敬靜 ，劉博，何輝 ，易菲霆，徐曉亮

(1.湖南省湘煤地質(zhì)工程勘察有限公司， 湖南 長沙 410014； 2.湖南省地球物理地球化學(xué)調(diào)查所， 湖南 長沙 410014； 3.北京中巖大地科技股份有限公司， 北京 100000)

0 引言

隨著我國經(jīng)濟的高速發(fā)展，土地的開發(fā)利用與地質(zhì)災(zāi)害治理需求不斷增大。目前，在邊坡與滑坡的整治中，對支擋結(jié)構(gòu)的強度和剛度提出了更高要求。對于滑坡推力大、墻前臨空面高時，以往的單排抗滑樁提供不了足夠的抵抗力來滿足相關(guān)要 求，具有更大剛度的錨拉式雙排樁能夠更好地抗側(cè)移[1]。當(dāng)前，錨拉式雙排樁在深基坑支護(hù)及大型滑坡的治理中得到了廣泛應(yīng)用，取得了良好的社會、經(jīng)濟效益。

錨拉式雙排樁的結(jié)構(gòu)體系十分復(fù)雜，滑坡推力的分配涉及到前后排樁、錨索及樁土的相互作用效應(yīng)[2-4]?，F(xiàn)有的雙排樁結(jié)構(gòu)方面的研究主要包括理論分析、數(shù)值模擬分析、模型試驗研究、工程監(jiān)測研究等等[5]，其研究對象主要針對單一形式的雙排樁。針對錨拉式雙排樁，楊慧、李科等[6-7]詳細(xì)介紹了錨索框架梁在路基高邊坡滑坡治理中的應(yīng)用及施工方法；范剛等[8]對不同開挖過程中樁-土相互作用機理、支護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)力、變形和土壓力分布特征進(jìn)行研究，討論排距、樁長和冠梁剛度等參數(shù)對基坑穩(wěn)定性的影響；王星華等[9]在上下部計算模型的基礎(chǔ)上，提出預(yù)應(yīng)力錨索+抗滑樁的內(nèi)力計算方法；張永杰等[10]利用大型振動臺模型試驗，對雙排抗滑樁加預(yù)應(yīng)力錨索加固邊坡時預(yù)應(yīng)力錨索軸力的動態(tài)響應(yīng)特征、預(yù)應(yīng)力變化等進(jìn)行詳盡分析。

本文在對湖南某邊坡加固工程的雙排錨拉式抗滑樁進(jìn)行內(nèi)力監(jiān)測的基礎(chǔ)上，結(jié)合本項目特征，利用有限元軟件PLAXIS對錨拉式雙排樁進(jìn)行了施工工況模擬，從坡體的位移變形、剪力及彎矩等方面進(jìn)行了綜合分析，得到了不同施工工況下樁身內(nèi)力的分布及變形情況。

1 工程概況和計算模型

1.1 工程概況

邊坡緊鄰新建居民樓，由于村民在坡體后側(cè)堆土，支護(hù)樁前市政管道施工時靠近樁邊開挖管溝，造成支護(hù)樁變形過大，引發(fā)滑坡。

現(xiàn)有邊坡采取的支護(hù)措施為樁板墻+錨桿，現(xiàn)有支護(hù)樁直徑為1 m，樁間距為2 m。其中，AB段 樁長11.9 m，樁身共設(shè)置2道錨桿，錨桿的縱向間距為4.5 m；BC段樁長9.9 m，樁身設(shè)置1道錨桿。AB段后部山體的坡面采用錨桿+格構(gòu)梁的支護(hù)方式，BC段坡面采用噴射砼的支護(hù)方式。

現(xiàn)需根據(jù)現(xiàn)場實際情況，對已經(jīng)出現(xiàn)滑坡變形破壞跡象的坡體進(jìn)行加固處理，經(jīng)方案對比，選用雙排樁+預(yù)應(yīng)力錨索的支護(hù)方式。前排樁利用原有支護(hù)樁，后排樁AB段樁長為20.5 m，采用4排永久錨索進(jìn)行加固；BC段樁長為21.0 m，選用3排永久錨索進(jìn)行加固（第2道錨索可利用原有錨索，施工前進(jìn)行拉拔試驗以確定該道錨索承載力，如果承載力滿足要求，保留使用；如果承載力不能滿足要求，重新施工）。錨索為拉力分散型錨索，采用二次高壓劈裂注漿工藝，桿體采用Φs15.2鋼絞線，入射角25°，長度為27.5～38.5 m。冠梁外側(cè)設(shè)置平臺，平臺以用選格構(gòu)梁支護(hù)或自然放坡處理。支護(hù)高度依據(jù)地形而定，坡率為1:（0.7～1.5）。

1.2 計算參數(shù)的選擇

根據(jù)現(xiàn)場勘察情況，選取的巖土層物理力學(xué)指標(biāo)及計算參數(shù)見表1。

表1 巖土層力學(xué)參數(shù)建議值

1.3 施工工況

施工抗滑樁：由于前排樁已經(jīng)存在，因此僅施工后排樁和連系梁。

第一步開挖：卸掉樁前第一層反壓土，預(yù)留出第一排錨索的施工平臺；施工第一排錨索，并施加預(yù)應(yīng)力。

第二步開挖：卸掉樁前第二層反壓土，預(yù)留出第二排錨索的施工平臺；施工第二排錨索，并施加預(yù)應(yīng)力。

第三步開挖：卸掉樁前第三層反壓土，預(yù)留出第三排錨索的施工平臺；施工第三排錨索，并施加預(yù)應(yīng)力。

第四步開挖：卸掉樁前第四層反壓土，開挖至設(shè)計地平線，至此，施工全部完成。

1.4 計算模型的建立

根據(jù)本工程的支護(hù)特點，錨索可以采用點對點錨桿和土工格柵的組合來模擬，其中選用土工格柵模擬注漿體，點對點錨桿用來模擬錨索的桿體。由于坡體發(fā)生滑移變形后，在樁前采用了土體反壓的應(yīng)急治理方案，擬對開挖施工分4個階段進(jìn)行，選用幾何直線劃分施工階段。

（1）基本假定。用等效截面抗彎剛度法將非連續(xù)布置的支護(hù)樁和連系梁折算為地下連續(xù)墻及連續(xù)的薄板；抗滑樁和連系梁均用板單元（BAN）模擬，兩側(cè)地下墻和土的相互作用用界面單元模擬。用總應(yīng)力分析法計算，不計入地下水滲流的影響，不考慮巖土體的抗拉強度?？够瑯杜c連系梁的連接點均為剛結(jié)點，可以傳遞力和彎矩。

（2）材料特性。土體包括3個不同的土層，給土和界面單元分別輸入不同的數(shù)據(jù)組，材料參數(shù)見表2?？够瑯秴?shù)見表3。對于錨索的材料特性，要求兩個數(shù)據(jù)組，其中一個是點對點錨桿類型，另一個是土工格柵類型。錨索數(shù)據(jù)組包含錨索的特性（見表4），而土工格柵數(shù)據(jù)組包含注漿體的特性即軸向剛度，大小為2.0E6。

表2 土和界面特性

本文所確定的網(wǎng)格劃分寬度為60 m，高度為 36 m，網(wǎng)格疏密度為中等，在注漿體周圍易出現(xiàn)應(yīng)力集中的地方，對網(wǎng)格進(jìn)行局部加密，生成的網(wǎng)格數(shù)約為600個單元。邊界條件選用標(biāo)準(zhǔn)固定邊界，即在模型底部施加完全固定約束，在兩側(cè)豎直的邊界施加滑動約束。

表3 抗滑樁（板）特性

表4 錨索（點對點錨桿）的特性

根據(jù)以上信息，結(jié)合本工程的項目特征，建立圖1所示數(shù)值計算模型。

圖1 工程實例計算模型

2 計算結(jié)果及分析

2.1 樁身水平位移及分析

圖2為各開挖階段土體的水平位移云圖，圖3為樁身水平位移與樁身埋深曲線圖。由圖2可見，隨著樁前土體的開挖與錨索的施加，最大位移始終在出現(xiàn)在樁頂端。由圖3可知，最大位移發(fā)生在前排樁樁頂位置，約為20.54 mm。值得注意的是，后排樁的樁頂位移與前排樁基本一致。其原因是在剩 余下滑力的作用下，后排樁先受力，通過連梁的剛性連接，將后排樁的樁身變形傳遞致前排樁，很好地協(xié)調(diào)了排樁的整體變形，起到了整體加固效果。因此，在實際工程中，應(yīng)對抗滑樁樁頂位移進(jìn)行重點監(jiān)測。

圖2 土體水平位移云圖

圖3 各開挖工況下樁身水平位移的變化

2.2 樁身彎矩結(jié)果及分析

圖4、圖5為不同開挖工況下的前、后排樁樁身彎矩分布圖。整體來看，由于連梁的存在，改變了剩余下滑力在巖土體中的傳遞途徑，使得前后排樁的樁身彎矩分布形式基本一致。當(dāng)開挖至第四階段時，前排樁的樁身最大彎矩絕對值為500.336 kN·m，后排樁的樁身最大彎矩絕對值為728.722 kN·m，均出現(xiàn)在埋深約12.5 m的位置。由此可見，在本工程的錨拉式雙排樁的受力結(jié)構(gòu)中，樁身的最大彎矩出現(xiàn)在后排樁嵌固段以下深度的1/2處。同時可知，前排樁較后排樁的彎矩分布更為均勻。因此，在實際的結(jié)構(gòu)設(shè)計中，應(yīng)重點對后排樁的嵌固段以下部分加大配筋，并重點監(jiān)測后排樁的樁身應(yīng)力變化情況。

圖4 各開挖階段前排樁樁身彎矩

圖5 各開挖階段后排樁樁身彎矩

對于前排樁而言，在錨點位置內(nèi)力均發(fā)生突變，但錨點對后排樁的影響較小。這與實際情況吻合，因為錨點僅作用在前排樁上，無法將抗拔力傳遞至后排樁。錨點的位置雖無法影響后排樁的內(nèi)力發(fā)生突變，但會通過樁間土對后排樁的內(nèi)力分布產(chǎn)生影響。

3 現(xiàn)場試驗

3.1 監(jiān)測工程布置

由于前排抗滑樁為已經(jīng)施工完畢的已有抗滑樁，故無法布置深層監(jiān)測設(shè)備?，F(xiàn)場選取JG10和JG20作為試驗樁設(shè)置測斜孔，對后排抗滑樁的側(cè)向位移進(jìn)行監(jiān)測。

3.2 監(jiān)測結(jié)果分析

圖6和圖7為監(jiān)測到的不同開挖工況下的樁身位移與深度的關(guān)系曲線。圖7顯示：隨著樁前土體的開挖與錨索的施加，樁身變形呈“凸肚”形態(tài)，樁身的最大位移出現(xiàn)在第二排錨索與第三排錨索之間，至樁頂處側(cè)移被拉回呈現(xiàn)收斂狀態(tài)，但計算值中樁身上部凸肚后未出現(xiàn)收斂，這與數(shù)值模擬的結(jié)果不一致。而圖6的結(jié)果顯示最大位移始終出現(xiàn)在樁頂端，這與數(shù)值模擬的結(jié)果基本一致。

圖6 JG10測斜數(shù)據(jù)與樁埋深的關(guān)系曲線

圖7 JG20測斜數(shù)據(jù)與樁埋深的關(guān)系曲線

出現(xiàn)這一差異的主要原因是：BC段第二、三排錨索之間的縱向間距為4 m，間距較大致使樁身變身呈“凸肚型”。因此在實際的設(shè)計工作中，應(yīng)重點關(guān)注該處樁身外側(cè)的受拉情況，并在該處加大配筋。而JG10由于上下排的錨點間距均控制在2.5～2.7 m之間，較好地控制了樁身變形，樁身最大側(cè)移始終出現(xiàn)于樁身頂端，這種分布形態(tài)與數(shù)值模擬的計算結(jié)果基本吻合。

經(jīng)查詢最大實測位移為2.94 mm，對比數(shù)值模擬的計算結(jié)果（20.54 mm），有近10倍的差距。分析原因可能是單根較大截面的抗滑樁被等效為薄板，且同時忽略了樁間板的作用后，造成薄板的樁身位移較實測值大，這種等效方式弱化了錨索對樁身變形的控制作用，致使頂部位移不收斂。

4 結(jié)論

（1）對于錨拉式雙排樁，前后排樁的樁身變形形態(tài)基本一致，對于合理的錨索間距，樁身最大位移出現(xiàn)在樁頂位置。

（2）實測樁身變形數(shù)據(jù)顯示：當(dāng)錨索間距設(shè)置過大時，樁身變形出現(xiàn)“凸肚”形態(tài)。

（3）在實際工程中，應(yīng)同時加強抗滑樁樁頂位移與深部位移監(jiān)測。

（4）針對本工程的錨拉式雙排樁，樁身最大彎矩出現(xiàn)在后排樁的嵌固段以下深度1/2處。在實際的結(jié)構(gòu)設(shè)計中，應(yīng)重點對后排樁的嵌固段以下部分加大配筋，并重點監(jiān)測后排樁的樁身應(yīng)力變化 情況。

（5）采用PLAXIS進(jìn)行數(shù)值模擬時，通過將較大截面的抗滑樁等效為薄板的方式，將會造成樁身側(cè)向位移較實測值大，這種等效方式弱化了錨索對樁身變形的控制作用。

（6）通過對工程實例設(shè)置監(jiān)測工作，可以采 用布置測斜管及錨索應(yīng)力計、樁頂位移等監(jiān)測數(shù)據(jù)定量評價雙排樁的加固效果，并進(jìn)行信息化施工。通過建立吻合工程實例的數(shù)值模型，將其計算值與監(jiān)測值進(jìn)行對比，發(fā)現(xiàn)差異性。

（7）數(shù)值計算方法己廣泛應(yīng)用于巖土工程中，但其計算的有效性及可靠性不好判斷，主要在于模型的建立及參數(shù)的取值比較困難。如何更高效地測得樁身內(nèi)力，尋找更加合理的數(shù)值模型、土體本構(gòu)關(guān)系、土體的物理力學(xué)指標(biāo)將是下一步研究的重點[11]。