胡時(shí)友,蔡 強(qiáng),李超杰

(1.成都理工大學(xué),四川 成都 610059；2.中國地質(zhì)科學(xué)院探礦工藝研究所,四川 成都 611734；3.中國地質(zhì)調(diào)查局地質(zhì)災(zāi)害防治技術(shù)中心,四川 成都 611734；4.成都航空職業(yè)技術(shù)學(xué)院,四川 成都 610100)

我國受滑坡災(zāi)害危害嚴(yán)重,其中較為常見的一種滑坡類型是碎石土滑坡[1]。微型樁結(jié)構(gòu)因布設(shè)靈活,適于復(fù)雜狹窄的地質(zhì)環(huán)境條件下快速施工且效果顯著,被大量應(yīng)用在滑坡災(zāi)害防治工程中,且取得了良好的效果[2～4]。目前,國內(nèi)外學(xué)者已取得較多的微型樁研究成果。閆金凱等[5]對(duì)微型單樁加固黃土滑坡進(jìn)行模型試驗(yàn)研究,結(jié)果表明微型樁可有效提高滑坡的穩(wěn)定系數(shù),其受到的滑坡推力呈上小下大的三角形分布,位于滑面附近發(fā)生彎剪復(fù)合破壞。胡毅夫等[6]通過3組大型模型試驗(yàn)對(duì)比研究微型抗滑樁雙排單樁與組合樁在加固邊坡時(shí)的抗滑特性,研究表明樁體破壞有3種形式：樁體彎曲、樁土脫空、樁體斷裂；雙排單樁樁體自由段土壓力沿樁身呈“S”型分布,樁前滑面層位存在樁土脫空區(qū)；后樁承受土壓力大于前樁,土壓力最大值在滑移面上10%樁長附近；組合樁加固效果更佳,較單樁抗滑力提高6.8%。馮君等[7]提出了微型樁加固順層巖質(zhì)滑坡3種類型,并應(yīng)用有限元理論建立了微型樁體系的內(nèi)力和變形的計(jì)算模型。孫書偉等[8]開展框架微型樁結(jié)構(gòu)抗滑特性的模型試驗(yàn)研究,結(jié)果表明框架微型樁結(jié)構(gòu)中微型樁頂水平位移與荷載之間為雙曲函數(shù)關(guān)系,且框架梁在荷載作用下發(fā)生傾斜,后排微型樁產(chǎn)生較為明顯的被拔出趨勢。陳正等[9]運(yùn)用有限元軟件ABAQUS對(duì)現(xiàn)場柔性微型樁試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬,發(fā)現(xiàn)較大的樁徑、較高的土體摩擦角對(duì)提高柔性微型樁水平承載力有顯著作用。陳強(qiáng)等[10]通過離心模型試驗(yàn)研究注漿鋼管微型樁的受力特征,研究表明前樁所受的最大土壓力約為后樁的13.3%,前樁的彎矩曲線由反S型逐漸變?yōu)镾型,而后樁的彎矩曲線一直呈S型。朱寶龍等[11]進(jìn)行了裸坡與微型樁群加固邊坡受力機(jī)理模型試驗(yàn),結(jié)果表明加樁邊坡模型的坡面水平位移遠(yuǎn)比裸坡模型小,且樁間距越小,坡面水平位移越小。劉鴻等[12]進(jìn)行了空間桁架微型樁體系抗滑機(jī)制試驗(yàn)研究,在碎石土地質(zhì)條件下,連系梁可以有效限制微型樁頂位移,并減小樁身彎矩,滑體中樁前土壓力分布相對(duì)較為均勻,各排微型樁樁體的彎矩大小分布比較接近,最大彎矩位于滑面處。

以上研究成果大多數(shù)分析了矩形分布的微型組合抗滑樁的受力變形特性,也未考慮微型樁結(jié)構(gòu)與巖土體間的相互作用對(duì)組合樁受力變形狀態(tài)的影響。因此,本文通過開展梅花形布設(shè)的三排微型樁加固碎石土滑坡的物理模型試驗(yàn),研究不同樁間距條件下各排樁的受力變形特征以及滑坡推力傳遞情況,為微型樁的設(shè)計(jì)提供科學(xué)依據(jù)。

1 物理模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)?zāi)康暮蛢?nèi)容

利用模型試驗(yàn)槽,對(duì)三排微型樁加固碎石土滑坡的過程進(jìn)行模型試驗(yàn),重現(xiàn)其抗滑的過程和特征。記錄不同樁間距下三排微型樁樁頂位移、樁身應(yīng)變和樁后土壓力,分析微型樁群的受力變形特性。

1.2 模型試驗(yàn)相似條件

模型試驗(yàn)中,全部相似判據(jù)都滿足的相似模型是極難獲得的,只能使模型滿足主要的相似判據(jù)。因此,模型試驗(yàn)過程中相似性重點(diǎn)滿足野外模型幾何特征和動(dòng)力作用過程相似,幾何相似比λL=1∶15,彈模相似比CE=1,其它相似性也做適當(dāng)考慮。

1.3 模型材料

(1)模型樁

模型樁由PVC管灌注水泥砂漿制成,其中,PVC管的截面尺寸為直徑d=2 cm,長0.55 m,水泥標(biāo)號(hào)為325#,骨料采用的是粒徑為1.0 mm的石英砂。

將模型樁簡化為懸臂梁結(jié)構(gòu),在樁體頂端加集中荷載,通過多級(jí)加載進(jìn)行模型樁的標(biāo)定試驗(yàn),根據(jù)彈性力學(xué)理論,得到模型樁的彈性模量E=0.04×104MPa。

(2)滑體材料

滑體土選擇重晶石粉、石英砂、碎石顆粒和水進(jìn)行配置,各種材料質(zhì)量百分配比及試驗(yàn)材料的力學(xué)參數(shù)見表1、表2。

表1 巖土體材料配比Table 1 Mixture ratios of rock and soil materials

表2 試驗(yàn)材料的力學(xué)參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of the test material

(3)模型底面

模型底部用一層厚0.07 m的黏土層制作。由于滑體的滑動(dòng)主要靠后部的加載裝置推動(dòng),模型底面土體的力學(xué)參數(shù)對(duì)滑體滑動(dòng)的影響很小,因而不考慮其強(qiáng)度對(duì)模型滑動(dòng)的影響。

1.4 三排樁試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱?/h3>

試驗(yàn)共分3組,每組10根模型樁,樁間距S分別為4d,5d,6d,其中第一排有3根樁,第二排有4根樁,第三排3根樁,三排樁呈梅花型布設(shè)。模型樁底部采用角鋼夾具將其固定在模型底面上部,滑體厚0.45 m,長1.75 m,微型樁長0.55 m,制備的模型見圖1、圖2。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ推拭鎴DFig.1 Test model profile

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼掌現(xiàn)ig.2 Test model photo

1.5 測試內(nèi)容

考慮到試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯耆珜?duì)稱及三排樁整體受力狀態(tài),并忽略掉邊界效應(yīng)的影響,取位于滑坡體中間位置的1#,2#,3#和4#樁作為測試樁(1#，4#樁位于第一、三排樁中線位置,2#，3#樁位于第二排樁臨近中線位置的兩側(cè),圖2),在測試樁位于滑面、滑面以上4 cm和9 cm處敷貼應(yīng)變片以測試樁身力學(xué)狀態(tài),另在測試樁樁后位于滑面以上4 cm和15 cm處埋設(shè)土壓力計(jì)，以測試樁體承受滑坡推力的狀態(tài)。此外,在測試樁頂設(shè)置位移控制點(diǎn),監(jiān)控加載過程中樁頂位移變化情況。

1.6 加載設(shè)計(jì)

滑坡發(fā)生滑動(dòng)時(shí),滑坡推力始終穩(wěn)定作用在抗滑樁上,為模擬這個(gè)過程,在模型試驗(yàn)中用量程為20 kN的推力加載裝置對(duì)模型樁后土體施加荷載,用以模擬微型樁所受到的滑坡推力,加載方式為分級(jí)加載,加載幅度為每次使滑體向滑坡前緣移動(dòng)10 mm,滑體位移以L表示。在每級(jí)荷載施加后,均要持荷一定時(shí)間,至樁結(jié)構(gòu)受力和變形趨于穩(wěn)定后才施加下一級(jí)荷載。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

通過研究測試樁的樁頂位移、樁后土壓力、樁身彎矩和滑坡推力傳遞系數(shù)分布情況,揭示不同樁間距下三排微型樁受力變形特性和滑坡推力傳遞規(guī)律。

4a 1H NMR(CDCl3) δ:8.15-8.12(m,3 H),7.90-7.87(m,1 H),7.50-7.45(m,4 H),7.40-7.35(m,1 H).

2.1 樁頂位移分析

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,建立不同樁間距下各排模型樁樁頂位移變化曲線,如圖3所示。

圖3 樁頂位移變化曲線Fig.3 Displacement of pile top

加載開始后,一段時(shí)間內(nèi)(滑體位移L≤100 mm)微型群樁樁頂位移基本保持為0,這是由于水平推力大部分都耗散在是滑坡體后緣土體擠壓密實(shí)的過程中,當(dāng)后緣土體達(dá)到一定密實(shí)程度后,傳遞到微型群樁的推力逐漸增大,排樁樁頂位移開始明顯增長。隨著水平推力的增長,位移變化曲線出現(xiàn)突變點(diǎn),曲線斜率陡然增大,樁頂位移快速增加,表明微型樁進(jìn)入彈塑性工作階段。

在整個(gè)加載過程中,第一排樁頂位移增長的速度最快,第二、三排樁依次減小,說明各排樁受到的滑坡推力逐漸減小。而樁間距為12 cm時(shí),微型群樁各排樁頂移最大,樁間距為10 cm時(shí)最小,表明樁間距越大,微型群樁對(duì)樁間土的遮蔽阻擋效果越差,樁與土體共同作用的整體性越差。

2.2 不同樁間距下樁后土壓力分布規(guī)律

根據(jù)試驗(yàn)測試結(jié)果,不同滑體位移和樁間距下,滑面以上4,15 cm處的樁后土壓力(滑坡推力)分布規(guī)律如圖4所示。

加載開始后,由于滑坡體后緣土體處于瞬時(shí)變形階段,各排樁滑面上埋設(shè)的土壓力計(jì)基本上沒有測得有效應(yīng)力值。隨著滑體壓縮變形持續(xù)增長,第一、二排樁后和樁間土拱效應(yīng)自上而下逐漸增強(qiáng),通過土拱傳遞到第一、二排樁上的滑坡推力逐漸增大,且越靠近滑面處的滑坡推力增長越快。第三排樁后土壓力基本保持不變,表明滑坡推力基本由第一、二排樁承擔(dān),傳遞到第三排樁上的滑坡推力非常小。隨后,樁間土拱被破壞,第一排樁進(jìn)入彈塑性工作階段,樁后土壓力曲線出現(xiàn)突變點(diǎn),土壓力激增,很快第一排樁后土壓力達(dá)到峰值,微型樁失效破壞,隨后樁后土壓力急劇減小,第二排樁后土壓力快速增長,通過第三排樁后土拱傳遞到第三排樁上的土壓力呈現(xiàn)明顯的增長趨勢。

圖4 持續(xù)滑動(dòng)條件下樁后土壓力分布曲線Fig.4 Soil pressure distribution curves of the pile in the condition of continual slide

S=4d時(shí),當(dāng)L≤100 mm,各排樁滑面上2個(gè)測點(diǎn)的土壓力均為0。當(dāng)L=150 mm,第一排樁后土壓力曲線出現(xiàn)突變點(diǎn),樁后土拱形成。隨著滑體的持續(xù)滑動(dòng),由于微型樁將不穩(wěn)定土體內(nèi)的應(yīng)力傳遞到穩(wěn)定土體內(nèi),進(jìn)行應(yīng)力重分布,第一、二排樁土壓力呈現(xiàn)階梯式的增長。當(dāng)L>280 mm,第一排樁進(jìn)入彈塑性受力階段,樁后土拱被破壞,土壓力達(dá)到峰值,樁體抗滑失效。在整個(gè)加載過程中,傳遞到第三排樁上的推力較小,樁后土壓力的增長不明顯。

S=5d時(shí),隨著滑體的持續(xù)滑移,通過樁后土拱傳遞到第一排樁上的推力逐漸加大,各排樁后土壓力大幅度增長,曲線斜率基本相同。當(dāng)L>340 mm,第一排樁達(dá)到彈性受力極限,很快樁后土壓力就達(dá)到峰值,第一排樁失效破壞,逐漸退出抗滑狀態(tài)。第二排樁承擔(dān)主要的滑坡推力,其樁后土壓力快速增加,傳遞到第三排樁上的推力加大,但沒有引起樁體明顯的變形,樁后土壓力較小。

2.3 不同樁間距下樁身彎矩分布規(guī)律

假設(shè)微型樁始終處于彈性工作階段,根據(jù)標(biāo)定試驗(yàn)測出的模型樁的彈性模量和沿樁身粘貼的應(yīng)變片測出的應(yīng)變值,由式(1)可計(jì)算出相應(yīng)測點(diǎn)的彎矩值。

M=Wz·E·ε

(1)

式中：Wz——模型樁橫截面抗彎系數(shù)；

E——模型樁的彈性模量；

ε——樁身應(yīng)變值。

不同滑體位移和樁間距下,樁身的彎矩分布曲線如圖5～7所示。

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,加載開始一段時(shí)間內(nèi)模型樁的彎矩增長非常緩慢,微型樁基本沒有產(chǎn)生明顯位移(OA段),這是由于水平推力大部分用來克服樁后土體的阻滑力和擠壓密實(shí)滑坡后緣土體,只有小部分的推力傳遞到樁上；隨著滑體持續(xù)滑動(dòng),土拱效應(yīng)逐步增強(qiáng),樁間土體向兩側(cè)的樁上傳遞推力增大,樁身彎矩快速增長,微型樁處于彈性工作階段(AB段)。隨后彎矩分布曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)(B點(diǎn)),此時(shí)微型樁進(jìn)入彈塑性受力狀態(tài),直至破壞。

圖5 樁間距為4d的樁身彎矩圖Fig.5 Diagram of pile spacing of 4d bending moment

圖6 樁間距為5d的樁身彎矩圖Fig.6 Diagram of pile spacing of 5d bending moment

圖7 樁間距為6d的樁身彎矩圖Fig.7 Diagram of pile spacing of 6d bending moment

微型樁從上到下樁身彎矩由小到大,且模型底面處的樁身彎矩最大,表明該處為樁身最危險(xiǎn)截面。

S=4d時(shí),當(dāng)L≤100 mm,微型樁結(jié)構(gòu)沒有產(chǎn)生位移,樁身彎矩基本為0(OA段)。隨著滑體的持續(xù)滑動(dòng),作用在第一排樁上的推力變大,樁體產(chǎn)生明顯的彎曲變形,樁身彎矩增大。當(dāng)L=110 mm,推力開始傳遞到第二排樁上,樁身彎矩曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)C,曲線斜率陡增,第三排樁樁身彎矩仍然保持不變。當(dāng)L=280 mm,第三排樁樁身彎矩曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)G,H,表明排樁間土拱達(dá)到最佳傳力狀態(tài),三排樁開始共同承受推力作用。當(dāng)L=300 mm時(shí),第一排樁身彎矩達(dá)到其極限抗滑狀態(tài),樁體逐漸退出抗滑狀態(tài),由第二、三排樁承擔(dān)推力作用。

S=5d時(shí),當(dāng)L<100 mm,水平推力主要用來擠壓密實(shí)滑坡后緣土體(OA段),各排樁樁身彎矩基本為0。當(dāng)L=90 mm,各排樁樁身彎矩曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)A,C,E,樁身出現(xiàn)明顯的彎曲變形。隨著滑體的持續(xù)滑動(dòng),樁排間和樁后土拱效應(yīng)增強(qiáng),滑坡推力較好地在各排樁間傳遞,樁身彎矩快速增長。當(dāng)L=220 mm,第三排樁出現(xiàn)突變點(diǎn)F,樁身彎矩增長加快,說明傳遞到第三排樁上的滑坡推力加大,樁前坡體出現(xiàn)裂縫。當(dāng)L=250 mm,第一排樁后土拱達(dá)到極限狀態(tài),樁身彎矩激增,第一排樁進(jìn)入彈塑性變形階段,樁體內(nèi)部開始出現(xiàn)裂紋,抗彎剛度開始下降,滑體前緣裂紋數(shù)量也增多,且裂縫寬度加大。當(dāng)L=270 mm,第二排樁出現(xiàn)突變點(diǎn)D,表明滑坡推力大部分開始由第二、三排樁共同承擔(dān),這時(shí)第三排樁身彎矩曲線斜率陡增,樁身彎矩大幅度增長。當(dāng)L=340 mm,第一排樁達(dá)到最大抗滑彎矩,樁體內(nèi)部裂紋數(shù)量增多,第一排樁失效破壞。

S=6d時(shí),OA段樁身彎矩基本為0。隨著滑體的持續(xù)滑動(dòng),第一排微型樁進(jìn)入彈塑性工作階段(AB段),樁體彎曲變形和彎矩增大,通過樁排間土拱傳遞到第二、三排樁的推力加大。當(dāng)?shù)谌艠稑渡韽澗厍€出現(xiàn)突變點(diǎn)G,H時(shí),三排樁開始整體受力,類似抗滑擋土墻。當(dāng)L=310 mm,第一排樁身彎矩達(dá)到其極限抗滑狀態(tài),樁體逐漸退出抗滑狀態(tài),由第二、三排樁承擔(dān)推力作用,它們的樁身彎矩驟增。

2.4 滑坡推力傳遞系數(shù)分析

由于模型尺寸較小,可不考慮摩阻力的影響,同時(shí)忽略樁排間和樁前土體抗力的作用,獨(dú)立布置的微型樁結(jié)構(gòu)可簡化為相互獨(dú)立的懸臂樁結(jié)構(gòu),此時(shí),在各排樁失效前,它們承擔(dān)的滑坡推力的比值與各自的樁身最大彎曲應(yīng)變比值一致。

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,滑體位移L超過100 mm后,樁身才產(chǎn)生明顯的彎曲變形,因此,利用L>100 mm后各排樁處于彈性階段的彎曲應(yīng)變值分析滑坡推力傳遞系數(shù)的分布規(guī)律。

令：

則滑坡推力傳遞系數(shù)分布規(guī)律如圖8所示。

圖8 滑坡推力傳遞系數(shù)分布曲線Fig.8 Distribution curves of the landslide thrust transmission coefficient

樁間距為4d,5d和6d的三排微型樁結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的α分別在(0.23,0.5)、(0.54,0.71)和(0.47,0.68)之間取值,β分別在(0.25,0.3)、(0.27,0.49)和(0.21,0.47)之間取值,表明樁間距為5d時(shí),三排樁的整體受力性能最好,滑坡推力在排樁間較好地傳遞。

3 結(jié)論

(1)在同等滑坡推力作用下,樁間距為5d時(shí),微型樁群與樁間土協(xié)同作用效果最理想,樁頂位移最小,樁間距4d時(shí)次之,樁間距6d時(shí)最大。

(2)微型樁承受的滑坡推力和樁身彎矩沿樁身埋設(shè)方向呈自上而下逐漸增大趨勢,三排微型樁群均以第一排樁達(dá)到其彈性受力極限而失效,且樁間距為5d的微型樁群最晚失效。

(3)滑坡推力沿排樁呈逐漸減小趨勢,樁間距5d時(shí),滑坡推力在排樁間分布較理想,排樁間滑坡推力傳遞系數(shù)α,β分別在(0.54,0.71)和(0.27,0.49)間取值。

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