胡時(shí)友，蔡 強(qiáng)，李超杰

(1.成都理工大學(xué)環(huán)境與土木工程學(xué)院，四川 成都 610059；2.中國(guó)地質(zhì)科學(xué)院探礦工藝研究所/中國(guó)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；3.成都航空職業(yè)技術(shù)學(xué)院，四川 成都 610100)

我國(guó)滑坡災(zāi)害頻發(fā)，其中較為常見(jiàn)的一種滑坡類型是碎石土滑坡[1]；而微型樁結(jié)構(gòu)因布設(shè)靈活，適于在復(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(guó)內(nèi)外學(xué)者已取得較多的微型樁研究成果。胡毅夫等[5]通過(guò)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，結(jié)果表明樁體破壞有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(zhǎng)附近；組合樁加固效果更佳，較單樁抗滑力提高6.8%。朱寶龍等[6]通過(guò)離心模型試驗(yàn)研究了不同樁間距微型樁群的受力特征和樁身彎矩特征，研究結(jié)果表明樁間距的不同會(huì)影響各排樁之間的荷載分擔(dān)比以及樁身最大彎矩出現(xiàn)的位置。陳強(qiáng)等[7]通過(guò)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。蘇媛媛等[8]通過(guò)對(duì)國(guó)內(nèi)外研究結(jié)論的總結(jié)分析認(rèn)為合理的樁間距能減小微型樁群由于群樁效應(yīng)而產(chǎn)生的不利影響，但同時(shí)要兼顧微型樁與巖土體整體協(xié)調(diào)作用的發(fā)揮程度，以求獲得最佳承載能力。周德培等[9]開(kāi)展了頂板連接式微型樁組合結(jié)構(gòu)抗滑機(jī)制的模型試驗(yàn)研究，在滑坡推力作用下，各排微型樁均能承擔(dān)較大的彎矩，其中靠近滑坡后緣的排樁承擔(dān)的彎矩最大，其余兩排樁承擔(dān)的彎矩相對(duì)較小。孫書(shū)偉等[10]開(kāi)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(shì)。閆金凱等[11]開(kāi)展了微型樁與滑坡體共同作用的大型物理模型試驗(yàn)研究，微型樁各排樁在滑坡滑動(dòng)時(shí)同時(shí)受力，且受力分布情況基本相同；各排樁同時(shí)發(fā)生破壞，破壞區(qū)域位于滑面上下各3倍樁徑左右的范圍內(nèi)，為彎曲與剪切相結(jié)合的破壞模式。李志雨等[12]通過(guò)數(shù)值模擬研究了某滑坡治理工程實(shí)例，通過(guò)分析土拱效應(yīng)的形成，得出距徑比(樁間距/樁徑)為5～8時(shí)土拱效應(yīng)最理想。

以上研究成果大多分析了矩形分布的微型組合抗滑樁的受力變形特性，未涉及梅花形布設(shè)的微型組合抗滑樁的變形破壞特征。另外，由于巖土體復(fù)雜多變，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(guò)開(kāi)展梅花形布設(shè)的雙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和滑坡推力傳遞規(guī)律，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)雙排微型樁加固碎石土滑坡的過(guò)程進(jìn)行模型試驗(yàn)，重現(xiàn)其抗滑過(guò)程和特征。記錄不同樁間距下雙排微型樁樁頂位移、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)。根據(jù)相似理論，凡是在幾何相似條件下由動(dòng)力學(xué)相似獲得的解，理應(yīng)滿足運(yùn)動(dòng)學(xué)相似[1]，即：

(1)

式中：λ——相似系數(shù)；

σ——應(yīng)力；

γ——材料重度；

l——幾何尺寸；

μ——泊松比；

ε——應(yīng)變；

f——摩擦系數(shù)；

φ——摩擦角；

Ε——彈性模量；

C——黏聚力；

τ——抗剪強(qiáng)度。

在模型試驗(yàn)過(guò)程中幾何相似比λl=1∶15，彈模相似比λE=1。

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)20 mm，長(zhǎng)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(jiǎn)化為懸臂梁結(jié)構(gòu)，在樁體頂端加集中荷載，通過(guò)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為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(jiàn)表1～2。

表1 巖土體材料配比[13]Table 1 Mixture ratios of rock and soil materials

表2 試驗(yàn)材料力學(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 雙排樁試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱?/h3>

試驗(yàn)共分3組，每組7根模型樁，樁間距Cd分別為4d、5d、6d，其中第一排有3根樁，第二排有4根樁，雙排樁呈梅花型布設(shè)。模型樁底部采用角鋼夾具將其固定在模型底面上部，模擬樁嵌固在基巖層內(nèi)；滑體厚0.45 m，長(zhǎng)1.75 m，微型樁長(zhǎng)0.55 m，制備的模型見(jiàn)圖1、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(cè)試內(nèi)容

考慮到試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯耆珜?duì)稱及雙排樁整體受力狀態(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#樁作為測(cè)試樁(1#樁位于第一排樁中線位置，2#、3#樁位于第二排樁臨近中線位置的兩側(cè)，見(jiàn)圖2)，在測(cè)試樁位于滑面、滑面以上4 cm和9 cm處敷貼應(yīng)變片以測(cè)試樁身力學(xué)狀態(tài)，另在測(cè)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(cè)試樁體承受滑坡推力的狀態(tài)；此外，在測(cè)試樁頂設(shè)置位移控制點(diǎn)，監(jiān)控加載過(guò)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(guò)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S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(guò)研究測(cè)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，揭示不同樁間距下雙排微型樁受力變形特性和滑坡推力傳遞規(guī)律。

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(kāi)始后，由于土體產(chǎn)生瞬時(shí)變形，樁體上受到的推力較小，不足以使微型樁產(chǎn)生明顯位移，此時(shí)第一排樁頂位移基本保持在2 mm以內(nèi)，第二排樁頂位移保持在1 mm以內(nèi)。當(dāng)S>80 mm時(shí)，傳遞到微型群樁的推力逐漸增大，第一排樁頂位移才開(kāi)始有明顯的增長(zhǎng)，微型樁進(jìn)入彈性工作階段。當(dāng)S>160 mm時(shí)，排樁樁頂位移開(kāi)始明顯增長(zhǎng)，隨著水平推力的增長(zhǎng)，第一排樁頂位移變化曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)，曲線斜率陡然增大，微型樁處于彈塑性受力直至第一排樁失效。

當(dāng)S>100 mm時(shí)，第二排樁頂位移才開(kāi)始有明顯的增長(zhǎng)；當(dāng)S>180 mm時(shí)，第二排樁頂位移增長(zhǎng)幅度增大。

加載全過(guò)程中，樁間距為120 mm時(shí)，第一排樁樁頂位移增長(zhǎng)最快，且增幅最大，表明微型群樁對(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；樁間距為100 mm時(shí)，第一排樁樁頂位移增長(zhǎng)最慢，且增幅最小，表明此時(shí)樁土共同作用的整體性最好，樁身產(chǎn)生的角位移也最小。

同級(jí)水平推力作用下，不同樁間距下的第二排樁頂位移的變化規(guī)律與第一排樁基本上相同。

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(cè)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。

圖4 持續(xù)滑動(dòng)條件下樁后土壓力分布曲線Fig.4 Curves of the pile soil pressure under the conditions of continuedslide

加載開(kāi)始后，由于滑坡體后緣土體處于瞬時(shí)變形階段，雙排樁位于滑面上4 cm和15 cm處的土壓力基本為0。隨著滑體壓縮變形持續(xù)增長(zhǎng)，雙排樁樁間土拱效應(yīng)自上而下逐漸增強(qiáng)，通過(guò)土拱傳遞到第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(zhǎng)越快。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，樁后土壓力急劇減小，大部分的推力開(kāi)始由第二排微型樁承受，第二排樁后土壓力快速增長(zhǎng)。

樁間距為80 mm時(shí)，當(dāng)?shù)谝慌艠痘嫔? cm處的土壓力曲線出現(xiàn)第一個(gè)突變點(diǎn)后，第一排樁后土壓力劇烈增加，曲線斜率變陡，第一排樁間土拱效應(yīng)加劇，樁間土體傳遞到樁上的應(yīng)力加大，但由于第一排樁與模型槽擋板間距過(guò)大，部分土體從樁外側(cè)繞流，第一排樁后土壓力出現(xiàn)波動(dòng)。隨著滑體的持續(xù)滑動(dòng)，第一排樁間土拱達(dá)到其極限狀態(tài)并被破壞，樁與樁后土體出現(xiàn)分離現(xiàn)象，樁后土壓力出現(xiàn)波動(dòng)，再次出現(xiàn)突變點(diǎn)，此時(shí)第一排微型樁進(jìn)入塑性破壞階段，達(dá)到極限抗滑狀態(tài)。

樁間距為100 mm時(shí)，隨著水平推力的加大，當(dāng)S>140 mm后，第一排樁后土拱效應(yīng)自上而下地逐漸增強(qiáng)，推力較好地傳遞到第一排樁上，位于滑面上4 cm和15 cm處樁后土壓力變化曲線的斜率基本相同，這兩個(gè)測(cè)點(diǎn)的土壓力均呈現(xiàn)大幅度增長(zhǎng)，但靠近滑面處的土壓力增長(zhǎng)較快，表明樁后土壓力主要集中分布在滑面以上1/3樁身范圍內(nèi)，此時(shí)，傳遞到第二排樁的推力也逐步加大，樁后土壓力明顯增大。隨著滑坡土體的持續(xù)滑動(dòng)，第一排樁后土拱達(dá)到其極限強(qiáng)度，樁與樁后土體出現(xiàn)分離現(xiàn)象，微型樁進(jìn)入塑性屈服階段，第一排樁后兩個(gè)測(cè)點(diǎn)的土壓力均出現(xiàn)突變點(diǎn)并同時(shí)達(dá)到峰值，分別為8.37 kPa、9.35 kPa，隨后第一排微型樁失效破壞，樁后土壓力急劇減小，滑坡推力全部由第二排樁承擔(dān)。

樁間距為120 mm時(shí)，當(dāng)S≤100 mm，雙排樁后土壓力基本為0。隨著滑體位移持續(xù)增加，第一排樁后土拱形成，樁后土壓力增大，且第一排樁位于滑面以上1/3樁身范圍內(nèi)的土壓力及其曲線斜率基本相同。當(dāng)S=190 mm時(shí)，土壓力曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)，土壓力增長(zhǎng)幅度減緩，這是由于樁間距過(guò)大，樁后土拱強(qiáng)度較低，并且被破壞，樁后土體從樁間繞流，第一排樁與樁后土體出現(xiàn)脫空現(xiàn)象，第一排樁進(jìn)入彈塑性受力階段，此時(shí)傳遞到第二排樁后的推力加大，土壓力快速增長(zhǎng)。當(dāng)S=250 mm時(shí)，第一排樁滑面上4 cm處的土壓力到達(dá)峰值，隨后急劇下降，說(shuō)明第一排樁已被破壞，失去抗滑效果。第二排樁后土壓力隨著水平推力的增大而增大，且越靠近滑面上樁身1/3范圍內(nèi)的土壓力越大。

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(cè)出的模型樁的彈性模量和沿樁身粘貼的應(yīng)變片測(cè)出的應(yīng)變值，由式(1)可計(jì)算出相應(yīng)測(cè)點(diǎn)的彎矩值。

M=Wz·E·ε

(1)

其中：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。

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

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，加載開(kāi)始后，一段時(shí)間內(nèi)模型樁的彎矩基本為0(OA、OD段)，雙排微型樁基本沒(méi)有產(chǎn)生位移，這是由于水平推力大部分用來(lái)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第一排樁上，第二排樁沒(méi)受到推力作用；隨著滑體持續(xù)滑動(dòng)，第一排樁后土拱形成，且強(qiáng)度由小到大，水平推力通過(guò)樁后土拱傳遞到第一排樁上增大，樁身彎矩快速增長(zhǎng)，曲線斜率變大，通過(guò)樁排間土拱傳遞到第二排樁上的推力加大，第二排樁間土拱效應(yīng)自上而下是逐步增強(qiáng)，樁身彎矩曲線出現(xiàn)第一個(gè)突變點(diǎn)D、F。當(dāng)?shù)谝慌艠渡韽澗厍€出現(xiàn)突變點(diǎn)B，彎矩急劇加大，微型樁進(jìn)入塑性工作階段，彎矩很快達(dá)到其峰值C點(diǎn)，隨后快速減小，第一排樁失效破壞。這個(gè)過(guò)程中(BC)，第二排樁身彎矩曲線也出現(xiàn)突變點(diǎn)E，彎矩激增(EF)，這是由于第一排樁剛產(chǎn)生塑性變形后，沒(méi)有立即破壞，較大部分的推力逐漸傳遞到第二排樁上，當(dāng)?shù)谝慌艠冻^(guò)其抗滑極限狀態(tài)后，主要由第二排樁提供抗滑力。

雙排微型樁從上到下，樁身彎矩由小到大，且滑面處的樁身彎矩較滑面上9 cm處大得多，表明該處的樁身彎矩是樁能承受的最大彎矩。

樁間距為4d時(shí)，隨著滑體的持續(xù)滑動(dòng)，當(dāng)S=100 mm，第一排樁樁身彎矩曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)B，表明樁后土拱形成，通過(guò)土拱傳遞到樁上的推力加大，第一排微型樁進(jìn)入彈性工作階段，推力開(kāi)始傳遞到第二排樁上，當(dāng)S=140 mm，第二排樁樁身彎矩曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)D，樁排間的土拱形成。當(dāng)S=230 mm時(shí)，第一排樁后土拱達(dá)到極限狀態(tài)，第一排樁進(jìn)入彈塑性受力階段，很快達(dá)到其屈服極限，第一排樁樁身彎矩達(dá)到其能承受的最大抗滑彎矩74.36 N·m，這時(shí)，第二排樁樁身彎矩曲線出現(xiàn)第二個(gè)突變點(diǎn)E，隨著第一排樁失效破壞，第二排樁承受的推力激增，樁身彎矩也劇烈增大。

樁間距為5d時(shí)，隨著水平推力的增加，當(dāng)S=70 mm，第一排樁樁身彎矩曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)，樁后土拱形成，第一排樁開(kāi)始承受推力。隨著滑體的持續(xù)滑動(dòng)，第一樁后土拱效應(yīng)逐步增強(qiáng)，樁身彎矩大幅度增長(zhǎng)。當(dāng)S=110 mm，第二排樁樁身彎矩曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)D，樁排間的土拱形成，當(dāng)S=140 mm，出現(xiàn)第二個(gè)突變點(diǎn)E，樁前土體出現(xiàn)裂縫，而第一排樁仍處于彈性工作階段，表明傳遞到第二排樁上的推力加大，雙排樁開(kāi)始共同提供抗滑彎矩，雙排樁與樁間土形成一個(gè)整體，類似抗滑擋土墻。當(dāng)S=260 mm，第一排樁樁身彎矩曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)B，第一排樁進(jìn)入彈塑性工作階段，樁體內(nèi)部產(chǎn)生少量細(xì)小的拉裂紋，樁體抗彎剛度減小，抗彎能力下降，很快達(dá)到其極限抗滑狀態(tài)，出現(xiàn)彎矩峰值，為62.43 N·m，第一排樁開(kāi)始退出抗滑狀態(tài)，由第二排樁提供抗滑彎矩。

樁間距為6d時(shí)，隨著滑體的持續(xù)滑動(dòng)，當(dāng)S=90 mm，第一排樁樁身彎矩曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)B，表明樁后土拱形成，通過(guò)土拱傳遞到樁上的推力加大，第一排微型樁進(jìn)入彈性工作階段，推力開(kāi)始傳遞到第二排樁上；當(dāng)S=200 mm，第二排樁樁身彎矩曲線出現(xiàn)突變點(diǎn)D，樁排間土拱形成。當(dāng)?shù)谝慌艠哆_(dá)到其彈性受力極限時(shí)，第二排樁樁身彎矩曲線才出現(xiàn)第二個(gè)突變點(diǎn)E，表明雙排樁開(kāi)始共同承受推力。但很快第一排樁達(dá)到其能抵抗的最大抗滑彎矩62.09 N·m，隨后第一排樁失效破壞，第二排樁承受的推力激增，樁身彎矩也劇烈增大。

2.4 滑坡推力傳遞系數(shù)分析

獨(dú)立布置的雙排微型樁抗滑模型試驗(yàn)，在不考慮樁排間和樁前土體抗力、滑動(dòng)面摩阻力及邊界效應(yīng)的前提下，可以簡(jiǎn)化為兩排相互獨(dú)立的懸臂樁結(jié)構(gòu)，那么，第一、二排樁受到的滑坡推力的比值應(yīng)該與雙排微型樁樁頂位移的比值一致。

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

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)不同樁間距下雙排微型樁加固碎石土滑坡的受力變形特性的研究，得到以下幾點(diǎn)認(rèn)識(shí)：

(1)在同等滑坡推力作用下，樁間距為5d時(shí)，微型樁群對(duì)樁間土的遮蔽阻擋效果最好，樁頂位移最小，樁間距4d時(shí)次之，樁間距6d時(shí)最大。

(2)雙排微型樁承受的滑坡推力主要集中在滑面以上1/3樁身范圍內(nèi)，樁身最大彎矩位于滑面附近，且樁群均以第一排樁達(dá)到其彈性受力極限而失效。

(3)滑坡推力沿排樁呈逐漸減小趨勢(shì)， 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在(0.5，0.7)間取值。