劉開源，褚　楚，韓曉雷，石世剛

(1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；2.貴州大學(xué) 土木工程學(xué)院，貴州 貴陽 550025)

?

微型抗滑群樁受力特性模型試驗(yàn)

劉開源1，褚楚2，韓曉雷1，石世剛1

(1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；2.貴州大學(xué) 土木工程學(xué)院，貴州 貴陽 550025)

摘要：通過模型箱試驗(yàn)，對(duì)微型抗滑群樁工作受力性狀和樁頂連梁的作用進(jìn)行了分析。分析結(jié)果表明：微型樁各排樁最大剪力在滑裂面附近，且從前排向后排依次減小，最大剪力截面位置依次上移?；峦屏υ谖⑿蜆渡辖瞥嗜切畏植?，樁身中下部滑坡推力較大。樁身變形經(jīng)歷了一個(gè)整體彎曲到滑裂面附近的局部剪彎的過渡，抗滑合力下移，各排樁承擔(dān)滑坡推力比例為1.00∶0.64∶0.44。樁頂連梁使極限承載力提高了11%，并且減小了坡體位移和樁身整體彎矩。連梁使前排樁上拔，后排樁下壓，且能增大樁前樁間土壓力，減小樁前樁身土壓力。

關(guān)鍵詞：微型群樁；模型試驗(yàn)；土壓力；彎矩；連梁

0引言

微型樁一般是指直徑小于300 mm，長(zhǎng)細(xì)比大于30的鉆孔注漿樁[1]。由于微型樁具有施工速度快、對(duì)場(chǎng)地要求小和承載能力較高等優(yōu)點(diǎn)，近年來在中小型邊坡治理、滑坡?lián)岆U(xiǎn)和基坑支護(hù)等方面應(yīng)用越來越廣泛[2-3]，但對(duì)其抗滑受力性能的研究文獻(xiàn)極少，對(duì)于微型樁的設(shè)計(jì)還沒有完整的理論。文獻(xiàn)[4-6]通過假設(shè)合理拱曲線和數(shù)值模擬，研究了單排微型樁土拱效應(yīng)。文獻(xiàn)[7-9]通過模型試驗(yàn)研究了抗滑微型樁合理樁間距和排距。文獻(xiàn)[10-11]對(duì)微型群樁樁側(cè)土壓力及傳遞機(jī)理進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[12]利用雙剪應(yīng)力破壞準(zhǔn)則對(duì)小樁的注漿壓力進(jìn)行了分析。以上文獻(xiàn)從樁土復(fù)合體和小樁施工等方面研究了微型樁，但對(duì)微型群樁的受力特點(diǎn)、各排樁土壓力分配及連梁作用涉及極少。

本文針對(duì)以上問題設(shè)置了4組試驗(yàn)和測(cè)量方案，對(duì)常見的梅花形布置微型樁的前后土壓力、各排樁滑坡推力分配、彎矩特點(diǎn)和樁頂連梁作用等方面進(jìn)行了分析，得出了一系列結(jié)論，旨在為微型樁的科學(xué)設(shè)計(jì)和合理應(yīng)用提供依據(jù)。

1試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

試驗(yàn)采用人為設(shè)置坡體和滑裂面，自制水平加載設(shè)備在坡后施加水平力模擬滑坡推力。通過安置在樁前后及樁間土體內(nèi)的土壓力盒，測(cè)得樁體受力情況。通過安裝在樁頂連梁、樁頂、坡頂和剪出口的位移計(jì)測(cè)量位移，監(jiān)測(cè)樁頂位移及坡體變形情況。通過粘貼于樁體的應(yīng)變片反推出樁體內(nèi)力。

1.1　相似比設(shè)計(jì)

相似比Ci是原型和模型各種相同物理量的比值：

其中：i為任一種物理量；下標(biāo)p和m分別代表原型和模型。運(yùn)用相似三定理，并結(jié)合彈性力學(xué)基本方程以及巖土材料物理量，可以推導(dǎo)出地質(zhì)力學(xué)模型試驗(yàn)的相似關(guān)系(如表1所示)，用于模型設(shè)計(jì)和模型試驗(yàn)結(jié)果的推廣[13]。

1.2　試驗(yàn)分組及試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)共設(shè)置4組，分別用T0~T3表示，排距與樁間距數(shù)據(jù)如表2所示。表2中，d代表樁徑。

表1　相似關(guān)系

表2　樁間距與排距

試驗(yàn)設(shè)備由自制多功能加載模型箱及測(cè)量檢測(cè)系統(tǒng)組成。模型箱尺寸為：長(zhǎng)128 cm，寬84 cm，高110 cm。為減小坡體兩側(cè)與箱體摩擦，減小邊界效應(yīng)，對(duì)箱壁刷兩道清漆。

測(cè)量元件包括壓力傳感器、JWYDC-50型位移計(jì)、電阻式土壓力盒和電阻應(yīng)變片。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括應(yīng)變綜合采集儀和無紙記錄儀。

1.3　模型制作、監(jiān)測(cè)布置及加載方式

1.3.1模型制作、監(jiān)測(cè)布置

模型坡體采用西安市臨潼區(qū)的黃土，過篩后粒徑小于3 mm。當(dāng)土含水率為16.0%±0.5%時(shí)，夯實(shí)后的土密度為20 kg/m3。

試驗(yàn)?zāi)Ｐ推虏捎脤雍恢姆椒?，?層。第5層土夯筑完成覆蓋塑料布后，繼續(xù)夯筑其余各層。經(jīng)輔助試驗(yàn)測(cè)定內(nèi)摩擦角φ=14.32°，而其余各夯筑層平均值為凝聚力C=25.64 kPa,內(nèi)摩擦角φ=36.49°，故此面可以作為滑裂面。模型坡示意圖見圖1。

圖1　模型坡示意圖

模型樁采用加工過的櫸木制成木棍，經(jīng)輔助試驗(yàn)測(cè)定彈性模量E=13.2 GPa，與實(shí)際工程中的微型樁彈性模量接近，可以用來代替微型樁進(jìn)行室內(nèi)試驗(yàn)。樁長(zhǎng)100 cm，直徑2.2 cm，涂?jī)傻劳┯妥龇浪?/p>

試驗(yàn)中用兩道厚膠合板夾鋼板作為頂壓板(連系梁)，厚1.7 cm，其強(qiáng)度與剛度比樁大很多，可近似認(rèn)為完全剛性。樁頂、坡頂和剪出口共布置8個(gè)位移計(jì)，測(cè)量模型坡變形量。樁身應(yīng)變采用半橋接法，自上而下共粘貼7對(duì)應(yīng)變片。

本文中所述樁前即為樁靠近加載方向的一面。靠近加載方向由近及遠(yuǎn)樁排編號(hào)依次為A排、B排、C排。

圖2　土壓力盒埋設(shè)位置圖

本次試驗(yàn)在T0組未布設(shè)土壓力盒；T1組試驗(yàn)只在正中心樁位前后布設(shè)；T2組A排、B排和C排，樁前、樁后和樁間土層中均埋設(shè)土壓力盒。土壓力盒埋設(shè)位置如圖2所示。

本次試驗(yàn)采用先固定微型樁，后填土，達(dá)到設(shè)計(jì)土壓力盒埋設(shè)標(biāo)高后，埋設(shè)土壓力盒。先用橫梁將微型樁固定到設(shè)計(jì)位置，然后稱量土倒入模型箱，每次填筑20 cm夯實(shí)到13 cm停止，填下一土層。待填筑到一定高度，模型樁可以自穩(wěn)時(shí)去掉橫梁。

滑床填筑完成后，鋪設(shè)塑料布，然后填筑滑體。填筑工作完全結(jié)束后，依據(jù)事先在箱子側(cè)壁貼好的標(biāo)記，人工削出坡面。

1.3.2荷載設(shè)計(jì)及加載量設(shè)定

試驗(yàn)采用水平加載方式，模型箱背后有可滑動(dòng)鋼制加載板，厚度1 cm，與分離式千斤頂相連，將荷載傳遞到滑體背面。經(jīng)試驗(yàn)測(cè)定，鋼板與模型箱摩擦力極小，可忽略，加載板近似認(rèn)為完全剛性。加載等級(jí)見表3。

表3　加載等級(jí)

加載前將位移計(jì)讀數(shù)調(diào)0，記錄土壓力盒和應(yīng)變片初始讀數(shù)。每6 min確定荷載與位移能維持穩(wěn)定后加下一級(jí)，直到數(shù)據(jù)不能穩(wěn)定則判定為破壞。加載單位為t,數(shù)據(jù)處理時(shí)換算為kN或kPa。

圖3　T0試驗(yàn)荷載位移曲線

圖3為T0試驗(yàn)荷載位移曲線。曲線首段和末尾均存在直線段，分別對(duì)兩個(gè)直線段進(jìn)行線性擬合，在交點(diǎn)處做橫坐標(biāo)的垂線，與荷載位移曲線交點(diǎn)即認(rèn)為是極限荷載值點(diǎn)。表4為各試驗(yàn)極限荷載值。

表4　各試驗(yàn)極限荷載

2試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1　樁彎矩分析

微型樁在受力和工作方式方面與傳統(tǒng)的抗滑樁不同。傳統(tǒng)抗滑樁一般為剛性樁，樁后土體由于側(cè)向抗壓強(qiáng)度不足產(chǎn)生壓裂破壞和整體轉(zhuǎn)動(dòng)，坡體喪失承載能力。而微型樁剛度小，是柔性支護(hù)結(jié)構(gòu)，長(zhǎng)細(xì)比較傳統(tǒng)抗滑樁大很多。在荷載作用下，樁間土體塑性區(qū)重合，樁產(chǎn)生撓曲變形，使坡體產(chǎn)生較大變形[14]。一般抗滑樁將樁后土體的容許抗壓強(qiáng)度作為驗(yàn)算指標(biāo)，對(duì)于微型樁來說是不合理的。微型樁的設(shè)計(jì)必須以樁抗彎承載能力為基礎(chǔ)，求得微型樁所能提供的最大抗滑力。

整理各組梅花形布置樁彎矩?cái)?shù)據(jù)后，發(fā)現(xiàn)形式類似，現(xiàn)以T2試驗(yàn)數(shù)據(jù)加以分析，其他組不再贅述。T2組在荷載4 kN、8 kN、12 kN、16 kN和20 kN下，A排、B排、C排樁彎矩如圖4所示。

圖4　不同荷載時(shí)各排樁彎矩

從圖4中可以看出：樁身彎矩由前排樁向后排逐排減小，說明3排樁所承載荷載大小是不同的。荷載為4 kN時(shí)，各排樁彎矩基本為0。荷載加到8 kN，樁頂附近、滑裂面以上36.5~40.0 cm和滑裂面以下0~10.0 cm，首先出現(xiàn)明顯彎矩。加載到16 kN，3排樁彎矩差值明顯，滑裂面上部為正，下部為負(fù)，說明上部樁前受壓，下部樁前受拉，在滑裂面附近出現(xiàn)返彎點(diǎn)，樁上部受滑坡推力，將隨滑體向前位移。此時(shí)達(dá)到T2試驗(yàn)極限荷載，A排、B排、C排樁最大彎矩分別為26.56 N·m、 21.25 N·m和21.60 N·m。彎矩斜率代表剪力，對(duì)比荷載16 kN與20 kN的彎矩圖，各排樁最大剪力均在滑裂面附近，最大剪力的截面位置由前排向后排依次上移。

2.2　土壓力分析

將試驗(yàn)滑裂面以上土壓力數(shù)據(jù)繪圖，如圖5所示。樁前土壓力即狹義的滑坡推力，荷載為4~8 kN時(shí)，樁頂與滑裂面出土壓力首先增大，呈兩個(gè)對(duì)頂?shù)娜切畏植?。?dāng)荷載加到12 kN時(shí)，滑裂面附近土壓力增量較樁頂附近大，土壓力重心上移。土壓力變化規(guī)律與之前基本相同，樁頂與滑裂面附近土壓力繼續(xù)增大。加載到16 kN，樁頂附近土壓力小于12 kN時(shí)，說明樁頂有脫空趨勢(shì)，結(jié)合圖5可以看出：樁前土體中下部滑坡推力較大，使得樁中下部位移較大，連帶樁頂向滑坡方向位移量大于樁頂自身受滑坡推力產(chǎn)生的位移量，樁頂脫空。20 kN時(shí)，樁頂完全脫空，土壓力呈三角形。在土質(zhì)類滑坡設(shè)計(jì)中，土壓力一般很少采用三角形，多為梯形或矩形設(shè)計(jì)，偏于安全，此試驗(yàn)所得微型樁土壓力形式可以指導(dǎo)設(shè)計(jì)。

圖5　試驗(yàn)滑裂面以上土壓力數(shù)據(jù)

分析樁后土壓力，荷載加到8 kN時(shí)，樁底附近土壓力首先增大，滑裂面以上3.5 cm，土壓力為-6.67 kPa。樁體中部壓力出現(xiàn)正值樁與土體脫空，滑裂面以上25.5 cm，土壓力為1.36 kPa。說明樁體滑裂面以上中下部首先承擔(dān)推力，且變形較大，使得中部脫空。加載12 kN時(shí)的規(guī)律與之前相同，但滑裂面附近壓力增量變大。加載到16 kN，達(dá)到極限荷載，3.5 cm處壓力繼續(xù)增大，增量減小，25.5 cm處土壓力變?yōu)檎?/p>

群樁樁頂有連梁存在，滑裂面附近各樁嵌固于滑床內(nèi)，微型樁結(jié)構(gòu)的中上剛度相對(duì)較小，故加載初期土壓力呈對(duì)頂?shù)娜切畏植?。?dāng)荷載較大時(shí)，樁頂及坡頂發(fā)生了明顯水平位移，微型樁結(jié)構(gòu)由整體彎曲過渡到滑裂面附近的局部剪彎，抗滑合力下移。樁前樁間土壓力的分布形式與對(duì)應(yīng)位置的樁前土壓力分布形式類似。

整理埋設(shè)在各排樁間土壓力盒的數(shù)據(jù)，得到各排樁承擔(dān)滑坡推力的比例,A排∶B排∶C排為1.00∶0.64∶0.44。從數(shù)據(jù)中可以得出:各排承擔(dān)推力比例呈遞減趨勢(shì)，最后一排(C排)承擔(dān)推力僅為第一排(A排)的44%，但在微型樁設(shè)計(jì)中，各排樁配筋往往相同，這就導(dǎo)致迎滑第一排樁承載能力可能不足，最后一排能力不能完全發(fā)揮。因此，建議在設(shè)計(jì)時(shí)根據(jù)各排樁所承擔(dān)推力的比例乘以一個(gè)折減系數(shù)，對(duì)后排樁配筋。

2.3　樁頂連梁作用對(duì)比分析

2.3.1位移對(duì)比分析

圖6為T1組與T3組的樁頂位移對(duì)比，其中，T1組有連梁，T3組無連梁。從圖6中可以看出：連梁使得樁頂位移減小，位移曲線彎起點(diǎn)后移，曲率變小，曲線更加平滑。從兩次試驗(yàn)極限荷載看：T1組極限荷載為18.04 kN，T3組極限荷載為16.25 kN，T1組承載能力較T3組提高了11%。T3試驗(yàn)在15 kN時(shí)坡頂位移為4.21 mm。

T1試驗(yàn)中，荷載為16 kN時(shí)，位移為 2.93 mm，此時(shí)T1和T3試驗(yàn)均在穩(wěn)定階段，坡頂位移差值相差30.4%。這是因?yàn)檫B梁的存在使得3排樁整體性增強(qiáng)，樁土復(fù)合體剛度增大，后排樁抗滑能力得以發(fā)揮，樁體位移明顯減小。

2.3.2樁頂豎向荷載位移曲線

對(duì)帶有連梁的樁頂側(cè)邊緣處的豎向位移進(jìn)行了監(jiān)測(cè)?，F(xiàn)以T1邊坡試驗(yàn)為例進(jìn)行分析，如圖7所示。當(dāng)荷載小于4 kN時(shí)，微型樁連梁后側(cè)稍微向下移動(dòng)；當(dāng)荷載大于4 kN而小于15 kN時(shí)，壓頂板后側(cè)又逐漸上移到原位置；荷載達(dá)到15 kN后，壓頂板后側(cè)上移速率逐漸加快，產(chǎn)生明顯豎向位移；超過破壞荷載21 kN后，連梁后側(cè)豎向位移急劇增大。上述結(jié)果表明：當(dāng)荷載較小時(shí)，前排微型樁滑裂面以上發(fā)生了輕微整體彎曲，使壓頂板后側(cè)輕微下移；荷載增大，滑體對(duì)微型樁前排樁產(chǎn)生上拔趨勢(shì)，逐漸彌補(bǔ)并超過整體彎曲作用，產(chǎn)生顯著向上的豎向位移；達(dá)到破壞荷載后，微型樁結(jié)構(gòu)前側(cè)樁上拔力超過了側(cè)摩阻力，連梁前側(cè)位移急劇增大。

圖6 有無連梁坡頂位移對(duì)比圖 圖7 樁頂豎向荷載-位移

2.3.3土壓力數(shù)據(jù)

圖8　有無連梁土壓力對(duì)比圖

T3試驗(yàn)與T1試驗(yàn)的土壓力對(duì)比，如圖8所示。由圖8可知：同樣荷載作用下，樁頂有連梁的群樁樁前中下部的土壓力要小于無連梁的，但上部土壓力要明顯大于樁頂無連梁的群樁，呈倒三角形分布。樁頂無連梁的微型群樁的樁后土壓力，從埋設(shè)的土壓力測(cè)點(diǎn)看，分布規(guī)律為上大下小，在達(dá)到或超過破壞荷載后，演變?yōu)橄虏客翂毫緸? kPa的倒三角形分布，說明無連梁微型樁在荷載作用下，主要是第3排樁的中部對(duì)樁后土體擠壓，使樁后土體產(chǎn)生了整體位移。在樁間埋設(shè)的土壓力盒的測(cè)量值顯示：樁頂無連梁樁前樁間土壓力為上小下大，而樁后樁間為上大下小。需要指出的是，樁頂有連梁的樁前樁間的土壓力值比樁頂無連梁的大，而樁頂有連梁比樁頂無連梁的樁前土壓力小。這是因?yàn)闃俄斶B梁將各樁連成一個(gè)整體結(jié)構(gòu)，對(duì)樁間土的約束作用要強(qiáng)于樁頂無連梁，樁間土承擔(dān)和傳遞了較多荷載，故樁前土壓力相對(duì)較小。

2.3.4樁身彎矩

荷載為12 kN時(shí)，樁頂無連梁的滑裂面附近的樁身已經(jīng)明顯出現(xiàn)了彎矩。加載至14 kN，樁頂無連梁的3根樁的樁身彎矩出現(xiàn)了明顯差異。荷載達(dá)到16 kN時(shí)，差異進(jìn)一步擴(kuò)大，主要表現(xiàn)在滑裂面以上0~14.5 cm和滑裂面以下-17.5 cm附近，自前向后3根樁的樁身彎矩最大值依次為23.15 N·m、 16.34 N·m和16.98 N·m；而樁頂有連梁的3根樁的樁身最大彎矩自前向后依次為15.25 kN、15.44 kN和14.04 kN。荷載達(dá)到18 kN后，3根樁的樁身彎矩差異更明顯。

對(duì)比樁頂無連梁和有連梁的樁身彎矩，可以得出如下結(jié)論：樁頂連梁降低，各單樁的樁身彎矩曲線相對(duì)平緩；樁頂連梁協(xié)調(diào)各樁共同工作，使3根樁的彎曲抗力都得到了較好發(fā)揮；設(shè)有壓頂板的微型樁群樁身上部的彎矩比下部大，說明壓頂板可以調(diào)動(dòng)樁身上部，提供更大的滑坡抗力。

3結(jié)論

(1)微型樁滑裂面以上樁前受壓，下部樁前受拉。最大彎矩、剪力和彎矩返彎點(diǎn)都在滑裂面附近。各排樁剪力從前排向后排依次減小，最大剪力截面位置依次上移?；峦屏υ谖⑿蜆渡辖瞥嗜切畏植?，樁身中下部滑坡推力較大，樁身變形經(jīng)歷了一個(gè)由整體彎曲到滑裂面附近的局部剪彎的過渡，抗滑合力下移，此過程中可能出現(xiàn)樁頂樁前脫空現(xiàn)象。樁后滑裂以上中下部土抗力首先增大，并在坡體破壞前發(fā)揮主要作用。

(2)3排樁受滑坡推力大小不同，從前排到后排依次減小，其比例為1.00∶0.64∶0.44。

(3)樁頂連梁能有效提高極限承載力，減小坡體位移，其中極限承載力提高了11%。

(4)連梁的存在使得前排樁產(chǎn)生上拔趨勢(shì)，后排樁下壓?；衙嬉陨蠘扼w土壓力分布更加平滑，調(diào)配土壓力分布，使得樁身受力更合理。

參考文獻(xiàn)：

[1]史佩棟,何開勝.小樁的起源、應(yīng)用與發(fā)展[J].巖土工程界,2005,8(9):15-18.

[2]姜春林，吳順川，吳承霞，等.復(fù)活古滑坡治理及微型抗滑樁承載機(jī)理[J].北京科技大學(xué)學(xué)報(bào)，2007,29(10):975-979.

[3]林燦陽.微型群樁在滑坡治理工程中的應(yīng)用[J].路基工程，2014(4):164-169.

[4]周德培,王喚龍,孫宏偉.微型樁組合抗滑結(jié)構(gòu)及其設(shè)計(jì)理論[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào),2009,28(7):1353-1362.

[5]蔣楚生,周德培.微型樁抗滑復(fù)合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)理論探討[J].鐵道工程學(xué)報(bào),2009(2):39-43.

[6]李志宇,何暉，郭志.基于土拱效應(yīng)的微型樁間距的分析[J].山地學(xué)報(bào),2015,33(3):326-330

[7]閆金凱,殷躍平,門玉明,等.滑坡微型樁群樁加固工程模型試驗(yàn)研究[J].土木工程學(xué)報(bào),2011,44(4):120-128.

[8]閆金凱.滑坡微型樁防治技術(shù)大型物理模型試驗(yàn)研究[D].西安:長(zhǎng)安大學(xué)，2010,15-16.

[9]辛建平,唐小松,鄭穎人,等.單排與三排微型抗滑樁大型模型試驗(yàn)研究[J].巖土力學(xué),2015,36(4):1051-1055.

[10]RICHARDS J R,THOMAS D,ROTHBAUER M J.Lateral loads on pin piles (micropiles)[C]//Proceedings of Sessions of the Geo-support Conference:Innovation and Cooperation in Geo.Reston:Geotechnical Special Publication,ASCE,2004.

[11]FEDERAL HIGHWAY ADMINISTRATION.Micro-pile design and construction reference manual[M].U.S:Department of Transportation Publication,2005:611-615.

[12]童懷峰,張浩華,郭院成.基于統(tǒng)一強(qiáng)度理論的小樁注漿壓力分析[J].河南科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2011,32(4):45-48.

[13]楊俊杰.相似理論與結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)[M].武漢:武漢理工大學(xué)出版社,2005：121-126.

[14]孫書偉，朱本真，馬惠民，等.微型樁群與普通抗滑樁抗滑特性的對(duì)比試驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2009，24(10):2101-2108.

第37卷第2期2016年 4月河南科技大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)JournalofHenanUniversityofScienceandTechnology(NaturalScience)Vol.37No.2Apr.2016

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

中圖分類號(hào)：TU473