微型桩在路基滑移治理中的应用

牟 丹

(山西省交通规划勘察设计院有限公司 太原市 030032)

0 引言

在我国的多山地区，修建公路往往会形成许多的公路路基边坡。由于地形的特殊性，公路路基边坡常常会出现开裂、滑移等多种问题，影响道路的正常使用，甚至造成严重的安全事故。因此路基边坡问题一直是困扰公路行业的大难题。

在公路填方路基边坡中，即便设计单位采取多种措施来保证路堤边坡的稳定性，但实际施工质量往往难以达到设计要求，从而引发各种各样的路堤边坡问题。针对已经发生的路堤边坡治理问题，众多学者做了大量的研究[1-5]。以某填方路基边坡为研究对象，结合路基滑移规模情况，对斜坡填方路基失稳问题提出采用微型钢管桩加固的治理措施，旨在为设计和施工提供一定的参考。

1 工程概况

1.1 工程地质概况

该地区主要为湖相沉积，其表层为较厚的黏土层，且具有一定的膨胀性。根据地勘报告显示，该工程区的主要地层情况如下：

(1)地表为杂填土，平均层厚为1.5m，堆载时间短，稍湿，松散程度高。

(2)1.5～4.0m深度范围内为典型的膨胀土，其主要成分为钙质结核黏土，软塑～硬塑状，含有一定的钙质结核，膨胀性中等。

(3)4.0～6.0m范围内为强风化砂质泥岩，风化裂隙发育，结构面清晰度一般，岩体的大部分结构已经破坏，构造层理不清晰，裂隙切割严重。

(4)6.0m以下为中等风化的砂质泥岩，节理裂隙一般发育，成短柱状，部分成块状。

该工程区土体的力学参数如表1所示。

表1 岩、土物理力学指标建议值表

1.2 设计方案

拟建公路为城市次干路，双向6车道，红线宽度30m，填方高度约为15m，第一级坡高7m，第二级坡高8m，中间设置2m宽的碎落平台。根据地质勘查情况和道路设计标高，此处的路基采取了如下设计方案：

清除表层1.5m厚的杂填土，并反挖设抗滑错台，错台宽度为2m，高度不得小于0.5m，并对填方路基进行分层碾压。根据总体规划，填方边坡为临时边坡，随着后期地块开发，该填方边坡将会消失。因此坡面仅做了喷播植草防护。

其具体措施如图1所示。

图1 填方路基典型断面图

2 路基滑移原因分析及治理措施

2.1 滑坡原因分析

由于后期地块开挖时间延迟，在经历了多次强降雨之后，道路路基产生了变形。道路路面产生了拉裂缝，坡脚处填土出现了一定的隆起鼓胀变形。组织专家进行现场踏勘之后，认为连续长时间的强降雨是诱发此次路基变形的主要因素。由于原膨胀土土层较厚，力学性能尚可，设计方案认为填土后即将膨胀土进行了覆盖，从而忽视了膨胀土具有膨胀性的潜在危害。由于道路两侧的地块迟迟未进行开发，此次强降雨导致土体饱水程度增大，从道路两侧土体逐渐浸入路基下部的膨胀土层。膨胀土遇水抗剪强度大幅降低，同时土体产生膨胀，导致在填土界面形成了较弱的滑动面，路堤发生水平位移，并在坡脚处发生应力释放，从而引起隆起变形。

根据地勘报告，受地表水浸泡过后的膨胀土抗剪强度为11kPa和7°，利用大型岩土有限元计算软件Midas GTS NX的SRM强度折减法计算模块，利用地勘报告建议岩土参数，模型底部约束水平和竖向位移，模型侧面可发生竖向沉降，因此仅约束其水平向位移，建立了现状路基的稳定性分析模型，计算得到其现状路堤边坡的安全系数为1.1，处于欠稳定状态，其潜在滑面如图2所示。

图2 现状路堤的滑移变形图

通过图2可以看出，沿膨胀土层界面形成了潜在的滑动带，并向上延伸至填方土体内，填方路基形成了从路面到路基坡脚处的贯通潜在滑动面，在坡脚处产生了应力释放变形，这也与现场的变形情况吻合。可见膨胀土层的强度降低是引起滑移的原因。

2.2 处治方案效果分析

根据现场变形情况，拟采用15m长微型钢管桩注浆加固的处理措施，并辅以打设深层排水孔，增设截水沟避免地表水继续浸泡路堤，提高膨胀土的抗剪强度。为了得到经济合理的加固方案，拟定了如表2所示的几种加固方案。

表2 治理方案参数表

在有限元分析中，对于注浆加固通常采用提高结构或者土体的弹性模量及抗剪强度来等效代替。从安全的角度出发，暂不考虑注浆对原始土体的加固效果，仅考虑微型桩对路堤边坡的加固效果，认为经过截排水处理后膨胀土能恢复到浸泡前的抗剪强度，因此在有限元模型中的膨胀土抗剪强度取22kPa和11°。

建立微型桩加固填方路堤边坡的有限元模型，如图3所示。通过分析计算得到了钢管桩治理方案的稳定性结果。

图3 微型桩治理路堤滑坡有限元模型

(1)安全系数

提取不同桩径、不同纵向设置间距的微型桩加固路堤边坡的稳定性分析结果，其安全系数如图4所示。

图4 不同加固方案下的路堤安全系数对比图

从图4可以看出，当钢管桩的纵向设置间距相同时，不同桩径的钢管桩加固下，直径108mm的钢管桩比直径95mm的钢管桩安全系数略高，究其原因，从式(1)刚度计算可以看出，当壁厚相同时，108mm钢管比95mm钢管刚度大，能够提供更大的抗滑力。

(1)

当桩径为95mm、纵向间距为1.0m、1.5m、2.0m时，其对应的安全系数依次为1.34、1.32和1.29，安全系数减小率依次为1.49%和2.27%。

当桩径为108mm时，纵向间距为1.0m、1.5m、2.0m时，其对应的安全系数依次为1.35、1.33和1.31，安全系数减小率依次为1.41%和1.58%，由此可看出当间距从1.0m增大到1.5m时安全系数变化不大，当从1.5m增大到2.0m时安全系数减小幅度相对较大。从路堤边坡的稳定性系数可以看出，当钢管桩直径为108mm时，路堤边坡的稳定性系数均能满足《城市道路路基设计规范》中安全系数不小于1.3的规定。

通过分析路堤边坡的安全系数可以看出，当桩径为108mm、纵向间距1.5m时，安全系数能够满足规范要求，同时兼顾安全储备和工程造价的因素，因此拟定采用108mm、纵向间距1.5m方案进行治理。

进一步对比原始状态和治理方案的塑性区分布可以看出，在未治理前，路堤边坡的潜在滑动面从路堤坡脚沿膨胀土界面往后延伸至路面，形成了贯通的滑动面，呈现出比较规则的圆弧状滑面，这也印证了较均匀的土质边坡容易形成圆弧状的滑动面。而在治理后，路堤边坡的最危险滑动面形状与治理前类似，但是由于有钢管桩的存在，阻断了滑动面进一步往后延伸的可能性，而在后缘的路堤中形成了多级的小型滑动面，但并没有完全进入塑性状态，通过钢管桩的抗滑阻力有效地隔断了滑动面的发展，提高了路堤边坡的稳定性。

(2)钢管桩内力分析

通过图5可以看出，钢管桩所受的轴力从桩顶到桩底呈现出先增大后减小的变化趋势，并在靠近强风化岩层界面处取得最大值。究其原因，在强风化岩层以上土体压缩模量小，且绝大部分是填土，在沉降过程中对钢管桩产生向下的压力，因此表现出钢管桩轴力逐渐增大的变化趋势。而钢管桩进入强风化岩层及以下时，岩层压缩模量大，钢管桩相对岩层向下移动，岩层对钢管桩形成向上的摩擦力，从而使得钢管桩的轴力随深度增加而逐渐减小。由此也可以看出钢管桩同时起到了摩擦和端承的作用。

图5 直径108mm钢管桩轴力云图

从图6可以看出，钢管桩的弯矩并没有呈现出明显的变化趋势，并且数值都很小。分析其原因，这是因为钢管桩悬臂段较短，受到的内侧横向推力较小，侧向土压力对钢管桩产生的弯矩也较小。这也说明了该路堤边坡目前发生的是坡脚处的牵引式滑动。若仅作截排水措施不设钢管桩，通过有限元计算得到路堤边坡的安全系数为1.21，虽然能够保证路堤稳定但是不能满足规范要求。通过上述的分析可知，经过截排水措施提高了坡脚处路堤的抗剪强度，同时钢管桩有效地降低了内侧土体对坡脚处土体的挤压，从而提高了整体的稳定性。

图6 直径108mm钢管桩弯矩云图

3 结语

以某路基变形为对象，结合路堤变形规模及路堤边坡周围地块的实际情况，提出了采用微型钢管桩注浆加固的治理方案，得到了以下主要的结论：

(1)路堤周边地块未开发，导致两侧地表水下渗浸泡填土，膨胀土抗剪强度降低是引起路堤变形的主要因素。

(2)直径108mm钢管桩比直径95mm钢管桩加固下的安全系数略高，间距从1m增大到1.5m比间距从1.5m增大到2m的安全系数降低幅度小。

(3)钢管桩的轴力呈现出先增大后减小的变化趋势，所受的弯矩较小，同时表现出端承桩和摩擦桩的特性。