旋喷桩空间布置对桩板墙变形控制效果研究

董 捷 赵 聪 邓建义

(1.河北建筑工程学院，河北 张家口 075000；2.河北省土木工程诊断、改造与抗灾重点实验室，河北 张家口 075000；3.中国铁路设计集团有限公司，天津 300142)

随着经济建设的高速发展，滑坡治理成为一项越来越重要的工程，而用抗滑桩对其进行治理是一种应用较广并且还有效的治理措施.桩板墙是一种新型的边坡加固结构，是抗滑桩和挡土板的结合体，代替了高大的重力式挡土墙，在边坡防护方面具有良好的加固效果[1-3].桩板墙结构加固边坡的稳定与否主要由悬臂桩决定，悬臂桩嵌入段地层的地基承载力决定了悬臂桩所能提供的抗力大小及边坡的加固效果.部分学者研究认为，桩身嵌固段岩土体的强度特性在很大程度上影响着桩身的侧向位移的大小.工程实践发现，相同条件下嵌固段的岩土体强度越高，桩顶的偏移量越小[4].在软弱黄土地区桩体嵌固段地层的地基系数较小，岩土体强度较低，为防止桩前地基的横向变形，可以采用旋喷桩对桩前及桩端地基进行加固，旋喷桩加固砂土、粉质黄土等软弱地基，可以提高地基承载力，提高地基对悬臂桩的约束能力，增强桩板墙对边坡的加固效果[5-8].

由于桩板墙模型试验受造价、尺寸效应等因素的影响，因此有一定的局限性，而数值模拟能较好的避免因模型尺寸效应、形状及荷载差异等因素而导致模型准确性较差的问题，同时可以方便的进行多种工况的模拟分析，目前使用比较广泛[9-12].因此，本文以蒙华煤运通道新建三门峡车站桩板墙试验段为依托，采用数值模拟，建立了桩板墙的有限差分数值模型，通过对桩板墙桩前软弱地基进行旋喷桩不同深度和布置间距的加固，对比分析了桩板墙的弯矩和位移的演变规律，旨在探求合理的旋喷桩加固深度和间距，从而为旋喷桩深度和间距选择的优化设计提供参考，对依托工程提供理论指导.

1 工程背景

蒙华煤运通道新建三门峡车站是新建蒙西至华中地区铁路煤运通道MHTJ-14标段的组成部分，该标段起讫里程为DIIK646+440.36～DIIK691+361.53，正线长度40.896公里，联络线0.25公里.车站范围内地层为第四系砂质新黄土，黄褐色～褐黄色，垂直节理发育，具大孔隙，表层大部具有湿陷性，易产生黄土的滑坡和堆塌.

车站地处黄土软弱地基，由于黄土地基较松软、承载力相对较低，地层侧向地基抗力系数相对较小，且设置锚索缺乏必要的锚固条件，为防止桩板墙因桩前地基侧向承载力不足而产生较大的侧向位移或整体倾覆现象，须对桩板墙桩前软弱地基进行加固处理.高压旋喷桩加固黄土软弱地基是一种可行、便捷的手段[13-14].该工程拟采用旋喷桩对桩前地基进行加固，以提高桩前黄土嵌固段地层的侧向承载力，有效控制桩板墙因嵌固段压缩变形而产生过大的侧向位移.针对该工程典型断面建立数值分析模型，对旋喷桩的不同加固深度和空间布置间距开展多工况数值分析模型研究，进一步探讨桩前施工旋喷桩的作用机理及作用效果，为工程设计施工提供科学依据.

2 数值模拟的建立

图1 模型示意图

以拟施工的蒙华铁路三门峡车站桩板墙试验段为依托，采用FLAC3D建立有限差分数值模型，对桩板墙桩前软弱地基加固，进行数值模拟分析.本次数值模型由土体、桩板墙和旋喷桩共同组成，如图1所示.由于边界范围的取值对数值模拟结果的影响较大，因此，模型在桩板墙的前后区域取了较大的计算范围，以降低边界效应对计算结果的影响[4].模型桩前软弱地基土所取的范围是40 m×12 m×40 m，桩板墙的抗滑桩正截面宽度为3 m，桩身的总长度为26 m，悬臂段总长度为8 m，桩身嵌入土体的长度为18 m.假定开挖范围内的土体较为均匀，桩前土开挖深度共8 m，开挖前对桩前土进行加固处理，开挖工作分2次进行，每次开挖4 m.旋喷桩加固宽度与桩间距根据不同情况进行调整.

2.1 参数选择

桩板墙和岩土体采用实体单元，旋喷桩采用Pile单元进行计算模拟.模型计算假定桩板墙和旋喷桩为线弹性材料，将土体视为弹塑性材料，并且采用Mohr-Coulomb屈服条件[15-20].模型的计算需要不断改变其中的一些计算参数，但部分参数是固定不变的，将其称之为基本参数，拟定基本参数如表1所示.

表1 材料基本参数表

2.2 边界条件及开挖步骤

为了防止边界范围对数值模拟结果的影响，更好的模拟实际情况，本次分析采用对称边界条件，模型主要承受Z向的自重应力作用，对模型底面施加固定约束，在模型y=0 m及y=12 m附近的边界上施加y方向的位移，在模型x=0 m及x=120 m处施加对称约束.开挖步骤如下：①平衡边坡土体地应力，平衡初始位移；②在x=40 m处设立长度为26 m的抗滑桩，并对桩前软弱地基土体进行不同宽度和不同深度的旋喷桩群加固地基；③开挖桩板墙桩前土体；④计算并对结果进行分析.

3 结果分析

3.1 桩前土未采用旋喷桩加固分析

数值模拟计算结果表明，在旋喷桩未加固时，由于桩板墙桩后边坡土体自重应力而产生推力的作用，抗滑桩在X方向产生较大的位移，桩顶侧向位移达到101.36 mm，开挖面位移63.66 mm，桩底位移为42.11 mm，加固区土体在抗滑桩的挤压下产生反推力作用，使抗滑桩埋深段的位移小于悬臂段的位移，整个桩身位移从桩顶到桩底逐渐减小.抗滑桩由于侧向偏移和土体挤压的共同作用，抗滑桩桩背自桩顶起向下8 m左右，在Z向有较大的位移，最大位移为17.45 mm.桩前加固区的上部土体开挖后，加固区土体由于抗滑桩的挤压和上部卸荷的共同作用产生隆起变形的现象，最大位移为67.03 mm，并随着距桩板墙水平距离的增加而减小.

3.2 桩前土采用不同桩间距加固的效果分析

3.2.1 加固后桩板墙桩身弯矩分析

为研究抗滑桩桩前地基土进行不同桩间距的旋喷桩加固对桩板墙的桩身承载力和桩体位移的影响，本文选择旋喷桩的桩间距为0.2 m、0.5 m、0.8 m、1.1 m、1.4 m五种工况，对该工况进行软件数值模拟，对桩体变形进行对比分析.

图2 不同桩间距的桩身弯矩

图2为不同桩间距的旋喷桩加固时，桩板墙的桩身弯矩和最大弯矩的分布曲线.该图表明：①在相同桩间距时，随着旋喷桩加固深度的增加桩板墙的桩身弯矩逐渐增加；②除桩间距为0.2 m时，桩身弯矩最大位置基本位于旋喷桩加固顶面下8 m附近，并且达到最大弯矩后，桩板墙的桩身弯矩随埋深的增加急剧减小；③桩间距为0.2 m时，土体发生不规则的水平变形，具体表现为桩身最大弯矩的位置不一，分布散乱且无规律的增大，说明此时土体变形不均匀、不协调，综合上述分析可得，桩间距为0.2 m时不合适.桩身弯矩越大，抗滑桩承受桩后土压力越明显，抗滑桩的支挡效果越好，所以，加固深度越大，抗滑桩的支挡效果越好.

值得注意的是，由图2(f)可以看出：①旋喷桩加固深度相同时，随着桩间距的增加，抗滑桩的桩身最大弯矩出现增大的趋势，当桩间距达到0.8 m时，不再进一步增大，变化放缓；②旋喷桩桩间距在0.5 m、0.8 m、1.1 m、1.4 m时，加固深度的增加对桩身弯矩的增大基本可以忽略.

3.2.2 加固后桩板墙的桩身变形分析

图3 随桩间距变化的桩顶位移和桩身位移

从上述桩板墙的桩顶和桩身的变形曲线可以看出：①桩板墙的桩顶侧向位移在旋喷桩未加固桩前土时为101.36 mm，旋喷桩加固6 m时为82.868 mm，减少了18%，说明旋喷桩加固可以有效的减小桩顶侧向位移；②桩板墙的桩身位移随着桩间距的增大逐渐增大，旋喷桩的桩间距相同时，从桩顶到桩底的桩板墙的桩身位移逐渐减小，并从桩身弯矩最大位置处到桩底位移变化趋于稳定.

图4 随桩间距变化的桩-土应力比和地面隆起位移

对指定节点追踪其应力和位移，得出加固区地面隆起位移和桩-土应力比，如图4所示.从图4可以看出：①加固深度为3 m和6 m时，桩-土应力比随着桩间距的增加逐渐减小；②加固深度为9 m、12 m和16 m时，随桩间距的增加桩-土应力比先增大后减小，桩间距为0.5 m时桩-土应力比最大；③理论上桩-土应力比越大，即传递到抗滑桩上的应力越大，抗滑桩承受的压力越大，抗滑桩的支挡效果越好，因此，当桩间距在0.5 m左右时，抗滑桩的支挡效果较好.

地面隆起位移在加固深度相同时，随着桩间距的增大，呈现出逐渐增大的趋势，并且从0.2 m到1.4 m，隆起位移增大的速率逐渐减小，桩间距超过0.8 m后，曲线变化放缓，说明在一定范围内，减小旋喷桩的桩间距可以控制地面隆起.结合实际情况和桩体变形的结果分析可以得出，当桩间距在0.5 m～0.8 m时，可以取得较好的加固效果和经济效益.

3.3 桩前土采用不同桩深加固的效果分析

本文选择旋喷桩的加固深度为3 m、6 m、9 m、12 m、16 m五种工况，对该工况进行软件数值模拟，对桩体变形进行对比分析.

通过大量的有限元分析结合图5发现：①在旋喷桩的桩间距分别为0.2 m、0.5 m、0.8 m、1.1 m和1.4 m时，桩板墙的桩顶侧向位移随着加固深度的增加呈现出先减小后增加的趋势，并最终成稳定发展的态势，旋喷桩的加固深度的增加不能一直有效的减小桩板墙的桩顶侧向位移；②桩板墙的桩身位移随着旋喷桩加固深度的增加逐渐减小，其桩顶位移的变化速率较为缓慢，从桩顶到桩底减小速率逐渐增大.

图5 随加固深度变化的桩顶位移和桩身位移

随加固深度变化的桩-土应力比和地面隆起位移见图6.随着旋喷桩加固深度的增加，桩板墙的桩-土应力比逐渐增加，也就是说，在桩前土体旋喷桩加固深度大的边坡，桩板墙的抗滑桩所承担的土体推力要大，抗滑桩的单桩受力比较大，所以旋喷桩加固深度的增加可以提高抗滑桩的支挡效果，但他们的关系并不是简单的直线关系.以桩间距0.5 m为例：①桩前土从未加固增加到加固深度3 m时，桩-土应力比增长较快，变化率为4%；②从3 m增加到6 m时，变化率为1%；从6 m增加到9 m和12 m时，仅为0.3%；③从12 m增加到16 m时，下降了0.1%；④由此可得，加固深度的不断增加并不能一直有效的提高抗滑桩的支挡能力.

地面隆起位移随着旋喷桩加固深度的增加逐渐减小，但减小趋势逐渐变缓，加固深度的增加在一定程度上有利于减小地面隆起位移.结合实际情况和分析结果可以得出，旋喷桩加固深度的不断增加并不能取得相应的加固效果和经济效益，考虑实际施工难易程度和施工成本，加固深度在桩板墙嵌固段上部1/3～1/2长度处，可以取得较好的加固效果和经济效益.

图6 随加固深度变化的桩-土应力比和地面隆起位移

4 结 论

本文通过对桩前地基中旋喷桩不同加固长度、间距时桩身弯矩、桩体水平变形、加固区地面变形进行分析，研究发现：

(1)旋喷桩的加固增强了桩板墙的悬臂承载效应，有效限制了桩板墙的桩身变形；桩前地基土的侧向承载能力有显著提高，使桩板墙对桩后土体产生了一定程度的“主动”反压力，桩背承受的土压力随之增长，更好地发挥了桩身抗弯承载的特性.

(2)桩板墙的桩身位移和加固区的地面隆起位移随旋喷桩桩间距的减小而降低，结合桩身弯矩、桩-土应力比的变化趋势，综合考虑工程经济性及桩板墙的作用效果，嵌固段旋喷桩的桩间距控制在0.5 m～0.8 m时抗滑桩的支挡效果较好.

(3)随着旋喷桩加固深度的增加，桩板墙桩-土应力比逐渐增加，但当旋喷桩加固深度超过嵌固段1/2后，增长趋势逐渐减弱，此时旋喷桩加固深度的增加对进一步提高桩板墙侧向抗力的效果不明显.综合考虑桩体变形和加固效果，旋喷桩加固至桩板墙嵌固段上部1/3～1/2范围效果较好.

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