李 哲，朱振國，張 娟，曹升亮

(1.長安大學 公路學院，陜西 西安 710054；2. 中交第一公路勘察設計研究院有限公司，陜西 西安 710075)

0 引言

抗滑樁廣泛應用在公路邊坡支擋設計中，按樁后土的邊界條件可分為懸臂式和全埋式抗滑樁等。這種差異導致兩類抗滑樁在相同的滑坡推力作用下展現出不同的受力變形過程。在這方面，國內外學者利用各類縮尺模型試驗對模型抗滑樁進行了多角度的研究，分析了抗滑樁在不同邊界條件下土壓力分布模式和樁身內力分布狀態(tài)，如Wei Dong Guo[1]等研究了模型樁(700 mm×50 mm圓形截面樁)在土體水平移動作用下的受力狀態(tài)，試驗中控制的變量包括水平移動的土體高度和施加在模型頂的法向荷載，其中，當法向荷載等于0時，該試驗相當于模擬了全埋式抗滑樁的荷載傳遞過程，在此條件下得到的樁身彎矩曲線近似呈“S”形分布。劉洪佳[2]等將4根縮尺模型抗滑樁并排埋置在3.4 m×1.8 m×2.1 m的模型箱中，模擬懸臂式抗滑樁的受力狀態(tài)，采用豎向堆載的方法對滑體土塊施加荷載，達到模擬側向完全臨空時滑坡體與抗滑樁相互作用的效果，得出重塑黃土條件下模型抗滑樁樁側土壓力、土抗力及樁身彎矩分布規(guī)律，模型樁的破壞點位于滑面以下25 cm。祝廷尉[3]等，進行了單排嵌巖抗滑樁的室內縮尺模型試驗，模型樁為小尺寸鋼筋混凝土構件，滑帶土材料選用直徑小于4 mm的玻璃珠，滑體為現場帶回的原位土，基巖層采用砌體結構，測定了嵌巖抗滑樁樁側壓力分布形式及合理作用點位置。魏作安[4]亦通過獨特的方法對單排抗滑樁受力特點進行室內試驗研究，推導出作用在抗滑樁上的滑坡推力表達式。文獻[5-8]中均采用了不同的方法探究抗滑樁受力及失效特性，總結這些單排抗滑樁室內模型試驗后發(fā)現：室內模型試驗樁周土材料為重塑土，其應力應變曲線與原狀土差別較大，試驗研究成果反映了重塑土與樁的相互作用，但難以反映原狀土條件下樁土相互作用關系。

因此， 針對黃土邊坡中的單排抗滑樁提出新的縮尺模型試驗方案，將前人使用的室內方法移至現場邊坡平臺上，以單樁形式分別研究樁頂埋設在邊坡平臺上和樁頂埋設在邊坡坡腳的單排抗滑樁，揭示單樁條件下抗滑樁在原狀黃土中的受力變形及失效規(guī)律，為黃土邊坡中的單排抗滑樁設計計算提供試驗支持。

1 抗滑樁原位模型試驗

1.1 依托工程介紹

延西線G65w高速公路沿線存在多個人工高陡邊坡，自通車以來，多個工點邊坡及其內部的抗滑樁出現持續(xù)位移。沿線邊坡中的抗滑樁主要分為兩類，一類是樁頂埋設在邊坡平臺上的抗滑樁，稱為半坡樁，占絕大多數，另一類是樁頂埋設在邊坡坡腳處的抗滑樁，數量較少。取沿線同時包含兩類抗滑樁的典型工點列于圖1中。

圖1 岳屯邊坡剖面圖Fig.1 Profile of Yuetun slope

從樁前樁后土的邊界條件來看，半坡樁處于懸臂式與全埋式抗滑樁之間，因其樁前土側向臨空條件，在設計該類抗滑樁時，往往不考慮臨空部分的樁前土抗力，因此將其歸于懸臂式抗滑樁，坡腳樁為全埋式抗滑樁。

1.2 試驗選址

高邊坡上的現場模型試驗選址應滿足安全性、場地尺寸、運輸條件等均滿足要求的地點。位于延西線G65w高速公路萬花隧道出口處高陡邊坡，其第4級平臺寬度約20 m，長度約100 m，綜合比選后確定該處為現場模型試驗場地。

圖2 模型試驗場地圖Fig.2 Photo of model test site

現場土體各參數由試驗前開展的大型原位直剪試驗和常規(guī)室內試驗綜合確定，見表1。

1.3 試驗相似比

現場模型試驗的關鍵構件為模型樁，現澆法無法滿足傳感器安裝要求，故模型樁的制作方法選用預制法。在成樁材料選擇上，鋼管[9]、石膏、砂混合物[10]、尼龍材料[11]、PVC管[12]等，很多研究者選用與原型相同的鋼筋混凝土材料，取得了較好的試驗效果[13-16]。參照文獻[3]中提出的模型樁相似比設計和成樁工藝，本次現場模型試驗所用模型樁的幾何相似比取1∶40。相應的各物理量相似比分別為：CE=1,Cσ=1,Cε=1,Cρ=1,Cq=1∶40。其中E為彈性模量，σ為樁身應力，ε為樁身應變，ρ為樁內配筋率，q為樁側荷載。

表1 現場土體參數Tab.1 Parameters of in-situ loess

原型抗滑樁截面尺寸為2 m×3 m，樁長25 m～40 m不等，考慮到模型樁在原狀土中的嵌固問題，模型樁取最長樁長設計，即按樁長40 m的原型抗滑樁進行相似設計。原型抗滑樁中樁內配筋采用多排有效直徑為64 mm的HRB400鋼筋束，受拉區(qū)配筋率約為0.4%。按照相似比計算所得模型樁參數見表2所示。其中模型樁樁頂加長5 cm用于架設百分表。2.37×104N/mm2

表2 模型樁參數表Tab.2 Parameters of model pile

模型樁截面鋼筋布置見圖3。

圖3 模型樁截面鋼筋布置圖(單位：mm)Fig.3 Layout of reinforcement in model pile (unit: mm)

模型樁樁身傳感器包括混凝土應變片和微型土壓力盒，如圖4所示。

圖4 模型樁樁身傳感器布設圖(單位：mm)Fig.4 Layout of sensors on model pile (unit: mm)

1.4 試驗設計

現場抗滑樁單樁縮尺模型試驗設計與實施過程中的主要控制點包括：

滑體土塊部分設計：現場模型試驗中，滑坡推力施加為試驗加載的關鍵問題，為了保證原狀土體與抗滑樁相互作用，滑體土塊仿照土體原位剪切試驗[10]中剪切土塊的原理進行設計，土塊尺寸為60 cm×60 cm×33 cm。為模擬滑坡體內部應力狀態(tài)，在試驗前對土塊豎向固結，固結應力300 kPa。固結完成后拆除滑體土塊前進方向的鋼板，在掏槽位置填入原狀黃土。

模型樁埋設：選用洛陽鏟人工打孔的方式降低對周圍土體的擾動，洛陽鏟為自行加工的方形洛陽鏟，尺寸60 mm×90 mm，略大于布滿傳感器的模型樁。打孔后在孔底夯實水泥土直至設計標高形成結實的孔壁，防止塌孔?？變确湃肽Ｐ蜆逗螅嗳胨嗤翝{液填塞模型樁與樁孔間縫隙，保證抗滑樁與樁周土的緊密貼合，提高與周圍土體的摩擦力。

模型樁樁前土設計：模擬懸臂式抗滑樁采用人工切削土體的方法用削土刀將樁前土按現場實測邊坡坡率(坡腳為51°)制備成高度為50 cm的邊坡模型，共設兩級臺階，臺階高度25 cm，寬度20 cm，平臺寬度為15 cm，試驗布置形式見圖5；對于全埋式模型樁，樁頂清除樁前土表面雜草根系等，整平樁前長1 m、寬2 m范圍內的土體，試驗布置形式見圖6。

圖5 懸臂式單樁抗滑樁模型試驗設計Fig.5 Model test design of single cantilever anti-slide single pile

圖6 全埋式單樁抗滑樁模型試驗設計圖Fig.6 Model test design of full-buried single anti-slide pile

1.5 模型試驗水平向加載方案

試驗時需要在滑體模型后側逐級施加水平荷載，施加荷載采用液壓千斤頂進行，初級水平荷載值選用法向荷載的10%，即30 kPa，后續(xù)各級荷載值為10 kPa。

水平荷載不能無限制施加，因此本次試驗中，判定停止施加水平荷載的依據主要為：在同一荷載施加級數上，樁頂產生的水平向位移等于或大于滑體模型產生的水平向位移。

1.6 試驗數據采集設備

試驗監(jiān)測數據包括滑體土塊水平位移、樁頂位移、樁側土壓力及樁身應變。位移采集設備為機械式百分表，模型樁樁頂粘貼長10 cm，寬5 cm的玻璃片，擴大樁頂表面積，防止試驗過程中因樁頂前進導致百分表表針滑落。傳感器應變采集儀器為DH3816N靜態(tài)應變測試儀，記錄頻率為1次/s。

1.7 試驗流程

現場模型試驗的主要流程如圖7所示。

2 試驗結果分析

2.1位移結果分析2.1.1水平和豎向位移結果分析

整理試驗獲得的模型樁樁頂位移數據，繪制樁頂累計位移與加載過程關系曲線，懸臂式模型樁見圖8，全埋式模型樁見圖9。

從圖8和圖9中可以看出，兩類模型樁在受力變形直至破壞的過程中，模型樁樁位移以水平方向為主，在兩種埋設條件下，樁頂水平位移均隨荷載的增加而增長，增長的趨勢由緩慢至快速。對比兩種埋設條件來看，懸臂式樁樁頂出現的水平位移、豎向位移均大于全埋式樁。樁頂產生的豎向位移主要是由于樁身裂縫處以上部分發(fā)生偏轉造成的，試驗結束后并沒有發(fā)現模型樁底部出現明顯上拔趨勢。

2.1.2模型樁受力階段劃分

在模型試驗加載過程中，兩類模型樁的水平位移值和滑體土塊的水平位移值均經歷了差值逐漸增大-差值峰值-差值逐漸減小的過程，當樁周土出現水平位移但其值大于抗滑樁的水平位移時，抗滑樁發(fā)揮了阻滑作用，抗滑樁到達極限狀態(tài)前，樁周土的水平位移與抗滑樁的水平位移差值應為最大值，當抗滑樁的水平位移值開始接近樁周土的水平位移時，抗滑樁已經失效。因此，比較兩類模型樁樁頂水平位移增量與滑體土塊水平位移增量，如圖10和圖11所示。據此將模型樁的受力變形過程劃分3個階段：第1階段，水平推力逐漸通過土體傳遞至模型樁樁身，但該階段推力不足以使模型樁產生位移；第2階段，在水平荷載集聚到一定程度時，樁身開始產生水平位移，但位移是在容許范圍內，并未達到極限狀態(tài)；第3階段，模型樁到達極限狀態(tài)，模型樁完全失效，失去其阻滑能力。

圖7 試驗流程圖Fig.7 Flowchart of test

圖8 懸臂式模型樁樁頂水平和豎向位移累計曲線Fig.8 Curves of horizontal and vertical displacements of cantilever model pile at pile top

圖9 全埋式模型樁樁頂水平和豎向位移累計曲線Fig.9 Curves of horizontal and vertical displacements of full-buried model pile at pile top

將3個階段分別定義為：抗滑樁未變形階段、抗滑樁有效變形階段、抗滑樁失效階段。其中3個階段的兩個界限分別定義為臨界啟動荷載和臨界阻滑荷載。

圖10 懸臂式模型樁樁頂和滑體土塊水平位移增量曲線Fig.10 Curves of horizontal displacement increment of cantilever model pile at pile top and landslide mass

圖11 全埋式模型樁樁頂與滑體土塊水平位移增量曲線Fig.11 Curves of horizontal displacement increment of full-buried model pile at pile top and landslide mass

由圖10可知，第10級荷載(65 kN)為懸臂式抗滑樁的臨界啟動荷載，第15級荷載(83 kN)為其臨界阻滑荷載。由圖11可知，第6級荷載(50 kN)為全埋式抗滑樁的臨界啟動荷載，第17級荷載(89.5 kN)為其臨界阻滑荷載。

根據受力階段劃分結果對比兩種埋設條件下模型樁的兩個界限點發(fā)現：相比于懸臂式樁，全埋式樁的臨界啟動荷載較低，但全埋式樁的臨界阻滑荷載明顯高于懸臂式樁。因此可以確定，全埋式樁受力過程比懸臂式樁要長，且它能發(fā)揮的最大抗滑能力比懸臂式樁大。

2.2 土壓力結果分析

為研究懸臂式和全埋式抗滑樁樁前土壓力、樁后土抗力的變化規(guī)律及分布形式，對試驗測得的微型土壓力盒數據進行分析。

2.2.1懸臂式模型樁土壓力分析

懸臂式單樁模型試驗加載過程中模型樁樁側各點土壓力及土抗力曲線如圖12所示。

圖12 懸臂式單樁模型樁側壓力變化曲線Fig.12 Curves of soil pressure on side of single cantilever model pile

懸臂式模型樁受力的前兩個階段為水平荷載傳遞至模型樁身使其產生彈性變形的過程，在這兩個階段中，模型樁結構完整，樁身受到的土壓力隨水平荷載的增加而增加，由圖12可以看出，施加水平荷載過程中(1～15級)，樁身土壓力分布規(guī)律近似，模型樁上部(深度0 ～55 cm范圍)各個土壓力盒測得的數據隨著荷載的增大按分布規(guī)律逐漸增加，但在此過程中，樁前土抗力很小，很多壓力盒沒有測到土壓力值，僅在深度40 cm處測得值較小的土壓力。自16級荷載施加后，模型樁樁側土壓力和土抗力的分布形式發(fā)生明顯的改變，樁前土抗力大幅度增加，說明此時樁已進入第3受力階段，樁身已經開裂破壞。

2.2.2全埋式模型樁土壓力分析

全埋式單樁模型試驗加載過程中模型樁樁側土壓力及土抗力變化規(guī)律曲線如圖13所示。

圖13 全埋式單樁模型樁樁側壓力變化曲線Fig.13 Curves of soil pressure on side of single full-buried model pile

全埋式模型樁受力的前兩個階段亦為水平荷載傳遞至模型樁身使其產生彈性變形的過程，在這兩個階段中，模型樁結構完整，樁身受到的土壓力隨水平荷載的增加而增加，由圖13可以看出，施加水平荷載過程中(1級～17級)，樁身土壓力分布規(guī)律近似，模型樁上部(深度0～55 cm范圍)各個土壓力盒測得的數據隨著荷載的增大按分布規(guī)律逐漸增加，與懸臂式樁不同的是，在這一階段，全埋式樁出現了明顯的樁前土抗力，其分布形式近似倒梯形。自18級荷載施加后，模型樁樁側土壓力和土抗力的分布形式發(fā)生明顯的改變，其中樁前土抗力的分布形式變化最大，由倒梯形分布變成了隨深度增加先增大后減小的分布規(guī)律，說明此時樁已進入第3受力階段，樁身已經開裂破壞。

2.3 彎矩結果分析

試驗過程中，通過對粘貼在模型樁表面應變片的連續(xù)測試，根據式(1) 進行彎矩計算。

M=EIΔε/B,

(1)

式中,M為模型樁樁身彎矩值；E為模型樁樁身材料的彈性模量;I為模型樁的截面慣性矩；B為模型樁樁身受力區(qū)應變片與受壓區(qū)應變片的距離。根據式(1)分別對懸臂式和全埋式模型樁樁身彎矩進行分析。

2.3.1懸臂式模型樁彎矩分析

懸臂式單樁模型試驗加載過程中模型樁樁身彎矩變化規(guī)律曲線見圖14。

圖14 懸臂式單樁模型樁樁身彎矩變化曲線Fig.14 Curves of bending moment of single cantilever model pile

由圖14可以看出，懸臂式樁在水平向荷載作用下，樁身彎矩呈“D”形分布，在加載的過程中，各點彎矩值按“D”形分布規(guī)律較為均勻的增加，在深度約52 cm處，存在一個最大值點，說明懸臂式樁的最大彎矩值點在該點附近。在15級荷載施加后，樁身彎矩仍遵循原有的分布規(guī)律，但16級荷載施加后，樁身彎矩在原有分布形式下擴大了增幅，尤其是位于最大彎矩值點附近。17級荷載施加后，樁身彎矩發(fā)生重分布，最大彎矩值點下移值深度66 cm 附近，且該級荷載無法到達設計荷載(89.5 kN)。由此可以說明，模型樁的破壞是自15級加載后產生的。

2.3.2全埋式模型樁彎矩分析

全埋式單樁模型試驗加載過程中模型樁樁身彎矩變化規(guī)律曲線見圖15。

圖15 全埋式單樁模型樁樁身彎矩圖Fig.15 Curves of bending moment of single full-buried model pile

由圖15可以看出，全埋式樁和懸臂式樁的樁身彎矩分布形態(tài)截然不同，近似呈“S”形分布，各測點的彎矩值隨著水平荷載的增大均勻增減，最大彎矩值點位于深度22 cm附近。自17級荷載施加完成后，模型樁樁身彎矩開始出現小范圍變化，18級荷載施加后，樁身彎矩發(fā) 生明顯的重分布，反彎點上升，模型樁入土深度37 cm處測點的彎矩值成為最大彎矩值點。

2.4 破壞模式

在兩類模型試驗結束后，分別開挖樁周單側土體，觀察樁身破壞點位置，見圖16。而后將模型樁取出，描繪其破壞形態(tài)，見圖17。

圖16 模型樁破壞形態(tài)圖Fig.16 Failure of model piles

圖17 模型樁破壞模式簡圖(單位:cm)Fig.17 Failure pattern of model piles(unit:cm)

懸臂式模型樁破壞點位于模型樁入土深度約67 cm 處，樁身混凝土開裂，可見內部配筋。樁前土體出現裂縫，模型樁屬于單點彎折破壞，彎折方向為滑坡推力方向。

全埋式模型樁破壞點位于模型樁入土深度約32 cm 和56.5 cm處，兩處破壞點開裂方向相反，其中56.5 cm處樁身混凝土開裂程度大于32 cm處，樁周土體有隆起的現象。

3 結論

(1)試驗中，懸臂式模型樁在入土深度67 cm處發(fā)生破壞，該點為滑面下約35 cm處；全埋式模型樁在入土深度32 cm和56.5 cm處發(fā)生破壞，兩破壞點開裂方向相反，兩破壞點分別位于滑面處和滑面下約24.5 cm處。

(2)按模型試驗過程中模型樁和滑體土塊水平位移結果將模型樁劃分為3個受力階段，分別為抗滑樁未變形階段、抗滑樁有效變形階段、抗滑樁失效階段。懸臂式模型樁對應的3 個階段分別為加載的第1～10級、第10～15級、第15級以后，全埋式模型樁對應的3個階段分別為加載的第1～6級、第6～17級、第17級以后。

(3)將3個階段的兩個界限分別定義為臨界啟動荷載：懸臂式模型樁為第10級荷載(65 kN)，全埋式模型樁未第6級荷載(50 kN)和臨界阻滑荷載：懸臂式模型樁為第15級荷載(83 kN)，全埋式模型樁為第17級荷載(89 kN)。

(4)懸臂式模型樁樁后土壓力值在前兩個階段與全埋式模型樁近似，兩者分布曲線形態(tài)相近，但在到達第3階段時，懸臂式模型樁土壓力值幾乎重分布，而全埋式模型樁土壓力值分布規(guī)律與前兩個階段類似，在數值上增長快速。懸臂式模型樁出現樁前土抗力主要是在第3階段，而全埋式模型樁在3個階段中均出現了樁前土抗力。

(5)試驗中，懸臂式模型樁樁身彎矩分布形式呈近似“D”形；全埋式模型樁樁身彎矩分布形式呈近似“S”形，樁身存在負彎矩和正彎矩并具有反彎點。兩類模型樁樁身彎矩均在第3階段時發(fā)生重分布現象。

(6)懸臂式模型樁處于第1階段的時間較長，第2階段很短，其受力變形破壞的時間短，破壞前樁前土抗力幾乎沒有出現；全埋式模型樁處于第1階段的時間較短，第2階段較長，其受力變形直至破壞的時間長，破壞前已經出現土抗力，使得全埋式模型樁極限抗滑能力更大。