張院生 雷國平 楊偉鴻 馬華 蘇棟，3 吳澤雄 洪成雨，3

1.鐵科院（深圳）研究設計院有限公司，廣東 深圳 518063；2.深圳大學 土木與交通工程學院，廣東 深圳 518061；3.深圳大學 未來地下城市研究院，廣東 深圳 518061

微型抗滑樁造價低、施工快捷且對場地適應性較強，已成為邊坡加固常用手段之一。與大直徑抗滑樁在樁后形成土拱效應的抗滑機理不同，微型抗滑樁只能調動滑動面附近局部土體反力，產生相對較小的抗滑力，但往往進行多排布置并通過在樁頂設置連梁或頂板形成組合結構，整體上也具有較好的抗滑性能，可代替大直徑抗滑樁用于邊坡加固［1-3］。關于該組合結構的受力特性已進行了大量的模型試驗和數(shù)值研究，主要集中在樁頂約束、臨界嵌固長度、微型抗滑樁間距等方面［4-6］。微型抗滑樁-連梁組合結構的內力計算主要采用彈性地基梁K法或m法［7-11］，沒有考慮微型抗滑樁的受力變形協(xié)調。王金梅等［12］考慮了微型抗滑樁上各部分受力特點，將微型抗滑樁分成上部摩擦受拉段、中部滑坡推力作用段和下部錨固段進行分析，一定程度上反映了單樁的受力特性，但是沒有考慮多排樁及樁頂約束的影響。以上方法僅限于彈性階段的分析，沒有考慮樁土的塑性破壞。對于微型抗滑樁極限承載力，主要通過假設樁土形成復合體，并在一定程度上考慮各樁受力的不均勻性，通過計算樁內加筋部分抗剪強度來分析結構的極限承載力［13］。此類方法比較符合以樁剪切破壞為主的巖質滑坡，而不適用于以彎曲破壞為主的土質邊坡。

針對上述不足，本文展開模型試驗，研究樁的塑性屈服過程以及該過程中組合結構的受力變化，進而揭示該結構的抗滑機理。

1 模型試驗設計

1.1 模型箱與加載裝置

設計可滑動的模型盒模擬邊坡土體滑動過程中對微型抗滑樁的剪切作用。模型試驗裝置見圖1。模型箱主體由上部可滑動箱和下部固定箱兩部分構成，豎向高度分別為0.6、0.7 m，水平凈長均為0.7 m，橫向凈寬均為0.4 m。模型箱正面采用20 mm 厚有機玻璃板，便于觀察土樣，其余部分均采用10 mm 厚鋁合金板。采用水平油壓千斤頂對上部箱體進行加載，使上部土體發(fā)生整體滑動。千斤頂最大行程150 mm，最大推力10 t，試驗加載速率約為0.11 mm/s。千斤頂和模型箱之間安裝一個量程為5 kN 的壓力傳感器，用于記錄試驗過程中的總推力。模型箱滑動的垂直方向架設有高清照相機（分辨率5 472 × 3 648），每10 s對模型側邊拍照一次，用于監(jiān)測模型箱和樁頂?shù)奈灰啤?/p>

圖1 模型試驗裝置（單位：mm）

1.2 模型樁

模型樁選用直徑10 mm、壁厚1 mm 的鋁合金管，主要物理參數(shù)見表1。微型抗滑樁外部沿樁長布設2 條OFDR 分布式光纖傳感器，位于樁截面兩側，且放入模型箱時2 條光纖所在平面與土體滑動方向平行，用于監(jiān)測微型抗滑樁沿滑動方向兩側的應變，進而分析樁內力變化。光纖通過丙烯酸酯膠固定在樁表面，且通過強力膠帶進行保護，光纖粘貼完成后通過懸臂梁彎曲測試進行標定，并在彎曲測試中加載直至模型樁發(fā)生塑性變形，據(jù)此獲取其屈服彎矩。光纖的測量精度為±1.0 × 10-6，采用靜態(tài)測量時測點間距為10 mm，采用動態(tài)測量時測點間距為1.812 mm。樁頂連梁采用2個矩形鋁合金條通過螺絲夾緊樁頂外露自由段的形式進行模擬，連梁尺寸為210 mm × 30 mm × 10 mm。

表1 模型樁主要物理參數(shù)

1.3 土體材料與建模

試驗選用平潭砂，其平均粒徑為0.41 mm，相對密度為2.662，最大、最小孔隙比分別為0.915、0.573，砂土相對密實度為45%。土樣采用分層壓實法制備，以保證其均勻性和可重復性。在土樣制備前先將微型抗滑樁通過一道橫梁固定在布設位置，然后每次稱取相應的土樣（約25.38 kg），通過漏斗和軟管導入模型箱中，并平整壓實至相應厚度（每層厚6 mm）。

1.4 模型試驗參數(shù)

考慮微型抗滑樁結構的抗滑效果受到樁頂連梁和嵌固長度的影響，共進行4 次試驗，包括1 次無樁試驗和3次變參數(shù)試驗，見表2。

表2 試驗參數(shù)

在垂直滑坡方向微型抗滑樁的響應區(qū)別不大，且當該方向微型抗滑樁的間距（橫向間距）大于4～5 倍樁徑時，排樁在土體水平運動作用下的響應接近于單樁［14］，同時微型抗滑樁橫向連梁的作用較小。故主要研究一列縱向微型抗滑樁在土體水平運動下的響應。微型抗滑樁的平面布設見圖2，其縱向間距為6 倍樁徑。根據(jù)土體滑動方向，樁A 相當于邊坡加固中的后緣樁，樁D則為前緣樁。

圖2 微型抗滑樁平面布置（單位：mm）

2 試驗結果及分析

2.1 樁頂位移

不同工況時樁頂位移見圖3、圖4?？芍?，試驗過程中樁頂發(fā)生了明顯的偏轉和下沉；不同工況相同位置樁的樁頂位移相差不大，略大于土體水平位移。部分樁在初始階段會出現(xiàn)微小上浮，但整體以軸向下沉為主，其中樁D 下沉量更大；在連梁的影響下，樁的軸向位移差異更大，連梁抑制了后緣樁的軸向位移而加大了前緣樁的軸向位移；在嵌固長度較小的情況下（工況Ⅲ），微型抗滑樁的軸向位移明顯變小，且在加載初期出現(xiàn)更為明顯的上浮位移，表明在該嵌固長度下樁的嵌固段有被拔出的趨勢。

圖3 工況Ⅱ時樁頂位移

圖4 不同工況時樁頂軸向位移

2.2 試驗推力

千斤頂在試驗過程中總推力見圖5?？芍合噍^于工況Ⅳ，微型抗滑樁明顯增加了滑動阻力；連梁提高了結構抗滑力（工況Ⅱ高于工況Ⅰ），而降低樁嵌固長度（工況Ⅲ）后，樁的抗滑力又相對降低了。

圖5 千斤頂推力

2.3 微型抗滑樁內力

工況Ⅰ時樁CⅠ在不同土體位移下內力分布見圖6?？芍弘S著土體位移的增大，樁的內力及土體橫向反力均有所提高，樁土相互作用主要集中在滑動面附近一定范圍內。樁在滑動面處的彎矩較小，即微型抗滑樁的抗滑以在滑動面處提供剪力為主?；瑒用嬉陨铣霈F(xiàn)了與滑動面以下相反的彎矩，且二者在數(shù)值上處在相同的量級，有可能出現(xiàn)上下均發(fā)生樁體塑性應變的情況，這是微型抗滑樁與普通抗滑樁的主要區(qū)別之一。微型抗滑樁在滑動面處軸向受拉，在發(fā)生較大的偏轉后也能貢獻一部分抗滑作用。

圖6 工況Ⅰ時樁CⅠ內力和樁土相互作用力沿樁身的分布

根據(jù)滑動面上下彎矩峰值M1、M2和滑動面處剪力F的發(fā)展趨勢，可將微型抗滑樁的內力發(fā)展分為彈性受力階段（土體位移約40 mm 之前）和塑性屈服階段。在彈性受力階段，樁的內力隨土體位移線性增加；而在塑性屈服階段，樁的最大彎矩逐漸接近并超過屈服彎矩，同時滑動面處F（即抗滑力）達到相對穩(wěn)定值，隨土體位移變化不大。各試驗中微型抗滑樁均發(fā)生了塑性屈服，見圖7。

工況Ⅰ時樁內力隨土體位移的變化見圖8。

由圖8（a）可知：最大絕對彎矩出現(xiàn)在滑動面以下，表明此試驗中嵌固長度較長。前緣樁DⅠ在嵌固段的彎矩最大，并率先達到屈服彎矩，同時也導致該樁在滑體中的彎矩不再增加，所能提供的抗滑力（即在滑動面處的剪力）也開始降低。繼樁DⅠ之后，CⅠ和BⅠ先后在嵌固段進入塑性階段，但仍能繼續(xù)調動滑體內的樁土相互作用，使滑動面以上樁的彎矩繼續(xù)增加，樁的抗滑力持續(xù)緩慢增加。對于后緣樁AⅠ，其彎矩變化與樁DⅠ相反，即其在滑動段有達到屈服的趨勢，而在嵌固段則沒有。圖8（a）中顯示的彎矩超過屈服彎矩的情況與試驗后對樁的觀察一致（參見圖7），樁BⅠ—DⅠ的嵌固段發(fā)生了明顯的塑性變形，雖然M1也有達到屈服彎矩的情況，但還沒有形成較大的塑性應變。

圖7 微型抗滑樁塑性變形

圖8 工況Ⅰ時樁內力隨土體位移變化

由圖8（b）可知：越靠近前緣的樁（如DⅠ），其彎矩峰值的埋深越小，這在一定程度上反映了群樁效應對樁土相互作用的影響。一般地，樁的剛度相對土體越高，其最大彎矩位置與最大剪力位置之間的距離越大，據(jù)此可判斷在滑動段中前緣樁DⅠ受到的土體反力水平更低，而嵌固段中則相反是AⅠ，群樁效應對邊緣樁的影響更顯著。同時，各樁彎矩峰值的埋深差異主要體現(xiàn)在塑性變形階段。

由圖8（c）可知：在彈性階段邊緣樁（AⅠ和DⅠ）提供的抗滑力高于中間樁（BⅠ和CⅠ），但整體上差別較?。辉谒苄噪A段邊緣樁的抗滑力明顯低于中間樁，且前緣樁DⅠ抗滑力出現(xiàn)明顯軟化現(xiàn)象。

綜上，多排微型抗滑樁的受力及破壞過程并不統(tǒng)一，有明顯的漸進性破壞特征，且多排樁產生群樁效應使邊緣樁更容易達到塑性變形，從極限分析的角度難以準確計算該結構整體的抗滑力。

2.4 連梁對樁內力的影響

工況Ⅱ時樁內力隨土體位移的變化見圖9。對比圖8、圖9 可知：工況Ⅱ、工況Ⅰ中樁的塑性屈服類似，但在連梁作用下，工況Ⅱ中DⅡ樁更早進入了塑性屈服，同時也帶動AⅡ樁發(fā)生塑性變形，提高了抗滑力。相比于工況Ⅰ，工況Ⅱ中滑動段樁身也出現(xiàn)明顯的塑性變形（樁AⅡ最為顯著），邊緣樁AⅡ和DⅡ分別在滑動段和嵌固段中彎矩最大，率先達到屈服破壞，而中間樁內力發(fā)展介于二者之間。

圖9 工況Ⅱ時樁內力隨土體位移變化

圖8、圖9土體位移30、100 mm時內力情況分別代表樁彈性和塑性階段。經(jīng)對比可知，彎矩峰值的位置受連梁影響不大。在彈性階段，工況Ⅰ和工況Ⅱ彎矩較相近，但抗滑力已體現(xiàn)出較大差別，其中工況Ⅱ較高。在塑性階段，工況Ⅱ彎矩M2明顯高于工況Ⅰ，工況Ⅱ中后緣樁抗滑力仍較大，而前緣樁則相反，其原因與連梁對微型抗滑樁軸力的改變有關。

不同工況時土體位移40 mm、埋深10 cm 處樁軸力情況見圖10?？芍簩τ跊]有連梁的工況Ⅰ，該處的軸力以受拉為主；而工況Ⅱ，連梁明顯加大了后緣樁的受拉并使前緣樁在樁頂附近受壓，這與圖4（a）中連梁對樁軸向位移的影響相符。連梁對軸力的改變會產生二次彎矩，進而影響微型抗滑樁的橫向受力。

圖10 土體位移40 mm時埋深10 cm處樁軸力（正值代表受拉）

連梁加大了后緣樁的受拉并使前緣樁受壓，改善了微型抗滑樁群的受力，提高了其抗滑力，并且該提升作用在樁的彈性受力階段即已發(fā)生。

2.5 嵌固長度對樁內力的影響

工況Ⅲ時樁內力隨土體位移的變化見圖11。對比圖9、圖11可知，工況Ⅲ中樁的塑性屈服與工況Ⅱ相反，由于樁的嵌固長度明顯變短，此時樁的塑性破壞主要發(fā)生在滑動段中（即M1位置）。參見圖7 可知，最嚴重的塑性變形出現(xiàn)在B、C樁位上，樁AⅢ塑性變形較小而樁DⅢ沒有發(fā)生塑性變形。

圖11 工況Ⅲ中樁內力隨土體位移變化

試驗中嵌固長度的減小程度對彎矩峰值位置的影響不明顯。在彈性階段，嵌固長度的減小對彎矩影響不大，但已全面降低各樁的抗滑力。在塑性階段，工況Ⅲ中M1要明顯高于工況Ⅱ，而M2則明顯低于工況Ⅱ，最終樁的抗滑力相對工況Ⅱ進一步降低了。

綜上，相比于連梁對樁間受力的影響，過小的嵌固長度改變了樁的受力破壞模式，嚴重時更能使微型抗滑樁因被拔出而失效，參見圖4（b）。然而，通過嵌固長度的優(yōu)化設計可使M1和M2同時達到抗彎強度，充分發(fā)揮微型抗滑樁的抗彎性能。

3 結論與建議

1）微型抗滑樁樁頂水平位移與土體位移相近，且受連梁和嵌固長度影響不大。微型抗滑樁在樁頂以軸向下沉位移為主，連梁會加大右側樁的下沉位移而抑制左側樁，減小嵌固長度會減小樁頂?shù)南鲁痢?/p>

2）樁頂連梁和足夠的嵌固長度均能加大抗滑結構的承載力。微型抗滑樁在滑動面處彎矩較小，以提供抗剪力為主進行抗滑?；瑒用嫔舷路謩e有一個彎矩峰值，二者方向相反但數(shù)值上處在相同量級，即有兩個可能出現(xiàn)樁體塑性彎曲破壞的位置。

3）受群樁效應影響，后緣樁和前緣樁分別在滑動段和嵌固段中彎矩最大，率先達到塑性屈服，而中間樁內力發(fā)展介于二者之間。在彈性階段邊緣樁的抗滑力要略高于中間樁，在塑性階段則相反。多排微型抗滑樁的受力及破壞過程并不統(tǒng)一，有明顯的漸進性破壞特征。連梁加大了后緣樁的受拉并使前緣樁樁頂附近受壓，提高了其抗滑力。

4）后續(xù)可進一步通過數(shù)值研究，建立該結構破壞模式與各參數(shù)的定量關系，用于簡化承載力的計算。由于結構破壞往往始于邊緣樁，可考慮改進設計參數(shù)，通過改變排間距或加強該部位樁的屈服強度來提高整體結構的抗滑承載力。