雙向地震作用下的雙排樁邊坡參數敏感性分析*

董必昌 付紹卿 張 哲

(武漢理工大學交通學院 武漢 430063)

雙向地震作用下的雙排樁邊坡參數敏感性分析*

董必昌 付紹卿 張 哲

(武漢理工大學交通學院 武漢 430063)

以門式雙排抗滑樁為例，采用有限元軟件Ansys建立仿真模型，通過改變模型中樁長、樁排距、樁間距，以及土的抗剪強度參數，對門式雙排樁邊坡在雙向地震波作用下的受力性狀進行了研究，結果表明，在動力作用下，當樁的錨固長度小于等于H/2時，靜動峰值彎矩，樁身最大剪力和樁側最大土壓力會隨抗滑樁錨固深度增加而增加，而當錨固長度大于H/2時，這3種力學效應均增長減緩，之后開始緩慢減小；當門式雙排樁的樁排距在5.5 m時，靜動峰值彎矩與樁側土壓力最大，其后隨著樁排距增大逐漸減小；當雙排樁間距為4倍樁截面寬度時，樁間的土拱效應最為顯著；滑體土及滑帶粘聚力c(25 kPa)和內摩擦角φ(24.1°)逐漸增大時，邊坡穩定性提高;當達到1.2倍時, 靜動峰值彎矩、樁身最大剪力，及樁側最大土壓力降低幅度最大，其后趨于平緩.

雙向地震作用；門式雙排樁邊坡；參數敏感性分析；有限元

0 引 言

伴隨著我國公路建設的高速發展，地質災害防治已成為防災、減災領域中十分重要的一環，而在一系列邊坡防災措施中，抗滑樁對于抵御邊坡滑移的效果明顯，因此，在大中型滑坡整治工程中得到了廣泛應用.與之對應的是，對于地震作用下抗滑樁的力學效應，國內外學者也展開了一系列的研究，得出了一些有價值的規律.衣偉[1]研究了在地震引起岸坡永久變形的情況下碼頭單樁的反應，以及抗滑樁在地震作用下的不同破壞形式.Maheshwari等[2]利用三維非線性數值計算程序研究了土與樁基礎地震動力相互作用的模型，指出地震動力的相互作用增大了樁頂的反應卻很大程度地減小了上部結構的動力效應.Takewaki 等[3]對樁-土地震動力的相互作用進行了深入研究，指出了群樁效應對其較大的影響力.年廷凱等[4]發表了抗滑樁加固土質邊坡中抗滑樁四周土體的側向容許承載力的下限解法.汪鵬程等[5]研究了強震作用下擋土墻、預應力錨索及抗滑樁等3種支護結構下邊坡的動力響應，但是條件為土質邊坡、單排樁，以及單向地震作用.張建經等[6]研究了高烈度地震區高陡邊坡抗滑樁板樁墻在強震作用下的動力響應，研究對象為板樁墻.

上述研究主要揭示了地震波對抗滑樁的動力影響規律，地震波荷載大多采用單向輸入或研究對象為單排樁，對于雙向地震作用下門式抗滑樁邊坡的參數敏感性分析研究較少，因此，文中以門式雙排樁邊坡為例，運用有限元數值模擬的方式，通過分別改變樁和土的相關參數，分析了其在雙向地震波作用下的動力效應，得出了相關結論.

1 數值分析模型

1.1 模型概況

選用寶成線某典型折線滑面滑坡進行仿真模擬[7].該路段邊坡山頂高程高于坡腳基坑開挖地平面30～53 m，主要由粉質粘土與含卵石粉質粘土構成土質邊坡，地形坡度為23°～26°.此斷面滑帶厚度約為1 m，主滑動面長度為46.5 m，主滑動面傾角為23°.采用方形樁治理，樁身及縱梁的矩形截面尺寸為1.5 m×2 m，樁間距為5 m.錨固深度為1/2樁長.

邊坡斷面簡化幾何模型見圖1，抗滑樁為門式雙排樁，其尺寸及布置方式見圖2.

圖1 邊坡抗滑樁示意圖(單位：m)

圖2 抗滑樁幾何尺寸圖(單位：m)

1.2 模型建立

模型中滑體土、滑坡帶和基巖均采用8節點實體單元Solid45單元來模擬，抗滑樁則采用Ansys中用來模擬鋼筋混凝土的Solid65單元.建模時樁身采用整體建模方式，樁身材料為C25混凝土，鋼筋采用HRB335，將鋼筋分布于整個單元中，將單元視為連續均勻材料.模型參數見表1.

表1 滑坡體及抗滑樁材料參數

對于邊坡的土體本構模型，文中采用理想彈塑性模型，屈服準則采用Drucker-Prager準則[8]；將樁視為線彈性體[9]；樁土之間設置接觸，采用Ansys中的Targe170和Conta174來定義樁土模型中的接觸對，從而建立了雙排樁邊坡模型，結果見圖3.

圖3 雙排樁邊坡模型

考慮到滑坡面為折線滑面，地層分界線為折線，利用工作平面將實體切割成便于劃分網格的體，再對體進行網格劃分.劃分單元時，為兼顧計算精度和計算效率，采用六面體單元，同時對重點研究部位網格適當加密，次要部位劃分稀疏的劃分方式.網格劃分后的有限元模型見圖4.

圖4 邊坡網格劃分圖

在輸入地震波前需對模型進行靜力分析，通過靜力計算得到邊坡模型的初始應力狀態和預變形后，將其作為地震分析的初始條件，再進行地震時程分析.靜力分析時，邊界條件為：基巖底面固定，邊坡左右兩側水平方向約束，坡體表面為自由約束，初始應力條件為邊坡自重應力；瞬態分析時，在邊坡基巖處同時輸入豎直方向和水平方向傳播的剪切波和壓縮波，此時邊界條件發生改變，即刪除邊坡左右兩側的水平方向約束使兩側邊界能自由變形，豎直方向設置連桿支座，基巖底部仍然為全約束.

1.3 地震波的施加

圖5 EI-Centro地震波加速度時程曲線

文中邊坡位于四川省某高烈度地震區，該地區的抗震設防烈度為8度[10].鑒于此工程場地的卓越周期不大，故采用EI-Centro地震波的NS方向和豎直方向，并對EI-Centro波進行幅值調整[11].幅值調整后的EI-Centro地震波加速度時程曲線見圖5.地震波NS的地面峰值加速度為0.2g，豎直向地震波地面峰值加速度同比例縮減為為0.12g.模型的瑞利阻尼系數α=0.06，β=0.035.地震波的持續時間取包含其最大峰值的前8 s，時間間隔為0.02 s，共400個記錄數據[12].

2 參數敏感性分析

2.1 樁參數的影響因素

2.1.1 樁長影響分析

為研究樁長變化對抗滑樁在地震作用下的受力影響，在樁排距d=5.5 m、樁間距D=5 m、雙排樁每樁截面積為2 m×1.5 m、邊坡土性質等條件不變的情況下，分別取抗滑樁樁長H=28，26，24，22 m(后排樁錨固深度分別為16，14，12，10 m).計算得到模型在地震作用過程中的受力和變形特性，選取雙排樁邊坡的3個重要力學性質，分別為：靜動峰值彎矩，樁身最大切應力，樁側最大土壓力，對其進行比較，結果見圖6～8.

圖6 靜動峰值彎矩與樁長的關系

圖7 樁身最大剪應力與錨固深度的關系

圖8 樁側最大土壓力與錨固深度的關系

由圖6～8可知，并非樁嵌入基巖的錨固深度越深，在動力作用下樁身內力就越大或是越小，由圖6可知，當樁身錨固長度小于等于H/2時，靜動峰值彎矩會隨門式抗滑樁錨固深度的增加而增加，當錨固長度大于H/2時，彎矩增長速度減緩，同時靜動峰值彎矩隨著錨固深度的增加而開始減小.由圖7～8可知，樁身最大剪力和樁側最大土壓力隨著錨固深度的增加也呈現這種趨勢，且都在樁長H=26 m(后排錨固深度為14 m)左右時達到峰值.

2.1.2 樁排距影響分析

為研究樁排距d對抗滑樁和邊坡的震后影響，在樁長H=28 m、樁間距D=5 m、雙排樁每樁截面積2 m×1.5 m、邊坡土性質等條件不變的情況下，分別取樁的(中心軸間距)前后排距d=5，5.5，6和6.5 m，通過計算得到不同排距的門式抗滑樁受力特征，進行比較分析，結果見圖9～11.

圖9 靜動峰值彎矩與樁排距的關系

圖10 樁側最大土壓力與樁排距的關系

圖11 樁身最大剪應力與樁排距的關系

由圖9～11可知，隨著樁排距從5 m增至6.5 m，樁身靜動峰值彎矩和最大土壓力表現為先略微增大而后逐漸減小，在排距為5.5 m左右時達到極大值；而樁身最大剪力值則隨排距的增大呈現逐漸增大的趨勢.總體趨勢可概括為：樁排距增大時，樁身最大剪力隨著增大，而靜動峰值彎矩和最大土壓力則在減小，此趨勢也表明此時抗滑樁的加固效果在逐漸減弱.

2.1.3 樁間(列)距影響分析

為研究樁間距D的影響，在樁長H=28 m、樁排距d=5.5 m、雙排樁截面積2 m×1.5 m、邊坡土性質等條件不變的情況下，分別取樁間距為：D=5，6，7，8 m，計算得到抗滑樁的震后受力變形特性，結果見圖12～14.

圖12 靜動峰值彎矩與樁間距的關系

圖13 樁身最大剪應力與樁間距的關系

圖14 樁側最大土壓力與樁間距的關系

由圖12～14可知，樁間距D對于樁土的動力響應的影響較大，屬敏感參數.而樁間距從5 m增加至8 m時，靜動峰值彎矩、樁身最大剪力和樁側最大土壓力均隨樁間距增加后減小，在樁間距為6 m(即4b，b=1.5 m為樁截面寬度)左右時到達最大值.且在6 m時，樁間的土拱效應最為顯著，此時門型抗滑樁加固邊坡抵抗動力失穩的效果最好.當間距過大時，土拱效應不再明顯；間距減小時，雖然整體動力加固效果更好了，但是樁根數增加，分配在單根抗滑樁上的滑坡力減小，同時也不經濟.

2.2 土抗剪強度指標的影響

2.2.1 滑體土粘聚力c的影響

在雙排樁參數不變，即取樁長H=28 m、樁排距D=5 m、樁間距d=5.5 m、雙排樁每樁截面積為2 m×1.5 m、φ=24.1°情況下，取初始c=25 kPa，并依次增長c值的倍數，以此來研究滑體土(包括滑帶)的粘聚力(c)的變化對抗滑樁動力結果的影響，計算得到抗滑樁的震后受力特性，進行比較，結果見圖15～17.

圖15 靜動峰值彎矩與滑體土 粘聚力的關系

圖16 樁身最大剪應力與滑體土 粘聚力的關系

圖17 樁身最大剪應力與滑體土 粘聚力的關系

由圖15～17可知，隨著滑體土粘聚力逐漸增大，邊坡穩定性提高，在動力作用下靜動峰值彎矩、樁身最大剪力以及樁側最大土壓力都在減小，其中在滑體土粘聚力由25 kPa增大至30 kPa階段，靜動峰值彎矩與樁側最大土壓力減小速度非常快，之后速度放緩，整個減小的趨勢呈折線形.

2.2.2 滑體土內摩擦角φ的影響

在雙排樁參數不變，即取樁長H=28 m、樁排距D=5 m、樁間距d=5.5 m、雙排樁每樁截面積為2 m×1.5 m、滑體土粘聚力c=25 kPa情況下,取初始φ=24.1°，并依次增長φ值的倍數來研究滑體和滑帶土的內摩擦角(φ)變化對抗滑樁動力結果的影響，計算得到抗滑樁的震后受力變形特性，并進行比較，結果見圖18～20.

圖18 靜動峰值彎矩與滑體土 內摩擦角的關系

圖19 樁身最大剪應力與滑體土 內摩擦角的關系

圖20 樁側最大土壓力與滑體土 內摩擦角的關系

由圖18～20可知，滑體土內摩擦角由24.1°增加至36.2°時，邊坡穩定性增強，在地震力作用下的靜動峰值彎矩、樁身最大剪力，以及樁側最大土壓力均在減小，其中滑體土內摩擦角由24.1°增至28.9°階段曲線斜率較大，減小速度最快，其后趨向平緩.

3 結 論

1) 在動力作用下，樁嵌入基巖的錨固深度增大，樁身內力并不會一直增加.當樁的錨固長度小于等于H/2時，靜動峰值彎矩，樁身最大剪力和樁側最大土壓力會隨滑樁錨固深度增加而增加，而當錨固長度大于H/2時，這3種力學效應均增長減緩，之后開始緩慢減小.

2) 當門式雙排樁的樁排距在一定范圍內增大時，樁身最大剪力增大，而靜動峰值彎矩與樁側最大土壓力則減小，此趨勢表明此時抗滑樁加固效果在減弱.

3) 當門式雙排樁間距為4倍方形樁截面寬度時，樁間的土拱效應最為顯著，此時門型抗滑樁加固邊坡和抵抗動力失穩的效果最好.而間距過大時，土拱效應不再明顯；間距減小時，雖然整體動力加固效果更好了，但是由于樁根數增加，分配在單根抗滑樁上的滑坡力減小，且不夠經濟.

4) 滑體土及滑帶粘聚力c和內摩擦角φ逐漸增大時，邊坡穩定性提高，動力作用下靜動峰值彎矩、樁身最大剪力及樁側最大土壓力都在減小，其中在滑體土粘聚力和內摩擦角的增大初期階段，靜動峰值彎矩與樁側最大土壓力減小速度快，而后趨于平緩.

[1]衣偉.考慮樁土相互作用高樁碼頭單樁地震反[M].港口工程,1997.

[2]MAHESHWARI B K, TRUMAN Z, NAGGAR M E, et al. Three-dimensional nonlinear analysis forseismic soil-pile-structure interaction[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering,2004,24(4):343-356.

[3] TAKEWAKI I，KISHIDA A. Efficient analysis of pile-group effect on seismic stiffness and strength designof buildings[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering，2005，25(5)：355-367.

[4]年廷凱，欒茂田.鄭德鳳考慮邊坡內孔隙水壓力效應的抗滑樁簡化分析方法[J].巖土力學，2008(4)：1067-1071.

[5]汪鵬程,朱大勇,許群.強震作用下加固邊坡的動力響應及不同加固方式的比較研究[J].合肥工業大學學報(自然科學版),2009,32(10)：1501-1504.

[6]張建經，劉強.抗滑樁水平地震作用修正系數分析—汶川地震典型抗滑樁破壞工點分析[J].土木工程學報,2012,45(增刊2)：89-92.

[7]李明康.加固邊坡的雙排抗滑樁合理排距的分析[D].成都：西南交通大學，2013.

[8]楊雪強，凌平平，向勝華.基于系列Drucker-Prager破壞準則評述土坡的穩定性[J].巖土力學，2009，30(4)：865-870.

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[12]宋靜.基于完整錨桿系統動力響應的圍巖質量識別研究[D].重慶：重慶大學，2005.

Parameters Sensitivity Analysis of Slope with Double-rows Piles Under Bilateral Seismic Actions

DONG Bichang FU Shaoqing ZHANG Zhe

(SchoolofTransportation,WuhanUniversityofTechnology,Wuhan430063,China)

The simulation model of slope with portal frame anti-slide piles is established with the finite element software Ansys in this paper. The force conditions under bilateral earthquake actions are studied through changing the model’s parameters such as depth of pile underground, pile row distance, pile space and shear strength parameters of soil. The results show that the static and dynamic peak bending moment, maximum shear stress of pile and maximum soil pressure on pile sides will increase with the increasing of anti-slide pile’s anchorage depth when the anti-slide pile’s anchorage depth is less than or equal toH/2, and these three mechanical effects will all increase slowly and then gradually decrease when the anti-slide pile’s anchorage depth is more thanH/2 under dynamic action. Besides, the static and dynamic peak bending moment and soil pressure on pile sides will reach the maximum when the row distance of portal frame anti-slide piles is 5.5m, and later these two mechanical effects will decrease with the increasing of the pile row distance. The soil arching effect between piles will be most significant when the pile space is four times the width of pile section. Also slope stability will increase when the cohesionc(25 kPa) and internal friction angleφ(24.1°) of soil slide body and slide zone gradually go up, and the decrease extent of static and dynamic peak bending moment, maximum shear stress of pile and maximum soil pressure on pile reaches the maximum when the values of c and φ are up to 1.2 times, and then it tends to be gentle.

bilateral seismic actions; slope with portal frame double-rows piles; parameters sensitivity analysis; FEM

2016-12-02

*中央高校基本科研業務費項目資助(2016-YS-021)

U416

10.3963/j.issn.2095-3844.2017.01.004

董必昌(1974—)：男，博士，副教授，主要研究領域為道路與橋梁工程