陡坡段橋梁樁基研究現狀及展望

趙明華，彭文哲，趙衡

（湖南大學土木工程學院，湖南長沙 410082）

川藏鐵路、西部陸海新通道等“十四五”規劃重點項目納入國家戰略，對我國中西部地區交通運輸體系提出了新要求.自“一帶一路”倡議提出以來，中西部山區高速公路、鐵路建設迎來了新的發展階段.作為一個多山的國家，我國山地面積約占國土總面積的2/3，新建橋梁占高速公路、鐵路總里程的比重逐年攀升［1］.為滿足山區交通線路的線形設計和生態保護要求，陡坡段橋梁樁基［2］與半路半橋設計形式被廣泛應用于山區高速公路、鐵路橋梁工程設計［3-4］，如成昆鐵路、寶成鐵路、張花高速公路和邵懷高速公路等.

陡坡段橋梁樁基承載機理及其設計計算方法與常規平地樁基及抗滑樁［5］存在顯著差異［6-7］.在對陡坡段橋梁樁基進行受力變形分析時，不僅要考慮橋梁上部結構傳遞的豎向荷載［8-9］和車輛制動及強風甚至地震慣性力［10］等引起的水平荷載，還應考慮樁-坡非對稱體系引起的樁后附加土壓力［11］以及樁前地基水平抗力弱化效應［12］.

陡坡段橋梁樁基設計是我國高速公路、鐵路建設向中西部山區延伸過程中所遇到的新課題.陡坡段橋梁樁基的樁-坡非對稱體系導致樁前地基水平抗力及樁后附加土壓力分布規律目前尚未探明，相關的樁-土相互作用機理也亟待探討.因此，為保證山區高速公路、鐵路橋梁樁基及其橋梁上部結構的安全，探究陡坡段橋梁樁基的承載機理，提出對應的設計計算方法，具有重要的理論意義與工程應用價值.

鑒于此，本文分別闡述了陡坡段橋梁樁基的豎向及水平承載特性和破壞機理；其次，分別介紹了相關的現場試驗和模型試驗方法；然后，進一步較為全面地總結了陡坡段樁基受力變形分析方法及其設計計算方法；最后，著重從施工技術、安全評價方法及加固處治措施等方面歸納了山區橋梁樁基施工要點及注意事項，以期為山區高速公路、鐵路橋梁樁基設計及現行規范修訂提供一些參考，相關成果也將產生一定的學術價值和社會經濟效益.

1 承載機理研究

陡坡段橋梁樁基既要承受上部結構荷載，又要抵抗樁-坡非對稱體系引起的樁側附加土壓力甚至滑坡推力；此外，臨坡面土體缺失亦會引起樁前地基水平抗力弱化效應，故其承載機理和荷載傳遞機理極為復雜，與平地樁基存在明顯差異.

1.1 豎向承載特性

陡坡段橋梁樁基的兩側土體呈現出非對稱性，臨坡側土體缺失導致摩阻力難以充分發揮，從而引起樁基豎向承載力退化.許建聰課題組［13］依托某黃土地區橋梁樁基工程開展現場試驗，總結出陡坡段基樁的豎向荷載傳遞規律具有較為顯著的區域性：3 倍樁徑深度范圍內的臨坡側摩阻力發揮程度小于背坡側，在3倍樁徑至10倍樁徑深度范圍內，摩阻力發揮程度則反之，當深度大于10 倍樁徑時，兩側的摩阻力發揮程度相近.馮忠居等［9］開展室內模型試驗，獲得了不同坡度和樁長條件下的基樁豎向承載力、樁身軸力及摩阻力等的變化規律：基樁豎向承載力及有效樁長均隨坡度的增大而降低.Qu 等［14］采用三維有限元模擬分析了陡坡效應對均質土中豎向受荷群樁的影響，揭示了豎向荷載下群樁-土動力相互作用機制.由于雙樁基礎中連系梁對軸力的重分配效果并不明顯，故在此并未區別討論單、雙樁基礎的豎向承載特性.

1.2 水平承載特性

1.2.1 單樁基礎

目前，國內外已有較多學者通過模型或現場試驗，探究了陡坡段橋梁單樁的承載特性.湖南大學課題組針對我國中西部山區多條高速公路的陡坡段橋梁樁基設計及施工進行了長期的試驗研究［7-8］，通過模型試驗實測了不同組合荷載下的樁身彎矩及樁頂水平位移，并獲得了樁側土壓力、地基水平抗力分布規律及陡坡效應影響范圍［7］；近期，進一步分析了循環次數、荷載幅值及坡度等因素對陡坡段基樁水平循環響應的影響：樁頂水平位移隨循環次數非線性增加，且其水平承載力與循環次數、荷載幅值及坡度均呈負相關［15］.此外，許錫昌課題組［16］基于模型試驗，指出了基樁水平承載力隨臨坡距的增大而提高.趙其華課題組［17］基于現場試驗，揭示了水平荷載下碎石土陡坡地基上的基樁變形、樁身彎矩及樁側土壓力的變化規律，并給出了不同坡度下基樁水平承載力折減系數的取值范圍.尹平保等［18］進一步探究了空間效應對陡坡段基樁水平承載特性的影響，并依據模型試驗實測結果，指出了陡坡段基樁水平承載力隨水平荷載作用角度增加而提高.

此外，國外學者通過開展室內模型試驗，總結出一些陡坡段樁基水平承載力受坡度和臨坡距影響的一般規律.Muthukkumaran［19］分析了臨坡距和砂土性質對陡坡段基樁水平承載特性的影響，并指出基樁水平承載力受邊坡影響的臨界臨坡距應不大于15倍樁徑，其結論仍過于保守.隨后，Nimityongskul等［20］對比平地及邊坡條件下的黏土p-y曲線，指出臨界臨坡距約為8 倍樁徑.Rathod 等［21］基于軟土邊坡中鋁管模型樁的水平靜載試驗，建立了不同坡度和長徑比條件下陡坡段基樁水平承載力的多元回歸方程，并指出基樁水平承載力受邊坡影響的臨界坡度約為11.30°.Raja和Muthukkumaran［22］分析出33.7°松散砂土邊坡條件下的臨界臨坡距應大于5 倍樁徑，并揭示了樁端嵌固條件對基樁水平承載力的強化效應.

1.2.2 雙樁基礎

山區高速公路、鐵路橋梁行進方向多與邊坡走向平行，前、后樁通過連系梁構成整體，與邊坡形成獨特的空間位置關系.其中，連系梁將在一定程度上約束前、后樁響應，并對樁頂傾斜荷載進行重分配；樁間土可將后樁的附加土壓力按一定比例傳遞給前樁，故陡坡段橋梁雙樁基礎與常規單樁基礎的水平承載特性存在顯著差別.

鑒于此，湖南大學課題組通過室內模型試驗，歸納出陡坡段雙樁的樁-坡體系主要破壞模式及其影響范圍［23］；并揭示了不同坡度下的雙樁荷載傳遞規律及樁側土壓力分布規律［24-25］：受樁頂傾斜荷載及樁頂約束條件（彈性嵌固）的共同影響，雙樁樁頂均存在負彎矩，其內力分布規律完全不同于雙排門式抗滑樁［24］；臨坡側的摩阻力傳遞深度和反彎點位置均隨坡度增加而下降，后樁附加土壓力隨深度先增大后減小［25］；進一步開展陡坡段橋梁雙樁現場試驗，揭示了不同工況下樁身軸力、摩阻力及樁身彎矩分布規律：豎向荷載全部由摩阻力承擔，上部土層與下部巖層提供的摩阻力之比隨豎向荷載增大而減小，且前、后樁樁頂均存在負彎矩［8］.

1.3 破壞機理

如前所述，陡坡段橋梁樁基不僅要承受樁頂傾斜荷載作用，還要承受由坡面和坡頂堆載以及樁-坡非對稱體系形成的側向附加土壓力，其破壞機理也將完全不同于平地樁基.一方面，樁側阻力和樁端阻力可能不足以承擔豎向荷載，導致土體剪切破壞，進而引起樁基失穩破壞；另一方面，樁側土體或許難以提供足夠的地基水平抗力，導致土體屈服破壞，從而引起樁基結構功能失效.

然而，考慮到陡坡段橋梁樁基的埋深通常比較大，且現行規范［3-4］規定樁端必須嵌入穩定巖層，故其破壞模式多為樁基水平變形過大而難以滿足上部結構要求（包括樁身材料彎曲或受拉破壞）、樁前土體屈服甚至樁-坡體系發生失穩破壞等.陡坡段樁基施工過程中，受施工機械擾動等影響，邊坡的原有平衡狀態極易受到破壞，進而發生變形甚至滑移，且上部結構荷載引起的樁身變形也會影響樁前坡體的穩定性，最終引發整個樁-坡體系的完全失穩.

針對其破壞機理，國內外一些學者已開展了較多的研究.湖南大學課題組基于現場及模型試驗，總結出陡坡段橋梁雙樁破壞模式主要為樁基水平變形過大且坡體發生水平側移等.在復雜荷載作用下，樁前2～5 倍樁徑深度范圍內出現明顯的“八”字形或“剪刀”形裂縫，且開裂區域寬度和長度隨荷載增加而增大，最終導致邊坡整體失穩破壞［23］.隨后開展的單樁模型試驗也揭示了陡坡段樁基主要破壞模式為樁周土體拉裂破壞：樁前土體出現明顯隆起及裂縫，并與樁身成一定角度向前延伸，隨著荷載繼續增大，裂縫數增加且延伸至坡面，樁身位移隨之增大［26］.樁前土體破壞區域主要集中在樁前一定寬度范圍內，根據裂縫形態，可將其視為破壞楔體，即樁前土體受壓進入塑性狀態，最終呈楔體破壞［27］.國外學者Gabr和Borden［28］對平地水平受荷樁破壞模式進行改進，考慮邊坡的存在對近地表處破壞楔體的影響，將其破壞模式推廣至陡坡地基.相似地，Nakasima等［29］和Uto等［30］在分析大直徑樁的樁前坡體局部穩定性時，分別對破壞楔體的幾何形狀作出了一些假定.上述研究對陡坡段剛性樁破壞機理進行了初步探討，但其研究成果難以適用于柔性樁.為此，Ng 和Zhang［31-32］借助有限差分軟件揭示其樁周土體的塑性區發展規律：樁側剪切塑性區隨著荷載增大而逐漸拓寬、拓深，水平荷載通過基樁向更深處土體傳遞，形成廣泛的樁側楔形塑性區，進而引起樁前楔體的局部破壞甚至整體破壞.隨后，模型試驗和有限元數值結果［33］顯示除樁前土體外，剛性樁樁后和樁端也會形成破壞區域，同時受臨坡距和水平荷載控制；臨坡距較大時，破壞面仍在坡頂范圍內，隨著臨坡距逐漸減小，破壞面將越過坡頂邊界向坡面延伸［33］，上述現象與模型試驗［19］及全尺寸試驗［20］現象吻合較好.陡坡段基樁全尺寸試驗［20］中，樁前和樁后均形成裂隙（垂直于加載方向以及與加載方向成45°），近地表土體出現楔形破壞［27］，而對于平地樁基，主要為向上移動和膨脹而產生明顯的隆起現象.綜上可知，楔形破壞模式已被較多學者接受，但其幾何形狀（如剪切破壞角）以及楔體側面是否提供阻力尚無統一的觀點［28］.Gabr 和Borden［28］認為黏性土剪切破壞角為φ/2，松砂剪切破壞角為φ/3～φ/2，密砂剪切破壞角約為φ.亦有學者通過模型試驗，提出了剪切破壞角約為0.75φ或φ/2，且與荷載及基樁位移有關；或者破壞楔體的剪切破壞角隨臨坡距的減小而增大，并建議剪切破壞角取0.7φ.

2 現場及模型試驗方法研究

2.1 現場試驗方法

目前尚無專門針對陡坡段橋梁樁基現場試驗方法的相關規范，故現場試驗仍需借鑒平地橋梁樁基相關規范，相關試驗裝置及試驗流程詳見《公路橋涵地基與基礎設計規范》（JTG 3363—2019）［3］和《鐵路橋涵地基和基礎設計規范》（TB 10093—2017）［4］，不在此贅述.

目前，相關學者一般根據現場勘探試驗（包括鉆孔試驗、SPT 和CPT、DMT 等）［20］及原狀土的室內土工試驗，揭示試樁處地層分布及其主要的物理力學性質.此外，沿樁軸線自地面以下每隔一定距離在鋼筋籠上安裝一對鋼弦式鋼筋應力計（沿邊坡傾向對稱）和電阻式鋼筋應變計（沿邊坡走向對稱），并在樁端埋設土壓力盒，以測量試樁內力發展規律.為直接監測試樁的變形和偏轉情況，可沿樁安裝一系列位移計和測斜儀，由于試樁在近地表處的位移變化較大，故此處應變計較多.若有條件開展水平靜載荷試驗，則可通過伺服油壓/液壓千斤頂等施加擬靜力水平荷載，并通過測力元件等控制靜載水平.若試樁處難以實施靜載試驗，可結合橋梁施工進度，采集橋梁在上、下部結構自重及成橋后車輛加載等工況下的樁身內力發展規律［8］.

2.2 模型試驗方法

2.1.1 相似準則

相似第二定理給出了相似準則的推導方法：定律分析法、量綱分析法和方程分析法.從理論上來說，三種方法均可推導出相同的相似準則，僅僅是用不同方法對相似現象做數學上的表述.

在傾斜荷載下基樁撓曲微分方程式（1）的基礎上，采用方程分析法可推導出陡坡段橋梁樁基的相似準則，見式（2）和式（3）.

式中：EpIp為基樁抗彎剛度；y為基樁水平位移；z為深度；P為豎向荷載；b0為基樁計算寬度；m為地基反力系數的比例系數；λm、λb、λz和λEI分別為地基反力系數的比例系數m、基樁計算寬度b0、埋深z和基樁抗彎剛度EpIp的相似比.

2.1.2 模型邊坡填筑

模型試驗通常在試驗箱或試驗槽中進行，其尺寸設計應考慮模型樁尺寸及樁基作用影響范圍：10倍樁徑或者荷載方向上8～12 倍樁徑和垂直于荷載方向上3～4 倍樁徑［22］.試驗箱通常為鋼板與有機玻璃的組合結構，四周由型鋼固定，可通過橫向加筋肋增強其整體抗彎能力，透明玻璃面可便于直接觀測樁-坡體系變形及破壞現象.在同時開展多組模型試驗時，可采用固定木質分隔板隔離，防止各組模型試驗之間相互影響［24］.

當模型邊坡填土為砂土時，應在模型試驗前，對其進行一系列物理力學試驗，獲得其物理力學指標（如重度、含水率、彈性模量、孔隙比、內摩擦角、曲率系數和不均勻系數等）.若為河砂，則應晾曬后過篩，去除顆粒雜物，才可通過顆粒篩分試驗得到其級配曲線.為忽略模型土的尺寸效應，模型樁樁徑與粒徑d50（小于該粒徑的土粒質量占土的總質量的50%的粒徑）的比值應大于40［34］.為確保模型邊坡的填砂密度接近（密實度可通過砂土的自由落體高度控制），常采用砂雨法進行填筑［34］，通過漏斗產生均質砂土水平地面，進而進行開挖削坡處理，形成不同坡角和高度的砂土邊坡.在采用砂雨法進行填筑期間，可通過圓錐靜力觸探法，記錄土體不同填筑深度時的CPT曲線，以證實砂雨法重建土體后的均勻性.

當模型邊坡填土為黏性土時，也應在模型試驗前，對其進行一系列物理力學試驗，獲得其物理力學指標（如黏聚力、內摩擦角、液限、塑限、最優含水率、最大干密度、壓實度和彈性模量等）.在填筑邊坡之前，可在試驗箱內壁貼上塑料薄膜并涂上潤滑油，以減小試驗箱（槽）側壁摩擦的影響.為保證模型邊坡填土密實均勻，可預先在試驗箱每隔一定深度進行標記，進而分層夯實（或振動密實）填筑.在逐層填筑過程中，每次填土量應相同，控制好干密度范圍，并將每層土夯實至相應標記處，每層夯實次數相同，以保證土樣均勻密實，均勻夯實后再填筑下一層，填筑到設計標高后統一刷坡到預定坡度，再靜置7 d以保證邊坡穩定性.若邊坡存在滑動面，可采用塑料薄膜模擬［7］.為檢驗黏土層的均勻性，可從不同深度采集黏土樣品，測定其重度和含水率，保證二者僅在較小范圍內變化.

2.1.3 模型樁制作

常見的模型樁主要有鋁管、鋼管、ABS 塑料管、聚氯乙烯（PVC）管、三型聚丙烯（PPR）管，其外徑（三截面交叉法）和壁厚、樁長和埋深可以根據相似準則和抗彎剛度（簡支梁法或懸臂梁法）等確定.在此基礎上，通過相對剛度因子Kr、剛度系數T或樁的水平變形系數α［3］，可將基樁劃分為剛性樁（Kr＞10-1、Lem＜2T、αLem≤2.5）或柔性樁（Kr＜10-2、Lem＞4T、αLem＞2.5）.

式中：Es為埋置深度范圍內土體加權平均割線模量；Lem為埋置深度；nh為地基水平反力系數.

成樁可采用鉆孔灌注、打入或預埋等方式.對于預埋樁，為模擬樁土接觸，保證樁身具有一定粗糙度，可在樁身涂抹少量膠水，使其均勻附著一定厚度的細砂.將模型樁從預留孔洞中插入固定后，可用經緯儀監測樁身是否鉛直.如有必要，可在樁身上布置金屬圓環［16］，以便后續施加水平荷載.可根據對應的工程實際選擇樁頂和樁端邊界條件（嵌固或自由）.為模擬樁端嵌固條件，可采用水泥、石膏和砂的混合料或者混凝土、鋼筒等進行固定.

2.1.4 測量元件及其系統

加載過程中地表處樁身所產生的水平位移及轉角，可通過在樁頂處布設LWH 拉桿式直線位移傳感器或LVDT 線性可變差動變壓器、光電位移傳感器、百分表或千分表等測定.在模型樁預埋之前，可在樁端及沿樁身一定間隔放置土壓力盒，以測定每級荷載穩定后的樁側土壓力分布規律以及樁端阻力.為測定樁身應變及彎矩，可沿樁長每隔一定距離對稱布置一對電阻式應變片（1/4 橋、半橋、全橋法），并以AB 膠或硅膠封存保護，以避免應變片與土體直接接觸.為盡量減小應變片接線對實測結果的影響，接線從樁側面打孔穿過，自樁頂引出.試驗前應對應變片進行平衡操作以及應變歸零，并檢查應變片是否處于正常工作狀態.應變片數據均由靜態電阻應變采集儀和計算機系統采集，各測點彎矩可據式（7）或式（8）計算.

式中：εc和εt分別為壓應變和拉應變；D為樁徑；ε為微應變；C為校準常數.

樁身彎矩曲線可采用局部五次樣條函數、三次或六次多項式等函數擬合，通過對其進行二次微分即可交叉驗證應變片和土壓力盒的測量結果.在擬合和微分過程中，無須引入額外的條件或假設（如地表處或樁端處土壓力為零）.為提高土壓力分布曲線的精度，應在樁頂和樁端處適當增加測量點的數量.

2.1.5 荷載施加

水平荷載可通過多種方式進行施加，如伺服油壓/液壓千斤頂、作動器、電機、自制無摩擦定滑輪裝置、多通道協調加載試驗系統等，加載速度或幅值可由壓力傳感器和計算機系統控制操作.采用慢速維持荷載法進行逐級加載，每級荷載增量通過預試驗確定，約為預估水平極限承載力的1/15～1/10，模型樁容許水平承載力取樁頂位移為0.2 倍樁徑對應的荷載.然后，按0、5 min、15 min、30 min、1 h 的時間間隔分別獲取傳感器數據，當地表處水平位移的變化速率小于0.01 mm/（1～5）min 且累計小于0.1 mm/h時，方可施加下一級荷載.若在某級荷載下，當樁身出現斷裂、地表處位移急劇增加、地基土出現明顯貫穿裂縫或隆起時，視為極限承載狀態，應終止加載并逐級卸載至零.

豎向加載可采用機械式自平衡重物加載裝置，通過球鉸架設于模型樁樁頂，能隨樁頂移動并自行調整平衡，以保證施加荷載為豎向力，不產生水平分力.豎向荷載亦采用慢速維持荷載法進行逐級加載，當某級荷載下樁頂沉降量小于0.1 mm/h 時，則認為已達穩定，然后再施加下一級荷載，當某級荷載下的樁頂沉降量大于前一級荷載沉降量的5 倍時，則終止加載.

此外，在坡體平臺上堆載使坡體對模型樁產生水平推力，可模擬施工階段中樁基上方邊坡的施工便道和重型施工設備.

試驗加載過程中需要測定樁頂水平位移、樁身應變和樁側土壓力.在施加第一級荷載之前，首先檢測各測量元件，確認各測量元件性能良好，并做好加載前初讀數的采集工作.每級荷載施加后，恒載5 min測讀樁頂水平位移，并同時采集應變和土壓力數據.

3 受力變形分析及其設計計算方法研究

3.1 考慮豎向摩阻力弱化的豎向承載力計算方法

常規平地橋梁樁基豎向承載力可通過靜載荷試驗、經驗公式法、動測法和沉降計算方法（彈性理論法、荷載傳遞法和剪切位移法）等方法確定.然而，由于陡坡段橋梁樁基的樁側土體存在非對稱性，導致臨坡側約束及摩阻力難以充分發揮，故其豎向承載力明顯低于常規平地樁基，若直接采用現行規范或文獻方法進行設計計算，則偏于不安全［35］.

為此，牛富生等［13］基于現場試驗，考慮樁-坡非對稱性對基樁豎向承載力的折減效應，提出了相應的修正計算公式.尹平保等［36］假定淺層區域地基抗力呈非線性分布，建立了基樁穩定性分析簡化模型及樁-坡體系總勢能方程，進而提出了基于能量法的陡坡段基樁屈曲荷載及樁長設計方法.隨后，進一步開展模型試驗，推導出考慮坡度及樁長影響的陡坡段基樁屈曲荷載理論計算公式［37］.

3.2 考慮極限地基水平抗力弱化的水平承載力計算方法

橋梁樁基以承受豎向荷載為主，但在車輛制動荷載、風荷載甚至地震荷載等作用下，也將承受一定的水平荷載，故其工程設計不僅要滿足豎向承載力要求，還須驗算水平承載力，且研究及實踐表明，單樁水平承載力遠低于其豎向承載力.然而，由于陡坡段橋梁樁基的樁側土體存在非對稱性，導致臨坡側極限地基水平抗力難以充分發揮，故其水平承載力明顯低于常規平地樁基.

許錫昌課題組［16］結合模型試驗及數值模擬，提出了可考慮坡度和臨坡距的陡坡段基樁水平承載力簡化計算方法.Chae 等［33］以原型和模型試驗為依據，運用三維彈塑性有限元法，分析了砂土邊坡對樁前地基水平抗力的弱化效應.藺鵬臻等［38］采用ANSYS有限元軟件模擬某黃土邊坡上鐵路橋梁樁基工程，分析出受水平地震和邊坡推力綜合影響，臨坡側的基樁豎向位移和正應力遠高于背坡側應力.Zhang等［39］開展三維數值分析，探究了坡度和套管厚度對基樁水平承載特性的影響，建立了陡坡段基樁與平地基樁響應的經驗關系.

此外，一些學者開始采用極限地基反力法，推導陡坡段剛性樁水平承載力理論解.Gabr 和Borden［28］通過建立靜力平衡模型，分別推導出以坡度和土體強度為參數的砂土和c-φ土陡坡地基中剛性樁水平承載力理論解.湖南大學課題組提出陡坡地基樁前土體的極限破壞模式，并基于極限分析上限定理，推導出剛性樁水平承載力計算方法及其簡化擬合公式［40］；在此基礎上，假定樁前土體非對稱破壞模式，引入強度發揮系數考慮旋轉中心以下土體抗剪強度的影響，結合極限分析上限定理和靜力平衡條件，推導出陡坡段剛性樁水平承載力解析解，進而引入有效埋深概念，將其成果推廣至柔性長樁［41］.Georgiadis 等［42］基于靜力平衡條件，推導出考慮樁-土界面黏聚力的不排水條件下黏土中剛性樁水平承載力表達式，并給出了水平承載力與坡度、臨坡距、長徑比、荷載偏心率以及樁-土界面黏聚力相關的設計圖表.Jiang 等［43］和Liu 等［44］假定樁側極限地基抗力及其模量的表達式，并基于靜力平衡條件，分別提出了在砂土邊坡和黏土邊坡上的水平受荷剛性樁非線性分析方法.

3.3 m值和p-y曲線弱化效應

3.3.1m值弱化

如前所述，陡坡段樁基兩側巖土體的非對稱性將導致地基水平抗力弱化，可表現為地基反力系數的比例系數m值弱化，但陡坡條件下m值取值至今尚無明確規定［3-4］.因而，在缺乏充分資料且難以對m取值作出統一規定時，陡坡段橋梁樁基設計人員被迫結合經驗，忽略或弱化一定深度范圍內的地基水平抗力.

湖南大學課題組基于一系列模型及現場試驗成果［7-8，15，23-25］，建議將陡坡效應影響深度范圍內m值取為平地m值的一半.隨后，尹平保等［18］通過室內模型試驗，指出陡坡條件下m值隨地表處樁身位移、坡度及水平荷載作用角度增加呈非線性減小，并建立了相應的擬合關系式.此外，針對我國西南地區典型碎石土陡坡地基的m值取值問題，趙其華課題組［45-46］也作出了較多的研究工作：基于水平靜載試驗，提出了以平地m值為基礎的碎石土陡坡地基m值修正公式及其取值范圍［45］；在此基礎上，結合現場試驗、模型試驗及數值模擬，進一步提出了考慮坡度、土體密實度、樁長及樁徑的碎石土和碎石土-基巖陡坡地基m值的估算公式及其修正系數［46］.

3.3.2p-y曲線弱化

現行規范中p-y曲線主要源于平地條件下的原位試驗和室內試驗，在分析陡坡地基問題時存在局限性.

為此，一些學者試圖通過陡坡段水平受荷樁室內模型試驗，探明陡坡效應引起的地基水平抗力弱化規律.年廷凱等［47］深入分析樁側地基抗力與樁身位移的分布規律，提出了適用于粉土邊坡的簡化p-y曲線表達式.隨后，通過對樁側土體極限抗力和初始剛度的合理修正，張陳蓉課題組［48］推導出砂土邊坡淺層區域的雙曲線型p-y曲線表達式；楊明輝等［49］提出了黏土邊坡淺層區域的p-y曲線表達式以及陡坡效應影響深度與坡度的經驗關系，并量化了陡坡段基樁水平承載力折減程度與坡度和臨坡距的關系.此外，尹平保等［6］對Matlock 黏土p-y曲線及雙曲線型砂土p-y曲線進行修正，分別構造了黏土和砂土邊坡的p-y曲線.

國外學者亦基于現場或模型試驗結果，引入折減系數考慮陡坡效應，對平地p-y曲線進行修正.Mezazigh 和Levacher［34］采用局部五次樣條函數擬合離心模型試驗實測彎矩曲線，提出了陡坡條件下的干砂p-y曲線修正系數.Muthukkumaran 等［50］采用三次多項式擬合模型試驗實測彎矩曲線，引入折減系數對API RP 2A 方法進行修正，建立了超載作用下的砂土陡坡地基無量綱p-y曲線.K.Georgiadis 和M.Georgiadis［51-52］采用三維有限元方法，提出了考慮不排水抗剪強度、坡度和樁-土界面黏聚力的新p-y準則［51］；在此基礎上，進一步考慮地基水平抗力分布隨臨坡距的演化規律，提出了考慮臨坡距的p-y曲線表達式［52］.Nimityongskul 等［20］對平地及邊坡條件下的黏土p-y曲線進行歸一化處理，提出了考慮陡坡效應的p-y曲線p乘子.Chen 等［53］假定水平受荷樁將樁前土體壓縮成土楔體，并考慮陡坡效應對雙曲線型p-y曲線的影響，提出了基于楔體平衡分析的砂土邊坡極限地基水平抗力計算方法.與此同時，Liu 等［54］進一步考慮臨坡距對p-y曲線的影響，提出了基于楔體平衡分析的黏土邊坡極限地基水平抗力計算方法.

3.4 傾斜荷載下陡坡段橋梁樁基設計計算方法

陡坡段橋梁樁基不僅要承受橋梁上部結構及載具自重導致的豎向荷載，還要承擔車輛制動和強風甚至地震慣性力等造成的水平荷載，同時受到樁-坡非對稱體系引起的樁后附加土壓力，故其撓曲微分方程應為：

考慮到地基水平抗力p（z，y）的確定方法不同，可將當前陡坡段橋梁樁基設計計算方法主要分為彈性地基反力法和復合地基反力法（p-y曲線法）.

3.4.1 彈性地基反力法

該方法假定地基土為服從胡克定律的彈性體，地基水平抗力p（z，y）的表達式為

式中：a、i、m、n均為待定系數，n取決于樁身水平位移，且根據n的取值可將彈性地基反力法分為非線性彈性地基反力法和線彈性地基反力法.

1）非線性彈性地基反力法（n≠1）.

當樁基水平位移較大時，樁側土體變形將不再是線彈性的.最具有代表性的是日本港研法，包括林-宮島法和久保法.但由于此法很難給出非線性微分方程的解析解或近似解，過于復雜的計算過程限制了其在工程設計中的應用.

2）線彈性地基反力法（n=1）.

根據Winkler 假定，此法將樁周土視為離散彈簧，并忽略其連續性；一般通過指定k（z）中的兩個參數，簡化地基水平抗力的計算，獲得常數法（張氏法）、k法、c法和m法等常用方法.其中，張氏法假定m=0，即k（z）為常數，與深度無關，故其數學處理最為簡單；m法假定i=1，即k（z）=mz，運用該方法精確求解基本微分方程難度頗大，故往往需要借助一些數學近似手段，并作出簡化計算圖表以便查用.

綜上可知，線彈性地基反力法未能考慮地基土的連續性，且將樁身任一點的地基抗力和水平位移視為線性相關，難以精確反映土體復雜性質，故其僅適用于小荷載和小位移條件.然而，恰好公路、鐵路橋梁樁基一般不允許地面處水平位移過大（6～10 mm），故我國公路、鐵路橋涵地基與基礎設計規范［3-4］依然沿用線彈性地基反力法，并給出了不同類別土的m值取值范圍，指出當樁基在地面處位移超過容許值時，應適當降低.

基于彈性地基反力法，湖南大學課題組多年來針對陡坡段橋梁樁基設計計算理論作出了大量研究工作［15，55-60］.初期，根據現場實測數據，假定樁后附加土壓力呈兩端小中間大的拋物線型分布，且樁前地基反力系數服從m法假定，推導出考慮P-Δ效應的傾斜荷載下陡坡段基樁內力變形有限差分解答［55-57］及冪級數解答［58］；隨后，基于極限平衡理論推導了樁后附加土壓力的計算公式，并采用冪級數法求解撓曲微分方程，提出了陡坡段樁柱式橋墩基礎設計計算方法［59］；綜合考慮P-Δ效應及樁土共同作用的影響，對傳統有限桿單元法中單元剛度矩陣進行修正，提出了適用于陡坡段基樁內力變形分析的改進有限桿單元法［60］.近期，通過室內模型試驗，以水平靜載下樁頂水平位移為基礎，分析出可考慮坡度、水平荷載幅值及循環次數影響的陡坡段水平循環受荷樁的樁頂水平位移擬合公式［15］.此外，藺鵬臻等［38］基于有限差分法提出了考慮滑坡推力和地基抗力折減的基樁內力變形計算方法.董捷等［61］考慮樁前三維楔形體的受力平衡條件及臨界穩定狀態，提出了陡坡段基樁自由段長度的設計計算方法.楊果林課題組［62］基于三參數地基模型，建立了考慮豎向摩阻力的撓曲微分方程，并采用傳遞矩陣法結合Laplace變換公式，推導出陡坡段基樁撓曲半解析解.

上述設計計算方法均針對陡坡段橋梁單樁，難以考慮橋梁雙樁基礎的復雜受力變形特性.為此，湖南大學課題組借鑒深基坑護坡樁的土壓力理論，合理簡化樁后附加土壓力，提出了基于冪級數法的橋梁雙樁基礎內力變形計算方法［63］；并對傳統有限桿單元法進行修正，提出了考慮P-Δ效應與樁土共同作用的陡坡段雙樁設計方法［64］.近期，通過樁頂變形協調條件考慮連系梁的影響，并引入土壓力理論考慮樁間土的作用，推導了陡坡段雙樁內力變形有限差分解答［65］；進而分別引入應變楔理論和彈性地基反力法分析陡坡段雙樁基礎樁側土壓力，并考慮PΔ效應、樁土共同作用和土體剪切作用，對有限桿單元法中單元剛度矩陣進行修正，提出了復雜荷載下陡坡段橋梁雙樁基礎受力變形分析方法［66］.此外，張永杰等［67-68］提出了基于結構位移法的陡坡群樁基礎分析方法及優化設計方法［67］；進而針對橋梁雙樁基礎承載特性，建立了相應的簡化分析模型，并基于樁側受均布力假定，提出了陡坡段雙樁基礎簡化設計計算方法［68］.

3.4.2 復合地基反力法

該方法認為水平受荷樁的樁側土一定深度以上為塑性區（極限地基反力法），此深度以下為彈性區（彈性地基反力法），也稱彈塑性分析法.作為應用較廣的一種方法，p-y曲線法沿深度方向將樁側土應力-應變關系用一組曲線來表示，即在某一深度處，建立樁基水平位移與單位長度地基反力合力之間的對應關系.此法可考慮樁側土與柔性長樁水平變形的非線性關系，在分析較大變形問題時，比彈性地基反力法更為優越，已被港工規范及固定式海上平臺規范廣泛接受.

湖南大學課題組深入分析陡坡段橋梁樁基的承載特性和荷載傳遞機制，采用p-y曲線考慮樁土相互作用，獲得了考慮樁體自重和豎向摩阻力等影響的陡坡段基樁內力變形有限差分解［69］；結合樁側摩阻力和樁后附加土壓力的分布規律，獲得了對應的等效結點荷載向量表達式，并引入p-y曲線對地基水平抗力進行非線性分析，進而基于考慮P-Δ效應的修正有限桿單元法，提出了陡坡段基樁內力變形計算方法［70］.近期，對平地應變楔模型進行修正［71］，考慮陡坡效應對應變楔應力-應變關系的影響，提出了坡頂處水平受荷樁內力變形計算方法［12］；并進一步引入土楔理論考慮樁后附加土壓力，將其計算方法推廣至陡坡任意位置處基樁［11］.近期，基于小比例模型試驗，提出了考慮坡度及臨坡距影響的修正應變楔模型及對應的p-y曲線［26］；通過基樁撓曲微分方程迭代求解應變楔深度及應變，獲得了陡坡段基樁內力變形非線性分析的有限桿單元解答［27］.

4 施工技術和安全評價方法及加固處治措施研究

4.1 施工技術

陡坡段橋梁樁基的施工受到山區復雜地形地貌特征和水文地質條件限制（地形高差較大、溝谷縱橫、穩定性差、交通不便等）.若盲目照搬平地橋梁樁基的施工工藝和管理措施，或將導致工作面的過度開挖，造成周邊巖土體環境及天然排水系統破壞，進而引發巖土體失穩和滑塌等工程病害，嚴重影響工程進度，造成經濟損失.在實際施工過程中，由于陡坡段橋梁樁基設計處于初期階段，缺乏必要的施工標準和管理措施，甚至沒有相對可靠、健全的安全防護技術，難以滿足施工要求.鑒于此，國內外一些學者結合山區樁基施工難點及工程經驗，總結出一些陡坡段橋梁樁基標準化施工工藝，以期保證施工質量及施工的有序進行.

4.1.1 成孔工藝

因機械設備在山區運輸和安裝困難，成孔泥漿和廢渣難以排出，不利于生態保護，施工難度較大，故常采用人工挖孔方式.在樁基成孔時，應在施工現場圍建適當的護壁并加固井口圍欄，可避免坡面上的巖石及雜物落入，并有效阻斷坡面水流入孔內.在上覆土層挖孔施工時，應在孔位處采用1 m 左右的支護架，采用細石混凝土作為護壁基礎性材料，整體厚度為15 cm 左右，每節樁孔挖完后，應用竹竿在上下左右水平轉動，以保證樁孔質量.若無法打進或打進速度較慢，難以滿足工期要求，則可根據工程實際，按照既定管理體系，在保證孔壁基本穩定性和周邊環境安全的同時，采用毫秒微差的爆破技術均勻擊碎巖石.

此外，在山區橋梁樁基施工時，若采用混凝土護壁，應將護壁從孔口處地面以上10～30 cm 一直延伸至風化層底部.護壁混凝土結構采用雙層鋼筋布置形式，網格間距約為20 cm，鋼筋網及錨頭采用電焊連接.同時，應將水平鋼筋伸出模板10～15 cm，以便其與其他鋼筋有序連接.樁孔進入巖層后，應在臨空側護壁上采用鋼筋混凝土進行加固，錨桿安裝過程中要保證操作程序的穩定性，首先注漿，其次安裝鋼筋網，最終澆筑.

4.1.2 成樁工藝

鋼筋籠在山區橋梁樁基標準化施工中起著重要作用.為保證鋼筋籠順利制作下放，在交通不便、機械設備難以到達孔位處時，可在孔位的施工平臺完成制作后直接下放.此外，可采用吊車沉放，在距樁孔10 m 處設置吊線，必要時對鋼筋籠進行垂直控制，將其懸于鋼筋籠軸線上，并避免出現鋼筋籠搖晃現象.

在山區橋梁樁基澆筑過程中，由于缺少地下水，大多采用干灌法，且應將混凝土攪拌均勻，盡量縮短運輸距離，減少顛簸.澆筑過程必須連續，避免出現導管進水導致斷樁的情況.由于灌注樁樁頂高于常規設計高度，應將設計高度以上的浮漿和混凝土及時消除，以保證施工質量.

4.1.3 質量管理措施

加強施工現場管理是加快工程進度、保證工程質量及安全的關鍵因素，應合理設置安全警示牌，對工程地質情況、施工方案及工程進度進行透明化管理，負責人則要明確自身責任意識，明確分工，進而提升標準化施工質量.山區橋梁樁基施工過程中，應建立完善的組織結構，對施工人員進行安全教育，按照既定的管理制度，確定安全管理原則，并在執行階段，對各施工程序及樁基施工要點進行嚴格審核.若存在審核不到位或制度不嚴謹的情況，則應將責任落實到個人，進而保證管理體系的有效性.

4.2 安全評價方法

橋梁樁基邊坡穩定性評價是山區公路、鐵路工程常見的復雜技術難題.橋梁上部結構荷載及樁體自重等附加荷載通過樁基礎向巖土體邊坡傳遞側向應力，提升了滑坡風險.由于附加荷載下橋梁樁基邊坡穩定性分析較復雜，相應的分析方法尚不成熟，陡坡段橋梁樁基工程的質量和安全難以得到有效保障.為此，有必要提出和完善橋梁樁基邊坡的安全評價方法［3-4］，以保證山區橋梁樁基安全施工以及樁-坡系統的整體穩定性.

目前，橋梁樁基巖質邊坡的穩定性分析方法主要有：1）穩定坡角法.根據巖質邊坡幾何形態及其水文地質條件等，分析出天然狀態下邊坡的穩定坡度線，橋梁樁基須嵌入此坡度線以下.從既有設計合理的穩定邊坡中，通過統計分析獲得穩定坡角與邊坡各參數之間的關系，擬合出基于巖體質量或基于SMR的經驗公式.2）應力分析法.樁-坡非對稱性使得臨坡側一定區域內出現應力松弛帶，通過對比不同應力松弛帶，并考慮施工難度，即可確定橋梁樁基的最佳位置.

顯然，各行業規范及手冊并未給出橋梁樁基邊坡穩定性分析方法，相關研究也鮮有報道.Uto 等［30］報道了兩例水平受荷樁引起砂土和軟巖邊坡失穩的工程實例.Nakasima等［29］假定樁前破壞楔幾何形狀，提出了陡坡段水平受荷樁所在邊坡的局部穩定性分析方法.Ng 和Zhang 等［31-32］通過三維有限元分析，分析了邊坡失穩的演化過程，并揭示了荷載由基樁向邊坡傳遞的機理，進而采用強度折減法對邊坡穩定性進行評價，給出了局部失穩和整體失穩的判據.隨后，謝強課題組［72-75］結合穩定坡角法、有限元法及強度折減法等，分別對宜萬線清江大橋［72］和野三河大橋［73-74］巖質邊坡的穩定性進行評價；進而結合三維有限元法和模型試驗，提出了橋基安全臨坡距公式和橋基位置設計方法及其簡明計算表格［75］.此外，由于以往研究大多將橋梁樁基邊坡簡化為平面問題來分析，未能考慮空間效應，冷伍明課題組［76］結合三維數值方法、傳統理論和經驗公式，提出了一種橋梁樁基邊坡穩定性的綜合評價方法.張彬等［77］開展離心模型試驗，揭示了深度不均勻沉降范圍對樁基礎變形破壞特性的影響機制及相應的破壞機理.近期，湖南大學課題組［78］采用有限元極限分析法，分析了水平地震系數、土體強度、邊坡幾何性狀、樁頂荷載等對樁-坡系統破壞模式及穩定性的影響，并給出了可評估橋基邊坡地震穩定性的詳細設計表格.

4.3 加固處治措施

橋梁樁基邊坡的穩定性要求、加固措施以及重點加固部位與自然邊坡存在顯著差異.在橋梁上部結構施工過程中，一方面，須在橋位的滑動帶周邊布設監測點，以便隨時監控滑動帶的發展情況；另一方面，應隨時關注地質狀態的變化，復核勘察設計期間的資料，以便及時調整原設計方案.針對穩定性難以滿足要求的工程，可采用抗滑樁、錨桿、帷幕注漿、急流槽、注漿鋼花管、仰斜式排水管、預應力錨索、滑動帶注漿、噴射混凝土、水平向排水系統及加強鋼筋網等單一或綜合處治措施進行加固.例如，馮忠居等［79］運用BOZOZUK 分析標準，對橋梁墩臺周邊堆載導致的橋基偏斜現象進行評價，并采用預應力錨索和預應力抗滑樁的綜合處治措施對橋墩進行了糾偏.畢繼紅和吳麗艷［80］采用ANSYS 軟件，分析了列車荷載對樁基邊坡的三維動力作用，提出了以預應力錨索加固李子溝特大橋的樁-坡系統.蔣關魯課題組［81-82］結合模型試驗和數值模擬，分析出后排抗滑樁對成蘭鐵路某橋基邊坡的加固效果優于前排抗滑樁，前排抗滑樁僅在靠近橋基時，才能充分發揮加固作用［81］；在此基礎上，分析不同頻率和加速度峰值條件下橋梁樁基和抗滑樁的受力變形規律，揭示了滑坡破壞發展過程和動力響應特性，并給出了前、后排抗滑樁與橋基的合理距離［82］.

5 展 望

由于陡坡段橋梁樁基承載特性相當復雜，本文通過對近年來陡坡段橋梁樁基設計方法和施工技術的簡要回顧，重點介紹其承載機理、試驗方法、受力變形分析及其設計計算方法、施工技術和安全評價方法及加固處治措施.在此基礎上，相關研究主要可從如下幾方面發展：

1）由于陡坡效應的存在，臨坡側一定深度范圍內m值和p-y曲線將發生弱化，該觀點目前已受到廣泛認可.然而，m值和p-y曲線的弱化規律復雜，不僅隨深度變化，還與坡度和臨坡距密切相關，目前尚未有較為統一的分析方法.顯然，m值和p-y曲線的弱化規律、臨界深度和臨界臨坡距等陡坡效應影響范圍仍是陡坡段樁基研究的重點之一.

2）陡坡地段的邊坡自重、鄰近堆載等將對樁基礎產生側向土壓力.在滑裂面尚未形成時，可將其視為附加土壓力；而在滑裂面已形成時，側向土壓力將發展成滑坡推力，此時橋梁樁基起到了阻擋支護作用，樁-坡相互作用機理相當復雜.換言之，側向土壓力的性質和大小將隨樁-坡體系的穩定性發生變化，但現行規范及相關研究尚未給出較為明確的計算方法.

3）陡坡段橋梁樁基承受豎向及水平荷載，且其自由段往往較長，P-Δ效應顯著，在設計計算時不容忽視.此外，受陡坡效應的影響，樁基屈曲穩定性及樁基陡坡穩定性分析方法、有效樁長及嵌巖深度計算方法均不同于平地樁基和抗滑樁.

4）群樁承載特性相當復雜，與基樁數量、排列方式以及承臺剛度等因素有關.但目前的陡坡段橋梁樁基研究大多針對單樁或雙樁，對群樁受力變形特性及樁-土共同作用機理、荷載傳遞規律等的研究甚少，尚無公認的設計計算方法，有待進一步探討.

5）陡坡段橋梁樁基的試驗研究多局限于室內模型試驗，現場試驗寥寥可數，有待進一步開展現場試驗探究樁-坡系統的荷載傳遞機制及樁-土相互作用機理.

6）軟弱土、填土、黃土、單溶洞或串珠狀溶洞及膨脹土地層等特殊環境具有不同于一般砂土或黏性土地層的工程性質，如軟弱土的高壓縮性和觸變性、填土的不均勻性、黃土的濕陷性等.即使樁基處于一般軟土或黏土地層中，也可能出現砂黏土互層等復雜工況，而目前的模型試驗大多在均質砂土或黏性土中開展.

7）在動力荷載作用下，陡坡段橋梁樁基的樁-坡體系破壞模式可能發生改變，引起陡坡效應影響深度與樁前地基抗力及樁后附加土壓力分布產生明顯變化，故動力荷載下陡坡段樁基的樁周土體弱化機制研究已成為中西部山區橋梁樁基設計中亟待解決的問題.