陳建峰，郭小鵬，田 丹，俞松波

（1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092；2.中國地質(zhì)調(diào)查局西安地質(zhì)調(diào)查中心，陜西西安 710054；3.中國建筑第六工程局有限公司，天津 300012）

邊坡抗滑樁是利用樁前土體的抗力和滑動(dòng)面下穩(wěn)定地層對樁體的錨固作用來抵抗滑體傳來的推力的加固結(jié)構(gòu)，可用以治理滑坡災(zāi)害。相比其他抗滑支擋結(jié)構(gòu)如擋土墻，抗滑樁不會(huì)破壞邊坡的連續(xù)性，對邊坡擾動(dòng)較?。?］，而且抗滑能力強(qiáng)，因此被廣泛應(yīng)用于滑坡防治工程中［2-4］。

抗滑樁嵌入潛在滑面以下的錨固長度是抗滑樁設(shè)計(jì)中的一個(gè)重要指標(biāo)。然而目前關(guān)于抗滑樁錨固長度對加固后邊坡滑動(dòng)面和抗滑能力的影響還未有較好的認(rèn)識(shí)，且僅采用數(shù)值分析方法對此作了探討。Griffiths等［5］采用二維有限元強(qiáng)度折減的方法研究了抗滑樁錨固長度對土質(zhì)邊坡穩(wěn)定性的影響，結(jié)果表明隨著錨固長度的增加，滑動(dòng)面逐漸加深，而當(dāng)錨固長度達(dá)到某一臨界值后，滑動(dòng)面變淺且越過樁頂，抗滑能力降低；王聰聰?shù)龋?］采用基于強(qiáng)度折減法的有限差分?jǐn)?shù)值軟件分析了不同錨固長度抗滑樁對邊坡的加固效果也得到相似的結(jié)論。Shooshpasha和Amirdehi［7］利用基于強(qiáng)度折減法的三維有限元程序模擬了抗滑樁加固的土質(zhì)邊坡，發(fā)現(xiàn)當(dāng)錨固長度增加到臨界長度后滑動(dòng)面不再發(fā)生改變。戴自航和徐祥［8］采用強(qiáng)度折減法對某土質(zhì)邊坡工程進(jìn)行有限元分析，得出當(dāng)抗滑樁錨固長度增加到一定值時(shí)，邊坡土體貫通的塑性區(qū)會(huì)由深層向上移動(dòng)，更易形成淺表滑動(dòng)。

本文采用一種光學(xué)鍍膜用玻璃砂（一種高純度熔融石英砂）和兩種礦物油制備成的透明土［9］，開展了不同錨固長度抗滑樁加固勻質(zhì)邊坡模型試驗(yàn)。利用該透明土的可視性并結(jié)合粒子圖像測速技術(shù)，展現(xiàn)抗滑樁加固邊坡內(nèi)部位移場演化及其滑移破壞過程，以揭示抗滑樁錨固長度對勻質(zhì)邊坡滑動(dòng)面和抗滑能力的影響機(jī)理。

1 模型試驗(yàn)概況

1.1 模型尺寸及試驗(yàn)裝置

本文模擬的原型邊坡高3 m，坡度36°，坡體設(shè)置截面尺寸為0.4 m×0.4 m的方形抗滑樁，其樁間距為1.6 m，抗彎剛度EI=6.4×108N·m2。試驗(yàn)采取的幾何相似比n=20，模型邊坡尺寸如圖1所示。

圖1 抗滑樁加固邊坡模型示意圖（單位：cm）Fig.1 Schematic view of the slope model with antislide piles(unit：cm)

模型試驗(yàn)裝置主要包括模型箱、加載系統(tǒng)、激光發(fā)射器、數(shù)碼相機(jī)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，如圖2所示。根據(jù)模型率制作模型箱，其內(nèi)部尺寸為55 cm×16 cm×35 cm（長×寬×高），箱側(cè)壁為19 mm厚鋼化玻璃，四周用角鋼固定，相鄰箱壁的連接處用玻璃膠密封。坡頂剛性條形加載板的截面尺寸為15.6 cm×8 cm（長×寬），可通過調(diào)節(jié)加載板與水平面之間的傾角以產(chǎn)生不同深度的滑動(dòng)面。本試驗(yàn)加載板傾角固定為10°，如圖3a所示。為成坡時(shí)防止坡面土體下滑，并保證土體密實(shí)度，特制了一個(gè)可拆卸的邊坡成型裝置，如圖3b所示。

圖2 模型試驗(yàn)現(xiàn)場布置圖Fig.2 Site layout of experimental apparatus

圖3 邊坡加載和成型裝置Fig.3 Photos of loading and modeling devices

加載系統(tǒng)為WDW-600KN伺服控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)，其內(nèi)置壓力傳感器和位移傳感器，用以監(jiān)測加載板底面的壓力和豎向位移。將剛性條形加載板上端與試驗(yàn)機(jī)壓力軸下端連接，并用夾具固定。試驗(yàn)過程中加載方式采用位移控制方式，保證條形加載板勻速下降。

激光發(fā)射器可生成均勻分布的激光面，穿過透明土樣后形成明亮的散斑場，其功率為150 mW，波長為650 nm。在模型箱縱向兩個(gè)端面分別布置激光發(fā)射器（圖2），兩個(gè)激光發(fā)射器所形成的明亮扇面處于同一豎直面內(nèi)且均垂直于抗滑樁前后兩個(gè)側(cè)壁。

試驗(yàn)中使用分辨率為2 592×1 728的佳能550D數(shù)碼相機(jī)拍攝照片。用三腳架固定數(shù)碼相機(jī)，設(shè)置相機(jī)的拍攝參數(shù)并調(diào)整相機(jī)鏡頭軸線，使其垂直于激光扇面。

1.2 試驗(yàn)材料

模型邊坡材料為均質(zhì)透明砂土，其由光學(xué)鍍膜用玻璃砂與孔隙液體配制而成。玻璃砂SiO2含量為99.99%，折射率為1.458 5，顆粒重度為2.24。圖4為玻璃砂級(jí)配曲線，其粒徑范圍為0.5～5.0 mm，平均粒徑D50=1.42 mm，不均勻系數(shù)Cu=2.08，曲率系數(shù)Cc=1.16，為一種粒徑較均勻的粗砂。其最大和最小干密度分別為1.42 g·cm－3和1.17 g·cm－3?？紫兑后w采用無色、透明的3#白油和15#白油，其化學(xué)性質(zhì)穩(wěn)定且無毒性。本試驗(yàn)在10°C室溫下進(jìn)行，兩者折射率分別為1.469 3和1.453 0，按體積比5：1混合后的液體折射率為1.458 3，與玻璃砂折射率基本一致，其透明厚度可達(dá)14 cm，透明效果較好。本文試驗(yàn)按相對密實(shí)度Dr=85%建造均勻的透明土邊坡，其初始孔隙比為0.628。通過直剪試驗(yàn)得到該密實(shí)度下透明土的粘聚力c=0，內(nèi)摩擦角φ=45°。通過室內(nèi)一維壓縮試驗(yàn)可得在100～200 kPa荷載范圍內(nèi)透明土壓縮模量Es=18.1 MPa，壓縮指數(shù)Cc=0.04，屬于低壓縮性土。

圖4 玻璃砂級(jí)配曲線Fig.4 Particle size distribution of glass sand

抗滑樁主要抵抗下滑力所產(chǎn)生的彎矩，因此模型樁的抗彎剛度應(yīng)與原型樁相似。根據(jù)原型樁抗彎剛度EI=6.4×108N·m2和抗彎剛度的相似比尺n5=3.2×106，可得模型樁的抗彎剛度為EI=200 N·m2。模型樁為由鋁合金板制成的方形管樁，其截面邊長D=2 cm，彈性模量E=60 GPa，壁厚t=0.7 mm。在模型樁的兩側(cè)外表面對稱粘貼電阻應(yīng)變片。圖5為樁長22.5 cm的模型樁及應(yīng)變片布置示意圖。

圖5 模型樁及應(yīng)變片布置圖（單位：cm）Fig.5 Photo of anti-slide piles and layout of strain gauges(unit：cm)

1.3 試驗(yàn)方案

本文共開展了5組試驗(yàn)，分別為1組無樁邊坡的對比試驗(yàn)和4組不同錨固長度抗滑樁在坡中位置的試驗(yàn)。具體試驗(yàn)方案如表1所示。需要說明的是表1中錨固比λ為錨固長度Lx（嵌入無樁邊坡滑動(dòng)面以下的長度）（圖1）與抗滑樁總長度L的比值，即λ=Lx/L。對于抗滑樁錨固比λ=0.7的情況，樁端已至模型箱底面。

表1 模型試驗(yàn)方案Tab.1 Scheme of model tests

采用基于Matlab的Geo-PIV粒子圖像測速分析程序?qū)B續(xù)拍攝到的激光扇面進(jìn)行圖像分析，以獲得邊坡位移矢量圖。圖像分析步驟主要包括：①打開Matlab，加載Geo-PIV分析程序；②對采集到的圖片中所關(guān)心的區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分；③對已劃分的各網(wǎng)格進(jìn)行PIV計(jì)算以獲得各網(wǎng)格的位移；④在Matlab中輸入指令代碼，導(dǎo)出不同時(shí)刻的邊坡位移矢量圖。

1.4 試驗(yàn)步驟

（1）在模型箱中將3#白油和15#白油按比例混合配制透明孔隙液體，其后將玻璃砂分層填入模型箱內(nèi)，并按相對密實(shí)度85%分層振密至地基厚度達(dá)到15 cm，同時(shí)將抗滑樁一端埋入指定位置；

（2）將邊坡成型裝置放入模型箱內(nèi)并與箱體固定，繼續(xù)填入玻璃砂，按相對密實(shí)度85%分層振密至邊坡高度達(dá)到15 cm；

（3）拆除邊坡成型裝置，布置激光發(fā)射器和數(shù)碼相機(jī)并調(diào)整至合適位置，以得到清晰完整的激光散斑剖面圖像，并設(shè)定連續(xù)兩張照片的拍攝時(shí)間間隔為15 s；

（4）固定加載裝置并調(diào)整其至適當(dāng)位置。為了避免其他光源對激光散斑的影響，關(guān)閉其他光源，然后啟動(dòng)萬能試驗(yàn)機(jī)以2 mm·min－1的速率加載。同時(shí)，進(jìn)行應(yīng)變數(shù)據(jù)和圖像的采集。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 無抗滑樁時(shí)邊坡的變形破壞特征

圖6為無樁邊坡坡頂（即加載區(qū)）荷載-位移曲線。由圖可見，坡頂荷載隨豎向位移先逐漸增大至峰值應(yīng)力（即極限承載力）44 kPa后減小。

圖6 無樁邊坡坡頂荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curve of unreinforced slope

圖6曲線上標(biāo)注了豎向位移s與坡高H的比值分別為s/H=3.0%、6.1%、8.0%和12.0%所對應(yīng)的點(diǎn)。圖7則為這些點(diǎn)對應(yīng)的邊坡位移矢量圖，圖中橫坐標(biāo)和縱坐標(biāo)均通過除以抗滑樁截面邊長D進(jìn)行歸一化處理。由圖可見，當(dāng)s/H=3.0%時(shí)，邊坡變形主要集中在坡頂，邊坡土體被壓密；在荷載達(dá)到峰值時(shí)（s/H=6.1%），土體位移向下和向坡面方向發(fā)展；隨著加載的繼續(xù)，至s/H=8.0%時(shí)，土體變形范圍擴(kuò)大并持續(xù)向坡面方向發(fā)展；繼續(xù)加載至s/H=12.0%時(shí)，土體位移進(jìn)一步增大，且根據(jù)圖中位移矢量的方向和大小，可判斷邊坡內(nèi)滑動(dòng)土體與周圍土體存在明顯的分界面，此分界面即為邊坡滑動(dòng)面（圖7d）。

圖7 無樁邊坡變形矢量圖Fig.7 Displacement vectors of unreinforced slope

圖8為加載至s/H=12.0%時(shí)邊坡的變形圖。由圖可見，邊坡坡面隆起且在坡體內(nèi)形成了近似圓弧形狀的滑動(dòng)面。

圖8 無樁邊坡變形圖Fig.8 Deformation of unreinforced slope

上述試驗(yàn)結(jié)果與曾遠(yuǎn)［10］基于試驗(yàn)和PFC（顆粒流程序）模擬所得的結(jié)果較為一致，即對于土質(zhì)邊坡，在坡頂荷載作用下，土體產(chǎn)生推移式滑動(dòng)破壞。

2.2 不同錨固長度抗滑樁邊坡的變形破壞特征

圖9比較了抗滑樁錨固比λ=0.4、0.5、0.6和0.7時(shí)邊坡坡頂荷載-位移曲線，并加上了無樁邊坡的對比曲線。由圖可見，不同錨固長度抗滑樁加固后的邊坡坡頂荷載隨豎向位移的增加先近似線性增長至峰值，而后隨豎向位移的增加而減?。诲^固比λ=0.4、0.5、0.6和0.7時(shí)邊坡坡頂極限承載力分別為93、120、152和89 kPa。

定義坡頂承載比R0為有樁邊坡坡頂極限承載力QR與無樁邊坡坡頂極限承載力QU之比，即R0=QR/QU。不同錨固比λ=0.4、0.5、0.6和0.7所對應(yīng)的坡頂承載比R0分別為2.1、2.7、3.5和2.0，說明不同錨固長度抗滑樁均能顯著提高邊坡的穩(wěn)定性?？梢?，對于無樁邊坡，由于土體壓縮性低且其本身強(qiáng)度較低，在坡頂荷載下易形成貫通的滑面，故坡頂承載力較低［10］；而邊坡經(jīng)抗滑樁加固后其抗滑能力明顯增強(qiáng)，使得坡頂承載力顯著增大。

圖10為坡頂承載比R0與錨固比λ之間的關(guān)系曲線，可見當(dāng)錨固比在0.4～0.6范圍內(nèi)，坡頂承載能力隨錨固比的增大而增強(qiáng)，而當(dāng)錨固比大于0.6時(shí)，坡頂承載能力有所降低。這說明增加抗滑樁錨固長度不會(huì)持續(xù)地增大其加固效果，當(dāng)錨固長度過長時(shí)反而會(huì)降低其加固效果。

圖11為圖9中加載期末不同錨固長度抗滑樁加固的邊坡變形圖。由圖可見，當(dāng)錨固比λ=0.4～0.6時(shí)，樁體均發(fā)生了明顯的向外傾斜，滑動(dòng)面隨著錨固長度的增加而加深，其原因是隨著錨固長度的增加，抗滑樁穩(wěn)定性增強(qiáng)且其抵抗土體變形的能力提高［6，11］。但當(dāng)λ=0.6時(shí)邊坡內(nèi)不僅形成了深層滑動(dòng)面，而且由于受下部樁體較強(qiáng)的阻擋作用，樁后土體逐漸向上部樁體和坡面方向移動(dòng)，最終越過樁頂，形成了淺層滑動(dòng)面。當(dāng)λ=0.7時(shí)，樁體只略微向外傾斜，剛性樁體穩(wěn)定性大大增強(qiáng)，其自身發(fā)生撓曲變形而非剛體轉(zhuǎn)動(dòng)［12］，有效地阻擋了深部土體的側(cè)向移動(dòng)，而致使樁后淺部土體發(fā)生越頂滑移破壞，滑體體積減小，邊坡滑動(dòng)面變淺。這就解釋了圖10中坡頂承載比先隨抗滑樁錨固長度的增加而增大，而后反而降低的現(xiàn)象。本文的試驗(yàn)結(jié)果與Griffiths等［5］和王聰聰?shù)龋?］通過數(shù)值模擬所得的結(jié)果一致，即邊坡滑動(dòng)面深度隨著抗滑樁錨固長度的增加而逐漸加深，但當(dāng)錨固長度超過某一臨界值后滑動(dòng)面變淺，表現(xiàn)為越頂破壞。

圖9 不同錨固長度抗滑樁加固邊坡坡頂荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curves of slopes reinforced with piles for different anchorage lengths

圖10 坡頂承載比R0與錨固比λ的關(guān)系曲線Fig.10 Bearing capacity ratio versus anchorage ratio

如圖11c所示，對于錨固比λ=0.6的情況，邊坡還形成了從樁頂滑出的淺層滑動(dòng)面，且此錨固長度下邊坡坡頂承載力最大，故對該情況下邊坡變形演化過程作進(jìn)一步分析。圖12為λ=0.6的荷載-沉降曲線上s/H=3.2%、6.7%、11.0%和18.0%的點(diǎn)（見圖9中的標(biāo)注）對應(yīng)的邊坡變形矢量圖。由圖可見，在加載初期s/H=3.2%時(shí)，僅樁后小范圍內(nèi)土體產(chǎn)生微小位移；繼續(xù)加載至s/H=6.7%時(shí)，土體變形范圍明顯增大，且樁前中、上部土體產(chǎn)生了較小位移；加載至峰值荷載s/H=11.0%時(shí)，加載板下方深部土體斜向下方向位移明顯增強(qiáng)，同時(shí)由于受下部樁體的阻擋作用，向上部樁體和坡面的斜向上方向位移也得到增強(qiáng)，此時(shí)樁體產(chǎn)生了較明顯的向外傾斜；最終加載至s/H=18.0%時(shí)，土體位移進(jìn)一步增大，樁體發(fā)生明顯傾斜，帶動(dòng)樁體下部土體向上移動(dòng)，形成了深淺兩個(gè)滑動(dòng)面（圖12d）。由此，λ=0.6時(shí)抗滑樁通長樁體承受了深淺兩個(gè)滑動(dòng)面之間土體的下滑力，充分發(fā)揮了抗滑樁的抗滑作用，故其坡頂承載比最大。

圖11 不同錨固長度抗滑樁加固邊坡變形圖Fig.11 Deformation of slope reinforced with anti-slide piles with different anchorage lengths

圖12 抗滑樁錨固比λ=0.6時(shí)邊坡變形矢量圖Fig.12 Displacement vectors of slope reinforced with anti-slide piles atλ=0.6

本文試驗(yàn)得出抗滑樁最優(yōu)的錨固長度為樁長的0.6左右，但最優(yōu)或合理的錨固長度應(yīng)跟巖性、樁間距、樁體剛度等因素有關(guān)。蔣建國等［13］將建立的剛性抗滑樁錨固長度簡化計(jì)算公式應(yīng)用于某黏性土邊坡工程案例，得出該工程中錨固于強(qiáng)風(fēng)化泥巖中的抗滑樁錨固長度約為樁長的0.6。Li等［14］開展室內(nèi)模型試驗(yàn)研究抗滑樁錨固于上硬下軟基巖中其受力和變形特性，試驗(yàn)結(jié)果表明抗滑樁最優(yōu)錨固長度約為樁長的0.5。Shooshpasha和Amirdehi［7］利用三維有限元數(shù)值模擬研究了抗滑樁錨固長度對土質(zhì)邊坡穩(wěn)定性的影響，發(fā)現(xiàn)最優(yōu)錨固長度隨樁間距的增大而減小，當(dāng)樁間距為2倍、3倍、4倍和6倍樁徑時(shí)，錨固長度分別為樁長的0.6、0.57、0.54和0.49，且發(fā)現(xiàn)最優(yōu)錨固長度隨樁體剛度的增大而增大。然而，目前滑坡防治工程設(shè)計(jì)規(guī)范［15］規(guī)定抗滑樁錨固長度應(yīng)為樁長的1/3～2/5，顯然此范圍值能提高抗滑樁的抗滑能力，但由于未考慮具體的巖性、樁間距和樁體剛度等影響因素，其最優(yōu)的錨固比值不一定在此范圍值內(nèi)。

2.3 不同錨固長度抗滑樁的彎矩分布

通過樁身前后兩側(cè)粘貼的應(yīng)變片，可測得各測點(diǎn)沿樁身的應(yīng)變?？够瑯兜膹澗乜赏ㄟ^式（1）計(jì)算［14］：

式中：W為抗彎截面系數(shù)；Ep為樁體的彈性模量；εa和εb分別為同一截面樁后和樁前的應(yīng)變。

圖13為圖9中坡頂荷載達(dá)到其極限值時(shí)由式（1）計(jì)算所得樁身各測點(diǎn)處的彎矩沿歸一化樁身深度（樁身深度與樁長之比）的分布。約定抗滑樁內(nèi)側(cè)（樁后）受拉為正，外側(cè)（樁前）受拉為負(fù)。由圖可見，當(dāng)λ=0.4、0.5和0.6時(shí)，抗滑樁最大負(fù)彎矩位置位于距樁頂約0.4倍樁長處，而其正彎矩位于樁體下部，反彎點(diǎn)（曲線在縱軸上的交點(diǎn)）位置逐漸上移，即樁體外側(cè)受拉區(qū)減小而內(nèi)側(cè)受拉區(qū)增大；而當(dāng)λ=0.7時(shí)，抗滑樁下部外側(cè)受拉，中上部內(nèi)側(cè)受拉，其最大彎矩位于距樁頂約0.35倍樁長處，這是由于如2.2節(jié)圖11d所示的現(xiàn)象，其與Viggiani［16］所提出的抗滑樁樁周土的整體破壞模式C類似，即抗滑樁不動(dòng)，滑動(dòng)面以上的土體破壞，此時(shí)通過樁頂?shù)臏\層滑動(dòng)面使得抗滑樁樁頭附近承受較大的水平土壓力，因而其彎矩分布形式與錨固比為0.4～0.6時(shí)的明顯不同。另外，盡管λ=0.7與λ=0.4情況邊坡坡頂極限承載力接近，但前者最大彎矩絕對值約為后者的2.5倍，這是由于前者錨固長度大，在坡頂加載過程中基本保持直立，其累積的彎曲變形較大；而后者錨固長度小，在加載過程中由于自身傾斜致其累積的彎曲變形變小。

圖13 不同錨固長度抗滑樁的彎矩分布Fig.13 Diagram of bending moment of piles with different anchorage lengths

3 結(jié)論

本文利用透明土技術(shù)，開展了4組不同錨固長度抗滑樁加固邊坡和1組無樁邊坡可視化模型試驗(yàn)，并結(jié)合粒子圖像測速技術(shù)，展現(xiàn)抗滑樁加固邊坡內(nèi)部位移場演化及其滑移破壞過程，以揭示在坡頂條形荷載作用下抗滑樁錨固長度對均質(zhì)邊坡滑動(dòng)面和抗滑能力的影響機(jī)理。主要得出如下結(jié)論：

（1）抗滑樁加固邊坡的滑動(dòng)面深度隨抗滑樁錨固長度的增加而加深，同時(shí)抗滑能力得到提高；但當(dāng)錨固長度超過最優(yōu)錨固長度后，滑動(dòng)面變淺，表現(xiàn)為越頂破壞，使得抗滑樁抗滑能力大幅降低。

（2）抗滑樁錨固長度達(dá)到其最優(yōu)錨固長度時(shí)，出現(xiàn)靠近樁底端位置和越頂?shù)膬蓚€(gè)深淺不一的滑動(dòng)面。最優(yōu)錨固長度與巖性、樁間距、樁體剛度等因素相關(guān)，在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮這些因素以確定優(yōu)化的錨固長度。

（3）隨著錨固長度的增加，抗滑樁上部外側(cè)受拉區(qū)減小，而下部內(nèi)側(cè)受拉區(qū)增大，最大彎矩位置均在距樁頂約0.4倍樁長處；當(dāng)錨固長度超過其最優(yōu)錨固長度后，則出現(xiàn)下部外側(cè)受拉而中上部內(nèi)側(cè)受拉，其最大彎矩位置在距樁頂約0.35倍樁長處。

作者貢獻(xiàn)聲明：

陳建峰：提出研究思路，撰寫與修改論文。

郭小鵬：開展模型試驗(yàn)，撰寫與修改論文。

田丹：設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案，開展模型試驗(yàn)，整理數(shù)據(jù)，撰寫論文。

俞松波：指導(dǎo)模型試驗(yàn)。