D0I:10.13374/i.issnl001t03.2007.10.002 第29卷第10期 北京科技大学学报 Vol.29 No.10 2007年10月 Journal of University of Science and Technology Beijing 0t.2007 复活古滑坡治理及微型抗滑桩承载机理 姜春林吴顺川吴承霞金爱兵张友葩 北京科技大学土木与环境工程学院，北京100083 摘要通过对古滑坡复活原因的分析和数值模拟，采取以微型抗滑桩为主并结合压力注浆、卸载、反压等工程措施的设计 方案，使复合古滑体重新处于稳定状态，确保了道路主线路基及路堑边坡工程的正常施工和长期稳定：结合工程实际对微型 抗滑桩进行了力学分析和数值模拟计算，证明其最大轴向力出现在桩体中间位置，而最大剪应力则位于抗滑桩高度的1/3~ 2/5处. 关键词古滑坡复活：微型抗滑桩：稳定性：数值分析 分类号U213.1+52.1 山西祁县至临汾高速公路灵石至霍州段地形、 时弃方于坡体中后部、给坡体加载后使其沿泥岩中 地质条件十分复杂，路线通过煤矿采空区和滑坡群， 的软弱面发生推移式滑动，为一典型的推移式滑坡， 不良地质现象接踵分布·由于工程施工对整个古滑 剪出口处的滑动距离约5~20cm, 坡体的人为扰动，造成大范围路段内多处出现严重 滑坡整体滑动过程中，由于受基岩产状的控制， 失稳和大规模坍塌迹象，其中仁义立交路基西南滑 滑体右侧的位移速度明显大于左部，使右侧形成贯 坡规模最大，属于典型的古滑坡复活问题，滑坡体总 通性裂缝，随着时间的推移，当地表水沿裂缝灌入 量超过200万m3,影响高程范围最大达80m,如此 滑面后，将使滑面的抗剪强度进一步降低，引发滑坡 规模庞大、情况复杂的滑坡及古滑坡复活在公路工 的快速滑动 程中实属罕见，严重影响到线路主线路基及路堑边 坡工程的正常施工和长期稳定，为确保工程施工顺 利进行，并消除日后高速公路安全运营的潜在威胁， 必须针对滑坡的具体情况进行研究和综合治理， 1 【#滑坡状态及其产生原因 仁义I#复活古滑坡位于道路主线K86+514 ~K86十812段右侧，如图1所示，滑坡规模大，其纵 长约325m,横宽180~260m,滑体平均厚度约35 图1I#古滑坡滑体范围 m,滑坡体积约200万m3,主滑方向232°.滑坡右侧 Fig-1 No.1 revivatory ancient landslide's scope (北)周界清晰，左侧周界较为模糊：滑体后部形成圈 椅状拉张裂隙，该裂隙与滑体右侧剪胀裂隙贯通，并 该滑坡形成原因：强一弱风化泥岩的存在是产 延伸至前缘剪出口，滑体前部剪出口一带可见鼓张 生滑坡的物质基础，坡体后部加载是滑坡发生的诱 裂缝，滑体中未见裂隙发育.该滑坡的滑床为二叠 导因素 系下石盒子组泥岩和砂岩，滑面主要位于泥岩中，呈 2复活古滑坡整治方案及稳定性评价 镜面，滑动擦痕明显，为一特大型深层推移式岩质 (强风化裂隙发育)古滑坡. 2.1滑坡治理工程对策拟定 该滑坡是路基工程施工、在滑体中后部弃方所 根据现场勘察和极限平衡计算，初步确定I# 诱发的工程滑坡，原坡体处于极限平衡状态，施工 滑坡加固工程采取以微型抗滑桩为主要加固手段的 工程对策，包括卸载、反压、岩土体改性、压力注浆、 收稿日期：2006-05-18修回日期：2006-07-10 微型抗滑桩.处治工程布置如图2所示 作者简介：姜春林(1979一)，男，博士研究生：吴顺川(1970一)男， 副研究员 (1)卸载：为减小坡体下滑力，清除坡体表层的
复活古滑坡治理及微型抗滑桩承载机理 姜春林 吴顺川 吴承霞 金爱兵 张友葩 北京科技大学土木与环境工程学院北京100083 摘 要 通过对古滑坡复活原因的分析和数值模拟采取以微型抗滑桩为主并结合压力注浆、卸载、反压等工程措施的设计 方案使复合古滑体重新处于稳定状态确保了道路主线路基及路堑边坡工程的正常施工和长期稳定；结合工程实际对微型 抗滑桩进行了力学分析和数值模拟计算证明其最大轴向力出现在桩体中间位置而最大剪应力则位于抗滑桩高度的1／3～ 2／5处． 关键词 古滑坡复活；微型抗滑桩；稳定性；数值分析 分类号 U213．1＋52．1 收稿日期：2006-05-18 修回日期：2006-07-10 作者简介：姜春林（1979—）男博士研究生；吴顺川（1970—）男 副研究员 山西祁县至临汾高速公路灵石至霍州段地形、 地质条件十分复杂路线通过煤矿采空区和滑坡群 不良地质现象接踵分布．由于工程施工对整个古滑 坡体的人为扰动造成大范围路段内多处出现严重 失稳和大规模坍塌迹象．其中仁义立交路基西南滑 坡规模最大属于典型的古滑坡复活问题滑坡体总 量超过200万 m 3影响高程范围最大达80m．如此 规模庞大、情况复杂的滑坡及古滑坡复活在公路工 程中实属罕见严重影响到线路主线路基及路堑边 坡工程的正常施工和长期稳定．为确保工程施工顺 利进行并消除日后高速公路安全运营的潜在威胁 必须针对滑坡的具体情况进行研究和综合治理． 1 Ⅰ＃滑坡状态及其产生原因 仁义Ⅰ＃ 复活古滑坡位于道路主线 K86＋514 ～K86＋812段右侧如图1所示滑坡规模大其纵 长约325m横宽180～260m滑体平均厚度约35 m滑坡体积约200万 m 3主滑方向232°．滑坡右侧 （北）周界清晰左侧周界较为模糊；滑体后部形成圈 椅状拉张裂隙该裂隙与滑体右侧剪胀裂隙贯通并 延伸至前缘剪出口滑体前部剪出口一带可见鼓张 裂缝滑体中未见裂隙发育．该滑坡的滑床为二叠 系下石盒子组泥岩和砂岩滑面主要位于泥岩中呈 镜面滑动擦痕明显为一特大型深层推移式岩质 （强风化裂隙发育）古滑坡． 该滑坡是路基工程施工、在滑体中后部弃方所 诱发的工程滑坡．原坡体处于极限平衡状态施工 时弃方于坡体中后部、给坡体加载后使其沿泥岩中 的软弱面发生推移式滑动为一典型的推移式滑坡 剪出口处的滑动距离约5～20cm． 滑坡整体滑动过程中由于受基岩产状的控制 滑体右侧的位移速度明显大于左部使右侧形成贯 通性裂缝．随着时间的推移当地表水沿裂缝灌入 滑面后将使滑面的抗剪强度进一步降低引发滑坡 的快速滑动． 图1 Ⅰ＃古滑坡滑体范围 Fig．1 No．1revivatory ancient landslide’s scope 该滑坡形成原因：强—弱风化泥岩的存在是产 生滑坡的物质基础坡体后部加载是滑坡发生的诱 导因素． 2 复活古滑坡整治方案及稳定性评价 2∙1 滑坡治理工程对策拟定 根据现场勘察和极限平衡计算初步确定Ⅰ＃ 滑坡加固工程采取以微型抗滑桩为主要加固手段的 工程对策包括卸载、反压、岩土体改性、压力注浆、 微型抗滑桩．处治工程布置如图2所示． （1） 卸载：为减小坡体下滑力清除坡体表层的 第29卷 第10期 2007年 10月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．29No．10 Oct．2007 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2007．10．002
.976. 北京科技大学学报 第29卷 开挖路暂 例方卸载 弃方清理 强夯反压填土 线滑动面 岩土改性 微型抗滑桩 滑坡剪出口 图2复活古滑坡治理工程对策示意图（体积200万m) Fig.2 Sketch of the reinforcement measure of No.I revivatory ancient landslide 弃方 后，不会引起新的坡体失稳问题， (2)反压：利用清除的弃方及卸载土石方在滑 显然，微型抗滑桩在古滑坡复活治理工程中发 体前进行反压，减小滑体下滑空间，增加下滑阻力； 挥了不可忽缺的作用，对于微型抗滑桩而言，桩体 在滑体前缘、窑深沟内进行整沟反压回填 上每一位置上的受力状况、在不同位置的承载状况、 (3)压力注浆微型抗滑桩：在滑体范围内布置 抗滑桩受力状态的时效性等许多问题有待进一步的 压力注浆微型抗滑桩，利用锚孔实施压力注浆，改善 研究，由于受力体系的复杂性，单纯的解析解分析 滑面、坡体岩土体物理力学性质，增加滑体的抗滑能 是非常困难的，同时也很难将这些问题解释清楚；而 力 结合工程实例利用数值模拟和力学分析相结合的方 2,2I#滑坡处治稳定性评价 法，则可相对容易地得到较为合理的答案 2.2.1计算方法及计算模型 根据对现场工程地质调查结果的分析，对I# 3微型抗滑桩承载分析 滑坡体稳定性及其处治采用有限差分FLAC数值模 设置在岩土体中加固结构与岩土体共同作用构 拟方法进行计算， 成了复杂的承载体系[3]，在本工程实例治理设计 滑体模型采用平面应变假设，滑坡岩土体塑性 中，由于采用了包括卸载、反压、注浆、微型抗滑桩等 屈服准则采用遍布节理模型(ubiquitous joint mod 多种不同属性的加固方式的复合处治方案，滑体受 el)描述 力体系变得更为复杂，为简化起见，以下只分析微 2.2.2I#滑坡处治前后稳定性分析 型抗滑桩与岩土体之间的相互作用关系 通过对I#滑坡非加固状态下的模拟分析，岩 桩土相互作用及变形关系如图3所示，根据文 土体滑移线明显，坡面水平位移达30cm以上，与古 献[46]的假设： 滑坡复活实际滑动距离相差不大，坡面附近塑性破 (1)岩土体变形时沿着AEB和A'B'E'产生两 坏区较大，岩土体在滑坡推力作用下，主要受拉力破 个滑动面，其中EB和E'B'与X轴的交角等于牙+ 坏，坡体随时有沿滑移面继续下滑的危险 根据I#滑坡在仅采取坡脚压土条件下的坡体 号： 位移和塑性区分布情况，认为坡脚填土后，对控制滑 (2)岩土体只在桩体周围AEBB'E'A'区域的 坡体沿原有滑移面发生滑动具有一定的效果：但坡 变形为塑性，并且服从Mohr-Coulomb屈服准则，此 脚的反压填土使得滑移线上移，产生新的滑移面. 时岩土体可以用内摩擦角P和粘聚力c的塑性体来 并且伴随填方高度的增加，滑移线逐渐上移，并不能 表示； 完全抑制滑坡体的滑移， (3)忽略在深度方向上位移，岩土体处于平面 对I*滑坡在同时采取上部卸载和坡脚压土措 应变状态； 施下数值分析，结果显示：上部卸载使得坡面上水平 (4)桩体为刚性： 方向的位移有所降低；但是基于上述原因，该加固方 (5)AA面上作用力为主动土压力； 案仍无法从根本上控制滑坡体的滑移 (6)在考虑塑性区AEBB'E'A'的应力分量时， 数值计算同时表明：通过卸载、反压及压力注 作用在AEB和A'BE面上的剪应力可以忽略不 浆、微型抗滑桩等复合加固手段的实施，可有效控制 计. 古滑体的继续滑动，最大水平位移由未加固状态下 根据塑性区域AEBB'E'A的受力平衡条件，可 的30~40cm下降到5mm左右；且该加固方案实施 以认为作用于平面AA和平面BB的侧向力之差就
图2 复活古滑坡治理工程对策示意图（体积200万 m 3） Fig．2 Sketch of the reinforcement measure of No．1revivatory ancient landslide 弃方． （2） 反压：利用清除的弃方及卸载土石方在滑 体前进行反压减小滑体下滑空间增加下滑阻力； 在滑体前缘、窑深沟内进行整沟反压回填． （3） 压力注浆微型抗滑桩：在滑体范围内布置 压力注浆微型抗滑桩利用锚孔实施压力注浆改善 滑面、坡体岩土体物理力学性质增加滑体的抗滑能 力． 2∙2 Ⅰ＃滑坡处治稳定性评价 2∙2∙1 计算方法及计算模型 根据对现场工程地质调查结果的分析对Ⅰ＃ 滑坡体稳定性及其处治采用有限差分FLAC 数值模 拟方法进行计算． 滑体模型采用平面应变假设滑坡岩土体塑性 屈服准则采用遍布节理模型（ubiquitous-joint model）描述． 2∙2∙2 Ⅰ＃滑坡处治前后稳定性分析 通过对Ⅰ＃ 滑坡非加固状态下的模拟分析岩 土体滑移线明显坡面水平位移达30cm 以上与古 滑坡复活实际滑动距离相差不大．坡面附近塑性破 坏区较大岩土体在滑坡推力作用下主要受拉力破 坏坡体随时有沿滑移面继续下滑的危险． 根据Ⅰ＃滑坡在仅采取坡脚压土条件下的坡体 位移和塑性区分布情况认为坡脚填土后对控制滑 坡体沿原有滑移面发生滑动具有一定的效果；但坡 脚的反压填土使得滑移线上移产生新的滑移面． 并且伴随填方高度的增加滑移线逐渐上移并不能 完全抑制滑坡体的滑移． 对Ⅰ＃滑坡在同时采取上部卸载和坡脚压土措 施下数值分析结果显示：上部卸载使得坡面上水平 方向的位移有所降低；但是基于上述原因该加固方 案仍无法从根本上控制滑坡体的滑移． 数值计算同时表明：通过卸载、反压及压力注 浆、微型抗滑桩等复合加固手段的实施可有效控制 古滑体的继续滑动最大水平位移由未加固状态下 的30～40cm 下降到5mm 左右；且该加固方案实施 后不会引起新的坡体失稳问题． 显然微型抗滑桩在古滑坡复活治理工程中发 挥了不可忽缺的作用．对于微型抗滑桩而言桩体 上每一位置上的受力状况、在不同位置的承载状况、 抗滑桩受力状态的时效性等许多问题有待进一步的 研究．由于受力体系的复杂性单纯的解析解分析 是非常困难的同时也很难将这些问题解释清楚；而 结合工程实例利用数值模拟和力学分析相结合的方 法则可相对容易地得到较为合理的答案． 3 微型抗滑桩承载分析 设置在岩土体中加固结构与岩土体共同作用构 成了复杂的承载体系［1—3］．在本工程实例治理设计 中由于采用了包括卸载、反压、注浆、微型抗滑桩等 多种不同属性的加固方式的复合处治方案滑体受 力体系变得更为复杂．为简化起见以下只分析微 型抗滑桩与岩土体之间的相互作用关系． 桩土相互作用及变形关系如图3所示根据文 献［4—6］的假设： （1） 岩土体变形时沿着 AEB 和 A′B′E′产生两 个滑动面其中 EB 和 E′B′与 X 轴的交角等于 π 4 ＋ φ 2 ； （2） 岩土体只在桩体周围 AEBB′E′A′区域的 变形为塑性并且服从 Mohr-Coulomb 屈服准则此 时岩土体可以用内摩擦角 φ和粘聚力c 的塑性体来 表示； （3） 忽略在深度方向上位移岩土体处于平面 应变状态； （4） 桩体为刚性； （5） A A′面上作用力为主动土压力； （6） 在考虑塑性区 AEBB′E′A′的应力分量时 作用在 AEB 和 A′B′E′面上的剪应力可以忽略不 计． 根据塑性区域 AEBB′E′A′的受力平衡条件可 以认为作用于平面 A A′和平面 BB′的侧向力之差就 ·976· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷
第10期 姜春林等：复活古滑坡治理及微型抗滑桩承载机理 .977 集，桩排起挡土墙作用，此时，假设桩排一侧的土压 岩土体变形方向 力为被动土压力，而另一侧仍然为主动土压力，考 虑一个均布载荷g,则作用于单位桩体长度上的土 压力可以表示为： -[+用+2+ (3) 根据现场的实际情况，抗滑桩所承受的最大单 位压力可以根据桩体自身的结构形式进行计算，并 图3桩体周围岩土体变形 以此作为计算抗滑桩布置间距的依据，由此即可非 Fig-3 Displacement of the rock or soil around pile 常方便地计算出抗滑桩中心之间的距离D1,计算 是X轴方向上单位厚度岩土体作用于桩体上的侧 方法如下， 向力p(:),因此侧向力的计算式可以表示为： 根据抗滑桩的承载形式以及桩体的结构，可以 确定桩体所能承受的最大弯矩)： p(z)=cA 1 ∫DD业Ntam9· Nstan exp D2 MfA.in 元 a+周-29-+ f,A,只((sin a十sin) (4) 式中，A。为微型抗滑桩的有效截面积，T1为微型抗 Netan 9+N-1 滑桩截面半径，τ2为抗滑桩截面中心至钢筋内边缘 的距离，，为抗滑桩截面中心至钢筋截面中心的距 离，A,为抗滑桩中钢筋的截面积，f,、fm分别表示 -2D2 Netan 9 Ne-1 钢筋和注浆体的抗弯刚度.a=1一1.5a,α表示抗 滑桩受压面积与全截面面积的比值： 4eDNta94a+周] fyA: (1) a=fmA。+2.5fA, 根据岩土体及微型抗滑桩相关技术参数可以计 其中， 算得α=0.3777，a=0.4334,而抗滑桩的最大承受 弯矩为Mma=204kNm 从而可计算出抗滑桩的平均纵向间距（抗滑桩 式中，Y为土的重度，z为土体距离地表的深度，其 余符号意义见图3. 的排间距以3m计算)D1=3.2m,因此设计值取为 而当土体的内摩擦角P=0时，根据AEE'A'和 3m. EBB'E'区域中微小桩固土体单元受力平衡条件，同 4 微型抗滑桩承载数值分析 理可得： 4.1计算模型 p(z)=c Di 3gD+D二D2anS tan D2 与前述滑体稳定性模拟一样，仍采用FLAC有 限差分法对微型抗滑桩进行数值分析，计算模型中 2(D-D2)+z(D1-D2) (2) 每一个网格所代表的岩土体尺寸为3m,每根微型 根据以上两式，当岩土体相对于桩体产生移动 抗滑桩分为20个计算单元.加固结构与岩土体的 时，作用在桩体上的侧向力由零逐渐增大到极限值 接触面采用Rockbolt界面参数模拟，边界约束方式 P,将p(z)沿岩土体的深度方向积分，即可得到桩 模型底部采用固定边界，两侧采用粘滞性边界[8]. 体上所承受的极限总侧向力，尽管以上两式是在假 4.2 Rockbolt单元特点 设桩体为刚性的条件下得出的，但是其仍可以推广 微型抗滑桩采用FLAC程序中的Rockbolt单 到弹性桩的情况[. 元进行模拟，该结构除具备普通桩体性能以外，还 本加固设计中，因为桩体较小而且布置比较密 包括以下几个方面：
图3 桩体周围岩土体变形 Fig．3 Displacement of the rock or soil around pile 是 X 轴方向上单位厚度岩土体作用于桩体上的侧 向力 p（ z ）．因此侧向力的计算式可以表示为： p（ z ）＝cA 1 Nφtanφ exp D1— D2 D2 Nφtanφ· tan π 8 ＋ φ 4 —2 Nφtanφ—1 ＋ 2tanφ＋2 Nφ＋ 1 Nφ Nφtanφ＋ Nφ—1 — c D1 2tanφ＋2 Nφ＋ 1 Nφ Nφtanφ＋ Nφ—1 —2D2 1 Nφ ＋ γz Nφ A·exp D1— D2 D2 Nφtanφ·tan π 8 ＋ φ 4 — D2 （1） 其中 Nφ＝tan 2 π 4 ＋ φ 2 A＝ D1 D1 D2 （ Nφtanφ＋ Nφ—1） ． 式中γ为土的重度z 为土体距离地表的深度其 余符号意义见图3． 而当土体的内摩擦角 φ＝0时根据 AEE′A′和 EBB′E′区域中微小桩固土体单元受力平衡条件同 理可得： p（ z ）＝c D1 3lg D1 D2 ＋ D1— D2 D2 tan π 8 — 2（ D1— D2） ＋γz （ D1— D2） （2） 根据以上两式当岩土体相对于桩体产生移动 时作用在桩体上的侧向力由零逐渐增大到极限值 p将 p（ z ）沿岩土体的深度方向积分即可得到桩 体上所承受的极限总侧向力．尽管以上两式是在假 设桩体为刚性的条件下得出的但是其仍可以推广 到弹性桩的情况［4］． 本加固设计中因为桩体较小而且布置比较密 集桩排起挡土墙作用．此时假设桩排一侧的土压 力为被动土压力而另一侧仍然为主动土压力．考 虑一个均布载荷 q则作用于单位桩体长度上的土 压力可以表示为： p＝ qNφ＋γz Nφ— 1 Nφ ＋2c Nφ＋ 1 Nφ D1 （3） 根据现场的实际情况抗滑桩所承受的最大单 位压力可以根据桩体自身的结构形式进行计算并 以此作为计算抗滑桩布置间距的依据由此即可非 常方便地计算出抗滑桩中心之间的距离 D1．计算 方法如下． 根据抗滑桩的承载形式以及桩体的结构可以 确定桩体所能承受的最大弯矩［7］： Mmax＝ f cm Ae r1＋ r2 2 sinπα π ＋ f y As rs π （sinπα＋sinπαt） （4） 式中Ae 为微型抗滑桩的有效截面积r1 为微型抗 滑桩截面半径r2 为抗滑桩截面中心至钢筋内边缘 的距离rs 为抗滑桩截面中心至钢筋截面中心的距 离As 为抗滑桩中钢筋的截面积f y、f cm分别表示 钢筋和注浆体的抗弯刚度．αt＝1—1∙5αα表示抗 滑桩受压面积与全截面面积的比值： α＝ f y As f cm Ae＋2∙5f y As ． 根据岩土体及微型抗滑桩相关技术参数可以计 算得α＝0∙3777αt＝0∙4334而抗滑桩的最大承受 弯矩为 Mmax＝204kN·m 从而可计算出抗滑桩的平均纵向间距（抗滑桩 的排间距以3m 计算） D1＝3∙2m因此设计值取为 3m． 4 微型抗滑桩承载数值分析 4∙1 计算模型 与前述滑体稳定性模拟一样仍采用 FLAC 有 限差分法对微型抗滑桩进行数值分析计算模型中 每一个网格所代表的岩土体尺寸为3m每根微型 抗滑桩分为20个计算单元．加固结构与岩土体的 接触面采用 Rockbolt 界面参数模拟边界约束方式 模型底部采用固定边界两侧采用粘滞性边界［8—9］． 4∙2 Rockbolt 单元特点 微型抗滑桩采用 FLAC 程序中的 Rockbolt 单 元进行模拟．该结构除具备普通桩体性能以外还 包括以下几个方面： 第10期 姜春林等： 复活古滑坡治理及微型抗滑桩承载机理 ·977·
.978 北京科技大学学报 第29卷 (1)Rockbolt本身可以在轴向屈服 式中，L为抗滑桩单元的长度，k。为抗滑桩单元弹 (2)通过定义拉伸破坏应变，可以模拟Rock- 性耦合系统的抗剪刚度，。为桩体的轴向位移，um bolt破损量， 为桩周介质（岩、土体）沿抗滑桩轴向的位移 (3)如果存在非各向同性应力，可以设定参数 式(5)表明，在桩体高度一定的条件下，剪应力 cs-cftable,对有效约束应力进行修正，以起到偏应 的大小取决于抗滑桩单元弹性耦合系统的抗剪刚度 力比的作用. 和相对位移，而这一极值出现在桩体的下半部分，基 (4)可通过设定参数，调整桩土耦合剪切凝聚 本上是位于抗滑桩高度的1/3~2/5处，此即为抗滑 力和摩擦角的性质，确定剪切位移的软化作用 桩最容易破坏的位置，从图5中可以得到很直观的 根据上述特点可知，Rockbolt单元可有效反映 反映， 桩体的应力应变状态和桩体力学环境的改变对其影 响，适合微型抗滑桩的模拟 4.3模拟结果分析 4.3.1桩体水平变形与轴向力 抗滑桩在水平方向上的位移即桩体的横向挠 度，如图4(a)所示，呈上大下小的变化形式，这与滑 体自然条件以及抗滑桩所承受的载荷分布有关 抗滑桩桩体轴向力是作用于桩体上的滑移力沿 桩体切向的分力，其最大值出现在抗滑桩的中部，如 图4(b)所示，说明桩体中部承受荷载最大，桩体两 图5剪应力沿徽型抗滑桩桩体分布 端趋向于0，轴向力沿桩体分布基本上呈二次抛物 Fig.5 Shear force acting on an anti-sliding pile 线形状 图5同时表明，微型抗滑桩所承受的剪应力在 (b) 桩体中部单元与两端反向，说明抗滑桩在边坡滑移 力和周围土体主动土压力的作用下，处于一种双向 受剪的状态，剪应力反向的转换位置与滑坡岩土体 属性及抗滑桩的布置有关.在滑体滑动初始阶段， 由于坡体自扰动，抗滑桩所承受的剪应力变化比较 剧烈，随着时间的推移，这一受力状态逐渐趋于平衡 并达到稳定， 图4抗滑桩各单元水平变形(a)及轴向力(b) 5结论 Fig.4 X-displacement (a)and axial force(b)of an anti-sliding (1)山西省祁临高速公路K86~K88路段，在 pile 道路施工过程中，由于工程扰动及弃方堆载，导致古 模拟结果表明，抗滑桩上端弯曲位移（即水平位 滑坡复活，在充分分析该古滑坡复活机理的基础上， 移)最大，其桩土界面所受剪应力（即桩体轴向力）却 提出了集卸载、反压、压力注浆、微型抗滑桩等多种 不是最大的，由于抗滑桩的刚度大大高于桩周岩土 工程手段于一体的综合加固方案，从滑坡体稳定性 体，而且其上部有较大的位移临空面，因而桩前土体 分析结果看，设计方案是可行的 所产生的抗滑力最小，故对桩体的变形约束力很小. (2)通过以微型抗滑桩技术为主体手段的综合 桩体下端是固定在比较坚硬的基岩里，其自由度只 工程方案对复活古滑坡的处治效果，表明该技术在 有一个，只能发生少量的偏转，所以挠度基本为零. 一定的工程地质条件下，可以替代大截面的抗滑桩· 4.3.2桩体剪应力 由于该技术方案在施工工艺、成本、安全性等方面， 图5为微型抗滑桩剪应力沿桩体分布，可以看 与复杂地质条件下施工大截面抗滑桩相比，具有一 出，其最大剪应力并没有出现在桩体中间单元上，根 定的优越性，因此该技术方案对类似问题的处理具 据文献[10]分析，抗滑桩的剪应力计算式可表示为： 有可借鉴性， F,=Lk,(p一um) (5) (3)基于桩土相互作用及变形关系的假设，推
（1） Rockbolt 本身可以在轴向屈服． （2） 通过定义拉伸破坏应变可以模拟 Rockbolt 破损量． （3） 如果存在非各向同性应力可以设定参数 cs—cftable对有效约束应力进行修正以起到偏应 力比的作用． （4） 可通过设定参数调整桩土耦合剪切凝聚 力和摩擦角的性质确定剪切位移的软化作用． 根据上述特点可知Rockbolt 单元可有效反映 桩体的应力应变状态和桩体力学环境的改变对其影 响适合微型抗滑桩的模拟． 4∙3 模拟结果分析 4∙3∙1 桩体水平变形与轴向力 抗滑桩在水平方向上的位移即桩体的横向挠 度如图4（a）所示呈上大下小的变化形式．这与滑 体自然条件以及抗滑桩所承受的载荷分布有关． 抗滑桩桩体轴向力是作用于桩体上的滑移力沿 桩体切向的分力其最大值出现在抗滑桩的中部如 图4（b）所示．说明桩体中部承受荷载最大桩体两 端趋向于0轴向力沿桩体分布基本上呈二次抛物 线形状． 图4 抗滑桩各单元水平变形（a）及轴向力（b） Fig．4 X-displacement （a） and axial force（b） of an ant-i sliding pile 模拟结果表明抗滑桩上端弯曲位移（即水平位 移）最大其桩土界面所受剪应力（即桩体轴向力）却 不是最大的．由于抗滑桩的刚度大大高于桩周岩土 体而且其上部有较大的位移临空面因而桩前土体 所产生的抗滑力最小故对桩体的变形约束力很小． 桩体下端是固定在比较坚硬的基岩里其自由度只 有一个只能发生少量的偏转所以挠度基本为零． 4∙3∙2 桩体剪应力 图5为微型抗滑桩剪应力沿桩体分布．可以看 出其最大剪应力并没有出现在桩体中间单元上根 据文献［10］分析抗滑桩的剪应力计算式可表示为： Fs＝ Lks（ up— um） （5） 式中L 为抗滑桩单元的长度ks 为抗滑桩单元弹 性耦合系统的抗剪刚度up 为桩体的轴向位移um 为桩周介质（岩、土体）沿抗滑桩轴向的位移． 式（5）表明在桩体高度一定的条件下剪应力 的大小取决于抗滑桩单元弹性耦合系统的抗剪刚度 和相对位移而这一极值出现在桩体的下半部分基 本上是位于抗滑桩高度的1／3～2／5处此即为抗滑 桩最容易破坏的位置从图5中可以得到很直观的 反映． 图5 剪应力沿微型抗滑桩桩体分布 Fig．5 Shear force acting on an ant-i sliding pile 图5同时表明微型抗滑桩所承受的剪应力在 桩体中部单元与两端反向说明抗滑桩在边坡滑移 力和周围土体主动土压力的作用下处于一种双向 受剪的状态剪应力反向的转换位置与滑坡岩土体 属性及抗滑桩的布置有关．在滑体滑动初始阶段 由于坡体自扰动抗滑桩所承受的剪应力变化比较 剧烈随着时间的推移这一受力状态逐渐趋于平衡 并达到稳定． 5 结论 （1） 山西省祁临高速公路 K86～K88路段在 道路施工过程中由于工程扰动及弃方堆载导致古 滑坡复活在充分分析该古滑坡复活机理的基础上 提出了集卸载、反压、压力注浆、微型抗滑桩等多种 工程手段于一体的综合加固方案．从滑坡体稳定性 分析结果看设计方案是可行的． （2） 通过以微型抗滑桩技术为主体手段的综合 工程方案对复活古滑坡的处治效果表明该技术在 一定的工程地质条件下可以替代大截面的抗滑桩． 由于该技术方案在施工工艺、成本、安全性等方面 与复杂地质条件下施工大截面抗滑桩相比具有一 定的优越性因此该技术方案对类似问题的处理具 有可借鉴性． （3） 基于桩土相互作用及变形关系的假设推 ·978· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷
第10期 姜春林等：复活古滑坡治理及微型抗滑桩承载机理 .979 导出单位桩体长度上的压力，结合岩土体物理力学 位论文]，北京：北京科技大学，2003 性质及微型抗滑桩结构参数，可进行微型抗滑桩布 [4]Ito T.Design method for the stability piles against landslide:One 置间距的计算. row of piles-Soil Foundation.1981,21(1):21 [5]Ito T.Extended design method for multi-row stabilizing piles a- (4)模拟计算表明：抗滑桩的最大轴向力出现 gainst landslide.Soil Foundation.1982,22(1):1 在桩体中间位置，而最大剪应力则位于抗滑桩高度 [6]沈珠江，桩的抗滑阻力和抗滑桩的极限设计·岩土工程学报， 的1/3~2/5处，表明该点为抗滑桩的易损点，因 1992,14(1):51 此，根据工程对象的实际情况，在设计中应给予充分 [7]施岚清，国振喜，孙培生·混凝土结构设计手册.2版.北京： 冶金工业出版社，1999：879 考虑 [8]高永涛，张友葩，吴顺川，土质边坡抗滑桩机理分析。北京科 参考文献 技大学学报，2003,25(2)：117 [9]FLAC2D Theory and Background.Itasca Consulting Group. [1]李仁平，陈仁朋，陈云敏.阻滑桩加固土坡的极限设计方法 2000.55 浙江大学学报，2001,35(6)：618 [10]FLAC-Constitute Model Theory and Implementation.Itasca [2]戴自航·抗滑桩滑坡推力和桩前滑体抗力分布规律的研究 Consulting Group.2000:46 岩石力学与工程学报，2002,21(4)：517 [3]张友葩.动载下坡间挡土培失稳机理及加固技术应用研究[学 Reinforcement of a revivatory ancient landslide and mechanism of mini type anti- sliding piles JIA NG Chunlin,WU Shunchuan,WU Chengxia,JIN Aibing,ZHANG Youpa Civil and Environmental Engineering School,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083.China ABSTRACI Based on the analysis and numerical simulation of ancient landslide revivification,an effective re- inforcement measure of micro anti-slide piles combined with pressure grouting,unloading soil and pressing the slope toe was adopted to ensure the road and the cutting slope against slippery.With a practical example,the mechanical analysis and numerical simulation of a micro anti-slide piles are carried out and the result shows that the maximum axial force takes place in the middle and the maximum shear stress is in the 1/3-2/5 height of the pile. KEY WORDS ancient landslide revivification;mini type anti-sliding pile;stability;numerical analysis
导出单位桩体长度上的压力结合岩土体物理力学 性质及微型抗滑桩结构参数可进行微型抗滑桩布 置间距的计算． （4） 模拟计算表明：抗滑桩的最大轴向力出现 在桩体中间位置而最大剪应力则位于抗滑桩高度 的1／3～2／5处表明该点为抗滑桩的易损点．因 此根据工程对象的实际情况在设计中应给予充分 考虑． 参 考 文 献 ［1］ 李仁平陈仁朋陈云敏．阻滑桩加固土坡的极限设计方法． 浙江大学学报200135（6）：618 ［2］ 戴自航．抗滑桩滑坡推力和桩前滑体抗力分布规律的研究． 岩石力学与工程学报200221（4）：517 ［3］ 张友葩．动载下坡间挡土墙失稳机理及加固技术应用研究［学 位论文］．北京：北京科技大学2003 ［4］ Ito T．Design method for the stability piles against landslide：One row of piles．Soil Foundation198121（1）：21 ［5］ Ito T．Extended design method for multi—row stabilizing piles against landslide．Soil Foundation198222（1）：1 ［6］ 沈珠江．桩的抗滑阻力和抗滑桩的极限设计．岩土工程学报 199214（1）：51 ［7］ 施岚清国振喜孙培生．混凝土结构设计手册．2版．北京： 冶金工业出版社1999：879 ［8］ 高永涛张友葩吴顺川．土质边坡抗滑桩机理分析．北京科 技大学学报200325（2）：117 ［9］ FLAC2D Theory and Background．Itasca Consulting Group 2000：55 ［10］ FLAC-Constitute Model Theory and Implementation．Itasca Consulting Group2000：46 Reinforcement of a revivatory ancient landslide and mechanism of min-i type ant-i sliding piles JIA NG ChunlinW U ShunchuanW U ChengxiaJIN A ibingZHA NG Youpa Civil and Environmental Engineering SchoolUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China ABSTRACT Based on the analysis and numerical simulation of ancient landslide revivificationan effective reinforcement measure of micro ant-i slide piles combined with pressure groutingunloading soil and pressing the slope toe was adopted to ensure the road and the cutting slope against slippery．With a practical examplethe mechanical analysis and numerical simulation of a micro ant-i slide piles are carried out and the result shows that the maximum axial force takes place in the middle and the maximum shear stress is in the1／3—2／5height of the pile． KEY WORDS ancient landslide revivification；min-i type ant-i sliding pile；stability；numerical analysis 第10期 姜春林等： 复活古滑坡治理及微型抗滑桩承载机理 ·979·