下部溶洞對抗滑樁的穩(wěn)定性影響試驗(yàn)研究

楊鵬帥，范秋雁*,2，韓進(jìn)仕，梁家琿

(1.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 廣西 南寧 530004；2.廣西大學(xué) 資源環(huán)境與材料學(xué)院， 廣西 南寧 530004；3.廣東修邦代建工程管理有限公司， 廣東 惠州 516000；4.山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心， 山東 濟(jì)南 250061)

0 引言

中國巖溶地區(qū)約占國土面積的1/3，近年來，巖溶地區(qū)工程建設(shè)中邊(滑)坡治理工程越來越多，抗滑樁是治理邊(滑)坡的有效措施。當(dāng)樁周存在溶洞時(shí)，會對水平承載樁的承載性狀產(chǎn)生影響。過去國內(nèi)外對巖溶地區(qū)樁的穩(wěn)定性研究主要集中在垂直承載樁方面，對巖溶地區(qū)水平承載樁研究甚少。FENG等[1]采用有限元數(shù)值模擬方法結(jié)合灰色系統(tǒng)理論分析了不同溶洞尺寸下樁的承載力變化規(guī)律。文獻(xiàn)[2-4]采用有限元數(shù)值模擬方法,分析了荷載作用下，下部存在溶洞時(shí)，不同類型基礎(chǔ)的承載能力，得出溶洞的存在對基礎(chǔ)的穩(wěn)定性影響顯著。張永杰等[5]對垂直荷載作用下的溶洞頂板進(jìn)行簡化分析并探討了不同空間形態(tài)溶洞頂板的破壞模式。趙明華等[6-7]運(yùn)用理論分析方法研究巖溶區(qū)嵌巖樁樁端極限承載力的相關(guān)問題，提出理論模型及理論公式，并驗(yàn)證了其合理性。王倩[8]運(yùn)用數(shù)值模擬方法分析了影響抗滑樁穩(wěn)定性的影響因素，提出不同影響因素下樁到溶洞的安全距離公式。韓偉[9]基于室內(nèi)模型試驗(yàn)研究了覆蓋巖溶臨空面對支護(hù)樁的穩(wěn)定性影響，得出軟弱結(jié)構(gòu)面的存在顯著影響支護(hù)樁的穩(wěn)定性。梅博軒[10]運(yùn)用有限元法結(jié)合工程實(shí)例，對巖溶地區(qū)基坑支護(hù)樁的穩(wěn)定性進(jìn)行了分析研究，得出溶洞位于主動側(cè)、被動側(cè)、正下方時(shí)不同因素對基坑穩(wěn)定性的影響規(guī)律。江杰等[11]運(yùn)用Midas-GTS有限元軟件研究了不同位置、不同大小的溶洞對深基坑開挖的影響，得出溶洞所在位置不同，對基坑穩(wěn)定性的影響程度也不同。以上研究沒有對巖溶區(qū)抗滑樁存在下部溶洞時(shí)對抗滑樁穩(wěn)定性進(jìn)行室內(nèi)模型試驗(yàn)研究，為此以抗滑樁下部存在溶洞為研究對象，構(gòu)建室內(nèi)相似物理模型，從裂紋起裂與擴(kuò)展、樁水平位移及應(yīng)變場等方面研究抗滑樁及樁周巖體破壞的影響規(guī)律及機(jī)理。

1 室內(nèi)相似模型試驗(yàn)

1.1 模型尺寸及物理力學(xué)參數(shù)

原位巖體寬度30.0 m，高度21.0 m(其中嵌巖段巖體15.0 m，樁外露6.0 m)，厚度18.0 m。樁長10.0 m，樁徑2.0 m，嵌巖4.0 m，假設(shè)樁采用連續(xù)咬合布置，整體模型可視為平面應(yīng)變模型，連續(xù)咬合樁整體剛度遠(yuǎn)大于嵌固段石灰?guī)r剛度，故采用鋼板模擬連續(xù)咬合樁。溶洞截面簡化為橢圓形，尺寸為長軸3.5 m，短軸2.0 m，溶洞頂部距離樁底2.0 m。為進(jìn)行對比分析，建立無溶洞和下部有溶洞兩個模型，模型幾何相似常數(shù)設(shè)計(jì)為30，室內(nèi)模型尺寸如圖1，其中模型寬0.6 m。

巖溶區(qū)石灰?guī)r的物理力學(xué)參數(shù)受巖石礦物構(gòu)成、地下水等多種因素影響，變化范圍較大，結(jié)合相關(guān)資料[12-14]，由于現(xiàn)場石灰?guī)r整體性較好，在室內(nèi)試驗(yàn)中，物理相似常數(shù)考慮為1.3。由相似理論可得應(yīng)力與彈性模量的相似常數(shù)為39。原巖與模型主要參數(shù)取值如表1。

(a) 無溶洞模型

(b) 下部有溶洞模型

表1 主要物理參數(shù)

為了較好的模擬灰?guī)r的物理力學(xué)性能，試驗(yàn)選定了水泥、石膏粉、河砂和重晶石粉作為相似材料的原材料，為防止石膏凝結(jié)過快，在攪拌過程中加入適量緩凝劑，模型澆筑完成之后，按規(guī)定對模型進(jìn)行修整和養(yǎng)護(hù)。

1.2 加載測試系統(tǒng)

試驗(yàn)中，加載系統(tǒng)由分離式千斤頂(DYG50-500)和電動油泵構(gòu)成，千斤頂行程0.5 m，油泵壓力為60 MPa；量測系統(tǒng)由荷載傳感器(SLZT-BT)和多功能數(shù)顯儀(SL8016)組成；其中數(shù)顯儀分辨率為0.01 kN；聲發(fā)射探頭尺寸直徑×厚度為10 mm×12 mm，頻率100～600 kHz，試驗(yàn)采用40 dB增益。相關(guān)設(shè)備如圖2和圖3。

圖2 加載及量測系統(tǒng)

Fig.2 Loading and measuring system

圖3 聲發(fā)射及電阻應(yīng)變儀

Fig.3 Acoustic emission and resistance strain gauge

1.3 模型加載

試驗(yàn)前在抗滑樁和千斤頂之間設(shè)置橡膠墊塊，千斤頂與試驗(yàn)臺固定，溶洞內(nèi)左右兩側(cè)置入孔徑位移計(jì)，分別量測長軸方向與短軸方向的孔徑變形量。聲發(fā)射圍繞溶洞四周布置，并用硅脂與巖體粘貼。加載采用千斤頂分級加載形式，每級荷載加載穩(wěn)定后進(jìn)行相關(guān)數(shù)據(jù)的測量記錄，加載速率為0.2 kN/min。實(shí)物布置如圖 4和圖5。

圖4 無溶洞模型布置實(shí)物圖

Fig.4 Physical picture of no-cave model

圖5 下部有溶洞模型布置實(shí)物圖

Fig.5 Physical picture of lower-part karst cave model

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 模型破壞分析

無溶洞模型和下部有溶洞模型在水平荷載作用下發(fā)生脆性破壞，發(fā)生脆性破壞之前，模型表面均無明顯裂紋產(chǎn)生，隨著模型加載，模型內(nèi)部裂紋逐漸連通，當(dāng)達(dá)到破壞荷載時(shí)，模型破壞瞬間完成，裂紋貫穿整個模型。破壞情況如圖6和圖7所示：

圖6 無溶洞模型破壞情況

Fig.6 Destruction of no-cave model

圖7 下部有溶洞模型破壞情況

Fig.7 Destruction of lower-part karst cave model

對比圖6和圖7可得到：

① 無溶洞模型和下部有溶洞模型分別在水平推力加載到11.25 kN時(shí)和6.52 kN時(shí)，模型破壞；存在溶洞的抗滑樁水平極限承載力(破壞荷載前一級荷載)約為無溶洞模型的0.57倍，溶洞的存在導(dǎo)致抗滑樁承載能力下降；

② 兩個模型裂紋初始產(chǎn)生位置均靠近樁底主動區(qū)，無溶洞模型裂紋初始以沿水平方向夾角約60°角擴(kuò)展，有溶洞模型下部裂紋初始以沿水平方向夾角80°角擴(kuò)展，溶洞的存在增大了裂紋的擴(kuò)展角度，下部有溶洞模型裂紋起裂位置向樁中心線偏移一定位置，裂紋擴(kuò)展方向向被動區(qū)偏轉(zhuǎn)并貫穿溶洞。

2.2 荷載—位移分析

為量測試驗(yàn)過程中抗滑樁、主動區(qū)、被動區(qū)的位移變化，分別在無溶洞模型和下部有溶洞模型的不同位置設(shè)置多個百分表，在試驗(yàn)初始階段，模型內(nèi)部初始微孔隙逐漸被壓密，以及在施加荷載之后，模型整體的緊密程度進(jìn)行調(diào)整，故在加載一定時(shí)間之后，百分表讀數(shù)才發(fā)生變化。所得荷載—位移曲線如圖8所示：

(a) 荷載—樁水平位移曲線

(b) 荷載—主動區(qū)位移曲線

(c) 荷載—被動區(qū)位移曲線

分析圖8中相關(guān)曲線得到如下結(jié)論：

① 在水平荷載作用下，無溶洞模型和下部有溶洞模型的主動區(qū)和被動區(qū)所反映的特征相同，均為主動區(qū)升高被動區(qū)降低，且被動區(qū)的降低程度比主動區(qū)的升高程度更大；

② 無溶洞模型和下部有溶洞模型主動區(qū)位移在水平荷載超過2 kN時(shí)增長較快，下部有溶洞模型被動區(qū)變形增加迅速，而無溶洞模型隨荷載增加相對緩慢；被動區(qū)P-S曲線偏離程度遠(yuǎn)大于主動區(qū)P-S曲線，說明下部存在溶洞時(shí)，水平荷載作用對被動區(qū)影響遠(yuǎn)大于主動區(qū)；對比無溶洞時(shí)主動區(qū)和被動區(qū)P-S曲線，相同荷載下主動區(qū)位移是被動區(qū)位移的1.8倍，說明在荷載作用對主動區(qū)變形影響較大；

③ 當(dāng)荷載達(dá)到6.4 kN(下部有溶洞模型破壞荷載前一級荷載)時(shí)，下部有溶洞與無溶洞模型抗滑樁的水平位移之比為1.27，主動區(qū)位移之比為0.99，被動區(qū)位移之比為41.82。即同等荷載作用下，溶洞加劇了抗滑樁的水平位移和樁周被動區(qū)位移變形。

2.3 荷載—孔徑位移分析

為量測試驗(yàn)過程中溶洞孔徑的變化情況，在溶洞內(nèi)置入孔徑位移計(jì)，分別量測長軸方向與短軸方向的孔徑變形，伸長為正，反之為負(fù)，所測孔徑變形結(jié)果如圖9所示：

(a) 短軸方向位移

(b) 長軸方向位移

圖9 下部有溶洞模型荷載—孔徑位移曲線

Fig.9 Load-Aperture displacement diagram of the lower-part karst cave model

分析圖9中短軸和長軸方向位移曲線可知：

① 溶洞短軸方向發(fā)生伸長變形，而長軸方向發(fā)生收縮變形，長、短軸均隨著荷載的增加變形逐漸增大；

② 在同時(shí)期荷載下短軸方向變形是長軸方向變形的3倍，說明荷載對短軸方向變形影響較大。

2.4 應(yīng)變值規(guī)律分析

為獲取樁端嵌巖段巖體在荷載作用下的應(yīng)變規(guī)律，在模型側(cè)面布設(shè)20個45°箔式應(yīng)變花。粘貼應(yīng)變花之前，用砂紙、無水乙醇和醫(yī)用棉球?qū)y量區(qū)域進(jìn)行表面處理，將模型和應(yīng)變花用502膠水粘貼，最后用環(huán)氧樹脂進(jìn)行密封，靜置24 h待環(huán)氧樹脂完全凝結(jié)硬化。選取無溶洞模型11 kN和下部有溶洞模型6.4 kN的最大主應(yīng)變云圖如圖10和圖11所示:

圖10 無溶洞模型最大主應(yīng)變云圖

Fig.10 Maximum principal strain images of no-cave model

圖11 下部有溶洞模型最大主應(yīng)變云圖

Fig.11 Maximum principal strain images of lower-partkarst cave model

對比圖10和圖11中最大主應(yīng)變云圖規(guī)律可得以下結(jié)論：

① 兩個模型抗滑樁樁腳處應(yīng)變值規(guī)律基本一致，應(yīng)力集中在樁腳兩側(cè)，主動區(qū)相對密集而被動區(qū)相對稀疏，且主區(qū)密集程度更大；荷載較大時(shí)，無溶洞模型樁下離樁底較遠(yuǎn)處產(chǎn)生壓應(yīng)變，而較近處產(chǎn)生拉應(yīng)變；下部有溶洞模型則全為拉應(yīng)變；兩個模型樁底巖體應(yīng)變值均較大，可知巖體處于最不利受力狀態(tài)，導(dǎo)致模型主動區(qū)側(cè)出現(xiàn)裂紋并最終使模型發(fā)生脆性破壞。

② 溶洞周圍存在明顯的應(yīng)力集中，局部應(yīng)變較大；下部有溶洞模型溶洞周邊最大主應(yīng)變數(shù)值較無溶洞模型相同位置處更大，說明在同等荷載下，溶洞的存在使其周邊巖體的變形更大，更容易導(dǎo)致抗滑樁嵌固段發(fā)生脆性破壞從而導(dǎo)致抗滑樁失穩(wěn)。

2.5 聲發(fā)射分析

荷載作用下，材料內(nèi)部產(chǎn)生應(yīng)變，當(dāng)材料內(nèi)部應(yīng)變超過其本身允許變形時(shí)材料發(fā)生破壞，進(jìn)而產(chǎn)生瞬態(tài)彈性波，此現(xiàn)象被稱為聲發(fā)射[15]。聲發(fā)射廣泛的應(yīng)用于各種巖體破壞研究中，此次試驗(yàn)采用AE絕對能量探究模型的內(nèi)部破壞情況。無溶洞模型和下部有溶洞模型相應(yīng)的聲發(fā)射AE絕對能量曲線與荷載圖如圖12和圖13所示。

圖12 無溶洞模型AE絕對能量與荷載曲線圖

Fig.12 AE absolute energy and load curve of no-cave model

圖13 下部有溶洞模型AE絕對能量與荷載曲線圖

Fig.13 AE absolute energy and load curve of lower-partkarst cave model

對比圖12和圖13可得到：

兩個模型的聲發(fā)射曲線均可分成三個階段考慮：兩個模型在各自約1/4倍極限荷載之前，AE絕對能量值較低，聲發(fā)射現(xiàn)象較少；當(dāng)荷載處于約1/4～2/3倍極限荷載時(shí)，模型內(nèi)部時(shí)刻產(chǎn)生微小裂紋，AE絕對能量值相對較高，聲發(fā)射現(xiàn)象較為密集；在極限荷載2/3倍以上時(shí)，AE絕對能量值較高，聲發(fā)射現(xiàn)象密集，模型內(nèi)部已經(jīng)產(chǎn)生的微小裂紋逐漸連通，同時(shí)伴隨著新的微小裂紋的產(chǎn)生，隨著模型加載達(dá)到破壞荷載，模型內(nèi)部裂紋瞬間貫通，模型最終發(fā)生脆性斷裂。

3 結(jié)語

① 無溶洞模型和下部有溶洞的破壞模式均為脆性斷裂，模型發(fā)生破壞之前，表面無任何肉眼可見裂紋，試驗(yàn)過程中可聽到模型內(nèi)部聲響；兩個模型的裂紋起裂位置不同，裂紋的擴(kuò)展方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)，溶洞的存在對裂紋的起裂位置產(chǎn)生一定影響，同時(shí)影響裂紋的擴(kuò)展和貫通。

② 下部溶洞對樁底應(yīng)變場影響顯著，相較無溶洞模型，同等荷載情況下下部溶洞的存在更容易使抗滑樁發(fā)生失穩(wěn)破壞。

③ 無溶洞模型抗滑樁的水平極限承載力約為下部有溶洞模型的1.75倍，在水平極限荷載下，下部有溶洞模型與無溶洞模型抗滑樁的水平位移之比為1.27，被動區(qū)位移之比為41.82，主動區(qū)位移之比為0.99，溶洞短軸伸長，長軸收縮，且短軸伸長程度大于長軸收縮程度。

④ 根據(jù)聲發(fā)射結(jié)果，在加載初始階段，模型內(nèi)部孔隙受壓閉合，此時(shí)聲發(fā)射現(xiàn)象較少，隨著荷載的增加，聲發(fā)射現(xiàn)象逐漸頻繁。從模型開始加載到破壞，模型內(nèi)部時(shí)刻在產(chǎn)生微小裂紋，已產(chǎn)生的裂紋在逐漸連通，同時(shí)伴隨著新的微小裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展。