董 捷，許鵬飛，仲 帥，陳效星

(1.河北建筑工程學(xué)院，河北張家口 075000；2.河北省土木工程診斷、改造與抗災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北張家口 075000； 3.中國(guó)鐵路設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司，天津 300142)

引言

對(duì)于大型滑坡或滑體厚度較大的公路、鐵路邊坡支護(hù)工程，單排樁可能無(wú)法滿足抗滑要求，因此雙排抗滑樁作為更加有效的加固滑坡的支擋結(jié)構(gòu)，在我國(guó)的實(shí)際工程中已得到廣泛應(yīng)用[1-4]。大量學(xué)者主要通過(guò)數(shù)值計(jì)算和模型試驗(yàn)等方式來(lái)了解雙排抗滑樁的承載機(jī)理，并結(jié)合實(shí)際工程對(duì)其理論進(jìn)行驗(yàn)證[5-10]。

沉埋式雙排抗滑樁作為抗滑樁的一種新型加固滑坡的結(jié)構(gòu)形式，在工程中開始應(yīng)用，如重慶市武隆縣政府滑坡[11]、重慶市奉溪高速公路大坪滑坡[12]等。采用后排樁沉埋進(jìn)滑體中，前排樁全長(zhǎng)設(shè)置的方式，充分利用后排樁樁頂土體自身的強(qiáng)度來(lái)分擔(dān)滑坡推力，減小了樁身受力，并且后排樁獨(dú)特的布置方式，改變了滑體滑動(dòng)面的位置，全長(zhǎng)式前排樁則是以防因某些原因?qū)е潞笈艠冻霈F(xiàn)越頂破壞而進(jìn)行的預(yù)防性支護(hù)。有關(guān)沉埋式單排抗滑樁的抗滑機(jī)制[13]，許多學(xué)者進(jìn)行了積極探索，如：張曉曦等[14]運(yùn)用極限上限定理和極限分析的扇形條分法，對(duì)沉入式抗滑樁進(jìn)行了理論研究。路培毅等[15-16]采用有限元程序ABAQUS，以接觸面形式考慮樁土相互作用，分析了雙排樁的樁間距對(duì)雙排支護(hù)結(jié)構(gòu)的影響。宋雅坤等[17]在室內(nèi)模型試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，運(yùn)用有限元方法，計(jì)算出了沉埋單排抗滑樁樁身所受推力分布形式、推力大小和樁頂土推力的分布形式及大小。雷文杰等[18-20]采用有限元方法，針對(duì)不同樁長(zhǎng)抗滑樁設(shè)樁位置上的滑坡推力及樁身內(nèi)力進(jìn)行了系統(tǒng)的研究，并通過(guò)一系列室內(nèi)模型試驗(yàn)，探究了沉埋單排抗滑樁加固滑坡的加固機(jī)理。而針對(duì)沉埋式雙排抗滑樁的研究，胡峰等[21]采用有限元方法，分析了前、后排抗滑樁的受力特點(diǎn)及滑體內(nèi)塑性區(qū)發(fā)展隨沉埋深度的變化規(guī)律。申永江等[22]通過(guò)建立有限元模型，對(duì)比了雙排長(zhǎng)短組合樁與其他形式抗滑樁的內(nèi)力與變形，認(rèn)為雙排長(zhǎng)短組合樁的布置形式可以使前后兩排樁均充分發(fā)揮各自的抗滑作用。肖世國(guó)等[23]則通過(guò)數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，認(rèn)為嵌入的后排樁和全長(zhǎng)前排樁的布局是合理的，為沉埋式雙排抗滑樁的理論設(shè)計(jì)提供了有益的結(jié)論。

綜上所述，目前對(duì)于沉埋式雙排抗滑樁的承載機(jī)理的研究尚少，因此在文獻(xiàn)[21]的基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)一種沉埋式雙排抗滑樁的模型試驗(yàn)，通過(guò)探究抗滑樁樁后推力、土拱效應(yīng)及樁身內(nèi)力變化，分析了不同沉埋深度的抗滑樁受力與內(nèi)力變化的規(guī)律，進(jìn)而確定沉埋式雙排抗滑樁的合理設(shè)計(jì)沉埋深度。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案

1.1 模型試驗(yàn)裝置

圖1 模型試驗(yàn)箱

試驗(yàn)采用由鋼板鉚接而成的模型箱，如圖1所示。模型試驗(yàn)滑坡推力采用水平推力模擬，通過(guò)液壓千斤頂分級(jí)加載的方式推動(dòng)填土后側(cè)的推土板施加水平推力，共分10 級(jí)，在每級(jí)荷載施加完成后待百分表讀數(shù)基本穩(wěn)定后再施加下一級(jí)荷載。推土板為10 mm厚鋼板，高度400 mm，長(zhǎng)度1 490 mm，為分散千斤頂?shù)募泻奢d，將10 mm厚的剛性墊板置于千斤頂和推土板之間，千斤頂后側(cè)由鋼筋混凝土試塊作為其與模型箱的輔助支撐，且該側(cè)模型箱緊貼于反力墻上。在施加荷載過(guò)程中要保持推土板垂直，避免出現(xiàn)推土板傾斜，導(dǎo)致試驗(yàn)出現(xiàn)誤差。

1.2 模型試驗(yàn)材料

試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭饕Ｐ蜆?、嵌固槽及模型箱?nèi)滑體材料。模型試驗(yàn)不考慮地下水及外荷載的影響，選用性質(zhì)均勻的新黃土分層進(jìn)行填筑，每層厚度為100 mm，設(shè)計(jì)填高400 mm用以模擬直線型土質(zhì)邊坡；模型樁采用直徑D=75 mm PVC管內(nèi)灌注砂土來(lái)模擬抗滑樁，采用簡(jiǎn)支梁法測(cè)得模型樁的抗彎剛度EI=785.31 N·m2，如圖2所示。

圖2 簡(jiǎn)支梁法示意

前排樁長(zhǎng)為800 mm，滑面以上受荷段H為400 mm，后排樁沉埋深度h分別為0，80，160，240 mm，取沉埋深度與受荷段比h/H分別為0，0.2，0.4，0.6，雙排樁行間距取3D，排間距取4D；嵌固槽由20 mm厚木板制作而成，取嵌固槽深400 mm，槽內(nèi)回填砂土材料并夯實(shí)以固定模型樁，圖3為模型試驗(yàn)示意。

圖3 模型試驗(yàn)示意(單位：mm)

1.3 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)

試驗(yàn)采用XL2101A24靜態(tài)電阻應(yīng)變儀采集土壓力數(shù)據(jù)，NI9237模塊采集樁身應(yīng)變數(shù)據(jù)。為監(jiān)測(cè)抗滑樁樁身所受壓力，在1號(hào)樁及4號(hào)樁前后20 mm處沿受荷段高度埋設(shè)土壓力盒，各壓力盒間距為80 mm，并沿x方向在樁間跨中截面處埋設(shè)土壓力盒，監(jiān)測(cè)y方向土壓力，埋深100 mm，布置方式見圖4；同時(shí)在2號(hào)樁及3號(hào)樁樁身粘貼電阻應(yīng)變片來(lái)推算樁身內(nèi)力變化，其中受荷段粘貼5個(gè)，嵌固段粘貼3個(gè)，對(duì)稱布置且高度與土壓力盒高度相對(duì)應(yīng)。利用百分表監(jiān)測(cè)前排模型樁的樁頂位移變化。

圖4 樁間跨中截面土壓力盒布置方式

2 模型試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 土壓力分析

2.1.1 土壓力分布規(guī)律分析

抗滑樁樁身內(nèi)力大小與樁身受力分布有著緊密聯(lián)系，研究樁身受力分布對(duì)于沉埋式雙排抗滑樁的設(shè)計(jì)有著積極作用。圖5～圖8為橫向推力作用下樁身受力分布曲線，通過(guò)對(duì)數(shù)據(jù)的分析計(jì)算，可求得抗滑樁所受合力的重心位置，列于表1中。由圖中分布曲線并結(jié)合表1分析得到不同h/H條件下前后排抗滑樁受力分布曲線的變化情況：隨著h/H的增加，后排樁承擔(dān)的滑坡推力和樁前抗力逐漸減少，其重心位置均逐漸下移，樁后推力大致呈梯形分布，樁前抗力的分布形式呈倒梯形；前排樁的受力分布形式受后排樁長(zhǎng)的影響，當(dāng)h/H逐漸增大，其重心位置呈先減小后增大的趨勢(shì)，樁后推力分布形式由矩形分布逐漸過(guò)渡為梯形分布，前排樁樁前抗力的重心位置基本位于樁的中部附近，排除誤差和計(jì)算精度的問題，可認(rèn)為前樁樁前抗力分布形式為矩形分布。

圖5 h/H=0樁身受力分布曲線

圖6 h/H=0.2樁身受力分布曲線

圖7 h/H=0.4樁身受力分布曲線

圖8 h/H=0.6樁身受力分布曲線

h/H雙排樁樁后合力重心距滑面距離/cm雙排樁樁前合力重心距滑面距離/cm后排樁前排樁后排樁前排樁020222625重心位置0.48H0.52H0.66H0.58H0.214172022重心位置0.36H0.42H0.49H0.56H0.410181520重心位置0.26H0.45H0.37H0.51H0.67181022重心位置0.17H0.46H0.24H0.55H

2.1.2 土拱效應(yīng)分析

根據(jù)部分學(xué)者的現(xiàn)有研究，認(rèn)為可以利用法向應(yīng)力突變來(lái)衡量土拱效應(yīng)的程度和作用范圍[24]。圖9為模型樁間跨中截面上的土壓力監(jiān)測(cè)結(jié)果，由圖9不難看出，當(dāng)h/H=0時(shí)，前后排樁跨中截面上發(fā)生了突變，即產(chǎn)生土拱效應(yīng)，前排樁后15 cm處最大，前排樁及后排樁樁間急劇減小；當(dāng)h/H逐漸增大，前排樁后最大的位置沒有發(fā)生變化，但值先減小后增大，表明土拱效應(yīng)先減弱后增強(qiáng)，即前排樁承受的水平推力先減小后增大。綜上所述，當(dāng)h/H≤0.4時(shí)，土拱效應(yīng)較全長(zhǎng)雙排樁時(shí)弱，前排樁承擔(dān)的水平推力較小，當(dāng)h/H=0.6時(shí)，土拱效應(yīng)較全長(zhǎng)雙排樁時(shí)強(qiáng)，前排樁承擔(dān)更大的水平推力，x=30 cm處即后排樁頂處土體的隨h/H的增加逐漸增大，說(shuō)明樁頂土體承擔(dān)的水平推力逐漸增大。

圖9 跨中截面分布曲線

2.1.3 雙排抗滑樁承載比例分析

表2為不同h/H情況下，沉埋式雙排抗滑樁各樁的承載比例，其中α為前排樁承載比與后排樁承載比的比值，從表2可看出，后排樁沉埋深度對(duì)前排樁承載比的大小起關(guān)鍵作用。當(dāng)h/H=0時(shí)，前后排樁分別承擔(dān)了39%和61%的荷載。隨著h/H的逐漸增加，后排樁由于樁身長(zhǎng)度減小，其承載比必然減小，前排樁承載比則先減小后增大。這是因?yàn)楹笈艠稑渡黹L(zhǎng)度的改變影響了傳遞至前排樁的橫向推力的大小，部分荷載由兩排樁之間土體承擔(dān)，逐漸向前排樁傳遞。當(dāng)h/H=0.6時(shí)，前排樁的承載比要比后排樁的承載比大，說(shuō)明前排樁承擔(dān)了較大的橫向推力，采用內(nèi)插法可求得當(dāng)h/H=0.45時(shí)α=1，即兩樁的承載比比較接近。那么認(rèn)為當(dāng)h/H大致為0.45時(shí)，前后排樁的受力情況較為合理，能發(fā)揮較好的承載能力，可認(rèn)為該沉埋深度為設(shè)計(jì)沉埋深度。

表2 不同h/H下雙排樁承載比例

2.2 樁身變形分析

2.2.1 樁頂位移變化

樁頂位移能夠反映樁身變化的程度，圖10所示為不同加載等級(jí)下前排樁樁頂位移的變化曲線。由圖10可知，前排樁樁頂位移隨著荷載增加而逐漸遞增，當(dāng)h/H不同時(shí)，樁身變形程度也不同，如：h/H為0，0.2，0.4，0.6時(shí)，對(duì)應(yīng)的前排樁頂最大位移分別為5.28，4.49，4.75，5.54 mm，其變化規(guī)律為先減小后增大，當(dāng)h/H=0.6時(shí)，前排樁頂位移超過(guò)了未沉埋時(shí)的變形?？偟膩?lái)說(shuō)，適當(dāng)?shù)暮笈艠冻谅裆疃饶軌蚴骨芭艠稑俄斘灰茰p小，減小承擔(dān)的滑坡推力。

圖10 不同加載等級(jí)下前排樁頂位移變化曲線

2.2.2 樁身內(nèi)力變化

為分析探討不同h/H情況下，雙排抗滑樁在橫向推力荷載作用下的內(nèi)力變化情況，試驗(yàn)分別采集了2號(hào)樁及3號(hào)樁樁身應(yīng)變值，根據(jù)各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值可計(jì)算出該測(cè)點(diǎn)的彎矩值，計(jì)算得到如圖11所示的樁身彎矩。

圖11 抗滑樁樁身彎矩變化曲線

從圖11可以看出：前后排樁的最大彎矩值均位于滑面以下一定距離，且樁身彎矩的變化規(guī)律基本為拋物線狀。同一橫向推力荷載作用下，隨著h/H的增加，后排樁樁身長(zhǎng)度逐漸減小，承擔(dān)的滑坡推力逐漸減小，對(duì)應(yīng)最大彎矩值分別為350，282，240，120 N·m，并依次減小了19%、31%和66%；前排樁的最大彎矩值則呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，對(duì)應(yīng)的最大彎矩分別為237，186，210，253 N·m，這是由于樁頂滑體依靠自身抗剪強(qiáng)度抵抗滑坡推力，導(dǎo)致傳遞到前排樁的滑坡推力減小，彎矩減??；隨著沉埋深度的進(jìn)一步增加，通過(guò)樁間土體傳遞至前排樁的滑坡推力增大，前排樁最大彎矩逐漸增大，當(dāng)h/H=0.6時(shí)，前排樁最大彎矩超過(guò)全長(zhǎng)樁時(shí)的最大彎矩。

3 數(shù)值模擬分析

為進(jìn)一步探究沉埋式雙排抗滑樁不同樁排距情況下的設(shè)計(jì)沉埋深度，運(yùn)用FLAC3D建立與室內(nèi)試驗(yàn)相同的數(shù)值模型，探討不同排距下雙排樁的承載比，取樁排距分別為2D、3D、4D和5D。數(shù)值模型中滑體和滑床均采用Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，抗滑樁采用實(shí)體單元模擬，樁土分界面及巖土分界面建立無(wú)厚度的接觸面單元，土體及抗滑樁的物理力學(xué)參數(shù)如表3所示。每次試驗(yàn)時(shí)保持滑坡不變，通過(guò)改變后排樁位置來(lái)模擬排間距的變化，將數(shù)值模擬結(jié)果列于表4。

表3 抗滑樁及巖土體材料參數(shù)

表4 不同排間距下的α

由表4可以看出，在不同排間距情況下，前排樁承載比與后排樁承載比的比值α的變化規(guī)律與模型試驗(yàn)結(jié)果較為一致，利用內(nèi)插法求得當(dāng)前后排樁承載比接近時(shí)的h/H分別為0.5，0.48，0.46和0.42。這說(shuō)明隨排間距的逐漸增大，當(dāng)前排樁承載比與后排樁承載比較為接近時(shí)，沉埋式雙排樁的設(shè)計(jì)沉埋深度逐漸減小，各樁能較好地發(fā)揮承載能力。

綜上所述，沉埋式雙排抗滑樁的后排樁沉埋深度對(duì)雙排樁整體的影響起到至關(guān)重要的作用，通過(guò)樁間土拱效應(yīng)、承載比以及樁身受力變化的研究，可以確定合理沉埋深度以調(diào)節(jié)樁身受力，降低工程造價(jià)。

4 結(jié)論

沉埋式雙排抗滑樁的受力分布形式受后排樁沉埋深度的影響：前排樁樁后推力的分布形式呈梯形分布，其重心位置隨沉埋深度的增加先減小后增大；前排樁樁前抗力的分布形式呈矩形分布，其重心位置隨沉埋深度的增加而變化，但變化不大，均位于樁長(zhǎng)的h/2附近；隨后排樁沉埋深度的增加，樁后推力和樁前抗力的重心均逐漸降低，分布形式分別呈梯形分布和倒梯形分布。

前排樁土拱效應(yīng)可由法向應(yīng)力突變來(lái)衡量，由沉埋式雙排抗滑樁模型試驗(yàn)可知，前排樁土拱效應(yīng)受到后排樁沉埋深度的較大影響，其跨中截面上σy的最大突變位于前排樁后15 cm處，前排樁間的σy突變很小，隨著沉埋深度的增加，前排樁后土拱效應(yīng)先減弱后增強(qiáng)。

后排樁沉埋深度對(duì)前排樁承載比的大小起關(guān)鍵作用，隨h/H的增加，前排樁承載比先減小后增加，當(dāng)h/H大致為0.45時(shí)，前后排樁均充分發(fā)揮各自的承載能力，前后排樁樁身最大彎矩也相差不大，并結(jié)合分析樁身內(nèi)力及樁頂位移的變化情況，考慮該沉埋深度可作為設(shè)計(jì)沉埋深度。

數(shù)值模擬試驗(yàn)結(jié)果表明，隨樁排距的增加，當(dāng)前排樁承載比與后排樁承載比的比值α較為接近時(shí)，對(duì)應(yīng)的h/H逐漸減小，說(shuō)明對(duì)于沉埋式雙排抗滑樁而言，排間距越大，后排樁的設(shè)計(jì)沉埋深度越小，但差距不大。