預應力錨索對微型樁結構抗滑性能影響的試驗研究

胡田飛,朱本珍，劉建坤，鄭　靜，梁龍龍

(1.北京交通大學 土木建筑工程學院，北京　100044；2.中鐵西北科學研究院有限公司，甘肅 蘭州　730000)

微型樁是一種小孔徑的鉆孔加筋灌注樁，其直徑一般小于400 mm，加筋體通常采用鋼筋、鋼管及鋼軌等，多為大面積成群布置。由于微型樁具有非開挖(機械)成孔、對地層適用性強、樁位布置靈活、對坡體擾動小、施工安全快速等優點，因此其在滑坡應急搶險和邊坡加固中應用廣泛[1-2]。微型樁的截面積小、抗彎剛度有限，在滑坡推力作用下容易側向傾斜變形，因此一般在雙排或多排微型樁的頂部設置聯系梁或頂板構成空間框架結構，并與樁體周圍的巖土體形成復合骨架體系[3-4]，本文將該類形式的結構統稱為“傳統微型樁”。傳統微型樁仍然存在如下問題：①樁體與巖土體容易協調蠕動變形，不能嚴格控制加固后邊坡的位移，對于安全性要求較高或變形敏感的邊坡難以達到防治要求；②在邊坡巖土體力學強度低、變形模量小或對樁體約束限制作用較弱的情況下，加固后邊坡的安全儲備提高有限，難以達到設計要求，比如松散的堆積體邊坡；③結構仍易出現側向傾斜位移而導致邊坡變形滑移，對于大、中型滑坡僅能作為應急搶險或輔助加固措施，例如相關規范[5]規定當土質邊坡支護結構坡頂的最大水平位移大于20 mm時，應及時預警并采取相應的應急措施，但是微型樁結構頂部的水平位移容許值通常增加至30～50 mm[6]。因此傳統微型樁多應用在滑坡的應急搶險和小型巖質、硬質土邊坡及安全性要求較低邊坡的防護中[7-8]。已有的研究和應用結果均表明，剛性旋轉和傾斜彎曲變形是單根微型樁及其組合框架式結構的主要破壞模式，是影響結構極限承載力的主要因素[9-12]。

為提高微型樁的結構抗滑承載力，基于綜合排樁剛架結構和拉錨式擋土結構2種結構形式的優點，提出1種微型樁-錨索組合抗滑新結構。該結構利用若干根垂直或傾斜布置的微型樁、樁頂聯系梁和斜向預應力錨索與周圍巖土體共同構成了1個復合擋錨結構體系[13]。斜向錨索的作用類似于預應力錨索抗滑樁的錨拉約束，本文稱該新結構體系為“錨索微型樁”。與傳統微型樁相比，錨索微型樁為主動受力，提高了抗滑承載力。對于類似形式的大型錨索抗滑樁，工程界已進行了大量研究[14-15]。關于錨索微型樁，則還處于對其支擋效果和抗滑承載力進行宏觀描述與分析的階段[16-17]。

目前，對于錨索微型樁的變形、樁體內外力分布及共同作用機制等結構特性還缺乏深入細致的研究。本文通過雙排傳統微型樁和錨索微型樁加固土質邊坡的模型試驗，并結合相同條件的FLAC3D數值試驗，對邊坡中這2種結構的變形破壞模式、受力特征及邊坡的變形特征進行分析，探討錨索微型樁的抗滑機理。

1　模型試驗

1.1　模型

模型試驗分為傳統微型樁和錨索微型樁兩組，錨索微型樁試驗布置如圖1所示，傳統微型樁則不設預應力錨索。模型邊坡和微型樁及其附屬結構的參數通過基本參數試驗確定。試驗中采用多種測試元件對微型樁的受力和變形過程進行監測。

圖1　模型試驗示意圖(單位：cm)

試驗中幾何相似比Cl=10，重度相似比取為基礎相似比Cρ=1。其他各物理量的相似比見表1。

參照蘭州市城關區某高8.0 m的黃土邊坡建立邊坡模型，預先設置圓弧形滑動面，試驗箱尺寸為1.4 m(長)×0.8 m(寬)×1.0 m(高)。采用人工分層夯實的方式填筑邊坡，滑床和滑體的土性一致，以保持坡體的均勻性。滑床和滑體的材料配比為85%的黃土、13%的水及2%的膨潤土，膨潤土起減小變形模量、使邊坡易于成型的作用。擊實后土體的密度為18 kN·m-3，含水量為14.9%。滑動面為填充滑石粉泥漿的雙層聚乙烯薄膜，其抗剪強度指標通過基本參數試驗反演計算和直剪試驗綜合確定，結果為黏聚力c=1.5 kPa，內摩擦角φ=24.2°。滑體變形時會受到模型箱縱向側壁的摩阻力作用，為降低摩擦系數，在模型箱側壁上鋪設雙層塑料布，以模擬實際邊坡的自由邊界。

表1　物理量的相似比

微型樁原型為直徑300 mm、長度7 m、樁心配3φ20鋼筋、C20混凝土灌注的圓樁。根據表1所示相似比例，模型樁直徑為30 mm，長度為70 cm，樁心配1φ6鋼筋，將水泥∶砂=1∶2的水泥砂漿注入φ32 mm的PVC管而成。預應力錨索采用φ2鋼絞線，施加100 N預應力后錨定。聯系梁由水泥砂漿澆注制成，其尺寸為10 cm×5 cm×2 cm，并預留微型樁孔道和預置錨固螺栓，如圖2所示。

圖2　結構模型

1.2　試驗測量系統及加載

位移測量采用機械式百分表，量程0～50 mm。考慮到邊坡后緣存在應力集中和邊坡側壁位移受邊界效應影響，為不失一般性，在邊坡的中部平臺和坡腳位置設置1排沿滑動方向的監測點形成測線，觀察邊坡的變形特征。在其中一組微型樁結構的聯系梁頂端前后側設置2個百分表，監測豎直位移，編號為1#和2#，在聯系梁前端設置1個百分表，監測水平位移，編號為3#，如圖3所示。

為保證位移和應變測量的準確性，在另一組結構的微型樁上成對粘貼應變片，用于測試樁體的應變，以避免可能的相互影響。應變測試采用BX120-3AA型膠基箔式應變片，試驗數據由INV2312N靜態應變測試儀采集。根據梁的橫力彎曲理論和Hooke彈性定律，彎矩計算公式為

M=EI(ε1-ε2)/d

(1)

式中：EI為抗彎剛度；ε1和ε2分別為同一高度的樁前和樁后應變；d為樁徑，彎矩以樁前受拉為正。

圖3　聯系梁位移監測

為分析滑坡推力在微型樁、聯系梁及錨索各構件間的力學傳遞機制，同時為保持荷載恒定，采用在坡頂加載平面堆置鉛沙袋的分級加載方式，每級1.5 kN，共分8級。為使堆載充分作用于滑體，每級加載之后待百分表讀數穩定后再施加下級荷載。若試驗最后未達到大變形或破壞狀態，再利用油壓千斤頂進行極限破壞試驗。

2　數值試驗模型

針對模型試驗中部分指標和現象觀測不便的困難，結合FLAC3D建立相同條件的數值計算模型，綜合分析2種結構不同的變形破壞形式、受力特征及邊坡的變形特征，以驗證錨索微型樁的抗滑性能。土體采用彈塑性本構關系，屈服條件為Mohr-Coulomb準則，滑動面采用Interface單元模擬，微型樁、聯系梁及預應力錨索分別采用軟件內置的Pile單元、Beam單元和Cable單元模擬。樁頂節點與聯系梁設置為剛性連接，錨索前端節點與聯系梁設置為鉸支連接，如圖4所示。在堆載平面上施加法向面力，模擬模型試驗的堆載過程，每級加載1.5 kN，至15 kN。通過對照模型試驗的可測物理量(地表位移和微型樁彎矩)，計算邊坡從塑性變形到最終破壞過程中位移場、應力場及微型樁結構變形、內力、外力分布的變化特征。

圖4　數值計算模型

3　邊坡穩定性分析

3.1　位移

圖5為用傳統和錨索微型樁加固后邊坡在逐級堆載過程中的變形。由圖5可見：傳統和錨索微型樁模型試驗測得的位移曲線和數值計算結果基本一致，均呈逐級增加的趨勢。坡腳監測點的水平位移比中部平臺的大，尤其在堆載至4.5 kN后坡腳的位移變化速率明顯增大，由此判斷4.5 kN是邊坡由蠕變狀態向大變形狀態轉化的臨界荷載。這2種結構的邊坡坡腳位移監測點的數據差值呈由小變大(堆載由0 kN 變到10.5 kN)、再逐漸減小(堆載由12.0 kN變到15.0 kN)的趨勢；中部平臺位移數據差值的轉折點則在9.0 kN。由此可見，相比邊坡中上部，坡腳位移的收斂速度較慢。

圖5　邊坡堆載—水平位移曲線

圖6為堆載12 kN時邊坡合位移場的分布特征。由圖6(a)可見，在傳統微型樁的支擋作用下，邊坡中后部的土體位移主要表現為壓縮沉降。結構周圍的土體位移相比前后側要小，對后部坡體位移的支擋效果明顯。結構將滑坡推力傳遞至穩定的滑床中，滑動面以下土體出現微小位移。由圖6(b)可見，在預應力作用下，邊坡出現沿錨索傾角的軸向壓縮位移，可有效提高坡體及滑動面的抗剪性能。相比傳統微型樁，錨索微型樁兼具支擋和錨固2種作用，結構加固范圍增大，邊坡整體位移有所減小。

圖6　堆載12 kN邊坡合位移場(單位：mm)

3.2　大主應力

堆載導致的應力重分布狀態是邊坡變形和破壞的直接原因，因此邊坡應力特征是分析新結構抗滑機理的基礎。

圖7為堆載12 kN時邊坡大主應力場的分布特征。由圖7可知，在微型樁結構的周圍形成一定范圍的應力集中區，阻滯了堆載附加應力和位移向前緣臨空面的傳遞。錨索微型樁加固邊坡的大主應力場分布特征與傳統微型樁有所不同，一方面，增大了應力集中范圍，使應力分異現象加劇；另一方面，主應力方向發生一定的偏轉，與坡面夾角增大，提高了滑體側向切割面的抗滑力，有利于邊坡穩定。結合圖5的位移場可知，由微型樁—聯系梁—巖土體構成的空間骨架體系，截斷了致滑應力的傳遞和位移的持續累加，而預應力錨索則進一步增強了骨架體系的作用范圍和抗滑承載力。

圖7　堆載12 kN邊坡大主應力場(單位：MPa)

4　結構變形特征分析

4.1　雙排樁變形

堆載初期(1.5和3 kN)，大部分滑坡推力用來克服樁后土體的阻滑力和壓密邊坡后緣土體，因此2種微型樁結構均沒有產生明顯位移。隨著堆載的逐級增加，傳遞至樁體的滑坡推力逐漸增大，位移開始累計增加。在堆載初期，微型樁處于彈性狀態。根據數值計算結果，堆載至6 kN時，傳統微型樁的樁體最大水平位移達到1.25 mm，錨索微型樁則為0.82 mm，然后隨堆載的增加樁體逐漸過渡至彈塑性受力狀態。

圖8為數值計算中傳統和錨索微型樁在逐級堆載過程中的變形特征。由圖8可見，在堆載作用下，微型樁結構的變形分為2部分，一部分表現為結構彎曲變形導致的整體傾斜，水平側向位移自下而上逐漸增大；另一部分表現為截面剪力和彎矩導致的剪切和撓曲變形。滑動面上下兩側樁體均有分布，且滑動面以上的破壞程度要比滑動面以下嚴重。撓曲變形以滑動面為轉軸，滑動面上下側的撓曲變形方向相反，且同一側的撓曲變形呈中間大，兩頭(樁頭和滑動面)相對較小的特征。相比傳統微型樁，錨索微型樁的側向傾斜變形明顯減小，說明作為外拉系統的斜向預應力錨索有效增強了新結構體系的側向剛度；微型樁撓曲變形則明顯增大，有利于充分發揮樁體的力學性能，以嚴格控制邊坡蠕動變形。

圖8　微型樁變形過程(放大系數：10)

堆載未能使結構發生大變形破壞，因此試驗最后又進行了油壓千斤頂極限破壞加載，以觀察樁體的破壞形態。圖9為傳統和錨索微型樁破壞試驗后的形態。破壞試驗表明，傳統微型樁整體傾斜嚴重，樁體破壞主要表現為滑動面附近的彎曲張拉斷裂和壓剪斷裂，如圖9(a)和(b)所示。這與文獻[9]中微型樁加固土質邊坡時主要表現為剛性傾斜破壞和文獻[10]中微型樁加固巖質邊坡時主要表現為滑動面附近樁體剪切和張拉破壞的形式均有所不同，說明邊坡土性和加載方式對微型樁的破壞形式有一定影響。巖土體的彈性模量越小，微型樁越容易發生剛性旋轉或側向傾斜變形。如圖9(c)所示，錨索微型樁雖有一定程度的側向傾斜變形，但比圖9(d)所示的傳統微型樁要小，另外有滑動面兩側彎曲變形引起的塑性鉸破壞，說明結構組合方式對微型樁的變形特征也有較大影響。聯系梁的破壞形式表現為由微型樁沿滑動方向推壓導致的張拉破壞，說明作為外拉部件的預應力錨索能夠有效限制聯系梁的水平位移。工程設計中，聯系梁的配筋方式也應予以重視。

圖9　結構變形破壞特征

4.2　聯系梁位移

在邊坡工程中，微型樁結構頂部的水平位移容許值通常為30～50 mm[6]。根據相似關系，試驗中結構極限狀態對應的位移為3～5 mm。模型試驗與數值計算的結果基本一致。圖10為錨索微型樁的聯系梁在逐級堆載過程中的位移變化特征。由圖10(a)可見，錨索微型樁的聯系梁水平位移比傳統微型樁小，與堆載量呈指數函數關系。模型試驗中，堆載至12 kN時，錨索微型樁的聯系梁水平位移為3.03 mm，傳統微型樁為3.44 mm，進入極限平衡階段。堆載13.5 kN時傳統微型樁的聯系梁水平位移為5.16 mm，而堆載15 kN時錨索微型樁才達到5.08 mm，極限堆載量增加了約11%。這說明預應力錨索有效增加了微型樁結構的抗滑承載力。

由圖10(b)可見，2種微型樁結構的聯系梁均出現向上的豎直位移，且聯系梁后端1#百分表的讀數始終大于前端2#百分表，說明結構在彎曲過程中產生了整體拔出的趨勢，聯系梁出現剛性傾斜。在堆載到12.0 kN之前，兩者差值呈逐漸增大的規律，表明傾角持續增大。在堆載12.0 kN之后，傳統微型樁的聯系梁豎直位移曲線出現轉折，這是由于結構整體沿滑坡方向的傾斜變形嚴重，導致聯系梁高度下降，同時百分表差值基本穩定，即傾角不變。而錨索微型樁在堆載12.0 kN之后，聯系梁豎直位移曲線依然繼續增加，但百分表差值逐漸減小，聯系梁又逐漸恢復至水平狀態，說明新結構對邊坡的抗滑效果更優。

圖10　聯系梁堆載—位移曲線

5　結構共同作用機制分析

5.1　雙排樁彎矩

由于水泥砂漿強度低，微型樁進入彈塑性受力狀態后很容易破裂，因此導致應變片在堆載至6.0 kN時破壞，之后的測量值不夠準確。圖11為傳統和錨索微型樁在逐級堆載過程中的彎矩分布特征。可以看出，堆載作用下，2種結構的微型樁彎矩分布都呈反S型，正負彎矩的分界點在滑動面附近。微型樁的剪力和彎矩存在一階導數關系，均屬橫向受力特征，因此不再贅述樁體的剪力分布特征。

滑動面以上的樁體彎矩最大值始終大于滑動面以下的彎矩最大值，且隨著堆載的增加，彎矩最大值位置逐漸向遠離滑動面方向移動。以傳統微型樁為例，堆載3 kN時山側樁滑動面以上的正彎矩最大值為12.76 N·m，距離滑動面5 cm，滑動面以下的負彎矩最大值為-5.5 N·m，距離滑動面10 cm，正負彎矩最大值之比為2.3；河側樁正彎矩最大值為12.47 N·m，山側樁和河側樁的正彎矩最大值之比為1.02。堆載9 kN時，山側樁正彎矩最大值為42.83 N·m，距離滑動面10 cm，正負彎矩最大值之比為1.8，山側樁和河側樁的正彎矩最大值之比為1.04。堆載15 kN時，山側樁正彎矩最大值為78.58 N·m，距離滑動面15 cm，正負彎矩最大值之比為1.5，山側樁和河側樁的正彎矩最大值之比為1.03。這表明隨著堆載的增加，一方面，樁體正負彎矩最大值的比值逐漸減小，符合破壞時的雙塑性鉸彎曲破壞特征；另一方面，山側樁和河側樁的正彎矩最大值之比基本不變，表明聯系梁具有較強協調受力的能力。

圖11　微型樁彎矩分布

預應力錨索則使樁體彎矩顯著增加，且正彎矩的最大值位置向上移動，沿深度的分布也更加均勻。以山側樁為例，堆載3 kN時，錨索微型樁的正彎矩最大值為18.26 N·m，距離滑動面5 cm，相比傳統微型樁增加43.1%。堆載9 kN時，錨索微型樁的正彎矩最大值為65.29 N·m，距離滑動面15 cm，相比傳統微型樁增加52.4%。堆載15 kN時，錨索微型樁的正彎矩最大值為119.2 N·m，距離滑動面15 cm，相比傳統微型樁增加51.7%。由此可知在加固工程中，預應力錨索可以使微型樁盡早和充分地發揮抗滑效果，控制邊坡變形。

5.2　雙排樁側土壓力

圖12為傳統和錨索微型樁在逐級堆載過程中的側土壓力分布特征。由圖12可見，在逐級堆載作用下，錨索微型樁所受到的樁側土壓力比傳統微型樁大。2種結構在滑動面以下樁后土體抗力分布形式基本相同，呈倒三角形分布。而滑動面以上滑坡推力分布則有所不同，傳統微型樁的滑坡推力基本呈上小下大的三角形分布，這是由于結構傾斜變形嚴重，滑坡推力集中分布在滑動面附近。而對于錨索微型樁，堆載3 kN時，滑坡推力呈正三角形分布；堆載9 kN時，滑坡推力呈梯形分布；堆載15 kN時，滑坡推力呈矩形分布；滑坡推力最大值也逐漸向上移動。這些現象均表明微型樁的支擋效果和抗滑承載力得到了顯著提高。

圖12　微型樁側土壓力

傳統微型樁的山側樁上承擔的滑坡推力比河側樁大，錨索則改善了這種情況。堆載3 kN時，傳統微型樁的山側樁滑坡推力最大值為55.9 kPa，河側樁滑坡推力最大值為24.5 kPa，二者比值為1∶0.44；堆載9 kN時，二者比值為1∶0.65；堆載15 kN時，二者比值為1：0.71，說明二者的關系隨著荷載水平的增加而增大。對于錨索微型樁，堆載3，9和15 kN時山側樁與河側樁的側土壓力最大值的比值依次為1∶0.49，1∶0.68和1∶0.87。由雙排樁的內、外力分布特征分析可知，新結構河側樁承擔的滑坡荷載比例比傳統結構明顯提高，說明預應力錨索有效改善了排樁間的協調變形能力和共同作用效果，有利于發揮結構整體的力學承載性能。

5.3　樁—錨荷載分擔比

根據邊坡滑動面幾何特征和試驗結果，確定逐級堆載過程中滑坡推力和錨索拉力的水平分量，見表2。在逐級堆載過程中，錨索拉力逐漸增大，說明預應力錨索在限制微型樁剛架結構橫向變形的同時，通過樁錨協調變形承擔了部分滑坡推力。通過錨固段將荷載分散到滑床土體中，可以充分發揮穩定地層的自承能力。

表2　錨索微型樁滑坡推力分配統計表

基于表2繪制錨索微型樁的樁—錨荷載分擔比曲線，如圖13所示，分擔比呈先增大、后減小和再增大的規律。在堆載初期(0～3 kN)，土體擠密壓實導致邊坡蠕動變形，微型樁受力不斷增大，但樁錨協調變形值還較小，錨索拉力增速相對較慢，因此這個階段的樁—錨荷載分擔比逐漸增大。之后，由于堆載作用下的微型樁變形逐漸增大，隨著坡體壓縮變形和聯系梁剛性位移的累計，在堆載中期(4.5～10.5 kN)，新結構處于彈塑性大變形階段，樁錨協調變形導致錨索承擔的滑坡荷載比例不斷增大，但樁—錨荷載分擔比值始終>1，說明新結構以支擋作用為主，預應力錨索起輔助作用。堆載后期(12～15 kN)，新結構逐漸進入極限破壞狀態，錨索自由段傾角不斷增大，傳遞至錨固段穩定地層的滑坡荷載不斷增大，但比例開始逐漸降低。結合結構位移監測結果，可以將結構變形分為小變形(堆載0～3 kN)、大變形(堆載4.5～10.5 kN)和極限破壞(堆載12～15 kN)3個階段。因此，對于堆載誘發型滑坡，根據樁—錨荷載分擔比變化曲線的拐點可以判斷新結構的變形和破壞狀態。

圖13　堆載—樁錨荷載分擔比曲線

6　結　論

(1)微型樁結構的抗滑性能與其組合形式、加載方式均存在較大關系。新型的錨索微型樁屬于主動加固體系，其預應力錨索一方面增大了結構—巖土體復合骨架體系的空間范圍，可以更加有效地阻滯致滑應力的增大和傳遞，有利于控制邊坡變形；另一方面增大了傳統微型樁的側向剛度，可以有效限制結構的剛性旋轉和側向傾斜變形，表現為樁體塑性鉸范圍和撓曲變形的增大。

(2)預應力錨索優化了傳統微型樁的內力和外力分布形式。在堆載作用下，新結構的樁體彎矩峰值增大，峰值位置向遠離滑動面的樁體兩側移動，橫向受力更為均勻，對邊坡微小的蠕動變形更為敏感。新結構的樁側土壓力由三角形分布優化為梯形和矩形分布，能及時和更有效地承擔堆載引起的滑坡推力。這些特征均有利于微型樁盡早和充分地發揮樁體材料的力學性能。

(3)預應力錨索通過樁錨協調變形承擔了部分滑坡推力，有利于充分發揮穩定地層的自承能力。在邊坡滑坡過程中，結構變形可以分為小變形、大變形和極限破壞3個階段，對應的樁—錨荷載分擔比呈先增大、后減小和再增大的規律。樁—錨荷載分擔比始終大于1。錨索微型樁以支擋為主、錨固為輔。

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