跨谷桥基岸坡稳定性分析

跨谷桥基岸坡稳定性分析

1桥基岸坡稳定性分析山区的高速公路桥梁经常超过河谷的一部分。这些桥梁通常是山地高速公路建设的重点工程，也是决定线路可行性的重要工程。从工程地质角度而言,由于山区地形、地质条件复杂,如何合理确定岸坡上桥基的位置也就成了最为关键的问题之一。在桥基位置的确定过程中主要有以下两个方面的问题需要考虑:(1)自然岸坡的稳定性;(2)桥基修建过程中和桥基后岸坡的稳定性。而后者则不但要考虑边坡上桥梁基础的地基承载力,也要考虑岸坡在桥梁荷载作用下剪出的可能性,同时还要考虑由于新增桥基荷载所引起的滑动面形状及滑动位置的改变。在这方面西南交通大学的詹志峰、谢强、赵文等人采用工程地质的方法和平面有限元等数值分析的方法做过一些研究。另外,也有一些学者用二维块体极限平衡的方法进行过探讨。但以上两种方法都只是对桥基岸坡受力状态的一种平面简化分析。事实上,由于桥梁基础修建完成后,桩基础既承受桥梁的荷载,在局部位置又承受着坡体的推力,空间效应明显。而且在不同的地形地质条件、桩型、桩间距、桩长、荷载等条件下,由于桩与桩之间产生的“土拱效应”的效果存在很大的差别,这就使得不同条件下的桩基础对坡体的影响也有着很大的差异。岸坡上桥基设置得合理,不但自身的承载力的稳定性有保障,而且对所在位置的岸坡还会起到加固的效果。否则,两者相互产生不良影响,隐患极大。因此,桥基岸坡的稳定性评价要结合桩基础的作用进行具体的分析。显然,常规稳定性分析方法与平面有限元方法很难模拟这种实际情况。基于此,本文以正在修建的某高速公路桥基岸坡为例,采用三维数值方法,结合有关传统理论和经验公式,分析了整体岸坡的稳定性、桥基的合理位置,并从岸坡的整体受力变形出发,分析了稳定性系数下降的原因、提出了桥基岸坡需加固的部位和加固的措施,取得了良好的效果。2分析模式与方法论2.1桥基边坡数值模型某大桥桥基边坡地势陡峭,其0#台置于坡顶边缘,为扩大基础。1#墩置于坡面,为桩基础,桩长为17m,桩径为2m,桩数为4,见图1和图2。根据现场的工程地质调查,该处桥位的地层为砂岩,有3组节理,其产状分别为245°∠45°,20°∠64°,135°∠60°,节理面粗糙,经实地考察发现少有崩塌落石发生,坡顶发育有平行岸坡的卸荷裂隙,但裂隙深度较小,未形成“岩柱”。故天然状态下卸荷裂隙对岸坡稳定影响不大,但桥基加载后,由于垂直荷载引起的侧向膨胀力是否会导致边坡壁顶岩体的崩塌则有待进一步分析。为保证该处桥梁的稳定性,拟对该处桥基边坡进行自然边坡和施工加载后边坡的稳定性进行数值模拟分析。因地层较完整,可按连续介质对边坡进行稳定性分析。根据现场地形地质勘察和拟建桥的设计资料,建立模型如下:模型的左右边界各取桥外侧20m,后边界取离0#台20m,下边界取距1#桩底部10m,模型长65.5m,宽78.0m,高53.1m;约束条件为前后左右均水平约束,底部为垂直约束,顶面为自由边界;岩土体及桩体采用四面体实体单元,桩-土界面采用接触面单元,共计91649个单元,16783个节点。网格划分见图2。桩和土体均采用考虑了材料抗拉强度的理想弹塑性破坏准则,用公式描述如下:式中:σ1′,σ3′分别为最大最小主应力;Nϕ=(1+sinϕ′)/(1-sinϕ′);fs=σ3′-σs,σs为抗拉强度,其最大值σsmax=c′/tanϕ′。材料参数按照试验、敏感性分析的方法进行取舍,具体见表1。2.2基于强度折减系数法的边坡土体强度改进方法在边坡首先,根据现场的工程地质调查确定分析对象的类型,并在几何模型的基础上根据岸坡参数建立数值分析模型。具体分析时,先对自然边坡和桥基修建完成后的边坡进行应力、应变分析,求出两种情况滑动面的位置,同时结合强度折减系数法求出边坡在加载前后的稳定性系数。强度折减技术的要点是利用式(2)和式(3)调整土体的强度指标c,ϕ,其中tF为折减系数,然后对土坡进行分析,开始tF取得足够小,使边坡处于弹性状态,通过不断地增加折减系数tF,反复分析土坡,直至其达到临界破坏,此时得到的折减系数即为稳定性系数tF。上述公式为其次,提取加载情况下基底岩体的应力值,分析基底平面在加载情况下的应力变化规律。评价基础位置的合理性。最后,提取排桩所在平面在水平方向的应力、变形值,并结合加载前后滑动面的变化情况,分析加载后岸坡稳定性系数下降的原因,并据此提出相应的加固措施。3桩下土体运动分析用强度折减系数法计算边坡稳定性系数,在自然边坡条件下,通过试算得稳定性系数F=1.71,此时的塑性剪应变发展情况及速度矢量见图3。当0#台、1#墩修筑完成并将上部结构的荷载(按简支梁计算0#台为7320kN,1#墩为14640kN)施加后,通过计算得稳定性系数F=1.03,此时的塑性剪应变发展情况及速度矢量见图4。从图3中可以看出,塑性变形首先从坡脚开始,且坡脚的塑性应变率和速度矢量最大,说明滑移面通过坡脚,同时从图4可以看出,由于有桩的存在,桩的正下方塑性剪应变为0,而两桩之间的塑性剪应变则成“三角形”,在两桩中间达最大,离桩越近,则越小。说明桩的存在产生了土拱效应,使桩承受了比较大的水平推力。从两图的速度矢量可以看出:坡顶的质点运动速度矢量成一定的角度往下,在坡顶较小,往坡底慢慢增大,到坡底的速度矢量最大,方向基本水平,这说明质点的运动反映了坡体的一个下滑趋势。从图4中也可以看出,由于桩的作用导致桩下土体的运动大大减少,从而在一定程度上加固了边坡。从图3中还可以看出,滑面在自然状态下,不同断面处的主滑方向是一致的。但从图4中可以看出,由于桥基的修建及上部结构的加载,滑面在空间上已经变成了一圆弧形,在不同的断面上主滑方向是变化的。在这种情况下,按平面问题来求解稳定性系数就很难得到一个满意的结果。为了比较三维数值计算方法与传统极限平衡法在计算稳定性系数方面的结果,在自然边坡情况下,采用Bishop法、Janbu法、瑞典条分法等分别计算了稳定性系数,其大小分别为1.658,1.698,1.620,比三维数值分析得出的结果(1.71)略小,总体来说基本一致。因此,可以比较肯定地认为自然边坡的稳定性系数为1.6~1.7。但桥基修建完成后,一方面由于桥基的修建使边坡上的荷载显著增加,使边坡上的下滑力增加;另一方面,由于1#墩基础采用深基础,深基础一般都穿过滑面,在一定程度上又起到了对边坡的加固作用。此时,当计算断面穿过桩基础时,采用Bishop法计算的稳定性系数为2.125,而当计算断面没穿过桩基础时,采用Bishop法计算的稳定性系数则为0.724。显然在这种情况下,传统极限平衡法难以得到合理的结果。结合图4可知,加载后最危险滑面位置已经发生了改变,并且由于桩基础的作用,再用极限平衡法计算稳定性系数则存在一定的困难。而三维数值方法在计算稳定性系数时,无论加载与否,都可得出整体稳定性系数,且不需要事先推测或已知滑面,能形象、直观、准确地计算边坡的真实情况,具有传统方法无可比拟的优越性。4基础边坡的破坏方式在其4为了评价边坡上桥梁基础的合理位置,特取0#台中部基底和右侧基底沿主滑方向最大主应力以及1#墩中、1#桩底和2#桩底沿主滑方向最大主应力进行分析,范围为基础前后各8m。从图5、图6可以看出:从0m(基础中心)至-8m位置附近(坡后方向)最大主应力起伏很大,其最大值在1.5~1.8MPa之间;而在0~8m(坡前方向),则起伏很小,接近于0。说明此处基础边坡如果发生破坏,首先是从基础后缘开始的。另外,从附加应力与自重应力的比例来看,附加应力占总应力的90%以上,自重应力只是很小的一部分,按危险系数(附加应力占自重应力的比值)大于0.05就偏于不安全来考虑,此处基础位置需要调整,或者采取一定的加固措施,或者需加深基础。从图7、图8可以看出:1#墩基底附加应力与自重应力+附加应力的合力相比,比值很小,且应力变化起伏较小,基底应力主要受自重应力产生的影响。因此,可以断定此处基础的位置比较合理,不需要调整。51单桩桩土拱作用数值与桩顶水平应力分量的关系为了分析1#墩的桩基础中4根单桩(其位置关系见图2)在桥基边坡中所起的作用,取出排桩前面(靠边坡一面)所在平面的应力、位移进行分析。分析中以从1#~4#桩的方向为x轴;以从桩顶往桩底的方向为y轴。分析对象为1#桩与4#桩、桩顶与坡底所围成的桩与岩层。其中,0,6,12,20m所对应的点为各单桩的中心线位置。从图9可以看出,各曲线中单桩中心位置对应的水平位移最小,而桩间土体所对应的水平位移则相对较大,并且这种趋势在桩顶较明显,而在桩下4m位置处则各点位移趋于一致,接近0。按文献[6~8]中的结论,由于桩与桩的间距较小,在桩间产生了所谓的土拱效应。因为当桥梁基础施工完成后,在基础阻碍坡体位移而使自身产生变形的同时,相邻桩之间的土体有向坡体外侧移动的趋势,在坡顶(0#台)加载以后,这种趋势则更加明显。由于基础的横向位移小于坡体的横向位移,造成桩后局部范围内的土体不断挤压桩体而产生不均匀的土压力,桩间的部分土体因受桩体约束作用的不同而产生不同程度的剥落。在靠近桩体处的剥落较少,而在远离桩体处的剥落较大,即在相邻两桩之间的不同位置有不同的位移。在靠近基桩处位移较小,在两桩中间位移较大。在这种情况下就会引起桩间土体与桩后土体抗剪能力的发挥而在土体中形成所谓的楔紧作用以限制桩间土体的滑出,并将桩后坡体压力传递到两侧桩上,此时相邻的两桩起到了拱脚的作用,且桩后坡体在一定高度范围内自上而下均有土拱效应。从图10中也可以看出,在不同深度处作用在桩上的水平压力远远大于中间土的压力,同一桩桩底水平压力总体来说也大于桩顶水平压力,这也是由于在桩上产生楔紧作用的结果。由于同一桩不同深度处的自重应力与桩前土体水平推力的作用效果不同,使得桩底与桩顶的压力也存在差异。根据文献,当桩起到抗滑作用时,土体对桩产生的推力归结为朗肯被动土压力,并认为桩前将形成土楔,在极限情况下土体内就产生被动破坏。根据这样的条件,有以下计算桩承受极限水平土压力的计算公式:式中:P(x)为离滑动面以上x处桩承受的水平土压力;h为桩的有效长度;d为桩的直径;ϕ为土的内摩擦角;c为土的凝聚力;γt为土的重度;α=45°+ϕ/2;δ=45-ϕ/2;Nϕ=(1+sinϕ)/(1-sinϕ)。将上式除以桩的直径,就可以得到在极限状态下作用在单桩上的水平应力分量。在本例中,桩的有效长度为4.7m,桩的直径为2m,代入土的参数可得距桩顶不同深度处的水平应力分量,具体数值见表2。结合表2和图10中单桩的水平应力可知,经典理论与数值计算的结果基本一致。此时单桩处于极限受力状态,需要采取措施分散单桩的应力。6#台基础位置不合理通过上述分析可以得出以下结果:(1)本桥基边坡在自然条件下是稳定的,稳定性系数为1.6~1.7,但加载后边坡处于临界平衡状态,稳定性系数为1.03;(2)1#墩基础位置合理,但0#台基础位置不合理;(3)1#墩桩基础处的土拱效应明显,桩基础承受了较大的水平推力,经分析单桩的受力已经达到了极限状态。因此,可以认为加载后的桥基岸坡处于临界平衡状态,主要原因是0#台位置不合理造成最危险滑面改变,使最危险滑面在加载前从坡底穿过变为加载后从1#墩桩顶冒过。建议调整0#台位置,或加固边坡。但在原桥梁设计中此处的梁跨已经达到32m,如再后移0#台必然会增加桥梁的设计与施工难度。因此,只须在1#墩桩基础上方桥梁宽度范围内的边坡布置锚索进行加固即可,锚索长度穿过计算的最危险滑面。7实测结果对比为了了解加固效果,在3#桩桩前布置了钢弦式土压力盒及测斜管用于观测沿桩长的水平位移与水平应力,现将实测数据与计算结果进行比较,见图11、图12。从图中都可以看出,实测水平位移、应力与计算值沿桩长的分布规律基本一致,且水平应力计算值与实测值在深度方向都呈非线性分布。相对来说,实测结果的合力作用点较计算合力作用点偏下,这与文献的研究结论是一致的。但实测值比计算值小,这是因为加固以后整个边坡的受力得到了较好改善的结果,同时由于数值解采用强度折减法进行分析,已经将结构的受力计算至极限状态,比较客观地反映了破坏时的受力状况,故计算结果也会比实测结果大。8桥基边坡稳