微型钢管桩与锚拉板联合加固旦波崩坡积体变形区的设计方法

(中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司水工工程院，杭州，311122)

杨房沟水电站旦波崩坡积体位于坝址上游约500m处，开挖减载施工过程中，开口线附近土质边坡发生变形，前缘部分框格梁底部脱空，后缘出现裂缝，需进行加固治理。本文采用摩根斯坦(Morgenstern-Price)法对旦波崩坡积体变形区的稳定性进行分析，计算不同工况下的稳定性安全系数，并提出变形区治理的分析方法和工程措施。

1 崩坡积体基本特征

崩坡积体沿江近南北展布，东西长约560m，南北宽约330m，整体上呈倒置“茶杯”形分布，上小下大，分布面积约16万m2，总体积约310万m3，如图1。崩坡积体分布在高程2050.00m～2465.00m之间，2050.00m高程以下为临江陡壁，地形前陡后缓，坡度变化范围10°左右，总体坡度约38°。高程2435m～2465m段开挖边坡支护基本完成，高程2420m～2435m段边坡基本开挖完成。已开挖边坡下游侧出露强风化变质粉砂岩，上游侧浅部多分布碎石土层，较松散，厚度约4m～8m，开挖边坡整体稳定。设计对高程2435m～2465m段下游侧岩质边坡和上游侧土质边坡分别采取系统喷锚和框格梁支护措施；对高程2420m～2435m段下游侧岩质边坡采取系统喷锚支护措施。

汛期雨后，高程2435m～2450m段上游侧土质边坡出现局部蠕滑及塌滑变形，导致框格梁变形破碎。局部塌滑主要原因为该段边坡浅部多分布松散碎石土层；边坡上游侧山体也有6m～8m的覆盖层分布；其下部高程2420m～2435m边坡开挖较陡；再加上持续的降雨导致土体软化而在高程2340m～2420m边坡出现蠕滑变形。变形区地质剖面如图2、图3所示。

图2 旦波崩坡积体B-B′工程地质剖面

图3 旦波崩坡积体Ⅶ-Ⅶ′工程地质剖面

2 稳定性研究

2.1 计算条件

高程2335m～2420m变形区均位于开挖减载区，基岩面以上的覆盖层挖除后即从根本上解决了变形区稳定问题。计算分析及加固处理主要针对高程2435m～2450m段框格梁变形区进行，共取2个代表性剖面B-B′、Ⅶ-Ⅶ′，剖面沿边坡走向正交的方向选取。

共分3种工况：天然工况、暴雨工况、地震工况。

地下水位状况：地下水位低于基覆界线，计算中不考虑水位。

地震计算采用规范推荐的拟静力法，其抗震设防标准采用50a超越概率10%设计，相应基岩地震动峰值加速度为144.5gal。拟静力计算时，地震效应折减系数取0.25。

根据DL/T 5353-2006《水电水利工程边坡设计规范》，边坡设计安全系数控制标准如表1所示。

表1 边坡设计安全系数

2.2 计算参数

根据现场试验、工程地质类比和反演分析强度参数等方法，经综合考虑，采用的崩坡积体物理力学参数如表2所示。

表2 旦波崩坡积体岩土体参数综合取值

2.3 计算结果

分别对各剖面进行稳定计算，最危险滑面安全系数见表3。计算表明，两剖面均不满足稳定要求，需采取有效的治理措施。控制工况最危险滑面示意如图4、图5。

表3 稳定性计算结果

图4 B-B′剖面暴雨工况最不利滑面示意

图5 Ⅶ-Ⅶ′剖面暴雨工况最不利滑面示意

3 加固方案设计

3.1 治理措施

根据旦波崩坡积体的地形、地质条件及稳定计算结果及分析，拟定微型钢管桩与锚拉板联合加固处理方案如下：

(1)拆除变形区高程2435m～2450m土体已脱空部位框格梁，并将高程2420m陡缓交界处坡面修整平顺；

(2)在高程2450m、2435m、2420m分别布置2排微型钢管桩，间排距0.6m，钢管桩长度12m，具体根据现场钻孔揭露覆盖层厚度确定，锚固段长度(入岩深度)不小于1/3桩长(且不小于3m)，钢管桩总长不小于9m；钢管桩上部沿马道方向布置压顶梁(C30混凝土)，梁宽1m，高0.8m；

(3)钢管桩压顶梁上部(开挖边坡高程2420m～2424m、2435m～2439m)布置锚拉板，高度4m、厚度40cm，每隔12m设一道结构缝，缝宽2cm，缝内填充沥青杉木板，锚拉板与微型钢管桩压顶梁浇筑形成整体；锚拉板预留排水孔；锚拉板中心线高程2422m、2437m分别布置一排1000kN，L=20m～30m无粘结预应力锚索，锚索锚固段长度8m，间距5m，锚索按设计张拉力的75%锁定，其中锚索长度根据现场实际覆盖层厚度调整；

(4)锚拉板背面布置系统排水孔，排水孔φ100，L=10m@5m×5m，上仰10°，内插φ75排水花管，设反滤；

(5)锚拉板以上开挖边坡(高程2424m～2435m、2439m～2450m)布置C25混凝土系统框格梁，断面30cm×40cm，间距4m×4m(水平距离×坡面距离)，高程2424m、2439m框格梁底梁与锚拉板浇筑形成整体，框格梁每隔12m设一道结构缝；

(6)框格梁节点处系统布置砂浆锚杆，砂浆锚杆为φ28(L=9m/6m/4.5m)；

(7)坡面系统布置排水孔：排水孔φ100，L=10m@4m×4m，上仰10°，内插φ75排水花管，设反滤。

图6 微型钢管桩与锚拉板联合加固处理方案

3.2 微型钢管桩设计

微型钢管桩设计采用的基本原理是将微型桩群与土考虑为一个复合加筋土体，将桩与土围起来的部分视作为一个整体结构，根据材料力学法对其进行内力计算。同时，对微型桩滑面处的抗剪力及微型桩的抗拔力进行计算复核。

微型桩承受的推力为滑坡达到稳定安全系数所施加的抗滑力，经计算为350kN/m，桩间距为0.6m，则单根桩承担推力为210kN。

3.2.1 内力计算

滑面处的微型桩加固体的等值换算截面积和等值换算截面积惯性矩

ARRP=mAps2+bh

Ap=(n-1)As+Ac

式中：ARRP——计算滑面处，微型桩加固体的等值换算截面积(cm2)；

IRRP——计算滑面处，微型桩加固体的等值截面惯性矩(cm4)；

Ap——一根微型桩的等值换算截面积(cm2)；

m——微型桩与周围土的弹性模量比(一般为200)；

n——钢筋与砂浆的弹性模量比(一般取15)；

s2——计算基准面内包括的微型桩根数；

b、h——微型桩布置的单位宽度及长度(cm)；

x——计算基准面中和轴至各个微型桩的距离(cm)；

y——计算基准面中和轴至计算基准面边缘的距离(cm)；

Ac——微型桩的截面积(cm2)；

As——钢筋的截面积(cm2)。

由此求得计算基准面处，微型桩加固体上作用的最大压应力为：

式中：σRRP——计算基准面处，网状结构微型桩加固体上作用的最大压应力(N/cm2)；

N——计算基准面处，网状结构微型桩加固体上作用的垂直力(kN)；

M——计算基准面处，网状结构微型桩加固体上作用的弯矩(kN·m)。

3.2.2 微型桩加固体中土的压应力计算

σRRP

式中：f——计算基准面处，经修正后地基承载力设计值(N/cm2)，此处取200kPa。

3.2.3 砂浆与钢筋上的压应力计算

σR=mσRRP<σca

σSC=nσR<σsa

式中：σR——作用于砂浆上的压应力(N/cm2)；

σca——砂浆压应力设计值(N/cm2)，此处取14.3MPa；

σsc——作用于钢筋上的压应力(N/cm2)；

σsa——钢筋压应力设计值(N/cm2)，此处取360MPa。

3.2.4 微型桩设计长度的确定

微型桩设计长度等于计算基准面以下必要固着长度Lr0与计算基准面以上长度L0之和。

式中：τr0——微型桩与计算基准面以下土间黏结力设计值(N/cm2)；

D——微型桩直径(cm)。

3.2.5 钢筋与压顶梁间的黏着长度(Lm0)计算

式中：As——钢筋的截面积(cm2)；

d——钢筋直径(cm)；

τca——钢筋与压顶梁间黏着力设计值(N/cm2)。

3.2.6 滑面处的抗剪力复核

组合桩单宽抗剪承载力767.4kN/m，大于350kN，满足设计要求。

对变形区进行处理后，稳定安全系数计算成果详见表4，边坡稳定计算时按不利情况，锚索支护力主要作为增加钢管桩刚度、锚固锚拉板及框格梁的作用。计算表明，处理后各工况均满足稳定要求。

表4 变形区加固后稳定性计算结果

4 结论

本文通过运用摩根斯坦法对旦波崩坡积体变形区的稳定性及治理措施进行研究，得出如下结论：

(1)旦波崩坡积体变形区稳定性不满足要求，需采取有效的治理措施，以保证其安全稳定；

(2)提出了微型钢管桩与锚拉板联合加固处理方案，特别是对于坡比较陡、厚度约6m～8m较松散的土质边坡，除在坡脚布置微型钢管桩外，在桩顶再增设锚拉板，即微型钢管桩+锚拉板联合加固；

(3)同时也得出崩坡积体稳定分析及治理的设计思路，即：分析地形地质特点，确定失稳模式——全面搜索最不利滑面，确定潜在滑体——综合地质地形特点，选择经济合理治理措施——计算分析进行验证。