微型樁在山區油氣管道防護中的變形機制模型試驗研究

沈茂丁,孟 建,崔少東

(1. 國防科技大學 智能科學學院,湖南 長沙 410073; 2. 中國石油天然氣管道工程有限公司,河北 廊坊 065000)

0 引言

天然氣作為一種節能環保的新能源,在我國有著廣泛的應用,伴隨著天然氣行業的發展,管道運輸也是突飛猛進。由于中國是一個多山區國家,滑坡自然災害頻發,對管道運輸造成巨大威脅,對西氣東輸沿線的地質災害的統計中發現主要有12種地質災害,滑坡便是其中之一[1]。趙旭陽等[2]指出在滑坡作用中心位置、滑動區與非滑動區交界處附近的管道將會產生最大的軸向應變,是管道最為危險的截面。因此,滑坡地區管道的防護顯得尤為重要,而在山區修建防護結構,由于地形等各種因素,微型樁能以其獨特的優點被廣泛應用。

微型樁是20世紀50年代由意大利人LAZZI[3]提出并首先應用于歷史建筑物的加固,隨后經過技術優化、應用逐漸推廣至其他地區。微型樁與抗滑樁結構類似,可以說是抗滑樁的簡化結構。微型樁樁徑一般介于70～300 mm之間,長細比較大[4],具有施工便捷、效果顯著等特點,被廣泛應用于小型邊坡防護及護坡處置。施工時,樁體深入巖土體或滑坡面以下,依靠下部土體的固定作用,使得樁體上部類似于懸臂梁構造,具有較強的抗彎性能,并且由于其樁體材料為鋼材,使得其具有較好的抗剪性能。同時,樁體在注漿后,使得樁體與巖土體形成樁-土復合體。這些作用使得其具有較強的抵抗滑坡推力的作用,從而保障邊坡穩定。

長久以來國內外學者對其進行了諸多研究。KONAGAI等[5]指出了具有上部堅硬承臺的微型樁樁群在橫向受載下的實際工作長度的重要性。文獻[6-11]采用模型試驗對微型樁進行了研究,得到土質邊坡中微型抗滑樁的破壞機制及邊坡的破壞模式。BROWN等[12]指出,由于巖土體與樁的相互作用,微型樁群在水平受荷下會產生群樁效應。王洋等[13]、周文皎等[14]采用現場原型試驗,對不同形式的樁體,從滑坡推力、樁身土壓力、樁身彎矩等方面研究了其抗滑性能、鋼花管注漿效果和破壞模式。胡毅夫等[15]研究了微型抗滑樁雙排單樁與組合樁在加固邊坡時的抗滑特性;胡時友等[16]指出樁身最大彎矩位于滑面附近,且樁群均以第一排樁達到其彈性受力極限而失效;王開洋等[17]提出一種二次注漿豎向鋼花管微型樁新技術;郭亮等[18]通過不同施工工藝微型灌注樁的現場水平荷載試驗及數值模擬,研究微型灌注單樁水平承載力的主要影響因素。文獻[19-23]通過振動臺模型試驗,揭示了地震作用下微型樁支護下滑坡的抗震機制,研究了地震動力作用下微型群樁的破壞模式、加樁后的動力學特性;周德培等[24]、馮君等[25]按照不同方式對微型樁進行了分類,討論了這些結構在設計計算時應考慮的一些關鍵問題以及適用條件;呂凡任等[26]通過軟土地基上微型樁的單樁、群樁抗壓和抗拔現場試驗研究了其荷載-沉降特性、群樁效應;陳賀等[27]指出高壓注漿能顯著改善土體的力學性能,減小樁體的彎曲變形。何思明等[28]提出了一種群樁設計的新理論。

通過以上發現,微型樁對滑坡的防護能起到有效的防護,有諸多專家學者對其破壞機制、設計計算等進行了試驗研究。但是對于注漿花管樁的變形機制、受力特征研究還是相對較少,因此,本文依托中貴天然氣管道滑坡整治項目,通過設置2種不同形式的樁體,對普通微型樁和注漿花管樁進行了對比模型試驗研究,探討了不同形式樁體的變形機制和破壞特點,為微型樁的設計計算提供了參考依據。

1 工程背景

中貴天然氣管道滑坡應急搶險治理工程位于甘肅省隴南市成縣黃陳鎮中灣村一斜坡上,滑坡地區示意圖如圖1所示。2020年8月12—18日中灣村附近連降暴雨,導致中貴天然氣管道K558+700 m 處斜坡發生明顯滑動變形。共產生2處滑坡及1處滑塌體。其中,中貴天然氣管道位于H1滑坡中部,采用橫坡敷設,管徑1016 mm,管道走向186°,滑坡區管道埋深 2.2～4.1 m,其間與鄉村水泥道路小角度斜交,作業帶上管道外側已建有塊石堡坎1道。H1滑坡縱長約190 m,寬約186 m,滑坡平面面積約 2.25×104m2,滑體平均厚度約8.5 m,滑體總方量約1.913×105m2,屬于中型土質滑坡。該滑坡地表變形強烈,尤其是與管道斜交的鄉村水泥道路已完全損毀,管道已受滑坡推擠作用,嚴重危害管道安全運營。

圖1 滑坡區全景照片Fig. 1 Panoramic photo of landslide area

圖2 測試模型示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the test model

圖3 測試元件布置圖Fig. 3 Layout of test elements

2 材料

2.1 相似比設計

模型試驗是研究滑坡變形破壞過程的重要手段之一,能夠通過模型試驗來分析滑坡影響下的微樁加固管道的變形破壞特征和演化過程。為了保證模型試驗的可靠性,采用相似原理進行試驗設計,根據王志佳等[29]的研究,原型與模型幾何尺寸相似比是進行相似設計時需首先確定的控制參量,綜合考慮模型重量和試驗設備尺寸等因素,可以確定模型試驗的尺寸相似比。確定微樁體幾何尺寸、密度和重力加速度為主要控制參數,進而推導出其他參數。確定的試驗相似比如表 1所示。

表1 相似關系Table 1 Similarity relation物理量相似關系相似比備注長度lCl1∶30控制參數密度ρCρ1∶1控制參數黏聚力cCc=ClCρCg1∶30內摩擦角φCφ1∶1彈性模量ECE=ClCρCg1∶30重力加速度gCg1∶1控制參數應力σCE=ClCρCg1∶30應變εCε1∶1直線位移 uCu=Cl1∶30時間tCt=C0.5lC-0.5g1∶5.5表2 試驗加載工況Table 2 Test loading condition工況壓力/MPa推力/kN11.028.0421.542.0632.056.0842.570.1053.084.1263.598.1474.0112.16

2.2 加載設計

本次試驗采用分級加載的方式進行,每級加載0.5 MPa。過程中按照施加的荷載大小分為不同的工況,具體加載工況如表2所示,表中將油壓表讀數換算為施加的推力。

板式換熱器由一系列具有一定波紋形狀的金屬片疊裝而成，液體(或氣體)與液體通過板片進行熱交換，實現能量由余熱傳遞到熱媒水，供生活熱水或空調使用。

2.3 試驗裝置

本次試驗在中國中鐵科技研發中心的實驗室進行。試驗采用長×寬×高(4 m×2 m×2 m)的試驗箱,試驗加載裝置為油壓千斤頂。為了模擬滑坡體的整體滑動,在千斤頂與坡體接觸位置放置一塊鋼板以擴散推力。邊坡坡比采用1∶1,坡高60 cm,邊坡模型如圖 2所示。試驗采用PVC管來模擬樁體,管道外徑20 mm,壁厚2 mm,樁長160 cm。單個群樁共設置3列單樁,考慮到樁體以受彎為主,中間一列采用3根單樁,其余兩列布置5根單樁。單個微型樁群共計包含13根微型樁,共設置4組微型樁群,從左到右其中1#、2#號樁設計為常規樁,3#、4#號樁為花管樁?；ü軜兜哪M是在PVC管道上采用鉆機沿著管道長度方向每5 cm交替在兩側鉆孔。樁頂采用尺寸為20 cm×30 cm承臺板連接,承板采用木板制作,樁體采用水灰比為1∶1水泥漿進行灌注,天然氣管道采用直徑20 cm PVC管道來模擬。

4組群樁在樁頂承臺位置處安裝百分表用來測量樁頂位移情況,其中在中間2組群樁(2#、3#)前后沿著群樁樁身按照間隔25 cm均勻布置土壓力傳感器,共布置24組,同時在土壓力傳感器對應位置處群樁的中間一列樁體上對稱布置應變片,如圖 3所示。

2.4 巖土材料

由于試驗條件的限制,無法采用現場原狀土進行試驗研究,因此采用相似材料來模擬現場滑坡土體。土體的性質主要是通過內摩擦角ψ和黏聚力c兩項參數來控制,根據左保成等[30]、REN等[31]的研究,巖土體可采用石英砂、石膏、水泥等來模擬。鑒于此,結合現場鉆探結果,并通過直剪試驗,如圖4所示。最后確定采用石英砂、黏土、水泥、石膏粉、滑石粉和水來模擬滑坡土體。最終滑體采用石英砂∶水泥∶石膏粉∶水=70∶25∶3∶10;滑床采用石英砂∶黏土∶水泥∶水=40∶60∶25∶10;滑帶采用石英砂∶水泥∶滑石粉∶水=27∶52∶35∶15。

圖4 直剪試驗Fig. 4 Direct shear test

2.5 模型填筑

根據試驗設計,對邊坡填筑材料進行攪拌,進行樁體應變片的布設?；鶐r按照分層填筑的要求進行填筑壓實,填筑完成后在預留的位置處埋設微型群樁,按照設計標高布設土壓力盒,同時布設5 cm厚的滑帶,安裝管道。埋設完成后,進行樁體澆筑,然后在千斤頂位置吊裝傳遞荷載用的鋼板,按照坡比為1∶1填筑邊坡,并完成整個滑坡模型的填筑,模型填筑完成后在4組微型群樁樁頂的承臺板上布置百分表,模型填筑過程如圖5所示,最后進行測試儀器的安裝與調試。

圖5 模型填筑過程Fig. 5 Model filling process

3 試驗分析

3.1 試驗現象

為了更直觀地總結在微型樁防護作用下滑坡體的變形演化機制,試驗過程中完整地記錄了各個工況作用下的邊坡變形情況,在荷載逐漸增加的情況下,邊坡發生變形的部分試驗記錄圖片如圖6(a)～(f)。通過記錄發現,加載到工況3之前邊坡無明顯破壞現象產生,只是樁后土體有向上隆起的現象,如圖6(a)所示。當荷載增加到工況3時,如圖6(b)、(c)所示,樁后土體發生剪切破壞,滑坡模型兩側出現波浪形的橫向裂縫。同時由于坡體受到較大的推力作用,樁體在滑坡體推力作用下向前產生位移,導致常規樁防護側坡面上出現橫向裂縫,如圖6(f)所示(圖6(f)為荷載增加后裂縫寬度增加)。在施加荷載到工況5的時候邊坡中間位置出現較大的從坡頂向坡腳蔓延的豎向裂縫,如圖6(d)所示,表明在此刻,邊坡中部有向前滑移的跡象,坡體將要產生破壞。加載到工況6的時候常規樁一側邊坡上部土體出現的裂縫寬度繼續發育,且邊坡中間的裂縫數量進一步增加,裂縫加寬。當加載到工況7時,樁后土體在千斤頂施加荷載的推擠以及樁體的防護共同作用下,土體向上產生較大的隆起現象,樁后土體受到較大的剪切力作用,土體進一步發生剪切破壞,邊坡模型側面裂縫寬達到5 cm,如圖6(e)所示,同時邊坡坡面裂縫進一步加大,表面出現明顯破壞,如圖6(f)所示。

圖6 試驗過程坡體變化Fig. 6 Slope changes during the experiment

同時在試驗過程中發現,施加荷載到工況6時,樁后土體向上隆起現象更加明顯,在土體向上的擠壓推力作用下,承臺板被隆起土體向上推擠,出現與樁體分離現象。同時樁體向前出現較大位移,導致百分表失效。如圖 7(a)所示。在加載結束后,坡面出現2條明顯的橫向裂縫,分別位于距離邊坡坡頂和坡腳1/4位置處,如圖 7(b)所示。

圖7 承臺以及滑坡表面破壞Fig. 7 Pile cap and landslide surface damage

通過以上試驗現象可知,在滑坡推力作用下,微型樁結構防護作用下的滑坡變形,首先表現為樁后土體向上隆起,隨著滑坡推力的增大,樁后土體產生剪切破壞,產生橫向裂縫,并且樁后土體隆起繼續發育,直至荷載作用下樁體發生破壞,承臺板失效,最終導致邊坡前部土體開裂破壞,產生滑坡現象。

試驗加載完畢后,在模型拆解過程中發現,3#花管群樁在靠近滑帶位置出現剪斷現象,如圖 8(c)所示,常規樁一側樁體沒有出現明顯的斷裂現象。并且樁體的變形呈現“S”形,如圖8(b),而常規樁并未出現明顯的“S”形彎曲產生。此外,在管道的拆解過程發現,管道在常規樁一側出現了相對于花管樁一側較為明顯的擠壓破壞,如圖8(a)所示,說明注漿的花管樁在邊坡防護過程中具有較強的抵抗滑推力的作用,在同等推力作用下較好地保護了管道不受破壞。

圖8 樁體和管道變形Fig. 8 Deformation of piles and pipes

3.2 樁頂位移分析

對于防護結構物來說,位移是最為直觀地體現防護設施防護效果的一項指標。在本次試驗中可以通過微型樁頂的位移來判斷樁體變形和破壞情況。本次試驗施加的最大荷載為4.0 MPa,當施加荷載為3.5 MPa后,4#樁體發生位移較大導致百分表失效,為此圖中未繪制3.5 MPa以后的位移曲線。

樁體的變形分為3個階段,即初始變形階段、加速變形階段和破壞階段,如圖9所示。其中在加速變形階段,荷載施加初期變形較為明顯,即當荷載施加荷載為2.0 MPa 時樁頂產生了較大位移, 荷載繼續增加,位移逐漸增大,但是位移增加的速度明顯變緩。當荷載施加到3.5 MPa時樁體位移突然增加,繼續增加荷載后樁體發生破壞,如圖8(c)所示,樁體發生剪斷。分析得出,在初始變形階段,由于土體較為松散,施加荷載后土體內部應力逐漸增加,松散的土體逐漸變得密實,此時樁體受到較小的推力作用。荷載繼續增加,土體內部應力開始向樁體傳遞,樁體進入加速變形階段,隨著位移的增加,樁體抵抗土體應力的作用進一步體現,表現為樁體位移增加變緩。最后在施加荷載超過3.5 MPa時樁體由于彎矩過大而發生彎曲破壞,樁體產生較大的位移,此時判斷樁體進入破壞階段。

圖9 樁頂位移Fig. 9 Displacement of pile top

3.3 土壓力分析

土壓力是表征在滑坡體作用下防護結構受到推力大小的主要指標。2#、3#樁體前后在滑坡體推力作用下的土壓力大小,如圖10所示。文中樁前指千斤頂加載一側。

圖10 樁體土壓力Fig. 10 Earth pressure of pipes

由圖10可知,樁體兩側的土壓力大小,與施加的推力大小在工況6以前呈正相關,而當荷載施加到工況6時,土壓力突然打破正相關規律,出現突變。結合位移曲線和試驗現象可知,當施加荷載到工況6(3.5 MPa)的時候,樁體部分防護性能失效,不能有效地抵抗滑坡推力,樁體位移突然增大,土壓力有變小的趨勢,尤其在圖 10(a)中當施加荷載到工況7時,滑帶以上的部分土壓力有較大幅度的降低,此時樁體防護性能幾乎處于喪失狀態。

由圖 10(a)、(b)可知,在常規樁防護一側,樁前土壓力主要分布在樁頂與滑帶的上半部分之間,最大值出現在靠近滑帶以上部位,在同工況作用下,樁前土壓力遠大于樁后土壓力。樁后土壓力的分布則向樁體下部移動,最大值出現在滑帶以下位置處。由于樁體良好的防護作用,樁前土壓力要遠大于樁后土壓力。另外在靠近滑帶的上部,樁前土壓力接近為零,而在樁后則出現較大變化。結合試驗現象,在施加荷載的時候樁前土體向上隆起,靠近滑帶位置處由于土體的隆起作用導致滑帶處受力較小,而在樁后由于樁前土體向后傾倒,樁體中部位置受到較大推力的作用。

由圖 10(c)、(d)可知,在滑帶以上位置,樁前土壓力從樁頂往下有一個較為明顯的變化,在滑帶附近變為最小,樁后土壓力則變化幅度較小,且樁后土壓力在滑帶上部達到最大值,而樁前土壓力在滑帶下部達到最大值,此結果與常規樁防護側恰好相反。同時,在樁底位置,樁前土壓力遠大于樁后土壓力,可得知由于花管樁在注漿后樁與土體構成復合結構,樁土連接共同抵抗滑坡推力,樁土復合體以滑帶位置為軸,有旋轉的趨勢,導致樁體底部有運動的趨勢使得樁底位置樁土間作用加強,土壓力增大。

對比圖 10(a)、(c)可知,在滑帶上部,常規樁在不同位置處土壓力分布數值差距較大,最大差值可達30 kPa,而在花管樁防護一側,土壓力分布則較為均勻,說明花管樁一側變形較小上部樁體均勻承擔了滑坡推力。由圖10(b)、(d)中可知,常規樁一側的樁后土壓力峰值要明顯大于花管樁一側,也證實了花管注漿法能更有效地抵抗滑坡推力的作用。

3.4 樁體彎矩分析

根據前面試驗現象和數據分析可知,當施加荷載到工況6時樁體結構發生破壞,樁體的應變和彎矩不再具有參考價值,因此在下面彎矩和應變的分析中不再繪制工況6以后的變化曲線。

對于樁結構來說,彎矩的分析是表征其結構防護性能和自身變形特征的一種重要指標。在樁體兩側布置應變片是用來計算樁體彎矩的一種有效方法,李尋昌[32]、任青陽等[33]在抗滑樁的研究中采用了此計算方法。根據試驗中測得的樁體兩側的應變值ε1、ε2,然后根據材料力學中梁的彎曲理論來計算樁體的彎矩,表達式為:

δ1=E·ε

(1)

(2)

聯立上邊兩式,則彎矩公式為:

(3)

式中:I為抗滑樁慣性矩(m4);E為樁體彈性模量(MPa);ε1、ε2為樁前、后應變;d為樁體直徑(m)。

通過以上計算方式計算得到微型樁單樁彎矩圖如圖 11所示,其中負彎矩表示樁體在千斤頂一側受拉。

由圖11可知,彎矩與荷載呈正相關,隨著荷載的增加彎矩增大,并且當荷載施加到工況5時,彎矩出現急劇增加的現象,且由圖 11(b)可知,此時常規樁最后一排樁樁體彎矩產生突變,彎矩從正變為負值。圖中可以看出常規樁在樁頂和滑帶附近彎矩產生最大值,在距離樁頂1/4位置處彎矩最小,如圖 11(a)、(b)所示,而花管樁的彎矩最大值出現在滑帶附近,如圖 11(c)、(d)所示,其最大值達到600 N·m是常規樁最大彎矩值的2.4倍,花管樁相比常規樁在同等荷載作用下樁體受到更大的彎矩,通過分析可知,常規樁在抵抗滑坡體滑動的過程中,由于群樁各單樁之間存在間隔,導致土體從樁體中間流失,而花管樁防護一側由于注漿使得樁、土、水泥漿形成密實結構,起到很好的防護作用,使得樁體在滑帶附近產生較大彎矩。這與閆金凱等[9]的研究:樁體的破壞是在滑帶附近的彎剪破壞理論相一致,在實際的設計中需要考慮到樁體滑帶附近的加強。同時在承臺體系的作用下,樁頂位置同樣產生了較大的彎矩,這一點在實際的設計施工中也得進行充分的考慮。此外對比群樁最前排以及最后排單樁的彎矩可知,第一排樁的彎矩要大于后排樁的彎矩,說明群樁的受力主要集中在前排,間接證實本次試驗中采用的群樁布置形式是合理的。此外由圖 11(a)、(b)可知,除了樁底自由端以外樁體的最小彎矩出現在距離樁頂位置1/4處,同時在靠近樁頂處前后2排樁彎矩符號恰好相反,而花管樁則不同。從彎矩數值結果來看,花管樁承受的彎矩整體要大于常規樁,表明花管樁良好的樁土復合結構具有較強的抵抗滑坡推力的作用。

圖11 樁體彎矩圖Fig. 11 Bending moment of the pile

3.5 樁體應變分析

樁體的應變能表現出樁體在外力作用下的局部變形程度,施加荷載到工況5的單樁前側應變峰值曲線如圖12所示。

圖12 樁體應變峰值曲線Fig. 12 Strain peak curves of pile

由圖12可知,應變峰值整體上呈“S”形曲線分布,表現出靠近滑帶附近應變值最大,并且對比圖 12(a)、(c)可知,花管樁一側樁體應變值要遠大于常規樁,且從數值來看是常規樁應變值的2.4倍,這與彎矩的最大值表現出高度一致。同時可以看出,常規樁樁頂位置的應變值相對于花管樁要表現得更為劇烈。另外從圖 12(d)可知,相比其他位置只有在花管樁最后一排的樁底位置產生了較大應變,可知在注漿的影響下,樁土之間形成的復合結構使得群樁形成的整體結構在樁后側受到較大的應力,從而產生較大變形,在實際的應用中這個位置要引起重視。從整體來看,花管樁一側的應變要遠大于常規樁。

3.6 管道土壓力分析

為了解2種不同結構物防護作用下管道受到的土壓力情況,在管道前后側布置了3組土壓力傳感器。由圖13(a)可知,施加荷載較小時管道土壓力沿管道方向分布較為平均且數值較小,只有當荷載增加到3 MPa 時,管道前土壓力才有較為顯著的變化,且由圖13(a)可知,樁體在中間位置土壓力較大。由圖13(b)可知,管道后側土壓力荷載施加到3.5 MPa之前一直為0,當加到3.5 MPa的時候土壓力才有所增加,但土壓力依舊很小最大值為2.3 kPa,并且只在常規樁防護一側。同時對比微型樁樁體前后土壓力可知,微型樁阻擋了大部分滑坡推力,對管道起到了很好的防護作用。

圖13 管道土壓力Fig. 13 Earth pressure of pipes

4 結論

為了探討不同形式的微型樁在山區滑坡作用下對燃氣管道的防護變形機制,以中貴天然氣管道滑坡為背景,開展了常規微型群樁和花管注漿形式的微型群樁室內對比模型試驗研究,通過應變、土壓力傳感器以及百分表對單樁的樁體彎矩、群樁兩側的土壓力以及位移進行了分析,得到如下結論:

1)2種不同形式的微型樁都可以抵抗較小滑坡推力的作用,緩解滑坡的發育。邊坡在滑坡推力作用下,首先表現為土體的擠壓密實,向上隆起,樁后土體發生剪切破壞,產生裂縫,隨著滑坡推力的增加,裂縫和隆起現象繼續發育直至樁體結構發生破壞,樁前土體開裂,產生滑坡。

2)花管樁彎矩的最大值出現在滑帶附近,且樁體在距離樁頂1/4位置處彎矩出現最小值。從整體來看,花管樁的彎矩值要大于常規樁,其彎矩最大值是常規樁彎矩最大值的2.4倍,彎矩較大。前排樁產生的彎矩大于后排樁的彎矩,彎矩表現為“S”形曲線分布。

3)群樁樁頂在承臺的作用下,使得樁體在頂部產生了彎矩,承臺在滑坡過程中也承受了坡體的推擠作用,表現為土體向上隆起過程中樁體與承臺板脫離,設計中應加大承臺尺寸。

4)樁體的應變最大值出現在滑帶附近,花管樁一側應變最大值是常規樁一側的2.4～3.0倍,且常規樁在最后排樁底部產生了較大應變。