软岩边坡椅式桩板结构受力变形机理数值计算分析

2014-07-30胡国玺徐海铭王武斌

铁道建筑 2014年7期

白皓，苏谦，胡国玺，徐海铭，王武斌

(1.四川高速公路建设开发总公司工程建设部，四川成都 610041;2.西南交通大学高速铁路线路工程教育部重点实验室，四川成都 610031;3.西南交通大学道路工程四川省重点实验室，四川成都 610031)

随着我国西部大开发战略的实施，越来越多的高等级交通线路在西部山区修建，出现了大量陡坡路基支挡工程。传统支挡结构已经难以满足这类路基的变形控制和耐久性要求[1]，促使陡坡地段路基支挡结构形式也在完善已有措施的基础上向结构化、组合化、轻型化和经济性、环保性方向发展[2-4]，椅式桩板结构就是在这一背景下提出的一种新型组合式抗滑支挡结构[5]。

铁路行业早在上世纪70年代开始应用组合式抗滑支挡结构[6-7]，但是由于其理论研究远远落后于工程应用，故在路基支挡的领域未能进一步发展。然而其极强的抗变形能力，又促使其广泛应用于深基坑支护工程[8]和滑坡治理工程中。椅式桩板结构由椅式桩(主桩、副桩和横梁)、承载板和挡土板三部分组成。它综合了埋入式路基桩板结构[9]、悬臂式桩板墙和双排抗滑桩的特性，兼有承重、阻滑和支挡三重功能。由于结构形式的变化，导致其结构受力同其他支挡结构具有较大的差异，对相应的结构—土体相互作用及其对设计参数的要求、结构形式等的认识还不充分，不能满足工程设计需要;参考类似结构的研究成果进行设计往往是达不到预想效果或性价比严重低下。因此，本文对椅式桩板结构的受力特性进行数值计算分析，并与理论计算结果进行验证对比，为山区路基支挡结构设计及类似的工程提供参考。

1 工程概况

兰渝铁路DK935+959.575—DK935+983.575右侧陡坡地段，路堤边坡采用椅式桩板结构进行支挡(图1)。主桩与横梁的截面尺寸均为1.75 m×2.5 m、副桩的截面尺寸为1.75 m×2.0 m，采用C35混凝土现场浇筑，横梁下侧与桩基连接处设置斜率为1∶3的倒角，以降低应力集中的现象。挡土板和承载板也采用C35混凝土预制。本文选取DK935+971.575断面进行建模计算，纵向中心桩间距为6 m，横向中心桩间距为9 m;主桩桩长为30 m，副桩桩长为14 m，副桩桩顶距主桩桩顶6 m。列车荷载作用大小按换算土柱法进行均布，路基面竖向荷载取35.2 kPa。

图1 椅式桩板结构外观

坡体表层局部上覆第四系全新统坡残积粉质黏土(Qdl+el4)和坡洪积松软土(Qdl+pl4)，下伏侏罗系中统新田沟组(J2x)强风化和弱风化泥岩夹砂岩、页岩。粉质黏土为褐红、褐黄色，硬塑，含少量的砂岩、泥岩质碎石及角砾，分布于丘坡坡面，一般厚0～2 m，局部稍厚。松软土浅灰色、浅黄色，软塑，黏性强，质纯，呈透镜状分布于沟心附近，厚2～6 m。强风化岩层中泥岩夹砂岩为紫红色、棕红色，岩芯呈半岩半土状、角砾状及碎石状，质软，手可掰碎，浸水后迅速崩解，厚2～5 m，局部风化差异较大;页岩为灰色、灰褐色，薄层～片状构造，性脆，岩芯呈碎块状、角砾状。弱风化岩层中泥岩夹砂岩为紫红色、棕红色，中厚层状构造，节理较发育，质软;页岩为灰色、灰褐色，薄层～片状构造，性脆，节理较发育。

2 数值计算模型及参数选取

依据此断面在ABAQUS中建立原始边坡模型X方向长为65 m，Y方向高度为34 m，Z方向宽度为12 m的三维有限元模型。椅式桩板结构采用实体单元模拟，桩基与横梁刚性连接，挡土板、承载板与椅式桩搭接;表层覆土极薄，模型中不予考虑，填料也采用实体单元模拟，并服从Mohr-Coulomb准则，下部岩体采用线弹性模型，主要按六面体单元进行离散。边界条件设置时，模型横断面和纵断面上X，Y方向约束法向位移，底部Z方向约束X，Y，Z方向位移。计算模型共离散成24 363个单元(如图2所示)。数值仿真计算各参数取值如表1所示。

图2 椅式桩板结构数值仿真模型

表1 仿真模型参数取值

3 计算结果分析

3.1 结构内力分析

椅式桩受力主要由填料、列车荷载的挤推变形和岩坡的回弹变形共同作用产生，具有较好的空间特性与内力调节功能，结构内力均较小，内力极值在桩梁交接处、岩体表面处出现反弯点或规律变化点。椅式桩结构内力分布如图3所示。

计算结果表明，椅式桩的弯矩和轴力数值计算结果与理论计算结果有较为相似的分布规律，理论值偏大，然而部分弯矩极值点位置有所不同，数值计算极值点高程偏高，主要原因在于:①假定理论模型时锚固点选择与荷载简化上存在差异;②数值仿真中，结构岩土体相互作用并非垂直于结构表面，而是与接触面法线呈一定的角度，作用力可以分解为垂直于接触面和平行于接触面两个方向的作用分力，而且平行荷载会使桩身产生附加弯矩，即所谓的“P－Δ”效应，从而又影响桩基内力与变形，桩基长细比越大影响越明显。另外，椅式桩在桩梁交接处荷载响应较大，构件较弱时会出现塑性铰，使结构丧失使用能力。

3.2 结构变形分析

路基填筑和列车荷载引起坡体产生较大的附加应力，但绝大部分由桩基传给岩体。此外路基填料主要发生横向变形并挤推挡土板，由于椅式桩刚度较大，其引起的变形往往较小，如图4所示。

椅式桩主副桩侧向变形主要发生在基岩锚固点以上部分，数量级为毫米级。主副桩基侧向变形模式基本一致，在固接段两桩侧向变形相差仅0.25～0.45 mm，体现了该工况下椅式桩的空间特征，主副桩具有良好的协同工作机制。副桩桩顶高程处两桩的变形差反映出横梁的受力情况出现拉伸状态，横梁应作为弯拉构件进行设计计算。

图3 椅式桩结构内力分布

图4 椅式桩水平变形分布

此类陡坡路基沉降变形极值出现了填料厚度较大的区域，最大值为31 mm(其中填料自重引起的变形值为21 mm)，填筑后路基表面变形数量级为毫米级，变化量也较小，主要为填料的压缩变形，因此在保证填料压实效果的基础上，此类组合式支挡结构能够保证无砟轨道对路基面变形控制的要求。副桩后侧悬臂空间若采用素混凝土进行填充，可进一步降低路基面的横向不均匀沉降。而从位移矢量方向来看，路基本体变形以竖向沉降为主，也再次说明了椅式桩板结构较强的横向抗变形能力。

3.3 结构—土体相互作用分析

同刚性支挡结构不同，在填筑或开挖过程中柔性支挡结构会发生同步挠曲变形，土压力发生重新分布，因此椅式桩板结构侧向和竖向荷载作用的确定十分复杂。椅式桩板结构的承载板与挡土板上的土压力分布如图5所示。

图5 结构—土体相互作用分布

在填料自重及路基面荷载作用下，挡土板与承载板均发生挠曲变形，椅式桩上部填料与桩间填料出现横向和竖向的位移差，桩基所在断面的挡土板上土压力呈梯型分布，并逐渐向桩间断面过渡为抛物线型;承载板上土压力横向分布呈沟谷型，两侧和后侧较大、中间和前侧较小;土压力纵向分布均呈漏斗型，形成了以椅式桩与基岩为拱脚的三维空间土拱效应。

3.4 岩体参数影响分析

本模型中计算工况为正常使用状态下的荷载工况，所以岩体选择了线弹性模型。为了分析岩体参数对结构变形和桩—岩相互作用的影响，本模型针对不同类型岩体的弹性模量与泊松比进行变参数计算，岩体参数如表2所示，计算结果如图6和图7所示。

表2 不同类型岩石的参数

图6 不同岩石参数下椅式桩水平变形

图7 不同岩石参数下桩侧岩石压力分布

椅式桩横向变形由岩体与椅式桩自身两部分组成，随着岩体弹性模量逐渐增大，岩体变形引起的变形分量逐渐减小，结构总变形逐渐趋于稳定。当弹性模量＞20 GPa时，椅式桩自身变形就占绝对变形的90%以上，此时可不考虑岩体参数对结构变形的影响。

桩基与岩体相互作用主要决定于岩体刚度和椅式桩变形量，而且两者之间又相互影响，其中变形量包括横向荷载作用下产生的侧向变形量和竖向荷载作用下产生的横向膨胀变形量。对比计算结果可知岩体参数对桩基—岩体相互作用的影响以椅式桩外侧最大、椅式桩内侧次之、椅式桩桩间最小，最大岩石压力出现于主桩外侧坡面处，弹性模量为100 GPa时达到0.96 MPa，但仍远小于岩石横向容许承载力;主副桩桩间、副桩内侧的岩石压力大小相当，按线弹性材料进行考虑的假设是合理的。主桩外侧岩石压力由上到下呈现先急剧降低后缓慢增大的规律，其极值位置未发生变化。主副桩桩间与副桩内侧的岩石压力大小和分布变化规律较为明显，随着岩石弹性模量的增大，主副桩内侧岩石压力逐渐增大，副桩外侧岩石压力则逐渐减小，极值位置均有上移的现象，说明岩石参数影响了桩间压力的扩散与传递。