單玉麟，黃福云，羅小燁，張峰，陳寶春

（1.東南大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇南京 211189；2.福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建福州 350108）

整體式橋臺(tái)無縫橋（簡(jiǎn)稱整體橋）是指由上部結(jié)構(gòu)主梁、橋面板以及橋頭搭板和下部結(jié)構(gòu)橋臺(tái)、樁基礎(chǔ)連成整體的橋梁［1-2］.不過，在實(shí)際工程中，由于臺(tái)后填土存在，整體式橋臺(tái)臺(tái)底樁基礎(chǔ)一般處于不平衡土壓力狀態(tài)，同時(shí)橋梁修建在邊坡之上或施工過程中樁側(cè)有堆載也會(huì)使樁基處于不平衡土壓力狀態(tài).另外，整體橋取消伸縮縫后主梁在升降溫時(shí)的變形不同也會(huì)導(dǎo)致樁頂水平變形的不一致.因此，需開展完全不對(duì)稱條件下（土壓力不平衡和加載不一致）整體橋樁基受力性能研究.

目前，大多數(shù)學(xué)者［3-6］開展的是平衡土壓力狀態(tài)下樁-土相互作用的研究，研究表明：平衡土壓力狀態(tài)下，樁身水平變形、樁側(cè)土抗力和樁身彎矩基本上是對(duì)稱的.然而，對(duì)于不平衡土壓力的研究主要集中在有縫橋的邊坡和堆載方面.Mezazigh等［7］、Sawwaf［8］和Bouafia 等［9］開展了邊坡下樁-土相互作用的離心機(jī)試驗(yàn)，研究表明：樁基越靠近邊坡，樁身位移和內(nèi)力越大.Sawant 等［10］和Chae 等［11］采用數(shù)值模擬手段研究了邊坡距離對(duì)樁基的影響，研究表明：邊坡距離對(duì)樁基承載力和樁側(cè)土抗力產(chǎn)生顯著的影響.蒯行成等［12］采用ANSYS 有限元軟件研究了堆載作用下軟土參數(shù)對(duì)接觸應(yīng)力的影響.陳福全等［13］采用數(shù)值分析手段研究了堆載對(duì)樁基的影響，研究表明：堆載引起的不平衡土壓力對(duì)樁基的變形和內(nèi)力有明顯影響.對(duì)于整體橋樁基受力性能的研究大多集中在完全對(duì)稱條件下（土壓力平衡和加載一致）的樁基礎(chǔ)上［14-18］，而對(duì)于不平衡土力狀態(tài)下樁基受力性能的研究則不多［19-21］.同時(shí)，邊坡和堆積荷載下的樁基與整體式橋臺(tái)下的樁基在受力性能方面存在顯著差異.其中，邊坡和堆積荷載下的樁基由于土擾動(dòng)結(jié)構(gòu)造成樁基處于不平衡土壓力狀態(tài)，從而對(duì)樁基的受力性能產(chǎn)生較大的影響；整體式橋臺(tái)下的樁基不僅天然處于不平衡土壓力狀態(tài)，而且由于結(jié)構(gòu)擾動(dòng)土（臺(tái)-土相互作用）造成樁頂?shù)乃酵鶑?fù)變形不一致.綜上所述，對(duì)于不平衡土壓力下整體橋樁基受力性能的研究還不多，而既考慮不平衡土壓力，又考慮非對(duì)稱加載下整體橋樁基受力性能的研究則更少.

為此，本文分別開展了完全對(duì)稱條件下（土壓力平衡和加載一致）、僅土壓力不平衡（加載一致）和完全不對(duì)稱條件下（土壓力不平衡和加載不一致）H 型鋼樁-土相互作用擬靜力試驗(yàn)研究，著重分析非對(duì)稱條件下H型鋼樁基的受力性能.另外，進(jìn)一步分析對(duì)比樁身水平變形、樁側(cè)土壓力、樁身應(yīng)變和彎矩等，為整體橋樁基設(shè)計(jì)和相關(guān)規(guī)范的制定提供借鑒和參考.

1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作了3 根H 型鋼樁，其中一根為完全對(duì)稱條件下（土壓力平衡和加載一致）整體橋H 型鋼樁，編號(hào)為SC-1；一根為僅土壓力不平衡（加載一致）整體橋H 型鋼樁，編號(hào)為UC-2；另一根為完全不對(duì)稱條件下（土壓力不平衡和加載不一致）整體橋H 型鋼樁，編號(hào)為AC-3，如表1 所示.由于本文主要研究非對(duì)稱條件下整體橋H 型鋼樁基的受力性能，因此，本文主要對(duì)完全不對(duì)稱條件下（土壓力不平衡和加載不一致）AC-3試件進(jìn)行介紹.

表1 SC-1和UC-2和AC-3試驗(yàn)工況Tab.1 The loading case of SC-1，UC-2 and AC-3

H 型鋼樁的尺寸長(zhǎng)度為L(zhǎng)=3.21 m，樁寬和樁厚分別為W=217 mm 和B=155 mm，翼緣板和腹板厚分別為t1=6 mm 和t2=10 mm.H 型鋼樁入土深度為L(zhǎng)t=2.90 m，露出土表面長(zhǎng)度為L(zhǎng)0=0.31 m.H 型鋼樁采用Q235 鋼材，抗壓強(qiáng)度為fcu=215 MPa，屈服強(qiáng)度為fy=238 MPa，彈性模量為E=208 GPa.

1.2 土箱與土體參數(shù)

試驗(yàn)土箱采用長(zhǎng)3 m，寬2 m，高4 m，壁厚10 mm的剛性矩形鋼箱，如圖1（a）所示.當(dāng)樁基距土箱側(cè)壁滿足5 倍樁厚距離即可忽略土箱邊界效應(yīng)的影響［22-24］，如圖1（b）（c）所示.

圖1 土箱和模型俯視圖Fig.1 Soil box and model top view

試驗(yàn)用砂采用閩江砂土，試驗(yàn)前先將試件移動(dòng)到土箱中并固定，然后將25 cm厚的砂土分層填入土箱并夯實(shí)，直至填筑完成，最后將土箱底部錨固在實(shí)驗(yàn)室反力地坪上.從土箱壓實(shí)的砂土中，環(huán)刀取多個(gè)試樣，在室內(nèi)測(cè)量砂土的參數(shù)，測(cè)得該砂屬于稍密砂，其中，密度為1.50 g∕cm3，相對(duì)密度為53%，內(nèi)摩擦角為35°，含水量為1.3%，孔隙比為0.59，黏聚力為0 kPa，平均標(biāo)準(zhǔn)貫入度為11.

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

SC-1、UC-2和AC-3試件均布置有土壓力計(jì)、應(yīng)變片和位移計(jì).以下以AC-3試件為典型對(duì)測(cè)點(diǎn)布置進(jìn)行介紹.對(duì)于土壓力計(jì)的布置，在H型鋼樁腹板兩側(cè)對(duì)稱布置12 對(duì)土壓力計(jì)，共計(jì)24 個(gè)，從土表面開始間距為200 mm 和350 mm 交叉布置，編號(hào)為T1～T24，如圖2（a）所示；對(duì)于應(yīng)變片的布置，在H 型鋼樁翼緣板對(duì)稱的布置13 對(duì)應(yīng)變片，共計(jì)26 個(gè)，從土表面開始間距為200 mm，編號(hào)為S1～S26，如圖2（b）所示；對(duì)于位移計(jì)的布置，在H 型鋼樁樁側(cè)布置了11 個(gè)位移計(jì)，從土表面開始間距為200 mm 和600 mm，編號(hào)為D1～D11，如圖2（c）所示.

圖2 AC-3試件傳感器布置（單位：mm）Fig.2 Sensor layout of AC-3 specimen（unit：mm）

1.4 試驗(yàn)加載工況

1.4.1 非平衡土壓力的施加

SC-1 模型樁基兩側(cè)土體高度一致，均為3 m，如圖3（a）所示；UC-2 和AC-3 模型樁基兩側(cè)高度分別為4 m 和3 m，形成1 m 高的不平衡土壓力的狀態(tài)，如圖3（b）所示.擋土裝置采用傳統(tǒng)的砂袋和鋼板，如圖3（c）所示.

圖3 非對(duì)稱條件設(shè)計(jì)（單元：mm）Fig.3 The design of asymmetrical condition（Unit：mm）

1.4.2 非對(duì)稱位移荷載的施加

實(shí)橋監(jiān)測(cè)［25-29］和室內(nèi)模型［19-21］試驗(yàn)表明，降溫時(shí)主梁引起的樁頂位移量通常大于升溫時(shí)的.因此，為簡(jiǎn)化起見，本文的非對(duì)稱位移荷載的施加分別假定樁基升溫時(shí)的最大加載位移為+3 mm，降溫時(shí)的最大加載位移為-10 mm.其中，正向依次采用+0.2 mm、+0.4 mm、+0.6 mm、+0.8 mm、+1.0 mm、+2.0 mm、+2.5 mm 和+3.0 mm加載；負(fù)向依次采用-1.0 mm、-2.5 mm、-4.0 mm、-5.0 mm、-6.0 mm、-8.0 mm、-9.0 mm和-10.0 mm加載.

1.5 加載制度與裝置

整體橋主梁在溫度作用下將產(chǎn)生水平往復(fù)變形.這些往復(fù)變形由主梁向兩端的橋臺(tái)及臺(tái)底樁基礎(chǔ)傳遞，引起復(fù)雜的結(jié)構(gòu)-土相互作用.目前，對(duì)于整體橋主梁在溫度荷載作用下的水平往復(fù)變形主要通過電液伺服加載系統(tǒng)控制樁頂?shù)乃阶冃蝸眢w現(xiàn).

因此，試驗(yàn)加載制度均采用位移荷載控制.其中，對(duì)稱加載按照2 mm、5 mm、8 mm 及10 mm 施加樁頂位移，如圖4（a）所示；非對(duì)稱加載按照1.4.2 節(jié)施加，如圖4（b）所示；加載頻率為1 Hz，每級(jí)荷載循環(huán)3 次，且每級(jí)加載持荷30 s.試驗(yàn)加載裝置采用福州大學(xué)MTS 電液伺服加載系統(tǒng)施加循環(huán)往復(fù)加載，如圖4（c）所示.本文定義樁后側(cè)方向?yàn)檎较?；樁前?cè)方向?yàn)樨?fù)方向.如無特殊說明，均取每級(jí)荷載的第2次循環(huán)的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析.

圖4 試驗(yàn)加載制度和加載裝置（單位：mm）Fig.4 Loading scheme and devise（unit：mm）

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

由于本文主要研究完全不對(duì)稱條件下（土壓力不平衡和加載不一致）整體橋H 型鋼樁基的受力性能，因此，以下將著重介紹完全不對(duì)稱條件下AC-3試件的試驗(yàn)結(jié)果，而對(duì)SC-1 和UC-2 試件僅進(jìn)行比較.

2.1 樁身水平變形分析與影響因素

2.1.1 AC-3試件樁身水平變形分析

圖5 為AC-3 試件沿深度方向的樁身水平變形分布規(guī)律.

圖5 AC-3試件樁身水平變形分布規(guī)律Fig.5 Distribution law of horizontal deformation of AC-3 specimen

由圖5（a）可知，正向加載時(shí)，AC-3 試件樁身水平變形沿埋深方向先減小至零，接著反向增加至最大后減小至樁底.在埋深0～0.2 m（0.0B～1.3B，B為H型鋼樁樁厚）處，樁身水平變形沿埋深方向逐漸減小；在埋深0.2～0.6 m（1.3B～3.9B）處，反向增大至最大，最大值為-3.24 mm，超過了樁頂?shù)淖畲笏阶冃危?.68 mm）；在埋深0.6～2.9 m（3.9B～18.7B）處，逐漸減小.由圖5（b）可知，負(fù)向加載時(shí)，AC-3試件樁頂水平變形最大，而樁身水平變形沿埋深方向逐漸減小，在埋深2.4 m（15.5B）處略有反向，其與傳統(tǒng)的樁基水平變形分布規(guī)律相同［16-18］.

比較圖5（a）（b）可知，AC-3 試件正向與負(fù)向加載時(shí)的樁身水平變形存在顯著的差異.如正向加載時(shí)，除樁頂區(qū)域產(chǎn)生與加載方向一致（朝正向）的變形外，大部分樁身產(chǎn)生朝負(fù)向的變形；而負(fù)向加載時(shí)樁身均基本產(chǎn)生朝負(fù)向的變形.其原因是正向土壓力大于負(fù)向，在水平位移荷載反復(fù)作用下，樁基會(huì)不斷向土壓力小的一側(cè)（負(fù)向）撓曲變形，從而使樁基產(chǎn)生了朝負(fù)向的整體累積變形.另外，正向加載時(shí)，AC-3 試件樁身最大水平變形發(fā)生在埋深0.6 m（3.9B）處，而負(fù)向加載時(shí)樁身最大水平變形發(fā)生在樁頂處.

2.1.2 不同條件下各試件樁身水平變形影響分析

1）不平衡土壓力影響.

圖6 給出了考慮不平衡土壓力影響下，SC-1 和UC-2 試件沿深度方向的樁身水平變形分布規(guī)律的比較.

圖6 SC-1和UC-2試件樁身水平變形分布規(guī)律的比較Fig.6 Comparison on distribution law of horizontal deformation of SC-1 and UC-2 specimens

由圖6（a）可知，正向加載位移+2.0 mm 時(shí)，由于不平衡土壓力的影響，SC-1 和UC-2 試件樁身水平變形存在顯著的差異.如SC-1模型樁身水平變形沿埋深方向逐漸減??；UC-2 試件的樁身水平變形沿埋深先減小至零，接著反向增大至最大后減小至樁底.通過比較還可知，SC-1 試件的樁身最大水平變形發(fā)生在樁頂處，而UC-2試件的樁身最大水平變形發(fā)生在埋深0.6 m（3.9B）處.

由圖6（b）可知，負(fù)向加載位移-5.0 mm 時(shí)，SC-1和UC-2試件樁身水平變形分布規(guī)律基本相似.但由于不平衡土壓力的影響，UC-2 試件的樁身水平變形整體上略大于SC-1試件.

2）非一致加載影響分析.

圖7 給出了考慮非一致加載影響下，UC-2 和AC-3 試件沿深度方向的樁身水平變形分布規(guī)律的比較.

圖7 UC-2和AC-3試件樁身水平變形分布規(guī)律的比較Fig.7 Comparison on distribution law of horizontal deformation of UC-2 and AC-3 specimens

由圖7 可知，正負(fù)向加載時(shí)，AC-3 和UC-2 試件的樁身水平變形分布規(guī)律基本相似.但由于非一致加載的影響，AC-3 試件的樁身水平變形小于UC-2試件.正向加載位移+2.0 mm 時(shí)，AC-3 和UC-2 試件的負(fù)向最大累積變形分別為-1.59 mm 和-1.98 mm；前者是后者的0.8倍.

3）不平衡土壓力和非一致加載綜合影響分析.

圖8 給出了考慮不平衡土壓力和非一致加載影響下，SC-1 和AC-3 試件沿深度方向的樁身水平變形分布規(guī)律的比較.

圖8 SC-1和AC-3試件樁身水平變形分布規(guī)律的比較Fig.8 Comparison on distribution law of horizontal deformation of SC-1 and AC-3 specimens

由圖8（a）可知，正向加載位移為+2.0 mm 時(shí)，由于不平衡土壓力和非一致加載的綜合影響，SC-1 和AC-3試件的樁身水平變形存在顯著的差異.如在埋深0.0～0.3 m（0.0B～1.9B）內(nèi)，SC-1 和AC-3 試件的樁身水平變形均與加載方向相同；在埋深0.3～1.6 m（1.9B～10.3B）內(nèi)，AC-3 試件產(chǎn)生朝負(fù)向的整體累積變形，而SC-1 試件樁身水平變形仍與加載方向相同；在埋深1.6～2.9 m（10.3B～18.7B）內(nèi)，兩試件樁身變形均與加載方向相反.

由圖8（b）可知，負(fù)向加載位移為-5.0 mm 時(shí)，SC-1 和AC-3 試件樁身水平變形分布規(guī)律基本相似.通過比較還可知，在埋深0.0～1.6 m（0.0B～10.3B）內(nèi)，AC-3 試件樁身水平變形小于SC-1 試件；在埋深超過1.6 m（10.3B）處，兩試件樁身水平變形相差不大.

2.2 樁側(cè)土抗力分析與影響因素

2.2.1 AC-3試件樁側(cè)土抗力分析

圖9 為AC-3 試件沿深度方向的樁側(cè)土抗力分布規(guī)律.由圖可知，正負(fù)向加載時(shí)，AC-3試件樁側(cè)土抗力均沿埋深方向先增大后減小至零，接著反向變化.

圖9 AC-3試件樁側(cè)土抗力分布規(guī)律Fig.9 Distribution law of soil resistance of AC-3 specimen

由圖9（a）可知，正向加載時(shí)，在埋深0.0～0.6 m（0.0B～3.9B）內(nèi)，AC-3 試件樁側(cè)土抗力沿埋深方向逐漸增至最大；在埋深0.6～1.75 m（3.9B～11.3B）內(nèi)，逐漸減?。辉诼裆畛^1.75 m（11.3B）處，反向變化.由圖9（b）可知，負(fù)向加載時(shí)，AC-3 試件樁側(cè)土抗力分布規(guī)律與正向加載時(shí)的基本相似.

比較圖9（a）（b）可知，由于不平衡土壓力的存在，AC-3 試件正向加載時(shí)的樁側(cè)土抗力顯著大于負(fù)向加載時(shí).如正向加載位移為+3.0 mm 時(shí)，樁側(cè)最大土抗力為57.25 kPa，對(duì)應(yīng)埋深為0.6 m（3.9B）；負(fù)向加載位移為-10 mm 時(shí)，樁側(cè)最大土抗力為23.08 kPa，對(duì)應(yīng)埋深為0.8 m（5.2B）.前者的樁側(cè)最大土抗力為后者的2.5倍，且前者的樁側(cè)最大土抗力對(duì)應(yīng)埋深稍淺于后者.

2.2.2 不同條件下各試件樁側(cè)土抗力影響分析

1）不平衡土壓力影響.

圖10給出了考慮不平衡土壓力影響下，SC-1和UC-2 試件沿深度方向的樁側(cè)土抗力分布規(guī)律的比較.

圖10 SC-1和UC-2試件樁側(cè)土抗力分布規(guī)律的比較Fig.10 Comparison on distribution law of soil resistance of SC-1 and UC-2 specimens

由圖10（a）可知，正向加載位移+2.0 mm時(shí)，由于不平衡土壓力的影響，UC-2 試件的樁側(cè)土抗力顯著大于SC-1 試件.UC-2 和SC-1 試件的樁側(cè)最大土抗力分別為30.73 kPa 和8.30 kPa，前者是后者的3.7倍；另外，UC-2 試件的樁側(cè)最大土抗力對(duì)應(yīng)埋深稍大于SC-1試件.

由圖10（b）可知，負(fù)向加載位移-5.0 mm 時(shí)，在埋深0.0～0.6 m（0.0B～3.9B）內(nèi)，UC-2 試件的樁側(cè)土抗力小于SC-1 試件；在埋深超過0.6 m（3.9B）處，UC-2 試件的樁側(cè)土抗力大于SC-1 試件.另外，UC-2 和SC-1 試件的樁側(cè)最大土抗力相差不大，但前者樁側(cè)最大土抗力對(duì)應(yīng)埋深較深.

2）非一致加載影響分析.

圖11 給出了考慮非一致加載影響下，UC-2 和AC-3試件沿深度方向的樁側(cè)土抗力分布規(guī)律的比較.

圖11 UC-2和AC-3試件樁側(cè)土抗力分布規(guī)律的比較Fig.11 Comparison on distribution law of soil resistance of UC-2 and AC-3 specimens

由圖11（a）可知，正向加載位移+2.0 mm時(shí)，由于非一致加載的影響，AC-3 和UC-2 試件樁側(cè)土抗力存在略微的不同.在埋深0.0～0.6 m（0.0B～3.9B）內(nèi)，AC-3 試件的樁側(cè)土抗力小于UC-2 試件；在埋深超過0.6 m（3.9B）處，AC-3試件的樁側(cè)土抗力大于UC-2 試件.從圖11（b）可知，負(fù)向加載位移-5.0 mm 時(shí)，由于非一致加載的影響，AC-3 試件的樁側(cè)土抗力整體上小于UC-2試件.

3）不平衡土壓力和非一致加載綜合影響分析.

圖12 給出了考慮不平衡土壓力和非一致加載影響下，SC-1 和AC-3 試件沿深度方向的樁側(cè)土抗力分布規(guī)律的比較.

圖12 SC-1和AC-3試件樁側(cè)土抗力分布規(guī)律的比較Fig.12 Comparison on distribution law of soil resistance of SC-1 and AC-3 specimens

由圖12（a）可知，正向加載位移為+2.0 mm時(shí)，由于臺(tái)后填土（不平衡土壓力）的存在，AC-3 試件的樁側(cè)土抗力顯著大于SC-1 試件.如AC-3 試件的樁側(cè)最大土抗力為46.44 kPa，SC-1 試件的樁側(cè)最大土抗力為8.30 kPa，前者的樁側(cè)最大土抗力為后者的5.6倍.另外，AC-3 試件的樁側(cè)最大土抗力對(duì)應(yīng)埋深較深.

由圖12（b）可知，負(fù)向加載位移-5.0 mm 時(shí)，由于非一致加載的影響，AC-3 試件的樁側(cè)土抗力整體上小于SC-1試件.

2.3 樁身應(yīng)變和彎矩分析與影響因素

2.3.1 AC-3試件樁身應(yīng)變和彎矩分析

樁身應(yīng)變分布規(guī)律可直接由布置在兩翼緣的應(yīng)變片得到.同時(shí)，根據(jù)平截面假定，可由實(shí)測(cè)應(yīng)變反算得到樁身彎矩M（z），計(jì)算公式如下：

式中：E為混凝土彈性模量；I是截面慣性矩；εt（z）和εc（z）分別為埋深z米處H 型鋼樁拉、壓應(yīng)變；B為H型鋼樁樁厚.

圖13 為AC-3 試件沿深度方向的樁身拉、壓應(yīng)變和彎矩分布規(guī)律.由圖13 可知，正負(fù)向加載時(shí)，AC-3 試件的樁身拉、壓應(yīng)變和彎矩均沿埋深方向先增大后減小，與傳統(tǒng)樁基樁身拉、壓應(yīng)變分布規(guī)律［16-18］基本相同.

圖13 AC-3試件樁身應(yīng)變和彎矩分布規(guī)律Fig.13 Distribution law of strain and bending moment of AC-3 specimen

由圖13（a）可知，正向加載時(shí)，AC-3試件的樁身拉、壓應(yīng)變對(duì)稱且處于彈性范圍內(nèi).如正向加載時(shí)樁身最大拉、壓應(yīng)變分別為247.50 με和-242.56 με.但樁身最大拉、壓應(yīng)變的對(duì)應(yīng)埋深略有不同，其中，最大拉應(yīng)變對(duì)應(yīng)埋深為1.0 m（6.5B），最大壓應(yīng)變對(duì)應(yīng)埋深為1.2 m（7.7B）.由圖13（b）可知，負(fù)向加載時(shí)，AC-3 試件的樁身拉、壓應(yīng)變也對(duì)稱且處于彈性范圍內(nèi).其中，最大拉、壓應(yīng)變分別為217.63 με和-212.96 με；對(duì)應(yīng)埋深均為1.2 m（7.7B）.

比較圖13（a）（b）可知，AC-3試件正向加載時(shí)的樁身應(yīng)變和彎矩顯著大于負(fù)向加載，也是因?yàn)檎蛲翂毫Υ笥谪?fù)向土壓力.正向加載位移為+3.0 mm時(shí)，樁身最大彎矩為3.69 kN·m，負(fù)向加載位移為-10 mm 時(shí)，樁身最大彎矩為3.44 kN·m.前者的樁側(cè)最大彎矩為后者的1.1 倍.因此，整體橋升溫時(shí)樁基的內(nèi)力要大于降溫時(shí).

2.3.2 不同條件下各試件樁身彎矩影響分析

由式（1）可知，樁身應(yīng)變和彎矩是等效的.因此，

2.3.2 節(jié)僅對(duì)樁身彎矩進(jìn)行比較.

1）不平衡土壓力影響.

圖14給出了考慮不平衡土壓力影響下，SC-1和UC-2 試件沿深度方向的樁身彎矩分布規(guī)律的比較.由圖14 可知，正負(fù)向加載時(shí)，由于不平衡土壓力的影響，UC-2 試件的樁身最大彎矩顯著大于SC-1 試件.因此，在今后的整體橋樁基設(shè)計(jì)中，應(yīng)考慮臺(tái)后堆載（不平衡土壓力）對(duì)整體橋樁基內(nèi)力的影響.

由圖14（a）可知，正向加載位移+2.0 mm時(shí)，在埋深0.0～1.4 m（0.0B～9.0B）內(nèi)，UC-2 試件的樁身彎矩大于SC-1 試件；在埋深超過1.4 m（9.0B）處，兩試件的樁身彎矩相差不大.另外，UC-2 試件樁身最大彎矩為1.60 kN·m，其對(duì)應(yīng)埋深為1.0 m（6.5B）；SC-1 試件樁身最大彎矩為1.06 kN·m，其對(duì)應(yīng)埋深為0.7 m（4.5B），前者樁身最大彎矩是后者的1.5 倍，且前者對(duì)應(yīng)埋深較深.

圖14 SC-1和UC-2試件樁身彎矩分布規(guī)律的比較Fig.14 Comparison on distribution law of bending moment of SC-1 and UC-2 specimens

由圖14（b）可知，負(fù)向加載位移-5.0 mm 時(shí)，UC-2 試件的樁身彎矩整體上大于SC-1 試件.如UC-2和SC-1 試件樁身最大彎矩分別為3.01 kN·m 和2.11 kN·m，前者是后者的1.4 倍.另外，UC-2 和SC-1 試件樁身最大彎矩對(duì)應(yīng)埋深分別為1.0 m（6.5B）和1.4 m（9.0B），前者對(duì)應(yīng)埋深較淺.

2）非一致加載影響分析對(duì)應(yīng).

圖15 給出了考慮非一致加載影響下，UC-2 和AC-3試件沿深度方向的樁身彎矩分布規(guī)律的比較.

由圖15（a）可知，正向加載位移+2.0 mm時(shí)，由于非一致加載的影響，AC-3 試件的樁身彎矩顯著大于UC-2 試件.正向加載時(shí)，AC-3 和UC-2 試件的最大樁身彎矩分別為2.47 kN·m 和1.61 kN·m，前者是后者的1.5 倍.另外，AC-3 和UC-2 試件樁身最大彎矩的對(duì)應(yīng)埋深分別為1.2 m（7.7B）和0.8 m（5.2B），前者對(duì)應(yīng)埋深較深.

圖15 UC-2和AC-3試件樁身彎矩分布規(guī)律的比較Fig.15 Comparison on distribution law of bending moment of UC-2 and AC-3 specimens

由圖15（b）可知，負(fù)向加載位移-5.0 mm 時(shí)，由于非一致加載的影響，AC-3 試件的樁身彎矩遠(yuǎn)小于UC-2 試件.另外，AC-3 試件的樁身最大彎矩為2.03 kN·m，其對(duì)應(yīng)埋深為1.2 m（7.7B）；UC-2試件的樁身最大彎矩為3.01 kN·m，其對(duì)應(yīng)埋深為1.0 m（5.2B）.前者樁身最大彎矩是后者的0.7倍，且前者最大彎矩對(duì)應(yīng)埋深較深.

綜上所述，非一致加載對(duì)整體橋樁基的內(nèi)力產(chǎn)生較大的影響，在今后的樁基設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮“整體橋主梁在升降溫時(shí)產(chǎn)生的變形不同導(dǎo)致樁頂?shù)倪吔鐥l件不一致”的問題.

3）不平衡土壓力和非一致加載綜合影響分析.

圖16 給出了考慮不平衡土壓力和非一致加載影響下，SC-1 和AC-3 試件沿深度方向的樁身彎矩分布規(guī)律的比較.

圖16 SC-1和AC-3試件樁身彎矩分布規(guī)律的比較Fig.16 Comparison on distribution law of bending moment of SC-1 and AC-3 specimens

由圖16（a）可知，正向加載位移+2.0 mm時(shí)，由于不平衡土壓力和非一致加載的綜合影響，AC-3 試件的樁身彎矩顯著大于SC-1 試件.AC-3 試件的樁身最大彎矩為2.47 kN·m，SC-1 試件的樁身最大彎矩為1.05 kN·m，前者是后者的2.4 倍.另外，AC-3 和SC-1 試件的樁身最大彎矩分別位于埋深1.2 m（7.7B）處和0.7 m（4.5B）處，前者對(duì)應(yīng)埋深較深.

由圖16（b）可知，負(fù)向加載位移-5.0 mm 時(shí)，由于不平衡土壓力和非一致加載的綜合影響，AC-3 和SC-1試件的樁身彎矩存在一定的差異.在埋深0.0～1.75 m（0.0B～11.3B）內(nèi)，AC-3 試件的樁身彎矩小于SC-1 試件；在埋深1.75～2.9 m（11.3B～18.7B）內(nèi)，AC-3 試件的樁身彎矩大于SC-1 試件.另外，AC-3試件的樁身最大彎矩為2.03 kN·m，其對(duì)應(yīng)埋深為1.2 m（7.7B）；SC-1 試件的樁身最大彎矩為2.13 kN·m，其對(duì)應(yīng)埋深為1.4 m（9.0B）；前者最大樁身彎矩為后者的0.95倍，且前者對(duì)應(yīng)埋深較淺.

3 結(jié)論

本文分別開展了完全對(duì)稱條件下（土壓力平衡和加載一致）、僅土壓力不平衡（加載一致）和完全不對(duì)稱條件下（土壓力不平衡和加載不一致）H 型鋼樁-土相互作用擬靜力試驗(yàn)研究，分析對(duì)比了樁身水平變形、樁側(cè)土抗力、樁身應(yīng)變和彎矩等，得出主要結(jié)論如下：

1）完全不對(duì)稱條件下，正負(fù)向加載時(shí)的樁身水平變形存在顯著的差異.

2）完全不對(duì)稱條件下，正向加載時(shí)的樁側(cè)土抗力和樁身彎矩顯著大于負(fù)向加載時(shí).

3）不平衡土壓力或非一致加載對(duì)樁身水平變形、樁側(cè)土抗力和樁身彎矩產(chǎn)生顯著的影響.

4）不平衡土壓力使樁基產(chǎn)生朝負(fù)向的累積變形，并增大樁側(cè)土抗力和樁身彎矩.

5）正向非一致加載將減小樁身水平變形，但會(huì)增大樁側(cè)土抗力和樁身彎矩；負(fù)向非一致加載使樁身水平變形、樁側(cè)土抗力和樁身彎矩均減小.

由于試驗(yàn)條件所限，本文主要結(jié)論僅適用于整體橋主梁在溫度荷載作用下引起的水平往復(fù)變形在10 mm范圍內(nèi)的H型鋼樁基的受力性能，超過10 mm后的非線性受力性能還有待進(jìn)一步研究.