江冬建

（都昌縣水利局，江西 九江 332600）

0 引 言

格賓石籠護坡抗沖刷、抗腐蝕性能較好，整體性強，柔韌性好，對于河床變形能較好適應，在護岸工程中已經(jīng)有所應用，但是有關石籠護坡的受力力學性能、破壞模式等并未形成完整的計算理論，在工程設計及應用方面也缺乏相關指導。都昌縣七里橋農(nóng)田防洪工程格賓石籠護岸長1.94km，格賓石籠坡式護岸長2.56km，文章依托該農(nóng)田防洪工程，通過展開格賓單體結(jié)構(gòu)壓縮試驗和直剪試驗，進行了格賓石籠單元黏聚力及內(nèi)摩擦角的推算，以此為基礎，對格賓石籠護坡工作原理、受力特點及破壞的機理模式展開分析探討，以期對農(nóng)田防洪工程中格賓石籠護坡的推廣應用提供借鑒。

1 試驗設計

此次格賓石籠力學性能及破壞模式試驗采用華東交通大學和江西省交通設計院共同研制的大型土石混合料多功能試驗機。該儀器具備破壞面不固定、垂直荷載不偏心、正應力恒定等優(yōu)勢特征，剪切試驗結(jié)果誤差小[1]。試驗儀器由主機系統(tǒng)、量測系統(tǒng)、液壓控制系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)、吊裝輔助系統(tǒng)等部分組成。通過荷載傳感器量測水平荷載和垂直荷載，量程最大可達1000kN；借助2 只最大量程500mm 的差動變壓器式位移傳感器和4 只最大量程200mm 的差動變壓器式位移傳感器量測水平位移和垂直位移。以上測量過程中量程按照20%、50%及100%依次標定，測量精度為滿量程的1%。

試驗開始前，使用直徑2.26mm 的鐵絲按照88mm×70mm 的網(wǎng)格尺寸制作格賓石籠，并使捆扎好的石籠網(wǎng)長×寬×高為50cm×50cm×40cm；石籠內(nèi)填充塊徑5～20cm 的棱角狀石灰?guī)r塊石。因填石形狀大小并不規(guī)則，裝填好的格賓石籠空隙率全部為實測值，壓縮試驗和剪切試驗分別裝填4 組試樣，依次編號C-1～C-4 和S-1 和S-4。根據(jù)實測結(jié)果，裝填好的石籠試樣空隙率在30.1%～41.5%之間。

在無側(cè)限條件下展開壓縮試驗，在格賓石籠布置2 道十字形拉筋，在石籠受壓后量測其各個側(cè)面鼓脹變形量，與此同時設置2 個位移傳感器。測量時在每個側(cè)面中線和頂部相距20cm 和30cm 處依次設置兩個測點，并標號為A 和B；受壓至格賓石籠鐵絲斷裂后結(jié)束試驗。

剪切試驗開始前將充填滿塊石的石籠裝入剛性剪切盒內(nèi)，依次施加25kN、50kN、75kN 及125kN的荷載，并在試驗過程中保持正壓力不變；在施加水平推力的過程中下方剪切盒發(fā)生移動，受到傳力裝置作用后上方剪切盒向反方向位移。石籠結(jié)構(gòu)在上下剪切盒錯開后受剪，直至出現(xiàn)剪切破壞，并測量此時法向荷載所對應的最大剪切力[2]。

在以上壓縮試驗和剪切試驗過程中，試驗數(shù)據(jù)均通過多功能試驗機采集并自動記錄，試驗結(jié)束后對數(shù)據(jù)展開分析，得出格賓石籠單體結(jié)構(gòu)力學強度試驗結(jié)果。

2 試驗過程及結(jié)果

2.1 壓縮試驗

根據(jù)格賓石籠受壓后側(cè)面和剪切盒之間的位移相對變化量，得出鼓脹變形量檢測結(jié)果。根據(jù)試驗結(jié)果，格賓石籠承受壓力后中部鼓脹變形量比中下部略大；C-4 試樣側(cè)面4 的A 點鼓脹變形量為負值，結(jié)合勘察發(fā)現(xiàn)，此處石籠受壓后在石塊尖端的作用下斷裂。選取試驗結(jié)果較好的C-3 試樣進行分析，由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)根據(jù)所記錄的試驗數(shù)據(jù)生成應力-應變關系曲線，該曲線并非線性變動[3]。格賓石籠在受到外荷載作用后壓縮過程可分成4 個階段：①外荷載較小時，填充的塊石之間相互接觸并逐漸壓密閉合，特別是棱角尖銳塊石的尖端受壓后斷裂破碎；②填充的塊石受壓密實后表現(xiàn)出一定的彈性變形；③彈性變形階段結(jié)束后，填石所承受的壓力越來越大，部分塊徑較大的塊石受壓破碎，擠壓、鑲嵌并重新排列，密實度進一步提升，且嵌擠及鑲嵌狀態(tài)在壓力增大后反復調(diào)整，對應的應力-應變關系曲線也呈階梯狀上升態(tài)勢；④隨著壓力的進一步增大，側(cè)向擠壓變形加大，超出格賓石籠鐵絲抗拉強度后引發(fā)鐵絲斷裂，但塊石尚未完全崩塌，應力-應變曲線仍以上凹形式上升。由于格賓石籠內(nèi)填石屬于非連續(xù)材料，在受壓過程中塊石間接觸關系不斷改變，所以石籠受壓過程中表現(xiàn)出較為明顯的彈塑性變形特征，故應力-應變曲線也呈階梯上升的整體特征[4]。

表1 格賓石籠受壓后側(cè)面鼓脹變形量 cm

2.2 剪切試驗

格賓石籠剪切試驗共設置4 組試樣，試驗過程中每個試樣的鐵絲均被剪斷，根據(jù)試驗結(jié)果繪制石籠剪切應力-位移關系曲線。通過對曲線走勢的分析，在剪切位移不超出50mm 的范圍內(nèi)，剪應力勻速增長；而當剪切位移超出50mm 后，剪應力便出現(xiàn)0.02～0.11MPa 的波動，其中S-4 試樣曲線波動幅度最大，在剪切后期幾乎呈連續(xù)波動狀態(tài)。S-2及S-4 試樣曲線存在明顯峰值，其余兩個測點對應曲線則以上凸形式上升；石籠鐵絲斷裂后的數(shù)據(jù)因無法采集而缺失。以S-2 及S-4 試樣曲線峰值為破壞剪應力，而以S-1 及S-3 試樣曲線趨于穩(wěn)定的剪應力為破壞剪應力，結(jié)果具體見表2。

表2 試樣破壞剪應力

試驗所用多功能試驗機正應力恒定，故能結(jié)合剪切面積變化進行豎向荷載自動調(diào)整，但這是基于剪切面光滑的假設前提。石籠內(nèi)填充的塊石受剪后會翻移和重新排列，正應力也會在這一過程中發(fā)生改變。根據(jù)對剪切過程中剪應力與正應力變化趨勢的分析看出，S-1、S-2 及S-3 試樣正應力均隨剪應力的增長略微增長；S-4 試樣的正應力卻出現(xiàn)大幅增長，最大變化量為0.4MPa。通過分析原因發(fā)現(xiàn)，該試樣塊石填充時擺放不規(guī)則，塊石間主要以點-面、邊-面接觸為主；剪切試驗時塊石翻移所造成的體積變化較大，故正應力增加也較明顯。

根據(jù)試驗結(jié)果對格賓石籠破壞剪應力和正應力展開線性回歸分析，所得到的函數(shù)關系式為y=0.9934x+0.5632，相關系數(shù)R=0.9986，線性相關性較好，該曲線同時也是石籠庫侖抗剪強度線。結(jié)果表明，格賓石籠是鐵絲籠與充填塊石的組合結(jié)構(gòu)，其強度大小主要取決于鐵絲籠和塊石的綜合作用效果，且明顯高出單純的塊石堆砌護坡強度。

3 格賓石籠破壞模式

基于以上壓縮試驗及剪切試驗對格賓石籠工作原理、力學特性、受力特點及破壞機理的分析，探索出以下幾種該農(nóng)田防洪工程格賓石籠護坡可能的破壞模式，不同破壞模式的適用條件和破壞特征不盡相同。

3.1 沿接觸面滑動破壞

對于質(zhì)量較好的格賓石籠，在受到外荷載作用后會沿著石籠和土體間接觸面發(fā)生滑動破壞，進而沿石籠底部滑動，最后則在河床土體內(nèi)形成滑動面并沖出河床[5]。以上滑動破壞過程具體見圖1。

圖1 沿接觸面滑動破壞

采用等安全系數(shù)法展開折線滑動穩(wěn)定安全系數(shù)計算，假設三個不同滑動塊具有相等的抗滑安全系數(shù)，即K1=K2=K3=K。

1）第一滑動塊為AHJGCB，該滑動塊向第二塊滑動塊施加的不平衡推力為P1，根據(jù)反作用力原理，第二塊滑動塊會向第一塊滑動塊產(chǎn)生大小相同、方向相反的抵抗力。則抗滑安全系數(shù)計算公式為：

式中：K1為第一滑動塊抗滑安全系數(shù)；W1為格賓石籠護坡重力，kN/m；f1為第一滑動塊和護坡土體間的摩擦系數(shù)；α1為格賓石籠傾角，°；P1為第一滑動塊不平衡推力，kN/m；W1sinα1為下滑力，kN/m；W1cosα1f1+P1為抗滑力，kN/m。

通過式（1）可推導出不平衡推力：

考慮到該農(nóng)田防洪工程格賓石籠外挑深入護坡土體，大部分于土體內(nèi)通過，僅石籠一角點處屬于石籠和土體之間滑動，故第一滑動塊和土體間的摩擦系數(shù)f1=tanφ1，φ1為第一滑動塊和土體內(nèi)摩擦角。2）第二滑動塊為GFDC，該滑動面基本水平，滑動塊作用力僅包括沿第一滑動塊滑動方向的P1、與水平滑動向反方向的P2以及向下的重力W2，對應的下滑力和抗滑力依次為P1cosα1和對應的抗滑安全系數(shù)表示如下：

式中：K2為第二滑動塊抗滑安全系數(shù)；W2為格賓石籠護底重力，kN/m；f2為格賓石籠護底與土體間摩擦系數(shù)；P2為第二滑動塊所施加的不平衡推力，kN/m。

格賓石籠和護坡地基之間摩擦系數(shù)主要受到地基土質(zhì)、石籠鋼絲類型、石籠充填塊石大小等諸多因素影響，在石籠底部充填塊石粒徑大且均勻、填砌規(guī)整，護坡地基土硬質(zhì)的情況下，石籠很容易和地基之間形成直線滑動面，可近似地以干砌石和土體摩擦系數(shù)作為格賓石籠和地基間的摩擦系數(shù)；相反，若石籠底部充填的塊石粒徑不一，地基土質(zhì)較軟，則只能在護坡土體內(nèi)形成直線滑動面，無法沿石籠底部滑動，只能以土體內(nèi)摩擦系數(shù)即f2=tanφ2作為格賓石籠和地基間的摩擦系數(shù)，其中2φ為河床土體內(nèi)摩擦角。

根據(jù)式（3）可以得出第二滑動塊不平衡推力，即：

3） 第 三 滑 動 塊 為EFD， 對 應 的滑 動 力 和 抗 滑 力 分 別 為P2cosα3和抗滑安全系數(shù)為：

式中：W3為第三滑動塊重力，kN/m；α3為第三滑動塊滑動面傾角，°；2φ為農(nóng)田防洪工程河床土體內(nèi)摩擦角；c2為河床土體黏聚力，kPa；l為第三滑動塊滑動面實際長度，m。

將以上式（2）（4）代入（5）后可以得出該種破壞模式下的安全系數(shù)方程以及安全系數(shù)理論值。值得注意的是，第三滑動塊滑動面傾角α3屬于未知數(shù)，假定系列值后得到的最小安全系數(shù)即是該種破壞模式下的安全系數(shù)。

3.2 沿石籠層間滑動面的滑動破壞

該農(nóng)田防洪工程格賓石籠高度較大，石籠中充填的塊石粒徑較小，重量輕。如果石籠間綁扎數(shù)量過少，則在破壞過程中填土內(nèi)首先出現(xiàn)滑動面，并產(chǎn)生主動土壓力，此后便會引發(fā)石籠沿層間接觸面滑動，且隨著深度和土壓力的增大，底部兩層格賓石籠間必然發(fā)生滑動破壞，即圖1 中的JKL。忽略格賓石籠間綁扎線抗剪強度，則沿石籠層間的抗滑安全系數(shù)為：

式中：Ks為沿石籠層間的抗滑安全系數(shù)；W為滑動塊重力，kN/m；Eay為主動土壓力沿垂直向分力，kN/m；f綜合為上下層石籠間綜合摩擦系數(shù)；Eax為主動土壓力沿水平向分力，kN/m。

在此種破壞模式下，格賓石籠沿圖1 中的JKL滑動面滑動，其總長為b，分成長度為b-b1的石籠間滑動面和長度為b1的石籠與填土間滑動面兩部分，且每個長度段均對應不同的滑動摩擦系數(shù)。

綜合摩擦系數(shù)f綜合可通過加權(quán)平均求取，計算公式為：

式中：f2為石籠和護坡土體間摩擦系數(shù)；f3為上下層石籠間摩擦系數(shù)，該取值主要與石籠鋼絲網(wǎng)孔尺寸、格賓石籠界面平整度等有關，網(wǎng)孔尺寸越小且接觸面越平整，則石籠層間摩擦系數(shù)越小。

限于篇幅，對于農(nóng)田防洪石籠護坡工程而言，沿格賓石籠外緣傾覆破壞以及深層整體滑動破壞等形式均有可能出現(xiàn)，但出現(xiàn)的可能性比文章所提及的兩種破壞模式小，故文章不再贅述。

4 結(jié) 論

綜上所述，格賓石籠是由鋼絲籠和充填塊石所構(gòu)成的綜合體，其受力、變形特征及破壞模式與一般的巖土體不同，通過文章分析得知，因格賓網(wǎng)片垂直于機編方向的極限抗拉強度比平行于機編方向的極限抗拉強度大，故應使格賓石籠內(nèi)部間隔網(wǎng)片與護坡面垂直，以最大限度減小和控制石籠結(jié)構(gòu)水平剪切變形。格賓石籠剪切模量及強度是石籠格網(wǎng)充填塊石后兩種材料組合變形特征的體現(xiàn)，且充填塊石的剪切模量比石籠剪切模量高；石籠護坡水平位移一般大于垂直位移。采用等安全系數(shù)法計算格賓石籠沿土體接觸面滑動破壞時安全系數(shù)計算結(jié)果偏小偏安全；沿石籠層間滑動面滑動破壞的摩擦系數(shù)主要通過現(xiàn)場試驗確定。