鄧友生,彭程譜,楊彪,孟麗青,馮愛林

(西安科技大學(xué) 樁承結(jié)構(gòu)研究中心,陜西 西安 710054)

滑坡是我國比較頻發(fā)的災(zāi)害之一?；碌男纬煞譃樽匀谎葑兒腿藶檎T發(fā)2類。隨著我國大規(guī)?；A(chǔ)設(shè)施的建設(shè)和礦產(chǎn)資源的開發(fā),后者產(chǎn)生的滑坡災(zāi)害在不斷增加?；轮卫淼姆椒ㄖ饕校号潘⑶宸綔p荷、反壓、支擋結(jié)構(gòu)。其中,抗滑樁以其良好的支護(hù)效果得到廣泛的運(yùn)用,抗滑樁通過嵌入滑動(dòng)面以下,依靠自身剛度和樁前土壓力抵抗滑體的下滑力?？够瑯兜慕Y(jié)構(gòu)形式不斷優(yōu)化,從結(jié)構(gòu)受力簡單的單排樁到雙排樁,但其支護(hù)效果有限;沈簡等[1]在一采用雙排樁支護(hù)的邊坡中,由于原支護(hù)結(jié)構(gòu)支護(hù)能力不足,采用樁錨結(jié)構(gòu)進(jìn)行二次處理。為增大抗滑結(jié)構(gòu)的剛度、穩(wěn)定性和改善樁身受力狀態(tài),學(xué)者們不斷研發(fā)了門式剛架抗滑結(jié)構(gòu)[2]、由一對傾斜和豎直的樁組成的A型微型樁[3]、抗滑樁+支撐柱組合抗滑結(jié)構(gòu)[4-5]、八字形微型樁群[6]。此外,拱是一種良好的受力結(jié)構(gòu)形式,如地鐵使用的樁梁拱法能很好地約束地表沉降[7]。平面弧形抗滑結(jié)構(gòu)通過弧形冠梁將樁頂連系在一起,增大了結(jié)構(gòu)的整體剛度,并充分利用滑體兩側(cè)穩(wěn)定土體的抗力。文獻(xiàn)[8-10]對平面弧形抗滑結(jié)構(gòu)的組合形式、空間受力性能、變形特性及計(jì)算理論進(jìn)行了詳細(xì)的分析。以上研究表明：弧形抗滑支護(hù)結(jié)構(gòu)可以改善抗滑樁的受力狀態(tài),約束樁頂位移,并充分利用了邊坡滑體兩側(cè)穩(wěn)定土體的抗力。但上述抗滑樁均布置在同一平面上,不利于適應(yīng)邊坡高程的變化和拱軸線矢跨比的調(diào)整。

抗滑樁的尺寸、樁的布置以及邊坡的抗滑體系的支護(hù)效果有很大的影響。彭文哲等[11]通過建立有限元模型分析抗滑樁的最優(yōu)樁位和樁長,并通過算例驗(yàn)證分析的合理性。Rao等[12]引入了三維上限極限分析法以評估邊坡的穩(wěn)定性,并考慮抗滑樁的影響,研究了不同土的非均勻性和各向異性對最優(yōu)樁位和邊坡穩(wěn)定性的影響。Tang等[13]以抗滑樁樁頂位移為評價(jià)指標(biāo),分析了樁間距、錨固深度和樁體截面尺寸等因素對樁頂位移的影響。Wang等[14]采用運(yùn)動(dòng)極限分析方法,提出了一種局部分層求和法來考慮吸力對樁側(cè)力的影響,當(dāng)樁間距與樁徑之比小于3且樁到坡腳的水平距離與坡面水平長度之比在0.6～0.7,抗滑效果更佳。

綜上,在抗滑結(jié)構(gòu)的發(fā)展過程中,從結(jié)構(gòu)形式單一的懸臂式抗滑樁逐漸向樁錨或樁板式組合支護(hù)結(jié)構(gòu)發(fā)展,但大多數(shù)邊坡工程沒有將所有的支護(hù)結(jié)構(gòu)連系在一起。單排樁、多排樁通過冠梁將樁體連系在一起形成的整體抗滑結(jié)構(gòu),樁頂水平位移差異較大,冠梁容易因各樁頂之間的差異位移產(chǎn)生剪切破壞。平面弧形抗滑結(jié)構(gòu)充分利用拱這一良好的支護(hù)結(jié)構(gòu)形式,將拱腳布置在穩(wěn)定土體中,充分利用了邊界條件。但是,平面弧形抗滑結(jié)構(gòu)在調(diào)整矢跨比的過程中需要較大面積的平整場地,在邊坡實(shí)際工程中不易實(shí)現(xiàn)。

隨著邊坡穩(wěn)定性問題的復(fù)雜化和滑坡推力的增加,從最開始的懸臂式抗滑樁到錨拉式抗滑樁、雙排樁、雙排門架式抗滑樁、A型樁、八字型樁、弧形樁等,大多數(shù)是通過增加附屬結(jié)構(gòu)、改變樁體剛度等,達(dá)到改善樁體的受力狀態(tài),減小樁頂水平位移的目的,而通過充分利用滑床周圍穩(wěn)定土體以抵抗土體下滑推力的研究較少。

本文提出空間弧形抗滑樁支護(hù)體系就是將樁布置在坡面及坡腳處,樁在平面上的投影呈弧形,冠梁沿著坡面將樁頂連接在一起,組成空間弧形抗滑樁支護(hù)體系。通過室內(nèi)模型試驗(yàn)對支護(hù)體系的受力狀態(tài)、荷載傳遞規(guī)律和樁前土壓力進(jìn)行了分析,驗(yàn)證結(jié)構(gòu)的合理性和可行性;并分析抗滑結(jié)構(gòu)的冠梁剛度、樁位對支護(hù)效果的影響規(guī)律。

1 模型試驗(yàn)

1)試驗(yàn)材料。

模型箱中土體采用黃土。邊坡模型通過分層夯實(shí),達(dá)到試驗(yàn)所需壓實(shí)系數(shù)(λc≥0.9)。夯實(shí)后土體的基本的土性參數(shù)如表1所示?？够瑯丁⒐诹菏褂?04不銹鋼,樁長如表2所示,其截面尺寸分別為40 mm×30 mm、30 mm×15 mm,壁厚1 mm,如圖1、2。

圖1 抗滑樁Fig.1 Anti-slide piles

圖2 冠梁Fig.2 Couping beam

表1 土體參數(shù)Table 1 Parameters of soil

表2 抗滑樁樁長Table 2 Pile length

2)邊坡模型。

綜合考慮試驗(yàn)的可操作性、邊坡與室內(nèi)模型箱的尺寸以及試驗(yàn)的合理性,室內(nèi)試驗(yàn)擬采用相似比為1∶10的模型作為研究對象。

室內(nèi)試驗(yàn)采用的模型箱內(nèi)空凈尺寸為6 m×2.2 m×2 m,模型箱底部為地下原狀土。邊坡頂面長度2.2 m,寬度1 m,邊坡坡度為60°,如圖3所示?？够瑯兜牟贾萌鐖D4所示。冠梁通過焊接將各抗滑樁樁頂連接在一起,組成整個(gè)支護(hù)體系。

圖3 邊坡模型Fig.3 Slope model

圖4 抗滑樁平面布置Fig.4 Plane layout of anti-slide piles

3)數(shù)據(jù)測量。

抗滑樁應(yīng)變的采集使用BF1K-3EB全橋應(yīng)變片。在P1、P2、P4的左右兩側(cè)布置應(yīng)變片,在P6、P8、P10、P11的前后兩側(cè)布置應(yīng)變片,應(yīng)變片的布置如圖5所示。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)選用TST3826E靜態(tài)應(yīng)變試驗(yàn)分析系統(tǒng),分辨率可達(dá)1 με,數(shù)據(jù)采集為5 min/次。

圖5 應(yīng)變片布置Fig.5 Distribution of strain gauge

土壓力的測量采用YTDZ0301型應(yīng)變式微型土壓力盒,量程0.1 MPa。在土體分層填筑過程中,在P1、P4、P6的前側(cè)預(yù)埋土壓力盒,數(shù)據(jù)采集5 min/次。土壓力盒布置圖如圖6所示。

圖6 土壓力盒布置Fig.6 Distribution of earth pressure cell

4)加載過程。

加載時(shí),使用混凝土板當(dāng)作外加荷載,混凝土板的尺寸為2 m×1 m×0.12 m,每塊板為一級荷載,每級荷載為3 kPa(25×0.12=3 kPa),共5級荷載,如圖7所示。每次加載完畢后,待應(yīng)變采集系統(tǒng)中應(yīng)變值穩(wěn)定后,進(jìn)行下一級加載。

圖7 加載過程Fig.7 Loading process

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 樁身彎矩

通過材料力學(xué)中截面彎矩與應(yīng)變之間的轉(zhuǎn)換公式,將采集的樁身截面應(yīng)變轉(zhuǎn)換成截面彎矩。在冠梁和抗滑樁組成的支護(hù)體系中,冠梁將力從中間抗滑樁向邊樁傳遞,抗滑樁出現(xiàn)橫坡向彎矩,P1、P2、P4橫坡向的彎矩Mx如圖8所示。各樁彎矩變化規(guī)律基本一致,最大值出現(xiàn)在樁頂;樁底彎矩較小,接近于零;樁底可視為鉸接。樁中部出現(xiàn)正彎矩最大值?？够瑯兜氖芰顟B(tài)類似一端固定、一端鉸接的豎直梁。P1的樁頂彎矩最大,為287.58 N·m,P2次之,P4最小,冠梁將荷載向兩端樁體傳遞,兩端樁體充當(dāng)拱腳作用。在傳遞荷載過程中,冠梁起到了橋梁的作用。由各樁樁頂彎矩的大小可知：冠梁在整個(gè)傳遞荷載的過程中受壓,可以充分發(fā)揮混凝土的抗壓性能,避免直線型冠梁中出現(xiàn)的剪切破壞。

圖8 MxFig.8 Mx

順坡向的彎矩My的分布與Mx的分布不同,樁身彎矩為負(fù),極少數(shù)截面彎矩為正值,如圖9所示。此外,抗滑樁在順坡向和橫坡向彎矩出現(xiàn)峰值的位置不同。位于中間位置的樁體(P6、P8、P10),冠梁對樁頂?shù)募s束作用較明顯,故彎矩最大值出現(xiàn)在樁頂以下截面,樁身受力狀態(tài)得到改善;而邊樁(P1)受冠梁傳遞荷載的影響,彎矩最大值出現(xiàn)在樁頂。在荷載作用下,各樁的彎矩峰值相近,波動(dòng)范圍在10%以內(nèi),體現(xiàn)了冠梁的變形協(xié)調(diào)作用。樁底的彎矩接近于零,可認(rèn)為樁底為鉸接。

圖9 MyFig.9 My

2.2 樁前土壓力

在荷載作用下,P1、P4、P6的樁前土壓力如圖10所示。P1的樁前土壓力隨著樁身高度的增大而增大,樁頂處土體的抗力達(dá)到最大值,第5級荷載時(shí)為1 425.8 Pa,充分利用了樁前穩(wěn)定土體的支撐作用。P4、P6的樁前土壓力在樁頂處較小,樁體中下部的土壓力變化幅度小。在3根樁中,P1的樁頂處,土體抗力最大,其峰值是其他樁體土壓力峰值的2倍以上,提供了較大的土體抗力。在實(shí)際邊坡中,可以將邊樁布置在滑體兩側(cè)穩(wěn)定土體中,充分利用土體抗力,形成拱腳,承受滑坡推力。

圖10 樁前土壓力Fig.10 Earth pressure in front of pile

3 參數(shù)分析

3.1 模型參數(shù)

通過ABAQUS軟件對邊坡模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,分析冠梁剛度、樁位對抗滑結(jié)構(gòu)內(nèi)力和邊坡穩(wěn)定性的影響。圖11為基于ABAQUS的計(jì)算模型圖?？够瑯杜c冠梁平面布置圖如圖4所示,單位為cm。各模型抗滑樁的樁長如表3所示?？够瑯杜c冠梁截面均為矩形,尺寸分別為40 cm×30 cm、60 cm×60 cm。模型中土體采用單一材料,本構(gòu)模型為摩爾-庫倫準(zhǔn)則中的理想彈塑性模型。樁和冠梁采用C30混凝土,采用彈性模型。模型中材料具體參數(shù)如表4所示。模型不考慮地下水、溫度等因素的影響。

圖11 計(jì)算模型Fig.11 Numerical model

表3 抗滑樁樁長Table 3 Pile length

表4 材料參數(shù)Tabel 4 Parameters of material

在模型建立后,計(jì)算出重力荷載下的應(yīng)力和位移。然后,通過導(dǎo)入應(yīng)力的方式進(jìn)行地應(yīng)力平衡。最后,在地應(yīng)力平衡的基礎(chǔ)上,在坡頂施加豎向均布荷載,荷載共分為5級,每級荷載30 kPa,共150 kPa。

3.2 冠梁剛度

冠梁在整個(gè)支護(hù)結(jié)構(gòu)中起著傳遞荷載的作用,冠梁的剛度對樁間內(nèi)力的重分布有很大的影響。在數(shù)值計(jì)算中,通過調(diào)整冠梁的彈性模量以達(dá)到改變冠梁的剛度的目的。以混凝土彈性模量E=30 GPa為基準(zhǔn),將彈性模量設(shè)置為0.2、1、5、10、15、20倍基準(zhǔn)值,分析冠梁剛度對冠梁內(nèi)力、樁身彎矩和樁頂位移的影響。樁間冠梁截面的軸力如圖12所示。

圖12 冠梁軸力圖Fig.12 Axial force diagram of coupling beam

由圖12可知,冠梁剛度對冠梁軸力影響較大,冠梁軸力從拱頂?shù)焦澳_依次增大,說明荷載在依次向拱腳傳遞。冠梁剛度增大,拱腳處的冠梁軸力逐漸增大,當(dāng)冠梁剛度達(dá)到5倍以上時(shí),增輻穩(wěn)定在30%左右。但拱頂處冠梁軸力在彈性模量為基準(zhǔn)值時(shí)達(dá)到最大值364.13 kN,隨冠梁剛度繼續(xù)增大,此截面的軸力減小降幅最大可達(dá)16%。

冠梁剛度變化對樁身彎矩My的影響如圖13所示。當(dāng)不設(shè)置冠梁時(shí),EI=0。是否設(shè)置冠梁對樁身下半部分影響較小,My沿樁長方向變化規(guī)律在樁下半部分基本一致,樁身上半部分受冠梁影響較大,My變化規(guī)律不一致,設(shè)置冠梁時(shí)樁身彎矩較大,樁身受力狀態(tài)由懸臂梁變?yōu)橐欢斯潭ㄒ欢撕喼У呢Q直梁,抗滑樁的支護(hù)效果更好。當(dāng)冠梁剛度變大時(shí),各樁樁頂My值變化較大,P1負(fù)彎矩值不斷增大,P2～P6的樁頂彎矩由負(fù)彎矩向正彎矩變化,體現(xiàn)了冠梁剛度對樁的約束作用逐漸增強(qiáng)。P3～P6的樁頂出現(xiàn)正彎矩,樁體的受力狀態(tài)得到進(jìn)一步改善。

圖13 MyFig.13 My

冠梁剛度不同時(shí),樁頂位移的變化規(guī)律如圖14所示。樁頂位移在隨荷載增加而不斷增大,兩者之間的近似為線性關(guān)系。在不設(shè)置冠梁時(shí),P1的樁頂位移較小,隨著冠梁剛度的增大,U1不斷增大,與不設(shè)置冠梁相比,最大增幅為50.7%。而P2～P6在設(shè)置冠梁后,樁頂受到約束,樁頂位移與不設(shè)置冠梁時(shí)相比,降幅約為16%。但隨著冠梁剛度的增大,各樁的樁頂位移變化較小。設(shè)置冠梁能有效約束樁頂,但無法通過改變冠梁剛度進(jìn)一步約束樁頂位移。

圖14 U1Fig.14 U1

3.3 樁位

根據(jù)瑞典條分法,邊坡失穩(wěn)破壞時(shí)滑動(dòng)面為通過坡腳的圓弧。將抗滑結(jié)構(gòu)布置在不同位置,抗滑結(jié)構(gòu)受力大小和支護(hù)效果不同。以坡腳為原點(diǎn),沿坡面向坡頂為正方向,設(shè)置X1軸,將抗滑結(jié)構(gòu)拱腳處樁布置在x1=0,2,4 m[12]處,分析樁位對樁身彎矩和邊坡整體穩(wěn)定性的影響,如圖15所示。

圖15 樁位布置圖Fig.15 Diagram of pile disposition

在不同樁位處,樁身彎矩My的變化趨勢如圖16所示。當(dāng)樁向坡頂方向移動(dòng)時(shí),樁身彎矩峰值不斷增大,x1從0增大到4,P1的My增大了1.2倍。樁與滑動(dòng)面交界點(diǎn)不斷靠近樁底,My的變化規(guī)律也隨著下移,且峰值不斷變大。但隨著樁體處于滑體處的部分越長,抗滑結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定性下降,支護(hù)效果降低。通過強(qiáng)度折減法,對土的黏聚力和內(nèi)摩擦角進(jìn)行折減,根據(jù)折減系數(shù)FV和坡腳土體順坡的水平位移U1曲線,判斷邊坡的穩(wěn)定性。邊坡失穩(wěn)時(shí),滑體處于無限塑性流動(dòng)狀態(tài),出現(xiàn)很大的位移和塑性變形。根據(jù)這一特征,在有限元計(jì)算過程中,可以將滑面上節(jié)點(diǎn)的塑性應(yīng)變或者位移出現(xiàn)突變作為邊坡整體失穩(wěn)的標(biāo)志[15-16]。在x1=0,2,4 m處,邊坡的FV-U1曲線如圖17所示,邊坡整體穩(wěn)定系數(shù)分別為2.6、2.3、2.2,樁位靠近坡頂,邊坡的整體穩(wěn)定系數(shù)下降。P1在整個(gè)抗滑結(jié)構(gòu)中,承受的荷載較大,當(dāng)x1=0,P1位于穩(wěn)定土體中,可利用穩(wěn)定土體的支撐力,故邊坡的整體穩(wěn)定系數(shù)達(dá)到最大值。

圖16 MyFig.16 My

圖17 FV-U1曲線Fig.17 FV-U1 diagram

4 結(jié)論

1)根據(jù)室內(nèi)模型試驗(yàn)結(jié)果,冠梁可約束樁頂,改善樁身受力狀態(tài),對抗滑樁的受力進(jìn)行重分布,并將荷載向兩側(cè)樁體逐漸傳遞。根據(jù)樁頂彎矩變化規(guī)律,冠梁截面的軸力為壓力,從拱頂?shù)焦澳_,冠梁截面的壓力不斷增大。冠梁截面的受力狀態(tài)有利于充分發(fā)揮混凝土的抗壓性能,避免直線型冠梁中出現(xiàn)的剪切破壞。

2)位于坡腳穩(wěn)定土體中的P1,樁前土壓力隨著樁身高度的增大而增大,樁頂處土體的抗力達(dá)到最大值1 425.8 Pa;而P4、P6的樁前土壓力在樁頂處較小,樁體中下部的土壓力較大但隨樁長較小,樁前穩(wěn)定土體提供了很大的支撐作用。在實(shí)際邊坡中,可以將邊樁布置在穩(wěn)定土體中,充分利用土體抗力,形成拱腳,承受更大的滑坡推力。

3)通過計(jì)算冠梁剛度對冠梁軸力、樁身彎矩和樁頂位移的影響。是否設(shè)置冠梁只對樁身上半部分影響較大,設(shè)置冠梁時(shí)樁身彎矩較大,抗滑樁的支護(hù)效果更好。當(dāng)冠梁剛度變大時(shí),冠梁傳遞荷載的效應(yīng)更顯著,P1的My和U1均不斷增大,而P2～P6的樁頂彎矩由負(fù)彎矩向正彎矩變化,部分樁體樁頂出現(xiàn)正彎矩,且U1減小。但隨著冠梁剛度的增大,各樁的樁頂位移變化較小。設(shè)置冠梁能有效約束樁頂,通過增大冠梁剛度可以進(jìn)一步改善樁體受力狀態(tài),但無法進(jìn)一步約束樁頂位移。

4)當(dāng)樁向坡頂方向移動(dòng)時(shí),樁身彎矩峰值不斷增大,x1從0增大到4,P1的My增大了1.2倍。同時(shí)My的變化規(guī)律也隨著下移。在x1=0,2,4 m處,邊坡整體穩(wěn)定系數(shù)分別為2.6,2.3,2.2,樁位靠近坡頂,抗滑結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定性下降,支護(hù)效果降低。

在室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算中,未考慮土體的離散性和潛在滑動(dòng)面,故文中結(jié)論適用于土質(zhì)較均勻的邊坡工程中,也可為其他類型邊坡治理提供參考。