郭振東，黃志強(qiáng)，趙國棟,4，張文韜

(1.中交瑞通建筑工程有限公司，北京 100084；2.中交路橋建設(shè)有限公司，北京 100084；3.沈陽工業(yè)大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，遼寧 沈陽 110870；4.山東濟(jì)華燃?xì)庥邢薰荆綎| 濟(jì)南 250000；5.中交路橋北方工程有限公司，北京 100084)

1 研究背景

隨著我國橋梁建設(shè)的快速發(fā)展，在深水區(qū)域中，出于對(duì)結(jié)構(gòu)施工和環(huán)境保護(hù)等方面的考慮，需要搭設(shè)水上臨時(shí)施工鋼棧橋，作為高速公路主橋和匝道橋施工的主通道、鉆孔平臺(tái)和墩側(cè)作業(yè)平臺(tái)，實(shí)現(xiàn)水下作業(yè)向陸上作業(yè)的轉(zhuǎn)換，待工程完工后拆除。我國南方地區(qū)河流多湍急且河床橫向坡度較大，水流沖刷作用強(qiáng)烈導(dǎo)致河床多為淺覆蓋層或裸巖層。傳統(tǒng)的鋼管樁振沉工藝無法達(dá)到嵌巖深度及承載力的要求，這不僅影響了鋼棧橋的施工進(jìn)度，并且存在很大的安全隱患。為了保證棧橋的安全質(zhì)量與順利施工，采用鋼管樁鉆芯內(nèi)嵌工字鋼并澆筑混凝土的施工工藝，形成鋼-混凝土復(fù)合樁基礎(chǔ)。

斜截面淺覆蓋層上的橋梁樁基將同時(shí)承受上部結(jié)構(gòu)傳遞的豎向荷載與流水沖擊產(chǎn)生的水平荷載，結(jié)構(gòu)受力較平地樁基而言更為復(fù)雜[1-2]。目前，國內(nèi)外有關(guān)斜截面淺覆蓋層復(fù)合樁基礎(chǔ)的系統(tǒng)研究較少，鋼棧橋樁基礎(chǔ)力學(xué)性狀、結(jié)構(gòu)特征及各部分的相互作用等方面的研究方興未艾。趙明華等[1]通過現(xiàn)場試驗(yàn)得到巖質(zhì)邊坡滑坡推力分布規(guī)律，建立了關(guān)于邊坡滑坡體推力的數(shù)值分析模型，并提出了適用于斜截面樁基礎(chǔ)的內(nèi)力與位移計(jì)算公式；尹平保等[3]通過不同坡度及水平荷載作用角度下斜截面樁基礎(chǔ)室內(nèi)模型試驗(yàn)，測得了樁頂荷載位移曲線及樁身彎矩分布，提出了樁基礎(chǔ)水平極限承載力擬合公式；牛富生等[4]通過不同豎向荷載工況下某黃土斜截面樁基進(jìn)行試驗(yàn)，測得了樁身兩側(cè)不同坡面的軸力、樁側(cè)摩阻力及樁側(cè)土壓力的分布規(guī)律與力學(xué)特征，并提出了樁側(cè)摩阻力折減系數(shù)；丁選明等[5]、楊磊[6]通過模擬斜樁在不同傾角下的承載特性，得到了樁身傾角與單樁極限承載力、樁身彎矩、樁身軸力及樁身側(cè)摩阻力的變化規(guī)律；喻豪俊等[7]通過碎石土斜截面水平受荷樁的數(shù)值模擬與現(xiàn)場試驗(yàn)的對(duì)比，探討了不同坡度下樁身變形、彎矩及土壓力的變化，提出了單樁水平臨界荷載和極限荷載在不同坡度區(qū)間內(nèi)取值時(shí)的折減系數(shù)。以上研究成果大多考慮單一荷載對(duì)橋梁樁基礎(chǔ)的影響，并未考慮組合荷載的相互作用，與斜截面淺覆蓋層復(fù)合樁基礎(chǔ)的受力狀況有一定差別。

為此，本文結(jié)合廣東清西大橋臨時(shí)鋼棧橋工程項(xiàng)目，通過現(xiàn)場試驗(yàn)與數(shù)值模擬比較，對(duì)雙向承載的斜截面淺覆蓋層鋼棧橋樁基礎(chǔ)進(jìn)行研究分析，可為相應(yīng)工程提供借鑒。

2 現(xiàn)場試驗(yàn)概況

2.1 工程概況

廣東清西大橋臨時(shí)鋼棧橋標(biāo)準(zhǔn)段寬度為6 m，跨度為12 m，棧橋樁基礎(chǔ)采用雙排2根Φ630 mm鋼管樁作為支撐，橫向間距為4.5 m，并通過槽鋼連接，安置平聯(lián)與剪刀撐，在樁頂兩側(cè)焊接牛腿。鋼管樁往上依次安置工字鋼承重梁、貝雷主梁、工字鋼分配梁(間距0.75 m)、倒扣槽鋼作為橋面板(間距0.25 m)，其結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示。鋼管樁嵌固深度為0.2 m，內(nèi)部鉆探取芯，嵌入I10工字鋼作為錨桿，內(nèi)嵌深度為5.2 m，并澆筑C30水下混凝土，澆筑高度為3 m，最后形成鋼-混凝土復(fù)合樁基礎(chǔ)，如圖1(b)所示。

圖1 實(shí)例工程鋼棧橋結(jié)構(gòu)及鋼-混凝土復(fù)合樁結(jié)構(gòu)示意圖(單位：mm)

鋼棧橋施工現(xiàn)場多為橫向坡度較大的淺覆蓋層區(qū)，河床底基巖主要以強(qiáng)風(fēng)化砂巖、碎裂巖為主，承載力特征值為300～450 kPa，側(cè)摩阻力特征值為80～120 kPa，覆蓋層淤泥厚度不足1 m，坡度比為1∶2.6，部分橋段位于裸巖區(qū)，且水流湍急多漩渦，平均徑流深為1.47 m，最大流速為3.5 m/s。

2.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

現(xiàn)場試驗(yàn)為準(zhǔn)靜載試驗(yàn)[8]，采用總重為500 kN(車重+荷重)的12 m3混凝土罐車，左車輪位于第2貝雷片與第3貝雷片間，右車輪位于第4貝雷片與第5貝雷片間，以0.5 km/h速度勻速通過第1～第5跨，每1.5 m靜止20 s。試驗(yàn)現(xiàn)場如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)現(xiàn)場示意圖 圖3 應(yīng)變測點(diǎn)布置圖

在鋼管樁樁頂布置拉桿式直線位移傳感器，記錄樁頂豎向與水平位移；在鋼管外壁每隔2 m環(huán)形布置4個(gè)應(yīng)變片(共4×11=44片)，如圖3(a)所示；在內(nèi)嵌工字鋼翼緣、腹板每隔1 m布置6個(gè)應(yīng)變片(共6×5=30片)，如圖3(b)所示。由IMC數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動(dòng)采集試驗(yàn)全過程數(shù)據(jù)，待試驗(yàn)結(jié)束后進(jìn)行數(shù)據(jù)分析。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果

(1)樁頂位移。斜截面淺覆蓋層鋼棧橋鋼-混凝土復(fù)合樁的豎向荷載與樁頂位移關(guān)系曲線如圖4所示。其中水平位移方向?yàn)轫槝蚍较颉?/p>

由圖4可知，對(duì)于斜截面淺覆蓋層鋼-混凝土復(fù)合樁，當(dāng)豎向荷載在0～300 kN時(shí)，樁頂豎向與水平位移基本呈線性增加關(guān)系，且增加速率較??；當(dāng)豎向荷載超過300 kN時(shí)，樁頂位移曲線呈指數(shù)增加關(guān)系，樁頂豎向與水平位移均迅速增加。其中，前樁的豎向與水平位移均大于后樁，且柱頂豎向位移約為樁頂水平位移的2倍。當(dāng)豎向荷載為500 kN時(shí)，前樁與后樁的最大豎向位移分別為38.32、36.41 mm；最大水平位移分別為19.82、19.12 mm，兩者相對(duì)位移差均小于為2 mm，橋面未出現(xiàn)明顯的傾斜。

圖4 鋼-混凝土復(fù)合樁豎向荷載-樁頂位移曲線

可見，豎向荷載對(duì)斜截面淺覆蓋層鋼-混凝土復(fù)合樁的豎向和水平位移均產(chǎn)生了影響。以本文現(xiàn)場試驗(yàn)為例，為了限制鋼棧橋樁基礎(chǔ)豎向與水平位移，需要將豎向荷載限制在一定范圍內(nèi)(小于300 kN)，而當(dāng)豎向荷載超過一定范圍時(shí)(大于300 kN)，對(duì)水平位移的抑制作用已不明顯，且豎向位移顯著增加。并且隨著豎向荷載的增加，前樁與后樁的相對(duì)豎向位移幅度增大，而相對(duì)水平位移保持在較小的范圍內(nèi)，因此，在工程設(shè)計(jì)中應(yīng)綜合考慮因豎向荷載過大引起的橋面傾斜。

(2)樁身應(yīng)變。由于鋼-混凝土復(fù)合樁前樁與后樁的現(xiàn)場試驗(yàn)應(yīng)變值差異較小，因此取兩者的平均值，分別得到鋼-混凝土復(fù)合樁外鋼管應(yīng)變和樁內(nèi)工字鋼應(yīng)變隨行車時(shí)間的變化曲線，如圖5所示，當(dāng)車輛行駛150 s時(shí)，剛好處于測試樁中心位置。

由圖5(a)可看出，隨著測試車輛由遠(yuǎn)至近，鋼管的壓應(yīng)變先是逐漸增大，當(dāng)車輛達(dá)到測試樁位置時(shí)，應(yīng)變達(dá)到最大壓應(yīng)變，當(dāng)車輛遠(yuǎn)離時(shí)，應(yīng)變逐漸變小，并恢復(fù)到車輛來臨之前的狀態(tài)。

由圖5(b)可看出，內(nèi)嵌工字鋼的應(yīng)變也是呈現(xiàn)這種先增大后減小的變化。表明樁的整體應(yīng)變變化處于彈性狀態(tài)，滿足設(shè)計(jì)承載要求，且能很好地傳遞水平方向的荷載。

樁體中間嵌入的工字鋼起到了樁加固效果，增加了樁的嵌固能力，且組成復(fù)合樁樁體的工字鋼、鋼管以及中間灌注的混凝土三者共同承載，協(xié)調(diào)變形，整體呈現(xiàn)受壓狀態(tài)，變形連續(xù)，體現(xiàn)了內(nèi)部混凝土粘結(jié)良好，工字鋼整體處于彈性范圍內(nèi)，彈性變形良好。車輛經(jīng)過瞬間，外鋼管頂部與嵌固處最大應(yīng)變值分別為533.12×10-6、243.54×10-6(圖5(a))，這對(duì)外鋼管的疲勞壽命具有影響，應(yīng)在鋼棧橋使用過程中，加強(qiáng)對(duì)外鋼管的相關(guān)監(jiān)測。

從圖5(b)中的數(shù)據(jù)同樣看出，鋼混段中部的工字鋼壓應(yīng)變較小，但隨著橋面荷載的臨近，連接鋼混段與嵌固段的工字鋼應(yīng)變迅速增大，最大接近了36×10-6，大于其他部位的工字鋼應(yīng)變變化量，工字鋼底部應(yīng)變值最大為6.56×10-6，頂部應(yīng)變值最大為4.24×10-6，分析表明鋼混段與嵌固段交界處內(nèi)嵌工字鋼出現(xiàn)應(yīng)變集中現(xiàn)象，這部分是混凝土與巖石交接處，受力不均勻，主要承受了行車荷載對(duì)樁體的豎向和水平作用力以及流水沖擊力。嵌固段中部的樁身變形主要體現(xiàn)了樁底土層承載能力的影響，嵌固段工字鋼受力不大，起主要受力作用的是鋼混段，說明可以考慮將原設(shè)計(jì)的嵌固段5.2 m的設(shè)計(jì)長度適當(dāng)減少。

圖5 鋼-混凝土復(fù)合樁外鋼管和樁內(nèi)工字鋼應(yīng)變隨行車時(shí)間的變化曲線

3 數(shù)值模擬

3.1 模型參數(shù)選取

為了便于建立模型，提高運(yùn)算效率，選取一跨鋼棧橋進(jìn)行建模研究。根據(jù)設(shè)計(jì)資料，鋼棧橋標(biāo)準(zhǔn)段寬度為6 m，跨度為12 m。對(duì)于鋼-混凝土復(fù)合樁而言，外鋼管均為Φ630 mm×8 mm鋼管，其中前樁長22 m，后樁長20.25 m，嵌固深度為0.2 m，內(nèi)部混凝土澆筑高度為3 m，內(nèi)嵌工字鋼為I10，嵌固深度為5.2 m。根據(jù)圣維南原理[9]，豎向荷載只對(duì)一定范圍內(nèi)的土體產(chǎn)生明顯的影響，計(jì)算土體尺寸采用鋼-混凝土復(fù)合樁間距長寬的5倍，即計(jì)算的橫向范圍為60 m，縱向范圍為22.5 m，因?yàn)樾苯孛鏈\覆蓋層，不考慮淤泥層的影響，中心垂直范圍取為16.5 m，坡度比為1∶2.6。

鋼材均為Q235B，采用二次塑流本構(gòu)模型[10]；內(nèi)部混凝土為C30，采用圓鋼管混凝土本構(gòu)模型[10]；計(jì)算土體主要以強(qiáng)風(fēng)化砂巖、碎裂巖為主，采用Mohr-Coulomnb本構(gòu)模型[11-12]。網(wǎng)格以六面體為主，均為實(shí)體單元，提高內(nèi)嵌工字鋼的網(wǎng)格密度，如圖6所示，以便觀察內(nèi)嵌工字鋼的力學(xué)變化。斜截面淺覆蓋層鋼棧橋樁基礎(chǔ)模型如圖7所示。

圖6 鋼-混凝土復(fù)合樁模型

圖7 斜截面淺覆蓋層鋼棧橋樁基礎(chǔ)模型

在數(shù)值模擬中，應(yīng)當(dāng)合理地考慮鋼混界面的粘結(jié)效應(yīng)以提高模型的計(jì)算精度，但目前為止，對(duì)鋼混界面的粘結(jié)效應(yīng)的相關(guān)研究不足，缺乏相關(guān)的本構(gòu)關(guān)系。部分研究表明[13-14]，在未考慮鋼混界面的粘結(jié)效應(yīng)的情況下，數(shù)值模擬的結(jié)果依然可以滿足計(jì)算的要求，并提高了運(yùn)算效率。因此，為了便于數(shù)值模擬，本文在建立斜截面淺覆蓋層鋼棧橋樁基礎(chǔ)模型時(shí)，沒有考慮鋼混界面的粘結(jié)效應(yīng)，在接觸部分直接用綁定約束來模擬鋼混之間的相互作用。

對(duì)于單跨鋼棧橋而言，需要考慮相鄰鋼棧橋的影響。分別對(duì)單跨鋼棧橋頂部某方向施加集中力F，得到相應(yīng)的側(cè)移值Δ，即可得到彈性剛度k=F/Δ。通過上述方法計(jì)算，得到鋼棧橋沿兩個(gè)方向的彈性剛度。在斜截面淺覆蓋層鋼棧橋模型中將以上計(jì)算所得彈性剛度的彈簧施加于鋼棧橋，即認(rèn)為考慮了相鄰鋼棧橋的影響。為了與現(xiàn)場實(shí)際情況保持一致，將模型樁周土及鋼-混凝土復(fù)合樁外鋼管底端的邊界節(jié)點(diǎn)施加X、Y、Z3個(gè)方向的0位移約束。

3.2 模型加載及合理性驗(yàn)算

為了保證模型驗(yàn)證的準(zhǔn)確性，在施加荷載之前，首先設(shè)置地應(yīng)力平衡[15]，然后在橋面板中心上部建立了參考點(diǎn)，在參考點(diǎn)與橋面板之間建立了剛體約束，并以集中力的形式向基準(zhǔn)點(diǎn)施加軸向荷載，分10級(jí)加載(每級(jí)100 kN)，直至1 000 kN。在鋼管樁順橋向施加流水荷載Fw[16]。水位取20年一遇最高水位19.37 m，流水荷載Fw為：

(1)

式中：Fw為流水荷載，kN；γ為水的重度，取9.80 kN/m3；v為設(shè)計(jì)流速，取3.50 m/s；A為復(fù)合樁阻水面積，取3.78 m2；g為重力加速度，取9.80 m/s2；K為橋樁系數(shù)，取0.8，可得Fw=18.52 kN。流水壓力合力的著力點(diǎn)，假定在設(shè)計(jì)水位線以下0.3倍水深處。

為了比較數(shù)值模型與現(xiàn)場試驗(yàn)的擬合程度，選取前樁的豎向荷載-樁頂豎向位移曲線為評(píng)價(jià)依據(jù)，比較曲線如圖8所示。

圖8 豎向荷載-樁頂豎向位移比較曲線

由圖8可得，數(shù)值模型與現(xiàn)場試驗(yàn)雖然不是完全的吻合，但大體數(shù)值和曲線趨勢仍具有良好的一致性，數(shù)值模擬與現(xiàn)場試驗(yàn)的位移值相對(duì)誤差基本小于8%，平均值為4.2%，滿足計(jì)算要求。與現(xiàn)場試驗(yàn)值相比，數(shù)值模擬值普遍較高。分析的原因可能是：(1)在模擬過程中，橋面處于理想的均布應(yīng)力狀態(tài)，存在理想的鉸約束；而在實(shí)際試驗(yàn)中，橋面處于鉸與固定約束之間，不存在理想的鉸約束，因此對(duì)鋼棧橋的承載力有一定的影響；(2)在模擬中，忽略了內(nèi)嵌工字鋼與外鋼管、內(nèi)部混凝土之間的相對(duì)滑移，直接在內(nèi)嵌工字鋼與外鋼管、內(nèi)部混凝土之間施加約束，與復(fù)合樁的實(shí)際受力情況不同，使鋼棧橋承載力偏高；(3)由于模擬時(shí)各材料均是各向勻質(zhì)，而實(shí)際情況中鋼棧橋在施工安裝過程中難以保證材料各向同性勻質(zhì)，最終導(dǎo)致鋼棧橋位移數(shù)值模擬值與現(xiàn)場試驗(yàn)值相比偏大。

由圖8還可看出，當(dāng)豎向荷載加載至600 kN時(shí)，鋼棧橋豎向位移數(shù)值模擬曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)，取該級(jí)荷載作為鋼棧橋樁基礎(chǔ)極限承載力，此時(shí)鋼棧橋樁基礎(chǔ)位移云圖如圖9所示。

圖9 鋼棧橋樁基礎(chǔ)位移云圖 圖10 外鋼管應(yīng)力云圖 圖11 內(nèi)嵌工字鋼應(yīng)力云圖

現(xiàn)場試驗(yàn)豎向位移曲線在豎向荷載為500 kN終止，沒有出現(xiàn)拐點(diǎn)，因此運(yùn)用多項(xiàng)式擬合推測后期曲線走勢，經(jīng)計(jì)算可得出，當(dāng)豎向荷載為613 kN時(shí)，現(xiàn)場試驗(yàn)豎向位移曲線將會(huì)出現(xiàn)拐點(diǎn)，推測結(jié)果和數(shù)值模擬較為吻合，證明本模型所選參數(shù)與簡化方式合理，可以進(jìn)行下一步的數(shù)值模擬分析。

4 現(xiàn)場試驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)比分析

4.1 鋼-混凝土復(fù)合樁基礎(chǔ)應(yīng)力對(duì)比

豎向荷載為500 kN時(shí)，鋼-混凝土復(fù)合樁外鋼管及內(nèi)嵌工字鋼的應(yīng)力云圖分別如圖10、11所示。由圖10、11可看出，外鋼管在頂部及嵌固處應(yīng)力較大，內(nèi)嵌工字鋼在鋼混段與嵌固段交界處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，前樁受到斜截面淺覆蓋層的影響更大。

將鋼-混凝土復(fù)合樁外鋼管和內(nèi)嵌工字鋼不同位置的現(xiàn)場試驗(yàn)應(yīng)力值與數(shù)值模擬值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表1所示。

由表1可知，各位置應(yīng)力的數(shù)值計(jì)算值與現(xiàn)場試驗(yàn)值相差較小，鋼-混凝土復(fù)合樁能較好地傳遞荷載，使外鋼管、內(nèi)部混凝土和內(nèi)嵌工字鋼三者協(xié)同受力，內(nèi)嵌工字鋼在交界處出現(xiàn)應(yīng)力集中，但未到達(dá)屈服，滿足承載能力要求。

表1 鋼-混凝土復(fù)合樁不同位置的現(xiàn)場試驗(yàn)應(yīng)力值與數(shù)值模擬值對(duì)比 MPa

4.2 鋼-混凝土復(fù)合樁基礎(chǔ)彎矩對(duì)比

豎向荷載為500 kN時(shí)，鋼-混凝土復(fù)合樁的樁身彎矩分布曲線如圖12所示。

圖12 鋼-混凝土復(fù)合樁的樁身彎矩分布曲線

對(duì)圖12進(jìn)行分析如下：

(1)在雙向荷載的作用下，現(xiàn)場試驗(yàn)與數(shù)值模擬的樁身彎矩分布曲線均呈“S”型分布，前樁與后樁樁身分別在距樁頂14與12 m附近出現(xiàn)反彎點(diǎn)[17]。在流水沖擊與豎向荷載的雙向作用下，導(dǎo)致復(fù)合樁樁頂會(huì)產(chǎn)生流水方向的水平位移，從而產(chǎn)生樁頂截面彎矩[18]。樁底邊界條件為嵌固，因此樁底截面無彎矩產(chǎn)生。

(2)樁身上段均存在較大負(fù)彎矩，前樁與后樁的最大負(fù)彎矩值均出現(xiàn)在距樁頂4 m左右處，前樁現(xiàn)場試驗(yàn)與數(shù)值模擬的最大彎矩值分別為3.38、3.64 N·m，后樁的最大彎矩值分別為3.97、4.39 N·m，后樁比前樁的彎矩增幅分別為17.5%、20.6%，說明對(duì)于斜截面淺覆蓋層鋼-混凝土復(fù)合樁，樁頂彎矩荷載會(huì)對(duì)樁身彎矩最大值產(chǎn)生影響，且對(duì)于后樁的影響更加明顯。

(3)由于鋼管樁嵌固深度不足且受到流水的沖擊作用，在樁身中部產(chǎn)生了水平方向的彎曲變形，即使樁頂?shù)呢Q向荷載可以抵消、抑制部分樁身彎曲變形，但樁身也不可避免地會(huì)產(chǎn)生附加彎矩[19-20]，對(duì)于鋼-混凝土復(fù)合樁而言，因內(nèi)部澆筑混凝土并嵌入工字鋼，從而提高了樁體整體強(qiáng)度和剛度，有利于鋼棧橋的穩(wěn)定。

5 結(jié) 論

本文通過實(shí)例工程的現(xiàn)場試驗(yàn)與數(shù)值模擬，對(duì)雙向承載的斜截面淺覆蓋層鋼棧橋樁基礎(chǔ)進(jìn)行研究分析，主要得到以下結(jié)論：

(1)在斜截面淺覆蓋層區(qū)，鋼棧橋承受豎向荷載與水平流水荷載，前樁樁頂?shù)呢Q向與水平位移均大于后樁。隨著豎向荷載的增加，樁頂豎向位移增幅加劇，而樁頂水平位移增幅相對(duì)較小，樁頂豎向位移約為樁頂水平位移的2倍。當(dāng)豎向荷載大于300 kN時(shí)，對(duì)樁頂水平位移的抑制作用已不明顯，且樁頂豎向位移顯著增加。

(2)在現(xiàn)場試驗(yàn)過程中，外鋼管與內(nèi)嵌工字鋼各部位均為壓應(yīng)變，且前樁應(yīng)變值均大于后樁。當(dāng)豎向荷載大于300 kN時(shí)，外鋼管頂部應(yīng)變值迅速增加，但并沒有出現(xiàn)明顯變形，鋼管樁處于彈性應(yīng)變范圍內(nèi)，內(nèi)嵌工字鋼在鋼混段與嵌固段交界處出現(xiàn)應(yīng)變集中現(xiàn)象。

(3)對(duì)于鋼-混凝土復(fù)合樁而言，樁體中間嵌入的工字鋼起到了樁加固效果，增加了樁的嵌固能力，且組成復(fù)合樁樁體的工字鋼、鋼管以及中間灌注的混凝土三者共同承載，協(xié)調(diào)變形，達(dá)到了預(yù)想的設(shè)計(jì)效果。

(4)現(xiàn)場試驗(yàn)與數(shù)值模擬的樁身彎矩分布曲線均呈“S”型分布，樁身上段均存在較大負(fù)彎矩，由于流水荷載的作用，使得樁頂彎矩對(duì)樁身彎矩最大值產(chǎn)生影響，且對(duì)于后樁的影響更加明顯。豎向荷載雖能在一定程度上抑制樁身變形，但仍會(huì)產(chǎn)生附加彎矩。內(nèi)嵌工字鋼可提高樁體強(qiáng)度和剛度，有利于鋼棧橋的穩(wěn)定。