圓截面組合樁加固滑坡的作用機理與合理嵌固深度物理模型試驗研究

宋成彬,李長冬,2*,王貴華,姚文敏,賀 鑫,方 堃

(1.中國地質大學(武漢)工程學院,湖北 武漢 430074;2.中國地質大學(武漢)湖北巴東地質災害國家野外科學觀測研究站,湖北 武漢 430074;3.鄭州大學土木工程學院,河南 鄭州 450001;4.中交第四航務工程勘察設計院有限公司,廣東 廣州 510230)

滑坡是世界上危害嚴重的地質災害之一,嚴重威脅到人民生命財產和重大工程安全[1-4]。作為一種有效的滑坡支護結構,各種型式的抗滑樁被廣泛應用于滑坡的防治[5-7]。在眾多型式的抗滑樁結構中,組合式抗滑樁的應用逐漸增加,其結構形式包括榀型、門架式、h型和微型樁群等[8-11]。圓截面組合式抗滑樁(簡稱圓截面組合樁)屬于榀型樁的一種,這種結構優點突出,如樁身內力分布比無樁頂連系梁的情況更加合理,樁身整體位移更小[12];此外,相比于截面直徑較大的單樁,圓截面組合樁的嵌固段對樁周基巖的應力更小[13],所以這種組合結構特別適用于地層復雜、地勢狹窄、巖石強度較低的地質條件。

盡管組合式抗滑樁的優勢明顯,且應用越來越多,但目前對圓截面組合式抗滑樁受力特性的研究較少,相關研究多集中在其他類型的組合抗滑樁方面。例如:周翠英等[7]建立了門架式組合樁設計和計算的理論模型,將連系梁、前后樁及樁間土看作整體,基于有限元理論對門架式組合樁內力進行求解,最后將理論計算方法應用于邊坡加固;肖世國[14]根據h型組合抗滑樁的受力特征,將h型樁的受荷段按平面剛架分析,其嵌固段按彈性地基梁計算,提出了h型組合抗滑樁的力學分析方法;Sun等[15]基于p-y曲線法,提出了微型樁群內力與變形的計算方法,并驗證了該方法的可行性。在圓截面組合樁受力特性研究方面,任永忠等[16]提出了一種有限差分法來計算圓截面組合樁的內力與位移,此方法考慮了樁土間的相互作用,并利用Boussinesq解來計算作用在前樁上的土壓力,最終的計算結果與現場監測數據吻合較好。然而,以上方法只能計算抗滑樁在某一極限狀態下的力學特征,而不能揭示在滑坡運動過程中抗滑樁的受力狀態。

物理模型試驗可以實時監測抗滑樁與滑坡的變形特征,因此被廣泛應用于滑坡-抗滑樁體系變形特征的研究[17-19]。此外,物理模型試驗也是分析組合樁變形受力特征的有效途徑之一。如:趙波等[20]通過門架式組合樁三維地質力學模型試驗和結構物理模型試驗,分析了前后樁位移與內力分布之間的關系,進一步提升了對門架式組合樁結構特性的認識;豐月華等[21]通過對上硬下軟地層中h型組合樁物理模型試驗的研究,揭示了不同硬巖占比對h型組合樁加固邊坡效果的影響;Liu等[22]研究了在不同外部載荷下微型樁群的力學性能和破壞模式,研究成果為微型樁群的應用提供了一定的借鑒。

綜上可見,以往研究主要集中于滑坡加固中其他類型組合樁力學特征的物理模型試驗研究,但尚未開展滑坡-圓截面組合樁體系的變形受力演化特征以及嵌固深度和連系梁對組合樁力學特征影響的相關研究。鑒于此,本研究依托自主研發的物理模型試驗系統,開展了10組圓截面組合樁加固滑坡的物理模型試驗,揭示了滑體的變形演化階段,研究了圓截面組合樁加固下滑體與抗滑樁的變形受力特征,分析了前、后樁嵌固深度以及樁頂連系梁對圓截面組合樁樁頂位移和樁身彎矩的影響,并討論了樁后土壓力的分布形式、前后樁滑坡推力分擔比以及邊坡加固工程中圓截面組合樁可能出現的破壞模式。

1 圓截面組合樁加固滑坡物理模型試驗設計

1.1 工程背景

本文所研究的圓截面組合樁由一根前樁與兩根后樁通過樁頂連系梁連接而成,其平面布置呈“品”字形,故又稱“榀”型組合樁。由于樁身剛度大、變形小,且對巖層的強度要求低,因此當滑坡推力較大、巖層強度較低時尤為適用。鎖兒頭滑坡[8-11]位于舟曲縣西側約1.0 km處的白龍江北岸,滑坡全長為3 300 m,總面積約為1.26×106m2,堆積體厚度為20～100 m不等,屬于大型斷層滑坡。由于該滑坡體較長、堆積體厚度較大、基巖強度較低,所以采用了圓截面組合樁對其進行加固。為了進一步研究圓截面組合樁加固下抗滑樁與滑體變形受力特征,本研究基于自主研發的圓截面組合樁加固滑坡物理模型試驗系統,開展了不同工況下圓截面組合樁加固滑坡的物理模型試驗。

1.2 物理模型試驗系統總體設計

圓截面組合樁加固滑坡物理模型試驗系統可分為3個部分:滑坡推力加載系統、樁-滑坡模型系統和數據采集系統(圖1)。其中,滑坡推力加載系統由千斤頂、控制器和壓力傳感器組成,可在滑體后緣以可控的速度進行自動加載,加載方向與滑動面平行;樁-滑坡模型系統由模型框架與樁-滑坡模型組成,模型框架的長、寬、高分別為160、80、50 cm,側門采用有機玻璃制成,以便觀察滑體的變形情況,滑體后緣厚度為28 cm,基巖后緣厚度為44 cm,傾角分別為35°和10°,每組試驗采用兩組圓截面組合樁加固滑坡模型,抗滑樁直徑為2.5 cm,每根單樁之間的間距為7.5 cm;數據采集系統包括DT80數據采集器、筆記本電腦和監測儀器(壓力傳感器、位移計、圖釘、高速相機、應變片和土壓力傳感器),DT80可以自動從監測儀器讀取并記錄數據。

圖1 圓截面組合樁加固滑坡物理模型試驗系統總體設計圖Fig.1 Overall designing of the physical model testing system on landslide reinforcement by combined stabilizing piles with circular cross-section

1.3 監測儀器布設

如圖1所示,在千斤頂與滑體的后緣之間放置壓力傳感器(LZ-ZS3)以測量滑坡推力;位移計安裝在樁頂位置以監測樁頂位移;在滑體側面放置大量圖釘作為標記,用來研究滑體的變形過程;在滑體的側面和頂部分別固定高速相機,用來分析滑體表面在不同時刻的變形情況。如圖2所示,通過粘貼應變片SF1-1～SF1-9、SR1-1～SR1-9和SF2-1～SF2-9、SR2-1～SR2-9來分別獲取前樁和后樁樁前、樁后對應位置的樁身變形數據,抗滑樁同側各應變片間距為6.5 cm。分別采用4個間隔8 cm的土壓力傳感器測量前、后樁的樁后土壓力數據,前、后樁對應的樁后土壓力傳感器的安裝深度一致。

圖2 應變片與土壓力盒布置圖Fig.2 Layout of strain gauges and earth pressure cells注:SF1-i和SR1-i分別表示前樁樁前和樁后的應變片;SF2-i和SR2-i分別表示后樁樁前和樁后的應變片。

1.4 試驗材料

本次物理模型試驗中所使用的材料主要包括滑體、基巖、滑動面和圓截面組合樁(圖3)。根據相似理論確定了試驗中材料的配比,并通過試驗實際測取其配比與力學參數。其中,滑體由經過分篩的黏土、標準砂和水按8.4∶3.1∶1混合而成[圖3(a)];基巖由水泥、標準砂、石膏粉和水配制而成,其配比為9∶1∶1∶1[圖3(b)];采用0.8 mm厚的塑料膜模擬滑動面;由于尼龍材料具有良好的彈塑性變形和耐磨性,因此采用PA6(尼龍材料的一種)制作抗滑樁[圖3(c)]。試驗材料的物理力學參數如表1所示。

表1 物理模型試驗材料的物理力學參數

圖3 物理模型試驗材料示意圖Fig.3 Formulated materials for physical model tests

1.5 試驗工況與步驟

1.5.1 試驗工況

本文的主要研究內容包括滑體的變形階段,圓截面組合樁的變形受力特征、嵌固深度及樁頂連系梁對圓截面組合樁變形受力特征的影響。為此,建立了如圖4所示的10種試驗工況。其中,工況A～I為不同嵌固深度下圓截面組合樁加固滑坡的試驗模型;工況J為加固滑坡的抗滑樁不設置連系梁,其他條件與工況A相同。

圖4 物理模型試驗工況圖Fig.4 All cases in physical model tests注:工況A～E為前樁嵌固深度改變時的5種工況;工況A、工況F～I為后樁嵌固深度改變時的5種工況;工況A和工況J為有、無樁頂連系梁時的工況;f為前樁嵌固深度(cm);r為后樁嵌固深度(cm)。

工況A中前、后樁的嵌固深度均為30 cm,用來研究滑體的變形階段與圓截面組合樁的變形受力特征[圖4(a)];工況A～E中前樁的嵌固深度分別為30、25、20、15、10 cm,用來分析前樁嵌固深度對樁頂位移和樁身彎矩的影響[圖4(a)～(e)];工況A和工況F～I中后樁嵌固深度分別為30、25、20、15、10 cm,用來分析后樁嵌固深度對樁頂位移和樁身彎矩的影響[圖4(a)和圖4(f)～(i)];工況J中的抗滑樁不設置樁頂連系梁,通過與工況A的比較來分析連系梁對樁頂位移和樁身彎矩的影響[圖4(a)、(j)]。為了保證單一變量,每組試驗中圓截面組合樁的受荷段保持35 cm不變。

1.5.2 試驗步驟

本次試驗的具體步驟如下:首先完成圓截面組合樁-滑坡模型的制作和傳感器的安裝;然后同時打開數據采集器和滑坡推力加載控制器,滑坡推力加載系統先均速加載10 min,之后停止加載10 min,在停止加載時段內,滑體可以充分調整其自身的應力分布,重復此操作,直至千斤頂的軸承完全推出。試驗過程中,DT80數據采集器每分鐘收集一次數據,同時高速相機記錄一次滑體頂部和側面的變形情況。

2 結果與分析

2.1 滑體變形分析

本文選取工況A對試驗過程中滑體變形情況進行詳細分析。通過解析標記物的位移數據,得到了滑體側面的位移數據,并根據滑體位移特征,將滑體的變形劃分為3個區域[圖5(a)],不同區域滑體的位移曲線如圖6所示。根據滑體的位移曲線,可將滑體變形演化過程分為4個階段:壓密階段、勻速變形階段、加速變形階段和變形破壞階段(圖6),具體分析如下:

圖5 滑體變形區域劃分和不同時刻滑體變形實景圖Fig.5 Zoning map of the sliding mass deformation and realistic images of the evolution of the sliding mass at different moments in the tests

1) 壓密階段(0～30 min)。在此階段,由于土體未被完全壓實,因此滑體土逐漸被壓密;此階段滑體未發生明顯的變形,滑體的位移(圖6)和位移速度較小,滑體在區域Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ的平均位移速度分別為0.12、0.05和0.03 mm/min(表2);此階段結束時滑體真實變形情況如圖5(b)所示。

2) 勻速變形階段(30～110 min)。經過了壓密階段的滑體在此階段將發生彈性變形,所以滑體位移的增加速度相同(圖6);滑體在區域Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ的平均位移速度分別為0.14、0.10和0.07 mm/min(表2);此外,由于圓截面組合樁的加固作用,樁后滑體的變形受到限制,導致滑體側面和頂部裂縫開始發育[圖5(c)]。

3) 加速變形階段(110～180 min)。由于裂縫和剪切面的發育,傳遞至區域Ⅱ和區域Ⅲ的滑坡推力減小,所以滑體在區域Ⅰ的變形速度增大,在區域Ⅱ和區域Ⅲ的變形速度開始減小(圖6),滑體在區域Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ的平均位移速度分別為0.40、0.14和0.10 mm/min(表2);此階段剪切面逐漸發育,裂縫大小和數量增加[圖5(d)]。

4) 變形破壞階段。如果繼續增大滑體后緣的推力,剪切面將被破壞,區域Ⅰ將脫離滑體(圖6)。

2.2 樁身應變與彎矩分析

本文選取工況A對試驗過程中圓截面組合樁樁身應變與彎矩進行詳細分析。

2.2.1 樁身應變分析

工況A下圓截面組合樁樁身應變隨加載時間的變化曲線,如圖7所示。應變正值表示樁側受拉,應變負值表明樁側受壓。假設兩個后樁的應變相同,并忽略土體各向異性對樁身變形的影響。

圖7 工況A下樁身應變隨加載時間的變化曲線Fig.7 Curves of strain of circular cross-section composite piles with time under Case A

由圖7可知:

總體上,在整個試驗過程中,前、后樁的樁后側均處于受拉狀態,樁前側處于受壓狀態;前樁最大應變出現的位置(SF1-6和SR1-6)與后樁最大應變出現的位置(SF2-6和SR2-6)均位于-37.5 cm處(滑動面附近)。

Xiong等[23]在門架式組合樁加固滑坡物理模型試驗中發現,門架式組合樁的樁頂下方存在反彎點,且該點附近樁身應變隨時間的變化與樁身其他位置不同。在本次試驗中,圓截面組合樁同樣出現了反彎點。如圖7(a)所示,前樁樁后在SR1-2和SR1-3位置處的應變先增大后減小為負值再增大,這一變化表明在此范圍內前樁背側不僅經歷了拉伸、收縮和再拉伸的過程,而且表明反彎點隨著時間的推移逐漸向上移動;前樁樁前在SF1-2和SF1-3位置處的應變變化與樁后對應位置的應變變化剛好相反。同樣,由圖7(b)可以看出,后樁在SR2-3、SR2-4、SF2-3、SF2-4位置處也出現了類似于前樁的樁身應變變化,但其出現的位置更靠近滑動面。

2.2.2 樁身彎矩分析

圖7中反彎點處的樁身應變在30、50、80、110、140、160 min這6個時刻變化較為明顯,這6個時刻對應的滑坡推力分別為3.1、3.8、4.5、5.7、6.2、6.7 kN,本文分析了在這6種滑坡推力作用下,圓截面組合樁樁身彎矩與深度的關系。

不同滑坡推力下圓截面組合樁在不同深度處的樁身彎矩與深度的關系,如圖8所示。

圖8 工況A不同滑坡推力下圓截面組合樁樁身彎矩與深度的關系圖Fig.8 Relationship between bending moment and depth of circular cross-section composite piles under different thrust force in Case A

由圖8可知:在不同滑坡推力作用下,前、后樁的樁身彎矩沿深度分布基本相同,其彎矩分布形式分別呈V型和S型,正、負彎矩分布不對稱;由于連系梁的約束,從樁頂開始樁身彎矩由負變為正,最大正彎矩出現在-37.5 cm位置處,從-37.5 cm位置處到樁底,樁身彎矩逐漸減小至零,這種變化不同于單樁和不加連系梁的雙樁[24-26];前、后樁的樁身最大負彎矩分別出現在-5 cm和-11.5 cm位置處,其大小分別為-13.8 N·m和-13.2 N·m,但后樁的樁身最大負值彎矩出現的位置更低,且其分布的范圍更廣,這是因為樁間土體對后樁抗力作用較大;前、后樁的樁身最大正彎矩分別為50.3 N·m和59.5 N·m,后樁的樁身最大正彎矩比前樁大18.3%,總體而言,在相同滑坡推力下,前樁的樁身正值彎矩也小于后樁;隨著滑坡推力的增加,前、后樁的反彎點逐漸向上移動,而無樁頂連系梁時并無樁身反彎點的出現[27],從結構力學角度分析,反彎點的上移表明連系梁的約束作用會隨著滑坡推力的增加而變大,因此在圓截面組合樁的工程設計中,應重視連系梁的作用,避免因保守的設計而導致過高的造價成本。

2.3 嵌固深度對樁頂位移與樁身彎矩的影響

嵌固深度是影響抗滑樁發揮抗滑效果的關鍵因素之一。為了研究前樁嵌固深度對圓截面組合樁樁頂位移與樁身彎矩的影響,將后樁嵌固深度保持不變,前樁嵌固深度以5 cm為一個梯度,由10 cm增加到30 cm。類似地,將前樁嵌固深度保持不變,后樁嵌固深度的變化與前樁一致,據此來研究后樁嵌固深度對圓截面組合樁樁頂位移與樁身彎矩的影響。

2.3.1 嵌固深度對樁頂位移的影響

樁頂位移是反映樁身變形的一個重要參數[23]。為了便于表述,將前、后樁嵌固深度(f、r)改變時的樁頂位移分別表示為Df、Dr,前、后樁嵌固深度對圓截面組合樁樁頂位移的影響,如圖9所示。

圖9 工況A～I下圓截面組合樁樁頂位移隨時間的變化曲線Fig.9 Curves of displacement at the head of circular cross-section composite piles with time under Cases A～I

由圖9可以看出:

1) 不同前樁嵌固深度(f)下,樁頂位移隨時間的變化規律相似,樁頂位移的增加先緩后快;隨著前樁嵌固深度的增加,樁頂位移逐漸減小,當前樁嵌固深度小于20 cm時,最大樁頂位移減小較為明顯,平均減小約18%,而當嵌固深度大于20 cm時,最大樁頂位移平均下降僅為3%[圖9(a)],這是因為當前樁埋深超過20 cm時,嵌固段提供的錨固力增加不明顯。

2) 不同后樁嵌固深度(r)下樁頂位移的變化趨勢與不同前樁嵌固深度下樁頂位移的變化趨勢相似;隨著后樁嵌固深度的增加,樁頂位移逐漸減小,在后樁嵌固深度由10 cm增加到30 cm過程中,最大樁頂位移分別減小11%、9%、3%和2%,當后樁嵌固深度大于20 cm時,樁頂位移變化較小[圖9(b)]。

值得注意的是,相比于增加后樁嵌固深度,增加前樁嵌固深度時圓截面組合樁樁頂位移的降幅更加明顯,說明前樁嵌固深度對樁頂位移的影響大于后樁嵌固深度。

2.3.2 嵌固深度對樁身彎矩的影響

不同前樁嵌固深度下圓截面組合樁樁身彎矩與深度的關系,如圖10所示。

圖10 不同前樁嵌固深度(f)下圓截面組合樁樁身彎矩與深度的關系圖Fig.10 Relationship between bending moment and depth of circular cross-section composite piles under diverse embedded lengths of the fore pile

由圖10可知:前、后樁的彎矩分布情況與工況A相似,隨著前樁嵌固深度的增加,前樁的樁身彎矩增大,后樁的樁身彎矩減小;當前樁嵌固深度小于20 cm時,前、后樁的最大樁身彎矩變化顯著,前樁的樁身彎矩平均增大29%,后樁的樁身彎矩平均降低10%;當前樁嵌固深度超過20 cm時,前、后樁的最大樁身彎矩變化不大,分別為5%和2%;隨著前樁嵌固深度的增加,前樁的反彎點逐漸下移,而后樁的反彎點上移,這表明隨著前樁嵌固深度的增加,連系梁對前樁的限制范圍逐漸變大,而對后樁的限制范圍逐漸縮小。

不同后樁嵌固深度下圓截面組合樁樁身彎矩與深度的關系,如圖11所示。

圖11 不同后樁嵌固深度(r)下圓截面組合樁樁身彎矩與深度的關系圖Fig.11 Relationship between bending moment and depth of circular cross-section composite piles under diverse embedded lengths of the rear pile

由圖11可知:隨著后樁嵌固深度的增加,后樁的樁身彎矩增大,前樁的樁身彎矩減小,當后樁嵌固深度大于20 cm時,前、后樁的最大樁身彎矩變化不明顯;隨著后樁嵌固深度的增加,后樁的最大樁身彎矩分別增大47.6%、23%、9%和1%,前樁的最大樁身彎矩分別降低12%、6%、3%和1%;隨著后樁嵌固深度的增加,后樁的反彎點逐漸降低,前樁的反彎點逐漸上升。

值得注意的是,相比于增加前樁嵌固深度,增加后樁嵌固深度對圓截面組合樁最大樁身彎矩的影響更為顯著。

在整個試驗過程中,最大樁身彎矩均發生在同一位置(-37.5 cm)處,這與Xiong等[23]和于洋等[27]的研究結果一致,但Li等[28]認為改變抗滑樁的嵌固深度,最大樁身彎矩的位置也會發生變化,最大樁身彎矩位置會隨嵌固深度的增加而向樁底移動。在本次試驗中未觀察到最大彎矩點的移動,這是因為試驗中應變片是間隔布置的,只監測了關鍵位置,因而沒有發現最大樁身彎矩位置的變化。雖然在有關理論研究中最大樁身彎矩的位置會有所下移,但其下移的幅度很小,僅約為樁長的2.8%。最大樁身彎矩的位置是抗滑樁設計中的一個關鍵因素,它直接影響到主筋的布置形式。

2.3.3 樁身合理嵌固深度分析

由前面的研究可知,前樁與后樁的嵌固深度均對圓截面組合樁樁頂位移和樁身彎矩有重要的影響,因此當前樁或后樁嵌固深度改變時,確定各自的合理嵌固深度十分重要。如圖10所示,當前樁嵌固深度小于20 cm時,前、后樁樁身彎矩變化較為明顯,而當前樁嵌固深度大于20 cm時,前、后樁樁身彎矩變化不明顯。此外,由圖9(a)可以看出,當前樁嵌固深度超過20 cm時,樁頂位移增加很小,因此當后樁的嵌固深度固定為30 cm不變時,20 cm的樁長可作為前樁的合理嵌固深度。類似地,由前面的研究可知,當前樁嵌固深度保持30 cm不變時,后樁的合理嵌固深度也為20 cm。因此,當一排樁的嵌固深度不變,改變另一排樁的嵌固深度時,可采用20 cm的樁長作為合理的嵌固深度,此時嵌固段占整個樁長的36%;但當嵌固深度超過20 cm時,超過20 cm部分的抗滑樁加固效果不顯著。在實際工程中,可通過多次計算,當圓截面組合樁樁頂位移與樁身彎矩變化較小時,可確定合理的嵌固深度。

2.4 連系梁對樁頂位移與樁身彎矩的影響

工況A和工況J為對照試驗,用來研究連系梁對圓截面組合樁樁頂位移與樁身彎矩的影響,在工況J中,樁頂之間沒有設置連系梁。在本文的研究中,由于連系梁的存在,所以前、后樁的樁頂位移相等,因此在工況A中僅監測了前樁的樁頂位移作為圓截面組合樁的樁頂位移,而在工況J中對前、后樁的樁頂位移均進行了監測。

2.4.1 連系梁對樁頂位移的影響

工況A與工況J下圓截面組合樁樁頂位移隨時間的變化曲線,如圖12所示。

圖12 工況A與工況J下圓截面組合樁樁頂位移隨時間變化曲線Fig.12 Curves of displacement at the head of circular cross-section composite piles with time under Cases A and J

由圖12可以看出:在工況J下,前樁的樁頂位移始終小于后樁,前、后樁最大樁頂位移分別為6.5 cm和7.4 cm,后樁的最大位移是前樁的1.14倍,可見無連系梁時,后樁的樁頂位移大于前樁;工況A下的最大樁頂位移為6.4 cm,樁頂位移較小,相比于工況J下的最大樁頂位移,工況A下的最大樁頂位移比工況J的后樁最大樁頂位移小15.6%,而與工況J下的前樁最大樁頂位移相差不大,這說明連系梁對后樁的樁身變形限制更加明顯,而對前樁的樁身變形限制較小。

2.4.2 連系梁對樁身彎矩的影響

工況A和工況J下圓截面組合樁樁身彎矩與深度的關系,如圖13所示。

圖13 工況A和工況J下圓截面組合樁樁身彎矩與深度關系圖Fig.13 Relationship between bending moment and depth of circular cross-section composite piles under Cases A and J

由圖13可知:工況J下,前、后樁樁頂附近的樁身彎矩值均為零,而在工況A下,前、后樁樁頂以下一定范圍內樁身彎矩為負,這說明在工況A下連系梁限制了樁頂的自由變形;在工況A和工況J下,前、后樁的最大樁身彎矩均出現在-37.5 cm處,前樁的最大樁身彎矩分別為50.3 N·m、59.4 N·m,后樁的最大樁身彎矩分別為55.0 N·m、68.9 N·m,工況J下前、后樁的最大樁身彎矩分別比工況A大9.3%和16.0%,這表明連系梁可以降低滑動面附近的最大樁身彎矩,并將其轉化為樁頂下方的負值彎矩,從而使得圓截面組合樁的樁身彎矩分布更加合理;此外,工況J下沒有出現反彎點,而工況A下有反彎點出現,這說明連系梁可以改變圓截面組合樁的受力方式。

3 討論

3.1 樁后土壓力分布規律與前后樁滑坡推力分擔比

樁后土壓力的大小與分布形式是進行抗滑樁設計的關鍵要素。許多學者通過各種方法對單樁樁后土壓力的計算或演化過程進行了研究[29-31],也有相關研究人員對雙排樁或者多排樁的樁后土壓力進行了研究。如:Zou等[32]研究了土質邊坡中雙排樁樁后土壓力分布形式,結果表明前、后樁樁后土壓力分布形式近似為三角形,且樁后土壓力的分布形式不隨荷載增加而改變;Fan等[33]研究認為位于坡腳處的抗滑樁比位于坡中部的抗滑樁承擔的荷載要多,其荷載分擔比在2～5之間;Liu等[34]通過模型試驗研究了多排樁的樁后土壓力,結果表明多排樁的樁后土壓力近似呈三角形分布,且后樁、中間樁與前樁的滑坡推力分擔比為1∶0.6∶0.44。然而,目前對于組合樁樁后土壓力的研究較為缺乏,為此本文詳細分析了工況A下圓截面組合樁樁后土壓力的分布規律,計算了最大滑坡推力時各種工況下圓截面組合樁前、后樁的滑坡推力分擔比,并分析了嵌固深度對滑坡推力分擔比的影響。

3.1.1 樁后土壓力分布規律

工況A下圓截面組合樁樁后土壓力分布規律,如圖14所示。

圖14 工況A下圓截面組合樁樁后土壓力與滑坡推力的關系圖Fig.14 Relationship between the earth pressure behind circular cross-section composite piles and the thrust force in Case A

由圖14可知:前、后樁的樁后土壓力演化過程不一致,加載前期前、后樁的樁后土壓力均呈三角形分布,加載后期前樁的樁后土壓力仍為三角形分布,而后樁的樁后土壓力呈拋物線分布,這是因為試驗前期的滑坡推力較小,樁身位移較小,而后期的滑坡推力較大,產生了剪切破壞面,土體有向樁頂移動的趨勢;隨著深度的增加,前樁的樁后土壓力一直增大,并在-34 cm處(滑面附近)達到最大值,而后樁的樁后土壓力隨深度先增加后減小,在-26 cm處到達最大值,前、后樁的最大土壓力分別為24.0、34.0 N/cm,后樁的土壓力比前樁大41.7%。

經上述分析可知,由于物理模型試驗后期滑坡推力增大,前、后樁樁后土壓力分布形式不再相同,然而有的理論研究仍假設前、后樁的樁后土壓力分布形式相同[35],這種做法是欠妥的。因此,理論計算時,要根據滑坡推力大小來假設前、后樁樁后土壓力的分布形式。

3.1.2 前后樁的推力分擔比

不同嵌固深度下圓截面組合樁前后樁的滑坡推力分擔比,如表3所示。

表3 不同嵌固深度下前后樁的滑坡推力分擔比

由表3可知:當前樁嵌固深度由10 cm增至20 cm時,前樁分擔的滑坡推力平均增加了30%,后樁分擔的滑坡推力平均減少了8%,且當前樁嵌固深度大于20 cm時,前、后樁樁后滑坡推力的變化很小,前、后樁樁后滑坡推力分擔比穩定在0.7∶1.0;

當后樁嵌固深度由10 cm增至20 cm時,后樁分擔的滑坡推力平均增加了46%,前樁分擔的滑坡推力平均減少了11%,且當后樁的嵌固深度大于20 cm時,前、后樁分擔的滑坡推力的變化很小,前、后樁滑坡推力分擔比也穩定為0.7∶1.0。由此可見,圓截面組合樁在一排樁嵌固深度不變、另一排樁嵌固深度達到一定值時,前、后樁的滑坡推力分擔比不再變化。因此,以往按照前、后樁嵌固深度相等設計圓截面組合樁是不合理的,建議在設計圓截面組合式抗滑樁時,可先把前、后樁看成單樁,之后將滑坡推力按照一定比例分配給前、后樁分別進行設計,如前樁與后樁嵌固深度不相等,這樣圓截面組合樁受力會更加合理且節省材料。

3.2 圓截面組合樁的失效模式

實際工程中,用于加固邊坡的抗滑樁可能因各種因素失去抗滑能力。鑒于此,本文根據本試驗中觀察到的現象,合理推斷了在加固邊坡工程中圓截面組合樁可能出現的失效模式,并分析了其失效的原因,有望為實際工程中圓截面組合樁設計與施工提供一定的借鑒經驗。本次試驗中圓截面組合樁可能存在的失效模式有3種,即連系梁產生較大的變形或脫落、樁身被破壞和基巖被破壞。

1) 連系梁產生較大的變形或脫落即連系梁失效。由前面的分析可知,連系梁的存在不但降低了樁頂位移,而且減小了滑面處的樁身最大彎矩值,但連系梁同樣會受到來自前樁與后樁的擠壓作用,當壓力超過連系梁的剛度時,連系梁會發生變形甚至是脫落[圖15(a)]。由于連系梁對圓截面組合樁樁身變形有較為明顯的約束作用,所以在連系梁被破壞之后,可以推斷后樁將難以抵擋較大的滑坡推力,進而產生一系列的破壞效應。因此,在實際工程施工中,為了確保連系梁不被破壞,應加強與抗滑樁連接部位的鋼筋強度。

圖15 邊坡加固工程中圓截面組合樁可能出現的破壞模式Fig.15 Possible failure patterns of circular cross-section composite piles in the actual slope reinforcement engineering

2) 樁身被破壞。圓截面組合樁的優勢在于盡可能采用較小截面的抗滑樁進行組合,依靠組合結構整體的優勢進行抗滑,然而不合理的設計方案可能會導致樁身截面過小,此外由第2.3.1節可知,后樁嵌固深度過短會導致較大的樁頂位移,在工程實踐中,如果以上兩種情況同時發生,則后樁的嵌固段容易與基巖發生脫離,進而導致前樁發生斷裂[圖15(b)]。在連系梁失效之后,圓截面組合樁的抗滑能力更是會大大削弱,所以在設計圓截面組合樁時需要認真考慮樁橫截面的面積和嵌固深度。

3) 基巖被破壞。同樣的滑坡推力作用下,相比于單樁,圓截面組合樁嵌固段的應力值明顯減小,這可以說是其優勢之一。但即便如此,極端工況下的滑坡推力會劇增,在樁身強度足夠大的情況下,依然能夠導致基巖的破壞[圖15(c)],進而使圓截面組合樁失去抗滑功能。此外,連系梁失效后,樁身勢必會產生較大的橫向位移,這會導致樁側應力值迅速增加,隨著滑坡的進一步演化,當樁側應力值超過基巖的允許抗壓強度時,也會導致基巖的破壞。因此,在設計圓截面組合樁之前,應充分考慮嵌固段樁周基巖的分布情況,這將是下一步的研究工作。

4 結 論

本文通過10組物理模型試驗研究了滑坡中圓截面組合樁的變形受力特征與合理嵌固深度。其中,先選用1組試驗分析了滑體的變形階段、圓截面組合樁的變形受力特征,之后用9組試驗揭示了嵌固深度和連系梁對圓截面組合樁變形受力的影響,得到主要結論如下:

1) 滑體的變形可劃分為壓密階段、勻速變形階段、加速變形階段和變形破壞階段。在壓密階段,三個區域的滑體變形速度緩慢;在勻速變形階段,滑體會保持較高的變形增長速度;三個區域的滑體變形速度在加速變形階段明顯不同,區域Ⅰ的滑體變形速度仍保持增長,而區域Ⅱ和區域Ⅲ的變形速度開始減小,一直到變形破壞階段。

2) 前、后樁反彎點出現的范圍分別為-18～-11.5 cm、-24.5～-18.5 cm,后樁反彎點出現的位置更接近于滑動面,且隨著滑坡推力的增加,前、后樁的反彎點逐漸向上移動;前、后樁的樁身彎矩分別呈V型和S型分布,后樁的最大樁身彎矩比前樁大18.3%。

3) 前樁嵌固深度對樁頂位移的影響大于后樁,但后樁嵌固深度對樁身彎矩的影響大于前樁;當嵌固深度超過20 cm時,嵌固深度對樁身變形的影響較小。研究表明,在改變前樁或后樁的嵌固深度時,36%的樁長可作為合理的嵌固深度。

4) 連系梁的存在對后樁樁頂位移的影響較大,有連系梁時后樁的最大樁頂位移比無連系梁時減小了15.6%;連系梁還可以降低滑動面附近的最大樁身彎矩,并將其轉化為樁頂以下的負值彎矩;有連系梁時前、后樁的最大樁身彎矩分別比無連系梁時大9.3%和16.0%。