汪優(yōu)，王星華，劉建華，蔡君君

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410075；2.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410004；3.鐵道第三勘察設(shè)計(jì)院，天津，300142)

當(dāng)鐵路及公路穿過(guò)湖區(qū)時(shí)，往往會(huì)以高架橋的形式穿越，其基礎(chǔ)所在地區(qū)大部分均為軟弱土層，基樁和土體接觸面在復(fù)雜荷載作用下存在滑移、黏結(jié)等接觸形態(tài)，通常需要分別確定樁身、土體各自的應(yīng)力和應(yīng)變以及接觸區(qū)域處位移和應(yīng)力分布的數(shù)據(jù)，方能全面評(píng)價(jià)群樁?土體間的相互作用關(guān)系，為橋梁群樁基礎(chǔ)工后沉降的控制提供理論依據(jù)[1?2]。軟土地層群樁的沉降變形性狀由于在荷載傳遞與變形的過(guò)程中受承臺(tái)?樁?土的相互作用的影響而變得遠(yuǎn)比平板基礎(chǔ)和單樁要復(fù)雜得多，單樁的沉降計(jì)算方法多數(shù)已不再適用于群樁[3?4]。一般情況下，群樁的沉降主要包括：由樁身彈性壓縮引起的樁頂沉降；由樁側(cè)剪應(yīng)力引起的樁端沉降；由樁端應(yīng)力引起的樁端沉降；由承臺(tái)土反力引起的樁端沉降；由各樁相互影響引起的樁端附加沉降；由土的自重固結(jié)或濕陷、震陷引起的樁端沉降[5]。影響橋梁群樁基礎(chǔ)沉降變形的因素不同于單樁，涉及樁周土的固結(jié)問(wèn)題，不僅要考慮土與孔隙水相互關(guān)聯(lián)的固結(jié)蠕變變形性質(zhì)[6?7]，還要考慮承臺(tái)?樁?土體共同作用影響，以及在高速行車動(dòng)力荷載下的響應(yīng)[8]。到目前為止，鐵路、公路以及工業(yè)與民用建筑等部門的樁基規(guī)范均按照承載力的要求進(jìn)行樁基設(shè)計(jì)，然后采用經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)樁基沉降進(jìn)行校核，但對(duì)于修建在軟弱地層上的高速鐵路橋梁超長(zhǎng)群樁基礎(chǔ)，工后沉降己成為基礎(chǔ)設(shè)計(jì)的一個(gè)控制因素，僅采用經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行沉降校核無(wú)法滿足設(shè)計(jì)和施工要求[9?10]。如何根據(jù)試驗(yàn)提出從合理的理論依據(jù)出發(fā)的群樁沉降計(jì)算方法，得出群樁基礎(chǔ)沉降隨時(shí)間推移的發(fā)展趨勢(shì)，求出沉降時(shí)間關(guān)系曲線，找出影響樁基沉降的主要因素，進(jìn)而提出減少工后沉降所能采取的工程措施，已成為軟土地層橋梁超長(zhǎng)群樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)及施工的關(guān)鍵問(wèn)題。京滬高速鐵路線路所經(jīng)過(guò)的大部分地區(qū)均為軟弱土層，基樁和土體接觸面間在復(fù)雜荷載作用下存在滑移、黏結(jié)等接觸形態(tài)，通常需要分別確定樁身、土體各自的應(yīng)力和應(yīng)變以及接觸區(qū)域處位移和應(yīng)力分布的數(shù)據(jù)，方能全面評(píng)價(jià)群樁?土體間的相互作用關(guān)系，為橋梁群樁基礎(chǔ)的工后沉降的控制提供理論依據(jù)。由于室內(nèi)試驗(yàn)可操控性較強(qiáng)，對(duì)于影響因素多而且作用機(jī)理復(fù)雜的研究對(duì)象，易于通過(guò)調(diào)整試驗(yàn)參數(shù)和改變?cè)囼?yàn)條件而集中研究其中一種或幾種因素，從而揭示工程問(wèn)題的本質(zhì)機(jī)理。為此，本文作者根據(jù)京滬高速鐵路蘊(yùn)藻浜特大橋黃渡橋橋段軟土地層橋梁超長(zhǎng)群樁的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況，對(duì)帶承臺(tái)群樁進(jìn)行多組室內(nèi)模型試驗(yàn)，通過(guò)模型試驗(yàn)獲得軟弱土層中樁基在豎向荷載作用下樁周孔隙水壓力、樁周土體應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律、樁土受力機(jī)理及共同作用的規(guī)律及群樁沉降機(jī)理，本研究對(duì)于群樁基礎(chǔ)的發(fā)展不僅具有重要的理論價(jià)值，還具有重要的工程應(yīng)用價(jià)值。

1 群樁的沉降特性

群樁沉降性狀涉及到眾多影響因素，一般說(shuō)來(lái)，包括群樁幾何尺寸(如樁間距、樁長(zhǎng)、樁數(shù)、樁基礎(chǔ)寬度與樁長(zhǎng)的比值等)、成樁土藝、樁基施工與流程、土的類別與性質(zhì)、上層剖面的變化、荷載的大小、荷載的持續(xù)時(shí)間以及承臺(tái)設(shè)置方式等[11]，而各種影響因素對(duì)群樁沉降的影響程度也不相同。與單樁相比，群樁基礎(chǔ)在豎向荷載作用下，其沉降性狀是樁、承臺(tái)和地基土之間相互影響的綜合結(jié)果，來(lái)自樁和承臺(tái)的豎向力最終在樁端平面形成了應(yīng)力的疊加，從而使樁端平面的應(yīng)力水平大大超過(guò)單樁，應(yīng)力擴(kuò)散的范圍也遠(yuǎn)大于單樁，這些方面影響的綜合結(jié)果就是使群樁的沉降性狀與單樁有很大的區(qū)別，并且不同的樁基類型有不同的工作特點(diǎn)。

與群樁的其他問(wèn)題一樣，群樁沉降性狀也是一個(gè)非常復(fù)雜的問(wèn)題，以往在試驗(yàn)研究方面，布蘭科特、塔維雷斯和加內(nèi)阿在橋墩下用4根摩擦樁做試驗(yàn)，實(shí)測(cè)結(jié)果得出結(jié)論：摩擦型群樁樁端以下黏土的固結(jié)沉降很??；群樁的沉降最終由樁端刺入變形和樁間土的剪切變形組成[12]。O’Neill等[13]在超固結(jié)硬黏土中進(jìn)行了一組高承臺(tái)群樁試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果討論了群樁與單樁荷載傳遞的差異性以及群樁沉降隨荷載水平的變化規(guī)律。Cooke等在倫敦超固結(jié)土中采用壓入鋼管樁進(jìn)行了一排三樁的群樁試驗(yàn)[12]，在樁身設(shè)置傳感器量測(cè)樁軸向力及在土中埋置豎向沉降標(biāo)和水平向設(shè)置測(cè)斜儀量測(cè)土的豎向位移。劉金礪[5]在粉土中采用鉆孔灌注樁進(jìn)行了一系列不同樁間距的高、低承臺(tái)群樁試驗(yàn)，得到了豎向荷載下鉆孔灌注群樁的沉降變形性狀及其工作與破壞性狀。Butterfield進(jìn)行了群樁模型試驗(yàn)得到一個(gè)重要成果：沉降比(群樁沉降/單樁沉降)同彈性力學(xué)計(jì)算值基本一致，而且樁的長(zhǎng)徑比大于 30以后，其值趨于穩(wěn)定值(樁間距/樁徑分別為2.5和5.0時(shí)，其值約為3.8和4.2，可取為4.0)[12]。

但上述試驗(yàn)研究均未涉及到位于深厚軟土地區(qū)的群樁基礎(chǔ)。在軟弱土地基中，群樁中各樁頂荷載通過(guò)側(cè)摩阻力與端阻力傳遞給地基土和鄰近樁，由此產(chǎn)生應(yīng)力重疊，群樁的承載力不能簡(jiǎn)單地看作孤立單樁承載力的總和，這使得群樁沉降及其性狀同孤立單樁也明顯不同。而且在軟土地層中，群樁的沉降在很大程度上還與樁端以下土層的壓縮性有關(guān)，這又涉及到軟土的流變性。因此，相對(duì)于單樁的沉降，群樁的荷載傳遞規(guī)律和沉降機(jī)理要復(fù)雜得多，通過(guò)室內(nèi)樁基模型可較深入的研究其承載力性狀和變形特性。

2 軟土地層群樁模型試驗(yàn)相似法則

由于樁和承臺(tái)處于相同的軟土地基中，本試驗(yàn)?zāi)Ｐ头衔锢硐嗨脐P(guān)系(λE=1)。根據(jù)樁土相互作用機(jī)理，樁身的應(yīng)力與樁頂施加的荷載P、樁的入土長(zhǎng)度L、樁身截面面積A及樁周土的壓縮模量E及樁周土容重γ有關(guān)。根據(jù)量綱分析法[14]，推導(dǎo)模型試驗(yàn)的相似準(zhǔn)則及相似比有：

采用指數(shù)法將式(1)寫成量綱關(guān)系式：

比較式(2)的指數(shù)有：

將式(3)代入式(2)得：

因此，其相似判據(jù)方程為：

由此可得相似判據(jù)為：

根據(jù)模型制作能力、設(shè)備加載條件及國(guó)內(nèi)外相關(guān)超長(zhǎng)樁資料，選用幾何模型相似常數(shù)CL作為第一基本量，彈性模量相似常數(shù)CE作為第二基本量，其中下標(biāo)m代表模型，p代表原型。

根據(jù)相似判據(jù)π2=EL2/P，外加荷載P的模型比為：

根據(jù)相似判據(jù)π2=σL2/P，應(yīng)力σ的模型比為：

位移W的模型比為：

慣性矩I的模型比為：

地基土的力學(xué)性能相似，則采用土的黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ：

幾何相似性、荷載相似性以及邊界條件相似對(duì)室內(nèi)模型試驗(yàn)來(lái)說(shuō)相對(duì)容易實(shí)現(xiàn)，但對(duì)于材料相似性則很難實(shí)現(xiàn)，如對(duì)于混凝土材料樁，要根據(jù)相似性原則，按比例縮小混凝土材料的各組成部分以便能模擬原型混凝土材料是非常困難的。此外，由于模型試驗(yàn)還要考慮模型尺寸效應(yīng)，在各向異性的混凝土材料中，試樣尺寸的變化，將明顯改變材料的特性，一般來(lái)說(shuō)，試樣尺寸變小，它的強(qiáng)度就會(huì)提高[3]。

由于材料相似性條件難以實(shí)現(xiàn)，因此，本文進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)只考慮了幾何尺寸、邊界條件和荷載的相似性，沒(méi)有考慮材料的相似性，所以室內(nèi)模型試驗(yàn)僅僅是對(duì)該類型樁在豎向荷載下的工作機(jī)理、受力特性等問(wèn)題做定性分析，為此后理論研究提供必要的依據(jù)和驗(yàn)證。考慮到承臺(tái)?樁體系的邊界條件和加載條件，經(jīng)過(guò)綜合分析，取模型試驗(yàn)幾何相似比常數(shù)SL=20。

3 模型試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)及試驗(yàn)過(guò)程

為了研究軟土中群樁?土?承臺(tái)間相互作用的規(guī)律，通過(guò)幾組模型試驗(yàn)獲得軟土中群樁在靜載下的樁側(cè)摩阻力、樁端阻力、基底壓力、樁周土體的應(yīng)力、應(yīng)變分布規(guī)律，并通過(guò)模型試驗(yàn)得到的數(shù)據(jù)分析，研究樁土隨荷載變化的受力機(jī)理和共同作用的沉降規(guī)律。試驗(yàn)分組情況見(jiàn)表1。

表1 模型試驗(yàn)總體規(guī)劃Table 1 General plan for model tests

本試驗(yàn)的模型樁采用鋁合金管，其樁身截面尺寸外徑為50.0 mm，壁厚為6.0 mm。2組模型樁的長(zhǎng)度分別為150和200 cm，其長(zhǎng)徑比分別為30和40，均大于12，從幾何尺寸上可判斷其為長(zhǎng)樁。群樁基礎(chǔ)承臺(tái)板為鋁合金板，其幾何尺寸(長(zhǎng)×寬×高)為 350 mm×350 mm×50 mm，單樁試驗(yàn)所用承臺(tái)板幾何尺寸(長(zhǎng)×寬×高)為150 mm×150 mm×50 mm。

根據(jù)試驗(yàn)規(guī)模及邊界效應(yīng)的影響，將模型箱設(shè)計(jì)為1個(gè)長(zhǎng)方體，其內(nèi)凈空尺寸(長(zhǎng)×寬×高)為：1 750 mm×1 650 mm×2 350 mm。其中箱底采用厚度為10 mm 的鋼板，箱壁4個(gè)側(cè)面均采用有機(jī)玻璃，在鋼化玻璃表面畫(huà)上間距 10 mm 的坐標(biāo)網(wǎng)格，便于在試驗(yàn)過(guò)程中觀測(cè)地基土的變化。箱體上、下頂面四周及側(cè)面4個(gè)豎向棱角均采用L30×30角鋼包邊，并在沿長(zhǎng)度方向的2個(gè)側(cè)邊分別采用相同型號(hào)角鋼均勻布置2個(gè)豎向加勁肋，其與4個(gè)棱角處的角鋼一樣，均焊接在上下頂面四周由角鋼構(gòu)成的鋼箍上，并緊貼于箱體外壁，從而形成鋼框架結(jié)構(gòu)，以保證箱體剛度以及機(jī)玻璃板不產(chǎn)生較大的側(cè)向變形。試驗(yàn)所用的模型箱和加載裝置如圖1所示。

試驗(yàn)用土取自長(zhǎng)沙人民路某辦公樓工地的基坑，為長(zhǎng)沙地區(qū)典型的軟紅黏土，其物理力學(xué)指標(biāo)如表2所示。

據(jù)已有研究報(bào)道[11,13,15]：樁身表面的粗糙程度對(duì)樁側(cè)阻力有影響，在一定程度上可提高樁的極限承載力；但本試驗(yàn)中，模型樁的材質(zhì)為鋁合金，其樁身表面較光滑，其與樁側(cè)土體的有效接觸面積增加有限，承載力的增加幅度也不大，故試驗(yàn)中對(duì)樁身表面的粗糙度未進(jìn)行考慮。模型樁均勻分布在箱中央，樁與樁之間以及樁與箱壁之間距離基本相等，以滿足群樁在模型槽中可近似地認(rèn)為樁位于彈性半空間地基中。微型土壓力盒與孔隙水壓力計(jì)在分層填土的同時(shí)進(jìn)行埋設(shè)。承臺(tái)底土壓力盒布置在兩試樁中央及承臺(tái)中心，帶臺(tái)單樁則布置在樁側(cè)附近。對(duì)于樁側(cè)土壓力盒的埋設(shè)，自樁頂起50 cm內(nèi)，沿樁身每25 cm布置1個(gè)，剩下長(zhǎng)度每50 cm布置1個(gè)，另樁底布置1個(gè)。為了更好地反映受力過(guò)程中土的有效應(yīng)力變化，在每只土壓力盒旁放置1個(gè)孔隙水壓力計(jì)，這樣在群樁承臺(tái)下每層分別布置了3個(gè)土壓力盒和3個(gè)孔隙水壓計(jì)。各測(cè)試元件布置分別如圖2～4所示。

圖1 模型箱和加載裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of loading equipment and model box

表2 模型土體物理力學(xué)指標(biāo)Table 2 Characteristic indexes of soil for model tests

圖2 電阻應(yīng)變片、土壓力盒和孔壓計(jì)布置圖(單位：cm)Fig.2 Schematic diagram of resistance strain gauges,earth pressure cells and piezometers

圖3 承臺(tái)底面土壓力盒、孔壓計(jì)布置圖(單位：cm)Fig.3 Schematic diagram of earth pressure cells and piezometers under bottom of cap

圖4 土壓力盒平面布置圖Fig.4 Arrangement chart of earth pressure cells

本試驗(yàn)采用埋置式來(lái)模擬現(xiàn)場(chǎng)非擠土樁的施工，且不考慮施工對(duì)周圍土體產(chǎn)生的影響。將地基土填到預(yù)定樁端高度，再將模型樁放入并用木架導(dǎo)向使之保持豎直，繼續(xù)分層填土到預(yù)定樁頂高度，填土過(guò)程中用重錘懸掛法監(jiān)測(cè)樁偏斜以及時(shí)糾偏。

采用慢速維持荷載法，先預(yù)估各分組試驗(yàn)的承載力，單樁承載力在11 kN左右，群樁基礎(chǔ)的極限承載力在16 kN左右，采用千斤頂反力系統(tǒng)提供靜荷載，按總荷載的1/8進(jìn)行分級(jí)加載，對(duì)于1.5 m群樁荷載等級(jí)分別為2，4，5，6和7 kN；對(duì)于2.0 m荷載等級(jí)分別為2，4，5，5.8和6.2 kN。群樁沉降s＜0.1 mm/h時(shí)，則認(rèn)為達(dá)到了穩(wěn)定，便開(kāi)始加下一級(jí)荷載，但每級(jí)恒載時(shí)間不應(yīng)少于2 h。

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 土中附加應(yīng)力分析

樁側(cè)土層中豎向應(yīng)力是樁在荷載作用下，樁對(duì)側(cè)壁土體產(chǎn)生的剪應(yīng)力向樁側(cè)壁外圍土體傳遞的結(jié)果。由試驗(yàn)中得到的土壓力盒的應(yīng)變和各土壓力盒的系數(shù)可求得土中某點(diǎn)處的附加應(yīng)力。

圖5和6所示分別為在各級(jí)荷載作用下1.5 m群樁承臺(tái)下土層中B點(diǎn)的附加應(yīng)力分布和2.0 m群樁承臺(tái)下土層中A點(diǎn)的附加應(yīng)力分布。

從趨勢(shì)上分析，在樁身范圍內(nèi)，附加應(yīng)力是隨著土體的深度增加逐漸衰減的。1.5 m群樁與2.0 m群樁相比較，2.0 m群樁的土中附加應(yīng)力較小，說(shuō)明其荷載更多地由樁來(lái)承擔(dān)，這與其土的密實(shí)度有一定關(guān)系。從分布形式上看，附加應(yīng)力分布形式可近似為三角形，隨著樁深，逐漸變化接近為0。

圖5 1.5 m群樁土中B點(diǎn)附加應(yīng)力分布Fig.5 Additional stress distribution on point B in soil of pile group with length of 1.5 m

圖6 2.0 m群樁土中A點(diǎn)附加應(yīng)力分布Fig.6 Additional stress distribution on point A in soil of pile group with length of 2.0 m

圖7 1.5 m群樁土中B點(diǎn)附加應(yīng)力與沉降的關(guān)系Fig.7 Relationship between additional stress and settlement on point B in soil of pile group with length of 1.5 m

圖8 2.0 m群樁土中A點(diǎn)附加應(yīng)力與沉降的關(guān)系Fig.8 Relationship between additional stress and settlement on point A in soil of pile group with length of 2.0 m

考慮土中附加應(yīng)力與樁頂沉降的關(guān)系，如圖7和8所示，圖中附加應(yīng)力分別取自1.5 m群樁中B點(diǎn)處和2.0 m群樁中A點(diǎn)處。從圖7和8可以看出：樁側(cè)土體的豎向應(yīng)力隨著樁頂沉降的增加而相應(yīng)的增加，在接近極限荷載產(chǎn)生較大沉降時(shí)也沒(méi)有明顯的收斂的現(xiàn)象。

4.2 土中超靜孔隙水壓力分析

樁側(cè)土層中超靜孔隙水壓力是承臺(tái)在豎向荷載作用下對(duì)土體中孔隙水產(chǎn)生的壓力，可由試驗(yàn)中孔隙水壓力計(jì)所測(cè)的應(yīng)變和廠家所給的各個(gè)儀器標(biāo)定系數(shù)可求得土中某點(diǎn)處的超孔隙水壓力。

圖9 1.5 m群樁土中超孔隙水壓力沿樁身的分布Fig.9 Excess pore water pressure distribution along pile body of pile group with length of 1.5 m

圖10 2.0 m群樁土中超孔隙水壓力沿樁身的分布Fig.10 Excess pore water pressure distribution along pile body of pile group with length of 2.0 m

圖9和10所示分別為1.5 m和2.0 m群樁在豎向分級(jí)荷載作用下承臺(tái)底樁周土中超靜孔隙水壓力沿樁身分布示意圖，由于孔隙水壓力是隨著時(shí)間逐漸消散的，這也導(dǎo)致了試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)據(jù)采集的時(shí)間也有很大關(guān)系，土中孔隙水壓力分布出現(xiàn)一些波動(dòng)。從圖9和10可以看出：樁周土中孔隙水壓力在樁身范圍內(nèi)，其超孔隙水壓力在樁側(cè)土上部增大到一定值，隨后在樁側(cè)土的中下部便逐漸衰減，這主要是由于上部樁側(cè)土在加載的瞬間產(chǎn)生超靜孔隙水壓，隨著深度的增加超孔隙水壓力逐漸消散，因而在樁的中下部超孔隙水壓力逐漸減小。此外，還可以看出樁側(cè)土中孔隙水壓力隨著各級(jí)荷載的逐步施加是逐漸增大的，這也與實(shí)際情況相符合。然而1.5 m群樁基礎(chǔ)中超孔隙水壓力要稍大于2.0 m群樁基礎(chǔ)所產(chǎn)生的超孔隙水壓力，主要是由于試驗(yàn)時(shí)1.5 m群樁體系中各級(jí)荷載增量要大于2.0 m群樁體系的各級(jí)荷載增量，瞬時(shí)超靜孔隙水壓力消散的速率受到影響，另外兩組試驗(yàn)樁周土的土質(zhì)情況也存在著一定的差異。

4.3 群樁荷載?沉降量關(guān)系分析

群樁豎向位移S指試驗(yàn)量測(cè)的平均值，主要由樁間土壓縮變形和樁底平面地基土整體壓縮變形兩部分組成，本試驗(yàn)沉降數(shù)據(jù)由承臺(tái)頂百分表測(cè)得。

圖11和12所示分別為1.5 m群樁和2.0 m群樁在荷載作用下承臺(tái)的沉降量。在加載過(guò)程中，當(dāng) 1.5 m群樁所加荷載達(dá)到6.0 kN時(shí)，其沉降量為前一級(jí)荷載下的沉降量的2倍，且經(jīng)1 h沉降尚未達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定，由此可判斷其達(dá)到破壞狀態(tài)，即1.5 m群樁的極限承載力大致為4.0 kN。當(dāng)2.0 m群樁所加荷載為6.2 kN時(shí)，其沉降量已為前一級(jí)荷載下的沉降量的5倍，由此也可判斷其達(dá)到破壞狀態(tài)，其極限承載力大致為5.0 kN。在試驗(yàn)過(guò)程中，1.5 m群樁與2.0 m群樁的試驗(yàn)因不是同時(shí)進(jìn)行，其在土的密實(shí)度、含水量各方面存在差異，導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果有一定的差異性。

圖11 1.5 m群樁體系荷載?沉降曲線Fig.11 Load?settlement curves of pile group with length of 1.5 m

圖12 2.0 m群樁體系荷載?沉降曲線Fig.12 Load?settlement curves of pile group with length of 2.0 m

由試驗(yàn)得出的P?S曲線可以得出，在此地質(zhì)條件下群樁沉降具有以下特點(diǎn)：

(1)從整體上看，群樁的P?S曲線呈現(xiàn)明顯的非線性特性，群樁在極限破壞狀態(tài)下的P?S曲線有明顯的彎折點(diǎn)，原因在于群樁在本試驗(yàn)條件下已經(jīng)發(fā)生整體剪切破壞。

(2)群樁的P?S曲線斜率隨荷載等級(jí)的增加而增大。在荷載處于工作水平以內(nèi)時(shí)，反映了群樁的荷載傳遞特性，即小荷載下樁身下部樁側(cè)阻力先行發(fā)揮而以貫入沉降為主，與單樁的荷載傳遞特性有明顯的不同。

(3)從2組群樁試驗(yàn)P?S曲線來(lái)看，在相同地質(zhì)條件下，群樁基礎(chǔ)樁身越長(zhǎng)，其承載力相對(duì)要越大，且由于樁側(cè)摩阻力的充分發(fā)揮，其基礎(chǔ)沉降量要小。

圖13和14所示分別為1.5 m群樁和2.0 m群樁的s?lgt曲線。從圖13和14可知：試驗(yàn)中荷載與沉降關(guān)系明顯呈現(xiàn)非線性特性。根據(jù)其工作反映的特征，可將荷載與沉降關(guān)系曲線大致分成線形階段、樁承載屈服階段和整體破壞階段。

(1)線性階段：當(dāng)在外荷載較小時(shí)(如P=2.0 kN)，群樁工作均處于線性狀態(tài)，荷載與沉降曲線幾乎呈直線形式，反映了荷載與沉降變形接近線性關(guān)系，說(shuō)明該階段的土體變形和樁的承載均處于彈性階段。在此階段，群樁和承臺(tái)板共同分擔(dān)上部荷載，s?lgt曲線接近水平狀。

圖13 1.5 m群樁體系s?lg t曲線Fig.13 s?lg t curves of pile group with length of 1.5 m

圖14 2.0 m群樁體系s?lg t曲線Fig.14 s?lg t curves of pile group with length of 2.0 m

(2)樁承載屈服階段：當(dāng)外荷載大于承臺(tái)?群樁體系的比例界限荷載時(shí)，荷載與沉降變形之間不再保持原來(lái)的直線關(guān)系，此時(shí)曲線上的斜率逐漸增大，曲線向下彎曲呈非線性狀態(tài)，表明它們各自在荷載增量相同情況下，沉降增量越來(lái)越大，此階段內(nèi)樁側(cè)摩阻力和樁端阻力逐漸發(fā)揮至極限值，樁承載狀態(tài)逐漸達(dá)到屈服，承臺(tái)板底的土體強(qiáng)度也逐漸得到發(fā)揮并開(kāi)始逐漸屈服。但該階段的s?lgt曲線變化仍然比較平坦(如圖10中4.0 kN和圖11中4.0 kN等)，反映出此加載過(guò)程沉降比較穩(wěn)定[12]。

(3)整體破壞階段：當(dāng)外荷載超過(guò)承臺(tái)?群樁體系的極限承載力值時(shí)，承臺(tái)?群樁體系的沉降再難以達(dá)到穩(wěn)定，在P?S曲線上也反映斜率明顯增大。承臺(tái)板周邊外圍土體中各點(diǎn)的剪應(yīng)力達(dá)到土體的抗剪強(qiáng)度，土體遭到整體剪切破壞，承臺(tái)?群樁體系的整體沉降急劇增大。此階段相應(yīng)的s?lgt曲線向下傾斜(如圖13中6.0和7.0 kN和圖14中6.2 kN時(shí))，表明承臺(tái)?群樁體系的沉降難以達(dá)到穩(wěn)定，群樁體系已經(jīng)失效。

5 結(jié)論

(1)在樁身范圍內(nèi)，附加應(yīng)力隨深度衰減，在分布形式上，附加應(yīng)力分布形式可近似為三角形。同時(shí)，樁側(cè)土體的豎向應(yīng)力隨著樁頂沉降的增加而相應(yīng)的增加，在接近極限荷載產(chǎn)生較大沉降時(shí)也沒(méi)有表現(xiàn)出明顯的收斂的現(xiàn)象。

(2)群樁在施加荷載時(shí)(不同施工階段)，樁周上部分土中產(chǎn)生較大的超靜孔隙水壓力，隨著時(shí)間逐漸消散，即土體的固結(jié)過(guò)程需要一定時(shí)間，對(duì)于指導(dǎo)現(xiàn)場(chǎng)施工有很大意義。

(3)群樁的荷載與沉降關(guān)系明顯呈現(xiàn)非線性特性，并根據(jù)其工作反映的特征將P?S曲線大致可以劃分為線性階段、屈服階段和整體破壞階段3個(gè)階段；且通過(guò)試驗(yàn)可知卸載后，各群樁位移回彈很小，經(jīng)外荷載作用后，產(chǎn)生了較大的塑性變形，因而群樁沉降應(yīng)作為樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)控制條件之一。

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