精密油壓表控制。電動(dòng)油壓千斤頂?shù)牧砍虨?00 kN，油壓表量程為40 MPa，加壓精度為每小格0.2 MPa。采用快速維持荷載法分級加載，每級增加20 kN，加載后每隔5 min 測讀一次讀數(shù)，當(dāng)相鄰兩次位移讀數(shù)的變量小于0.02 mm 時(shí)，進(jìn)行下一級加載。試驗(yàn)整體加載布置圖如圖9 所示。

圖9 試驗(yàn)整體加載布置圖Fig.9 Overall layout of loading test

試驗(yàn)主要對沉箱基礎(chǔ)在各級水平荷載下的水平位移和樁身應(yīng)變進(jìn)行了量測。水平位移采用電子位移傳感器進(jìn)行量測。樁身應(yīng)變值通過在樁身內(nèi)部黏貼應(yīng)變片來量測，試驗(yàn)時(shí)將鋼管樁對稱剖開，在剖開的兩個(gè)鋼管內(nèi)壁分別黏貼8個(gè)應(yīng)變片，每兩個(gè)應(yīng)變片之間距離10 cm，應(yīng)變片黏貼位置如圖10 所示。

圖10 樁身應(yīng)變片布置圖(單位:mm)Fig.10 The strain foil arrangement plan of pile(unit:mm)

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 荷載-位移曲線對比分析

試驗(yàn)得到了4 組模型試件在各分級荷載下的荷載-位移（Q-s）曲線，如圖11 所示。由圖可以看出：4 組模型的Q-s 曲線變化規(guī)律基本相同，隨著水平荷載的增加，水平位移也逐漸變大。在相同的水平荷載情況下，C、CQ、CZ、CZQ 的位移依次減小，可見其承載能力依次提高。其中C、CQ 的Q-s 曲線為陡變型，而CZ、CZQ 的Q-s 曲線為緩變型，可見增加了鋼管樁或同時(shí)增加鋼管樁和裙邊后，改變了單體沉箱的荷載-位移傳遞特性，使其荷載-位移傳遞特性由陡變型向緩變型轉(zhuǎn)變。這是因?yàn)樵黾恿虽摴軜逗腿惯吅?，能夠帶?dòng)深層土體抵抗水平荷載，深層土體塑性區(qū)逐漸發(fā)展，因此，其Q-s 曲線較平緩。在加載初期，當(dāng)水平荷載小于80 kN 時(shí)，4種模型試件的Q-s 曲線幾乎重合在一起，說明4 種基礎(chǔ)型式的承載性狀基本相同；隨著荷載繼續(xù)增大，CZ 與CZQ 的承載能力顯著大于單體沉箱與帶裙邊沉箱基礎(chǔ)。

圖11 各組模型試件Q-s 曲線Fig.11 Q-s curves of each model test

基礎(chǔ)在水平荷載下的極限承載力按照如下原則確定：取Q-s 曲線陡降段拐點(diǎn)對應(yīng)的荷載與水平位移量等于3%基礎(chǔ)寬度對應(yīng)荷載兩者中的較小值[15]。則在本試驗(yàn)條件下，C、CQ、CZ、CZQ 的水平極限承載力依次為：100、120、160、200 kN。相對于單體沉箱來說，分別增加裙邊、鋼管樁、鋼管樁和裙邊能夠使其極限承載力分別提高1.2 倍、1.6 倍和2.0 倍。圖12 是試件在加載后出現(xiàn)的裂縫現(xiàn)場圖片。

圖12 加載后裂縫現(xiàn)場圖片F(xiàn)ig.12 Crack picture of the foundation after loading

3.2 樁身彎矩分析

CZ 與CZQ 中各布置了16 根鋼管樁，在水平試驗(yàn)中前排樁受到的彎矩是研究關(guān)注的重點(diǎn)，為方便對比分析前后排樁身彎矩變化規(guī)律，在此僅分析1號樁（前排樁）及8號樁（后排樁）樁身彎矩，鋼管樁編號見圖2。試驗(yàn)得到樁身彎矩見圖13、14。

圖13 CZ 樁身彎矩圖Fig.13 Bending moment diagrams of CZ pile

圖14 CZQ 樁身彎矩圖Fig.14 Bending moment diagrams of CZQ pile

由圖13、14 可以看出，各鋼管樁的彎矩沿樁身分布規(guī)律與發(fā)展趨勢基本一致，與樁位及有無裙邊無關(guān)。彎矩沿樁身均呈先增大后減小的非線性變化規(guī)律，且隨著荷載的增大逐漸增大。對比圖13、14可以發(fā)現(xiàn)，不管是前排樁還是后排樁，在相同的水平荷載下，CZQ 樁身彎矩均略小于CZ。在水平荷載作用下，樁身上部彎矩較大，樁身最大彎矩點(diǎn)均出現(xiàn)在樁身中部，即泥面下約0.5 m 處。

從圖13、14 還可以看出，由于沉箱對樁頂?shù)那豆绦?yīng)，使得樁身最上面測點(diǎn)部位，即泥面下0.1 m處出現(xiàn)負(fù)彎矩。若不增加鋼管樁，則水平荷載全部由沉箱承擔(dān)，其極限承載力主要由沉箱與沉箱底面土體之間的靜摩擦力提供。而增加鋼管樁后，沉箱能夠有效地限制樁頂位移，隨著水平荷載的增加，樁身彎矩零點(diǎn)也逐步沿樁身向下遷移，能夠更充分調(diào)動(dòng)深部土體參與抵抗水平荷載，增加基礎(chǔ)的水平承載能力。鋼管樁的存在改變了單體沉箱基礎(chǔ)在水平荷載作用下的荷載-位移傳遞特性，結(jié)合圖11 中各組模型試件Q-s 曲線，帶樁沉箱復(fù)合基礎(chǔ)不會(huì)出現(xiàn)陡變型的水平向破壞，提高了基礎(chǔ)的安全性。

已有的試驗(yàn)和研究結(jié)果認(rèn)為，當(dāng)橫向樁間距超過2.5～3D 時(shí)[16]，可不考慮橫向樁之間的群樁效用。對于帶樁沉箱復(fù)合基礎(chǔ)來說，為了充分利用樁間土的承載能力，設(shè)計(jì)的樁間距均超過此限值。本試驗(yàn)中樁間距約為5～6.5D，前排樁對后排樁彎矩分布的影響有限，僅當(dāng)荷載水平較大時(shí)才表現(xiàn)出一定的影響，且主要影響最大彎矩點(diǎn)以上區(qū)域。當(dāng)水平荷載較小時(shí)，前、后排樁整個(gè)樁身范圍內(nèi)的彎矩曲線基本重合，隨著荷載的增加，上層土體中的塑性變形及其影響區(qū)域逐漸增大，最大彎矩點(diǎn)以上的彎矩前排樁稍大于后排樁，但最大彎矩點(diǎn)以下彎矩分布基本相同，受荷載影響較小。

整個(gè)加載過程中，彎矩沿著樁身呈現(xiàn)相似的分布形態(tài)，樁身未出現(xiàn)強(qiáng)度破壞的現(xiàn)象，但同一截面彎矩的增量隨著荷載的增加呈現(xiàn)增大趨勢，這表明，對于鋼管樁而言，只要材料強(qiáng)度許可，一般應(yīng)以結(jié)構(gòu)的泥面位移來控制樁的水平承載力。

3.3 樁身剪力分析

通過對樁身彎矩進(jìn)行微分得到樁身剪力，為方便對比分析前、后排樁身剪力變化規(guī)律，在此僅分析1號樁（前排樁）及8號樁（后排樁）樁身剪力，試驗(yàn)得到的樁身剪力見圖15、16。

由圖15、16 可以看出，樁身剪力分布規(guī)律基本一致。由于沉箱對樁頂?shù)那豆套饔帽容^明顯，使得樁頂部位出現(xiàn)最大剪力，樁頂處成為最可能發(fā)生剪切破壞的截面，在實(shí)際工程中應(yīng)在樁與沉箱結(jié)合處采取加固措施，防止樁基礎(chǔ)在此處剪切破壞。樁身剪力零點(diǎn)出現(xiàn)在樁身中部，隨荷載的增大逐漸從約0.4 m 下移至約0.5 m 處。

圖15 CZ 樁身剪力圖Fig.15 Shear force diagrams of CZ pile

圖16 CZQ 樁身剪力圖Fig.16 Shear force diagrams of CZQ pile

在相同等級的荷載作用下CZQ 中樁身剪力不管是前排還是后排均稍小于CZ 中相應(yīng)樁身剪力，但荷載較小時(shí)基本重合，隨著荷載的增大差距逐漸增大。當(dāng)水平荷載較小時(shí)，前、后排樁的樁身剪力曲線基本重合，隨著荷載的增大，前排樁的剪力逐漸比后排樁大，主要是因?yàn)楹奢d增大時(shí)，樁間土應(yīng)力重疊區(qū)域逐漸增大，后排樁前土體應(yīng)力松弛導(dǎo)致土抗力降低。

3.4 荷載分擔(dān)比分析

荷載分擔(dān)比即沉箱基礎(chǔ)和樁基礎(chǔ)承擔(dān)的荷載分別占總荷載的比例。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析，得到CZ及CZQ 中樁與沉箱荷載分擔(dān)比例如圖17 所示。

圖17 樁與沉箱荷載分擔(dān)比Fig.17 Sharing ratio of pile and caisson

由圖17 可以得出：隨著水平荷載的增加，CZ與CZQ 基礎(chǔ)表現(xiàn)的規(guī)律基本相似，均為樁分擔(dān)的比例隨水平荷載的增加逐漸增大，而沉箱分擔(dān)的比例則隨荷載的增加逐漸降低。根據(jù)荷載分擔(dān)曲線，可以看出，在水平荷載初期，沉箱承擔(dān)的荷載在90%以上，沉箱先發(fā)揮作用抵抗水平荷載。隨著水平荷載的增加，鋼管樁則逐漸參與抵抗水平荷載。增設(shè)裙邊后，在同級荷載作用下CZQ 中樁分擔(dān)的水平荷載較CZ 要小，說明增設(shè)裙邊后，減少了樁分擔(dān)的荷載，使得樁基礎(chǔ)不易被破壞，提高了基礎(chǔ)的水平承載力。這是因?yàn)槿惯吋s束了沉箱底部土體，增大了摩擦，阻礙了沉箱底部土體的剪切破壞。在各自極限荷載時(shí)，CZQ 中樁分擔(dān)23.61%，CZ 中樁分擔(dān)30.3%，說明在水平荷載作用下，CZ 與CZQ 這兩類基礎(chǔ)的水平荷載仍主要由沉箱基礎(chǔ)承擔(dān)。

4 結(jié) 論

（1）與單體沉箱基礎(chǔ)相比，增加了裙邊、鋼管樁、或同時(shí)增加鋼管樁和裙邊均能提高基礎(chǔ)的水平承載能力，能夠使其極限承載力分別提高1.2 倍、1.6 倍和2.0 倍。且增加鋼管樁后，使單體沉箱的荷載-位移傳遞特性由陡變型向緩變型轉(zhuǎn)變，提高了其安全性。

（2）樁身最大剪力出現(xiàn)在鋼管樁頂部與沉箱連接處。因此，在實(shí)際工程中應(yīng)在樁與沉箱結(jié)合處采取加固措施，防止樁基礎(chǔ)在此處剪切破壞。

（3）樁身彎矩沿樁身均呈先增大后減小的非線性變化規(guī)律，且隨著荷載的增大逐漸增大。樁身上部彎矩較大，樁身最大彎矩點(diǎn)均出現(xiàn)在樁身中部即泥面下0.5 m 處。

（4）帶樁沉箱復(fù)合基礎(chǔ)的水平荷載主要由沉箱及鋼管樁中上部土體承擔(dān)。在荷載等級較小時(shí)，先由沉箱承擔(dān)，隨著荷載增大，鋼管樁帶動(dòng)深層土體參與抵抗水平荷載。

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