微型樁側(cè)向承載特性現(xiàn)場(chǎng)大型模型試驗(yàn)研究

鄭靜 安孟康

中鐵西北科學(xué)研究院有限公司， 蘭州 730000

在邊坡病害和滑坡治理中，微型樁作為側(cè)向受荷樁，因其單樁承載能力較小而成群布置，頂部采用聯(lián)系梁連接形成樁土共同作用的復(fù)合抗滑結(jié)構(gòu)。由于微型樁具有布置靈活、高效、環(huán)保、可在狹小場(chǎng)地施工等特點(diǎn)，因而在邊坡和滑坡治理特別是應(yīng)急搶險(xiǎn)加固中得到廣泛應(yīng)用，已有許多學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了研究。

胡毅夫等［1］通過模型試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)前樁彎矩明顯比后樁的小，前后樁彎矩比約為0.65，提高連梁的線剛度有利于彎矩在前后樁的分配。辛建平等［2］通過數(shù)值模擬和室內(nèi)模型試驗(yàn)研究表明，不同類型邊坡微型樁的破壞機(jī)制完全不同，巖土混合邊坡樁體主要在滑面處和滑面以上分別發(fā)生彎剪破壞和彎曲破壞，巖質(zhì)邊坡樁體主要是滑帶處錯(cuò)動(dòng)引起的剪切破壞，土質(zhì)邊坡樁體主要是發(fā)生滑帶兩側(cè)的彎曲破壞。梁中勇等［3］通過室內(nèi)極限抗彎承載力試驗(yàn)得出，隨著彎矩增大，鋼管樁心配筋微型樁試件的中性軸往受壓側(cè)移動(dòng)，承載力不斷提高，與無樁心配筋的微型鋼管樁相比，其極限抗彎承載力提高了50%。張力等［4］通過現(xiàn)場(chǎng)推樁試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析提出微型樁的樁間距和排間距應(yīng)為3D ~7D（D為直徑），微型樁的錨固段長(zhǎng)度應(yīng)取1/3~1/2樁長(zhǎng)。周德培等［5］通過對(duì)頂梁固定微型樁組合結(jié)構(gòu)抗滑機(jī)制的分析討論表明，微型樁組合結(jié)構(gòu)的抗滑效果是通過發(fā)揮微型樁的抗拉強(qiáng)度和樁土地基承載力的優(yōu)勢(shì)來抵抗滑坡推力的。陳強(qiáng)等［6］通過離心試驗(yàn)對(duì)注漿鋼管微型樁加固滑坡的機(jī)理和其受力特征研究得出，前樁所受的最大土壓力約為后樁的13.3%，后樁承受較大的滑坡推力，前樁的彎矩分布曲線由反S形逐漸變?yōu)镾形，后樁的彎矩曲線一直呈S形。孫書偉等［7］通過模型試驗(yàn)并結(jié)合數(shù)值分析研究得出，微型樁形成土拱的最大樁間距約為5.5D。

這些研究大都是基于室內(nèi)試驗(yàn)進(jìn)行的，也有一些進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)推樁試驗(yàn)，而現(xiàn)場(chǎng)推樁試驗(yàn)條件下樁所承受的側(cè)向荷載與邊坡和滑坡滑動(dòng)所產(chǎn)生的實(shí)際荷載也有所不同。本文采用坡頂堆載的現(xiàn)場(chǎng)大型模型試驗(yàn)方法，研究微型樁群的側(cè)向承載特性，為其設(shè)計(jì)計(jì)算提供依據(jù)。由于目前以垂直布置微型樁的應(yīng)用偏多，因而本文僅對(duì)垂直布置的微型樁試驗(yàn)研究進(jìn)行論述。

1 現(xiàn)場(chǎng)模型試驗(yàn)方案

以現(xiàn)場(chǎng)地層為滑床、人工夯填土形成滑體、人為預(yù)設(shè)滑面建立滑坡試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，按與實(shí)際微型樁一致的樁體材料和截面尺寸制作試樁。采用坡體前部開挖和滑體坡頂堆載的方式迫使滑體滑動(dòng)， 通過安裝于樁頂?shù)膽?yīng)變式電子尺和大量程百分表觀測(cè)微型樁頂?shù)奈灰疲ㄟ^埋設(shè)于微型樁前后的土壓力盒和粘貼于樁身的應(yīng)變片采集數(shù)據(jù)，分析作用于微型樁上的滑坡推力大小、分布和樁身內(nèi)力。

1.1 模型設(shè)計(jì)與制作

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)?zāi)Ｐ烷L(zhǎng)12.0 m，寬2.7 m，高6.6 m?；矠橹忻艿钠潞榉e碎石土。滑面采用在滑床表面鋪設(shè)建筑木模板形成硬質(zhì)底面，再在其上鋪設(shè)彩鋼板，彩鋼板上鋪撒滑石粉，然后以雙層塑料薄膜平整覆蓋進(jìn)行模擬?；w由黃土和碎石土混合后經(jīng)分層夯實(shí)填筑形成。為了減少滑體側(cè)摩阻力，滑體填筑形成側(cè)壁直立的無側(cè)限試驗(yàn)滑坡體，見圖1。

圖1 模型試驗(yàn)

為了方便應(yīng)變片、土壓力盒等測(cè)試原件的布設(shè)，試樁采用截面尺寸為0.10 m×0.12 m的C30鋼筋混凝土矩形截面樁，樁長(zhǎng)4.6 m。試驗(yàn)樁設(shè)置兩排共計(jì)4根，矩形布置，前后排間距0.7 m，左右樁間距1.0 m。樁頂采用100×100 H型鋼橫梁連接。在試樁前后表面粘貼0.02 m（寬）×4.00 m（長(zhǎng)）的不銹鋼帶，作為應(yīng)變片粘貼層，以防止試驗(yàn)樁表面局部開裂導(dǎo)致應(yīng)變片破壞而影響數(shù)據(jù)采集。

1.2 測(cè)試元器件布設(shè)

試驗(yàn)量測(cè)的物理量主要有樁頂位移、作用于樁上的土壓力、結(jié)構(gòu)表面應(yīng)變。采用的測(cè)試元件為百分表、土壓力盒、電阻應(yīng)變片。

在微型樁前后兩樁樁頂安裝應(yīng)變式電子尺和百分表，以量測(cè)樁頂水平位移并互相校核。在前后樁山側(cè)與河側(cè)兩邊埋設(shè)BWM28‐1MPa型土壓力盒量測(cè)滑坡推力和土壓力，土壓力盒埋設(shè)間距在滑面附近100 cm范圍內(nèi)為25 cm，再向上下兩端間距由37.5 cm逐漸過渡到50 cm，共計(jì)埋設(shè)土壓力盒40枚。在樁身山側(cè)與河側(cè)兩邊和頂橫梁相應(yīng)位置粘貼BE120‐3AA‐P100型電阻應(yīng)變片以量測(cè)應(yīng)變。樁身應(yīng)變片在滑面附近125 cm范圍內(nèi)按間距25 cm布設(shè)，其余位置按間距50 cm布設(shè)，共計(jì)44枚。頂橫梁應(yīng)變片布設(shè)在梁的上下兩側(cè)，共計(jì)6枚。土壓力盒與應(yīng)變片交錯(cuò)布設(shè)，互不影響。具體土壓力盒和應(yīng)變片的布設(shè)見圖2。

圖2 土壓力盒及應(yīng)變片布置（單位：cm）

除百分表外，其他所有測(cè)試元器件數(shù)據(jù)均采用ZH‐S60型數(shù)據(jù)采集儀自動(dòng)采集。

1.3 試驗(yàn)過程

試驗(yàn)開始時(shí)，首先拆除滑體兩側(cè)所有鋼管架以及模板等側(cè)支撐，進(jìn)行各項(xiàng)數(shù)據(jù)的采集，等待樁頂位移穩(wěn)定后，分兩次開挖坡體前部土體形成臨空面（參見圖1），相當(dāng)于除去前部支撐，后續(xù)加載采用在坡頂按層碼砌40 kg土袋。試驗(yàn)過程中連續(xù)記錄數(shù)據(jù)，每級(jí)加載待樁頂位移穩(wěn)定后方可施加下一級(jí)荷載。穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)為樁頂位移變化率小于0.1 mm/h。具體荷載分級(jí)見表1。

表1 荷載分級(jí)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

當(dāng)坡體加載至第十二級(jí)時(shí)，坡體出現(xiàn)縱向裂縫并向兩側(cè)變形而無法繼續(xù)加載，試驗(yàn)停止，樁頂最大水平位移15 mm。通過開挖觀察，樁體除部分區(qū)段有微小裂縫外，并無其他破壞跡象。根據(jù)計(jì)算分析，樁體實(shí)際最大彎矩、剪力遠(yuǎn)未達(dá)到承載能力。這主要是因?yàn)樵囼?yàn)滑坡體兩側(cè)壁直立且無側(cè)限，坡頂加載時(shí)產(chǎn)生了縱向的張裂縫并向兩側(cè)變形破壞，導(dǎo)致加載無法繼續(xù)進(jìn)行，樁體受力難以繼續(xù)增大，仍在彈性范圍內(nèi)工作而未破壞。

2.1 樁頂水平位移

樁頂水平位移由前后樁位移平均計(jì)算求得（實(shí)測(cè)前后樁樁頂水平位移基本一致，相差很?。?，具體樁頂水平位移-荷載-時(shí)間曲線見圖3?？芍弘S著坡體前部土體的開挖和荷載的增加，樁頂水平位移逐漸增大。試驗(yàn)中，前部坡體開挖后樁頂水平位移已接近10 mm，樁和坡體產(chǎn)生了較大的變形，且變形速率較大，主要是坡體前部土體開挖較快，樁體前部支撐力削弱過多所致，這也體現(xiàn)了垂直微型樁剛度較小而變形較大，隨著變形而逐漸受力的特點(diǎn)。當(dāng)用土袋進(jìn)行加載時(shí)，微型樁已完全受力而發(fā)揮作用，變形速率大大減小表明微型樁起到了支擋的作用。前后樁的樁頂水平位移基本一致，這也正是樁頂采用頂橫梁連接而樁群整體受力的結(jié)果。

圖3 樁頂水平位移-荷載-時(shí)間曲線

2.2 樁側(cè)土壓力

理論上，坡體未變形前樁側(cè)土壓力為靜止土壓力，但土壓力盒在安裝過程中由于受多種因素的影響其初始值與樁側(cè)靜止土壓力不一致，因而選擇實(shí)測(cè)值與初始值的差值即增量土壓力進(jìn)行分析?；嬉陨仙絺?cè)所受增量土壓力為滑坡推力。具體樁側(cè)增量土壓力見圖4?？芍?/p>

圖4 前后樁樁側(cè)增量土壓力

1）前后兩樁增量土壓力分布基本一致，滑面以上山側(cè)增量土壓力（滑坡推力）分布近似為三角形，只是自樁頂向下1.2 m范圍內(nèi)出現(xiàn)了負(fù)值，說明增量土壓力減小，該段樁身向前移動(dòng)與樁后滑體脫離，這也反映出垂直微型樁剛度較小，受力后樁頂變形較大的特點(diǎn)。前樁的最大增量土壓力約為后樁的122.7%（一次開挖）～145.7 %（加載13.63 kPa），與文獻(xiàn)［6］樁頂無橫梁連接微型樁試驗(yàn)得出的結(jié)論完全不同，這也正是樁頂采用頂橫梁連接后前樁、后樁整體受力，后樁所受的部分滑坡推力通過頂橫梁傳遞到了前樁，前后樁的作用得到了充分發(fā)揮的效果。與不設(shè)頂橫梁僅靠樁間土傳力情況相比，前樁受力增加較多，樁群不均衡受力得到了改善。

2）滑面以上河側(cè)增量土壓力自樁頂向下1.2 m范圍內(nèi)為正值，說明增量土壓力在增大，樁頂向前移動(dòng)與樁前滑體擠密，與同范圍內(nèi)山側(cè)增量土壓力減小正好對(duì)應(yīng)，同樣反映出垂直微型樁剛度較小、受力后樁頂變形較大的特點(diǎn)；其余段增量土壓力為負(fù)值，說明河側(cè)土壓力較初始土壓力減小，樁前滑體已滑動(dòng)，這與樁前滑動(dòng)面貫通情況相一致。

3）滑面以下0.250~0.875 m內(nèi)前后樁山側(cè)增量土壓力接近于0，這是由于滑床未滑動(dòng)的結(jié)果；其余段山側(cè)土壓力為正值，這主要是因?yàn)槲⑿蜆对诨峦屏ψ饔孟聵渡砩隙吻耙?，底端向山?cè)反翹造成的?；嬉韵潞觽?cè)增量土壓力近似為倒三角形，這與樁身受力前傾形成的滑床段樁前巖土體抗力一致；且同等級(jí)荷載情況下，前樁的最大增量土壓力約為后樁的133.3%~140.0%，與滑面以上山側(cè)增量土壓力的變化相當(dāng)，同樣也是樁頂采用頂橫梁連接前后樁而結(jié)構(gòu)整體受力，后樁所受的部分滑坡推力通過頂橫梁傳遞到了前樁的效果。前后樁的受力分配可以通過頂橫梁剛度的變化進(jìn)行調(diào)整，減小頂橫梁的剛度可以減小作用于前樁上的土壓力。

2.3 樁身彎矩

樁身截面彎矩通過布設(shè)在該截面樁體同一位置兩側(cè)的應(yīng)變片所測(cè)應(yīng)變計(jì)算求得。

根據(jù)應(yīng)變實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)計(jì)算的樁身彎矩見圖5。可知：荷載作用下，前后樁樁身彎矩分布均呈S形，正負(fù)彎矩的分界點(diǎn)在滑動(dòng)面附近，這與文獻(xiàn)［8］室內(nèi)試驗(yàn)樁身彎矩分布一致。隨著荷載的增加，樁身彎矩隨之增大，但前樁滑面以下增幅明顯大于滑面以上和后樁的增幅。

圖5 前后樁樁身彎矩

在最大荷載作用下，后樁滑面以下樁身最大彎矩為滑面以上的90.9%，滑面上下最大正負(fù)彎矩相差僅9.1%，樁身材料強(qiáng)度得到充分利用；前樁滑面以下樁身最大彎矩為滑面以上最大彎矩的159.3%，滑面上下最大正負(fù)彎矩相差較大，但前樁滑面以上樁身最大彎矩為后樁的61.4%，滑面以下樁身最大彎矩為后樁的107.5%，前后樁樁身最大彎矩絕對(duì)值僅相差2.3%，因而從整體微型樁群來看，前后樁受力較為均衡且均發(fā)揮了較好的作用。這主要是因?yàn)樽饔糜诤髽兜幕峦屏νㄟ^樁頂剛度較大的橫梁向前樁進(jìn)行了部分傳遞，從而使前后樁整體受力來共同抵抗滑坡推力的作用。從整個(gè)樁群樁身彎矩角度分析，結(jié)構(gòu)受力較為合理，但前樁樁身正負(fù)彎矩值相差較大，結(jié)構(gòu)仍有優(yōu)化的余地，可以通過頂橫梁剛度的調(diào)整進(jìn)行優(yōu)化，目的是在前后樁最大彎矩接近的前提下盡量減小樁身正負(fù)彎矩差距，從而有利于樁身材料的充分利用和樁群的統(tǒng)一設(shè)計(jì)。

2.4 頂橫梁彎矩

頂橫梁截面彎矩通過布設(shè)在該截面梁體上下兩側(cè)同一位置的應(yīng)變片所測(cè)應(yīng)變計(jì)算求得。

根據(jù)應(yīng)變實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)計(jì)算的頂橫梁彎矩見圖6?？芍喉敊M梁彎矩在分布荷載較小時(shí)近似呈斜直線，從山側(cè)負(fù)彎矩至河側(cè)逐漸轉(zhuǎn)為正彎矩，也就是說頂橫梁山側(cè)端梁底部受拉，河側(cè)端梁頂部受拉。隨著荷載增大，山側(cè)端負(fù)彎矩增加，河側(cè)端正彎矩也增加，彎矩分布曲線從直線逐漸變?yōu)檎劬€（弧形）。從最大彎矩來看，頂橫梁最大彎矩位于梁的兩端，且最大彎矩約為前后樁最大彎矩的6%，因而頂橫梁的作用主要是連接前后樁并傳遞荷載，其自身彎矩較小，在工程設(shè)計(jì)中可根據(jù)實(shí)際情況減小截面尺寸。

圖6 頂橫梁彎矩

3 結(jié)論

1）有頂橫梁連接的垂直微型樁群樁頂水平位移較小且前后樁基本一致，樁群整體受力較好。

2）前后兩樁所受山側(cè)滑坡推力分布近似為三角形，且三角形頂點(diǎn)在樁頂以下，自樁頂向下一定范圍內(nèi)樁與樁后滑體脫離；滑面以下樁前（河側(cè)）增量土壓力分布近似為倒三角形，與樁身受力前傾形成的滑床段樁前巖土體抗力分布一致。

3）前后樁樁身彎矩分布均呈S形，正負(fù)彎矩的分界點(diǎn)在滑動(dòng)面附近；由于有頂橫梁的連接并發(fā)揮傳力作用，前后樁最大彎矩絕對(duì)值僅相差2.3%，結(jié)構(gòu)受力較為合理。

4）頂橫梁梁端彎矩最大，山側(cè)端梁底受拉，河側(cè)端梁頂受拉，且最大彎矩不到前后樁最大彎矩的10%。