豎向-水平組合荷載下樁筏受力特性的試驗研究

朱小軍 何振宇

(揚州大學建筑科學與工程學院, 江蘇揚州 225127)

與樁基礎(chǔ)相比，樁筏基礎(chǔ)具有更好的工作性能，更小的整體沉降和更強的抗傾覆能力，因此成為軟土地基中建造高層建筑的首選。面對日益復雜的工程需求，研究豎向-水平多重荷載共同組合作用下的工況已成為亟待解決的問題，因此對于豎向-水平組合荷載下樁筏基礎(chǔ)力學性能的探索對工程實踐十分有益。

王磊等對帶樁沉箱復合基礎(chǔ)進行了水平承載模型試驗，分析了各級水平荷載下復合基礎(chǔ)的樁身彎矩和剪力，討論了沉箱-樁荷載分擔比[1]。Su等在砂土中沿不同水平方向?qū)痘M行了加載試驗，發(fā)現(xiàn)在不同方向的水平荷載作用下，群樁荷載分配區(qū)別較明顯，且基礎(chǔ)水平受力的方向不同會導致其樁身彎矩和樁側(cè)土體抗力出現(xiàn)明顯改變[2]。何奔等對黏土地基中的樁進行了水平靜載及水平循環(huán)受荷的離心機試驗，并在試驗基礎(chǔ)上采用有限元分析，研究了水平受荷單樁的工作特性在施加不同豎直載荷下的規(guī)律[3]。朱小軍等將水平單向荷載和低周循環(huán)荷載施加于砂土中非連接式樁筏基礎(chǔ)模型中，并且使用數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)，研究墊層厚度、豎向載荷大小、循環(huán)幅值、循環(huán)次數(shù)等對筏板基礎(chǔ)、樁身內(nèi)力及其水平位移的影響[4-5]。文獻[6-7]介紹了通過設(shè)置不同的樁徑、長徑比等因素的試驗，分析樁基的水平承載特性，發(fā)現(xiàn)基礎(chǔ)水平承載性能隨著樁徑的增大而提高。戈迅等對位于不同坡度上的水平受荷樁進行了模型試驗，觀察了樁-土相互作用、受力時的變化過程以及其間被動土壓力的變化，發(fā)現(xiàn)樁后、樁前土壓力之比呈現(xiàn)先下降后上升的趨勢，且樁后被動土壓力隨坡度而逐漸增大[8]。閆大偉等對渾河大橋工程中的兩根試驗樁開展了水平受荷現(xiàn)場試驗，研究了嵌巖樁水平受荷樁身彎矩分布及其樁頂荷載-位移的變化規(guī)律[9]。文獻[10-12]介紹了不同地區(qū)灌注樁的水平靜載試驗，對灌注樁的水平受荷工作特性進行了研究。

基于豎向-水平向組合荷載作用下的樁筏基礎(chǔ)受力機理尚未明確，因此，擬對樁筏基礎(chǔ)受豎向-水平向組合荷載作用進行室內(nèi)模型試驗，探析樁筏基礎(chǔ)的工作性狀及樁側(cè)土壓力的變化規(guī)律，促進樁筏基礎(chǔ)的理論研究和工程應(yīng)用。

1 模型和試驗

1.1 模型設(shè)計

試件為2 000 mm×1 000 mm×1 000 mm的模型槽，槽體設(shè)置相應(yīng)加強筋，在底部及側(cè)邊安裝10 mm厚聚氯乙烯板。在模型槽的一側(cè)有兩組三角支架，并且在三角支架上安裝有兩組定滑輪；同時為了便于施加水平荷載，檢驗其水平承載力。在模型槽內(nèi)壁安放25 mm厚的塑料泡沫板，目的是減弱其水平限位作用。試驗裝置示意如圖1所示。

圖1 試驗裝置示意Fig.1 The schematic diagram of test devices

試驗筏板設(shè)置為雙層以避免因底板開孔而對豎向施加的荷載產(chǎn)生影響。筏板尺寸為240 mm×240 mm×100 mm，并在其結(jié)構(gòu)兩側(cè)焊接加載臂，用于水平加載。依照具體試驗方案中所設(shè)置的不同樁間距，筏板底部設(shè)置不同的開孔位置，其結(jié)構(gòu)及具體開孔位置示意如圖2所示。試驗樁采用空心鋁合金圓管樁，其樁徑為20 mm、壁厚為1 mm，樁端封底，樁長分別取200，400，600 mm，彈性模量為71 GPa。試驗時將樁頂與筏板底部通過如圖3所示模型樁套頭組裝連接。

D為樁徑。圖2 雙層筏板結(jié)構(gòu)及開孔位置示意Fig.2 The schematic diagram of double-layer raft structure and opening positions

圖3 模型樁套頭示意Fig.3 The schematic diagram for the sleeve of model piles

試驗基礎(chǔ)模型的布置采用埋入式，當模型槽內(nèi)土體堆填高度達到指定高度時，開始埋置。埋置基礎(chǔ)模型時提前將模型樁安裝于雙層筏板模型上，旋轉(zhuǎn)加載手輪使得加載螺桿底部達到指定位置，然后將整個樁筏基礎(chǔ)模型固定于加載螺桿下，然后繼續(xù)填土。

1.2 試驗土體參數(shù)

試驗用土采用粉土，試驗開始前先對粉土篩分以去除雜質(zhì)及過大顆粒；為避免土體含水率過高對試驗數(shù)據(jù)及結(jié)果產(chǎn)生影響，試驗前對土體進行翻曬、風干以保持土體干燥。土體變形模量根據(jù)文獻[13-14]中方法計算得出，土體物理指標參數(shù)見表1。

表1 試驗用土物理指標參數(shù)Table 1 Physical indexes of test soil

填土前在模型箱最底部鋪一層碎石墊層。將粉土緩慢倒入模型槽內(nèi)，填土時注意控制一定的下落高度分層鋪填并壓實，每層10 cm。當粉土下落至模型箱內(nèi)預(yù)設(shè)高度時，停止填土，并將粉土墊層上表面整平，此時筏板模型應(yīng)位于粉土墊層的頂部。土體裝填結(jié)束后靜置至少12 h，在重力作用下達到密實狀態(tài)后再開始加載試驗。

1.3 試驗加載

四樁樁筏模型試驗中分別記水平荷載作用方向前排、后排代表樁為1號樁、2號樁。設(shè)置九樁樁筏模型試驗，與四樁樁筏模型試驗進行對比，用以分析樁數(shù)對樁筏基礎(chǔ)受力特性的影響；分別記水平荷載作用方向前排、中間、后排代表樁為1號樁、2號樁、3號樁。具體試驗方案如表2、表3所示。

表2 四樁樁筏基礎(chǔ)水平靜載試驗荷載情況Table 2 Working cases for horizontal static load test of piled raft foundations with four piles

表3 九樁樁筏基礎(chǔ)水平靜載試驗安排Table 3 Arrangements for horizontal static load test of piled raft foundations with nine piles

試驗過程中，先用加載螺桿對樁筏模型施加豎向載荷，待完全穩(wěn)定后再對其施加水平載荷。試樁試驗中，在豎向荷載200 N的時候，長徑比為20 的四樁樁筏的水平極限承載力估計值為600 N。因此，試驗加荷設(shè)置為12級，一級50 N，并且所有試驗組均按此標準進行加載。試驗開始先記錄數(shù)字百分表位移計、恒流式靜態(tài)電阻應(yīng)變儀的初始讀數(shù)，然后在各級加載10 min后分別記下筏板水平位移值、樁身應(yīng)變數(shù)據(jù)值、土壓力應(yīng)變數(shù)據(jù)值，同時進行試驗過程的照片記錄。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 荷載位移曲線分析

2.1.1 樁數(shù)的影響

圖4為不同樁長和樁數(shù)的樁筏模型荷載-位移曲線，其樁間距均為4D，可知樁筏基礎(chǔ)水平位移與水平荷載之間基本為二次拋物線關(guān)系，且受荷過程可分為兩個階段:第一階段是從加載初期至250 N，在此階段，Q-s曲線呈線性變化并緩慢增長，處于彈性變形階段；此時水平荷載主要由筏板底部摩阻力及樁周土抗力承擔。在第二階段，Q-s曲線的斜率迅速增加并呈非線性增長，且曲線表現(xiàn)為彈塑性變形階段。曲線結(jié)果表明：長徑比為10的短樁對上部筏板限位效果較差，極限荷載出現(xiàn)時即發(fā)生瞬時破壞，其原因主要是周圍土體嵌固作用一般；而當長徑比為20、30時，四樁樁筏基礎(chǔ)的Q-s曲線變化較緩慢；九樁樁筏基礎(chǔ)由于基礎(chǔ)整體穩(wěn)定性較好且土體嵌固作用較強，不同長徑比下Q-s曲線的變化趨勢相似。因此，適當增大基樁長徑比可以有效限制樁筏基礎(chǔ)受水平荷載作用下的水平位移。

a—四樁模型；b—九樁模型?！?10倍樁徑； — 20倍樁徑； — 30倍樁徑。圖4 樁筏模型Q-s曲線Fig.4 Q-s curves for models of piled rafts

對比圖4a與圖4b，可以得出水平位移與樁數(shù)之間存在的對應(yīng)關(guān)系：對于四樁樁筏模型，當水平荷載為600 N、長徑比為20時，其水平位移為4.56 mm；而九樁樁筏模型為1.28 mm，對比四樁樁筏模型其位移減少率達到了71.9%；當水平荷載不變、長徑比為30時，四樁樁筏模型水平位移為4.34 mm，而九樁樁筏模型為1.21 mm，同樣對比可見，其位移減少率達到了72.1%。樁數(shù)對樁筏基礎(chǔ)受水平荷載作用下的水平位移影響十分明顯，但當水平作用力較小時其影響效果一般，主要因為筏板摩阻力的存在。

2.1.2 樁間距的影響

選取試驗組4-3、4-5、4-6工況下數(shù)據(jù)結(jié)果進行對比，具體Q-s曲線如圖5所示。

— 4倍樁徑； — 5倍樁徑； — 6倍樁徑。圖5 不同樁間距樁筏模型Q-s曲線Fig.5 Q-s curves for models of piled rafts with different pile spacing

由圖5可知：相同荷載作用條件下，對于樁間距不同的樁筏模型，其整體荷載-位移曲線均為二次拋物曲線；曲線斜率在荷載施加初期增長變化較慢，但隨著水平荷載逐級增大其變化顯現(xiàn)。在水平荷載為600 N時，4D、5D及6D樁間距的樁筏模型的水平位移分別為4.56，4.09，3.81 mm，可見5、6倍樁徑其位移減少率相對于4倍樁徑分別達到了10.3%和16.5%。增大樁筏基礎(chǔ)樁間距可以有效提高樁間土的影響作用范圍，從而增強筏板基礎(chǔ)的承載穩(wěn)定性；因此在工程實際中要合理設(shè)置樁間距，適當增大樁間距對樁筏基礎(chǔ)水平位移能起到相應(yīng)的限制作用。

2.1.3 豎向荷載的影響

選取試驗組4-2、4-3、4-4工況下數(shù)據(jù)結(jié)果進行對比，具體Q-s曲線如圖6所示。

— 豎向荷載100 N； — 豎向荷載200 N； — 豎向荷載400 N。圖6 不同豎向荷載樁筏模型Q-s曲線Fig.6 Q-s curves for models of piled rafts under different vertical loads

由圖6可見：樁筏基礎(chǔ)所受水平荷載小于100 N時，在不同的豎向載荷下，筏板基礎(chǔ)底板所產(chǎn)生的摩阻力足以承受水平荷載，所以基礎(chǔ)的水平位移幾乎恒定；隨著水平荷載逐漸增大，樁周土參與承擔水平荷載后的位移變化逐漸顯現(xiàn)。在相同的工況下，較高的豎向荷載會使筏板基礎(chǔ)底部出現(xiàn)更大的摩阻力。隨著水平荷載的增大，樁筏基礎(chǔ)位移呈線性增長，但在400 N的豎向載荷下其增長階段明顯滯后，且Q-s曲線的斜率在水平荷載超過300 N后才出現(xiàn)明顯增長。按照模型試驗規(guī)律，實際工程中豎向荷載也可以達到限制水平位移的作用，但需合理設(shè)計水平及豎向荷載大小，以避免合力矩過大出現(xiàn)反彎段；為防止其受到?jīng)_切破壞以及樁身發(fā)生彎曲變形，要合理控制樁身及樁側(cè)土體的抗壓強度。

2.2 樁身彎矩及剪力分析

圖7為試驗組4-3工況下樁身彎矩。可見：樁身彎矩值隨水平荷載逐級施加而增大；試驗中前樁與后樁的最大彎矩均出現(xiàn)在埋深110 mm處，即位于0.3倍整樁埋深位置處；且前樁與后樁的最大彎矩值分別為10.73，9.41 N·m，前樁最大彎矩值大概是后樁的1.14倍。加載過程中前、后樁隨筏板旋轉(zhuǎn)同步進入工作狀態(tài)，而前樁承擔較多水平荷載。

a—1號樁；b—2號樁?！?100 N； — 200 N； — 300 N； — 400 N； — 500 N； — 600 N。圖7 模型4-3樁身彎矩Fig.7 Bending moment along the pile shaft of model 4-3

圖8為試驗組4-3工況下樁身剪力?？梢姡呵啊⒑髽都袅ψ兓?guī)律相同，最大值均位于樁頂側(cè)，分別為10.82，0.33 N；且在埋深230 mm處出現(xiàn)最大負剪力，分別為-35.39，-33.56 N。由此可見，在整個基礎(chǔ)的受力過程中，相對于后樁，前樁承擔了更多的水平荷載；且剪力在埋深290 mm處向下逐漸增大，這一現(xiàn)象表明樁底后側(cè)土體在水平荷載作用下進入工作狀態(tài)，隨荷載增大樁身產(chǎn)生正向剪力；樁段土體在荷載作用下產(chǎn)生松動，其提供土體抗力值下降，樁身可能產(chǎn)生豎向位移。

a—1號樁；b—2號樁?！?100 N； — 200 N； — 300 N； — 400 N； — 500 N； — 600 N。圖8 模型4-3樁身剪力Fig.8 Shear forces along the pile shaft of model 4-3

試驗組4-2、4-3、4-4工況分別設(shè)置豎向荷載為100，200，400 N，用以對比研究不同豎向荷載對其樁筏基礎(chǔ)力學特性影響，由于前樁在整體基礎(chǔ)中承擔更多荷載，故以前樁為例分析其試驗結(jié)果，對應(yīng)分別選取水平荷載200，400 N作用下的樁身力學特性繪制圖9?？梢姡核胶奢d相同時，增大豎向荷載后樁身彎矩及剪力均減小，豎向荷載可以有效提高樁身穩(wěn)定性，使得筏板基礎(chǔ)承擔更多水平承載力；同時，增大豎向荷載可以對筏板底部土體起到壓實作用，提高樁周土強度，且由于樁身水平極限承載力主要由樁周土強度控制，故對樁筏基礎(chǔ)水平極限承載力提升將有顯著效果。因此，在實際工程中合理設(shè)計豎向及水平向荷載比值將具有一定意義，避免某一方向荷載過大致使合力矩過大產(chǎn)生傾覆破壞。

a—彎矩；b—剪力。— 豎向100 N，水平400 N； — 豎向200 N，水平400 N； — 豎向400 N，水平400 N； — 豎向100 N，水平200 N； — 豎向200 N，水平200 N； — 豎向400 N，水平200 N。圖9 不同豎向與水平向荷載組合作用下樁身受力對比Fig.9 Comparisons of internal forces along pile shafts under the action of different horizontal and vertical combined loads

為對比分析不同樁間距下樁筏基礎(chǔ)受力特性的影響，選取水平荷載600 N下試驗組4-3、4-5、4-6各工況受力特性繪制圖10。

由圖10可見:不同樁間距下樁身彎矩變化規(guī)律相似，在距樁底290 mm處出現(xiàn)最大彎矩，且各組結(jié)果分別為10.73，9.97，9.48 N·m，對比4倍樁徑可見，后兩組分別降低了7.1%及11.7%，因此,適當增大樁筏基礎(chǔ)樁間距可以降低樁身最大彎矩，但樁頂及樁底彎矩值基本保持不變。而圖10b結(jié)果表明：改變樁間距對最大負剪力值影響較小，但增大樁間距可以調(diào)整最大負剪力位置，樁頂剪力值隨樁間距增大而減小，而樁底剪力值則隨樁間距增大而增大。

a—不同樁間距彎矩；b—不同樁間距剪力?！?4倍樁徑； — 5倍樁徑； — 6倍樁徑。圖10 不同樁間距下樁身受力對比Fig.10 Comparisons of internal forces along pile shafts in working cases of different pile spacing

圖11為九樁樁筏模型試驗組9-2工況下樁身彎矩。可見：前、中、后樁受力特性相同，各測點彎矩自樁底向筏板底板增大，并隨水平荷載的增大而同步增大，前、中、后樁樁身最大彎矩分別為3.89，3.33，3.59 N·m，并且在整個基礎(chǔ)受力過程中，前排樁始終保持最大，后樁次之，中間樁最小。表明中間樁在受荷過程中與樁間土結(jié)合緊密，隨筏板旋轉(zhuǎn)過程中樁土結(jié)合體整體發(fā)生移動，此時樁間土未提供過大土抗力，樁身變形較??；而樁筏基礎(chǔ)整體受荷過程中由于樁數(shù)增加因而整體性更好，前、后樁作為與樁周土直接接觸部件，樁身變形較大。

a—前樁；b—中間樁；c—后樁?！?100 N； — 200 N； — 300 N； — 400 N； — 500 N； — 600 N。圖11 模型9-2樁身彎矩Fig.11 Bending moment along pile shafts of model 9-2

圖12為九樁樁筏模型試驗組9-2工況下樁身剪力?？梢姡焊魑恢脴都袅μ匦韵嗤?，受荷初期由于筏板底板提供摩阻力，樁身剪力基本保持為零；隨水平荷載增大，筏板摩阻力達到極限值后樁周土開始提供土抗力，埋深330 mm以上出現(xiàn)負剪力且隨埋深增大而降低；當水平荷載達到600 N時，中、后樁樁頂應(yīng)變片處負剪力明顯減小，表明受水平荷載時筏板水平旋轉(zhuǎn)帶動樁間土移動，在筏板底部擠壓土體產(chǎn)生土拱效應(yīng)從而使土體抗力下降；而后樁處土體現(xiàn)象更明顯，因而后樁更易發(fā)生破壞。

a—前樁；b—中間樁；c—后樁?！?100 N； — 200 N； — 300 N； — 400 N； — 500 N； — 600 N。圖12 模型9-2樁身剪力Fig.12 Shear forces along pile shafts of model 9-2

通過對試驗組4-3和9-2工況下樁筏模型的彎矩及剪力分析可知:增加樁數(shù)可有效降低樁身彎矩及剪力值，增加筏板基礎(chǔ)穩(wěn)定性、提高樁筏基礎(chǔ)的水平承載力，但樁數(shù)對前、后樁力學特性規(guī)律沒有影響。相比于四樁樁筏基礎(chǔ)，九樁樁筏基礎(chǔ)與樁間土結(jié)合更緊密，各位置樁在受荷過程中剪力比值為1.61∶1∶1.22；由于筏板基礎(chǔ)整體性良好且樁體提供足夠的抗拔力，受荷傾斜后筏板前端土體得到加強，樁筏基礎(chǔ)的水平承載力得到進一步提升。

2.3 樁側(cè)土壓力分析

2.3.1 樁筏前側(cè)土壓力分布

結(jié)合圖13b、13d各土壓力值可見：長徑比為20時樁筏基礎(chǔ)模型土壓力值在埋深320 mm處基本保持不變，此截面向下隨水平荷載施加不斷減小，最大負值則位于樁底側(cè)；截面向上土壓力呈拋物線趨勢并隨水平荷載增大而變大，由此可見，增加樁數(shù)可以提高樁土荷載分擔比，從而提高水平極限承載力。對比分析圖13a、13b、13c水平荷載為200 N時各土壓力值可見，長徑比越大樁側(cè)土壓力越小，且最大土壓力分別位于120，110，165 mm處，約占樁埋深的0.6、0.27、0.27處；試驗組4-1土壓力最大值位置較深，這一現(xiàn)象主要由于長徑比為10的短樁整體剛度較大，破壞形式為繞樁底發(fā)生旋轉(zhuǎn)而樁筏整體失穩(wěn)破壞，此時樁土分擔比較低，樁周土體發(fā)生塑性破壞；而試驗組4-3和4-7樁周土體破壞主要集中在頂部應(yīng)變片處，由于樁筏基礎(chǔ)整體發(fā)生旋轉(zhuǎn)促使樁頂土體開裂，從而土壓力出現(xiàn)下降趨勢，同時各級土壓力在330，435 mm處保持穩(wěn)定，其整體穩(wěn)定性得到一定提高。

a—試驗組4-1；b—試驗組4-3；c—試驗組4-7；d—試驗組9-2?！?100 N； — 200 N； — 300 N； — 400 N； — 500 N； — 600 N。圖13 樁筏前側(cè)土壓力值Fig.13 Earth pressure before piled rafts

2.3.2 樁筏后側(cè)土壓力分布

由圖14各土壓力值可見，后側(cè)土壓力值變化規(guī)律類似，最大值均位于樁底位置。對比分析圖14b、14d可見：在相同長徑比下，樁體后側(cè)土體在埋深280 mm處保持穩(wěn)定，此位置向上至樁頂之間土壓力值呈拋物線變化，先增大至最大負壓力值，隨后減小，該結(jié)果進一步驗證樁筏基礎(chǔ)帶動土體裂隙產(chǎn)生。由圖14a、14b和14c對比可知：在水平荷載200 N的情況下，增加長徑比可使得最大及最小土壓力均下降，同時對比不同荷載工況均可驗證該規(guī)律；當長徑比為10、20時，樁頂土壓力盒測量值幾乎不隨荷載變化，表明短樁樁頂土體在荷載初期即破壞，不能提供有效土壓力，而增加樁長后樁筏基礎(chǔ)帶動土體開裂過程延緩，故樁頂土仍能隨水平荷載施加提供少量土壓力。

a— 試驗組4-1；b—試驗組4-3；c—試驗組4-7；d—試驗組9-2?！?100 N； — 200 N； — 300 N； — 400 N； — 500 N； — 600 N。圖14 樁筏后側(cè)土壓力值Fig.14 Earth pressure behind the piled rafts

3 結(jié)束語

1)樁筏基礎(chǔ)在水平荷載作用下，其筏板模型水平位移隨長徑比、樁數(shù)、樁間距及豎向荷載的增大而減小，該結(jié)果表明合理設(shè)置樁數(shù)、長徑比、樁間距、豎向荷載可以有效限制筏板基礎(chǔ)位移。

2)樁筏基礎(chǔ)水平受荷破壞模式符合剛性樁破壞規(guī)律，樁身水平極限承載力主要由樁側(cè)土體的抗壓強度控制，按照土壓力理論，隨著樁長的增長，土體自重應(yīng)力變大，深層土能提供更大的土抗力以阻止樁筏基礎(chǔ)發(fā)生旋轉(zhuǎn)破壞。

3)5、6倍樁徑的樁間距模型試驗結(jié)果表明其最大彎矩相比4倍樁徑時分別降低了7.1%和11.7%，可見增大樁間距可以降低樁身彎矩。

4)在滿足設(shè)計標準要求的前提下，增大豎向荷載對樁身彎矩的影響主要體現(xiàn)在增大豎向荷載會使得筏板基礎(chǔ)底板產(chǎn)生更大摩阻力，樁身彎矩及剪力均隨水平荷載增大而逐漸減小，可見增大豎向荷載可使得筏板基礎(chǔ)承擔更多水平承載力；同時，適量增大豎向荷載可以對筏板底部土體起到壓實作用，對樁筏基礎(chǔ)水平極限承載力提升將有顯著效果。