复合式抗滑桩的受力分析

复合式抗滑桩的受力分析

1基于有限元理论的强度折减计算在边板和防滑反滑和跟踪技术中，“t”型和“h”型复合滑动桩越来越受应用。因为它们的总硬度和抗滑性都很强。但是这类桩大多结构相对较复杂(力学上多属高次超静定结构)、受力形式或荷载分配尚存争议、桩土相互作用关系复杂,传统方法在计算其内力时常常面临较大困难。随着有限单元法和基于有限元理论的强度折减法在工程上的广泛应用,为求解这类复式抗滑桩的内力提供了一种途径。本文以某隧道进口岸坡的复式抗滑桩为例,探讨采用有限元强度折减法求解桩身内力的可行性,并分析桩土相互作用机理。在建的某高速公路隧道位于大渡河右岸一单薄条形山脊上,隧道进口与一大型横跨大渡河的桥梁相连(图1)。为保证公路顺利进洞,设计过程中提出对隧道进口岸坡分五级放坡,自下而上一、二级坡比为1∶1.75,第三级坡比为1∶1.5,第四、五级(隧道仰坡)坡比为1∶0.75(图2)。岸坡出露的地层岩性为第四系上-中更新统冰积、冰水堆积成因的碎块石土(Qgl+fgl2+32+3gl+fgl),其水平厚度可达50余m,竖直厚度可达30～40m,总方量约400万m3,下伏基岩为震旦系流纹岩(Zs~kaas~k)(图1、2)。岸坡稳定地下水位线埋深较深,据钻孔揭露各孔均为干孔,隧道进口部位深至基覆界限以下3个钻孔均未见地下水出露。2岸壁稳定性评价2.1基于anasis的稳定参数岸坡自然坡度约30°～40°,天然状态下,岸坡未见变形迹象,根据岸坡岩性组合及岸坡结构特征,并结合基于刚体极限平衡理论Morgenstern-price条分法搜速结果,确定自然岸坡最危险失稳破坏面有两条(图3、图4),岸坡各岩土体物理力学参数如表1,自然岸坡稳定性计算结果如表2(采用Geoslope软件),计算过程中对于暴雨工况,考虑滑面以上1/4岩土体饱水,考虑孔隙水压力,不考虑渗透压力。另外采用有限元强度折减法也可以得到自然岸坡在各工况条件下的稳定性系数及最危险滑面形态。以本工程为例,采用大型有限元软件ANSYS,计算过程中岩土体采用Plane183号单元模拟,破坏判据采用郑颖人院士在文献1中提出的“以有限元静力平衡计算不收敛作为边坡整体失稳的标志”。暴雨工况条件下考虑冰水堆积体下部1/4处于饱水状态,计算过程中考虑孔隙水压力,不考虑渗透压力。经强度折减法计算,天然工况当折减系数为1.12时计算结果不收敛,暴雨工况斜当折减系数为1.05时计算结果不收敛,岸坡塑性破坏区(最危险潜在滑面)特征如图5,根据折减系数的定义,可以认为岸坡天然状态稳定性系数为1.12,暴雨工况稳定性系数为1.05。根据上述分析和计算,自然岸坡最危险滑面形态为前缘和中部沿基覆界线,后缘切穿冰水堆积体。计算结果表明自然岸坡天然状态处于基本稳定状态,暴雨条件下处于欠稳定状态。2.2稳定性验算模型根据对开挖岸坡的坡体结构、岩性组合以及相关计算表明,由于开挖后岸坡下部冰水堆积体显著变薄,其最危险失稳破坏面有两条(图6、图7)。分别采用基于刚体极限平衡理论的M-P法和强度折减法可得到开挖岸坡各工况条件下的稳定性系数如表3。图8为采用强度折减法得到的开挖岸坡最危险滑动面形态,可以看出它与M-P法得到的潜在滑面1基本一致。根据上述分析和计算,开挖岸坡最危险失稳破坏面为前缘在隧道进口下部冰水堆积体明显变薄部位形成剪出口,中部沿基覆界线,后缘开口位于岸坡上部简易公路处。计算结果表明开挖岸坡天然状态下处于欠稳定状态,暴雨条件下处于不稳定状态。3基于接触问题的有限元计算方法根据开挖边坡稳定性计算结果以及破坏面形态,同时考虑到隧道外接跨河大桥对边坡变形控制的特殊要求,提出在开挖隧道进口下部,剪出口上部布设两排抗滑桩,并用横梁将两排桩顶部进行连接,提高支挡结构物整体刚度,两排桩桩长分别为27m和30m,截面尺寸为2m×3m,横梁长度为6.5m,截面尺寸为2m×3m,另外对抗滑桩上部两级仰坡分别采用5排,长10m和15m的锚杆进行锚固处理,如图9。由于现有的传统方法在计算上述设计中复式抗滑桩的内力存在较大困难,因此如何确定这种复式抗滑桩的内力成为制约该设计方案可行性与否的重要因素。要计算桩身内力,首先要能够确定出作用在抗滑桩上的岩土推力设计值大小,目前工程上计算岩土推力设计值主要有两种方法,一种是将岩土抗滑力除以工程要求的安全系数,即按式1求解,称之为强度折减安全系数法;另一种是将岩土下滑力乘以工程要求的安全系数,即按式2求解,称之为荷载增大安全系数法。F=Rs−RtK(1)F=K×Rs−Rt(2)F=Rs-RtΚ(1)F=Κ×Rs-Rt(2)式中:F为岩土推力设计值;Rs为岩土下滑力;Rt为岩土抗滑力;K为安全系数。郑颖人院士在文献2中已论证了按式(1)计算岩土推力设计值的合理性。按照这一思路,可采用有限元强度折减法,将折减系数取为工程要求的安全系数,此时作用在桩身受荷段(破坏面以上桩身)的节点荷载即为岩土推力设计值,此时计算所得的桩身内力即为在设计岩土推力作用下桩身内力设计值。以上述工程实例为例,采用大型有限元软件ANSYS,计算过程中岩土体采用Plane183号单元模拟,抗滑桩和横梁采用Beam3单元模拟,锚杆采用Link1单元模拟,桩土之间采用共节点但材料类型不一样的连续介质模型,计算过程中采用的工况为暴雨工况,岩土体参数如表1。开挖和支护采用单元的“生死”来实现。所谓单元“杀死”,就是将单元刚度矩阵乘以一个很小的因子(10-6),死单元的荷载将为0,从而不对荷载向量生效。同样,死单元的质量也设置为0,单元的应变在“杀死”的同时也将没为0。与上面的过程相反,桩和锚杆的施加采用单元的“激活”来模拟,并不是将单元增加到模型中,而是重新激活它们,其刚度、质量、单元荷载等将恢复其原始的数值,重新激活的单元没有应变记录,所有单元都要事先划分好。有限元计算分3步:(1)计算未开挖前的初始应力场;(2)开挖,杀死要开挖的士体单元,同时激活桩、锚杆和横梁单元;(3)取岩土体强度参数折减1.25(工程要求的边坡安全系数)后计算作用在桩背上的岩土推力,并计算桩身内力。根据这一方法,计算得当折减系数取为工程要求的安全系数(1.25)时,作用在内侧抗滑桩上的岩土水平推力为4.64×106N·m-1,推力分布如图10,作用在外侧抗滑桩上的岩土推力为5.09×103N·m-1,推力分布如图11。同时可求得内侧桩最大弯矩为7.61×105N.m,出现在桩顶位置,外侧桩最大弯矩为1.07×106N.m,出现在距桩顶16.06m处,横梁最大弯矩为1.03×106N.m,出现在与外侧桩连接点处,弯矩分布如图12;内侧桩最大剪力为4.85×105N,出现在距桩顶14m处,外侧桩最大弯矩为2.94×105,出现在距桩顶17.9m处,横梁最大剪力为1.52×106N,剪力分布如图13。计算结果表明,经过按设计方案支护后,当折减系数为1.25时,有限元计算仍能够收敛,此时岸坡塑性区分布如图14所示,进一步增大折减系数至1.28时,有限元计算不收敛,岸坡塑性区分布如图15,根据强度折减法理论,表明经过支护后岸坡稳定性系数提高至1.28,能够满足工程稳定性要求。4桩身受力分析从图10、图11可以看出,直接作用于两排抗滑桩上的岩土推力存在显著差别,作用内侧桩背的推力达4.64×106N·m-1,几乎是作用于外侧桩背推力的10倍,呈弓形分布。但据桩身及横梁内力分布图,内侧桩和外侧桩的内力分布又大致相当,甚至外侧桩的弯矩还稍大,可见两排桩顶部的横梁主要起传力和分布荷载的功能,因而导致在横梁上(尤其是横梁两端和中部)出现较大弯矩和剪力(图12、13)。另外从图16所示的桩身挠度特征来看,两排桩桩身在荷载作用下的转动变形比较协调,包括挠度曲线、最大挠度出现位置和转角大小都大体相当。综合上述对这种“П”形复式抗滑桩的推力分布特征、内力分布特征和变形特征表明:(1)抗滑桩系统后部的岩土体推力首先作用于内侧桩上,直接作用于外侧桩上的岩土体很小,几乎可以忽略不计;(2)两排桩之间主要通过桩顶横梁进行荷载传递和分配,从而充分发挥两排桩协同抗滑的能力,同时横梁还很好地起到协调两排桩桩身变形的作用,提高整体抗变形能力;(3)由于桩顶横梁这种特殊的分配荷载和协调变形的功能,使得在横梁上出现较大的弯矩和剪力,有时这些剪力和弯矩较桩身还要大,因此在设计时应充分重视,尤其是横梁两端与桩顶的连接处和中部的配筋设计。5基于单元法的试验对比对于这种“”形复式抗滑桩,由于其结构的超静定性,传统方法在计算其内力时往往需要先确定作用于桩身的岩土推力、桩底支撑条件以及桩身和横梁的变形曲线方程,而这些在现阶段无论是理论推导还是试验数据的总结仍存在较大困难,因此使得传统方法在求解这种高次超静定复式抗滑桩系统的能力时往往存在这样或那样难以克服的困难。有限单元法和强度折减法的结合为解决这