微型桩在山区油气管道防护中的变形机制模型试验研究

2024-01-06沈茂丁崔少东

自然灾害学报 2023年6期

沈茂丁,孟建,崔少东

(1. 国防科技大学智能科学学院,湖南长沙 410073; 2. 中国石油天然气管道工程有限公司,河北廊坊 065000)

0 引言

天然气作为一种节能环保的新能源,在我国有着广泛的应用,伴随着天然气行业的发展,管道运输也是突飞猛进。由于中国是一个多山区国家,滑坡自然灾害频发,对管道运输造成巨大威胁,对西气东输沿线的地质灾害的统计中发现主要有12种地质灾害,滑坡便是其中之一[1]。赵旭阳等[2]指出在滑坡作用中心位置、滑动区与非滑动区交界处附近的管道将会产生最大的轴向应变,是管道最为危险的截面。因此,滑坡地区管道的防护显得尤为重要,而在山区修建防护结构,由于地形等各种因素,微型桩能以其独特的优点被广泛应用。

微型桩是20世纪50年代由意大利人LAZZI[3]提出并首先应用于历史建筑物的加固,随后经过技术优化、应用逐渐推广至其他地区。微型桩与抗滑桩结构类似,可以说是抗滑桩的简化结构。微型桩桩径一般介于70～300 mm之间,长细比较大[4],具有施工便捷、效果显著等特点,被广泛应用于小型边坡防护及护坡处置。施工时,桩体深入岩土体或滑坡面以下,依靠下部土体的固定作用,使得桩体上部类似于悬臂梁构造,具有较强的抗弯性能,并且由于其桩体材料为钢材,使得其具有较好的抗剪性能。同时,桩体在注浆后,使得桩体与岩土体形成桩-土复合体。这些作用使得其具有较强的抵抗滑坡推力的作用,从而保障边坡稳定。

长久以来国内外学者对其进行了诸多研究。KONAGAI等[5]指出了具有上部坚硬承台的微型桩桩群在横向受载下的实际工作长度的重要性。文献[6-11]采用模型试验对微型桩进行了研究,得到土质边坡中微型抗滑桩的破坏机制及边坡的破坏模式。BROWN等[12]指出,由于岩土体与桩的相互作用,微型桩群在水平受荷下会产生群桩效应。王洋等[13]、周文皎等[14]采用现场原型试验,对不同形式的桩体,从滑坡推力、桩身土压力、桩身弯矩等方面研究了其抗滑性能、钢花管注浆效果和破坏模式。胡毅夫等[15]研究了微型抗滑桩双排单桩与组合桩在加固边坡时的抗滑特性;胡时友等[16]指出桩身最大弯矩位于滑面附近,且桩群均以第一排桩达到其弹性受力极限而失效;王开洋等[17]提出一种二次注浆竖向钢花管微型桩新技术;郭亮等[18]通过不同施工工艺微型灌注桩的现场水平荷载试验及数值模拟,研究微型灌注单桩水平承载力的主要影响因素。文献[19-23]通过振动台模型试验,揭示了地震作用下微型桩支护下滑坡的抗震机制,研究了地震动力作用下微型群桩的破坏模式、加桩后的动力学特性;周德培等[24]、冯君等[25]按照不同方式对微型桩进行了分类,讨论了这些结构在设计计算时应考虑的一些关键问题以及适用条件;吕凡任等[26]通过软土地基上微型桩的单桩、群桩抗压和抗拔现场试验研究了其荷载-沉降特性、群桩效应;陈贺等[27]指出高压注浆能显著改善土体的力学性能,减小桩体的弯曲变形。何思明等[28]提出了一种群桩设计的新理论。

通过以上发现,微型桩对滑坡的防护能起到有效的防护,有诸多专家学者对其破坏机制、设计计算等进行了试验研究。但是对于注浆花管桩的变形机制、受力特征研究还是相对较少,因此,本文依托中贵天然气管道滑坡整治项目,通过设置2种不同形式的桩体,对普通微型桩和注浆花管桩进行了对比模型试验研究,探讨了不同形式桩体的变形机制和破坏特点,为微型桩的设计计算提供了参考依据。

1 工程背景

中贵天然气管道滑坡应急抢险治理工程位于甘肃省陇南市成县黄陈镇中湾村一斜坡上,滑坡地区示意图如图1所示。2020年8月12—18日中湾村附近连降暴雨,导致中贵天然气管道K558+700 m 处斜坡发生明显滑动变形。共产生2处滑坡及1处滑塌体。其中,中贵天然气管道位于H1滑坡中部,采用横坡敷设,管径1016 mm,管道走向186°,滑坡区管道埋深 2.2～4.1 m,其间与乡村水泥道路小角度斜交,作业带上管道外侧已建有块石堡坎1道。H1滑坡纵长约190 m,宽约186 m,滑坡平面面积约 2.25×104m2,滑体平均厚度约8.5 m,滑体总方量约1.913×105m2,属于中型土质滑坡。该滑坡地表变形强烈,尤其是与管道斜交的乡村水泥道路已完全损毁,管道已受滑坡推挤作用,严重危害管道安全运营。

图1 滑坡区全景照片Fig. 1 Panoramic photo of landslide area

图2 测试模型示意图Fig. 2 Schematic diagram of the test model

图3 测试元件布置图Fig. 3 Layout of test elements

2 材料

2.1 相似比设计

模型试验是研究滑坡变形破坏过程的重要手段之一,能够通过模型试验来分析滑坡影响下的微桩加固管道的变形破坏特征和演化过程。为了保证模型试验的可靠性,采用相似原理进行试验设计,根据王志佳等[29]的研究,原型与模型几何尺寸相似比是进行相似设计时需首先确定的控制参量,综合考虑模型重量和试验设备尺寸等因素,可以确定模型试验的尺寸相似比。确定微桩体几何尺寸、密度和重力加速度为主要控制参数,进而推导出其他参数。确定的试验相似比如表 1所示。

表1 相似关系Table 1 Similarity relation物理量相似关系相似比备注长度lCl1∶30控制参数密度ρCρ1∶1控制参数黏聚力cCc=ClCρCg1∶30内摩擦角φCφ1∶1弹性模量ECE=ClCρCg1∶30重力加速度gCg1∶1控制参数应力σCE=ClCρCg1∶30应变εCε1∶1直线位移 uCu=Cl1∶30时间tCt=C0.5lC-0.5g1∶5.5表2 试验加载工况Table 2 Test loading condition工况压力/MPa推力/kN11.028.0421.542.0632.056.0842.570.1053.084.1263.598.1474.0112.16

2.2 加载设计

本次试验采用分级加载的方式进行,每级加载0.5 MPa。过程中按照施加的荷载大小分为不同的工况,具体加载工况如表2所示,表中将油压表读数换算为施加的推力。

板式换热器由一系列具有一定波纹形状的金属片叠装而成，液体(或气体)与液体通过板片进行热交换，实现能量由余热传递到热媒水，供生活热水或空调使用。

2.3 试验装置

本次试验在中国中铁科技研发中心的实验室进行。试验采用长×宽×高(4 m×2 m×2 m)的试验箱,试验加载装置为油压千斤顶。为了模拟滑坡体的整体滑动,在千斤顶与坡体接触位置放置一块钢板以扩散推力。边坡坡比采用1∶1,坡高60 cm,边坡模型如图 2所示。试验采用PVC管来模拟桩体,管道外径20 mm,壁厚2 mm,桩长160 cm。单个群桩共设置3列单桩,考虑到桩体以受弯为主,中间一列采用3根单桩,其余两列布置5根单桩。单个微型桩群共计包含13根微型桩,共设置4组微型桩群,从左到右其中1#、2#号桩设计为常规桩,3#、4#号桩为花管桩。花管桩的模拟是在PVC管道上采用钻机沿着管道长度方向每5 cm交替在两侧钻孔。桩顶采用尺寸为20 cm×30 cm承台板连接,承板采用木板制作,桩体采用水灰比为1∶1水泥浆进行灌注,天然气管道采用直径20 cm PVC管道来模拟。

4组群桩在桩顶承台位置处安装百分表用来测量桩顶位移情况,其中在中间2组群桩(2#、3#)前后沿着群桩桩身按照间隔25 cm均匀布置土压力传感器,共布置24组,同时在土压力传感器对应位置处群桩的中间一列桩体上对称布置应变片,如图 3所示。

2.4 岩土材料

由于试验条件的限制,无法采用现场原状土进行试验研究,因此采用相似材料来模拟现场滑坡土体。土体的性质主要是通过内摩擦角ψ和黏聚力c两项参数来控制,根据左保成等[30]、REN等[31]的研究,岩土体可采用石英砂、石膏、水泥等来模拟。鉴于此,结合现场钻探结果,并通过直剪试验,如图4所示。最后确定采用石英砂、黏土、水泥、石膏粉、滑石粉和水来模拟滑坡土体。最终滑体采用石英砂∶水泥∶石膏粉∶水=70∶25∶3∶10;滑床采用石英砂∶黏土∶水泥∶水=40∶60∶25∶10;滑带采用石英砂∶水泥∶滑石粉∶水=27∶52∶35∶15。

图4 直剪试验Fig. 4 Direct shear test

2.5 模型填筑

根据试验设计,对边坡填筑材料进行搅拌,进行桩体应变片的布设。基岩按照分层填筑的要求进行填筑压实,填筑完成后在预留的位置处埋设微型群桩,按照设计标高布设土压力盒,同时布设5 cm厚的滑带,安装管道。埋设完成后,进行桩体浇筑,然后在千斤顶位置吊装传递荷载用的钢板,按照坡比为1∶1填筑边坡,并完成整个滑坡模型的填筑,模型填筑完成后在4组微型群桩桩顶的承台板上布置百分表,模型填筑过程如图5所示,最后进行测试仪器的安装与调试。

图5 模型填筑过程Fig. 5 Model filling process

3 试验分析

3.1 试验现象

为了更直观地总结在微型桩防护作用下滑坡体的变形演化机制,试验过程中完整地记录了各个工况作用下的边坡变形情况,在荷载逐渐增加的情况下,边坡发生变形的部分试验记录图片如图6(a)～(f)。通过记录发现,加载到工况3之前边坡无明显破坏现象产生,只是桩后土体有向上隆起的现象,如图6(a)所示。当荷载增加到工况3时,如图6(b)、(c)所示,桩后土体发生剪切破坏,滑坡模型两侧出现波浪形的横向裂缝。同时由于坡体受到较大的推力作用,桩体在滑坡体推力作用下向前产生位移,导致常规桩防护侧坡面上出现横向裂缝,如图6(f)所示(图6(f)为荷载增加后裂缝宽度增加)。在施加荷载到工况5的时候边坡中间位置出现较大的从坡顶向坡脚蔓延的竖向裂缝,如图6(d)所示,表明在此刻,边坡中部有向前滑移的迹象,坡体将要产生破坏。加载到工况6的时候常规桩一侧边坡上部土体出现的裂缝宽度继续发育,且边坡中间的裂缝数量进一步增加,裂缝加宽。当加载到工况7时,桩后土体在千斤顶施加荷载的推挤以及桩体的防护共同作用下,土体向上产生较大的隆起现象,桩后土体受到较大的剪切力作用,土体进一步发生剪切破坏,边坡模型侧面裂缝宽达到5 cm,如图6(e)所示,同时边坡坡面裂缝进一步加大,表面出现明显破坏,如图6(f)所示。

图6 试验过程坡体变化Fig. 6 Slope changes during the experiment

同时在试验过程中发现,施加荷载到工况6时,桩后土体向上隆起现象更加明显,在土体向上的挤压推力作用下,承台板被隆起土体向上推挤,出现与桩体分离现象。同时桩体向前出现较大位移,导致百分表失效。如图 7(a)所示。在加载结束后,坡面出现2条明显的横向裂缝,分别位于距离边坡坡顶和坡脚1/4位置处,如图 7(b)所示。

图7 承台以及滑坡表面破坏Fig. 7 Pile cap and landslide surface damage

通过以上试验现象可知,在滑坡推力作用下,微型桩结构防护作用下的滑坡变形,首先表现为桩后土体向上隆起,随着滑坡推力的增大,桩后土体产生剪切破坏,产生横向裂缝,并且桩后土体隆起继续发育,直至荷载作用下桩体发生破坏,承台板失效,最终导致边坡前部土体开裂破坏,产生滑坡现象。

试验加载完毕后,在模型拆解过程中发现,3#花管群桩在靠近滑带位置出现剪断现象,如图 8(c)所示,常规桩一侧桩体没有出现明显的断裂现象。并且桩体的变形呈现“S”形,如图8(b),而常规桩并未出现明显的“S”形弯曲产生。此外,在管道的拆解过程发现,管道在常规桩一侧出现了相对于花管桩一侧较为明显的挤压破坏,如图8(a)所示,说明注浆的花管桩在边坡防护过程中具有较强的抵抗滑推力的作用,在同等推力作用下较好地保护了管道不受破坏。

图8 桩体和管道变形Fig. 8 Deformation of piles and pipes

3.2 桩顶位移分析

对于防护结构物来说,位移是最为直观地体现防护设施防护效果的一项指标。在本次试验中可以通过微型桩顶的位移来判断桩体变形和破坏情况。本次试验施加的最大荷载为4.0 MPa,当施加荷载为3.5 MPa后,4#桩体发生位移较大导致百分表失效,为此图中未绘制3.5 MPa以后的位移曲线。

桩体的变形分为3个阶段,即初始变形阶段、加速变形阶段和破坏阶段,如图9所示。其中在加速变形阶段,荷载施加初期变形较为明显,即当荷载施加荷载为2.0 MPa 时桩顶产生了较大位移, 荷载继续增加,位移逐渐增大,但是位移增加的速度明显变缓。当荷载施加到3.5 MPa时桩体位移突然增加,继续增加荷载后桩体发生破坏,如图8(c)所示,桩体发生剪断。分析得出,在初始变形阶段,由于土体较为松散,施加荷载后土体内部应力逐渐增加,松散的土体逐渐变得密实,此时桩体受到较小的推力作用。荷载继续增加,土体内部应力开始向桩体传递,桩体进入加速变形阶段,随着位移的增加,桩体抵抗土体应力的作用进一步体现,表现为桩体位移增加变缓。最后在施加荷载超过3.5 MPa时桩体由于弯矩过大而发生弯曲破坏,桩体产生较大的位移,此时判断桩体进入破坏阶段。

图9 桩顶位移Fig. 9 Displacement of pile top

3.3 土压力分析

土压力是表征在滑坡体作用下防护结构受到推力大小的主要指标。2#、3#桩体前后在滑坡体推力作用下的土压力大小,如图10所示。文中桩前指千斤顶加载一侧。

图10 桩体土压力Fig. 10 Earth pressure of pipes

由图10可知,桩体两侧的土压力大小,与施加的推力大小在工况6以前呈正相关,而当荷载施加到工况6时,土压力突然打破正相关规律,出现突变。结合位移曲线和试验现象可知,当施加荷载到工况6(3.5 MPa)的时候,桩体部分防护性能失效,不能有效地抵抗滑坡推力,桩体位移突然增大,土压力有变小的趋势,尤其在图 10(a)中当施加荷载到工况7时,滑带以上的部分土压力有较大幅度的降低,此时桩体防护性能几乎处于丧失状态。

由图 10(a)、(b)可知,在常规桩防护一侧,桩前土压力主要分布在桩顶与滑带的上半部分之间,最大值出现在靠近滑带以上部位,在同工况作用下,桩前土压力远大于桩后土压力。桩后土压力的分布则向桩体下部移动,最大值出现在滑带以下位置处。由于桩体良好的防护作用,桩前土压力要远大于桩后土压力。另外在靠近滑带的上部,桩前土压力接近为零,而在桩后则出现较大变化。结合试验现象,在施加荷载的时候桩前土体向上隆起,靠近滑带位置处由于土体的隆起作用导致滑带处受力较小,而在桩后由于桩前土体向后倾倒,桩体中部位置受到较大推力的作用。

由图 10(c)、(d)可知,在滑带以上位置,桩前土压力从桩顶往下有一个较为明显的变化,在滑带附近变为最小,桩后土压力则变化幅度较小,且桩后土压力在滑带上部达到最大值,而桩前土压力在滑带下部达到最大值,此结果与常规桩防护侧恰好相反。同时,在桩底位置,桩前土压力远大于桩后土压力,可得知由于花管桩在注浆后桩与土体构成复合结构,桩土连接共同抵抗滑坡推力,桩土复合体以滑带位置为轴,有旋转的趋势,导致桩体底部有运动的趋势使得桩底位置桩土间作用加强,土压力增大。

对比图 10(a)、(c)可知,在滑带上部,常规桩在不同位置处土压力分布数值差距较大,最大差值可达30 kPa,而在花管桩防护一侧,土压力分布则较为均匀,说明花管桩一侧变形较小上部桩体均匀承担了滑坡推力。由图10(b)、(d)中可知,常规桩一侧的桩后土压力峰值要明显大于花管桩一侧,也证实了花管注浆法能更有效地抵抗滑坡推力的作用。

3.4 桩体弯矩分析

根据前面试验现象和数据分析可知,当施加荷载到工况6时桩体结构发生破坏,桩体的应变和弯矩不再具有参考价值,因此在下面弯矩和应变的分析中不再绘制工况6以后的变化曲线。

对于桩结构来说,弯矩的分析是表征其结构防护性能和自身变形特征的一种重要指标。在桩体两侧布置应变片是用来计算桩体弯矩的一种有效方法,李寻昌[32]、任青阳等[33]在抗滑桩的研究中采用了此计算方法。根据试验中测得的桩体两侧的应变值ε1、ε2,然后根据材料力学中梁的弯曲理论来计算桩体的弯矩,表达式为:

δ1=E·ε

(1)

(2)

联立上边两式,则弯矩公式为:

(3)

式中:I为抗滑桩惯性矩(m4);E为桩体弹性模量(MPa);ε1、ε2为桩前、后应变;d为桩体直径(m)。

通过以上计算方式计算得到微型桩单桩弯矩图如图 11所示,其中负弯矩表示桩体在千斤顶一侧受拉。

由图11可知,弯矩与荷载呈正相关,随着荷载的增加弯矩增大,并且当荷载施加到工况5时,弯矩出现急剧增加的现象,且由图 11(b)可知,此时常规桩最后一排桩桩体弯矩产生突变,弯矩从正变为负值。图中可以看出常规桩在桩顶和滑带附近弯矩产生最大值,在距离桩顶1/4位置处弯矩最小,如图 11(a)、(b)所示,而花管桩的弯矩最大值出现在滑带附近,如图 11(c)、(d)所示,其最大值达到600 N·m是常规桩最大弯矩值的2.4倍,花管桩相比常规桩在同等荷载作用下桩体受到更大的弯矩,通过分析可知,常规桩在抵抗滑坡体滑动的过程中,由于群桩各单桩之间存在间隔,导致土体从桩体中间流失,而花管桩防护一侧由于注浆使得桩、土、水泥浆形成密实结构,起到很好的防护作用,使得桩体在滑带附近产生较大弯矩。这与闫金凯等[9]的研究:桩体的破坏是在滑带附近的弯剪破坏理论相一致,在实际的设计中需要考虑到桩体滑带附近的加强。同时在承台体系的作用下,桩顶位置同样产生了较大的弯矩,这一点在实际的设计施工中也得进行充分的考虑。此外对比群桩最前排以及最后排单桩的弯矩可知,第一排桩的弯矩要大于后排桩的弯矩,说明群桩的受力主要集中在前排,间接证实本次试验中采用的群桩布置形式是合理的。此外由图 11(a)、(b)可知,除了桩底自由端以外桩体的最小弯矩出现在距离桩顶位置1/4处,同时在靠近桩顶处前后2排桩弯矩符号恰好相反,而花管桩则不同。从弯矩数值结果来看,花管桩承受的弯矩整体要大于常规桩,表明花管桩良好的桩土复合结构具有较强的抵抗滑坡推力的作用。

图11 桩体弯矩图Fig. 11 Bending moment of the pile

3.5 桩体应变分析

桩体的应变能表现出桩体在外力作用下的局部变形程度,施加荷载到工况5的单桩前侧应变峰值曲线如图12所示。

图12 桩体应变峰值曲线Fig. 12 Strain peak curves of pile

由图12可知,应变峰值整体上呈“S”形曲线分布,表现出靠近滑带附近应变值最大,并且对比图 12(a)、(c)可知,花管桩一侧桩体应变值要远大于常规桩,且从数值来看是常规桩应变值的2.4倍,这与弯矩的最大值表现出高度一致。同时可以看出,常规桩桩顶位置的应变值相对于花管桩要表现得更为剧烈。另外从图 12(d)可知,相比其他位置只有在花管桩最后一排的桩底位置产生了较大应变,可知在注浆的影响下,桩土之间形成的复合结构使得群桩形成的整体结构在桩后侧受到较大的应力,从而产生较大变形,在实际的应用中这个位置要引起重视。从整体来看,花管桩一侧的应变要远大于常规桩。

3.6 管道土压力分析

为了解2种不同结构物防护作用下管道受到的土压力情况,在管道前后侧布置了3组土压力传感器。由图13(a)可知,施加荷载较小时管道土压力沿管道方向分布较为平均且数值较小,只有当荷载增加到3 MPa 时,管道前土压力才有较为显著的变化,且由图13(a)可知,桩体在中间位置土压力较大。由图13(b)可知,管道后侧土压力荷载施加到3.5 MPa之前一直为0,当加到3.5 MPa的时候土压力才有所增加,但土压力依旧很小最大值为2.3 kPa,并且只在常规桩防护一侧。同时对比微型桩桩体前后土压力可知,微型桩阻挡了大部分滑坡推力,对管道起到了很好的防护作用。