王超 孫國富 房超 姚宇坤

摘要：針對現(xiàn)有路基結(jié)構(gòu)形式難以保證環(huán)境與經(jīng)濟效益俱佳的不足，提出了一種適應(yīng)于山區(qū)陡坡地形的新型“樁-錨-框架”復(fù)合雙層行車路基結(jié)構(gòu)，并進行了該新型結(jié)構(gòu)的靜力模型試驗研究。對通過數(shù)值手段選取的最優(yōu)結(jié)構(gòu)形式建立縮尺比例為1∶20試驗?zāi)Ｐ?。通過試驗，測定了模型在靜力荷載作用下，抗滑樁樁頂及邊坡位移，分析了結(jié)構(gòu)對邊坡的支擋作用;測定了結(jié)構(gòu)各部分的受力及變形情況，分析結(jié)構(gòu)的靜力穩(wěn)定性及破壞形式;測定了預(yù)應(yīng)力錨索作用下，樁后、樁底和基底土壓力隨荷載的變化情況及分布規(guī)律。試驗結(jié)果表明，新型“樁-錨-框架”復(fù)合雙層行車路基結(jié)構(gòu)具有穩(wěn)定性好、變形小、結(jié)構(gòu)承載力高等優(yōu)點。

關(guān)?鍵?詞：復(fù)合路基結(jié)構(gòu); 靜力特性; 樁-錨-框架結(jié)構(gòu)體系; 山區(qū)公路

中圖法分類號： TU412?文獻標志碼： ADOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2019.01.031

山區(qū)雙層行車路基結(jié)構(gòu)是由“樁—錨—框架”復(fù)合的一種新型的路基結(jié)構(gòu)形式，集雙層行車、山體錨固、邊坡支擋和路面支撐等多功能于一體。它不同于一般整體式路基挖方邊坡高、土石方量大的特點，也不像大跨度棚洞對結(jié)構(gòu)的承載力要求高[1-2]，也不同于傍山橋造價高、施工難度大。

本文將現(xiàn)有的結(jié)構(gòu)有機結(jié)合，形成能發(fā)揮山體錨固、邊坡支擋和路面支撐等多種功能于一體的復(fù)合結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)形式及陡坡地形斷面布置如圖1所示。現(xiàn)有的數(shù)值模擬分析表明[3-5]：該路基結(jié)構(gòu)對山體擾動與破壞較小，在保證結(jié)構(gòu)本身穩(wěn)定性的同時能對邊坡起到較好的支擋作用，安全可靠并且經(jīng)濟合理。

為此，本文對新型雙層行車路基結(jié)構(gòu)進行了模型靜力試驗研究，以充實該新結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)研究結(jié)果，為實際工程應(yīng)用提供可靠的理論支撐。

1?試驗?zāi)康募皟?nèi)容

由于本文主體結(jié)構(gòu)類似于“h”型抗滑樁，參考了配有預(yù)應(yīng)力錨索設(shè)計的“h”型抗滑樁模型試驗[6-11]，對該種新型復(fù)合路基結(jié)構(gòu)進行靜力模型試驗。利用理論分析及有限元模擬的結(jié)果，對模擬選取的最優(yōu)結(jié)構(gòu)形式建立縮尺比例為1∶20試驗?zāi)Ｐ?，分析靜力荷載作用下結(jié)構(gòu)的位移、應(yīng)變、應(yīng)力，及其與邊坡共同作用情況。研究預(yù)應(yīng)力錨索作用下樁后土壓力分布規(guī)律，檢驗結(jié)構(gòu)的整體受力性能和邊坡的穩(wěn)定性，確定此雙層行車路基結(jié)構(gòu)的實際承載力，以及對邊坡的支擋作用，驗證理論分析和數(shù)值分析結(jié)果，完善結(jié)構(gòu)方案，為工程設(shè)計提供可靠依據(jù)。

模型試驗主要包括以下內(nèi)容。

（1） 測定模型在靜力荷載作用下抗滑樁樁頂及邊坡的位移以及抗滑樁的受力，分析結(jié)構(gòu)對邊坡的支擋作用。

（2） 測定在靜力荷載作用下，結(jié)構(gòu)各部分的內(nèi)力及位移變形情況，分析結(jié)構(gòu)的靜力穩(wěn)定性以及破壞形式。

（3） 測定預(yù)應(yīng)力錨索作用下，樁后、樁底和基底土壓力隨荷載的變化情況及分布規(guī)律。

2?試驗設(shè)計及模型制作

2.1?試驗總體設(shè)計

本次試驗在自制模型箱進行，模型箱采用5 mm厚鋼板焊接成并用10號槽鋼在周圍進行加固。模型箱內(nèi)部尺寸為：長2 670 mm，寬1 550 mm，高1 300 mm?？紤]到邊坡與結(jié)構(gòu)的相互作用，以及預(yù)應(yīng)力錨索合理錨固深度，結(jié)構(gòu)靠近山體一側(cè)邊坡模型的寬度范圍取1.2 m，邊坡高度高于結(jié)構(gòu)抗滑樁樁頂。為了準確模擬邊坡與結(jié)構(gòu)的相互作用，該試驗邊坡模型不人為設(shè)置滑動面，模型箱土體分層填筑夯實，每填筑10 cm夯實一次，每層夯實次數(shù)為3～5次，達到預(yù)定高度時埋置相應(yīng)土壓力盒及預(yù)應(yīng)力錨索。

本試驗為靜力破壞試驗，結(jié)構(gòu)行車荷載采用配重塊模擬，邊坡荷載采用千斤頂通過加載板逐級施加直至結(jié)構(gòu)破壞。試驗總體布置示意圖及測試原件布設(shè)如圖2，3。

2.2?主體結(jié)構(gòu)模型制作及模型材料

2.2.1?主體結(jié)構(gòu)模型

主體結(jié)構(gòu)模型采用鋼筋混凝土制作，包括抗滑樁、擋土板、橫梁、內(nèi)（外）縱梁、內(nèi)地基梁、支撐柱、路面板等構(gòu)件，抗滑樁錨固深度為300mm，基礎(chǔ)埋深為150mm。模型各部分尺寸如下：抗滑樁，1 100 mm（長）×50 mm（寬） ×75 mm（厚）;橫梁，636 mm（長）×40 mm（寬）×40 mm（高）;內(nèi)（外）縱梁（內(nèi)地基縱梁），1 550 mm（長）×40 mm（寬）×40mm（高）;外縱梁，1 550 mm（長）×40 mm（寬）×40 mm（高）;支撐柱（截面），50 mm×50 mm;外地基縱梁，底面寬125 mm，肋梁1 550 mm（長）×50 mm（寬）×50 mm（高）;加腋尺寸，內(nèi)側(cè)40 mm×125 mm，外側(cè)40 mm×150 mm;結(jié)構(gòu)照片見圖4。

2.2.2?試驗材料

（1） 模型混凝土。結(jié)構(gòu)模型采用微?；炷林谱?，最大粒徑為5 mm，粗骨料選用粒徑2.0～5.0 mm的砂礫代替普通混凝土中的碎石，細骨料選用粒徑0～2 mm的砂礫代替普通混凝土中的砂礫。水泥采用425號普通硅酸鹽水泥，配合比為水泥∶細骨料∶粗骨料∶水=1∶1.72∶2.48∶0.42，減水劑用量2%。配制的微?；炷僚c原結(jié)構(gòu)中采用的C30混凝土各項力學(xué)指標基本相似[13]。

（2） 模型鋼筋。模型鋼筋采用直徑1.6～4 mm（16～8號）的多種型號回火鍍鋅鐵絲代替。根據(jù)模型和原型配筋率相似的原則進行模型配筋，并滿足構(gòu)造要求。

（3） 模型土體。模型土體采用細砂和黏土按2∶1比例混合而成，在試驗之前經(jīng)過篩選除去其中較大的塊石（篩分后粒徑在3 mm以內(nèi)），然后分層進行人工夯實。由于實際結(jié)構(gòu)中抗滑樁和基礎(chǔ)均埋設(shè)至較為堅硬的土層，因此抗滑樁樁前土體采用水泥摻入比為8%的水泥土來模擬。試驗測得模型土體密度為?1 983kg/m3，凝聚力為6.7 kPa，內(nèi)摩擦角為32.8°。

（4） 預(yù)應(yīng)力錨索。預(yù)應(yīng)力錨索采用摩托車剎車用鋼絞線進行模擬，直徑約1.7 mm，彈性模量195 GPa，力學(xué)參數(shù)與原型錨索基本相同。

2.2.3?模型相似關(guān)系

根據(jù)試驗?zāi)康摹⒃囼灄l件和相似要求，本實驗主要滿足幾何相似和物理相似[12]。試驗采用1∶20縮尺模型，幾何相似比CL=1/20。模型采用的材料力學(xué)參數(shù)與原型基本相同，各相似比見表1（下標M代表模型，下標P代表原型）。

3?試驗裝置及加載方案

3.1?試驗裝置

試驗裝置如圖5所示。本試驗為靜力破壞試驗，利用豎向液壓千斤頂對土體施加靜力荷載，使土體與結(jié)構(gòu)產(chǎn)生相互作用達到加載目的。

3.2?加載步驟

試驗中的荷載包括錨索預(yù)應(yīng)力、施加在路基結(jié)構(gòu)上層的行車荷載以及施加在邊坡坡頂?shù)呢Q向荷載。錨索預(yù)應(yīng)力通過旋緊錨索端部螺栓施加，根據(jù)錨索的應(yīng)變控制預(yù)應(yīng)力的大小。行車荷載采用配重塊模擬，一次性施加。邊坡坡頂靜力荷載值較大，采用分級施加的方式，加載設(shè)備采用反力架與液壓千斤頂，通過分配梁與加載板均布施加在邊坡坡頂。試驗中選用的千斤頂額定起重量為100 t，起升高度大于50 cm。

首先對錨索施加應(yīng)力。根據(jù)相似關(guān)系，模型錨索預(yù)應(yīng)力為1.5 kN，模型錨索直徑為1.7 mm，彈性模量195 GPa，計算可得預(yù)應(yīng)力作用下錨索初始應(yīng)變?yōu)?0.003 39?，緩慢旋緊錨索螺栓，待應(yīng)變值穩(wěn)定在?0.003 39?時停止旋緊，錨索預(yù)應(yīng)力施加完畢。約1 h后，讀取各個土壓力盒讀數(shù)，待讀數(shù)穩(wěn)定時記錄此時各個位置土壓力值，作為初始土壓力。

其次施加模型車道荷載。原型結(jié)構(gòu)所受集中荷載為272 kN，均布荷載為10.5 kN/m，將集中荷載等效為均布荷載，根據(jù)荷載等效原則，等效后的均布荷載總量為78.1 kN/m2。根據(jù)相似關(guān)系，模型均布荷載為3.9 kN/m2，模型荷載施加面積為0.93 m2，因此施加的荷載總量為4.2 kN。車道荷載施加完成1 h后，讀取并記錄各應(yīng)變、位移及土壓力盒讀數(shù)。

最后利用液壓千斤頂在邊坡坡頂施加靜力荷載。為了較好地觀察結(jié)構(gòu)的受力及變形，初始加載和結(jié)構(gòu)將要破壞時采用較小的加載增量。具體加載方式為：初級和二級加載值為50 kN，之后每級荷載增加100 kN，加載到600 kN時，結(jié)構(gòu)內(nèi)部出現(xiàn)較大的內(nèi)力與位移，加載增量減小為50 kN，繼續(xù)逐級加載直至結(jié)構(gòu)破壞。每級荷載施加完成1 h后采集一次各應(yīng)變片、位移計及土壓力盒讀數(shù)，待讀數(shù)穩(wěn)定后采集結(jié)束。

4?試驗結(jié)果研究分析

4.1?試驗現(xiàn)象

通過觀察加載過程發(fā)現(xiàn)，當(dāng)加載到100 kN時，結(jié)構(gòu)局部開始出現(xiàn)細微裂縫（圖6（a），加載到300 kN時裂縫增多（圖6 （b）），加載到600～700 kN時，裂縫進一步發(fā)展，預(yù)應(yīng)力錨索開始出現(xiàn)斷裂松動（圖6（c）），結(jié)構(gòu)逐漸進入塑性屈服階段，引起內(nèi)力重分布;當(dāng)加載到775 kN時，結(jié)構(gòu)達到極限承載力狀態(tài);繼續(xù)加載，結(jié)構(gòu)承載力開始減小，位移變形卻迅速增加，直至柱頂混凝土壓碎貫通，結(jié)構(gòu)破壞（圖6（d））。

4.2?位移分析

樁頂和柱頂水平位移隨邊坡豎向荷載變化情況如圖7所示。

邊坡豎向荷載小于300 kN時，樁頂和柱頂位移增長均較為緩慢而且相差不大;豎向荷載從300 kN增加到600 kN時，位移增長速度變大，并且抗滑樁位移增長速度大于支撐柱，加載到600 kN時，柱頂位移為12.26 mm，而樁頂位移達到17.28 mm;荷載大于600 kN時，樁頂和柱頂位移增速均明顯增大，當(dāng)荷載加到775 kN時，結(jié)構(gòu)達到極限承載力狀態(tài)，繼續(xù)加載，結(jié)構(gòu)位移快速增加，但結(jié)構(gòu)承受的荷載逐漸減小，結(jié)構(gòu)發(fā)生延性破壞。

4.3?土壓力分析

4.3.1?樁后土壓力

試驗加載過程中，樁后不同填土深度處的土壓力隨荷載變化情況如圖8所示。

由圖8可見，在施加邊坡荷載和錨索預(yù)應(yīng)力之前，樁后土壓力基本按上大下小的“倒三角”形式分布。施加荷載后，錨索處土壓力明顯增加，樁后土壓力整體呈“中間大，兩頭小”的分布形式，這是由于錨索預(yù)應(yīng)力使抗滑樁主動擠壓樁后土體，造成土壓力增加。

加載過程中，樁頂處土壓力最小，并且隨荷載增加變化不大;荷載小于300 kN時，最大土壓力位于上部和下部錨索處，當(dāng)荷載大于300 kN時，距樁底約300 mm處土壓力逐漸開始超過錨索處，這是由于該處至樁底范圍內(nèi)產(chǎn)生了滑動面，導(dǎo)致滑動面以上部分土壓力迅速增加;荷載大于600 kN時，預(yù)應(yīng)力錨索逐漸開始斷裂，從而導(dǎo)致該處土壓力減小，距300 mm以上土壓力又變?yōu)椤暗谷恰狈植夹问健?/p>

4.3.2?樁底和基底土壓力

土壓力隨加載荷載的變化情況如下圖9所示。由圖9可見，樁底和基底土壓力均隨著荷載增加逐漸增大?；淄翂毫υ鲩L速度較為緩慢，這是由于土體對基礎(chǔ)有約束作用，隨著邊坡推力的增加，支撐柱產(chǎn)生繞基礎(chǔ)前端轉(zhuǎn)動趨勢，導(dǎo)致基礎(chǔ)后端與土體脫離，土壓力逐漸減小直至0，而基礎(chǔ)前端土壓力不斷增加，因此基底平均土壓力增長緩慢。試驗過程中，樁底最大土壓力為0.232 MPa，基底最大土壓力為0.088 MPa。

4.4?樁身應(yīng)變分析

抗滑樁上部受力小于抗滑樁下部，下層路面處受力最大。在荷載小于200 kN時，各處應(yīng)變增長較為緩慢;當(dāng)加載量大于600 kN時，下層路面處應(yīng)變增長速度明顯加快，而其余3處應(yīng)變出現(xiàn)短暫反向增長。這是由于荷載增加到600 kN時，預(yù)應(yīng)力錨索出現(xiàn)斷裂松動情況，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)受力改變;當(dāng)加載量達到結(jié)構(gòu)極限承載力775 kN后，結(jié)構(gòu)承受的荷載逐漸減小，樁身內(nèi)側(cè)各處應(yīng)變基本維持不變，此時樁身內(nèi)力不再增加。樁身各監(jiān)測點位置及應(yīng)變隨豎向荷載變化情況如下圖10，11所示。

4.5?橫梁應(yīng)變分析

橫梁各監(jiān)測點的位置及隨荷載的變化情況如圖12，13所示。

結(jié)合測點位置分析橫梁應(yīng)變曲線可知，橫梁中部存在反彎點，與抗滑樁相連一端表現(xiàn)為下側(cè)受拉，上側(cè)受壓。隨著荷載的增加，橫梁應(yīng)變變化較為平緩，荷載達到結(jié)構(gòu)極限承載力之后應(yīng)變基本維持不變;與支撐柱相連的一端表現(xiàn)為上側(cè)受拉，下側(cè)受壓，隨著荷載的增加，應(yīng)變變化較為明顯。當(dāng)加載到650～700 kN時，該端兩側(cè)應(yīng)變達到最大值，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)內(nèi)力重分布，繼續(xù)加載，應(yīng)變逐漸減小。橫梁最大拉應(yīng)變與最大壓應(yīng)變均出現(xiàn)在與支撐柱相連一端，最大壓應(yīng)變?yōu)? 398×10?-6?，最大拉應(yīng)變?yōu)? 486×10?-6?。針對該情況，結(jié)構(gòu)設(shè)計時分別通過設(shè)計加腋及增強配筋的方式提高其承載力。

4.6?支撐柱應(yīng)變分析

支撐柱各監(jiān)測點及應(yīng)變曲線如下圖14、15所示。

支撐柱上端外側(cè)受拉，內(nèi)側(cè)受壓;下端外側(cè)受壓，內(nèi)側(cè)受壓，柱中部偏下位置存在反彎點。初始加載時，柱身各處應(yīng)變均隨荷載增加而不斷增大，荷載達到600 kN時，下端外側(cè)應(yīng)變趨于穩(wěn)定;加載到650 kN時，柱上端內(nèi)側(cè)達到極限壓應(yīng)變，混凝土壓碎，隨后應(yīng)變減小并在達到結(jié)構(gòu)極限承載力時趨于穩(wěn)定;柱上端外側(cè)應(yīng)變則隨荷載增加不斷增大，在極限承載力時達到最大值，隨后應(yīng)變基本維持不變。

整個加載過程中柱身產(chǎn)生的最大壓應(yīng)變?yōu)? 871×10?-6?，位于柱上端內(nèi)側(cè)，最大拉應(yīng)變?yōu)? 469×10?-6?，位于柱上端外側(cè)。由此可見，支撐柱上端為柱身薄弱部位，為避免該處先于橫梁破壞，設(shè)計時應(yīng)予以適當(dāng)加強。

5?結(jié) 論

（1） 新型雙層行車路基結(jié)構(gòu)靜力穩(wěn)定性較好，在較大的邊坡荷載作用下也不會產(chǎn)生過大的位移變形，結(jié)構(gòu)承載力高，對邊坡有較好的支擋作用。

（2） 樁后土壓力呈“中間大，兩頭小”的分布形式，分布比較均勻?；瑒用娈a(chǎn)生于距樁底約300 mm范圍內(nèi)，整個試驗過程中該處土壓力及樁身彎矩也最大。樁底土壓力隨邊坡荷載增加而增大，基底土壓力受邊坡荷載影響不大。

（3） 結(jié)構(gòu)破壞時，支撐柱上端受壓區(qū)混凝土首先達到極限壓應(yīng)變而壓碎，然后逐步與外側(cè)受拉區(qū)裂縫貫通形成塑性鉸，結(jié)構(gòu)承載力降低，變形迅速增加。結(jié)構(gòu)破壞形式為塑性破壞，破壞前有明顯的征兆。

（4） 橫梁與支撐柱相交節(jié)點處為結(jié)構(gòu)相對薄弱部位，可通過設(shè)置合理加腋、提高梁柱節(jié)點配筋等方式，進一步改善結(jié)構(gòu)受力，增強結(jié)構(gòu)的安全性與穩(wěn)定性。

（5） 本文研究的新型路基結(jié)構(gòu)具有較好的應(yīng)用前景，但尚處于理論與試驗研究階段。本文主要分析了結(jié)構(gòu)的靜力特性，對于動力荷載作用下結(jié)構(gòu)的受力特征以及安全性和穩(wěn)定性的問題需要進一步的研究，其在實際工程中的應(yīng)用也需要進行更加廣泛和深入的研究論證。

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引用本文：王?超，孫國富，房?超，姚宇坤.陡坡傍山雙層行車結(jié)構(gòu)體系靜力試驗研究[J].人民長江，2019，50（1）：170-175.

Static test study on double-deck highway structure by steep mountainous side

WANG Chao1， SUN Guofu1， FANG Chao2， YAO Yukun1

（1. College of Architectural Engineering， Beijing University of Technology， Beijing 100124， China; 2. Beijing General Municipal Engineering Design & Research Institute Co.， Ltd， Beijing 100082， China）

Abstract：For poor environmental and economic benefits of existing subgrade structure， a new type of pile-anchor-frame composite double-deck highway structure adapted to the steep slope topography in mountainous area is put forward and the static model test of the new composite subgrade structure is carried out. The model of 1：20 scale is established for the designed optimal structure by numerical simulation. Through the test， the displacement of the top of the anti-slide pile and the slope under the static load is determined and the slope supporting effect of the structure is analyzed. The force and deformation of every structure parts are measured， and the static stability and failure modes of the structure are analyzed. The variation and distribution of earth pressure in rear area of pile， pile bottom and basement under the action of pre-stressed anchor cable are measured. The experimental results show that the new pile - anchor - frame composite double-deck highway structure has good stability， small deformation and high bearing capacity.

Key words：?composite subgrade structure;static behavior;pile-anchor-frame structure; mountain highway