任青陽(yáng)，趙夢(mèng)園，謝忠偉，吳鑫培，陳 斌

（1.山區(qū)橋梁及隧道工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400074；2.重慶交通大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400074；3.廣西壯族自治區(qū)水利電力勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院，廣西 南寧 530023）

抗滑樁在各類(lèi)邊坡防護(hù)與滑坡治理工程中得到了廣泛的研究與應(yīng)用，現(xiàn)已成為主要治理措施之一[1-3]。然而目前抗滑樁應(yīng)用中理論設(shè)計(jì)中經(jīng)驗(yàn)成分較多，樁身實(shí)際內(nèi)力與變形間的規(guī)律研究尚不完善，特別是樁土相互作用下樁體受力、變形、穩(wěn)定性等研究[4-5]，這導(dǎo)致抗滑樁在實(shí)際設(shè)計(jì)中出現(xiàn)樁身配筋過(guò)大，安全系數(shù)過(guò)高，截面抗彎能力不能完全發(fā)揮，造成工程造價(jià)偏高，因此深入開(kāi)展抗滑樁內(nèi)力與變形研究是當(dāng)前迫切需要研究的課題之一[6-8]。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外研究學(xué)者在抗滑樁內(nèi)力及變形方面已有相關(guān)研究成果，如佴磊等[9]針對(duì)滑坡治理過(guò)程中抗滑樁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及滑動(dòng)面上下樁身內(nèi)力、變形分析，給出均布及線性荷載下樁的撓曲微分方程，不同位移、樁底約束條件及轉(zhuǎn)角邊界條件下樁身變形；祝廷尉等[10]基于嵌巖樁物理模型試驗(yàn)得出樁受力特征、變形破壞模式及樁身彎矩分布規(guī)律；雷文杰等[11]進(jìn)行了深埋樁模型試驗(yàn)，研究了深埋樁加固滑坡體的作用機(jī)制，分析得出不同樁長(zhǎng)下抗滑樁承載能力及樁后推力變化情況；劉洪佳等[12]基于懸臂式抗滑樁模型試驗(yàn)，研究了滑坡推力分布及土體抗力變化情況；易靖松等[13-14]基于現(xiàn)場(chǎng)和室內(nèi)試驗(yàn)通過(guò)分析樁身彎矩、應(yīng)力等研究了加復(fù)合排水技術(shù)下及不同截面狀態(tài)下的空心抗滑樁支擋效果；高波等[15]開(kāi)展了現(xiàn)場(chǎng)模型試驗(yàn)，研究了不同自由段長(zhǎng)度下的抗滑樁受力及變形特性；方景成等[16]基于數(shù)值模擬研究了不同樁土剛度比及布樁位置下樁身內(nèi)力分布情況；費(fèi)鴻祿等[17]利用MATLAB 擬合工具對(duì)試驗(yàn)測(cè)的樁身變形離散數(shù)據(jù)擬合求得了抗滑樁的剪力和彎矩。目前已有的研究成果主要通過(guò)物理模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬兩種手段來(lái)探究抗滑樁工作時(shí)內(nèi)力、變形等規(guī)律，但多集中在理論或單一工況，對(duì)于不同工況樁-土相互作用下樁的應(yīng)變特征及其內(nèi)力的關(guān)系還有待進(jìn)一步研究。

本文基于抗滑樁大型物理模型試驗(yàn)，借助MTS 伺服機(jī)加載裝置加載，深入研究同樁長(zhǎng)不同加載條件與同加載條件不同樁長(zhǎng)兩種工況下抗滑樁變形特征與內(nèi)力關(guān)系，總結(jié)抗滑樁工作時(shí)變形特征與內(nèi)力非線性關(guān)系，為最大程度發(fā)揮抗滑樁承載能力提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)概況

本試驗(yàn)?zāi)M馬家溝滑坡實(shí)際防治工程抗滑樁。馬家溝滑坡位于秭歸縣吒溪河左岸支溝馬家溝與卡子灣滑坡之間，滑坡縱向長(zhǎng)度為538 m，前緣高程為135 m，后緣高程為280 m，平均坡度為15°，前后緣寬度分別為150，210 m?；鶐r主要以石英砂巖和粉砂質(zhì)泥巖為主，滑體主要由包含松散碎石塊、碎土塊的殘坡堆積層構(gòu)成。試驗(yàn)探究同樁長(zhǎng)不同加載條件和同加載條件不同樁長(zhǎng)兩種工況下抗滑樁變形特征與內(nèi)力關(guān)系，總結(jié)抗滑樁在工作時(shí)變形特征與內(nèi)力的非線性關(guān)系。

室內(nèi)物理模型試驗(yàn)共進(jìn)行3 組，每組包括工況（1）單調(diào)加載、工況（2）循環(huán)加載，具體為：1.6 m 樁長(zhǎng)的單調(diào)加載及循環(huán)加載試驗(yàn)；1.8 m 樁長(zhǎng)的單調(diào)加載及循環(huán)加載試驗(yàn)；2.0 m 樁長(zhǎng)的單調(diào)加載及循環(huán)加載試驗(yàn)。

1.2 試驗(yàn)準(zhǔn)備

實(shí)際工程抗滑樁斷面尺寸為：h×b=2 000 mm×1 500 mm，長(zhǎng)約40 m。試驗(yàn)在自行設(shè)計(jì)的模型箱里進(jìn)行，尺寸為2.0 m×1.2 m×2.0 m（長(zhǎng)×寬×高），箱內(nèi)澆筑0.8 m厚混凝土用于模擬基巖，距模型箱后邊界40 cm 處預(yù)留矩形洞用于放置預(yù)制抗滑樁。根據(jù)本試驗(yàn)中場(chǎng)地條件及加荷條件，取幾何相似為λL=1∶20，模型樁斷面尺寸為：h×b=150 mm×100 mm，樁長(zhǎng)分別為1.6，1.8，2.0 m，樁體埋置方式為全埋式，使用4 根φ6 和1 根φ10的光圓鋼筋作為受拉鋼筋與架立筋，箍筋φ6@200，保護(hù)層厚度15 mm，混凝土等級(jí)為C30，鋼筋牌號(hào)為HPB300。滑床和滑體均采用實(shí)際工程附近的土，模型填筑采用人工夯實(shí)，每填20 cm 夯實(shí)一次，夯實(shí)后取土進(jìn)行室內(nèi)壓縮試驗(yàn)、直剪試驗(yàn)、含水率試驗(yàn)，測(cè)試得到土體參數(shù)如表1所示。

表1 模型試驗(yàn)土體實(shí)測(cè)參數(shù)Table 1 Measured parameters of the model soil

1.3 試驗(yàn)裝置系統(tǒng)

模型試驗(yàn)裝置系統(tǒng)主要由加載裝置、固定支撐裝置與監(jiān)測(cè)裝置組成。加載裝置包含MTS 伺服加載試驗(yàn)系統(tǒng)、反力墻、推力分散門(mén)，固定裝置包含樁體、土箱固定裝置、位移計(jì)固定架，監(jiān)測(cè)裝置包括各類(lèi)數(shù)據(jù)采集儀（鋼筋計(jì)，應(yīng)變片等）、數(shù)據(jù)接收儀、監(jiān)測(cè)PC、高清攝像頭、單反相機(jī)。模型試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)見(jiàn)圖1，試驗(yàn)裝置三維模型見(jiàn)圖2。

圖1 模型試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)圖Fig.1 Site of model test

圖2 試驗(yàn)裝置三維模型Fig.2 Three-dimensional model of the test device

鋼筋計(jì)布置于φ10 鋼筋之上，每根樁均布置有2 個(gè)，位置相同，布設(shè)位置從樁底開(kāi)始依次間隔0.332，0.468 m，具體布置方式見(jiàn)圖3。應(yīng)變片在樁前、后均有布置，從樁頂至嵌固端以下0.2 m 到樁頂，每隔0.1 m貼一個(gè)，用502 膠水將應(yīng)變片粘在樁體相應(yīng)位置處，用透明膠帶包裹，用塑料保鮮膜將樁包裹，防止水進(jìn)入影響應(yīng)變片工作。具體布置方式見(jiàn)圖4。

圖3 鋼筋計(jì)布置示意圖（單位：mm）Fig.3 Sketch of arrangement of the reinforcement meter（unit:mm)

圖4 應(yīng)變片布置示意圖（單位：mm）Fig.4 Sketch of arrangement of the strain gauge（unit:mm)

1.4 試驗(yàn)加載方式

試驗(yàn)使用MTS 伺服機(jī)對(duì)抗滑樁進(jìn)行加載，假定滑坡所受推力分布形式為矩形，即滑坡推力為均布荷載。伺服機(jī)只能施加集中荷載，故特制了一個(gè)推力分散門(mén)安裝在土的受力面上，使集中力分散為均布荷載。單調(diào)加載采用分級(jí)加載，直接加載致模型樁體破壞。循環(huán)加載先加載至一定荷載，再卸載至0，最后重新分級(jí)加載至樁體破壞。加載步長(zhǎng)均設(shè)置為6 kN，每級(jí)加載時(shí)間均為5 min，維持時(shí)間為25 min，具體加載方案見(jiàn)表2。

表2 各組試驗(yàn)單調(diào)、循環(huán)加載方案Table 2 Schemes of monotonic and cyclic loading of each test

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 樁表面應(yīng)變及鋼筋應(yīng)力分析

圖5、圖6、圖7分別為不同樁長(zhǎng)兩種加載條件下的樁前后應(yīng)變分布，圖8為各工況破壞時(shí)樁前后應(yīng)變對(duì)比分布。1.6，1.8，2.0 m 樁自由段長(zhǎng)度分別為0.8，1.0，1.2 m，固定段長(zhǎng)度都為0.8 m。由圖8可知，樁前后表面變形集中分布于滑動(dòng)面上下0.2 m范圍內(nèi)，同工況下樁后拉應(yīng)變均大于樁前壓應(yīng)變。

圖5 1.6 m 樁前、后應(yīng)變分布圖Fig.5 Strain diagram of the front and back of 1.6 m pile

圖6 1.8 m 樁前、后應(yīng)變分布圖Fig.6 Strain diagram of the front and back of 1.8 m pile

圖7 2.0 m 樁前、后應(yīng)變分布圖Fig.7 Strain diagram of the front and back of 2.0 m pile

應(yīng)變分布曲線試驗(yàn)前期較集中，相鄰兩級(jí)差值較小，前兩級(jí)由于土的壓實(shí)導(dǎo)致樁體回彈應(yīng)變數(shù)值為負(fù)，抗滑樁處于混凝土未開(kāi)裂階段。試驗(yàn)中期每級(jí)荷載間應(yīng)變?cè)鏊俾晕⒓涌?，抗滑樁處于混凝土開(kāi)裂-鋼筋屈服階段。試驗(yàn)后期特別是破壞前三級(jí)，每級(jí)增量快速增加，曲線較為分散，呈現(xiàn)出非線性，樁體進(jìn)入鋼筋屈服-混凝土破壞階段。

不同樁長(zhǎng)下應(yīng)變突變集中在滑動(dòng)面上下0.2 m 范圍內(nèi)，與開(kāi)挖填土后觀測(cè)的樁體裂縫分布一致，除1.6 m組工況（1）的最大應(yīng)變位于滑動(dòng)面以上0.1 m 處，其他最大應(yīng)變都位于滑動(dòng)面以下0.1 m 處，最大應(yīng)變分布位置區(qū)別明顯，分析原因如下：1.6 m（1）試驗(yàn)最先進(jìn)行，夯土過(guò)程夯擊數(shù)把握不準(zhǔn)導(dǎo)致滑動(dòng)面土體過(guò)于緊實(shí)；樁前模型土箱封閉導(dǎo)致樁前至模型土箱邊緣間土體在加載過(guò)程中形成土柱，增加了嵌固段的深度，使1.6 m（1）工況最大應(yīng)變位置上移。由圖8可知破壞時(shí)應(yīng)變從滑動(dòng)面附近向樁體兩端遞減，由此趨勢(shì)分析得樁體的破壞模式均為彎剪破壞，與開(kāi)挖填土后觀測(cè)到樁體破壞形式一致。隨著自由段長(zhǎng)度增加，破壞時(shí)樁前后應(yīng)變?cè)龃?，相較于單調(diào)加載，循環(huán)加載破壞時(shí)應(yīng)變大，說(shuō)明樁長(zhǎng)增加，截面抗彎性能得到更充分利用，且循環(huán)加載更有利于抗滑樁承載能力發(fā)揮。

圖8 各工況破壞時(shí)樁前后應(yīng)變對(duì)比分布圖Fig.8 Contrast of strain diagram of the front and back of pile after damage under various conditions

分別取各組試驗(yàn)滑動(dòng)面上下約0.2 m 范圍內(nèi)的三處較明顯的樁后應(yīng)變值作應(yīng)變?cè)隽壳€圖，同時(shí)與受拉區(qū)鋼筋拉力增量曲線進(jìn)行聯(lián)合分析。

圖9、圖10、圖11分別為不同樁長(zhǎng)兩種加載條件下應(yīng)變、鋼筋應(yīng)力增量曲線圖。由圖可知，鋼筋拉力增量曲線呈平緩-加速-拉升的分段線性變化，應(yīng)變?cè)隽壳€整體呈平緩-加速變化，其分段性較鋼筋拉力增量曲線表現(xiàn)性差，故采用兩者聯(lián)合分析。試驗(yàn)前期，應(yīng)變、鋼筋拉力增量曲線呈平緩線性增長(zhǎng)，此時(shí)混凝土未開(kāi)裂，鋼筋、混凝土共同承載，抗滑樁處于未開(kāi)裂階段，其中，試驗(yàn)最開(kāi)始一個(gè)多小時(shí)內(nèi)，即前幾級(jí)加載下，應(yīng)變、鋼筋拉力增量曲線均出現(xiàn)一小段下凹現(xiàn)象，應(yīng)變、鋼筋拉力值由0 先變?yōu)樨?fù)值再增長(zhǎng)，這是由于土的壓實(shí)導(dǎo)致樁體回彈。試驗(yàn)中期，鋼筋拉力增量曲線加速增長(zhǎng)，應(yīng)變?cè)隽壳€較試驗(yàn)前期斜率稍增但整體仍呈平穩(wěn)增長(zhǎng)狀態(tài)，此時(shí)混凝土開(kāi)裂，使拉力逐漸由鋼筋獨(dú)自承擔(dān)，抗滑樁處于混凝土開(kāi)裂-鋼筋屈服階段。試驗(yàn)后期，鋼筋拉力增量曲線呈拉升增長(zhǎng)狀態(tài)，應(yīng)變?cè)隽壳€加速增長(zhǎng)，此時(shí)鋼筋經(jīng)過(guò)屈服階段進(jìn)入強(qiáng)化階段，拉力短時(shí)間內(nèi)急劇上升，抗滑樁處于鋼筋屈服-樁體破壞階段。

圖9 1.6 m 樁應(yīng)變、鋼筋應(yīng)力增量曲線圖Fig.9 Increment curve of strain and steel stress of 1.6 m pile

圖10 1.8 m 樁應(yīng)變、鋼筋應(yīng)力增量曲線圖Fig.10 Increment curve of strain and steel stress of 1.8 m pile

圖11 2.0 m 樁應(yīng)變、鋼筋應(yīng)力增量曲線圖Fig.11 Increment curve of strain and steel stress of 2.0 m pile

同工況不同樁長(zhǎng)情況下，破壞時(shí)的應(yīng)變隨自由段增長(zhǎng)而增大；同樁長(zhǎng)下，工況（2）循環(huán)加載較工況（1）單調(diào)加載下，破壞時(shí)應(yīng)變?cè)龃?，與前文應(yīng)變分布圖分析一致。在試驗(yàn)前期，工況（1）單調(diào)加載下包括回彈段及單調(diào)加載段，工況（2）循環(huán)加載下包括回彈段、一次加載段、卸載段及二次加載段，其中卸荷至0 時(shí)兩類(lèi)增量曲線均未歸0，表明樁身已產(chǎn)生了永久變形。

2.2 樁身彎矩、剪力及撓度求解與分析

（1）樁身彎矩、剪力及撓度求解實(shí)現(xiàn)

計(jì)算流程見(jiàn)圖12。

①樁身彎矩的求解

開(kāi)裂區(qū)彎矩通過(guò)鋼筋頻率數(shù)據(jù)換算拉力值，從而算得對(duì)應(yīng)監(jiān)測(cè)截面處的彎矩[18]，計(jì)算公式為：

式中：T—受拉區(qū)鋼筋拉力/N；

T'—受壓區(qū)鋼筋拉力/N；

α1—等效矩形應(yīng)力圖系數(shù)，對(duì)于強(qiáng)度等級(jí)小于等于C50 的混凝土，其值取1；

圖12 抗滑樁撓度計(jì)算流程圖Fig.12 Computation of process of deflection of anti-slide pile

fc—混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值/(N·mm-2)；

b—樁截面寬度/mm；

x—混凝土受壓區(qū)高度/mm；

M—樁身彎矩/（N·m）；

h0—受拉區(qū)鋼筋合力點(diǎn)至截面受壓區(qū)邊緣的距離/mm；

α's—受壓鋼筋合力點(diǎn)至截面受壓區(qū)邊緣的距離/mm。

未開(kāi)裂區(qū)彎矩根據(jù)材料力學(xué)中的彈性梁的彎曲理論計(jì)算而得[19-20]，計(jì)算公式為：

式中：I—抗滑樁慣性矩/m4；

E—樁體彈性模量/Pa；

ε1、ε2—樁前、后應(yīng)變；

h—樁截面高度/mm。

利用MATLAB 最小二乘法對(duì)計(jì)算出的樁身彎矩散點(diǎn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到深度-彎矩?cái)M合函數(shù)：

其中，a0、a1、......、an為擬合的待定系數(shù)。

②樁身剪力、撓度的求解

由式（4）經(jīng)過(guò)求導(dǎo)即可求得抗滑樁任意埋深z（m）處的橫截面剪力Q(z)：

再對(duì)式（5）求導(dǎo)即可求得推力在樁身上的分布集度Fφ(z)：

由式（6）可得出滑坡推力在樁上的分布情況，再由撓度計(jì)算公式即可得出抗滑樁的撓度值。

（2）樁身彎矩?cái)M合及結(jié)果分析

經(jīng)試算，對(duì)于1.6 m 樁采用3 次擬合效果最優(yōu)，可得樁身彎矩-深度擬合函數(shù)為：

相對(duì)于1.6 m 樁，1.8，2.0 m 樁在滑動(dòng)面上下0.3 m范圍內(nèi)彎矩值變化趨勢(shì)更明顯，這導(dǎo)致采用單一擬合效果不佳，具體為：低次擬合彎矩變化趨勢(shì)不明顯，高次擬合曲線龍格效應(yīng)明顯，故對(duì)于1.8，2.0 m 樁分別以樁深0.7，0.8 m 為臨界點(diǎn)采用3 次、4 次分段擬合，臨界點(diǎn)以上部分采用3 次擬合求導(dǎo)，以下部分采用4 次擬合求導(dǎo)，可得1.8，2.0 m 樁樁身彎矩-深度擬合函數(shù)分別為：

圖13、圖14、圖15分別為不同樁長(zhǎng)在兩種加載條件下的彎矩-深度擬合曲線。由圖可知，各級(jí)彎矩-深度擬合曲線分布規(guī)律與應(yīng)變分布曲線大致相同，說(shuō)明整體擬合計(jì)算效果良好。樁身彎矩主要分布于距樁頂0.2 m 到滑動(dòng)面以下0.2 m 范圍內(nèi)，除1.6 m（1）工況，其余工況樁身最大彎矩值均位于滑動(dòng)面以下約0.1 m 處，與樁表面應(yīng)變分布一致。1.6 m（1）工況樁身最大彎矩值與其他工況分布不同的原因已在樁表面應(yīng)變分析部分解釋?zhuān)辉儋樖觥?/p>

圖13 1.6 m 樁彎矩-深度函數(shù)擬合曲線Fig.13 Fitted curves of the bending moment-depth function of 1.6 m pile

圖14 1.8 m 樁彎矩-深度函數(shù)擬合曲線Fig.14 Fitted curves of the bending moment-depth function of 1.8 m pile

圖15 2.0 m 樁彎矩-深度函數(shù)擬合曲線Fig.15 Fitted curves of the bending moment-depth function of 2.0 m pile

在加載前期和中期彎矩分布曲線相差較小，曲線分布密集，由于這兩個(gè)階段經(jīng)土傳遞到樁上的荷載較小，對(duì)內(nèi)力分布形式未產(chǎn)生影響，一、二級(jí)荷載下由于樁體回彈均出現(xiàn)較小的負(fù)值，與上文應(yīng)變分布曲線及應(yīng)變、鋼筋拉力增量曲線分析一致，加載前期和中期，抗滑樁分別處于混凝土未開(kāi)裂階段、混凝土開(kāi)裂-鋼筋屈服階段。加載后期各深度處彎矩值急劇增長(zhǎng)，抗滑樁處于鋼筋屈服-混凝土破壞階段。

在整個(gè)加載過(guò)程中，6 根樁的彎矩曲線在深度上均呈現(xiàn)非線性變化，彎矩分布集中在距樁頂0.2 m 到滑動(dòng)面以下0.2 m 范圍內(nèi)。循環(huán)加載條件下，卸荷段彎矩減小，但卸荷至0 時(shí)，彎矩值不為0，這是因?yàn)闃渡硪寻l(fā)生永久變形。滑動(dòng)面上下0.2 m 范圍的彎矩增幅最大，與樁體裂縫主要分布位置相對(duì)應(yīng)，說(shuō)明該范圍為主要抗彎段。相對(duì)于單調(diào)加載，循環(huán)加載下最大彎矩值增大，說(shuō)明循環(huán)加載條件下截面抗彎性能利用更充分，有利于抗滑樁承載能力發(fā)揮。

（3）樁身剪力結(jié)果分析

圖16、圖17、圖18分別為不同樁長(zhǎng)在兩種加載條件下的樁剪力分布。由圖可知，剪力集中分布在滑動(dòng)面上下0.4 m 范圍內(nèi)，該范圍剪力大致呈拋物線型，在距樁頂0.3 m 左右的剪力由負(fù)號(hào)變?yōu)檎?hào)，是由于彎矩-深度擬合函數(shù)擬合時(shí)在距樁頂約0.3～0.4 m 處產(chǎn)生了微弱的龍格現(xiàn)象，且龍格現(xiàn)象隨該處的彎矩值增長(zhǎng)而增大，故導(dǎo)致剪力求解時(shí)此部分出現(xiàn)了剪力值的正負(fù)性變化。

圖16 1.6 m 樁剪力分布圖Fig.16 Shear diagram of 1.6 m pile

加載前期，各級(jí)荷載下剪力曲線分布密集，沿樁長(zhǎng)各處剪力值較小，前兩級(jí)剪力值正負(fù)性與以后各級(jí)剪力值正負(fù)性相反，與前文試驗(yàn)結(jié)果分析一致，抗滑樁處于混凝土未開(kāi)裂階段。加載中期，各級(jí)荷載下剪力分布曲線間隔明顯，沿樁長(zhǎng)剪力值有所增長(zhǎng)，抗滑樁處于混凝土開(kāi)裂-鋼筋屈服階段。加載后期，各級(jí)荷載下剪力分布曲線呈非線性趨勢(shì)，沿樁長(zhǎng)各處剪力值達(dá)到較大值，抗滑樁處于鋼筋屈服-混凝土破壞階段。

樁頂處及嵌固段未粘貼應(yīng)變片，導(dǎo)致樁頂、樁底附近的彎矩-深度曲線擬合結(jié)果存在較大誤差，該區(qū)域剪力求導(dǎo)結(jié)果與實(shí)際吻合較差，故邊界附近只取樁頂點(diǎn)、樁底點(diǎn)處的理論剪力值繪制分布曲線。在樁中部剪力集中分布區(qū)域求導(dǎo)結(jié)果相對(duì)準(zhǔn)確，其中除1.6 m組工況（1）剪力分布曲線的反彎點(diǎn)位于滑動(dòng)面處，其他剪力分布曲線反彎點(diǎn)都位于滑動(dòng)面以下0.1 m 處，與應(yīng)變、彎矩趨勢(shì)一致，區(qū)別明顯的原因已在應(yīng)變結(jié)果分析中敘述。1.8，2.0 m 樁分別在樁深0.7，0.8 m處出現(xiàn)內(nèi)凹點(diǎn)，此處為彎矩-深度擬合曲線3 次、4 次分段擬合的臨界點(diǎn)。不同樁長(zhǎng)下只對(duì)比1.8，2.0 m樁的剪力分布圖，由圖17和圖18可得，自由段越長(zhǎng)，剪力越小。

圖17 1.8 m 樁剪力分布圖Fig.17 Shear diagram of 1.8 m pile

圖18 2.0 m 樁剪力分布圖Fig.18 Shear diagram of 2.0 m pile

（4）樁身?yè)隙冉Y(jié)果分析

圖19、圖20、圖21分別為不同樁長(zhǎng)在兩種加載條件下的樁身?yè)隙确植肌扼w撓度沿樁長(zhǎng)呈非線性分布，最大撓度值在8～13 mm 范圍內(nèi)，樁頂處撓度值最大。

圖19 1.6 m 樁身?yè)隙确植紙DFig.19 Deflection diagram of 1.6 m pile

圖20 1.8 m 樁身?yè)隙确植紙DFig.20 Deflection diagram of 1.8 m pile

圖21 2.0 m 樁身?yè)隙确植紙DFig.21 Deflection diagram of 2.0 m pile

試驗(yàn)初期樁體回彈，撓度均出現(xiàn)較小負(fù)值，隨著荷載的增加，樁身?yè)隙茸兓徛?，抗滑樁處于混凝土未開(kāi)裂階段。試驗(yàn)中后期撓度變化明顯，尤其在最后三級(jí)呈非線性增長(zhǎng)，抗滑樁分別處于混凝土開(kāi)裂-鋼筋屈服階段、鋼筋屈服-混凝土破壞階段。

循環(huán)加載卸荷段，樁體回彈撓度值減小，但卸荷至0 時(shí)，撓度值不為0，這是因?yàn)闃渡硪寻l(fā)生永久變形。撓度均在破壞一級(jí)發(fā)生突變，變化量遠(yuǎn)超上一級(jí)。隨著自由端長(zhǎng)度增加，樁身?yè)隙戎翟龃?，抗滑樁整體穩(wěn)定性降低。

3 結(jié)論

（1）抗滑樁工作劃分為三個(gè)階段：未開(kāi)裂階段，包括樁體回彈及回彈后；混凝土開(kāi)裂-鋼筋屈服階段，混凝土出現(xiàn)裂縫；鋼筋屈服-樁體破壞階段，受拉鋼筋屈服進(jìn)入強(qiáng)化階段。

（2）不同樁長(zhǎng)下樁身內(nèi)力與變形的關(guān)系為：隨著自由段增加，截面抗彎性能得到更充分的利用（截面抗彎性能提升約3%），而抗剪能力減弱（抗剪性能下降約20%）。

（3）不同加載方式下樁身內(nèi)力與變形的關(guān)系為：在不同加載條件下，循環(huán)加載更有利于樁體發(fā)揮承載能力，相較單調(diào)加載約提升2%。