带桩沉箱复合基础水平向承载性状模型试验研究

王 磊 ，过 超，穆保岗 ，龚维明 ，孙振威

（1.东南大学 土木工程学院，江苏 南京 210096；2.东南大学 混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室，江苏 南京 210096；3.中交公路规划设计院有限公司，北京 100088；4.中国建筑上海设计研究院有限公司，上海 200063）

1 引 言

随着国民经济水平的发展和科技水平的提高，我国的桥梁建设逐渐由内河向外海扩展。如规划建设中的同三线高速公路，沿线跨海通道工程众多，需要跨越的海上通道就有渤海海峡通道、杭州湾跨海通道、珠江口伶仃洋跨海通道、琼州海峡跨海通道等。这一发展趋势在增强我国交通运输能力的同时也顺应了国家开发海洋资源的战略要求。但跨海大桥的修建常常面临着巨大的挑战，如桥梁跨径大、基础埋置深、软弱地基深厚、外海气象条件恶劣等。以琼州海峡跨海大桥为例，该海峡东西长约80 km，南北宽平均约30 km，地质条件复杂，总体特征表现为：风大、浪高、海床有陡坎（高差达25～45 m）、水深（45～120 m）、软弱覆盖层厚（300 m 深处未见岩层），地基土体基本容许承载力低，仅为200～300 kPa 等[1-2]。面对如此复杂的建设条件，传统的单一型式的桥梁深基础方案都存在难以避免的缺陷。如对于在我国广泛应用的群桩基础来说，则需要较长的桩长，柔性长桩的整体刚度偏小，且海上施工非常困难；对于单体沉井来说，则需要较大的平面尺寸，大型沉井存在尺寸效应，下沉施工困难，外海分段接高施工风险大。因此，综合利用传统深基础的优点，将沉井或沉箱基础与桩基础进行组合形成新型复合基础，做到扬长避短是解决此类问题的较好方法。

国际上著名的希腊Rion-Antirion大桥便采用了钢管桩地基加固设置沉箱基础方案，该桥梁基础水深达到65 m，通过200根直径为2 m、壁厚为20 mm、长度为25～30 m 的钢管桩对浅层软弱地基进行加固后，在其上设置直径为90 m 的圆形沉箱基础[3-4]。土耳其主跨1 550 m悬索桥Izmit Bay 大桥也采用了类似的基础方案，沉箱基础设置在厚3 m 的砾石垫层上，垫层下采用直径为2 m、长度为34.25 m 的钢管桩进行地基加固[5]。在国内，结合琼州海峡跨海大桥前期规划及方案设计，文献[6]提出了大型沉箱-钢管桩逆作法复合基础方案，该基础型式由带有隔构式钢空腔的沉箱和四周布置钢管桩组成。文献[7]提出采用四柱式沉井+桩基的组合基础型式，并对其受力要求和施工方案进行了简单分析，认为该型式能够满足琼州海峡深水基础的要求。文献[8-11]对沉箱-钢管桩逆作法复合基础进行了相关试验研究，得到了逆作法施工条件下，桩基础与上部结构的荷载分担规律和受力机制，认为将逆作法引入桥梁基础建造中能有效利用土体承载能力，降低桩基础的工程造价，并缩短建筑物的施工周期，是一种有着广泛应用前景的新型基础形式。文献[12-14]对沉箱加桩复合基础地震响应和振动特性进行了卓有成效的研究。

综上所述，对于带桩沉箱复合基础虽然具有诸多优势且在国外得到了肯定与应用，但在国内仅停留在可行性研究阶段，离真正应用于实际工程尚存在较大差距，急需进一步探究其承载变形机制，找到适用于我国外海建设条件的设计计算方法和施工工艺。本文以琼州海峡跨海大桥建设为背景，采用室内模型试验对带桩沉箱复合基础在水平荷载作用下的承载性能进行研究，对比分析单体沉箱与带桩沉箱复合基础的承载差异，研究带桩沉箱复合基础桩身弯矩、剪力等变化规律，并对桩箱荷载分担比进行了分析讨论，以期为这一新型基础型式早日应用于我国的跨海大桥建设提供有益的参考与借鉴。

2 试验方案设计

2.1 试验内容与模型制作

本次试验共设计制作了4 组模型试件，分别为单体沉箱、带裙边沉箱、带桩沉箱、加裙边带桩沉箱4 种基础型式，并对其进行水平向加载试验，通过对比分析承载性能，研究钢管桩和裙边对单体沉箱基础承载性能的影响。加裙边带桩沉箱复合基础的模型示意图如图1 所示，带裙边沉箱、带桩沉箱则是在图1 的基础上分别减少了钢管桩和裙边。带桩沉箱由沉箱与钢管桩组成，沉箱下共布置16 根钢管桩，钢管桩的布置方式如图2 所示。

图1 加裙边带桩沉箱复合基础示意图(单位:cm)Fig.1 Composite caisson foundation with skirt and piles(unit:cm)

图2 钢管桩布置图(单位:cm)Fig.2 Arrangement plan of steel pipe pile(unit:cm)

试验在独立的混凝土试验槽中进行，试验槽尺寸为5.5 m×3.5 m×4.5 m（长×宽×高），试验槽实物如图3 所示。考虑到在单一均匀土体中更有利于准确探求一般规律，且砂土性质稳定、便于现场开挖填埋，因此，试验用土采用砂土，其土体性质参数如表1 所示。

表1 试验用砂土物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of sandy soil

沉箱模型采用壁厚为3 cm 的钢板制作，平面形状为圆端型，其尺寸为106 cm×70 cm×56 cm，为增强沉箱模型底板刚度，在沉箱底板上焊接了内隔钢板，沉箱实物图如图4 所示。模型桩均采用薄壁钢管制作，钢管桩长度L为90 cm，外径d为40 mm，壁厚均为2 mm，制作好的模型桩如图5 所示。裙边由厚为1 cm 的钢板制作，其高度为10 cm，如图6所示。沉箱与桩、裙边均为刚性连接。制作好的带桩沉箱基础的实物图如图7 所示。4 种基础型式的编号及具体模型参数如表2 所示。

图4 沉箱基础实物图Fig.4 Physical map of pile caisson foundation

图5 钢管桩实物图Fig.5 Physical map of steel pipe pile

表2 试验工况分组表Table 2 Grouping table for test conditions

2.2 试验方法与步骤

在进行模型试验时，如果直接对模型进行水平向加载，则试件的水平承载力较小，容易达到极限破坏，应变和内力难以量测，不利于寻求其承载变形规律。因此，在进行水平向加载试验前，先对试件顶部施加一竖向荷载，荷载约为190 kN，待其稳定后再进行水平向加载试验。为了使水平向加载时竖向力加载处的接触能够自由滑动，在竖向力加载处用特制的钢珠垫层隔开，如图8 所示。在进行数据结果分析时，不考虑竖向力的影响。

图8 特制钢珠垫层Fig.8 Steel ball pad

试验时，先开挖一部分试验槽中的砂土，然后放入模型试件，并分层填上砂土，每层填土的高度控制在30 cm。砂土填到设计位置后，为保证砂土的均匀密实性，对砂土进行浇水，并用电动振动棒进行振捣密实。模型试件填埋好后，让模型在砂土中静置7 d，等到砂土充分固结密实后，再进行加载。同时在模型静置期间，定期抽出试验槽中的渗水，让砂土充分固结密实。

2.3 加载与数据采集系统

水平向加载通过钢筋混凝土剪力墙提供加载反力，采用电动油压千斤顶进行加载，加载值由精密油压表控制。电动油压千斤顶的量程为400 kN，油压表量程为40 MPa，加压精度为每小格0.2 MPa。采用快速维持荷载法分级加载，每级增加20 kN，加载后每隔5 min 测读一次读数，当相邻两次位移读数的变量小于0.02 mm 时，进行下一级加载。试验整体加载布置图如图9 所示。

图9 试验整体加载布置图Fig.9 Overall layout of loading test

试验主要对沉箱基础在各级水平荷载下的水平位移和桩身应变进行了量测。水平位移采用电子位移传感器进行量测。桩身应变值通过在桩身内部黏贴应变片来量测，试验时将钢管桩对称剖开，在剖开的两个钢管内壁分别黏贴8个应变片，每两个应变片之间距离10 cm，应变片黏贴位置如图10 所示。

图10 桩身应变片布置图(单位:mm)Fig.10 The strain foil arrangement plan of pile(unit:mm)

3 试验结果及分析

3.1 荷载-位移曲线对比分析

试验得到了4 组模型试件在各分级荷载下的荷载-位移（Q-s）曲线，如图11 所示。由图可以看出：4 组模型的Q-s 曲线变化规律基本相同，随着水平荷载的增加，水平位移也逐渐变大。在相同的水平荷载情况下，C、CQ、CZ、CZQ 的位移依次减小，可见其承载能力依次提高。其中C、CQ 的Q-s 曲线为陡变型，而CZ、CZQ 的Q-s 曲线为缓变型，可见增加了钢管桩或同时增加钢管桩和裙边后，改变了单体沉箱的荷载-位移传递特性，使其荷载-位移传递特性由陡变型向缓变型转变。这是因为增加了钢管桩和裙边后，能够带动深层土体抵抗水平荷载，深层土体塑性区逐渐发展，因此，其Q-s 曲线较平缓。在加载初期，当水平荷载小于80 kN 时，4种模型试件的Q-s 曲线几乎重合在一起，说明4 种基础型式的承载性状基本相同；随着荷载继续增大，CZ 与CZQ 的承载能力显著大于单体沉箱与带裙边沉箱基础。

图11 各组模型试件Q-s 曲线Fig.11 Q-s curves of each model test

基础在水平荷载下的极限承载力按照如下原则确定：取Q-s 曲线陡降段拐点对应的荷载与水平位移量等于3%基础宽度对应荷载两者中的较小值[15]。则在本试验条件下，C、CQ、CZ、CZQ 的水平极限承载力依次为：100、120、160、200 kN。相对于单体沉箱来说，分别增加裙边、钢管桩、钢管桩和裙边能够使其极限承载力分别提高1.2 倍、1.6 倍和2.0 倍。图12 是试件在加载后出现的裂缝现场图片。

图12 加载后裂缝现场图片Fig.12 Crack picture of the foundation after loading

3.2 桩身弯矩分析

CZ 与CZQ 中各布置了16 根钢管桩，在水平试验中前排桩受到的弯矩是研究关注的重点，为方便对比分析前后排桩身弯矩变化规律，在此仅分析1号桩（前排桩）及8号桩（后排桩）桩身弯矩，钢管桩编号见图2。试验得到桩身弯矩见图13、14。

图13 CZ 桩身弯矩图Fig.13 Bending moment diagrams of CZ pile

图14 CZQ 桩身弯矩图Fig.14 Bending moment diagrams of CZQ pile

由图13、14 可以看出，各钢管桩的弯矩沿桩身分布规律与发展趋势基本一致，与桩位及有无裙边无关。弯矩沿桩身均呈先增大后减小的非线性变化规律，且随着荷载的增大逐渐增大。对比图13、14可以发现，不管是前排桩还是后排桩，在相同的水平荷载下，CZQ 桩身弯矩均略小于CZ。在水平荷载作用下，桩身上部弯矩较大，桩身最大弯矩点均出现在桩身中部，即泥面下约0.5 m 处。

从图13、14 还可以看出，由于沉箱对桩顶的嵌固效应，使得桩身最上面测点部位，即泥面下0.1 m处出现负弯矩。若不增加钢管桩，则水平荷载全部由沉箱承担，其极限承载力主要由沉箱与沉箱底面土体之间的静摩擦力提供。而增加钢管桩后，沉箱能够有效地限制桩顶位移，随着水平荷载的增加，桩身弯矩零点也逐步沿桩身向下迁移，能够更充分调动深部土体参与抵抗水平荷载，增加基础的水平承载能力。钢管桩的存在改变了单体沉箱基础在水平荷载作用下的荷载-位移传递特性，结合图11 中各组模型试件Q-s 曲线，带桩沉箱复合基础不会出现陡变型的水平向破坏，提高了基础的安全性。

已有的试验和研究结果认为，当横向桩间距超过2.5～3D 时[16]，可不考虑横向桩之间的群桩效用。对于带桩沉箱复合基础来说，为了充分利用桩间土的承载能力，设计的桩间距均超过此限值。本试验中桩间距约为5～6.5D，前排桩对后排桩弯矩分布的影响有限，仅当荷载水平较大时才表现出一定的影响，且主要影响最大弯矩点以上区域。当水平荷载较小时，前、后排桩整个桩身范围内的弯矩曲线基本重合，随着荷载的增加，上层土体中的塑性变形及其影响区域逐渐增大，最大弯矩点以上的弯矩前排桩稍大于后排桩，但最大弯矩点以下弯矩分布基本相同，受荷载影响较小。

整个加载过程中，弯矩沿着桩身呈现相似的分布形态，桩身未出现强度破坏的现象，但同一截面弯矩的增量随着荷载的增加呈现增大趋势，这表明，对于钢管桩而言，只要材料强度许可，一般应以结构的泥面位移来控制桩的水平承载力。

3.3 桩身剪力分析

通过对桩身弯矩进行微分得到桩身剪力，为方便对比分析前、后排桩身剪力变化规律，在此仅分析1号桩（前排桩）及8号桩（后排桩）桩身剪力，试验得到的桩身剪力见图15、16。

由图15、16 可以看出，桩身剪力分布规律基本一致。由于沉箱对桩顶的嵌固作用比较明显，使得桩顶部位出现最大剪力，桩顶处成为最可能发生剪切破坏的截面，在实际工程中应在桩与沉箱结合处采取加固措施，防止桩基础在此处剪切破坏。桩身剪力零点出现在桩身中部，随荷载的增大逐渐从约0.4 m 下移至约0.5 m 处。

图15 CZ 桩身剪力图Fig.15 Shear force diagrams of CZ pile

图16 CZQ 桩身剪力图Fig.16 Shear force diagrams of CZQ pile

在相同等级的荷载作用下CZQ 中桩身剪力不管是前排还是后排均稍小于CZ 中相应桩身剪力，但荷载较小时基本重合，随着荷载的增大差距逐渐增大。当水平荷载较小时，前、后排桩的桩身剪力曲线基本重合，随着荷载的增大，前排桩的剪力逐渐比后排桩大，主要是因为荷载增大时，桩间土应力重叠区域逐渐增大，后排桩前土体应力松弛导致土抗力降低。

3.4 荷载分担比分析

荷载分担比即沉箱基础和桩基础承担的荷载分别占总荷载的比例。根据试验数据分析，得到CZ及CZQ 中桩与沉箱荷载分担比例如图17 所示。

图17 桩与沉箱荷载分担比Fig.17 Sharing ratio of pile and caisson

由图17 可以得出：随着水平荷载的增加，CZ与CZQ 基础表现的规律基本相似，均为桩分担的比例随水平荷载的增加逐渐增大，而沉箱分担的比例则随荷载的增加逐渐降低。根据荷载分担曲线，可以看出，在水平荷载初期，沉箱承担的荷载在90%以上，沉箱先发挥作用抵抗水平荷载。随着水平荷载的增加，钢管桩则逐渐参与抵抗水平荷载。增设裙边后，在同级荷载作用下CZQ 中桩分担的水平荷载较CZ 要小，说明增设裙边后，减少了桩分担的荷载，使得桩基础不易被破坏，提高了基础的水平承载力。这是因为裙边约束了沉箱底部土体，增大了摩擦，阻碍了沉箱底部土体的剪切破坏。在各自极限荷载时，CZQ 中桩分担23.61%，CZ 中桩分担30.3%，说明在水平荷载作用下，CZ 与CZQ 这两类基础的水平荷载仍主要由沉箱基础承担。

4 结 论

（1）与单体沉箱基础相比，增加了裙边、钢管桩、或同时增加钢管桩和裙边均能提高基础的水平承载能力，能够使其极限承载力分别提高1.2 倍、1.6 倍和2.0 倍。且增加钢管桩后，使单体沉箱的荷载-位移传递特性由陡变型向缓变型转变，提高了其安全性。

（2）桩身最大剪力出现在钢管桩顶部与沉箱连接处。因此，在实际工程中应在桩与沉箱结合处采取加固措施，防止桩基础在此处剪切破坏。

（3）桩身弯矩沿桩身均呈先增大后减小的非线性变化规律，且随着荷载的增大逐渐增大。桩身上部弯矩较大，桩身最大弯矩点均出现在桩身中部即泥面下0.5 m 处。

（4）带桩沉箱复合基础的水平荷载主要由沉箱及钢管桩中上部土体承担。在荷载等级较小时，先由沉箱承担，随着荷载增大，钢管桩带动深层土体参与抵抗水平荷载。

[1]中交公路规划设计院有限公司.琼州海峡跨海工程预可行性研究建设条件[R].北京:[s.n.],2009.China Communication Highway Planning and Design Institute.Prefeasibility research on construction conditions of Qiongzhou Strait sea-crossing project[R].Beijing:[s.n.],2009.

[2]中交公路规划设计院有限公司,中交第二航务工程局有限公司,南京水利科学研究院.跨海峡公路桥梁设计与施工关键技术课题三技术报告[R].北京:[s.n.],2011.Communication Highway Planning and Design Institute,China Communications 2nd Navigational Bureau,Nanjing Hydraulic Research Institute.Key technical report of project three for design and construction of cross strait highway bridge[R].Beijing:[s.n.],2011.

[3]ALAIN P.Design and construction of the Rion Antirion Bridge[C]//Proceedings of the Conference on Geotechnical Engineering for Transportation Projects.Los Angeles:Geo-Trans,ASCE GeoInstitute,2004.

[4]JACQUES C,TEYSSANDIER J P.The Rion-Antirion Bridge:Concept,design and construction[M].New York:Structures Congress.2005.

[5]LYNGS J H,KASPER T,BERTELSEN K S.Modelling of soil-structure interaction for seismic analyses of the Izmit Bay Bridge[C]//Proceedings of the 18th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering.Paris:[s.n.],2013.

[6]刘高,吴宏波,黄李骥,等.长大桥梁关键技术综述[J].公路,2009,(5):53-64.LIU Gao,WU Hong-bo,HUANG Li-ji,et al.Key technical research summary for long span bridge[J].Highway,2009,(5):53-64.

[7]李振岭.一种深水组合基础的设计研究[J].桥梁建设,2010,5:57-59.LI Zhen-ling.Design and study of a type of deep water combined foundation[J].Bridge Construction,2010,5:57-59.

[8]过超,龚维明,徐国平,等.逆作复合桩基承载性能试验研究[J].岩土工程学报,2010,32(6):843-849.GUO Chao,GONG Wei-ming,XU Guo-ping,et al.Experimental research on load-carrying properties of composite foundation in top-down order[J]Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2010,32(6):843-849.

[9]过超,龚维明,徐国平,等.沉箱-钢管桩逆作法复合基础试验[J].解放军理工大学学报(自然科学版),2009(5):472-477.GUO Chao,GONG Wei-ming,XU Guo-ping,et al.Experimental research on complex foundation of caisson-steel pile in top-down order[J]Journal of PLA University of Science and Technology(Natural Science Edition),2009(5):472-477.

[10]过超,袁洪,刘高,等.逆作复合桩基桩土荷载分担性能试验[J].兰州大学学报(自然科学版),2011,47(论文集):58-62.GUO Chao,YUAN Hong,LIU Gao,et al.Experimental research on complex foundation in top-down order under ultimate load[J].Journal of Lanzhou University(Natural Sciences),2011,47(Proceedings):58-62.

[11]胡立峰,章钊,龚维明,等.逆作法复合桩基承载性能的室内模型试验[J].工业建筑,2009,(11):76-80.HU Li-feng,ZHANG Zhao,GONG Wei-ming,et al.Model test on bearing capacity of composite pile foundation in top-down order[J].Industrial Building,2009,(11):76-80.

[12]钟锐,黄茂松.沉箱加桩复合基础地震响应简化分析方法[J].岩石力学与工程学报,2013,32(5):1009-1019.ZHONG Rui,HUANG Mao-song.Simplified analytical method for seismic response of composite caisson-piles foundation[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2013,32(5):1009-1019.

[13]黄茂松,钟锐,任青.层状地基中沉箱加桩复合基础的水平-摇摆振动[J].岩土工程学报,2012,34(5):790-797.HUANG Mao-song,ZHONG Rui,REN Qing.Lateral vibration of caisson-pile composite foundation in layered soils[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2012,34(5):790-797.

[14]钟锐,黄茂松.沉箱加桩复合基础地震响应离心试验[J].岩土力学,2014,35(2):380-388.ZHONG Rui,HUANG Mao-song.Centrifuge tests for seismic response of caisson-pile composite foundation[J].Rock and Soil Mechanics,2014,35(2):380-388.

[15]王建峰.复合加载下软土地基桶形基础承载性能研究[D].天津:天津大学,2010.WANG Jian-feng.A study on bearing capacity behavior of bucket foundations under combined loading in soft clay[D].Tianjin:Tianjin University,2010.

[16]韩理安,韩时琳.水平力作用下群桩效应的临界桩距[J].水运工程,1998,(5):48-49.HAN Li-an,HAN Shi-lin.The critical pile distance of group pile effect under horizontal load[J].Port &Waterway Engineering,1998,(5):48-49.