圆截面组合桩加固滑坡的作用机理与合理嵌固深度物理模型试验研究

宋成彬,李长冬,2*,王贵华,姚文敏,贺 鑫,方 堃

(1.中国地质大学(武汉)工程学院,湖北 武汉 430074;2.中国地质大学(武汉)湖北巴东地质灾害国家野外科学观测研究站,湖北 武汉 430074;3.郑州大学土木工程学院,河南 郑州 450001;4.中交第四航务工程勘察设计院有限公司,广东 广州 510230)

滑坡是世界上危害严重的地质灾害之一,严重威胁到人民生命财产和重大工程安全[1-4]。作为一种有效的滑坡支护结构,各种型式的抗滑桩被广泛应用于滑坡的防治[5-7]。在众多型式的抗滑桩结构中,组合式抗滑桩的应用逐渐增加,其结构形式包括榀型、门架式、h型和微型桩群等[8-11]。圆截面组合式抗滑桩(简称圆截面组合桩)属于榀型桩的一种,这种结构优点突出,如桩身内力分布比无桩顶连系梁的情况更加合理,桩身整体位移更小[12];此外,相比于截面直径较大的单桩,圆截面组合桩的嵌固段对桩周基岩的应力更小[13],所以这种组合结构特别适用于地层复杂、地势狭窄、岩石强度较低的地质条件。

尽管组合式抗滑桩的优势明显,且应用越来越多,但目前对圆截面组合式抗滑桩受力特性的研究较少,相关研究多集中在其他类型的组合抗滑桩方面。例如:周翠英等[7]建立了门架式组合桩设计和计算的理论模型,将连系梁、前后桩及桩间土看作整体,基于有限元理论对门架式组合桩内力进行求解,最后将理论计算方法应用于边坡加固;肖世国[14]根据h型组合抗滑桩的受力特征,将h型桩的受荷段按平面刚架分析,其嵌固段按弹性地基梁计算,提出了h型组合抗滑桩的力学分析方法;Sun等[15]基于p-y曲线法,提出了微型桩群内力与变形的计算方法,并验证了该方法的可行性。在圆截面组合桩受力特性研究方面,任永忠等[16]提出了一种有限差分法来计算圆截面组合桩的内力与位移,此方法考虑了桩土间的相互作用,并利用Boussinesq解来计算作用在前桩上的土压力,最终的计算结果与现场监测数据吻合较好。然而,以上方法只能计算抗滑桩在某一极限状态下的力学特征,而不能揭示在滑坡运动过程中抗滑桩的受力状态。

物理模型试验可以实时监测抗滑桩与滑坡的变形特征,因此被广泛应用于滑坡-抗滑桩体系变形特征的研究[17-19]。此外,物理模型试验也是分析组合桩变形受力特征的有效途径之一。如:赵波等[20]通过门架式组合桩三维地质力学模型试验和结构物理模型试验,分析了前后桩位移与内力分布之间的关系,进一步提升了对门架式组合桩结构特性的认识;丰月华等[21]通过对上硬下软地层中h型组合桩物理模型试验的研究,揭示了不同硬岩占比对h型组合桩加固边坡效果的影响;Liu等[22]研究了在不同外部载荷下微型桩群的力学性能和破坏模式,研究成果为微型桩群的应用提供了一定的借鉴。

综上可见,以往研究主要集中于滑坡加固中其他类型组合桩力学特征的物理模型试验研究,但尚未开展滑坡-圆截面组合桩体系的变形受力演化特征以及嵌固深度和连系梁对组合桩力学特征影响的相关研究。鉴于此,本研究依托自主研发的物理模型试验系统,开展了10组圆截面组合桩加固滑坡的物理模型试验,揭示了滑体的变形演化阶段,研究了圆截面组合桩加固下滑体与抗滑桩的变形受力特征,分析了前、后桩嵌固深度以及桩顶连系梁对圆截面组合桩桩顶位移和桩身弯矩的影响,并讨论了桩后土压力的分布形式、前后桩滑坡推力分担比以及边坡加固工程中圆截面组合桩可能出现的破坏模式。

1 圆截面组合桩加固滑坡物理模型试验设计

1.1 工程背景

本文所研究的圆截面组合桩由一根前桩与两根后桩通过桩顶连系梁连接而成,其平面布置呈“品”字形,故又称“榀”型组合桩。由于桩身刚度大、变形小,且对岩层的强度要求低,因此当滑坡推力较大、岩层强度较低时尤为适用。锁儿头滑坡[8-11]位于舟曲县西侧约1.0 km处的白龙江北岸,滑坡全长为3 300 m,总面积约为1.26×106m2,堆积体厚度为20～100 m不等,属于大型断层滑坡。由于该滑坡体较长、堆积体厚度较大、基岩强度较低,所以采用了圆截面组合桩对其进行加固。为了进一步研究圆截面组合桩加固下抗滑桩与滑体变形受力特征,本研究基于自主研发的圆截面组合桩加固滑坡物理模型试验系统,开展了不同工况下圆截面组合桩加固滑坡的物理模型试验。

1.2 物理模型试验系统总体设计

圆截面组合桩加固滑坡物理模型试验系统可分为3个部分:滑坡推力加载系统、桩-滑坡模型系统和数据采集系统(图1)。其中,滑坡推力加载系统由千斤顶、控制器和压力传感器组成,可在滑体后缘以可控的速度进行自动加载,加载方向与滑动面平行;桩-滑坡模型系统由模型框架与桩-滑坡模型组成,模型框架的长、宽、高分别为160、80、50 cm,侧门采用有机玻璃制成,以便观察滑体的变形情况,滑体后缘厚度为28 cm,基岩后缘厚度为44 cm,倾角分别为35°和10°,每组试验采用两组圆截面组合桩加固滑坡模型,抗滑桩直径为2.5 cm,每根单桩之间的间距为7.5 cm;数据采集系统包括DT80数据采集器、笔记本电脑和监测仪器(压力传感器、位移计、图钉、高速相机、应变片和土压力传感器),DT80可以自动从监测仪器读取并记录数据。

图1 圆截面组合桩加固滑坡物理模型试验系统总体设计图Fig.1 Overall designing of the physical model testing system on landslide reinforcement by combined stabilizing piles with circular cross-section

1.3 监测仪器布设

如图1所示,在千斤顶与滑体的后缘之间放置压力传感器(LZ-ZS3)以测量滑坡推力;位移计安装在桩顶位置以监测桩顶位移;在滑体侧面放置大量图钉作为标记,用来研究滑体的变形过程;在滑体的侧面和顶部分别固定高速相机,用来分析滑体表面在不同时刻的变形情况。如图2所示,通过粘贴应变片SF1-1～SF1-9、SR1-1～SR1-9和SF2-1～SF2-9、SR2-1～SR2-9来分别获取前桩和后桩桩前、桩后对应位置的桩身变形数据,抗滑桩同侧各应变片间距为6.5 cm。分别采用4个间隔8 cm的土压力传感器测量前、后桩的桩后土压力数据,前、后桩对应的桩后土压力传感器的安装深度一致。

图2 应变片与土压力盒布置图Fig.2 Layout of strain gauges and earth pressure cells注:SF1-i和SR1-i分别表示前桩桩前和桩后的应变片;SF2-i和SR2-i分别表示后桩桩前和桩后的应变片。

1.4 试验材料

本次物理模型试验中所使用的材料主要包括滑体、基岩、滑动面和圆截面组合桩(图3)。根据相似理论确定了试验中材料的配比,并通过试验实际测取其配比与力学参数。其中,滑体由经过分筛的黏土、标准砂和水按8.4∶3.1∶1混合而成[图3(a)];基岩由水泥、标准砂、石膏粉和水配制而成,其配比为9∶1∶1∶1[图3(b)];采用0.8 mm厚的塑料膜模拟滑动面;由于尼龙材料具有良好的弹塑性变形和耐磨性,因此采用PA6(尼龙材料的一种)制作抗滑桩[图3(c)]。试验材料的物理力学参数如表1所示。

表1 物理模型试验材料的物理力学参数

图3 物理模型试验材料示意图Fig.3 Formulated materials for physical model tests

1.5 试验工况与步骤

1.5.1 试验工况

本文的主要研究内容包括滑体的变形阶段,圆截面组合桩的变形受力特征、嵌固深度及桩顶连系梁对圆截面组合桩变形受力特征的影响。为此,建立了如图4所示的10种试验工况。其中,工况A～I为不同嵌固深度下圆截面组合桩加固滑坡的试验模型;工况J为加固滑坡的抗滑桩不设置连系梁,其他条件与工况A相同。

图4 物理模型试验工况图Fig.4 All cases in physical model tests注:工况A～E为前桩嵌固深度改变时的5种工况;工况A、工况F～I为后桩嵌固深度改变时的5种工况;工况A和工况J为有、无桩顶连系梁时的工况;f为前桩嵌固深度(cm);r为后桩嵌固深度(cm)。

工况A中前、后桩的嵌固深度均为30 cm,用来研究滑体的变形阶段与圆截面组合桩的变形受力特征[图4(a)];工况A～E中前桩的嵌固深度分别为30、25、20、15、10 cm,用来分析前桩嵌固深度对桩顶位移和桩身弯矩的影响[图4(a)～(e)];工况A和工况F～I中后桩嵌固深度分别为30、25、20、15、10 cm,用来分析后桩嵌固深度对桩顶位移和桩身弯矩的影响[图4(a)和图4(f)～(i)];工况J中的抗滑桩不设置桩顶连系梁,通过与工况A的比较来分析连系梁对桩顶位移和桩身弯矩的影响[图4(a)、(j)]。为了保证单一变量,每组试验中圆截面组合桩的受荷段保持35 cm不变。

1.5.2 试验步骤

本次试验的具体步骤如下:首先完成圆截面组合桩-滑坡模型的制作和传感器的安装;然后同时打开数据采集器和滑坡推力加载控制器,滑坡推力加载系统先均速加载10 min,之后停止加载10 min,在停止加载时段内,滑体可以充分调整其自身的应力分布,重复此操作,直至千斤顶的轴承完全推出。试验过程中,DT80数据采集器每分钟收集一次数据,同时高速相机记录一次滑体顶部和侧面的变形情况。

2 结果与分析

2.1 滑体变形分析

本文选取工况A对试验过程中滑体变形情况进行详细分析。通过解析标记物的位移数据,得到了滑体侧面的位移数据,并根据滑体位移特征,将滑体的变形划分为3个区域[图5(a)],不同区域滑体的位移曲线如图6所示。根据滑体的位移曲线,可将滑体变形演化过程分为4个阶段:压密阶段、匀速变形阶段、加速变形阶段和变形破坏阶段(图6),具体分析如下:

图5 滑体变形区域划分和不同时刻滑体变形实景图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) 压密阶段(0～30 min)。在此阶段,由于土体未被完全压实,因此滑体土逐渐被压密;此阶段滑体未发生明显的变形,滑体的位移(图6)和位移速度较小,滑体在区域Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ的平均位移速度分别为0.12、0.05和0.03 mm/min(表2);此阶段结束时滑体真实变形情况如图5(b)所示。

2) 匀速变形阶段(30～110 min)。经过了压密阶段的滑体在此阶段将发生弹性变形,所以滑体位移的增加速度相同(图6);滑体在区域Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ的平均位移速度分别为0.14、0.10和0.07 mm/min(表2);此外,由于圆截面组合桩的加固作用,桩后滑体的变形受到限制,导致滑体侧面和顶部裂缝开始发育[图5(c)]。

3) 加速变形阶段(110～180 min)。由于裂缝和剪切面的发育,传递至区域Ⅱ和区域Ⅲ的滑坡推力减小,所以滑体在区域Ⅰ的变形速度增大,在区域Ⅱ和区域Ⅲ的变形速度开始减小(图6),滑体在区域Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ的平均位移速度分别为0.40、0.14和0.10 mm/min(表2);此阶段剪切面逐渐发育,裂缝大小和数量增加[图5(d)]。

4) 变形破坏阶段。如果继续增大滑体后缘的推力,剪切面将被破坏,区域Ⅰ将脱离滑体(图6)。

2.2 桩身应变与弯矩分析

本文选取工况A对试验过程中圆截面组合桩桩身应变与弯矩进行详细分析。

2.2.1 桩身应变分析

工况A下圆截面组合桩桩身应变随加载时间的变化曲线,如图7所示。应变正值表示桩侧受拉,应变负值表明桩侧受压。假设两个后桩的应变相同,并忽略土体各向异性对桩身变形的影响。

图7 工况A下桩身应变随加载时间的变化曲线Fig.7 Curves of strain of circular cross-section composite piles with time under Case A

由图7可知:

总体上,在整个试验过程中,前、后桩的桩后侧均处于受拉状态,桩前侧处于受压状态;前桩最大应变出现的位置(SF1-6和SR1-6)与后桩最大应变出现的位置(SF2-6和SR2-6)均位于-37.5 cm处(滑动面附近)。

Xiong等[23]在门架式组合桩加固滑坡物理模型试验中发现,门架式组合桩的桩顶下方存在反弯点,且该点附近桩身应变随时间的变化与桩身其他位置不同。在本次试验中,圆截面组合桩同样出现了反弯点。如图7(a)所示,前桩桩后在SR1-2和SR1-3位置处的应变先增大后减小为负值再增大,这一变化表明在此范围内前桩背侧不仅经历了拉伸、收缩和再拉伸的过程,而且表明反弯点随着时间的推移逐渐向上移动;前桩桩前在SF1-2和SF1-3位置处的应变变化与桩后对应位置的应变变化刚好相反。同样,由图7(b)可以看出,后桩在SR2-3、SR2-4、SF2-3、SF2-4位置处也出现了类似于前桩的桩身应变变化,但其出现的位置更靠近滑动面。

2.2.2 桩身弯矩分析

图7中反弯点处的桩身应变在30、50、80、110、140、160 min这6个时刻变化较为明显,这6个时刻对应的滑坡推力分别为3.1、3.8、4.5、5.7、6.2、6.7 kN,本文分析了在这6种滑坡推力作用下,圆截面组合桩桩身弯矩与深度的关系。

不同滑坡推力下圆截面组合桩在不同深度处的桩身弯矩与深度的关系,如图8所示。

图8 工况A不同滑坡推力下圆截面组合桩桩身弯矩与深度的关系图Fig.8 Relationship between bending moment and depth of circular cross-section composite piles under different thrust force in Case A

由图8可知:在不同滑坡推力作用下,前、后桩的桩身弯矩沿深度分布基本相同,其弯矩分布形式分别呈V型和S型,正、负弯矩分布不对称;由于连系梁的约束,从桩顶开始桩身弯矩由负变为正,最大正弯矩出现在-37.5 cm位置处,从-37.5 cm位置处到桩底,桩身弯矩逐渐减小至零,这种变化不同于单桩和不加连系梁的双桩[24-26];前、后桩的桩身最大负弯矩分别出现在-5 cm和-11.5 cm位置处,其大小分别为-13.8 N·m和-13.2 N·m,但后桩的桩身最大负值弯矩出现的位置更低,且其分布的范围更广,这是因为桩间土体对后桩抗力作用较大;前、后桩的桩身最大正弯矩分别为50.3 N·m和59.5 N·m,后桩的桩身最大正弯矩比前桩大18.3%,总体而言,在相同滑坡推力下,前桩的桩身正值弯矩也小于后桩;随着滑坡推力的增加,前、后桩的反弯点逐渐向上移动,而无桩顶连系梁时并无桩身反弯点的出现[27],从结构力学角度分析,反弯点的上移表明连系梁的约束作用会随着滑坡推力的增加而变大,因此在圆截面组合桩的工程设计中,应重视连系梁的作用,避免因保守的设计而导致过高的造价成本。

2.3 嵌固深度对桩顶位移与桩身弯矩的影响

嵌固深度是影响抗滑桩发挥抗滑效果的关键因素之一。为了研究前桩嵌固深度对圆截面组合桩桩顶位移与桩身弯矩的影响,将后桩嵌固深度保持不变,前桩嵌固深度以5 cm为一个梯度,由10 cm增加到30 cm。类似地,将前桩嵌固深度保持不变,后桩嵌固深度的变化与前桩一致,据此来研究后桩嵌固深度对圆截面组合桩桩顶位移与桩身弯矩的影响。

2.3.1 嵌固深度对桩顶位移的影响

桩顶位移是反映桩身变形的一个重要参数[23]。为了便于表述,将前、后桩嵌固深度(f、r)改变时的桩顶位移分别表示为Df、Dr,前、后桩嵌固深度对圆截面组合桩桩顶位移的影响,如图9所示。

图9 工况A～I下圆截面组合桩桩顶位移随时间的变化曲线Fig.9 Curves of displacement at the head of circular cross-section composite piles with time under Cases A～I

由图9可以看出:

1) 不同前桩嵌固深度(f)下,桩顶位移随时间的变化规律相似,桩顶位移的增加先缓后快;随着前桩嵌固深度的增加,桩顶位移逐渐减小,当前桩嵌固深度小于20 cm时,最大桩顶位移减小较为明显,平均减小约18%,而当嵌固深度大于20 cm时,最大桩顶位移平均下降仅为3%[图9(a)],这是因为当前桩埋深超过20 cm时,嵌固段提供的锚固力增加不明显。

2) 不同后桩嵌固深度(r)下桩顶位移的变化趋势与不同前桩嵌固深度下桩顶位移的变化趋势相似;随着后桩嵌固深度的增加,桩顶位移逐渐减小,在后桩嵌固深度由10 cm增加到30 cm过程中,最大桩顶位移分别减小11%、9%、3%和2%,当后桩嵌固深度大于20 cm时,桩顶位移变化较小[图9(b)]。

值得注意的是,相比于增加后桩嵌固深度,增加前桩嵌固深度时圆截面组合桩桩顶位移的降幅更加明显,说明前桩嵌固深度对桩顶位移的影响大于后桩嵌固深度。

2.3.2 嵌固深度对桩身弯矩的影响

不同前桩嵌固深度下圆截面组合桩桩身弯矩与深度的关系,如图10所示。

图10 不同前桩嵌固深度(f)下圆截面组合桩桩身弯矩与深度的关系图Fig.10 Relationship between bending moment and depth of circular cross-section composite piles under diverse embedded lengths of the fore pile

由图10可知:前、后桩的弯矩分布情况与工况A相似,随着前桩嵌固深度的增加,前桩的桩身弯矩增大,后桩的桩身弯矩减小;当前桩嵌固深度小于20 cm时,前、后桩的最大桩身弯矩变化显著,前桩的桩身弯矩平均增大29%,后桩的桩身弯矩平均降低10%;当前桩嵌固深度超过20 cm时,前、后桩的最大桩身弯矩变化不大,分别为5%和2%;随着前桩嵌固深度的增加,前桩的反弯点逐渐下移,而后桩的反弯点上移,这表明随着前桩嵌固深度的增加,连系梁对前桩的限制范围逐渐变大,而对后桩的限制范围逐渐缩小。

不同后桩嵌固深度下圆截面组合桩桩身弯矩与深度的关系,如图11所示。

图11 不同后桩嵌固深度(r)下圆截面组合桩桩身弯矩与深度的关系图Fig.11 Relationship between bending moment and depth of circular cross-section composite piles under diverse embedded lengths of the rear pile

由图11可知:随着后桩嵌固深度的增加,后桩的桩身弯矩增大,前桩的桩身弯矩减小,当后桩嵌固深度大于20 cm时,前、后桩的最大桩身弯矩变化不明显;随着后桩嵌固深度的增加,后桩的最大桩身弯矩分别增大47.6%、23%、9%和1%,前桩的最大桩身弯矩分别降低12%、6%、3%和1%;随着后桩嵌固深度的增加,后桩的反弯点逐渐降低,前桩的反弯点逐渐上升。

值得注意的是,相比于增加前桩嵌固深度,增加后桩嵌固深度对圆截面组合桩最大桩身弯矩的影响更为显著。

在整个试验过程中,最大桩身弯矩均发生在同一位置(-37.5 cm)处,这与Xiong等[23]和于洋等[27]的研究结果一致,但Li等[28]认为改变抗滑桩的嵌固深度,最大桩身弯矩的位置也会发生变化,最大桩身弯矩位置会随嵌固深度的增加而向桩底移动。在本次试验中未观察到最大弯矩点的移动,这是因为试验中应变片是间隔布置的,只监测了关键位置,因而没有发现最大桩身弯矩位置的变化。虽然在有关理论研究中最大桩身弯矩的位置会有所下移,但其下移的幅度很小,仅约为桩长的2.8%。最大桩身弯矩的位置是抗滑桩设计中的一个关键因素,它直接影响到主筋的布置形式。

2.3.3 桩身合理嵌固深度分析

由前面的研究可知,前桩与后桩的嵌固深度均对圆截面组合桩桩顶位移和桩身弯矩有重要的影响,因此当前桩或后桩嵌固深度改变时,确定各自的合理嵌固深度十分重要。如图10所示,当前桩嵌固深度小于20 cm时,前、后桩桩身弯矩变化较为明显,而当前桩嵌固深度大于20 cm时,前、后桩桩身弯矩变化不明显。此外,由图9(a)可以看出,当前桩嵌固深度超过20 cm时,桩顶位移增加很小,因此当后桩的嵌固深度固定为30 cm不变时,20 cm的桩长可作为前桩的合理嵌固深度。类似地,由前面的研究可知,当前桩嵌固深度保持30 cm不变时,后桩的合理嵌固深度也为20 cm。因此,当一排桩的嵌固深度不变,改变另一排桩的嵌固深度时,可采用20 cm的桩长作为合理的嵌固深度,此时嵌固段占整个桩长的36%;但当嵌固深度超过20 cm时,超过20 cm部分的抗滑桩加固效果不显著。在实际工程中,可通过多次计算,当圆截面组合桩桩顶位移与桩身弯矩变化较小时,可确定合理的嵌固深度。

2.4 连系梁对桩顶位移与桩身弯矩的影响

工况A和工况J为对照试验,用来研究连系梁对圆截面组合桩桩顶位移与桩身弯矩的影响,在工况J中,桩顶之间没有设置连系梁。在本文的研究中,由于连系梁的存在,所以前、后桩的桩顶位移相等,因此在工况A中仅监测了前桩的桩顶位移作为圆截面组合桩的桩顶位移,而在工况J中对前、后桩的桩顶位移均进行了监测。

2.4.1 连系梁对桩顶位移的影响

工况A与工况J下圆截面组合桩桩顶位移随时间的变化曲线,如图12所示。

图12 工况A与工况J下圆截面组合桩桩顶位移随时间变化曲线Fig.12 Curves of displacement at the head of circular cross-section composite piles with time under Cases A and J

由图12可以看出:在工况J下,前桩的桩顶位移始终小于后桩,前、后桩最大桩顶位移分别为6.5 cm和7.4 cm,后桩的最大位移是前桩的1.14倍,可见无连系梁时,后桩的桩顶位移大于前桩;工况A下的最大桩顶位移为6.4 cm,桩顶位移较小,相比于工况J下的最大桩顶位移,工况A下的最大桩顶位移比工况J的后桩最大桩顶位移小15.6%,而与工况J下的前桩最大桩顶位移相差不大,这说明连系梁对后桩的桩身变形限制更加明显,而对前桩的桩身变形限制较小。

2.4.2 连系梁对桩身弯矩的影响

工况A和工况J下圆截面组合桩桩身弯矩与深度的关系,如图13所示。

图13 工况A和工况J下圆截面组合桩桩身弯矩与深度关系图Fig.13 Relationship between bending moment and depth of circular cross-section composite piles under Cases A and J

由图13可知:工况J下,前、后桩桩顶附近的桩身弯矩值均为零,而在工况A下,前、后桩桩顶以下一定范围内桩身弯矩为负,这说明在工况A下连系梁限制了桩顶的自由变形;在工况A和工况J下,前、后桩的最大桩身弯矩均出现在-37.5 cm处,前桩的最大桩身弯矩分别为50.3 N·m、59.4 N·m,后桩的最大桩身弯矩分别为55.0 N·m、68.9 N·m,工况J下前、后桩的最大桩身弯矩分别比工况A大9.3%和16.0%,这表明连系梁可以降低滑动面附近的最大桩身弯矩,并将其转化为桩顶下方的负值弯矩,从而使得圆截面组合桩的桩身弯矩分布更加合理;此外,工况J下没有出现反弯点,而工况A下有反弯点出现,这说明连系梁可以改变圆截面组合桩的受力方式。

3 讨论

3.1 桩后土压力分布规律与前后桩滑坡推力分担比

桩后土压力的大小与分布形式是进行抗滑桩设计的关键要素。许多学者通过各种方法对单桩桩后土压力的计算或演化过程进行了研究[29-31],也有相关研究人员对双排桩或者多排桩的桩后土压力进行了研究。如:Zou等[32]研究了土质边坡中双排桩桩后土压力分布形式,结果表明前、后桩桩后土压力分布形式近似为三角形,且桩后土压力的分布形式不随荷载增加而改变;Fan等[33]研究认为位于坡脚处的抗滑桩比位于坡中部的抗滑桩承担的荷载要多,其荷载分担比在2～5之间;Liu等[34]通过模型试验研究了多排桩的桩后土压力,结果表明多排桩的桩后土压力近似呈三角形分布,且后桩、中间桩与前桩的滑坡推力分担比为1∶0.6∶0.44。然而,目前对于组合桩桩后土压力的研究较为缺乏,为此本文详细分析了工况A下圆截面组合桩桩后土压力的分布规律,计算了最大滑坡推力时各种工况下圆截面组合桩前、后桩的滑坡推力分担比,并分析了嵌固深度对滑坡推力分担比的影响。

3.1.1 桩后土压力分布规律

工况A下圆截面组合桩桩后土压力分布规律,如图14所示。

图14 工况A下圆截面组合桩桩后土压力与滑坡推力的关系图Fig.14 Relationship between the earth pressure behind circular cross-section composite piles and the thrust force in Case A

由图14可知:前、后桩的桩后土压力演化过程不一致,加载前期前、后桩的桩后土压力均呈三角形分布,加载后期前桩的桩后土压力仍为三角形分布,而后桩的桩后土压力呈抛物线分布,这是因为试验前期的滑坡推力较小,桩身位移较小,而后期的滑坡推力较大,产生了剪切破坏面,土体有向桩顶移动的趋势;随着深度的增加,前桩的桩后土压力一直增大,并在-34 cm处(滑面附近)达到最大值,而后桩的桩后土压力随深度先增加后减小,在-26 cm处到达最大值,前、后桩的最大土压力分别为24.0、34.0 N/cm,后桩的土压力比前桩大41.7%。

经上述分析可知,由于物理模型试验后期滑坡推力增大,前、后桩桩后土压力分布形式不再相同,然而有的理论研究仍假设前、后桩的桩后土压力分布形式相同[35],这种做法是欠妥的。因此,理论计算时,要根据滑坡推力大小来假设前、后桩桩后土压力的分布形式。

3.1.2 前后桩的推力分担比

不同嵌固深度下圆截面组合桩前后桩的滑坡推力分担比,如表3所示。

表3 不同嵌固深度下前后桩的滑坡推力分担比

由表3可知:当前桩嵌固深度由10 cm增至20 cm时,前桩分担的滑坡推力平均增加了30%,后桩分担的滑坡推力平均减少了8%,且当前桩嵌固深度大于20 cm时,前、后桩桩后滑坡推力的变化很小,前、后桩桩后滑坡推力分担比稳定在0.7∶1.0;

当后桩嵌固深度由10 cm增至20 cm时,后桩分担的滑坡推力平均增加了46%,前桩分担的滑坡推力平均减少了11%,且当后桩的嵌固深度大于20 cm时,前、后桩分担的滑坡推力的变化很小,前、后桩滑坡推力分担比也稳定为0.7∶1.0。由此可见,圆截面组合桩在一排桩嵌固深度不变、另一排桩嵌固深度达到一定值时,前、后桩的滑坡推力分担比不再变化。因此,以往按照前、后桩嵌固深度相等设计圆截面组合桩是不合理的,建议在设计圆截面组合式抗滑桩时,可先把前、后桩看成单桩,之后将滑坡推力按照一定比例分配给前、后桩分别进行设计,如前桩与后桩嵌固深度不相等,这样圆截面组合桩受力会更加合理且节省材料。

3.2 圆截面组合桩的失效模式

实际工程中,用于加固边坡的抗滑桩可能因各种因素失去抗滑能力。鉴于此,本文根据本试验中观察到的现象,合理推断了在加固边坡工程中圆截面组合桩可能出现的失效模式,并分析了其失效的原因,有望为实际工程中圆截面组合桩设计与施工提供一定的借鉴经验。本次试验中圆截面组合桩可能存在的失效模式有3种,即连系梁产生较大的变形或脱落、桩身被破坏和基岩被破坏。

1) 连系梁产生较大的变形或脱落即连系梁失效。由前面的分析可知,连系梁的存在不但降低了桩顶位移,而且减小了滑面处的桩身最大弯矩值,但连系梁同样会受到来自前桩与后桩的挤压作用,当压力超过连系梁的刚度时,连系梁会发生变形甚至是脱落[图15(a)]。由于连系梁对圆截面组合桩桩身变形有较为明显的约束作用,所以在连系梁被破坏之后,可以推断后桩将难以抵挡较大的滑坡推力,进而产生一系列的破坏效应。因此,在实际工程施工中,为了确保连系梁不被破坏,应加强与抗滑桩连接部位的钢筋强度。

图15 边坡加固工程中圆截面组合桩可能出现的破坏模式Fig.15 Possible failure patterns of circular cross-section composite piles in the actual slope reinforcement engineering

2) 桩身被破坏。圆截面组合桩的优势在于尽可能采用较小截面的抗滑桩进行组合,依靠组合结构整体的优势进行抗滑,然而不合理的设计方案可能会导致桩身截面过小,此外由第2.3.1节可知,后桩嵌固深度过短会导致较大的桩顶位移,在工程实践中,如果以上两种情况同时发生,则后桩的嵌固段容易与基岩发生脱离,进而导致前桩发生断裂[图15(b)]。在连系梁失效之后,圆截面组合桩的抗滑能力更是会大大削弱,所以在设计圆截面组合桩时需要认真考虑桩横截面的面积和嵌固深度。

3) 基岩被破坏。同样的滑坡推力作用下,相比于单桩,圆截面组合桩嵌固段的应力值明显减小,这可以说是其优势之一。但即便如此,极端工况下的滑坡推力会剧增,在桩身强度足够大的情况下,依然能够导致基岩的破坏[图15(c)],进而使圆截面组合桩失去抗滑功能。此外,连系梁失效后,桩身势必会产生较大的横向位移,这会导致桩侧应力值迅速增加,随着滑坡的进一步演化,当桩侧应力值超过基岩的允许抗压强度时,也会导致基岩的破坏。因此,在设计圆截面组合桩之前,应充分考虑嵌固段桩周基岩的分布情况,这将是下一步的研究工作。

4 结 论

本文通过10组物理模型试验研究了滑坡中圆截面组合桩的变形受力特征与合理嵌固深度。其中,先选用1组试验分析了滑体的变形阶段、圆截面组合桩的变形受力特征,之后用9组试验揭示了嵌固深度和连系梁对圆截面组合桩变形受力的影响,得到主要结论如下:

1) 滑体的变形可划分为压密阶段、匀速变形阶段、加速变形阶段和变形破坏阶段。在压密阶段,三个区域的滑体变形速度缓慢;在匀速变形阶段,滑体会保持较高的变形增长速度;三个区域的滑体变形速度在加速变形阶段明显不同,区域Ⅰ的滑体变形速度仍保持增长,而区域Ⅱ和区域Ⅲ的变形速度开始减小,一直到变形破坏阶段。

2) 前、后桩反弯点出现的范围分别为-18～-11.5 cm、-24.5～-18.5 cm,后桩反弯点出现的位置更接近于滑动面,且随着滑坡推力的增加,前、后桩的反弯点逐渐向上移动;前、后桩的桩身弯矩分别呈V型和S型分布,后桩的最大桩身弯矩比前桩大18.3%。

3) 前桩嵌固深度对桩顶位移的影响大于后桩,但后桩嵌固深度对桩身弯矩的影响大于前桩;当嵌固深度超过20 cm时,嵌固深度对桩身变形的影响较小。研究表明,在改变前桩或后桩的嵌固深度时,36%的桩长可作为合理的嵌固深度。

4) 连系梁的存在对后桩桩顶位移的影响较大,有连系梁时后桩的最大桩顶位移比无连系梁时减小了15.6%;连系梁还可以降低滑动面附近的最大桩身弯矩,并将其转化为桩顶以下的负值弯矩;有连系梁时前、后桩的最大桩身弯矩分别比无连系梁时大9.3%和16.0%。