閆玉平，肖世國

（1.西南交通大學(xué)地質(zhì)工程系,四川 成都 610031；2.高速鐵路線路工程教育部重點實驗室（西南交通大學(xué)）,四川 成都 610031）

0 引言

基巖上覆堆積體式滑坡（簡稱基覆式滑坡）在我國西南地區(qū)分布較為廣泛[1]，降雨入滲可導(dǎo)致基覆界面表現(xiàn)軟化特性，該界面是潛在的危險滑面[2?3]。雙排全長樁及后排沉埋-前排全長樁越來越多應(yīng)用于此類大型滑坡的工程治理[4?8]。其中，兩排樁后側(cè)推力分布模式及大小是工程設(shè)計中的關(guān)鍵要素之一。

對于雙排抗滑樁的后排樁，其樁后滑坡推力與普通單排樁相同。戴自航[9]在三種滑坡推力分布模式的基礎(chǔ)上，分析抗滑樁模型試驗和現(xiàn)場試樁資料，指出滑體為散體或黏土?xí)r滑坡推力合力作用點降低，存在拋物線型分布模式。肖世國[10]針對滑體為土體或軟弱、破碎或松散的巖體的擬土質(zhì)邊坡，采用水平微層段極限平衡法分析，得到樁后滑坡推力分布模式具有中間大上下端小的近似拋物線型特征。Ito 等[11]基于樁間土拱效應(yīng)與Morh-Coulomb 彈塑性模型，給出了樁后滑坡推力算法，較適合軟弱土體情況。Randolph 等[12]針對側(cè)向荷載作用下柔性樁，通過有限元方法，將滑體視為土體模量呈線性變化的彈性連續(xù)體，給出了反映群樁效應(yīng)的側(cè)向推力量化表達(dá)式。

我國鐵路規(guī)范[13]中對于單排抗滑樁后側(cè)推力，基于試驗給出了三角形或矩形分布模式，屬于近似經(jīng)驗?zāi)Ｊ?。熊治文[14]在深埋式抗滑樁模型試驗和相關(guān)數(shù)值模擬分析的基礎(chǔ)上，得出樁后滑坡推力分布形式基本呈矩形。雷文杰[15]通過大型室內(nèi)沉埋樁模型試驗，得出樁身所受的滑坡推力與樁頂滑體所承擔(dān)推力之間的關(guān)系。鄭穎人等[16]遵循樁后側(cè)土壓力與極限平衡法推力大體相當(dāng)?shù)那疤?，采用有限元強度折減法，得到滑坡推力的大小和分布模式。宋雅坤等[17]采用有限元方法，對系列室內(nèi)大型沉埋式抗滑樁模型試驗進行數(shù)值模擬，算得樁后及樁頂推力的分布模式與大小。

這些針對單排抗滑樁后側(cè)推力分布的研究結(jié)果，可為實際工程設(shè)計提供依據(jù)。然而，其并未針對雙排抗滑樁，特別是未必適合雙排樁中的前排樁后側(cè)推力分布。

申永江等[18]運用極限平衡理論和土拱理論分析了雙排樁的受力模式，并推導(dǎo)了相應(yīng)的滑坡推力表達(dá)式，但其中關(guān)于土拱效應(yīng)的假定還有待進一步探討。張玲等[19]視基坑支護中的雙排樁為豎直放置的彈性地基梁，將兩排樁的排間土以水平向彈簧模擬，后排樁后側(cè)土壓力采用朗肯主動土壓力，以彈性抗力法計算作用于前排樁基坑底面以下的被動抗力。其針對基坑支護問題的近似算法，未必適合條件更為復(fù)雜的滑坡治理中的雙排抗滑樁情況。

肖世國等[20]將抗滑樁受荷段前側(cè)坡體視為水平向的Winkler 地基，基于彈性地基梁模型，并考慮樁體受荷段與嵌固段的變形連續(xù)性，通過迭代算法確定出后排樁受荷段前側(cè)坡體抗力，進而對排間坡體采用傳遞系數(shù)法計算出前排樁后側(cè)滑坡推力。該方法建立在后排樁受荷段前側(cè)坡體具有常抗力系數(shù)的基礎(chǔ)上，有時與實際不一定相符。

胡峰[21]通過室內(nèi)模型試驗，研究陡傾直線型滑面滑坡的雙排抗滑樁后側(cè)坡體壓力分布模式，結(jié)果顯示前、后排樁受荷段后側(cè)滑坡推力呈梯形分布。徐駿等[22]針對后陡前緩的折線形滑面滑坡，采用室內(nèi)模型試驗，得到兩排抗滑樁分擔(dān)滑坡推力大小與樁排間距的關(guān)系。然而，相關(guān)試驗研究并沒有詳細(xì)給出兩排樁后側(cè)推力分布規(guī)律，更未涉及雨水入滲工況。

由上述相關(guān)研究現(xiàn)狀可見，目前對基覆式滑坡雙排樁后側(cè)推力分布特征的認(rèn)識尚不成熟，尤其是對考慮雨水入滲至基覆界面的情況鮮見報道。有鑒于此，文中針對雙排樁加固基覆式滑坡，通過室內(nèi)模型試驗，采用坡體外注水，經(jīng)過特定通道滲入滑帶的方法來模擬強降雨條件對滑帶的軟化效應(yīng)，以此確定在雨水入滲至滑帶軟化、后排樁沉埋等不同工況下后、前排樁后側(cè)滑坡推力分布模式及大小。

1 試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計

1.1 試驗?zāi)Ｐ?/h3>

綜合現(xiàn)場調(diào)查、鉆探、LiDAR 數(shù)據(jù)，寶成鐵路四川段沿線的某處潛在堆積體滑坡主滑斷面如圖1所示，滑坡體上發(fā)育緩坡平臺，滑坡總體長度約150 m，寬度約120 m，前寬后窄，滑體為第四系全新統(tǒng)崩坡積塊石土，最大厚度約19 m，滑床為侏羅系上統(tǒng)中風(fēng)化砂巖，二者間存在一相對軟弱的含礫黏土薄夾層（滑帶）。遙感數(shù)據(jù)與區(qū)域地質(zhì)資料綜合分析得出坡體區(qū)域沒有褶皺和斷層，也無構(gòu)造應(yīng)力作用。進一步根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)勘察判斷，其屬于推移式滑坡，試驗獲得坡體主要參數(shù)見表1。采用雙排抗滑樁對該滑坡進行加固（圖1），以其為試驗原型，模型幾何相似比取為CL=1∶40，設(shè)置4 組試驗?zāi)Ｐ停▓D2），其中試驗一、二、四設(shè)樁位置相同，僅后排樁沉埋深度不同，試驗二、四的樁頂埋深分別占受荷段長度1/3 和1/2，試驗三樁頂沉埋比例同試驗二，但樁排間距擴大為其1.8 倍。

圖1 某滑坡實例橫斷面示意圖Fig.1 Cross section of a landslide example

圖2 各試驗?zāi)Ｐ蜋M斷面圖（單位：cm）Fig.2 Cross-section of each testing model (unit:cm)

表1 實例坡體主要物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Main physical and mechanical parameters of the practical landslide

根據(jù)試驗所依托試驗室的場地條件，制作大型模型試驗槽，其長為5.8 m，高為3.0 m，寬為0.9 m。模型槽正前面鑲嵌便于觀察的透明鋼化玻璃，正后面為光滑水泥墻，左側(cè)封閉，右側(cè)敞口（圖3）。

圖3 模型試驗槽照片F(xiàn)ig.3 Photo of the model test container

1.2 試驗材料

取重度相似比為1，根據(jù)相似定律得應(yīng)力相似比為1∶40，進而通過正交配比試驗配置相似材料。

（1）坡體材料

試驗中，以細(xì)沙為主并拌和滑石粉模擬滑帶，用中砂與重晶石粉混合模擬滑體，用粗砂、重晶石粉及鐵粉混合模擬滑床。各組試驗滑帶、滑體及滑床的內(nèi)摩擦角（φ）、黏聚力（c）、重度（γ）和含水量（ω）如表2所示，其中強度參數(shù)通過應(yīng)變控制式直剪試驗獲得，括號內(nèi)值為滑帶土浸水飽和時參數(shù)，該值近似作為滑帶軟化后的強度參數(shù)。

表2 各組試驗滑帶、滑體及滑床的物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Main physical and mechanical parameters of testing models

（2）樁體材料

試驗?zāi)康闹饕谴_定樁側(cè)坡體壓力，因此試驗中對抗滑樁（原型為C30 混凝土）的模擬以其剛度條件滿足相似性作為主控因素。經(jīng)過多組配比試驗比選，以一定比例的石膏、水泥與水混合制成模型樁體，其彈性模量約為0.8 GPa。

抗滑樁原型截面尺寸為2.0 m×3.0 m，樁間距為8 m，根據(jù)幾何相似比換算，模型樁體為5 cm×7.5 cm（圖4），樁間距20 cm，雙排樁等間距布置，每排3 根。

圖4 抗滑樁模型Fig.4 Physical model of the anti-slide piles

1.3 滑帶軟化模擬

在進行模型試驗時，除普通工況外，還需考慮強降雨條件對滑坡的影響，即雨水入滲對滑帶的軟化作用。為此，通過在坡體外注水，經(jīng)過特定通道滲入滑帶的方法來模擬滑帶軟化。此外，為便于較顯著模擬坡體滑移及破壞特征，采用坡面均布堆載方式來促使坡體滑動。

1.4 試驗荷載工況

在每組設(shè)樁模式下，試驗均分為如下3 種工況：

（1）試驗填筑完成后狀態(tài)，即天然工況；

（2）在工況（1）基礎(chǔ)上向滑帶注水，即強降雨工況；

（3）在工況（2）基礎(chǔ)上于滑體中后部坡面堆載10 kPa，即超載工況。

1.5 樁側(cè)坡體壓力測試

對于各樁前后兩側(cè)坡體壓力大小及其分布模式，采用高精度電阻應(yīng)變式壓力傳感器（土壓力盒）測量，利用黏結(jié)劑將其粘貼面固定（或者鉗固）于樁體表面（圖5）。在模型槽外通過電阻應(yīng)變儀接受信號并換算成壓應(yīng)力，采用自動數(shù)據(jù)采集的方法。四組試驗前排樁土壓力盒設(shè)置相同，后側(cè)樁頂以下8 cm 開始，依次間隔8 cm 在受荷段布置4 個土壓力盒；對于后排樁，試驗一、二、三、四的土壓力盒間隔分別為8 cm、8 cm、8 cm 和5 cm，近樁頂土壓力盒距樁頂深度分別為10 cm、3 cm、8 cm 和3 cm，受荷段土壓力盒分別為5 個、4 個、4 個和3 個。

圖5 樁側(cè)土壓力傳感器布置Fig.5 Layout of earth pressure sensors on the model piles

模型試驗一、二、三、四的典型照片如圖6所示。

圖6 各組模型試驗典型照片F(xiàn)ig.6 Typical Photos of each model test

1.6 操作步驟

（1）根據(jù)本試驗?zāi)Ｐ途唧w特點，清掃整理試驗槽。

（2）配置相似模型試驗材料，主要分為3 類，分別模擬滑體、滑帶土、滑床，通過室內(nèi)常規(guī)試驗測得3 種相似材料的主要物理力學(xué)參數(shù)。

（3）在模型槽內(nèi)前后兩側(cè)面上畫出標(biāo)記線，包括地層分界線、設(shè)樁位置，等。

（4）分層填筑模型坡體，為便于模擬滑面浸水，在滑帶中埋設(shè)細(xì)的塑料軟管，管體延伸到模型槽頂部，以便向管中適當(dāng)注水以模擬滑面浸水的狀況；同時，根據(jù)樁長挖樁孔到相應(yīng)位置，將預(yù)先制作好并按設(shè)計已經(jīng)布置好土壓力盒的模型樁放入孔內(nèi)，填土壓實，并記錄各土壓力盒初始讀數(shù)。

（5）模型坡體的填筑及測試元件的埋置均完成后，先靜置一段時間，然后以一定的時間間隔（隔1 h 記錄一次）讀取樁側(cè)土壓力盒讀數(shù)，直至讀數(shù)變化不明顯且觀測總時長達(dá)到48 h，視為測得足夠數(shù)據(jù)，本組試驗結(jié)束，其余工況以此類推。

（6）再在模型槽頂部的塑料軟管口向管內(nèi)適當(dāng)注水，模擬滑面浸水狀況，然后仍以一定的時間間隔測量。樁側(cè)土壓力盒的讀數(shù)，直到測得足夠數(shù)據(jù)。

（7）根據(jù)實際試驗情況，考慮在滑坡體中后部進行坡面堆載，然后仍以一定的時間間隔測量此時樁側(cè)土壓力盒的讀數(shù)，直到測得足夠數(shù)據(jù)，本組試驗完成。

（8）卸除土體、樁體結(jié)構(gòu)及測試元件，再重復(fù)（3）—（7）的步驟，進行新的一組試驗。

（9）如此反復(fù)，直到所有情況的各試驗（共4 組）均完成。

2 試驗結(jié)果

整理分析中間樁（沿滑坡寬度方向）的測試數(shù)據(jù)，可得各組試驗中雙排樁后側(cè)推力分布如圖7?圖10所示。可見，不同后排樁布設(shè)方式下雙排樁后側(cè)坡體壓力都基本呈兩端小中間大的拋物線型分布，且峰值點位于受荷段中點以下。樁位不變時，對比圖7（a）、圖8（a）、圖10（a）可見，后樁后側(cè)坡體壓力峰值隨著其沉埋深度增大而減小且峰值點位置上移；對比圖7（b）、圖8（b）、圖10（b）可得，前樁后側(cè)坡體壓力峰值隨后樁沉埋深度增大而增大且峰值點位置無明顯變化。同時可見，各試驗注水前、后樁上推力分布模式保持不變，但注水后雙排樁上坡體壓力增大，且相比樁頂和底部，樁身中間部分坡體壓力增加幅度較大。由表3 所列出的各試驗注水前、后樁上推力值可見，對于試驗一、二、三、四，注水軟化后雙排樁上推力明顯大于注水前，對于后排樁分別增大約14.9%、14.3%、16.2%、21.4%；對于前排樁分別增大約17.9%、17.9%、24.8%、24.1%。綜合兩個工況（天然、降雨）試驗結(jié)果可知，后排樁沉埋比為0.5 時，樁上推力（1.12 kN/m、1.36 kN/m）較全長時（2.76 kN/m、3.17 kN/m）分別減小59.4%、57.1%，而前排樁上凈推力（1.08 kN/m、1.34 kN/m）較全長時（0.78 kN/m、0.92 kN/m）分別增大27.8%、31.3%?？梢?，后排樁上減小的推力值大于前排樁上增加的推力值，這是由于后排樁頂土體傳遞過來的部分推力可由排間土體強度提供的抗力予以承擔(dān)，即排間土體的抗力作用得以發(fā)揮。因此，從受力角度而言，如果后排樁沉埋深度適當(dāng)，沉埋與全長組合樁較雙排全長樁更具經(jīng)濟合理性。

圖10 試驗四雙排樁受荷段后側(cè)坡體壓力分布圖Fig.10 Distribution curves of thrust on the double-row piles above the slip surface in model 4

表3 各組試驗注水前、后所得后排樁上推力比較Table 3 Comparison of thrust on the rear piles before and after grouting water in four tests /(kN·m?1)

圖7 試驗一雙排樁受荷段后側(cè)坡體壓力分布圖Fig.7 Distribution curves of thrust on the double-row piles above the slip surface in model 1

圖8 試驗二雙排樁受荷段后側(cè)坡體壓力分布圖Fig.8 Distribution curves of thrust on the double-row piles above the slip surface in model 2

3 討論

為了進一步說明試驗結(jié)果的合理性，利用FLAC3D對其進行數(shù)值模擬分析，以試驗一天然工況為例，如圖11所示，其數(shù)值模型含8 198 個8 節(jié)點6 面體單元，坡體材料采用服從摩爾-庫侖屈服準(zhǔn)則和關(guān)聯(lián)流動法則的理想彈塑性本構(gòu)模型，樁體視為彈性材料，采用結(jié)構(gòu)單元模擬。模型前后左右四個邊界采用水平位移約束，底面采用水平和豎向位移約束。

圖11 試驗一對應(yīng)的雙排樁加固滑坡數(shù)值模型Fig.11 Numerical model of test model 1

圖12 為數(shù)值模擬得到的模型試驗一的水平應(yīng)力分布云圖（受壓為負(fù)），由此可得雙排樁后側(cè)壓應(yīng)力分布如圖13所示?？梢?，兩種方法確定的后、前排樁上坡體壓力都呈拋物線形型分布，且峰值點位置非常接近，都位于受荷段中點以下相對接近滑面位置。

圖12 天然工況下試驗一對應(yīng)的水平應(yīng)力分布云圖Fig.12 The horizontal stress contour of test model 1 under natural working conditions

雙排樁上推力值的試驗與數(shù)值模擬結(jié)果對比如表4所示。可見，F(xiàn)LAC3D算得的推力值較試驗值偏大，且二者的前排樁上推力值相差更大。對于后排樁，注水前后的數(shù)值解較試驗值分別偏大約24.6%、20.5%；對于前排樁，注水前、后，數(shù)值解較試驗值分別偏大約50.0%、39.1%。造成這種差異的原因可能為：一方面，盡管試驗槽前后側(cè)面做了光滑處理，但仍不可避免存在一定的摩阻力，由此減小了作用于樁上的滑坡推力；另一方面，數(shù)值模擬方法沒有考慮模型前后側(cè)面的摩阻力，易造成數(shù)值解偏大。

表4 試驗一雙排樁后側(cè)推力試驗值與數(shù)值解對比Table 4 Comparison of thrust on the fore and rear piles in test model 1 between the measured and numerical values/(kN·m?1)

圖9 試驗三雙排樁受荷段后側(cè)坡體壓力分布圖Fig.9 Distribution curves of thrust on the double-row piles above the slip surface in model 3

4 結(jié)論

通過四組不同后排樁布設(shè)方式的雙排樁加固大型滑坡物理模型試驗，考慮一般狀況和強降雨軟化滑帶狀況，并結(jié)合FLAC3D數(shù)值模擬方法，確定了雙排抗滑樁后側(cè)滑坡推力分布特征，主要得出以下結(jié)論：

（1）后、前排樁上坡體壓力均呈兩端小、中間大的拋物線形型分布模式，其峰值點均位于受荷段中點以下相對靠近滑面位置。

（2）設(shè)樁位置不變時，后樁后側(cè)坡體壓力峰值隨其沉埋深度增大而減小且峰值點位置上移；前樁后側(cè)坡體壓力峰值隨后樁沉埋深度增大而增大，但峰值點位置無明顯變化。

（3）滑帶軟化后并不改變雙排樁上滑坡推力分布模式，但會增大前、后排樁后側(cè)坡體壓力，且相比樁頂和底部，樁身中間部分坡體壓力增加幅度較大。

（4）滑帶注水軟化后雙排樁上的推力均明顯大于注水前，后排樁、前排樁分別增大約14.3%～21.4%和17.9%～24.8%。