膨胀土高边坡多级组合式支挡结构力学特性现场试验研究

杨果林，李琪焕，段君义，罗桂军，肖洪波，杨天尧

(1.中南大学土木工程学院，湖南长沙，410075；2.中建五局土木工程有限公司，湖南长沙，410004)

膨胀土广泛分布于广西、云南，含有高质量分数的蒙脱石矿物，易产生胀缩变形，属于典型的工程灾害土[1]。在膨胀土地区进行工程边坡支护时，常见的处置原则有化学改良[2]、以柔治胀和刚柔兼济[3]。对于超高边坡，将多级组合式支挡结构应用于膨胀土高边坡的防护是一种被广泛采用的建造方法，但目前关于服役期间支挡结构所受膨胀力对结构内力变化及承载特性的研究相对较少。在膨胀力影响下获得支挡结构内力分布规律对工程设计与施工具有参考价值。关于膨胀土地区支挡结构受膨胀力作用下的内力分布规律，现有研究手段主要有模型试验、室内实验、现场试验、数值模拟等。张锐等[4]应用自行设计的二维膨胀仪，获取了广西百色膨胀土侧向膨胀力并总结出表征公式。苏丕辉等[5]开展大比例尺模型试验，对钢管格栅加固膨胀土边坡的力学特性与变形机理进行了研究。孙书伟等[6]通过对高路堤工程开展现场原位监测，对抗滑桩、桩间板及预应力锚索受力规律进行了总结。李雄威等[7]发现在膨胀土地区推行框锚支护有利于释放所受膨胀力，稳定效果较好。ZHOU 等[8-9]通过模型试验研究了抗滑桩对马家沟滑坡的长期支护效果和桩应力变形响应规律。张锐等[10]通过引入侧向膨胀力，改进了加筋格栅膨胀土边坡的稳定性分析方法，并应用于实际工程的优化设计。李哲等[11]进行了黄土边坡悬臂式和全埋式抗滑桩现场缩尺试验，分析了2类模型桩的破坏模式与承载特性。LIU等[12]推导了基于室内试验的侧向膨胀力压力计算式，并将其推广到大型试验和离心试验中，以便在工程实践中更合理地考虑膨胀力的影响。为优化膨胀土边坡的抗滑桩设计，韩爱民等[13-14]通过FLAC3D软件研究了预应力锚杆框架梁的支护效应、优化方法和滑坡抗滑桩内力的分布规律。赵晓彦等[15]为充分发挥抗滑桩与锚索这2种组合加固方案的力学优势及相互协调受力关系，给出了上部坡面锚索+下部坡脚抗滑桩的组合式支挡结构的设计方法。国内外研究表明，组合式支挡结构能够起到更好的边坡支护效果。

在降雨作用下，雨水随膨胀土边坡裂隙下渗，引发膨胀土胀缩变形，进而引发边坡失稳破坏。KHAN等[16]对德克萨斯高速公路破坏边坡进行了研究，发现降雨和土的软化是造成边坡破坏的主要原因。PEI等[17]对膨胀土工程边坡在降雨入渗下的破坏进行了数值模拟，指出维持边坡含水率以减少干燥裂缝产生，能够有效防范膨胀土边坡在降雨下被破坏。杨文琦等[18]引入膨胀土推力，推出了膨胀土边坡的稳定性计算方法，发现降雨强度、时间和裂隙发育位置对膨胀土边坡稳定性的影响较大。夏炎等[19]通过应用土工膜以隔绝水分，结合抗滑桩支护，取得了良好的防治效果。邓国华等[20]对膨胀土加筋挡土墙稳定性进行了现场监测，指出降雨导致土压力迅速增大，不利于筋带强度发挥。大量研究表明，对于膨胀土边坡，在设计与施工阶段需要考虑降雨作用的影响。综合上述研究可知，人们对膨胀土地区支挡结构的承载能力及内力分布规律进行了大量研究，从模型试验、理论推导等方式考虑了膨胀土侧向膨胀力的分布形式，并研究了降雨入渗对膨胀土工程边坡稳定性的影响。然而，有关膨胀土多级组合式结构支护边坡在长期雨热作用下的结构内力现场实测结果较少，故需进一步研究其在干湿循环作用下内力响应的力学机制。为此，本文基于广西百色1个膨胀土高边坡多级组合式支挡结构工程实例，对抗滑桩与锚杆(锚索)框架梁组合成支挡结构在雨季中的受力特性进行长期现场监测，分析多级组合式支挡结构力学响应与膨胀力响应规律。

1 工程概况与监测方案

1.1 工程概况

试验段位于南昆铁路百色市车站附近DK221+679—DK221+863 右侧高边坡，边坡高度为38 m。图1所示为框架梁锚杆(锚索)+抗滑桩组合式支挡结构支护膨胀土高边坡施工图，其中，膨胀土土体重度为19 kN/m3，自由膨胀率均值为44.5%。直剪试验结果表明，其黏聚力为25 kPa，内摩擦角为13°，可见该边坡土体具有弱膨胀性。

图1 膨胀土高边坡支护结构施工图Fig.1 Construction diagram of supporting structure for expansive soil high slope

膨胀土高边坡结构及监测点布置如图2所示，其中，膨胀土高边坡监测点布置见图2(a)，膨胀土高边坡断面I-I 见图2(b)，桩后监测点布置见图2(c)。整个边坡分为4 级，每级边坡高度为8 m，坡率为1∶2.5，平台宽为2.0 m。在断面I-I 处的第1级和第3级边坡坡脚处设有16号和38号抗滑桩(见图2(a))，其中，第1 级边坡采用锚索+框架梁进行支护，锚索按与水平面夹角20°布置，锚索节点间距为4.0 m，锚索设计张拉段长度1.5 m，锚固段长度10.0 m。锚索设计张拉力为690 kN，框架梁由C35钢筋混凝土浇筑而成。第2级及以上各分级边坡均采用锚杆+框架梁进行支护，框架梁节点间距为2 m，锚杆设置于梁节点处。锚杆由单根Φ 32HRB400螺纹钢筋制成，长度为8～12 m，钻孔直径为110 mm，与水平面成25°夹角布置。

1.2 监测方案

为分析实际服役环境下膨胀土高边坡组合式支挡结构的工作状态，对该膨胀土边坡进行了长期监测，监测参数包括抗滑桩桩后土压力、桩身钢筋应力、桩顶竖向位移、框架梁节点处压力、锚索预应力及桩间板后土体湿度。边坡上的土压力盒、锚索拉力计及边坡位移监测点的布设情况如图2(a)所示，抗滑桩桩后土压力盒、土体湿度计及桩身混凝土应变计的布置如图2(c)所示。其中，抗滑桩16号背面按竖向间距1 m布置了8个土压力盒(编号为H10～H17)，抗滑桩16 号和17 号之间的桩间板后布置了4 个湿度传感器(编号为S1～S4)，抗滑桩18 号桩前后布置了8 对混凝土应变计(编号为P1～P8)，框架梁后埋设了9 个土压力盒(编号为H1～H9)，第1 级边坡锚索安装了9 个锚索拉力计(编号为M1～M9)，边坡位移监测点沿I-I 断面布置了12 个测点(编号为x1～x12)。监测仪器具体参数见表1。

表1 传感器类型及参数Table 1 Types and parameters of sensors

图2 膨胀土高边坡结构及监测点布置Fig.2 Structure of expansive soil high slope and layout of monitoring points

2 降雨量统计与土体湿度变化

试验段位于广西百色地区，该地区为典型的多雨地区，且每年4月份至9月份为雨季，而5月份至8月份为降雨集中期，其余月份少雨[21]，因此，该地区长年气候环境具有反复干湿循环的特点，这影响膨胀土边坡的长期稳定性。结合该地区气候环境特点，获得涵盖整个雨季的膨胀土边坡支护结构后土体湿度的变化规律。以抗滑桩16号和17 号之间的桩间板后土体湿度变化为例进行分析，降雨量与土体湿度随时间的变化如图3所示(监测日期从2020-04-30 至2020-08-14)。由图3可知：在深度1 m之内，土体湿度受降雨环境影响显著，最大土体湿度为33.3%；随着深度增加，土体湿度随时间的波动幅度减小，表明浅层土体的胀缩变形最剧烈；深层土体的湿度较高，这意味着深层土体的膨胀潜势较小；土体湿度响应存在滞后性，这是因为降雨入渗需要一定时间；在整个监测过程中降雨量较大，其中，5月份至6月份的雨量相对较大，而后续月份雨量较小，这导致土体湿度呈现出先增大后减小的变化趋势。整体上，降雨量随时间呈现出先增后减的规律，因此，膨胀土边坡内膨胀土可能会产生显著的胀缩变形。

图3 降雨量与土壤湿度随时间的变化Fig.3 Variation of rainfall and soil moisture with time

3 监测数据分析与讨论

3.1 桩后土压力分布规律

以位于第1级边坡坡脚处的抗滑桩16号为例，其桩后土压力随深度变化见图4(起始日期为2020-04-30)。由图4可知：距桩顶深度1 m 处桩后土压力随时间呈增大趋势，这可能与浅层土体受大气环境影响剧烈有关。距桩顶深度3 m和4 m处桩后土压力整体上呈现下降规律，这与其土体湿度的变化趋势相吻合；距桩顶深度5～8 m范围内，桩后土压力随时间表现出增大趋势。其中，距桩顶深度6 m和7 m处桩后土压力明显增大，可能是受桩前雨水入渗的影响。

图4 桩后土压力随时间的变化Fig.4 Variation of earth pressure behind the pile with time

桩后实测土压力平均值与由Rankine土压力理论[22]所得被动土压力、静止土压力和主动土压力对比见图5。被动土压力、静止土压力和主动土压力通过给出的膨胀土相关参数按Rankine土压力理论计算得到，其中，静止土压力系数K0为0.775。桩后实测土压力平均值为监测期内桩后土压力平均值。由图5可知：桩后实测土压力平均值位于主动土压力与静止土压力之间。由于桩板墙结构属于刚性结构，其变形可视为基本不变，因此，桩后实测土压力平均值偏小的原因是桩后膨胀土产生了收缩变形。

图5 桩后土压力沿深度的分布Fig.5 Distribution of earth pressure behind pile along depth

3.2 框架梁后土压力及锚索拉力分布规律

框架梁后土压力及其增量的变化如图6所示。需要说明的是，由于边坡坡面变形的影响，框架梁极易出现破损，故框架梁后土压力与边坡坡面位移的监测时间延长至2020-11-21。由图6可知：框架梁后土压力最大值出现在第1 级边坡，达80 kPa；框架梁后土压力及其增量均由边坡高处至低处逐渐增大；第3 级边坡最大土压力增量为25 kPa，第2级边坡最大土压力增量为20 kPa，第1级边坡最大土压力增量为40 kPa。这说明锚杆框架梁后土压力的变化值约为40 kPa，这是浅层膨胀土的胀缩变形所致。

图6 框架梁后土压力及其增量随时间的变化关系Fig.6 Variation relationship of earth pressure and its increment behind frame beam with time

图7所示为第1 级边坡3 个断面锚索拉力监测值的变化，现场试验中部分元器件(M2，M6)因施工而被损坏。由图7可知：锚索拉力最大值为190 kN；上部锚索拉力总体比下部锚索拉力大(除M7外)；与框架梁后土压力分布规律相比，锚索拉力变化更小。

图7 锚索拉力及其增量随时间的变化Fig.7 Variation of anchor cable tension and its increment with time

将锚索拉力增量作为衡量该处土压力变化的相关指标。锚索拉力增量最大值位于M7 处，达40 kN。对第1 级边坡I-I 断面处坡面锚索拉力增量与该处框架梁后土压力进行相关性分析，结果如图8所示。从图8可知，框架梁后H1 处土压力增量与M4处锚索拉力增量呈较强的正相关关系，相关系数将近0.9，说明锚索拉力增量是反映框架梁后土压力增量的可靠指标之一。

图8 第1级边坡I-I断面锚索拉力增量与土压力增量相关性系数Fig.8 Correlation coefficient between the increment in anchor cable tension and the increment in earth pressure at section I-I of No.1 slope

图9所示为边坡I-I 断面处坡面位移的变化，图中分别列出了2020-08-14和2020-11-21时所监测的坡面垂向位移(以2020-04-30 为监测起始期，即此时的坡面垂向位移视为0 mm)。由图9可知：边坡坡面最大垂向位移达20 mm，且呈现出上大下小的分布特征，其中，在边坡下部甚至出现了负值，这可能与边坡下部所施加的锚索力较大有关；2 次监测位移相差较小，小于9 mm，表明坡面垂向位移的增长速度趋缓，多级组合式支挡结构具有良好的支护作用。

图9 边坡I-I断面处坡面位移分布Fig.9 Distribution of slope displacement at I-I section

3.3 桩身弯矩分布特征

将附于18 号桩上的混凝土应变计应变差换算成桩身弯矩，换算公式如下[23]：

式中：εup和εdn分别为桩上混凝土应变计前、后应变；D为前后测点之间的距离，其值为0.129 m；E为弹性模量；I为中性轴惯性矩。因桩为钢筋混凝土复合材料，应用复合材料弹性模量公式得到中性轴惯性矩I为0.56 m4。另外，剔除温度对结构体变形的影响，相关计算公式如下：

式中：E′为复合体的弹性模量；A为复合体的总截面面积；E1和E2分别为钢筋与混凝土的弹性模量；T为测量温度；T0为初始温度；A1和A2分别为钢筋与混凝土的截面面积；ε′为剔除温度影响的应变；ε为测量应变；F和F0分别为钢筋和钢弦线膨胀系数，F=12.2με/℃，F0=10με/℃。

图10所示为剔除温度影响后的实测桩身弯矩分布曲线。由图10可知：弯矩分布大致呈“S”型，且弯矩最大值为3 340.22 kN·m，位于H=6 m处。

图10 18号桩身实测弯矩随深度分布Fig.10 Distribution of measured bending moment with depth of pile No.18

根据经典弹性弯曲理论，由弯矩M和挠度S(x)推演剪力Q，公式如下[24]：

式中：M(x)为深度x处的弯矩；Q(x)为深度x处的剪力；S(x)为深度x处的挠度。

应用Matlab 内置的基于最小二乘法的多项式拟合方法得到2020-04-30和2020-08-14时的弯矩分布曲线，经验算，5 次多项式下拟合效果最好，如图11所示，对应的拟合公式如下：

图11 桩身弯矩随深度的分布Fig.11 Distribution of pile bending moment with depth

对式(6)求导得

式中：pi(i=1，…，6)为拟合参数。由式(7)可得桩身剪力随深度分布曲线，如图12所示。

由图12可知：桩身剪力最大值约为1.25 kN，位于深度H=4.4 m处，接近于桩前嵌固段和自由段分界线(深度4 m处)，表明桩身侧向土压力作用方向在该深度位置发生改变，桩身受力最不利位置发生在嵌固段和自由段分界线附近。

图12 桩身剪力随深度的分布Fig.12 Distribution of shear force of pile with depth

将桩身应变与起始监测时(2020-04-30)的应变相减，可得到抗滑桩沿桩身的应变增量曲线，进而换算得到抗滑桩桩身弯矩增量。桩身弯矩增量见图13。从图13可知：桩身弯矩增量随深度的变化曲线大致呈反C形分布，在监测期内桩身弯矩增量呈增大趋势；桩身弯矩增量最大值出现在埋深5～6 m处；在自由端埋深0～4 m内，由于桩后土压力增量较小，弯矩增量较小且变动不大；在抗滑桩嵌固端埋深4～6 m范围内，降雨在桩前土体下渗导致频繁干湿循环作用，膨胀土胀缩变形剧烈，弯矩增量较大；嵌固段埋深6～8 m处则由于深度增加，土体湿度维持恒定而弯矩增量呈减小趋势。

图13 18号桩身弯矩增量随深度的变化Fig.13 Variation of bending moment growth with depth of pile No.18

4 结论

1)桩后浅层土体湿度受降雨环境影响显著，但土体湿度对环境气候变化的响应存在滞后效应。随着深度增加，土体湿度增大，深层土体的膨胀潜力较小。边坡内膨胀土可产生显著的胀缩变形，进而导致桩后土压力出现波动。桩后土压力总体上随深度增加而增大。受桩后膨胀土收缩变形的影响，桩后土压力实测值位于主动土压力与静止土压力之间。

2)在气候环境影响下，框架梁后土压力的变化值为40 kPa。随着边坡高度增加，框架梁后土压力的变化量呈降低趋势，其最大值出现在第1级边坡底部。锚索拉力与框架梁后土压力的变化存在良好的相关性，说明锚索拉力增量也是反映框架梁后土压力增量的可靠指标之一。

3)桩后弯矩增量沿深度呈反C 形分布，最大弯矩出现在桩顶以下深度5～6 m处，该位置接近于桩身嵌固段和自由段分界线，表明该位置为桩身受力的最不利位置。坡面垂向位移的变化小于20 mm，且波动小于9 mm，表明采用框架梁锚杆(锚索)+抗滑桩所形成的多级组合式支挡结构可用于膨胀土高边坡的支护加固。