破碎堆积体路堤边坡新型支挡结构加固特性

2023-10-18万军利

铁道建筑 2023年9期

万军利

中国铁道科学研究院集团有限公司铁道建筑研究所，北京 100081

随着我国公路、铁路等建设日益增加，滑坡问题已成为工程长期稳定服役的巨大障碍［1-5］。西南地区岩体由于受地质构造作用影响节理裂隙发育显著，同时受亚热带季风气候的影响，岩体的风化剥蚀严重，边坡地质中破碎堆积状十分常见［6-9］，这会增加滑坡的发生，也会给边坡加固带来困难。因而针对该类破碎路堤边坡提出有效的加固技术是工程建设中亟待解决的难题。

桩基托梁挡墙是边坡工程中常用的支护方法，主要由桩基和托梁两部分组成。对地基承载力差、陡峭的边坡加固效果较好，对不同地质条件边坡适用性大，承受荷载能力强，因而桩基托梁挡墙结构在边坡工程支护中广泛应用［10-12］。谢鑫［13］采用有限元方法对桩基托梁挡墙结构的作用机理、传力机制、变形控制机理等开展了研究，基于极限平衡法得到了主动土压力计算方法，并与衢宁铁路屏南车站边坡现场实测结果进行分析对比。张明等［14］采用模型试验对桩板挡土墙在正常、极限以及破坏状态下力学特性开展了研究，得到了其土压力分布特征、桩身受力变化等特性。臧梦梦等［15］对管桩水泥土挡墙支护结构开展了研究，采用结构力学方法得到了不同平面布置形式结构的等效刚度特征，并对其内力分布、变形特性、基础稳定性等方法进行分析。Shukla［16］采用模型试验研究了挡墙位置与桩沉降之间的关系，挡墙倒塌高度随桩埋深的增加而减小，随着桩与挡墙之间距离的增加，沉降量呈对数递减，埋置比小的桩组比埋置比大的桩组更容易受到挡墙破坏的影响。Zhao 等［17］提出了一种考虑土拱效应计算稳定桩和挡土墙荷载的模型方法，并以某铁路路堑边坡为例，采用该方法定量分析了土拱对稳定桩与挡土墙荷载分布的影响。Kim［18］研究了高强度组合埋桩挡土墙的稳定性及在现场的适用性，对现浇挡土墙和高强度组合埋桩挡土墙进行了数值比较分析，通过弹性梁计算最大弯矩和剪力的方法设计合理的高强度组合埋桩挡土墙。

桩基托梁挡墙结构应用广泛，整体结构力学特性较好，但传统桩基托梁挡墙施工需要较大的开挖方量和施作空间，造价较高，施工周期长，经济性不佳。若遇斜坡为松散堆积体，使用传统人工挖孔抗滑桩方案施工极易诱发边坡整体大规模失稳，造成重大安全事故。

针对传统挡墙等支挡加固技术存在施工安全风险高、周期长、造价高等问题，依托云南地区某高速公路连接线路高陡破碎堆积体路堤边坡，应用和开发多级锚固 + 竖向植筋 + 钢花管注浆 + 桩基托梁挡墙破碎路堤边坡支挡加固新技术，通过现场试验揭示新型破碎路堤边坡支护结构的加固机理，通过数值模拟研究在车辆荷载作用下后期服役中加固破碎路堤边坡力学特性及稳定性，为新型边坡加固技术的工程应用提供参考。

1 现场试验研究

1.1 现场地质概况

试验现场边坡（图1）属构造切割中高山地形地貌，线路高程约为2 050 m，斜坡坡脚冲江河水位高程约1 800 m，坡顶高程约2 200 m。斜坡地形起伏较大，受区域构造活动及风化剥蚀影响，浅表层覆盖松散破碎的碎石土和第四系堆积体，有明显的地下水出露，斜坡植被不发育。边坡表层主要为第四系残坡积含碎石粉质黏土、碎石土、块石土，下伏基岩为三叠系强～中风化板岩及玄武岩。

1.2 新型支挡结构特征

竖向植筋钢花管注浆桩基托梁挡墙由重力式墙身、基础和锚拉系统组合而成。锚拉系统由锚杆、锚具、连接件、锚杆外注浆体等组成，必要时可设置锚定板。该结构通过在桩的悬臂段施加一道或多道预应力锚索，改变了悬臂桩的受力状态，由传统的抗滑桩被动受力状态改变为锚索桩的主动受力状态，从而使桩截面大大减小。与传统的抗滑桩桩基托梁挡墙相比，新结构是将结构下部的抗滑桩替换成多次分段控制注浆钢花管，在不降低抗滑能力的基础上，可有效减少挖桩带来的造价高、施工风险大、挖孔工期长等弊端，在减少人力、弃土搬运、环境保护等方面具有较大的优势。可适用于如下条件：

1）桩基托梁挡墙后具备锚索锚固条件且地层能提供足够的锚固力。适用于半填半挖地段，墙后应靠近坡面或桩设置于坡面上，同时锚索自由段不宜太长。

2）坡面地层应满足侧向承载力及竖向承载力要求，以免桩产生过大的竖向沉降变形，当桩嵌固在软土地层内时应进行全面的承载验算。

3）原坡面地层相对稳定，较适用于破碎地层或松散坡积层，对施工场地大小的要求较小。

施工场地采用竖向植筋钢花管桩进行代替抗滑桩，锚索桩板墙的起点与挡墙顺接，终点与圆形抗滑桩 + 重力式挡墙顺接。地面以上桩身截面尺寸为0.4 m × 0.9 m，桩间距3.0 m。试验桩桩长7.8 m，其中悬臂段最短1.2 m，最长3.0 m。根据悬臂段高度设置3 排锚索，第一排锚索位于桩顶下1.5 m；第二排锚索位于桩顶下4.3 m；第三排锚索位于桩顶下7.0 m；每一排锚索倾角20°。各锚索锚固段长度为10.0 m。锚索钻孔直径为130 mm，每孔锚索采用4ϕ15.24 mm，高强度低松弛钢绞线束，设计锚索拉力为480 kN。新型支挡加固结构如图2所示。

图2 多级锚固竖向植筋钢花管注浆桩基托梁挡墙（单位：cm）

1.3 现场试验监测

在高速公路路基LK2 + 123—LK2 + 142 段开展现场试验研究，现场试验主要通过埋设钢筋应力计、混凝土应变计、土压力盒、锚索测力计、测斜管等监测元器件，监测和采集桩内钢筋主筋应力、锚索拉力（预应力）、桩身变形、土压力盒压力。现场试验监测系统的安装如图3所示。

图3 现场试验监测系统的安装

主要针对挡墙中部的桩锚索进行锚索测力计的试验，其余锚索测力计仅用于长期监测。钢花管注浆桩基托梁挡墙施工流程见图4，施工流程主要分为钻孔、加工钢花管、下钢花管、浆液制备、一次注浆、二次注浆、框架梁施工和土石方回填。钢花管钻孔如遇松散、破碎地层，造成塌孔、缩孔时，可采用二次成孔注浆或跟套管的钻进技术，以使钻孔完整不坍塌。

1.4 锚索拉力的变化规律

连接线试验工点竖向植筋钢花管注浆桩基托梁挡墙的锚索拉力时程变化曲线见图5。监测时间开始于2021 年6 月17 日，每根桩设置三排锚索，三排锚索位置相同，第一排—第三排锚索分别位于桩顶下1.5、4.3、7.0 m。

由图5可知：

1）分层填土过程中，锚索拉力随着时间的增加呈现先减小后稳定的变化规律，锚索拉力达到稳定时，除1#桩第二排锚索拉力最大外，其他桩均为第三排锚索拉力最大，所以第三排锚索预应力损失最少；其中大多数桩均为第一排桩稳定时拉力最小，说明第一排桩预应力损伤最大；分级回填过程中，第一级回填时锚索的预应力损伤量最大，对支护结构产生的影响最大，因而锚索设计时应考虑分级回填应力影响，预应力施加值应该能够满足应力损失，而后预应力损伤量逐渐减小，最后预应力的变化达到稳定。各排桩预应力初期损失的过程基本一致，初期损伤时间也相近（6 d），锚索会抑制桩板墙变形，分级回填初期桩板墙下部变形大，回填完成后上部锚索变形大。

2）3#和4#桩的三排锚索拉力变化大，预应力损失量最大可达160 kN，说明初始加固时这两排桩挡墙后坡体处于极不稳定状态，回填后土体尚未稳定，土体下沉时锚索产生作用抑制其变形。1#和2#桩锚索应力基本稳定，两桩坡体处于稳定状态。6 d后锚索拉力基本稳定，锚索预应力损伤量不大，最大损失量仅30 kN。锚索预应力损伤与桩体位移同步，因而初始支护时桩体位移较大，后期达到稳定，这表明竖向植筋钢花管注浆桩基托梁挡墙加固后坡体已经处于稳定状态。

1.5 土压力的分布规律

以2#桩为例，对土压力沿桩身的分布规律进行分析。2#桩距托梁3.5 m，不同锚索拉力时土压力的分布见图6。可知：2#桩锚索张拉过程中土压力的变化小，桩基托梁下部土压力变化相对较小，最大土压力变化量约为3.28 kPa，桩基托梁下部土压力变化小的原因主要是下部填土相对较少，挡墙所受的压力较小，挡墙背后的土体状态也相对稳定，并未产生大的波动变化。但靠近上部桩基托梁位置土压力变化较大，可以达到下部土压力变化量3倍以上。这是由于上部挡墙后部距原地面较远，填土较多，压力相对较大，而在锚索不断张拉过程中顶端锚索的拉伸使得桩板墙向山侧的挤压不断增大，因此在靠近桩板墙顶部的土压力盒受到较大的压力作用。总体上，土压力变化量不大，桩板墙及桩后的土体处于稳定状态，表明加固后坡体能够达到稳定状态，同时也验证了新型加固技术的可靠性。

图6 土压力沿桩身的分布

1.6 深部位移的变化规律

距锁口3.5 m，2#桩沿孔深的位移见图7。可知：桩下部锚索处于拉紧状态，上部锚索未进行张拉，因此底部的土体侧向变形较小；上部的土体有一定临空向的位移，但由于顶部路堤段没有施加车辆荷载，因此侧向变形相对较小；随孔深增加，锚索拉力300、350 kN 时桩位移变化大，能达到其他拉力的十几倍。第二排锚索进行预应力张拉的过程中，由于上部填土间空隙，锚索张拉时对桩后土体进行了一定挤密，测斜管向山侧有一定的倾斜位移，但位移不大，且受第二排锚索张拉作用桩体上部变形张拉时有所减小，总体处于稳定状态。由此也可以说明分层填土的过程中对桩后土体的压实存在一定的不足，加强对桩后土体的分层夯实可以有效减少锚索张拉过程中挡墙的侧向位移。第三排锚索由于埋深大，产生的最大位移只有第二排桩的1/4 左右，因而越靠近坡面锚索受力越大，在锚索张拉后的一个月内桩位移很小，分层回填过程中变形处于稳定状态，支挡结构整体变形相对较小，坡体支护后达到了稳定状态。

图7 在锚索张拉过程中2#桩位移

2 荷载作用下支挡结构加固效应

采用有限元数值分析手段建立采用新型支挡技术加固的破碎路堤模型，在路堤上施加均布荷载模拟填方结束后服役过程中各种车辆荷载的作用，对路堤边坡以及填土区内岩土体变形、应力以及桩板墙土压力、弯矩、剪力、变形等参数进行分析，得到破碎堆积体路堤边坡加固稳定性。

2.1 破碎路堤数值模型的建立

墙高8.3 m，桩板墙嵌固段长10 m，桩板墙为0.4 m × 0.6 m 矩形截面，锚索有4股，直径约15.24 mm，锚索孔直径150 mm。由于地基和填土在线路方向上是连续分布的，可直接简化为平面应变问题。桩纵向是非连续分布的，因此需将桩进行平面简化。为方便计算，根据桩的刚度与变形的关系，将计算模型桩的刚度取为实际刚度的1/6，这样可得到与实体工程相同的变形，填土与桩的相互作用更接近于实际条件。破碎路堤加固数值模型见图8。

图8 破碎路堤加固数值模型

模型中桩、填土及原地层采用平面应变单元，锚索采用杆单元，填土与桩板墙身单元之间设置接触面。由于地基为弱风化地层，地基强度较大，因此计算过程中忽略初始应力的影响。左右两侧水平方向约束，底面水平方向和竖直方向位移均约束。锚索桩板墙结构系统由钢筋混凝土桩、锚索、挡土板、地基及填土构成。采用平面有限元进行模拟。桩板墙、锚索及地基采用线弹性模型，填土按照岩土体的弹塑性模型设计，车辆荷载的作用采用等效2 m填土荷载模拟。数值模拟中材料参数见表1。

2.2 荷载作用下岩土体变形及应力分布

施加车辆荷载后，岩土体位移及Von Mises应力见图9。可知：①由于填土的周围有桩板墙、碎石土的约束，填土位移最大的区域并非在填土边界上，而是在填土中心，靠近支挡结构的位移大于靠近坡体。岩土体位移变化较为显著，在车道附近填土位移约增大4.8 mm，岩土体的最大位移增大3 mm 左右。车辆荷载施加处位移大，且位移由桩板墙处向坡体逐渐减小。岩土体的区域位移增量不超过桩板墙和锚索的锚固区，即由于车辆荷载引起的岩土体位移不影响桩板墙和锚索锚固的稳定性。②应力分布具有明显分区变化特征，填土区至支挡结构间应力与其他区域明显不同。由车辆荷载施加引起的应力传递路径近似竖直向下，由支挡结构附近而逐渐扩散，使锚索锚固区岩土体的应力增加，对锚索的锚固具有增强作用，锚索支护后减少其预应力的损失，有利于加固坡体的长期稳定性；桩板墙附近的岩土体应力呈分层分布特征，近路堤面附近应力出现水平向右逐增的现象。变形和应力分布图均显示支挡结构加固可以保证在荷载作用下路堤的稳定性。

图9 施加车辆荷载后岩土体位移和Von Mises应力分布

2.3 板桩墙的土压力和弯矩分布特征

施加车辆荷载后桩板墙悬臂段土压力与弯矩见图10。其中：弯矩以与填土相邻侧为正，以背离填方侧为负。

图10 板桩墙的土压力和弯矩变化

由图10可知：

1）在0 ～ 4 m 高度内，土压力随着高度的增加呈现波动性变化，土压力比较接近，最大差异不超过15%；高度超过4 m 后，土压力开始逐渐减小；4 ～ 6 m 高度内，土压力减小相对较为平缓，减小了8.5%左右；高度6 m 后，土压力迅速减小，达到填土面时土压力基本为0。在填土底部由于受到地层约束，锁口附近土压力减小。

2）施加车辆荷载后，弯矩的变化规律与土压力相似。在桩板墙悬臂段上，桩板墙在与填土相邻侧受拉，另一侧受压，弯矩最大值出现在桩板墙悬臂段锁口上部；在桩板墙锚固段上，桩板墙与填土相邻侧受压，另一侧受拉，弯矩最大值出现在桩板墙锚固段锁口下部。施加车辆荷载后桩板墙的弯矩值略有减小，桩板墙悬臂段上最大弯矩约91.8 kN·m，桩板墙锚固段上最大弯矩约63.9 kN·m。6 m 高前弯矩呈波动变化，6 m高后弯矩逐渐减小。

2.4 板桩墙的剪力和变形分布特征

施加车辆荷载后桩板墙悬臂段的剪力和位移见图11。其中剪力以背离填方侧为负。可知：不同段上的剪力方向、形态与锚索有关，在锚索与桩板墙相交处桩板墙所受剪力约为0，两个锚索中间桩板墙所受的剪力最大。剪力呈波动性变化，在1.5 ～ 3.0 m及5.0 ～ 6.0 m 高度内，剪力为正，正方向最大值在2.5 m 高度处，负方向最大值在7.0 m 高度处，桩板墙锚固段弯矩方向、形态受底层控制，在基岩中桩板墙所受的剪力随着深度的增加而逐渐减小。施加车辆荷载后桩板墙所受剪力略有减小，悬臂段所受最大剪力约为67.9 kN，锚固段上所受最大剪力值约为61.6 kN。

图11 桩板墙的剪力和位移变化

施加车辆荷载后，桩板墙的变形有所增大，但变形曲线受锚索控制明显。锚索施加位置桩板墙的变形较小，而其他位置变形明显，变形整体也呈现波动趋势，波动周期约为2 m，与锚索施加的间隔符合。变形方向为水平方向背离填方侧，最大变形发生在锁口上部约5 m 处，最大变形约为10 mm。车辆荷载作用下桩板墙剪力和变形波动小，不易发生弯折破坏，加固结构基本处于稳定状态。