工程实践表明，混凝土管桩适用于处理路堤荷载作用的深厚软土地基^[1,2,3]，但在其静压沉桩过程中，桩周软黏土体将产生很高的超孔隙水压力，从而对周围环境产生相当严重的不利影响^[4,5]。为减少这种沉桩效应产生的不利影响，对现有常规混凝土管桩结构进行改造，提出有孔管桩技术^[6,7,8,9]，并将其代替无孔管桩，应用于高速公路深厚软基处理工程中，形成带帽有孔管桩复合地基。介于目前有孔管桩还没有工程应用实践，为探讨这种带帽有孔管桩复合地基的荷载传递特性，本文采用室内模型试验和数值模拟相结合手段，对其荷载沉降、桩身轴力、桩周土压力以及荷载分担比、桩土应力比等工作性状进行了研究，并与带帽无孔管桩作对比分析。

　　 在尺寸2.0m×2.0m×0.01m钢板上焊制尺寸1.5m×1.5m×1.5m角钢架，钢架每侧围挡由2块尺寸1.5m×0.5m×0.01m钢化玻璃构成，见图1(a)。试验土体取自南昌周边软土地区，运至室内后，经风干、捣碎等系列处理，将粒径小于10mm的土体放入搅拌机并加入适量水搅拌均匀，土体含水率满足《公路路基施工技术规范》(JTG F10—2006)^[10]划分软土天然含水率大于或等于35%的标准。按照分层填筑、分层压实和预压固结的方法，制备软土地基，同时在填土过程中埋设好土体内部土压力盒，见图1(b)。土体物理力学参数，见表1。

　　 垫层材料选用中砂，厚度取100mm。

　　 荷载板是尺寸为400mm×400mm×10mm的钢板，并钻有3个直径为10mm小孔，以便沉降标穿过。

　　 模型桩采用PVC管，桩长为800mm，外径63mm，壁厚3mm。桩身间隔200mm进行钻孔，孔径20mm。模型桩类型如下:带帽无孔管桩、星状孔、单向对穿孔和双向对穿孔三种开孔方式的带帽有孔管桩，如图2所示。桩帽采用尺寸200mm×200mm×15mm有机玻璃，通过强力胶与管桩粘结形成带桩帽管桩，如图3所示。

　　 图2 桩身布孔方式

　　 选用LY-350型应变式微型土压力盒，量程范围为0～0.2MPa。共布置土压力盒m1～m12共12个，其平面布置如图4所示。

　　 应变片规格参数为:栅长×栅宽为3mm×2mm;电阻为120.0Ω;灵敏系数为2.06;精度等级为A级。对应变片做好防潮防护处理，沿桩身两侧对称粘贴应变片，如图5所示。

　　 设置3个沉降标，与百分表配合来分别测量桩顶和桩间土的沉降，在桩顶设置1套，在桩间土设置2套，百分表量程为20mm。沉降标与百分表如图6所示。

　　 采用2台DH3818静态应变测试仪，与电脑连接，自动采集土压力盒和桩身应变片的数据。应变测试仪如图7所示。

　　 沉桩前，在桩身每隔10cm作一颜色标记，并用透明胶带密封桩底部，以防土塞。采用静压沉桩方法，控制速度5cm/min左右缓慢下沉。当桩帽距离土体10cm时暂停沉桩，埋设好桩帽下和桩帽间的土体表面土压力盒，之后继续沉桩，直至桩帽与土体表面接触。在土体和桩帽表面铺设垫层，垫层上放置加载板。沉桩过程中注意保持桩身竖直，防止桩体偏斜。

　　 按照《复合地基技术规范》(GB/T 50783—2012)^[11]进行静载荷试验，采用静压堆载方案加载。加载等级8级，分别为:300,600,900,1 200,1 500,1 800,2 100,2 400N。堆载重物选用标准砝码块(每块质量为5.1kg，重量约50N)，复合地基静载试验如图8所示。

　　 以室内模型试验为依据，利用有限元软件FLAC3D建立无孔管桩、三种开孔方式的有孔管桩数值计算模型。其中带帽双向对穿有孔管桩复合地基三维数值模型如图9所示。

　　 带帽桩和载荷板采用各向同性弹性本构模型，土体和砂垫层采用Morh-Coulomb弹塑性本构模型。土体、带帽桩、砂垫层、载荷板的模型材料参数如表2所示。

　　 在FLAC3D中提供了接触面单元，用来模拟一定受力条件下两个接触的表面产生的错动滑移、分开与闭合。土体与砂垫层之间的接触可以看作两个不同土层的连接，直接使用Attach命令连接，不需要建立接触面。带帽桩与砂垫层、土体以及载荷板与砂垫层的接触表面会产生错动滑移，因此采用“移来移去”法建立接触面。带帽双向对穿有孔管桩三维数值模型如图10所示。

　　 边界条件为:垫层上表面为自由边界，土体底面固定约束3个方向的位移，土体4个侧面约束法向位移。

　　 初始条件:本文采用改变参数的弹塑性求解法来生成初始地应力场。

　　 图11(a)为土体在Z方向的初始地应力SZZ云图。土体中的初始地应力场呈层状，在同一深度处初始地应力的大小相同，土层表面的初始地应力为0，土层初始地应力从上到下，随着深度的增大而逐渐增加。同时，采用渗流模式，并设置单元为各向同性渗流模型，对超孔隙水压力进行分析。图11(b)为初始孔压场云图。土层表面的初始孔压为0，初始孔压从上到下，随着深度的增大而逐渐增加，在同一深度处初始孔压的大小相同。

　　 加载分为自重荷载和外部加载两个部分，自重荷载通过施加一个重力加速度实现，外部荷载采用应力加载方式，按静荷载试验在载荷板上分8级逐级加载，应力加载分级如表3所示。

　　 在加载之前，通过“Set fluid on”命令打开渗流计算，通过“solve age 2.592e5”命令设置求解的动态计算时间为2.592×10⁵s进行计算，模拟室内模型试验中沉桩后至加载前的3d休止期。加载前土体的应力云图和孔压场云图，如图11(c),(d)所示。从图中可以看出，在休止期期间，土体应力相比初始状态稍有变化，但变化不大。而孔压场的变化却比较大，桩身一定范围内孔压场分界面下移，这种变化在桩身开孔附近尤为明显，这说明桩身开孔能够加快孔隙水压力的消散，从而加速土体固结。

　　 为了验证模型试验与数值模拟结果是否一致，现对其进行对比分析。

　　 各桩型复合地基的荷载-沉降(Q-S)曲线模型试验与数值模拟对比如图12所示。由各桩型复合地基荷载-沉降曲线对比(图12)可知，相比模型试验，数值模拟的荷载-沉降曲线更为平缓。在加载前期，模型试验的荷载-沉降曲线斜率较小，随着荷载的斜率逐渐增大，而数值模拟的荷载-沉降曲线斜率的变化则不明显。由表4可知，数值模拟和模型试验结果都显示:无孔桩型复合地基总沉降>单向对穿孔桩型复合地基>星状孔桩型复合地基>双向对穿孔桩型复合地基，说明桩身开孔能够减小复合地基沉降，但数值模拟得到的各桩型复合地基总沉降比模型试验偏小。对比表5中有孔桩型复合地基相对无孔桩型复合地基总沉降减小率可以发现，双向对穿孔桩型复合地基相对无孔桩型复合地基总沉降减小率最大，星状孔桩型复合地基次之，单向对穿孔桩型复合地基最小。数值模拟得出的星状孔桩型复合地基和单向对穿孔桩型复合地基的总沉降减小率与模型试验的结果相差不大，而数值模拟得出的双向对穿孔桩型复合地基的总沉降减小率偏小。

　　 由于各桩型复合地基模型试验和数值模拟的加载等级较多，现仅选择第4级荷载(Q=1 200N)和第8级荷载(Q=2 400N)下模型试验和数值模拟的各桩型复合地基的桩身轴力进行对比分析，如图13所示。

　　 从图13中可以看出，数值模拟和模型试验所得到的各桩型复合地基桩身轴力随深度的变化趋势是一致的，都为上大下小。在第4级荷载(Q=1 200N)下，数值模拟的桩身轴力曲线与模型试验的桩身轴力曲线非常接近，而第8级荷载(Q=2 400N)下数值模拟所得到的结果比模型试验的偏大，且在深度h=0.1m处相差最大。这种差异性主要是因为模型试验中随着施加荷载的增大，土体的状态随之变化，且这种变化较为复杂，在数值模拟中难以准确反映导致的。

　　 在各桩型复合地基受竖向荷载作用时，取第4级荷载(Q=1 200N)和第8级荷载(Q=2 400N)下模型试验和数值模拟的桩帽间土体土压力变化情况进行对比，如图14所示。由图14中可以发现，数值模拟和模型试验所得到的各桩型复合地基桩帽间土体压力随深度的变化趋势是一致的，但相比模型试验，数值模拟所得到的桩帽间土体压力偏小，且在较大荷载等级下这种差异表现更明显。

　　 桩土荷载分担比和桩土应力比是反映复合地基工作状态的一个重要参数，反映了复合地基中桩和土的应力、荷载分担情况。图15和图16分别为模型试验和数值模拟的各桩型复合地基桩土荷载分担比和桩土应力比的对比。

　　 从图15中可以看出，数值模拟得到的各桩型复合地基桩体荷载分担比相对模型试验偏大，而土体荷载分担比相对模型试验偏小，且这种差异在加载后期更为明显，但两者的变化趋势是一致的。相应地，数值模拟得到的各桩型复合地基桩土应力比也比模型试验结果偏大，从图16中也可以看出，数值模拟和模型试验得到的各桩型复合地基桩土应力比随荷载增加都呈现先增大后减小的变化趋势。图15,16中数值解与试验结果存在差异性，主要是因为数值模拟时土参数取值的选取可能与实际情况相差较大，但两者所反映出的规律基本一致。

　　 (1)带帽有孔管桩复合地基相比于带帽无孔管桩复合地基总沉降减小，说明了桩身开孔能有效提高地基承载力，提高的程度与桩身开孔方式有关。

　　 (2)相同级竖向荷载作用下，各桩型复合地基桩身轴力均随深度增大而逐渐减小。各桩型复合地基桩身轴力随着荷载增大而增大，且达到一定荷载时增长速率变缓，且带帽有孔管桩复合地基桩身轴力最大值要略小于带帽无孔管桩复合地基桩身轴力。

　　 (3)各桩型复合地基桩帽下土体表面土压力比桩帽间土体表面土压力明显要小，表明桩帽间土体与桩体共同承担上部竖向荷载，而桩帽下土体仅承担小部分桩帽传递的荷载。

　　 (4)有孔桩型复合地基桩土应力比小于无孔桩型复合地基的桩土应力比，这主要是因为桩身开孔加快了桩周土体的固结，使得桩间土体承载力提高，桩间土体分担了更多的荷载，从而减小了桩体的受力，且这种作用与桩身开孔方式有关。

　　 受试验条件的限制，本文只做了单桩试验，复合地基群桩的荷载传递特性较单桩要复杂很多，其将是下一步研究的课题。