双排微型抗滑桩的抗滑效果

傅强，孙飞飞，唐承铁，胡毅夫

(1. 中南大学 地球科学与信息物理学院，湖南 长沙，410083；2. 中南大学 资源与安全工程学院，湖南 长沙，410083)

国内外对于微型桩的研究大部分应用于地基加固，对于微型桩作为抗滑结构，承受横向荷载的研究较少。Armour等[1]研究了微型桩的应用条件；Shields[2]和龚健等[3]研究了微型桩的弯矩作用，而微型桩在实际抗滑中受到的下滑力和抗滑力与理论分析模型都有一定程度的不同，工程中采用的微型桩抗滑效果也需进一步的监测。按照微型桩在坡体的位置，微型桩组合抗滑结构可分为3种形式，即坡面加固型、平台加固型和坡脚加固型[4]，其中没有涉及将平台加固和坡面加固相结合的方式。对于双排桩的结构研究，王湛等[5]将双排桩的前后排桩及桩间土视为一个整体，靠临坡面的后排桩受主动土压力，前排桩受被动土压力。何颐华等[6-8]研究了双排桩承受主动土压力的分配问题。现阶段大部分对于双排微型抗滑桩的研究都是基于某种假设的基础上，需要通过监测桩体的土压力分布和桩顶位移来验证其假设条件的准确性。目前，工程上大多利用全站仪观测桩顶位移[7]，少数研究监测了抗滑桩钢筋的应力[5,9-10]，阮波[11-12]等运用在桩孔内安置测斜管来监测边坡位移。目前对于采用机钻的微型双排桩抗滑桩的研究还没有形成统一的认识。微型桩的变形和抗弯均不同于普通抗滑桩，所以对微型双排抗滑桩的抗滑效果进行监测有很大的科学价值。而综合对坡体、桩顶位移和桩体受力同时进行监测的方法也较单一采用一种监测方法来计算和分析更加合理和准确。

1 工程概况

通平高速 K38+560～K38+680边坡的坡度为35°～55°，边坡段全长为120 m，边坡最高处高57 m。强风化泥质砂岩与中风化砂岩之间，有4 m厚的强风化炭质页岩夹层，如图1所示。各岩土层物理力学参数如表1所示。

表1 各岩土层物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of various rock layers

受区域断裂 F4断层影响，场地岩体破碎，通过现场勘查，有3组节理裂隙非常发育。坡面岩层与坡面倾向和倾角相对关系如图2所示。初步分析，F4断层、次级断层和边坡3组主要节理(J1，J2和J3)把强风化板岩切割成菱形柱状楔体。当边坡开挖出临空面后，楔体失去支撑力，坡面出现张性裂隙。当雨水渗入炭质页岩形成软化泥质滑床，楔体开始下滑。由于岩层倾向下方未揭露，岩层楔体主滑方向沿开挖面伪倾斜方向；滑体呈现牵引式多级滑体，逐渐向上延伸。

J1，J2和J3代表3组节理；F4代表F4断层，F4C代表次级断层。

为了阻止楔体沿着炭质页岩夹层滑移，根据边坡稳定性分析结果，采用机械钻孔双排微型抗滑桩加固路堑边坡。根据炭质页岩岩层产状和潜在滑移体的剪出面位置，在一级平台和坡脚错位布桩。后桩桩体位于坡面，桩顶高出坡脚或平台2 m，受力图如图3所示。

图1 边坡平面图Fig. 1 Planar graph of slope

图2 边坡和3组主节理的赤平投影图Fig. 2 Stereographic projection of slope and three main slope level joints

图3 双排微型抗滑桩受力示意图Fig. 3 Stress diagram of double row miniature anti-slide pile

2 监测方案

边坡开挖后在各种地质力作用下会发生不同程度的变形，随着时间的推移可能发生累进性变形破坏，其主要体现在滑移体位移变化，变化过程中的量变阶段没有产生整体的滑动破坏，但在坡面可能出现局部坍塌或者崩落。边坡的破坏属于质变阶段，坡体出现了贯通的破坏面，整个滑体呈现加速发展。

本项目采用的双排微型抗滑桩是将可能发生破坏的边坡变形控制在量变阶段，允许边坡发生一定的变形。施工完成后对坡体、桩顶位移和桩身受力进行监测，提前捕捉到滑体沿滑带(面)的变化情况的同时得到双排微型抗滑桩的受力变形特性。对滑体随时间的延长所发生的动态变形破坏过程、变形速率及变形破坏模式分析提供技术支撑。

坡体和桩顶位移监测采用全站仪，在边坡变形影响范围之外的稳定地段设置基准点。坡面布置监测点，均埋设具有强制对中的标桩。基准点与工作基点以边角网形式组成基准网，采用全站仪进行角度及距离观测。本次监测工作量如表2所示。

3 监测结果分析

3.1 坡体空间位移监测

坡体空间位移测点为 1-1，1-3，1-10，1-11，2-1～2-5，2-8～2-9，3-1～3-7，4-1～4-3，其位置如图 1所示，其观测时间按前密后疏的原则。以观测初始日期2012年2月21日为计算起始，分别在第9天(3月1日)、第21天(3月13日)、第40天(4月1日)和第64天(4月25日)进行坡体及桩顶位移观测。各测点的空间位移时程曲线如图4所示。排除局部滑移对监测结果造成的影响后，对F4断层和F4C次断层形成潜在滑移体内测点和滑移体外测点的位移分别统计分析，得出滑移体内测点的平均累积位移为18.50 mm，滑移体外平均累积位移为17.51 mm，此位移较小可以认为是坡面受降雨，开挖后沉降影响，因此判断边坡的潜在滑移体被加固，没有发生明显的滑移。

图4 坡体各测点位移-时间曲线Fig. 4 Displacement and time curve of slope monitor points

3.2 桩顶空间位移监测

选取9组抗滑桩进行桩顶空间位移监测，测点为0-1～0-4，1-4～1-8，其位置如图1所示，同样采用坡体位移观测的方法进行监测，监测结果如图5所示。由图5可见：坡脚和一级平台抗滑桩顶的位移基本一致，据此推断出边坡滑移体潜在剪出面位于坡脚以下，一级平台抗滑桩起到稳固上部坡体作用，坡脚抗滑桩阻止边坡整体向道路滑移。抗滑桩顶平均位移为 16.23 mm，略小于滑移体内外坡体的平均位移，表明抗滑桩和坡体为一个整体，桩间的土拱效应起到了很好的作用。

图5 桩顶各测点位移-时间曲线Fig. 5 Displacement and time curve of T-pile monitor points

3.3 桩侧应力监测

为了监测该边坡双排微型抗滑桩的受力变化，选择4组抗滑桩为监测桩，在桩身自上而下间隔2～3 m安装 JMZX-50智能弦式数码土压力盒，土压力盒的安装示意图见图6。浇筑抗滑桩后3月内的监测频率为7 d，3月后每半月一次。

监测仪器直接测土压力盒位置承受的应力值，数据处理中将此应力值转换成桩体在该位置受到的线性荷载，监测结果如图7所示。Q和H分别代表监测桩的前桩和后桩。将监测结果中的最大值位置认为是潜在滑移面的位置。由图7可见：后桩承受的坡体下滑力是前桩的 1.4～1.8倍；桩体自由端载荷沿桩体随深度的增加而增加，桩顶部分承受载荷较小。比较2组抗滑桩前后桩嵌入段的受力图可以看出：1-20抗滑桩安装在抗滑桩的最底端0.5 m位置的土压力测得一个方向与主动土压力方向相同的较大压力，说明了由桩嵌固作用使桩底段承受一定的岩体反力。根据对4组桩的监测结果可以统计出前桩桩底部分出现的较大压力值大于后桩在该部分的压力值。可以推断由于横梁力的传递作用使得前桩受力模型为受到方向相同点荷载、线荷载和弯矩的悬臂梁，后桩受力模型为受到方向相反点荷载、线荷载和弯矩的悬臂梁。根据监测结果，可以将桩体受到的主动土压力和锚固力形式如图8所示。

图6 土压力盒安装示意图Fig. 6 Installation diagram of soil pressure box

图7 桩侧土压力监测图Fig. 7 Monitoring pressure of pile side

4组桩的监测结果中桩侧压应力最大的桩体受到的主动土压力为 46.03 kN，滑移面处的截面弯矩为126.58 kN·m，分别为微型抗滑桩最大承载的 8%和22.6%，安全系数较大。

图8 监测桩体受力图Fig. 8 Monitoring of pile body diagram

4 有限元力学模型

把桩体视为结构计算中的梁，把离散后的桩单元视为梁单元进行计算。桩体单元上作用的力和弯矩由一个有限单元传递到另一个有限单元。建立整体坐标系，将双排微型抗滑桩的前后桩体沿竖向划分为N个有限单元，将连系梁视为两端刚结的刚体，不考虑其变形，即前后桩顶位移相同。将测得的桩侧几组土压力进行综合整合后作为荷载作用在单元上，前后桩间距较小，所以将桩间土对前后桩的土压力作为一对相互作用力，分别作用在前后桩上，前桩外侧的被动土压力等效成N个有一定刚度的弹簧[13-16]力学模型如图9所示。

图9 双排微型抗滑桩受力分析模型Fig. 9 Stress analysis model of double row pile

为了减小计算时的较大误差，所以单元长度均取0.2 m。不考虑桩体单元的竖向位移，每个单元有2个位移未知量，侧向位移ωi和转角θi。任一节点的位移为

单元内部坐标ξ和桩体坐标转换公式如下：

式中：xc为单元中点的桩体坐标。

根据式(2)可以得到局部坐标和总体坐标间的转换关系：

式中：le为桩体单元长度。

将单元的位移近似函数ω=Nd代入式(2)，可得任意ξ处的曲率：

根据纯弯梁单元的总势能构成和式(4)可以确定双排微型抗滑桩单元刚度系数矩阵，其表达式为：

所以单元的平衡方程为：

式中：fe为单元荷载向量。

前桩外的被动土压力简化为弹性支撑。所以此部分按照Winkler弹性地基梁的变形理论进行单元分析。

被动土压力对桩体的反力集度

其中：kd为坡体的弹性抗力系数；R为桩体直径；ω为桩体的扰度。

弹性地基梁的总势能由梁的应变能、分布荷载的势能、集中力荷载势能、集中力矩荷载势能和地基土的变形能组成：

取极值后可得单元刚度矩阵中的单元坡体岩土刚度附加项Ked的附加项可表示为：

双排微型抗滑桩的力学参数及利用有限元计算模型计算结果见表3和4。

表3 抗滑桩力学参数表Table 3 Dynamics parameter list of pile

表4 杆端位移值Table 4 Displacement of rod end

将双排微型抗滑桩按照抗弯刚度相同的原则等效成普通悬臂式抗滑桩，对该等效模型施加实测的双排微型抗滑桩侧受力，从而得出单桩桩顶的位移如表 5所示。

表5 普通悬臂式抗滑桩位移计算表Table 5 Calculation sheet of displacement for common cantilevered anti slide pile

普通悬臂式抗滑桩的桩顶水平位移为95.40 mm，双排微型抗滑桩桩顶水平位移为68.8 mm相对于普通悬臂式抗滑桩减少27.88%。双排微型抗滑桩的受力特点较普通悬臂式抗滑桩有明显改善，在相同受力情况下减少桩身的位移有利于更加稳固的稳定滑移体。

2011年11月该项目双排微型抗滑桩完成施工，桩顶及坡体监测于2012年2月21日至4月25日，根据计算及实测结果可知：监测前 98 d桩顶位移量为52.56 mm，监测期间64 d桩顶位移量为16.24 mm，桩顶位移的变化明显变小，而不是呈现逐渐增大的趋势。

5 结论

(1) 双排微型抗滑桩很好地将边坡加固为一个整体，并且坡体位移下滑速度在雨量增加的3、4月份呈现明显的减小态势。

(2) 桩侧受力监测结果显示了前后桩承担边坡下滑力的大小不同，其中，后桩承受力是前桩的1.4～1.8倍。前桩类似悬臂梁受相同方向的点荷载、线荷载，而后桩受到的点荷载、线荷载方向相反。

(3) 双排微型抗滑桩较普通悬臂式抗滑桩的受力特点有明显改善。双排微型抗滑桩和普通悬臂式抗滑桩相比，在承受相同抗弯刚度和相同边坡下滑力的条件下，前者的位移量比后者的减少25%，采用双排微型抗滑桩能更好地控制边坡的位移，将变形控制在蠕变阶段，避免滑坡的产生。

(4) 3种监测结果和计算分析模型证明双排微型抗滑桩能很好地加固含有软弱夹层的强风化岩边坡。

[1] Armour T, Groneck P, Keeley J, et al. Micropile design and coasnuction guidelines implementation manual[R]. Washington,US: Department of Transportation, Fedcrel Highway Administration, 2000.

[2] Shields D R. Buckling of micro-piles[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, 2007, 133(3):334-337.

[3] 龚健, 陈仁朋, 陈云敏, 等. 微型桩原型水平荷载试验研究[J].岩石力学与工程学报, 2004, 23(20): 3541-3546.GONG Jian, CHEN Renpeng, CHEN Yunmin, et al. Prototype testing study on micropiles under lateral loading[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(20):3541-3546.

[4] 周德培, 王唤龙, 孙宏伟. 微型桩组合抗滑结构及其设计理论[J]. 岩石力学与工程学报, 2009, 28(7): 1353-1362.ZHOU Depei, WANG Huanlong, SUN Hongwei. Micro-pile composite structure and its design theory[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2009, 28(7): 1353-1362.

[5] 王湛, 刘冰花. 双排桩计算方法探讨[J]. 东北地震研究, 2001,17(2): 64-68.WANG Zhan, LIU Binghua. The study on calculation method of double-row piles[J]. Seismological Research of Northeast China,2001, 17(2): 64-68.

[6] 何颐华, 杨斌, 金宝森, 等. 双排护坡桩试验与计算得研究[J].建筑结构学报, 1996, 17(2): 58-66.HE Yihua, YANG Bin, JIN Baosen. Test and computing of H-type anti-slide pile[J]. Journal of Building Structures, 1996,17(2): 58-66.

[7] 周翠英, 刘祚秋, 尚伟, 等. 门架式双排抗滑桩设计计算新模式[J]. 岩土力学, 2005, 26(3): 441-444.ZHOU Cuiying, LIU Zuoqiu, SHANG Wei, et al. A new mode for calculation of portal double row anti-sliding piles[J]. Rock and Soil Mechanics, 2005, 26(03): 441-444.

[8] 李云华, 傅小茜, 王珣. 多排抗滑桩设计中的推力分担比模拟[J]. 岩土工程技术, 2009, 23(4): 197-200.LI Yunhua, FU Xiaoqian, WANG Xun. Simulate of the thrust-sharing in designed multi-row anti-slide piles[J].Geotechnical Engineering Technique, 2009, 23(4): 197-200..

[9] 蒋斌松, 赵锦桥, 孙志刚, 等. 枣林滑坡的滑面强度确定及加固处理[J]. 工程地质学报, 2004, 12(4): 417-421.JIANG Binsong, ZHAO Jinqiao, SUN Zhigang, et al. Shear strength of the sliding plane at Zaolin Landslide and its reinforcement[J]. Journal of Engineering Geology, 2004, 12(4):417-421.

[10] 李爱兵, 周先明, 段恒健. 软岩露天边坡综合治理的研究[C]//第六次全国岩石力学与工程学术大会论文集. 北京: 科学出版社, 2000: 487-490.LI Aibing, ZHOU Xianming, DUAN Hengjian. Study of comprehensive control of weak rocks in an open pit[C]//Proceedings of the 6th Rock Mechanics and Engineering Conference. Beijing: Science Press, 2000: 487-490.

[11] 阮波, 李亮, 刘宝琛, 等. 浒家洞滑坡治理工程监测分析[J].岩石力学与工程学报, 2005, 24(8): l445-l449.RUAN Bo, LI Liang, LIU Baochen, et al. Analysis on deformation monitoring and tendency of xujiadong landslide[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005,24(8): l445-l449.

[12] 申永江, 孙红月, 尚岳全, 等. 基于测斜数据的抗滑桩工作状态评价[J]. 岩石力学与工程学报, 2009, 28(2): 3591-3596.SHEN Yongjiang, SUN Hongyue, SHANG Yuequan, et al.Evaluation of state of anti-slide piles based on inclinometer data[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2009, 28(2): 3591-3596.

[13] 王勖成, 邵敏. 有限单元法基本原理与数值方法[M].北京: 清华大学出版社, 1997: 432-451.WANG Maocheng, SHAO Min. The basic principle and the numerical method of the finite element method[M]. Beijing:Tsinghua University Press, 1997: 432-451..

[14] 刘小丽. 新型桩锚结构设计计算理论研究[D]. 成都: 西南交通大学土木工程学院, 2003: 73-86.LIU Xiaoli. Calculation theory research of anti-sliding pile with prestressed anchor cable[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University School of Civil Engineering, 2003: 73-86.

[15] 冯紫良, 戴仁杰. 杆系结构的计算机分析[M]. 上海: 同济大学出版社, 1991: 183-178.FENG Ziliang, DAI Renjie. Computer analysis to the structure of bar system[M]. Shanghai: Tongji University Press, 1991:183-178.

[16] 张友良, 陈从新, 夏元友. 杆件有限元单元法在抗滑桩设计中的应用研究[J]. 中国地质与防治学报, 2000, 11(1): 30-32.ZHANG Youliang, CHEN Congxin, XIA Yuanyou. A finite element element method in the research on the application of traditional anti-slide pile design[J]. The Chinses Journal of Geological Hazard and Control, 2000, 11(1): 30-32.