格構錨固體系承載機理及破壞模式的試驗研究

張 濤，石勝偉，謝忠勝

(1.中國地質(zhì)調(diào)查局 地質(zhì)災害防治技術中心, 成都 611734; 2.中國地質(zhì)科學院 探礦工藝研究所, 成都 611734)

格構錨固體系承載機理及破壞模式的試驗研究

張 濤1，2，石勝偉1，2，謝忠勝1，2

(1.中國地質(zhì)調(diào)查局 地質(zhì)災害防治技術中心, 成都 611734; 2.中國地質(zhì)科學院 探礦工藝研究所, 成都 611734)

通過開展格構錨固體系與滑坡體相互作用的室內(nèi)物理模型試驗，測得格構錨固體系的梁下土體抗力、格梁內(nèi)力、位移及變形破壞等關鍵數(shù)據(jù)，進而得出滑坡防治中格構錨固體系的承載機理與破壞模式。結果表明：在滑坡推力及錨索錨固力作用下，格梁節(jié)點處下部受拉、上部受壓，跨中處下部受壓、上部受拉，整體受力呈“S”曲線狀；隨著荷載的增加，格梁節(jié)點處向坡內(nèi)彎曲變形、跨中處向坡外彎曲變形；格梁的主要破壞形式有跨中“弓”形彎折破壞、節(jié)點處受壓碎裂破壞、格梁中間土體拱出破壞、格梁上方土體擠出破壞4種類型；格梁的主要破壞模式為塑性多絞彎折破壞。

格構錨固體系；物理試驗研究；滑坡承載機理；格梁；破壞模式

1 研究背景

近年來，格構錨固體系作為滑(邊)坡加固的重要支擋結構，已在公路、鐵路和水利水電等工程建設中得到廣泛應用。它是由格構梁護坡和錨固工程有機結合的新型結構形式組成，具有結構形式多樣、布置靈活、不必開挖擾動邊坡、施工安全快速等優(yōu)點[1]。

近年來，國內(nèi)諸多學者對格構錨固體系開展了大量研究，其成果主要集中在格構錨固體系的內(nèi)力計算方面，如許英姿等[2-3]運用格構梁Winkler解析解分析，著重探討了鋼筋混凝土格構梁與預應力錨索復合結構的設計理論；夏雄等[4]、宋從軍等[5]通過東坪高邊坡工點應用預應力錨索地梁的工程實踐，探討了高邊坡預應力錨索地梁的內(nèi)力計算方法；梁瑤等[6]針對錨索的張拉階段和工作階段，提出利用滑坡推力確定框架梁的土壓力，從而采用倒梁法反推錨索拉力，計算出梁的內(nèi)力；楊明等[7]利用Winkler地基模型分析錨索框架的受力特性，提出錨索框架的彈性地基梁計算模式。在試驗研究方面，朱大鵬等[8]通過現(xiàn)場試驗，重點探討了預應力加載時格構梁內(nèi)力的變化特征及錨固力在格構縱橫梁上的分配規(guī)律；朱寶龍等[9]利用現(xiàn)場試驗方法，研究了土質(zhì)邊坡加固中預應力錨索框架的內(nèi)力分布規(guī)律，并驗證了錨索框架內(nèi)力的Winkler彈性地基梁計算模式；秦新義等[10]通過工程現(xiàn)場試驗研究，表明了采用兩階段設計能較好地反映格構梁的受力情況，且設計安全，而簡化的地基反力為手工計算帶來了方便。然而由于格構錨固體系屬于多體系(巖土體-格構梁-錨索)的耦合問題，難度大，研究進展一直較緩慢。盡管格構錨固體系已廣泛應用于工程實際，但因其應用歷時較短，在滑坡防治中的設計計算方法、受力特性及破壞模式等問題也尚未得到充分的認識，諸多設計計算理論也遠落后于工程應用。

以往的現(xiàn)場試驗與實際工程緊密結合，較好地反映了工程實際，取得了諸多成果，但同時也存在一些不足之處：一方面以往現(xiàn)場試驗是在保證滑坡體穩(wěn)定的條件下進行的，這與滑坡整體滑動下格梁-錨索-巖土體三者協(xié)同作用模式不完全相符；另一方面現(xiàn)場試驗測試數(shù)據(jù)的穩(wěn)定性及精度受現(xiàn)場天氣、溫度、環(huán)境等諸多條件影響，數(shù)據(jù)的可靠性和完整性相對不高。

為此，本文通過格構錨固體系的室內(nèi)模型制作及加載直至滑坡模型整體破壞的全過程試驗研究，并改善試驗條件、增加測試手段、提高測試精度，進而得出格構錨固體系的受力分布規(guī)律、承載機理和破壞模式。這對于指導實際工程合理化設計及運用具有重大意義：一方面可得出格構錨固體系與滑坡土體的協(xié)調(diào)作用機理，進而提出在不同地質(zhì)條件下格構錨固體系防治滑坡的最優(yōu)結構形式；另一方面在實際工程中，可針對格構錨固體系受力最大、應力集中、且易破壞的位置加強配筋或優(yōu)化格梁的尺寸、網(wǎng)度等結構形式，進而確保格構錨固體系的防治效果。

2 格構錨固體系試驗設計

2.1 試驗原理

以碎石土為介質(zhì)建立滑坡模型，人工預設滑面，在滑體坡后部采用液壓千斤頂施加滑坡推力直至滑坡模型整體破壞。通過埋設于格構梁下部的土壓力計，觀測格構梁的梁下土壓力情況；通過貼設在鋼筋上的應變片，測試格梁的內(nèi)力彎矩情況；總結出格構錨固體系的承載機理和破壞模式。試驗模型如圖1所示。

圖1 格構錨固體系試驗模型示意圖

2.2 模型準備

滑體采用西南山區(qū)典型碎石土進行分層填筑，夯實后重度為19.2 kN/m3，含水率為18.4%。滑床采用C25混凝土澆筑，以滿足錨索錨固要求?；瑤Р捎秒p層聚乙烯塑料薄膜模擬，其參數(shù)經(jīng)無格構錨固體系試驗中滑坡處于極限平衡狀態(tài)時，反算確定為c=3.5 kPa，φ=15.5°。

本項目從科研的角度出發(fā)，共進行了6次室內(nèi)模型試驗，分別討論格構錨固體系在不同間距、不同截面尺寸及不同懸臂條件下的受力機制和破壞模式。本次試驗采用無懸臂段格構梁，主要為與有懸臂段格構梁進行對比分析。格構梁截面尺寸為35 mm×40 mm，格梁網(wǎng)度為3×4型，縱筋為LL650號φ6冷軋鋼筋，箍筋為雙肢φ4，間距100 mm。橫梁、豎梁跨長均為400 mm，橫梁長1.6 m，豎梁長1.2 m。綁扎鋼筋籠后，用細石混凝土澆注，強度為C20。錨索為單根φ5刻痕鋼絲，錨固段長0.5 m，布設在格梁節(jié)點中心處，入射角19°。格構錨固體系實體模型照片見圖2。

圖2 格構錨固體系模型照片F(xiàn)ig.2 Photo of lattice framed anchor model

2.3 測試內(nèi)容

在格構梁梁下土體內(nèi)布設土壓力計，以測試格梁與土體相互作用變化關系；在格構梁主筋上貼設應變片，以測試格構梁的內(nèi)力變化情況；在格梁節(jié)點處布設錨索測力計，以測量格梁節(jié)點錨索受力情況；在格梁節(jié)點、跨中處以及滑坡體上設置位移計，以監(jiān)測滑坡體及格梁的位移情況。具體詳見圖3。

圖3 監(jiān)測點布設示意圖Fig.3 Layout of monitoring points

2.4 加載設計

加載測試前，首先對錨索施加預應力2.0 kN，待數(shù)據(jù)穩(wěn)定后，通過千斤頂在滑坡體后部進行分級施加荷載，單次加載量設計為10.0 kN。數(shù)據(jù)采集時間間隔為1 h，每級加載后，待數(shù)據(jù)穩(wěn)定后再施加下一級荷載，直至滑坡模型及格構梁變形破壞。本次試驗共施加170 kN的荷載。

3 試驗結果分析

3.1 滑坡變形時間的判斷

本次試驗中共設10個位移監(jiān)測點，其中3個橫向位移監(jiān)測點布設在格梁節(jié)點處(JD1—JD3)、5個橫向位移監(jiān)測點布設在格梁跨中處(KZ1—KZ5)、2個豎向位移監(jiān)測點布設在格梁外側滑坡模型土體上(PT1，PT2)。格梁節(jié)點、跨中及滑坡土體位移曲線見圖4。

圖4 格梁節(jié)點、跨中及滑坡土體位移曲線Fig.4 Displacement curves of lattice girder node,mid-span and landslide body

從整體看，在加載至100 kN之前，各測點位移隨著荷載增加呈線性增長，滑坡處彈性變形階段；加載100 kN之后，位移曲線發(fā)生轉折，呈曲線加速增長，格梁節(jié)點及跨中處位移均加速增長，格構梁逐漸發(fā)生破壞，滑坡模型處彈塑性變形階段；加載140 kN后，位移曲線劇增，滑坡失穩(wěn)，格構錨固體系全部破壞失效。根據(jù)分析知，在加載100 kN時，滑坡模型近乎處于極限平衡狀態(tài)，此時滑坡坡體豎向位移為25.05 mm。

圖5 橫梁梁下土壓力分布Fig.5 Curves of earth pressure distribution under horizontal beams

圖6 豎梁梁下土壓力分布Fig.6 Curves of earth pressure distribution under vertical beams

從局部看，滑坡模型坡頂豎向位移最大也最敏感，格梁節(jié)點處因錨索錨固力作用，自始至終位移近乎為0，而格梁跨中處，因土拱破壞致使格梁跨中發(fā)生“弓”型彎折破壞，格梁跨中出現(xiàn)一定的位移變化，最大為格梁中間底部KZ3監(jiān)測點，位移為10.44 mm。

3.2 格構梁土體抗力分析

3.2.1 橫梁土體抗力分布

圖5為格構錨固體系試驗中橫梁H1和H2各測點土壓力分布情況。

加載前，梁底土壓力較小，分布規(guī)律不明顯，加之錨索施加了預應力作用，梁下土體分布極不均勻。在加載初期，由于錨索的錨固作用，滑坡體與格構錨固體系越來越緊密，格梁梁下土體抗力不斷增大，但當達到滑坡推力加載到一定值后，格梁節(jié)點中間土體發(fā)生“土拱”破壞，格梁也逐漸發(fā)生彎曲破壞，格梁跨中逐漸與土體脫離。

由此可見，隨著荷載的增加，錨索的拉力作用致使越靠近格梁節(jié)點處的土壓力持續(xù)增大，而跨中處測點的土壓力呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，具有“節(jié)點處大，跨中處小”的特點，分布特征呈“倒三角形”狀。

3.2.2 豎梁土體抗力分布

圖6為格構錨固體系試驗中豎梁S1和S2各測點土壓力分布情況。

從圖6中可以看出，S1，S2豎梁的受力分布情況與H1橫梁基本類似，隨著加載量的增大，節(jié)點處土壓力值增大明顯，而跨中土壓力值增大不明顯，進一步說明了格構梁基底反力分布模式受錨索的錨固作用影響較大。

同時從圖6可看出，豎梁上下部土體抗力不均等，整體呈現(xiàn)上大下小的“倒三角形”鋸齒分布。從錨索節(jié)點處及格梁跨中處土體壓力值對比知，在同一荷載作用下，最上排橫梁(H1橫梁)受力最大、中間排(H2，H3橫梁)次之、最下排(H4橫梁)最小，四者的平均值大致呈4∶2∶2∶1的比例關系。這說明格構錨固體系在該種滑坡模型特征下，各排錨索格梁同時受力、同時變位，但自上而下所承擔的滑坡推力具有一定的分配規(guī)律。

3.3 格構錨固體系內(nèi)力分析

3.3.1 格構梁彎矩分析

根據(jù)梁的彎曲理論知：

(1)

(2)

(3)

聯(lián)立式(1)—式(3),求得樁身彎矩的公式[11]為

式中：σ為應力；M為樁身變矩;y為截面中心高度；I為慣性矩;E為彈性模量;EI為格構梁的抗彎剛度(N·m2)；εl,εy為鋼筋表面處的拉、壓應變；h為格構梁橫截面的高度(m)。

根據(jù)以上公式對格梁鋼筋應變進行分析可得格梁的彎矩分布，見圖7。

圖7 H1，H2橫梁彎矩分布Fig.7 Distribution of bending moment of beam H1 and H2

從圖7中可以看出，加載初期，格梁測點值比較小且無一定的規(guī)律，但隨著荷載量的增加，格梁錨索受力越大，格梁彎矩也呈現(xiàn)一定的規(guī)律。

(1) 加載初期，格梁彎矩基本呈正值，具有一定的整體剛度，說明在相對松散、破碎軟弱的滑坡體上格構梁具有剛性梁的特點。

(2) 隨著荷載的增加，錨索拉力的增大，節(jié)點處正彎矩越來越大，且有一定的線性關系(橫梁H1節(jié)點處在加載160 kN時最大正彎矩達194.86 N·m)；而格梁跨中處彎矩隨錨索拉力的變化相對復雜，在荷載比較低的時候，呈現(xiàn)正值，在荷載比較很大時，由正值變?yōu)樨撝?橫梁H1左側跨中處最大負彎矩為-44.86 N·m)。可見，在滑坡推力及錨索錨固力作用下，格梁節(jié)點處梁下部受拉、梁上部受壓；跨中處梁下部受壓、梁上部受拉，格梁整體受力呈“S”曲線狀。這與采用Winkler彈性地基梁理論計算格構梁的彎矩分布基本吻合，也說明了Winkler彈性地基梁理論計算格構梁的彎矩分布是可行的。

(3) 在同一荷載作用下，H1橫梁的彎矩比H2橫梁彎矩要大，這說明H1橫梁承受的滑坡推力和錨索拉力值要大，這與前面“上排格梁受力最大、中排次之、下排最小”的結論相吻合。

3.3.2 錨索受力分析

錨索受力情況如圖8所示。由圖8可知，每次加載后，錨索錨固力隨著時間的推移逐漸損失，致使各測點值隨錨索錨固力的減小而逐漸減小,具有一定的波浪起伏性。

圖8 錨索錨固力隨時間變化曲線Fig.8 Curves of anchorage force over time

在加載過程中，M1—M5中的M3，M4變化值最大，M2，M5次之，而M1測點值幾乎不變，為不正常值，可能是錨索測力計出現(xiàn)故障的原因，該值不用來分析。M6—M10中的M8，M9變化值最大，M7，M10次之，M6最小。加載至170 kN時，M3，M4錨索拉力分別為6.72，7.16 kN，M8，M9錨索拉力分別為6.25，4.63 kN。在加載至100 kN時，該M3，M4，M8，M9處的格梁節(jié)點最先出現(xiàn)開裂破壞，跨中出現(xiàn)開裂及彎曲變形；在加載至140 kN時，該4處出現(xiàn)碎裂破壞，而跨中也出現(xiàn)折斷破壞。同時，對比4排錨索的整體受力曲線圖，不難發(fā)現(xiàn)，第1排錨固力>第2排錨固力>第3排錨固力>第4排錨固力，這與前面“上排格梁受力最大、中間排次之、下排最小”的結論相吻合。可見，格構錨固體系整體受力呈現(xiàn)上部大于下部、中間大于兩側的特征。

3.4 破壞模式分析

圖9為格構錨固體系試驗的變形破壞照片，由圖9可得以下幾種破壞形式。

圖9 格構錨固體系典型破壞照片F(xiàn)ig.9 Photos of typical failures of lattice framedanchor system

(1) 節(jié)點處受壓碎裂破壞。由于錨索錨固力作用，其節(jié)點處首先出現(xiàn)開裂破壞，并向坡內(nèi)彎曲變形，隨著荷載的不斷增加，錨索錨固力不斷壓碎格梁，致使格梁節(jié)點處出現(xiàn)碎裂破壞。

(2) 跨中“弓”型彎折破壞。隨著荷載的增加，跨中處向坡外彎曲變形，跨中至節(jié)點之間多處出現(xiàn)0.5～2 mm的斷裂裂紋，且在跨中個別地方出現(xiàn)0.5～1.5 cm的脫空區(qū)。

(3) 格梁中間土體拱出及上部土體擠出破壞。 在不斷增大的滑坡推力下，格梁嵌入土體內(nèi)，中間土體拱出，而格梁上部，因沒有格構錨固體系的整體防護，致使上部土體整體擠出破壞。

此外，試驗中格梁邊節(jié)點處最先破壞，且受力不均，外側混凝土先發(fā)生碎裂，致使錨索發(fā)生偏轉甚至彎折破壞，失去錨拉作用?？梢?，在無懸臂條件下，格梁邊節(jié)點受力不均，錨索發(fā)生偏轉或彎折破壞。而在有懸臂段條件下，邊節(jié)點受力與格梁中部節(jié)點受力一樣均勻，為整體碎裂破壞。圖10為格梁邊節(jié)點與中部節(jié)點的破壞對比照片。

圖10 格梁邊節(jié)點與中部節(jié)點破壞對比Fig.10 Comparison of failure between edgenode and central node of lattice beam

可見,格構錨固體系在滑坡推力、錨索拉力和梁下土體抗力共同作用下，在格梁節(jié)點處和跨中處出現(xiàn)彎矩集中現(xiàn)象，導致該兩處的格梁材料出現(xiàn)塑性屈服。隨著荷載的增加，在該位置產(chǎn)生塑性鉸，格梁失去承載能力而發(fā)生破壞。由于格構梁體系中具有多個節(jié)點和跨中塑性屈服點，這種破壞模式稱為塑性多鉸破壞，塑性鉸均出現(xiàn)在格梁彎矩最大值附近，與格梁破壞位置相對應。

綜上可知，格構錨固體系的主要破壞形式可分為節(jié)點處受壓碎裂破壞、跨中“弓”型彎折破壞、格梁中間土體拱出破壞及上方土體擠出破壞4種。在多排錨索的約束作用下，格構錨固體系的主要破壞模式為塑性多鉸彎折破壞，其破壞模式見圖11。

圖11 格構錨固體系破壞模式Fig．11 Failuremodesoflatticeframedanchorsystem

4 結 論

根據(jù)格構錨固體系模型試驗研究結果，可得到以下結論：

(1) 本文中滑坡模型在加載100 kN前，處于彈性變形階段，此后，在滑坡推力作用下，模型逐步進入彈塑性和塑性變形階段。

(2) 橫梁和豎梁梁下土體抗力分布形式相似，在同一荷載下各排錨索格梁受力不等，整體受力呈現(xiàn)上部大于下部、中間大于兩側的特征。

(3) 加載初期，格梁彎矩基本呈正值，具有一定的整體性，說明在相對松散、破碎軟弱的滑坡體上的格構梁具有剛性梁的特點。

(4) 在滑坡推力及錨索錨固力作用下，格梁節(jié)點處下部受拉、上部受壓，跨中處下部受壓、上部受拉，整體受力呈“S”曲線狀。

(5) 錨索錨固力與格梁梁下土體反力、格梁內(nèi)力相似，均具有一定的波浪起伏性，且各排錨索受力與格梁整體受力所呈現(xiàn)的變化相對應。

(6) 格構錨固體系的主要破壞形式可分為節(jié)點處受壓碎裂破壞、跨中“弓”型彎折破壞、格梁中間土體拱出破壞及上方土體擠出破壞4種。因此，建議在實際格構錨固體體系設計中，應特別加強格梁節(jié)點及跨中的配筋強度。

(7) 在無懸臂段條件下，格梁邊節(jié)點受力不均，錨索易發(fā)生偏轉或彎折破壞。因此，格構錨固體系設計及工程應用中，應合理設計格梁懸臂段。

(8) 在多排錨索的約束作用下，格構錨固體系的主要破壞模式為塑性多鉸彎折破壞。

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(編輯：姜小蘭)

Model Test on Mechanical Properties and Failure Modeof Lattice Framed Anchor System

ZHANG Tao1,2, SHI Sheng-wei1,2,XIE Zhong-sheng1,2

(1.Technical Center for Geological Hazard Prevention and Control, China Geological Survey, Chengdu 611734, China; 2.Institute of Mineral Prospecting Technology, Chinese Academy of Geological Sciences, Chengdu 611734, China)

The mechanical properties and failure modes of lattice framed anchor system in preventing landslide are

investigated through large-scale physical model test on the interaction between anchor system and landslide. The resistance of soil under lattice girder, the internal forces, displacements and deformations of lattice girder are obtained. Results show that under the actions of landslide thrust and anchorage force, the lattice girder as a whole is subjected to forces in an “S” shape, which means that the beam part below node was subjected to tension, the above node compression, and below mid-span of the beam compression, and above mid-span tension; with the increase of load and the gradual destruction of landslide model, the node of lattice girder bends towards the inside of the slope, the mid-span bends towards the outside. Moreover, the failure modes of lattice framed anchor system are summarized into four types: bending failure in an “S” shape in the mid-span, cataclastic failure of node caused by compression, extrusion of soil between girders, and extrusion of soil above girders, among which plastic bending failure is a main failure mode.

lattice framed anchor system; physical model test; bearing mechanism of landslide; lattice girder; failure mode

2016-03-29;

2016-05-05

中國地質(zhì)調(diào)查局二級資助項目(DD20160278)；中國地質(zhì)調(diào)查局工作資助項目(1212011220171)

張 濤(1985-)，男，湖南耒陽人，工程師，碩士，主要從事地質(zhì)工程及地質(zhì)災害等方面的研究工作，(電話)17716156286(電子信箱)zhangtao0877@163.com。

10.11988/ckyyb.20160289

2017,34(6):108-113,118

TU473;TU45

A

1001-5485(2017)06-0108-06