高路堤承臺(tái)式抗滑樁力學(xué)行為的模型試驗(yàn)

摘 要：高路堤承臺(tái)式抗滑樁是一種可用于特殊條件下支擋高路堤的新型組合式抗滑結(jié)構(gòu)，可適用于鐵路沿線典型陡坡路堤工程，主要由上部的受荷樁板墻、中間的承臺(tái)和下部的基礎(chǔ)樁構(gòu)成。為研究高路堤承臺(tái)式抗滑樁在外荷載作用下樁側(cè)土壓力分布規(guī)律、內(nèi)力與位移特征，依托云南彌勒至蒙自鐵路某區(qū)段的典型高路堤工程，進(jìn)行了幾何、重度相似比分別為1∶13和1∶1的物理模型試驗(yàn)，并結(jié)合數(shù)值模擬及理論方法進(jìn)行分析。結(jié)果表明：從樁-土系統(tǒng)變形發(fā)展與推力荷載關(guān)系而言，樁體水平位移隨推力發(fā)展可分為較小推力作用下的線彈性小變形階段、增長(zhǎng)率緩慢增大的彈塑性變形階段和增長(zhǎng)率顯著增大的塑性變形階段共3個(gè)階段；受荷樁板墻后側(cè)土壓力分布呈頂點(diǎn)位于中下部的拋物線模式；基礎(chǔ)樁前側(cè)和后側(cè)土壓力總體分別呈上小下大、上大下小的拋物線形分布，后側(cè)土壓力最大值位于基礎(chǔ)樁頂端，后側(cè)土壓力合力占前側(cè)的24%～37%；基礎(chǔ)樁中部存在彎矩與剪力零點(diǎn)，其頂端彎矩、剪力較受荷樁底端顯著減小，分別減小55%～60%、93%～94%；現(xiàn)行相關(guān)規(guī)范方法算得受荷樁、基礎(chǔ)樁最大彎矩分別較試驗(yàn)值高出16%～36%、16%～23%，其算法顯著偏保守；基礎(chǔ)樁頂端彎矩較傳統(tǒng)等截面抗滑樁減小56%～63%，意味著承臺(tái)式抗滑樁可顯著改善傳統(tǒng)抗滑樁的“嵌固段”受力，整體上具有較為突出的力學(xué)性能優(yōu)越性。

關(guān)鍵詞：高路堤；承臺(tái)式抗滑樁；力學(xué)行為；土壓力；模型試驗(yàn)

中圖分類號(hào)：TU443" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號(hào)：1000-4939（2025）01-0182-12

Laboratory model test on mechanical behaviors of stabilizing pile

with rigid platform used to retain high embankments

DENG Mingyuan1，2，YANG Quan3，XIAO Shiguo2，LI Anhong3

（1．Department of Geological Engineering，Southwest Jiaotong University，611756 Chengdu，China; 2．Key Laboratory of High-speed Railway Engineering，Ministry of Education，Southwest Jiaotong University，

610031 Chengdu，China;3．China Railway Eryuan Engineering Group Co.，Ltd.，610031 Chengdu，China）

Abstract：Stabilizing pile with rigid platform is a new type of composite stabilizing structure feasibly used to retain high embankment under special conditions，and particularly suitable for the typical embankments on steep terrains in railway engineering.It is mainly composed of upper loaded pile，middle rigid platform and lower inserted pile in the foundation.In order to reveal distribution mode of lateral earth pressure，internal force and displacement characteristics of the retaining structure under external loads，based on typical high embankments in Mile-Mengzi railway engineering in Yunnan province some model tests have been conducted with geometric and gravity similarity ratio of 1∶13 and 1∶1，respectively，and the related numerical simulation and theoretical method are jointly utilized to analyze the problem further.The results show that from the perspective of the relationship between the deformation development of pile-soil system and exerted thrust loads，the development of horizontal displacement of the retaining structure can be divided into three stages：small linear elastic deformation stage under low thrust，elastoplastic deformation stage with small increasing growth rate，and plastic deformation stage with significant increasing growth rate.Distribution curve of lateral earth pressure on the loaded pile-slab wall shows a parabolic pattern with a vertex at the middle-lower part.The earth pressure on the front and the back side of the inserted pile in the foundation generally presents parabolic distribution with small value at the top and big vale at the bottom，big value at the top and small value at the bottom，respectively.The maximum earth pressure on the back side of the inserted pile is located at its top，and the resultant force of the earth pressure on the back side accounts for 24% to 37% of that on the front side.There are zero bending moment and shear force in the middle of the inserted pile.Compared with internal forces at the bottom of the loaded pile，the bending moment and shear force at the top of the inserted pile are significantly reduced by 55% to 60% and 93% to 94%，respectively.The maximum bending moments of the loaded and inserted piles calculated by China railway specification are 16% to 36% and 16% to 23% higher than the experimental values，respectively，which suggests the proposed method in the specification is fairly conservative.Compared with the traditional stabilizing pile with invariable cross section，the bending moment at the top of the inserted pile is reduced by 56% to 63%，which indicates that the new retaining structure can greatly improve the mechanical state of the ‘fixed segment’ of the traditional stabilizing pile，and generally be of remarkable superiority in terms of mechanical performance.

Key words：high embankment; stabilizing pile with rigid platform; mechanical behavior; earth pressure; model test

高填方路堤（簡(jiǎn)稱“高路堤”）是山區(qū)道路中常見工程類型之一。在地形與地質(zhì)條件限制地段，受控于高路堤側(cè)向變形限制要求，整體剛度大（抵抗側(cè)向變形能力強(qiáng)）的組合式抗滑樁結(jié)構(gòu)是支擋高路堤的可選用方案之一。實(shí)際上對(duì)于傳統(tǒng)門型剛架樁、h型抗滑樁、椅式樁板墻、樁頂連接承臺(tái)式抗滑樁等組合式抗滑樁結(jié)構(gòu)，在加固路塹高邊坡和滑坡方面已取得成功經(jīng)驗(yàn)，一些學(xué)者通過(guò)模型試驗(yàn)［1-2］、數(shù)值模擬［3-4］和理論分析方法［5-7］對(duì)組合型式抗滑樁結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能進(jìn)行了深入研究。

門型剛架樁是一種組合式抗滑樁結(jié)構(gòu)，孫勇［8］、鄭軒等［9］基于雙排板樁結(jié)構(gòu)的模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法，得到了雙排樁結(jié)構(gòu)在荷載作用下的變形規(guī)律。此結(jié)構(gòu)一般需至少兩根樁和一個(gè)樁頂系梁構(gòu)成單元抗滑結(jié)構(gòu)，工程造價(jià)較高，且各樁與系梁的連接對(duì)小間距的樁體成孔、樁體及梁體混凝土連續(xù)澆筑等關(guān)鍵施工環(huán)節(jié)都提出了較高的要求，施工難度相對(duì)較大，在復(fù)雜艱險(xiǎn)山區(qū)的地質(zhì)與地形環(huán)境條件下尤甚。

h型抗滑樁是另一種組合式抗滑樁結(jié)構(gòu)，肖世國(guó)［5］進(jìn)行了室內(nèi)大比例尺模型試驗(yàn)，測(cè)試了樁側(cè)坡體壓力分布規(guī)律、樁體位移及受力特征。歐孝奪等［10］、羅勇等［11］分別通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)、數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的方法，研究了h型抗滑樁的變形及受力特征。同樣地，h型抗滑樁也存在施工難度大的問(wèn)題，尤其在后排樁的受荷段底端、嵌固段頂端與前后樁系梁之間的結(jié)點(diǎn)處，需要特殊施工處理以確保樁體及樁-梁結(jié)點(diǎn)的質(zhì)量完整性。

椅式樁板墻可視為h型抗滑樁的應(yīng)用發(fā)展型式，白皓等［12］和李婷等［13］通過(guò)模型試驗(yàn)研究了椅式樁空間結(jié)構(gòu)特征對(duì)結(jié)構(gòu)變形、樁身內(nèi)力和破壞特征的影響。椅式樁板墻與h型抗滑樁的主要施工方法類似，也存在施工過(guò)程復(fù)雜與樁-梁結(jié)點(diǎn)施工難度大的問(wèn)題。

若將多個(gè)樁基礎(chǔ)通過(guò)頂部承臺(tái)連接成整體共同抵抗滑坡推力，便形成了傳統(tǒng)的樁頂連接承臺(tái)式抗滑樁結(jié)構(gòu)［14］，其實(shí)質(zhì)為側(cè)向受荷的群樁基礎(chǔ)。進(jìn)一步地，若在承臺(tái)上設(shè)置擋墻，即可視為椅式樁板墻結(jié)構(gòu)的擴(kuò)展。

周珩等［7］和姚裕春等［15］對(duì)形式與其類似的雙排樁基懸臂式擋墻，分別采用數(shù)值模擬方法和土壓力及彈性地基梁理論分析了該結(jié)構(gòu)的受力與變形特征。實(shí)際上，傳統(tǒng)的樁頂連接承臺(tái)式抗滑樁結(jié)構(gòu)，其施工中的關(guān)鍵點(diǎn)仍在于小間距樁體成孔和各樁頂與承臺(tái)的整體連接，同樣存在復(fù)雜地形地質(zhì)條件下施工難度大的問(wèn)題。

以往對(duì)這些典型的組合式抗滑樁結(jié)構(gòu)進(jìn)行的研究，對(duì)實(shí)際工程有一定指導(dǎo)意義。然而，上述組合式抗滑樁結(jié)構(gòu)屬于框架式結(jié)構(gòu)，其小間距多排樁在地層中成孔可能相互干擾，且排樁與系梁的節(jié)點(diǎn)施工復(fù)雜難以保證樁身混凝土澆筑的連續(xù)性，未必適于高寒缺氧、地形地質(zhì)條件較差等復(fù)雜艱險(xiǎn)環(huán)境下斜坡土質(zhì)地基的高路堤支擋工程施工。因此本研究提出一種新型的高路堤承臺(tái)式抗滑樁結(jié)構(gòu)，其由上而下的3部分構(gòu)件順次命名為受荷樁、承臺(tái)和基礎(chǔ)樁（圖1）。

不同于傳統(tǒng)框架型抗滑樁的雙排樁或多排樁結(jié)構(gòu)，采用便于快速施工、易保障樁身整體澆筑連續(xù)性、無(wú)成孔干擾的單基礎(chǔ)樁，在基礎(chǔ)樁頂部設(shè)置深入路堤內(nèi)部一定長(zhǎng)度的承臺(tái)，承臺(tái)上側(cè)為與之嵌固連接的受荷樁及其樁間簡(jiǎn)支擋土板，由三者共同構(gòu)成的“受荷樁板墻-承臺(tái)-基礎(chǔ)樁”組合式抗滑單元結(jié)構(gòu)，沿線路走向以一定間距布設(shè)，從而整體抵抗其后側(cè)土壓力。其中，承臺(tái)具有“卸荷”作用，可有效減小基礎(chǔ)樁側(cè)向變形與受力，進(jìn)而減小相應(yīng)地層反力，有利于滿足地基水平承載力要求，因此更適用于陡坡地形條件下高路堤工程。特別地，相較于傳統(tǒng)樁頂連接承臺(tái)式抗滑樁結(jié)構(gòu)，此新型結(jié)構(gòu)在承臺(tái)上部設(shè)置受荷樁板墻，以可分別獨(dú)立施工的受荷樁與樁間擋土板的組合結(jié)構(gòu)直接支擋路堤填土，施工更加快速靈活。

本研究針對(duì)這種新型高路堤組合式抗滑樁結(jié)構(gòu)，采用室內(nèi)模型試驗(yàn)方法，測(cè)試支擋高路堤的承臺(tái)式抗滑樁結(jié)構(gòu)在路面荷載及填土自重共同作用下的樁側(cè)土壓力及結(jié)構(gòu)位移與內(nèi)力，確定此組合式抗滑樁結(jié)構(gòu)的力學(xué)行為，并分別采用FLAC3D有限差分法及現(xiàn)行可參考的規(guī)范方法，進(jìn)行計(jì)算分析，與模型試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，說(shuō)明參考規(guī)范算法的可行性。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 工程概況

云南彌勒至蒙自鐵路某區(qū)段高路堤工程，擬采用前述的單基礎(chǔ)承臺(tái)式抗滑樁支擋方案，路堤填高10m。為便于施工，受荷樁采用方形截面以便于與后側(cè)擋土板搭接，增大樁板接觸面積及穩(wěn)定性；基礎(chǔ)樁位于地基中，采用圓形截面以適應(yīng)復(fù)雜環(huán)境下機(jī)械化施工的要求。承臺(tái)內(nèi)嵌長(zhǎng)度越大，其受到上部填土的豎向壓力作用越顯著，更利于減小基礎(chǔ)樁頂端彎矩及整樁位移，但也會(huì)造成其與樁體結(jié)點(diǎn)處承臺(tái)橫截面彎矩較大，故宜保持適當(dāng)長(zhǎng)度；同時(shí)，承臺(tái)外部自由端的受力作用很小，其長(zhǎng)度滿足結(jié)構(gòu)構(gòu)造要求及施工方便性即可。綜合多因素考慮，采用受荷樁橫截面尺寸為1.75m×1.75m，長(zhǎng)為10m；承臺(tái)尺寸為8.6m×3.8m×1.2m；基礎(chǔ)樁直徑為1.5m，長(zhǎng)為7m；抗滑結(jié)構(gòu)采用強(qiáng)度標(biāo)號(hào)為C30的混凝土實(shí)心澆筑，樁間距6m。地基土涉及兩類，分別以含礫粉質(zhì)黏土、碎石土為主，其重度、內(nèi)摩擦角和黏聚力分別為18kN/m3、30°、12kPa和20kN/m3、35°、10kPa。路堤填料以砂類土與碎石類土為主，其重度、內(nèi)摩擦角和黏聚力分別為19～20kN/m3、30°～35°、5kPa。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

考慮試驗(yàn)場(chǎng)地條件，設(shè)計(jì)模型箱內(nèi)部?jī)艨粘叽鐬?.6m×1.5m×1.6m（長(zhǎng)×寬×高），模型箱主體采用鋼結(jié)構(gòu)框架鑲嵌透明鋼化玻璃制成（圖2）。

1.2.1 模型相似比

根據(jù)實(shí)例工程情況與本實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)設(shè)備條件，模型的幾何與重度相似比分別為Cl=1∶13、Cγ=1∶1?；诹烤V分析原理，以

力-長(zhǎng)度-時(shí)間（FLT）為基本量綱系統(tǒng)，模型其他主要物理量相似比見表1。

1.2.2 模型材料

試驗(yàn)路堤填土采用細(xì)砂，地基土采用細(xì)砂與礫石分別近似模擬軟質(zhì)（粉質(zhì)黏土）與相對(duì)硬質(zhì)（碎石土）地基。室內(nèi)試驗(yàn)測(cè)得2種填料及其顆粒級(jí)配曲線如圖3所示，基本物理力學(xué)參數(shù)見表2。

以抗彎剛度基本相似為主要控制條件，選擇空心碳鋼管作為試驗(yàn)樁體（彈性模量為200GPa），受荷樁與基礎(chǔ)樁分別采用長(zhǎng)80cm方形鋼管、長(zhǎng)50cm圓形鋼管，按相似比換算且考慮操作方便予以近似，承臺(tái)尺寸為70cm×30cm×10cm（長(zhǎng)×寬×高），結(jié)構(gòu)單元間距為48cm（圖4a），其中受荷樁的前后側(cè)（樁前和樁后）分別為其臨空側(cè)和直接接觸填方土體側(cè)。

根據(jù)相似比換算，受荷樁橫截面邊長(zhǎng)、壁厚為120mm和2.4mm，基礎(chǔ)樁橫截面外徑、壁厚為114mm和2.3mm，受荷樁的樁間擋土板采用9mm厚木板。這種以抗彎剛度控制的樁體、樁間擋土板的模擬條件下，可基本反映受荷樁板墻的實(shí)際撓曲變形特征及其后土壓力狀態(tài)。但這種模擬的可能誤差來(lái)源在于，模型受荷樁和樁間擋土板表面粗糙度比實(shí)際混凝土結(jié)構(gòu)略低，導(dǎo)致試驗(yàn)測(cè)得土壓力可能略大于實(shí)際值。試驗(yàn)承臺(tái)模型采用直徑8mm鋼筋綁扎鋼筋籠且以C10混凝土澆筑，以確保其具有足夠大的剛度。

為便于組合樁抗滑結(jié)構(gòu)模型制作，在承臺(tái)澆注前預(yù)先放置基礎(chǔ)樁并預(yù)留受荷樁底端嵌固空間（圖4b），待承臺(tái)澆注完成（含基礎(chǔ)樁）達(dá)到養(yǎng)護(hù)齡期后于承臺(tái)頂面嵌固受荷樁，受荷樁與承臺(tái)間隙采用M10水泥砂漿澆筑以實(shí)現(xiàn)受荷樁底端與承臺(tái)固定連接（圖4c）。

1.3 測(cè)量系統(tǒng)及測(cè)點(diǎn)布設(shè)

本試驗(yàn)主要研究在外荷載作用下受荷樁、基礎(chǔ)樁的側(cè)向土壓力、樁身位移及內(nèi)力。故主要采用無(wú)端子免焊型應(yīng)變片、微型土壓力盒和頂針式位移計(jì)3種傳感器進(jìn)行測(cè)試。測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示。在基礎(chǔ)樁的前后側(cè)與受荷樁板墻（包括受荷樁與其擋土板）的后側(cè)分別安放土壓力盒，在受荷樁與基礎(chǔ)樁的前后側(cè)表面粘貼應(yīng)變片，在受荷樁前側(cè)安裝頂針式位移計(jì)。相應(yīng)的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括綜合采集模塊和靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)。

1.4 試驗(yàn)步驟

1）打磨處理模型樁表面，按“正交配置法”完成應(yīng)變片的粘貼、干燥、防潮及質(zhì)量檢驗(yàn)后固定導(dǎo)線。采用工業(yè)雙面膠將土壓力盒粘貼于測(cè)點(diǎn)處。

2）分層填筑地基土，每層壓實(shí)并嚴(yán)格控制每層填土厚度約為10cm，使細(xì)砂地基密度約為1.8g/cm3，礫石地基密度約為2.0g/cm3，填筑至適當(dāng)高度時(shí)安放組合樁結(jié)構(gòu)后繼續(xù)填筑至承臺(tái)頂面。

3）安放受荷樁后側(cè)擋土板（分兩塊），兩擋土板間隙放置橡膠板，其上用工業(yè)雙面膠粘貼固定土壓力盒（圖6）。

4）安裝加載系統(tǒng)，分別設(shè)置加載面擋土板、傳力剛架、主梁和次梁工字鋼，保證傳力剛架與加載面擋土板緊密接觸；然后，在受荷樁高度中點(diǎn)放置油壓千斤頂，并于兩工字鋼間設(shè)置校核千斤頂推力的土壓力盒（圖6）。

5）分層填筑受荷樁后側(cè)路堤，每層不超過(guò)10cm并進(jìn)行人工壓實(shí)；在受荷樁前側(cè)設(shè)置水平向頂針式位移計(jì)，并用磁鐵固定在模型箱邊框上。填筑過(guò)程中持續(xù)監(jiān)測(cè)樁體側(cè)向位移，當(dāng)樁體出現(xiàn)不適當(dāng)?shù)淖冃螘r(shí)可根據(jù)位移測(cè)試結(jié)果及時(shí)對(duì)樁體進(jìn)行復(fù)位糾偏，減少因填筑操作引起的誤差。

6）填筑完成后，采用千斤頂逐級(jí)加載并測(cè)讀各元器件，一般可在樁頂位移達(dá)到受荷樁長(zhǎng)度的1%（8mm）時(shí)［16］終止加載試驗(yàn)。為進(jìn)一步呈現(xiàn)樁體在超出正常使用狀態(tài)時(shí)的受力特征，以對(duì)樁體在極不利變形條件下的力學(xué)行為有充分認(rèn)識(shí)，本試驗(yàn)將持續(xù)加載至樁頂位移達(dá)到全樁長(zhǎng)度（受荷樁和基礎(chǔ)樁）的1%（13mm）為止。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 受荷樁水平位移

在不同的千斤頂推力作用下，兩模型受荷樁水平位移變化曲線如圖7所示，其中h為距受荷樁樁頂?shù)纳疃?。可見，隨著距受荷樁底端高度的增加，樁身水平位移逐漸呈非線性增大；同時(shí)，樁身不同高度點(diǎn)的水平位移隨推力亦呈非線性增加，其變化發(fā)展過(guò)程可分為3個(gè)階段。為便于闡述，以正常使用極限狀態(tài)即樁頂水平位移達(dá)到1%受荷樁高度（8mm）的加載推力定義為界限推力，細(xì)砂與礫石地基下分別為13.4kN和15.8kN。

1）線彈性小變形階段：在一定水平推力作用下（細(xì)砂與礫石地基分別不超過(guò)界限推力的52%和51%），樁后填土逐漸擠密，坡頂和樁頂位移變化很小，且呈線性增長(zhǎng)，此時(shí)受荷樁頂端位移均未超過(guò)1mm，細(xì)砂與礫石地基下其位移隨荷載增長(zhǎng)斜率分別約為0.100mm/kN和0.086mm/kN。

2）彈塑性變形階段：此階段（細(xì)砂與礫石地基推力約為界限推力的52%～82%和51%～83%）樁頂位移增長(zhǎng)率較前一階段有明顯提升，隨著推力的增大，位移增長(zhǎng)率相對(duì)緩慢增加，樁頂位移增長(zhǎng)模式呈非線性發(fā)展，此時(shí)樁身向前產(chǎn)生傾斜。

3）塑性變形階段：隨著推力持續(xù)增大（細(xì)砂與礫石地基推力約為界限推力的82%和83%以上），樁頂位移持續(xù)增加，呈非線性增長(zhǎng)且變化率較第二階段顯著提高，此時(shí)樁身發(fā)生明顯傾斜，樁后填土頂面逐漸隆起。

這種3階段變形發(fā)展特征可視為承臺(tái)樁-路堤系統(tǒng)非線性力學(xué)行為的典型表現(xiàn)，兩類地基在正常使用的極限狀態(tài)下樁體結(jié)構(gòu)均呈現(xiàn)線彈性及彈塑性變形特征。此外，當(dāng)樁頂位移達(dá)到同一量值時(shí)，礫石地基模型的側(cè)向加載推力均高于細(xì)砂地基模型，這說(shuō)明工程性質(zhì)較好的地基有利于改善承臺(tái)式抗滑樁的力學(xué)行為，使其具有更好的抗滑性能。

2.2 樁側(cè)土壓力

2.2.1 受荷樁板墻

不同推力下受荷樁板墻后側(cè)土壓力分布曲線如圖8所示。

可見，兩模型受荷樁板墻后側(cè)土壓力的分布模式整體均呈拋物線模式，拋物線頂點(diǎn)位于距受荷樁底端約1/4高度處，受荷樁板墻底端側(cè)向土壓力較其上部土壓力有所減小。隨著側(cè)向加載推力的不斷增大，受荷樁板墻后側(cè)土壓力也逐漸呈非線性增大，當(dāng)受荷樁頂端水平位移達(dá)到設(shè)計(jì)極限值時(shí)，相應(yīng)的樁板墻后土壓力達(dá)到最大值，細(xì)砂與礫石地基模型分別約為11.5kPa和10.8kPa。

2.2.2 基礎(chǔ)樁

不同推力下基礎(chǔ)樁前側(cè)和后側(cè)土壓力分布曲線分別如圖9和圖10所示。

可見，細(xì)砂地基模型基礎(chǔ)樁前側(cè)土壓力總體呈上小下大的拋物線分布，峰值位于距基礎(chǔ)樁頂端深4/5樁長(zhǎng)處；后側(cè)總體近似呈上大下小的拋物線分布，但其峰值點(diǎn)隨著推力

荷載的大小而發(fā)生變化，推力較小時(shí)（≤11.1kN）峰值點(diǎn)位于距基礎(chǔ)樁頂端深約1/4樁長(zhǎng)處，其后隨著推力增大，峰值點(diǎn)逐漸下移至距基礎(chǔ)樁頂端深約3/4樁長(zhǎng)處的特點(diǎn)；平均而言，細(xì)砂地基模型在距基礎(chǔ)樁頂端深約3/4樁長(zhǎng)范圍內(nèi)的后側(cè)土壓力較為相近。礫石地基模型基礎(chǔ)樁前側(cè)和后側(cè)土壓力總體亦呈上小下大、上大下小的拋物線形分布，前側(cè)與后側(cè)峰值分別位于基礎(chǔ)樁底端和頂端。此外，基礎(chǔ)樁前側(cè)頂端與后側(cè)底端土壓力接近于0，前者原因在于基礎(chǔ)樁頂部以上前側(cè)土層較?。▋H10cm），后者說(shuō)明在推力作用下礫石地基中基礎(chǔ)樁整體向前產(chǎn)生位移，導(dǎo)致基礎(chǔ)樁底端前側(cè)土體被擠密而對(duì)樁體產(chǎn)生較大的反作用力，此時(shí)基礎(chǔ)樁底端后側(cè)土體對(duì)樁體幾乎無(wú)擠壓作用，故其土壓力接近于0。

兩類地基出現(xiàn)土壓力分布差異的可能原因在于，在細(xì)砂地基條件下，地基土變形模量較低，在承臺(tái)及上覆土體自重與側(cè)向加載推力共同作用下，較深范圍內(nèi)的地基土易整體產(chǎn)生側(cè)向變形擠壓樁體，使得樁后土體側(cè)壓力具有近似接近的特點(diǎn)；而對(duì)于礫石地基，其變形模量較高，因承臺(tái)擠壓地基所產(chǎn)生的側(cè)向變形明顯減弱，使樁后土壓力隨深度呈逐漸減小的特征。至于礫石地基下基礎(chǔ)樁前土壓力在距樁底約1/4樁長(zhǎng)處呈減小的特殊變化，可能是受微型土壓力盒與局部較粗礫石顆粒之間的相對(duì)尺寸效應(yīng)的影響，使得測(cè)試結(jié)果不準(zhǔn)確。

同時(shí)，基礎(chǔ)樁前后側(cè)土壓力具有較大差異，即相同推力作用下，同一深度前側(cè)土壓力明顯大于后側(cè)。以最大加載工況為例，細(xì)砂地基模型基礎(chǔ)樁前后側(cè)土壓力合力分別為6.31kN/m和2.34kN/m，后側(cè)約占前側(cè)的37%；礫石地基模型則分別為5.94kN/m和1.41kN/m，后側(cè)約占前側(cè)的24%，兩模型前后側(cè)土壓力合力差值分別為3.97kN/m和4.53kN/m。這可能是在推力作用下，組合樁結(jié)構(gòu)整體向前產(chǎn)生位移，導(dǎo)致前側(cè)土體被擠密而承受更大的地層反力作用，即基礎(chǔ)樁后側(cè)與前側(cè)分別為具有“主動(dòng)”和“被動(dòng)”意義的土壓力，在同一樁體位移下，“被動(dòng)”土壓力大于“主動(dòng)”土壓力。

2.3 樁身內(nèi)力

本試驗(yàn)分別在各模型受荷樁、基礎(chǔ)樁前后側(cè)布置了應(yīng)變片，實(shí)測(cè)得到的樁體前后側(cè)應(yīng)變?chǔ)?和ε+，則由材料力學(xué)可得樁身彎矩M為［17］

M=EI（ε+－ε－）2h（1）

式中：E為樁體彈性模量，取2×1011N/m2；I為樁體橫截面慣性矩；h為樁體橫截面寬度或直徑。

受荷樁、基礎(chǔ)樁的樁身剪力Q均可由上而下順次對(duì)各樁體進(jìn)行隔離體受力分析確定（圖11），其計(jì)算表達(dá)式為

Q=PS（2）

Q2=M3－PSx－M2H′+PS（3）

式中：P為試驗(yàn)測(cè)得的樁體計(jì)算段前后兩側(cè)土壓力合力之差（kN/m）；S為組合樁結(jié)構(gòu)單元間距（m），單個(gè)組合結(jié)構(gòu)的樁體可認(rèn)為承受一個(gè)間距S范圍內(nèi)的土體側(cè)壓力；H′為基礎(chǔ)樁計(jì)算截面距樁頂深度；x為基礎(chǔ)樁計(jì)算段土壓力合力作用點(diǎn)距計(jì)算截面高度；Q1與Q2分別為基礎(chǔ)樁頂面和樁身任一截面的剪力；基礎(chǔ)樁頂面彎矩M2和樁身任一截面彎矩M3可由實(shí)測(cè)值及其線性內(nèi)插確定。

2.3.1 受荷樁

圖12為不同推力下受荷樁彎矩分布曲線，樁身彎矩隨深度呈非線性增大變化，彎矩峰值位于受荷樁底端。以最大加載工況為例，細(xì)砂和礫石地基模型受荷樁換算最大彎矩分別約為290N·m和270N·m。

不同推力下受荷樁剪力分布曲線如圖13所示?？梢姡袅Ψ植茧S深度呈逐漸增大模式，且具有非線性變化特征，剪力峰值位于受荷樁底端。以最大加載工況為例，細(xì)砂和礫石地基模型受荷樁最大剪力分別為3195.16N和2884.2N。

2.3.2 基礎(chǔ)樁

不同推力下基礎(chǔ)樁彎矩分布曲線如圖14所示。

可見，樁身彎矩存在反彎點(diǎn)（彎矩0點(diǎn)），且均穩(wěn)定集中于樁身中下部，距樁底高度約1/3樁長(zhǎng)處，樁身彎矩的正負(fù)最大值分別位于距樁底高度約0.3倍樁長(zhǎng)處和樁頂端。以最大加載工況為例，細(xì)砂地基模型的正負(fù)彎矩最大值分別約為40.06N·m、-130.73N·m，礫石地基模型的正負(fù)彎矩最大值分別約為19.48N·m、-108.53N·m。傳統(tǒng)抗滑樁樁身彎矩在滑面處具有連續(xù)性，即嵌固段頂端與受荷段底端彎矩一致，而對(duì)比受荷樁與基礎(chǔ)樁彎矩可知，細(xì)砂、礫石地基模型的基礎(chǔ)樁頂端較受荷樁樁底的彎矩值分別降低了約55%和60%?？梢?，承臺(tái)因其對(duì)基礎(chǔ)樁變形的限制，可有利于顯著減小基礎(chǔ)樁樁身彎矩。

不同推力下基礎(chǔ)樁剪力分布曲線如圖15所示?？梢姡瑯渡砑袅Υ嬖?點(diǎn)，且均穩(wěn)定集中于距樁底高度約0.4倍樁長(zhǎng)處，兩模型剪力最大值（絕對(duì)值）均位于距樁底高度約0.25倍樁長(zhǎng)處。對(duì)比受荷樁與基礎(chǔ)樁剪力可知，兩模型基礎(chǔ)樁頂端較受荷樁樁底的剪力值分別降低了93%和94%，同樣說(shuō)明承臺(tái)也具有可顯著減小基礎(chǔ)樁樁身剪力的作用。

3 綜合對(duì)比分析

根據(jù)相關(guān)的現(xiàn)行鐵路規(guī)范［16］，此結(jié)構(gòu)可按照其所述的“組合樁結(jié)構(gòu)”計(jì)算，限于篇幅對(duì)其計(jì)算流程不再贅述。為充分說(shuō)明此規(guī)范方法的適宜性，將規(guī)范法計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，并給出基于試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷腇LAC3D數(shù)值模擬分析結(jié)果。其中，建立的數(shù)值模型如圖16所示，其尺寸與試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵恢拢闹懿捎盟轿灰萍s束，底端用水平、豎向位移雙向約束邊界，數(shù)值模型中土體采用理想彈塑性本構(gòu)模型、服從Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則與非關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則，模型共計(jì)594485個(gè)單元和105753個(gè)節(jié)點(diǎn)，

數(shù)值模型主要計(jì)算參數(shù)見表3。為還原試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼鎸?shí)邊界條件，初始應(yīng)力分析時(shí)加載面擋土板采用水平位移約束邊界，初應(yīng)力計(jì)算完成后釋放該邊界，并同時(shí)施加與各工況實(shí)測(cè)結(jié)果相同的最大側(cè)向加載推力。

圖17給出了不同方法得到的兩試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷氖芎蓸杜c基礎(chǔ)樁的樁身彎矩分布圖。其中傳統(tǒng)抗滑樁結(jié)果基于懸臂樁法［18］計(jì)算得到，參照規(guī)范［16］建議，細(xì)砂與礫石地基側(cè)向抗力系數(shù)分別取為25MN/m4和30MN/m4?？梢姡?guī)范方法、數(shù)值模擬算得樁身彎矩變化趨勢(shì)與試驗(yàn)結(jié)果總體一致，規(guī)范法所得受荷樁最大彎矩較試驗(yàn)值大16%～36%，基礎(chǔ)樁最大彎矩較試驗(yàn)值大16%～23%，規(guī)范法明顯偏保守。而樁身彎矩的數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果存在差異，其可能原因之一在于試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭惺芎蓸都盎A(chǔ)樁的樁體與承臺(tái)之間通過(guò)預(yù)留孔進(jìn)行簡(jiǎn)單嵌入式連接，并非完全剛性連接，而數(shù)值模型中此處為完全剛性連接，其約束效應(yīng)強(qiáng)于試驗(yàn)?zāi)Ｐ?；同時(shí)，規(guī)范法中未考慮承臺(tái)底面土體抗力作用，而數(shù)值模型中承臺(tái)底面土體抗力無(wú)法忽略，因此數(shù)值模擬結(jié)果相對(duì)偏??；此外，受荷樁板墻模型表面較為光滑，造成土壓力測(cè)試結(jié)果偏大，這也是試驗(yàn)值比規(guī)范方法與數(shù)值模擬結(jié)果偏高的另一個(gè)可能原因。

與傳統(tǒng)等截面抗滑樁相比，承臺(tái)式抗滑樁的基礎(chǔ)樁頂端彎矩（絕對(duì)值）減小56%～63%。承臺(tái)可顯著改善基礎(chǔ)樁受力，其原因在于承臺(tái)與基礎(chǔ)樁之間屬于剛性連接，剛度較大的承臺(tái)有效限制了基礎(chǔ)樁頂端變形，使得基礎(chǔ)樁頂端內(nèi)力大幅減小。

4 結(jié) 論

針對(duì)高路堤承臺(tái)式抗滑樁結(jié)構(gòu)，通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)，并結(jié)合數(shù)值模擬及理論方法，得到承臺(tái)式抗滑樁在荷載作用下的受力與位移特征，并對(duì)比確定現(xiàn)行相關(guān)規(guī)范算法的合理性與此結(jié)構(gòu)相對(duì)于傳統(tǒng)抗滑樁的受力優(yōu)越性，主要結(jié)論如下。

1）從樁-土系統(tǒng)變形發(fā)展與推力荷載關(guān)系而言，隨著側(cè)向推力荷載的增大，承臺(tái)式抗滑樁水平位移逐漸增大，其發(fā)展過(guò)程可分為3個(gè)階段：較小推力作用下的線彈性小變形階段、增長(zhǎng)率緩慢增大的彈塑性變形階段和增長(zhǎng)率顯著增大的塑性變形階段，反映了承臺(tái)樁-路堤系統(tǒng)非線性力學(xué)行為。

2）受荷樁板墻后側(cè)土壓力分布整體呈拋物線分布，拋物線頂點(diǎn)位于距受荷樁底端約1/4高度。基礎(chǔ)樁前側(cè)和后側(cè)土壓力總體分別呈上小下大、上大下小的拋物線形分布，后側(cè)土壓力最大值位于基礎(chǔ)樁頂端，后側(cè)土壓力合力約占前側(cè)的24%～37%。

3）基礎(chǔ)樁彎矩分布圖存在反彎點(diǎn)（彎矩0點(diǎn)），且集中于距樁底高度約1/3樁長(zhǎng)處，最大彎矩位于基礎(chǔ)樁頂端；基礎(chǔ)樁剪力分布圖存在剪力零點(diǎn)，集中于距樁底高度約2/5樁長(zhǎng)處，最大剪力位于距樁底高度約1/4樁長(zhǎng)處。細(xì)砂和礫石地基試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷幕A(chǔ)樁頂端彎矩較受荷樁底端分別減小55%和60%，剪力分別減小93%和94%。

4）試驗(yàn)結(jié)果顯示，現(xiàn)行鐵路規(guī)范方法計(jì)算所得受荷樁、基礎(chǔ)樁最大彎矩分別較試驗(yàn)值大16%～36%、16%～23%，明顯偏保守。相對(duì)于傳統(tǒng)等截面抗滑樁，承臺(tái)式抗滑樁的基礎(chǔ)樁頂端彎矩減小

56%～63%，即意味著設(shè)置承臺(tái)后可對(duì)抗滑樁嵌固段受力改善明顯。

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（編輯 張璐）