黃土邊坡懸臂式與全埋式單樁抗滑樁現(xiàn)場模型試驗(yàn)

李 哲，朱振國，張 娟，曹升亮

(1.長安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710054；2. 中交第一公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，陜西 西安 710075)

0 引言

抗滑樁廣泛應(yīng)用在公路邊坡支擋設(shè)計(jì)中，按樁后土的邊界條件可分為懸臂式和全埋式抗滑樁等。這種差異導(dǎo)致兩類抗滑樁在相同的滑坡推力作用下展現(xiàn)出不同的受力變形過程。在這方面，國內(nèi)外學(xué)者利用各類縮尺模型試驗(yàn)對模型抗滑樁進(jìn)行了多角度的研究，分析了抗滑樁在不同邊界條件下土壓力分布模式和樁身內(nèi)力分布狀態(tài)，如Wei Dong Guo[1]等研究了模型樁(700 mm×50 mm圓形截面樁)在土體水平移動(dòng)作用下的受力狀態(tài)，試驗(yàn)中控制的變量包括水平移動(dòng)的土體高度和施加在模型頂?shù)姆ㄏ蚝奢d，其中，當(dāng)法向荷載等于0時(shí)，該試驗(yàn)相當(dāng)于模擬了全埋式抗滑樁的荷載傳遞過程，在此條件下得到的樁身彎矩曲線近似呈“S”形分布。劉洪佳[2]等將4根縮尺模型抗滑樁并排埋置在3.4 m×1.8 m×2.1 m的模型箱中，模擬懸臂式抗滑樁的受力狀態(tài)，采用豎向堆載的方法對滑體土塊施加荷載，達(dá)到模擬側(cè)向完全臨空時(shí)滑坡體與抗滑樁相互作用的效果，得出重塑黃土條件下模型抗滑樁樁側(cè)土壓力、土抗力及樁身彎矩分布規(guī)律，模型樁的破壞點(diǎn)位于滑面以下25 cm。祝廷尉[3]等，進(jìn)行了單排嵌巖抗滑樁的室內(nèi)縮尺模型試驗(yàn)，模型樁為小尺寸鋼筋混凝土構(gòu)件，滑帶土材料選用直徑小于4 mm的玻璃珠，滑體為現(xiàn)場帶回的原位土，基巖層采用砌體結(jié)構(gòu)，測定了嵌巖抗滑樁樁側(cè)壓力分布形式及合理作用點(diǎn)位置。魏作安[4]亦通過獨(dú)特的方法對單排抗滑樁受力特點(diǎn)進(jìn)行室內(nèi)試驗(yàn)研究，推導(dǎo)出作用在抗滑樁上的滑坡推力表達(dá)式。文獻(xiàn)[5-8]中均采用了不同的方法探究抗滑樁受力及失效特性，總結(jié)這些單排抗滑樁室內(nèi)模型試驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)：室內(nèi)模型試驗(yàn)樁周土材料為重塑土，其應(yīng)力應(yīng)變曲線與原狀土差別較大，試驗(yàn)研究成果反映了重塑土與樁的相互作用，但難以反映原狀土條件下樁土相互作用關(guān)系。

因此， 針對黃土邊坡中的單排抗滑樁提出新的縮尺模型試驗(yàn)方案，將前人使用的室內(nèi)方法移至現(xiàn)場邊坡平臺上，以單樁形式分別研究樁頂埋設(shè)在邊坡平臺上和樁頂埋設(shè)在邊坡坡腳的單排抗滑樁，揭示單樁條件下抗滑樁在原狀黃土中的受力變形及失效規(guī)律，為黃土邊坡中的單排抗滑樁設(shè)計(jì)計(jì)算提供試驗(yàn)支持。

1 抗滑樁原位模型試驗(yàn)

1.1 依托工程介紹

延西線G65w高速公路沿線存在多個(gè)人工高陡邊坡，自通車以來，多個(gè)工點(diǎn)邊坡及其內(nèi)部的抗滑樁出現(xiàn)持續(xù)位移。沿線邊坡中的抗滑樁主要分為兩類，一類是樁頂埋設(shè)在邊坡平臺上的抗滑樁，稱為半坡樁，占絕大多數(shù)，另一類是樁頂埋設(shè)在邊坡坡腳處的抗滑樁，數(shù)量較少。取沿線同時(shí)包含兩類抗滑樁的典型工點(diǎn)列于圖1中。

圖1 岳屯邊坡剖面圖Fig.1 Profile of Yuetun slope

從樁前樁后土的邊界條件來看，半坡樁處于懸臂式與全埋式抗滑樁之間，因其樁前土側(cè)向臨空條件，在設(shè)計(jì)該類抗滑樁時(shí)，往往不考慮臨空部分的樁前土抗力，因此將其歸于懸臂式抗滑樁，坡腳樁為全埋式抗滑樁。

1.2 試驗(yàn)選址

高邊坡上的現(xiàn)場模型試驗(yàn)選址應(yīng)滿足安全性、場地尺寸、運(yùn)輸條件等均滿足要求的地點(diǎn)。位于延西線G65w高速公路萬花隧道出口處高陡邊坡，其第4級平臺寬度約20 m，長度約100 m，綜合比選后確定該處為現(xiàn)場模型試驗(yàn)場地。

圖2 模型試驗(yàn)場地圖Fig.2 Photo of model test site

現(xiàn)場土體各參數(shù)由試驗(yàn)前開展的大型原位直剪試驗(yàn)和常規(guī)室內(nèi)試驗(yàn)綜合確定，見表1。

1.3 試驗(yàn)相似比

現(xiàn)場模型試驗(yàn)的關(guān)鍵構(gòu)件為模型樁，現(xiàn)澆法無法滿足傳感器安裝要求，故模型樁的制作方法選用預(yù)制法。在成樁材料選擇上，鋼管[9]、石膏、砂混合物[10]、尼龍材料[11]、PVC管[12]等，很多研究者選用與原型相同的鋼筋混凝土材料，取得了較好的試驗(yàn)效果[13-16]。參照文獻(xiàn)[3]中提出的模型樁相似比設(shè)計(jì)和成樁工藝，本次現(xiàn)場模型試驗(yàn)所用模型樁的幾何相似比取1∶40。相應(yīng)的各物理量相似比分別為：CE=1,Cσ=1,Cε=1,Cρ=1,Cq=1∶40。其中E為彈性模量，σ為樁身應(yīng)力，ε為樁身應(yīng)變，ρ為樁內(nèi)配筋率，q為樁側(cè)荷載。

表1 現(xiàn)場土體參數(shù)Tab.1 Parameters of in-situ loess

原型抗滑樁截面尺寸為2 m×3 m，樁長25 m～40 m不等，考慮到模型樁在原狀土中的嵌固問題，模型樁取最長樁長設(shè)計(jì)，即按樁長40 m的原型抗滑樁進(jìn)行相似設(shè)計(jì)。原型抗滑樁中樁內(nèi)配筋采用多排有效直徑為64 mm的HRB400鋼筋束，受拉區(qū)配筋率約為0.4%。按照相似比計(jì)算所得模型樁參數(shù)見表2所示。其中模型樁樁頂加長5 cm用于架設(shè)百分表。2.37×104N/mm2

表2 模型樁參數(shù)表Tab.2 Parameters of model pile

模型樁截面鋼筋布置見圖3。

圖3 模型樁截面鋼筋布置圖(單位：mm)Fig.3 Layout of reinforcement in model pile (unit: mm)

模型樁樁身傳感器包括混凝土應(yīng)變片和微型土壓力盒，如圖4所示。

圖4 模型樁樁身傳感器布設(shè)圖(單位：mm)Fig.4 Layout of sensors on model pile (unit: mm)

1.4 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

現(xiàn)場抗滑樁單樁縮尺模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)與實(shí)施過程中的主要控制點(diǎn)包括：

滑體土塊部分設(shè)計(jì)：現(xiàn)場模型試驗(yàn)中，滑坡推力施加為試驗(yàn)加載的關(guān)鍵問題，為了保證原狀土體與抗滑樁相互作用，滑體土塊仿照土體原位剪切試驗(yàn)[10]中剪切土塊的原理進(jìn)行設(shè)計(jì)，土塊尺寸為60 cm×60 cm×33 cm。為模擬滑坡體內(nèi)部應(yīng)力狀態(tài)，在試驗(yàn)前對土塊豎向固結(jié)，固結(jié)應(yīng)力300 kPa。固結(jié)完成后拆除滑體土塊前進(jìn)方向的鋼板，在掏槽位置填入原狀黃土。

模型樁埋設(shè)：選用洛陽鏟人工打孔的方式降低對周圍土體的擾動(dòng)，洛陽鏟為自行加工的方形洛陽鏟，尺寸60 mm×90 mm，略大于布滿傳感器的模型樁。打孔后在孔底夯實(shí)水泥土直至設(shè)計(jì)標(biāo)高形成結(jié)實(shí)的孔壁，防止塌孔?？變?nèi)放入模型樁后，灌入水泥土漿液填塞模型樁與樁孔間縫隙，保證抗滑樁與樁周土的緊密貼合，提高與周圍土體的摩擦力。

模型樁樁前土設(shè)計(jì)：模擬懸臂式抗滑樁采用人工切削土體的方法用削土刀將樁前土按現(xiàn)場實(shí)測邊坡坡率(坡腳為51°)制備成高度為50 cm的邊坡模型，共設(shè)兩級臺階，臺階高度25 cm，寬度20 cm，平臺寬度為15 cm，試驗(yàn)布置形式見圖5；對于全埋式模型樁，樁頂清除樁前土表面雜草根系等，整平樁前長1 m、寬2 m范圍內(nèi)的土體，試驗(yàn)布置形式見圖6。

圖5 懸臂式單樁抗滑樁模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)Fig.5 Model test design of single cantilever anti-slide single pile

圖6 全埋式單樁抗滑樁模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)圖Fig.6 Model test design of full-buried single anti-slide pile

1.5 模型試驗(yàn)水平向加載方案

試驗(yàn)時(shí)需要在滑體模型后側(cè)逐級施加水平荷載，施加荷載采用液壓千斤頂進(jìn)行，初級水平荷載值選用法向荷載的10%，即30 kPa，后續(xù)各級荷載值為10 kPa。

水平荷載不能無限制施加，因此本次試驗(yàn)中，判定停止施加水平荷載的依據(jù)主要為：在同一荷載施加級數(shù)上，樁頂產(chǎn)生的水平向位移等于或大于滑體模型產(chǎn)生的水平向位移。

1.6 試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集設(shè)備

試驗(yàn)監(jiān)測數(shù)據(jù)包括滑體土塊水平位移、樁頂位移、樁側(cè)土壓力及樁身應(yīng)變。位移采集設(shè)備為機(jī)械式百分表，模型樁樁頂粘貼長10 cm，寬5 cm的玻璃片，擴(kuò)大樁頂表面積，防止試驗(yàn)過程中因樁頂前進(jìn)導(dǎo)致百分表表針滑落。傳感器應(yīng)變采集儀器為DH3816N靜態(tài)應(yīng)變測試儀，記錄頻率為1次/s。

1.7 試驗(yàn)流程

現(xiàn)場模型試驗(yàn)的主要流程如圖7所示。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1位移結(jié)果分析2.1.1水平和豎向位移結(jié)果分析

整理試驗(yàn)獲得的模型樁樁頂位移數(shù)據(jù)，繪制樁頂累計(jì)位移與加載過程關(guān)系曲線，懸臂式模型樁見圖8，全埋式模型樁見圖9。

從圖8和圖9中可以看出，兩類模型樁在受力變形直至破壞的過程中，模型樁樁位移以水平方向?yàn)橹?，在兩種埋設(shè)條件下，樁頂水平位移均隨荷載的增加而增長，增長的趨勢由緩慢至快速。對比兩種埋設(shè)條件來看，懸臂式樁樁頂出現(xiàn)的水平位移、豎向位移均大于全埋式樁。樁頂產(chǎn)生的豎向位移主要是由于樁身裂縫處以上部分發(fā)生偏轉(zhuǎn)造成的，試驗(yàn)結(jié)束后并沒有發(fā)現(xiàn)模型樁底部出現(xiàn)明顯上拔趨勢。

2.1.2模型樁受力階段劃分

在模型試驗(yàn)加載過程中，兩類模型樁的水平位移值和滑體土塊的水平位移值均經(jīng)歷了差值逐漸增大-差值峰值-差值逐漸減小的過程，當(dāng)樁周土出現(xiàn)水平位移但其值大于抗滑樁的水平位移時(shí)，抗滑樁發(fā)揮了阻滑作用，抗滑樁到達(dá)極限狀態(tài)前，樁周土的水平位移與抗滑樁的水平位移差值應(yīng)為最大值，當(dāng)抗滑樁的水平位移值開始接近樁周土的水平位移時(shí)，抗滑樁已經(jīng)失效。因此，比較兩類模型樁樁頂水平位移增量與滑體土塊水平位移增量，如圖10和圖11所示。據(jù)此將模型樁的受力變形過程劃分3個(gè)階段：第1階段，水平推力逐漸通過土體傳遞至模型樁樁身，但該階段推力不足以使模型樁產(chǎn)生位移；第2階段，在水平荷載集聚到一定程度時(shí)，樁身開始產(chǎn)生水平位移，但位移是在容許范圍內(nèi)，并未達(dá)到極限狀態(tài)；第3階段，模型樁到達(dá)極限狀態(tài)，模型樁完全失效，失去其阻滑能力。

圖7 試驗(yàn)流程圖Fig.7 Flowchart of test

圖8 懸臂式模型樁樁頂水平和豎向位移累計(jì)曲線Fig.8 Curves of horizontal and vertical displacements of cantilever model pile at pile top

圖9 全埋式模型樁樁頂水平和豎向位移累計(jì)曲線Fig.9 Curves of horizontal and vertical displacements of full-buried model pile at pile top

將3個(gè)階段分別定義為：抗滑樁未變形階段、抗滑樁有效變形階段、抗滑樁失效階段。其中3個(gè)階段的兩個(gè)界限分別定義為臨界啟動(dòng)荷載和臨界阻滑荷載。

圖10 懸臂式模型樁樁頂和滑體土塊水平位移增量曲線Fig.10 Curves of horizontal displacement increment of cantilever model pile at pile top and landslide mass

圖11 全埋式模型樁樁頂與滑體土塊水平位移增量曲線Fig.11 Curves of horizontal displacement increment of full-buried model pile at pile top and landslide mass

由圖10可知，第10級荷載(65 kN)為懸臂式抗滑樁的臨界啟動(dòng)荷載，第15級荷載(83 kN)為其臨界阻滑荷載。由圖11可知，第6級荷載(50 kN)為全埋式抗滑樁的臨界啟動(dòng)荷載，第17級荷載(89.5 kN)為其臨界阻滑荷載。

根據(jù)受力階段劃分結(jié)果對比兩種埋設(shè)條件下模型樁的兩個(gè)界限點(diǎn)發(fā)現(xiàn)：相比于懸臂式樁，全埋式樁的臨界啟動(dòng)荷載較低，但全埋式樁的臨界阻滑荷載明顯高于懸臂式樁。因此可以確定，全埋式樁受力過程比懸臂式樁要長，且它能發(fā)揮的最大抗滑能力比懸臂式樁大。

2.2 土壓力結(jié)果分析

為研究懸臂式和全埋式抗滑樁樁前土壓力、樁后土抗力的變化規(guī)律及分布形式，對試驗(yàn)測得的微型土壓力盒數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。

2.2.1懸臂式模型樁土壓力分析

懸臂式單樁模型試驗(yàn)加載過程中模型樁樁側(cè)各點(diǎn)土壓力及土抗力曲線如圖12所示。

圖12 懸臂式單樁模型樁側(cè)壓力變化曲線Fig.12 Curves of soil pressure on side of single cantilever model pile

懸臂式模型樁受力的前兩個(gè)階段為水平荷載傳遞至模型樁身使其產(chǎn)生彈性變形的過程，在這兩個(gè)階段中，模型樁結(jié)構(gòu)完整，樁身受到的土壓力隨水平荷載的增加而增加，由圖12可以看出，施加水平荷載過程中(1～15級)，樁身土壓力分布規(guī)律近似，模型樁上部(深度0 ～55 cm范圍)各個(gè)土壓力盒測得的數(shù)據(jù)隨著荷載的增大按分布規(guī)律逐漸增加，但在此過程中，樁前土抗力很小，很多壓力盒沒有測到土壓力值，僅在深度40 cm處測得值較小的土壓力。自16級荷載施加后，模型樁樁側(cè)土壓力和土抗力的分布形式發(fā)生明顯的改變，樁前土抗力大幅度增加，說明此時(shí)樁已進(jìn)入第3受力階段，樁身已經(jīng)開裂破壞。

2.2.2全埋式模型樁土壓力分析

全埋式單樁模型試驗(yàn)加載過程中模型樁樁側(cè)土壓力及土抗力變化規(guī)律曲線如圖13所示。

圖13 全埋式單樁模型樁樁側(cè)壓力變化曲線Fig.13 Curves of soil pressure on side of single full-buried model pile

全埋式模型樁受力的前兩個(gè)階段亦為水平荷載傳遞至模型樁身使其產(chǎn)生彈性變形的過程，在這兩個(gè)階段中，模型樁結(jié)構(gòu)完整，樁身受到的土壓力隨水平荷載的增加而增加，由圖13可以看出，施加水平荷載過程中(1級～17級)，樁身土壓力分布規(guī)律近似，模型樁上部(深度0～55 cm范圍)各個(gè)土壓力盒測得的數(shù)據(jù)隨著荷載的增大按分布規(guī)律逐漸增加，與懸臂式樁不同的是，在這一階段，全埋式樁出現(xiàn)了明顯的樁前土抗力，其分布形式近似倒梯形。自18級荷載施加后，模型樁樁側(cè)土壓力和土抗力的分布形式發(fā)生明顯的改變，其中樁前土抗力的分布形式變化最大，由倒梯形分布變成了隨深度增加先增大后減小的分布規(guī)律，說明此時(shí)樁已進(jìn)入第3受力階段，樁身已經(jīng)開裂破壞。

2.3 彎矩結(jié)果分析

試驗(yàn)過程中，通過對粘貼在模型樁表面應(yīng)變片的連續(xù)測試，根據(jù)式(1) 進(jìn)行彎矩計(jì)算。

M=EIΔε/B,

(1)

式中,M為模型樁樁身彎矩值；E為模型樁樁身材料的彈性模量;I為模型樁的截面慣性矩；B為模型樁樁身受力區(qū)應(yīng)變片與受壓區(qū)應(yīng)變片的距離。根據(jù)式(1)分別對懸臂式和全埋式模型樁樁身彎矩進(jìn)行分析。

2.3.1懸臂式模型樁彎矩分析

懸臂式單樁模型試驗(yàn)加載過程中模型樁樁身彎矩變化規(guī)律曲線見圖14。

圖14 懸臂式單樁模型樁樁身彎矩變化曲線Fig.14 Curves of bending moment of single cantilever model pile

由圖14可以看出，懸臂式樁在水平向荷載作用下，樁身彎矩呈“D”形分布，在加載的過程中，各點(diǎn)彎矩值按“D”形分布規(guī)律較為均勻的增加，在深度約52 cm處，存在一個(gè)最大值點(diǎn)，說明懸臂式樁的最大彎矩值點(diǎn)在該點(diǎn)附近。在15級荷載施加后，樁身彎矩仍遵循原有的分布規(guī)律，但16級荷載施加后，樁身彎矩在原有分布形式下擴(kuò)大了增幅，尤其是位于最大彎矩值點(diǎn)附近。17級荷載施加后，樁身彎矩發(fā)生重分布，最大彎矩值點(diǎn)下移值深度66 cm 附近，且該級荷載無法到達(dá)設(shè)計(jì)荷載(89.5 kN)。由此可以說明，模型樁的破壞是自15級加載后產(chǎn)生的。

2.3.2全埋式模型樁彎矩分析

全埋式單樁模型試驗(yàn)加載過程中模型樁樁身彎矩變化規(guī)律曲線見圖15。

圖15 全埋式單樁模型樁樁身彎矩圖Fig.15 Curves of bending moment of single full-buried model pile

由圖15可以看出，全埋式樁和懸臂式樁的樁身彎矩分布形態(tài)截然不同，近似呈“S”形分布，各測點(diǎn)的彎矩值隨著水平荷載的增大均勻增減，最大彎矩值點(diǎn)位于深度22 cm附近。自17級荷載施加完成后，模型樁樁身彎矩開始出現(xiàn)小范圍變化，18級荷載施加后，樁身彎矩發(fā) 生明顯的重分布，反彎點(diǎn)上升，模型樁入土深度37 cm處測點(diǎn)的彎矩值成為最大彎矩值點(diǎn)。

2.4 破壞模式

在兩類模型試驗(yàn)結(jié)束后，分別開挖樁周單側(cè)土體，觀察樁身破壞點(diǎn)位置，見圖16。而后將模型樁取出，描繪其破壞形態(tài)，見圖17。

圖16 模型樁破壞形態(tài)圖Fig.16 Failure of model piles

圖17 模型樁破壞模式簡圖(單位:cm)Fig.17 Failure pattern of model piles(unit:cm)

懸臂式模型樁破壞點(diǎn)位于模型樁入土深度約67 cm 處，樁身混凝土開裂，可見內(nèi)部配筋。樁前土體出現(xiàn)裂縫，模型樁屬于單點(diǎn)彎折破壞，彎折方向?yàn)榛峦屏Ψ较颉?/p>

全埋式模型樁破壞點(diǎn)位于模型樁入土深度約32 cm 和56.5 cm處，兩處破壞點(diǎn)開裂方向相反，其中56.5 cm處樁身混凝土開裂程度大于32 cm處，樁周土體有隆起的現(xiàn)象。

3 結(jié)論

(1)試驗(yàn)中，懸臂式模型樁在入土深度67 cm處發(fā)生破壞，該點(diǎn)為滑面下約35 cm處；全埋式模型樁在入土深度32 cm和56.5 cm處發(fā)生破壞，兩破壞點(diǎn)開裂方向相反，兩破壞點(diǎn)分別位于滑面處和滑面下約24.5 cm處。

(2)按模型試驗(yàn)過程中模型樁和滑體土塊水平位移結(jié)果將模型樁劃分為3個(gè)受力階段，分別為抗滑樁未變形階段、抗滑樁有效變形階段、抗滑樁失效階段。懸臂式模型樁對應(yīng)的3 個(gè)階段分別為加載的第1～10級、第10～15級、第15級以后，全埋式模型樁對應(yīng)的3個(gè)階段分別為加載的第1～6級、第6～17級、第17級以后。

(3)將3個(gè)階段的兩個(gè)界限分別定義為臨界啟動(dòng)荷載：懸臂式模型樁為第10級荷載(65 kN)，全埋式模型樁未第6級荷載(50 kN)和臨界阻滑荷載：懸臂式模型樁為第15級荷載(83 kN)，全埋式模型樁為第17級荷載(89 kN)。

(4)懸臂式模型樁樁后土壓力值在前兩個(gè)階段與全埋式模型樁近似，兩者分布曲線形態(tài)相近，但在到達(dá)第3階段時(shí)，懸臂式模型樁土壓力值幾乎重分布，而全埋式模型樁土壓力值分布規(guī)律與前兩個(gè)階段類似，在數(shù)值上增長快速。懸臂式模型樁出現(xiàn)樁前土抗力主要是在第3階段，而全埋式模型樁在3個(gè)階段中均出現(xiàn)了樁前土抗力。

(5)試驗(yàn)中，懸臂式模型樁樁身彎矩分布形式呈近似“D”形；全埋式模型樁樁身彎矩分布形式呈近似“S”形，樁身存在負(fù)彎矩和正彎矩并具有反彎點(diǎn)。兩類模型樁樁身彎矩均在第3階段時(shí)發(fā)生重分布現(xiàn)象。

(6)懸臂式模型樁處于第1階段的時(shí)間較長，第2階段很短，其受力變形破壞的時(shí)間短，破壞前樁前土抗力幾乎沒有出現(xiàn)；全埋式模型樁處于第1階段的時(shí)間較短，第2階段較長，其受力變形直至破壞的時(shí)間長，破壞前已經(jīng)出現(xiàn)土抗力，使得全埋式模型樁極限抗滑能力更大。