摘要：水平及竖向荷载作用下抗滑桩内力分布较为复杂，研究不多。基于采用桩墙联合支挡结构的某高速公路高填方路堤现场试验监测结果，建立了三维数值模型，分析了路堤填筑工程中抗滑桩桩前推力及内力的变化规律，并对抗滑桩主要受荷形式及可能出现的破坏模式进行了研究，同时探讨了填土重度、填土黏聚力、桩间距、锚固深度及挡土墙厚度等参数对抗滑桩最大截面内力的影响。研究结果表明：抗滑桩弯矩和轴力随桩深的增大先增大后减小，在滑面处达到最大值；抗滑桩以承受水平荷载为主，最易出现剪切破坏；填土重度、填土黏聚力及挡土墙厚度对抗滑桩截面最大剪力影响较大，而桩间距和锚固深度的影响较小。
　　关键词：水平荷载；抗滑桩；支挡结构；数值模拟；参数分析
　　1 引 言
　　在山区铁路和公路等地形陡峻、地质构造复杂的边坡工程中，采用悬臂式抗滑桩+重力式挡土墙（桩墙）联合支挡结构可有效避免抗滑桩过长易破坏及挡土墙过高不经济等问题，同时充分发挥两种支挡结构各自优点，提高边坡整体稳定性[1-4]。桩墙联合支挡结构中的抗滑桩底端锚固于稳定地层，上部与基座现浇形成复合式基座并作为重力式挡土墙的基础。此时，抗滑桩不仅承受水平方向坡体推力，还承受由重力式挡土墙施加的竖向压力，处于复合受荷状态。为掌握抗滑桩在复合受荷状态下桩身内力分布及破坏形式，需进行相关方面的研究。
　　目前，抗滑桩的设计是基于多种假设条件完成的，需要通过现场监测来确认抗滑桩的具体受力特性[5]，一些学者[6-8]通过在抗滑桩内设置测斜孔和光纤传感器，在主筋上安装钢筋应力计或在桩顶设置位移观测点等监测手段来分析抗滑桩的内力分布。此外，模型试验和数值分析也是研究抗滑桩受力特性的常用手段，戴自航[9]等通过液压千斤顶对抗滑桩分别近似按三角形、矩形、抛物线形施加水平分布荷载，实测了抗滑桩的内力和变形。邢皓枫[10]和蒋鑫[11]等通过数值模拟，研究了抗滑桩受力特性，并对其影响因素进行了探讨。考虑单纯的抗滑桩受力状态分析不能得到抗滑桩的破坏形态，王耀辉[12]等对两个嵌岩桩模型进行荷载试验，将其中一个加载至破坏，发现破坏发生在桩/混凝土界面。辛建平[13]等对岩土混合边坡、岩质边坡和土质边坡中的微型抗滑桩进行数值极限分析，得到不同边坡条件下抗滑桩的破坏机制。上述现有研究主要集中于承受水平荷载作用抗滑桩，而对水平及竖向荷载联合作用下抗滑桩的受力状态仍需进一步分析。
　　本文基于驾荔（驾欧—荔波）高速公路YK17+502段桩墙联合支挡结构中抗滑桩主筋应力的监测结果，采用FLAC^3D软件建立陡横坡条件下的桩墙联合支挡碎石填土路堤三维数值模型，对抗滑桩桩前推力、桩身内力、主要受荷形式、可能出现的破坏模式及影响因素进行分析。
　　2 工程概况及试验研究
　　2.1 工程概况 　　贵州省驾荔（驾欧—荔波）高速公路YK17+465~YK17+540段以相邻隧道的碎石洞渣为路堤填土，并采用挡土墙+抗滑桩的联合支挡结构对路堤右方进行支挡，是典型山区公路支挡工程。图1为典型支挡断面及抗滑桩受力示意图，其中重力式挡土墙由C15片石混凝土浇筑而成，高10 m，长36 m。抗滑桩采用钢筋混凝土，混凝土强度等级C30，截面尺寸为2.4 m 1.8 m，长16 m。此时，抗滑桩不仅受到水平方向边坡推力Nh的作用，同时还受到挡土墙传来的竖向荷载Nv的作用。
　　2.2 现场试验设计
　　试验抗滑桩位于驾荔高速公路YK17+502断面，如图2所示。在抗滑桩两侧主筋位置分别布置13个钢筋应力计，共计26个，其中上部10个间距1 m，下部3个间距2 m，用以测量路基填筑过程中抗滑桩内主筋应力。
　　3 数值模拟分析
　　3.1 数值模型的建立与验证
　　基于驾荔高速公路YK17+502断面，取一个桩间距的宽度，建立桩墙联合支挡碎石填土路堤数值模型如图3所示，相关物理力学参数见表1。模型中碎石填土层采用M-C模型，其余均采用弹性模型，分析路堤填筑完成后抗滑桩的受力状态。

 

　　图4为抗滑桩内力数值模拟结果与现场试验结果对比曲线。由实测数据可知，随路堤填筑高度增加，抗滑桩桩身弯矩及轴力不断变大，路堤填筑完成后（2014/10/23）在滑面所在位置（桩深10 m处）分别达到最大值2.76 MN•m和7.08 MN，其中由挡土墙传至桩顶的荷载约为1 MN，占最大轴力的14%。根据理论计算，由重力荷载在滑面处桩身产生的轴力为1.08 MN，因此抗滑桩最大轴力的71%是由水平推力产生的，说明抗滑桩以承受水平荷载为主。对比路堤填筑完成时抗滑桩内力的实测值和模拟值，可以看出数值模拟结果与实测值吻合较好，验证了该模型的合理性，因此可用于桩墙联合支挡结构中抗滑桩受力状态及破坏形式的进一步研究。
　　3.2 桩前推力及抗滑桩剪力分析
　　图5为抗滑桩桩前推力及剪力随桩深变化曲线。在桩埋深0~9 m处，抗滑桩桩前推力随桩深的增大而增大，在滑动面附近1 m处，桩前推力为0，随着桩深的进一步增加，桩前推力先增大后减小，最大推力为0.35 MPa（图5（a））。桩身剪力随桩深呈增大-减小-再增大的规律，非锚固段桩身剪力随桩深的增大而单调递增，在滑面所在位置达到最大值2.4 MN（图5（b））。
　　3.3 水平推力及竖向压力分析
　　图6为桩前最大水平推力及桩顶压力随路面荷载变化曲线。随着路面荷载的不断增大，桩前最大推力及桩顶压力不断增大，但桩顶压力变化不明显，而最大桩前推力增长幅度较大，表明抗滑桩以承受水平推力为主。
　　3.4 抗滑桩破坏形式分析
　　根据抗滑桩设计资料进行计算[14]，得到抗滑桩的设计弯矩Mu、设计剪力Vu及设计轴力N拉和N压分别为34.87 MN•m、5.17 MN、26.04 MN和78.24 MN。在路面顶部施加不同均布荷载，通过监测抗滑桩截面最大内力与设计内力比值（N/Nu、V/Vu及M/Mu）的变化规律（如图7所示），研究抗滑桩可能出现的破坏模式。从图中可看出，抗滑桩内力与设计内力的比值随路面均布荷载的增大而增大，当比值达100%时，抗滑桩即出现不同形式的破坏。N/Nu、V/Vu及M/Mu等于100%时对应的路面极限荷载分别为0.716 MPa、0.129 MPa和0.413 MPa，可知抗滑桩的抗剪能力<抗弯能力<抗压能力，随路面荷载的增加，抗滑桩首先出现剪切破坏。
　　4 参数分析
　　抗滑桩的破坏形态取决于抗滑桩截面最大内力与设计承载力的比值，通过改变填土重度、填土抗剪强度、桩间距、锚固深度及挡土墙厚度，研究不同工况下抗滑桩截面最大内力的变化。
　　4.1 填土重度影响
　　图8为填土重度对抗滑桩内力的影响。随填土重度的增加，N/Nu、V/Vu及M/Mu均不断增大，其中V/Vu变化幅度较大，最大达到70%，而N/Nu和M/Mu变化幅度不大。分析原因，是随填土重度的增大，墙背土压力不断增大，由基座传至桩前的水平推力不断增大，而挡土墙传至桩顶的压力变化很小，所以桩身剪力不断增大，但桩身弯矩及轴力变化很小。
　　4.2 填土黏聚力影响
　　图9为填土黏聚力对抗滑桩内力的影响。随填土黏聚力的增大，作用于挡土墙上的土压力不断减小，桩前推力随之减小，因此N/Nu、V/Vu及M/Mu均随填土黏聚力的增大而减小。当黏聚力为0o~15o时，V/Vu减小幅度较大，黏聚力大于15o后，V/Vu减小幅度相对较小，原因可能是当黏聚力超过15o后，墙背土压力变化相对较小，桩前推力减小幅度不大。
　　4.3 桩间距影响
　　图10为桩间距对抗滑桩内力的影响。随桩间距的增大，N/Nu、V/Vu及M/Mu均增大，但变化幅度较小。原因可能是抗滑桩桩间距的增大对墙背土压力的影响很小，由基座传来的桩前推力变化不大。因此，当桩墙联合支挡结构体系稳定性安全系数满足规范[4]要求时，可适当考虑增加桩间距。
　　4.4 锚固深度影响
　　图11为锚固深度对抗滑桩内力的影响。随锚固深度的增加，N/Nu、V/Vu及M/Mu变化不明显。原因可能是桩锚固深度对抗滑桩桩前推力影响不大，且嵌岩桩存在深度效应，当嵌岩达到一定深度后，继续增加嵌岩深度，对桩的承载能力的提高已不明显，甚至无助于承载能力的提高[15]。
　　4.5 挡土墙厚度影响
　　图12为挡土墙厚度对抗滑桩内力的影响。随挡土墙厚度的增大，N/Nu、V/Vu及M/Mu均不断减小，原因是随着挡土墙厚度的增加，填土方量随之减小，作用于挡土墙上的土压力不断减小，桩前推力不断减小。挡土墙厚度对V/Vu的影响较大，当挡土墙厚度为5~6.5 m时，V/Vu变化幅度较大，挡土墙厚度超过6.5 m后，V/Vu变化幅度相对较小。考虑经济性因素，可将挡土墙厚度控制在6~7 m。
　　通过以上参数分析可看出，填土重度、填土黏聚力、桩间距、锚固深度及挡土墙厚度对V/Vu的影响比对N/Nu和M/Mu的影响大，进一步表明抗滑桩抗剪能力是承载能力的控制因素，设计中应注意适当提高抗滑桩的抗剪能力。
　　5 结 论
　　本文采用FLAC3D软件建立了陡横坡条件下桩墙联合支挡碎石填土路堤三维数值模型，对水平及竖向荷载作用下抗滑桩桩前推力、桩身内力、主要受荷形式、可能出现的破坏模式及影响因素进行了深入分析，得到以下结论：
　　（1）抗滑桩桩身弯矩和轴力均随桩深的增大呈现先增大后减小的趋势，最大值出现在滑面所在位置（桩埋深10 m处）。抗滑桩主要承受水平荷载作用，路堤填筑完成时，竖向荷载对抗滑桩最大轴力的贡献比例仅占29%左右。
　　（2）水平及竖向荷载作用下，抗滑桩具有良好的抗压和抗弯性能，而抗剪性能相对较差，随路面荷载的增加，抗滑桩最先发生剪切破坏。
　　（3）填土重度、填土黏聚力及挡土墙厚度对抗滑桩最大截面内力的影响较大，抗滑桩桩间距和锚固深度的影响较小。这些因素对V/Vu的影响最明显，进一步表明抗滑桩抗剪能力是承载能力的控制因素，设计中应注意适当提高抗滑桩的抗剪能力。
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