格构锚固体系承载机理及破坏模式的试验研究

张 涛，石胜伟，谢忠胜

(1.中国地质调查局 地质灾害防治技术中心, 成都 611734; 2.中国地质科学院 探矿工艺研究所, 成都 611734)

格构锚固体系承载机理及破坏模式的试验研究

张 涛1，2，石胜伟1，2，谢忠胜1，2

(1.中国地质调查局 地质灾害防治技术中心, 成都 611734; 2.中国地质科学院 探矿工艺研究所, 成都 611734)

通过开展格构锚固体系与滑坡体相互作用的室内物理模型试验，测得格构锚固体系的梁下土体抗力、格梁内力、位移及变形破坏等关键数据，进而得出滑坡防治中格构锚固体系的承载机理与破坏模式。结果表明：在滑坡推力及锚索锚固力作用下，格梁节点处下部受拉、上部受压，跨中处下部受压、上部受拉，整体受力呈“S”曲线状；随着荷载的增加，格梁节点处向坡内弯曲变形、跨中处向坡外弯曲变形；格梁的主要破坏形式有跨中“弓”形弯折破坏、节点处受压碎裂破坏、格梁中间土体拱出破坏、格梁上方土体挤出破坏4种类型；格梁的主要破坏模式为塑性多绞弯折破坏。

格构锚固体系；物理试验研究；滑坡承载机理；格梁；破坏模式

1 研究背景

近年来，格构锚固体系作为滑(边)坡加固的重要支挡结构，已在公路、铁路和水利水电等工程建设中得到广泛应用。它是由格构梁护坡和锚固工程有机结合的新型结构形式组成，具有结构形式多样、布置灵活、不必开挖扰动边坡、施工安全快速等优点[1]。

近年来，国内诸多学者对格构锚固体系开展了大量研究，其成果主要集中在格构锚固体系的内力计算方面，如许英姿等[2-3]运用格构梁Winkler解析解分析，着重探讨了钢筋混凝土格构梁与预应力锚索复合结构的设计理论；夏雄等[4]、宋从军等[5]通过东坪高边坡工点应用预应力锚索地梁的工程实践，探讨了高边坡预应力锚索地梁的内力计算方法；梁瑶等[6]针对锚索的张拉阶段和工作阶段，提出利用滑坡推力确定框架梁的土压力，从而采用倒梁法反推锚索拉力，计算出梁的内力；杨明等[7]利用Winkler地基模型分析锚索框架的受力特性，提出锚索框架的弹性地基梁计算模式。在试验研究方面，朱大鹏等[8]通过现场试验，重点探讨了预应力加载时格构梁内力的变化特征及锚固力在格构纵横梁上的分配规律；朱宝龙等[9]利用现场试验方法，研究了土质边坡加固中预应力锚索框架的内力分布规律，并验证了锚索框架内力的Winkler弹性地基梁计算模式；秦新义等[10]通过工程现场试验研究，表明了采用两阶段设计能较好地反映格构梁的受力情况，且设计安全，而简化的地基反力为手工计算带来了方便。然而由于格构锚固体系属于多体系(岩土体-格构梁-锚索)的耦合问题，难度大，研究进展一直较缓慢。尽管格构锚固体系已广泛应用于工程实际，但因其应用历时较短，在滑坡防治中的设计计算方法、受力特性及破坏模式等问题也尚未得到充分的认识，诸多设计计算理论也远落后于工程应用。

以往的现场试验与实际工程紧密结合，较好地反映了工程实际，取得了诸多成果，但同时也存在一些不足之处：一方面以往现场试验是在保证滑坡体稳定的条件下进行的，这与滑坡整体滑动下格梁-锚索-岩土体三者协同作用模式不完全相符；另一方面现场试验测试数据的稳定性及精度受现场天气、温度、环境等诸多条件影响，数据的可靠性和完整性相对不高。

为此，本文通过格构锚固体系的室内模型制作及加载直至滑坡模型整体破坏的全过程试验研究，并改善试验条件、增加测试手段、提高测试精度，进而得出格构锚固体系的受力分布规律、承载机理和破坏模式。这对于指导实际工程合理化设计及运用具有重大意义：一方面可得出格构锚固体系与滑坡土体的协调作用机理，进而提出在不同地质条件下格构锚固体系防治滑坡的最优结构形式；另一方面在实际工程中，可针对格构锚固体系受力最大、应力集中、且易破坏的位置加强配筋或优化格梁的尺寸、网度等结构形式，进而确保格构锚固体系的防治效果。

2 格构锚固体系试验设计

2.1 试验原理

以碎石土为介质建立滑坡模型，人工预设滑面，在滑体坡后部采用液压千斤顶施加滑坡推力直至滑坡模型整体破坏。通过埋设于格构梁下部的土压力计，观测格构梁的梁下土压力情况；通过贴设在钢筋上的应变片，测试格梁的内力弯矩情况；总结出格构锚固体系的承载机理和破坏模式。试验模型如图1所示。

图1 格构锚固体系试验模型示意图

2.2 模型准备

滑体采用西南山区典型碎石土进行分层填筑，夯实后重度为19.2 kN/m3，含水率为18.4%。滑床采用C25混凝土浇筑，以满足锚索锚固要求。滑带采用双层聚乙烯塑料薄膜模拟，其参数经无格构锚固体系试验中滑坡处于极限平衡状态时，反算确定为c=3.5 kPa，φ=15.5°。

本项目从科研的角度出发，共进行了6次室内模型试验，分别讨论格构锚固体系在不同间距、不同截面尺寸及不同悬臂条件下的受力机制和破坏模式。本次试验采用无悬臂段格构梁，主要为与有悬臂段格构梁进行对比分析。格构梁截面尺寸为35 mm×40 mm，格梁网度为3×4型，纵筋为LL650号φ6冷轧钢筋，箍筋为双肢φ4，间距100 mm。横梁、竖梁跨长均为400 mm，横梁长1.6 m，竖梁长1.2 m。绑扎钢筋笼后，用细石混凝土浇注，强度为C20。锚索为单根φ5刻痕钢丝，锚固段长0.5 m，布设在格梁节点中心处，入射角19°。格构锚固体系实体模型照片见图2。

图2 格构锚固体系模型照片Fig.2 Photo of lattice framed anchor model

2.3 测试内容

在格构梁梁下土体内布设土压力计，以测试格梁与土体相互作用变化关系；在格构梁主筋上贴设应变片，以测试格构梁的内力变化情况；在格梁节点处布设锚索测力计，以测量格梁节点锚索受力情况；在格梁节点、跨中处以及滑坡体上设置位移计，以监测滑坡体及格梁的位移情况。具体详见图3。

图3 监测点布设示意图Fig.3 Layout of monitoring points

2.4 加载设计

加载测试前，首先对锚索施加预应力2.0 kN，待数据稳定后，通过千斤顶在滑坡体后部进行分级施加荷载，单次加载量设计为10.0 kN。数据采集时间间隔为1 h，每级加载后，待数据稳定后再施加下一级荷载，直至滑坡模型及格构梁变形破坏。本次试验共施加170 kN的荷载。

3 试验结果分析

3.1 滑坡变形时间的判断

本次试验中共设10个位移监测点，其中3个横向位移监测点布设在格梁节点处(JD1—JD3)、5个横向位移监测点布设在格梁跨中处(KZ1—KZ5)、2个竖向位移监测点布设在格梁外侧滑坡模型土体上(PT1，PT2)。格梁节点、跨中及滑坡土体位移曲线见图4。

图4 格梁节点、跨中及滑坡土体位移曲线Fig.4 Displacement curves of lattice girder node,mid-span and landslide body

从整体看，在加载至100 kN之前，各测点位移随着荷载增加呈线性增长，滑坡处弹性变形阶段；加载100 kN之后，位移曲线发生转折，呈曲线加速增长，格梁节点及跨中处位移均加速增长，格构梁逐渐发生破坏，滑坡模型处弹塑性变形阶段；加载140 kN后，位移曲线剧增，滑坡失稳，格构锚固体系全部破坏失效。根据分析知，在加载100 kN时，滑坡模型近乎处于极限平衡状态，此时滑坡坡体竖向位移为25.05 mm。

图5 横梁梁下土压力分布Fig.5 Curves of earth pressure distribution under horizontal beams

图6 竖梁梁下土压力分布Fig.6 Curves of earth pressure distribution under vertical beams

从局部看，滑坡模型坡顶竖向位移最大也最敏感，格梁节点处因锚索锚固力作用，自始至终位移近乎为0，而格梁跨中处，因土拱破坏致使格梁跨中发生“弓”型弯折破坏，格梁跨中出现一定的位移变化，最大为格梁中间底部KZ3监测点，位移为10.44 mm。

3.2 格构梁土体抗力分析

3.2.1 横梁土体抗力分布

图5为格构锚固体系试验中横梁H1和H2各测点土压力分布情况。

加载前，梁底土压力较小，分布规律不明显，加之锚索施加了预应力作用，梁下土体分布极不均匀。在加载初期，由于锚索的锚固作用，滑坡体与格构锚固体系越来越紧密，格梁梁下土体抗力不断增大，但当达到滑坡推力加载到一定值后，格梁节点中间土体发生“土拱”破坏，格梁也逐渐发生弯曲破坏，格梁跨中逐渐与土体脱离。

由此可见，随着荷载的增加，锚索的拉力作用致使越靠近格梁节点处的土压力持续增大，而跨中处测点的土压力呈现先增大后减小的趋势，具有“节点处大，跨中处小”的特点，分布特征呈“倒三角形”状。

3.2.2 竖梁土体抗力分布

图6为格构锚固体系试验中竖梁S1和S2各测点土压力分布情况。

从图6中可以看出，S1，S2竖梁的受力分布情况与H1横梁基本类似，随着加载量的增大，节点处土压力值增大明显，而跨中土压力值增大不明显，进一步说明了格构梁基底反力分布模式受锚索的锚固作用影响较大。

同时从图6可看出，竖梁上下部土体抗力不均等，整体呈现上大下小的“倒三角形”锯齿分布。从锚索节点处及格梁跨中处土体压力值对比知，在同一荷载作用下，最上排横梁(H1横梁)受力最大、中间排(H2，H3横梁)次之、最下排(H4横梁)最小，四者的平均值大致呈4∶2∶2∶1的比例关系。这说明格构锚固体系在该种滑坡模型特征下，各排锚索格梁同时受力、同时变位，但自上而下所承担的滑坡推力具有一定的分配规律。

3.3 格构锚固体系内力分析

3.3.1 格构梁弯矩分析

根据梁的弯曲理论知：

(1)

(2)

(3)

联立式(1)—式(3),求得桩身弯矩的公式[11]为

式中：σ为应力；M为桩身变矩;y为截面中心高度；I为惯性矩;E为弹性模量;EI为格构梁的抗弯刚度(N·m2)；εl,εy为钢筋表面处的拉、压应变；h为格构梁横截面的高度(m)。

根据以上公式对格梁钢筋应变进行分析可得格梁的弯矩分布，见图7。

图7 H1，H2横梁弯矩分布Fig.7 Distribution of bending moment of beam H1 and H2

从图7中可以看出，加载初期，格梁测点值比较小且无一定的规律，但随着荷载量的增加，格梁锚索受力越大，格梁弯矩也呈现一定的规律。

(1) 加载初期，格梁弯矩基本呈正值，具有一定的整体刚度，说明在相对松散、破碎软弱的滑坡体上格构梁具有刚性梁的特点。

(2) 随着荷载的增加，锚索拉力的增大，节点处正弯矩越来越大，且有一定的线性关系(横梁H1节点处在加载160 kN时最大正弯矩达194.86 N·m)；而格梁跨中处弯矩随锚索拉力的变化相对复杂，在荷载比较低的时候，呈现正值，在荷载比较很大时，由正值变为负值(横梁H1左侧跨中处最大负弯矩为-44.86 N·m)。可见，在滑坡推力及锚索锚固力作用下，格梁节点处梁下部受拉、梁上部受压；跨中处梁下部受压、梁上部受拉，格梁整体受力呈“S”曲线状。这与采用Winkler弹性地基梁理论计算格构梁的弯矩分布基本吻合，也说明了Winkler弹性地基梁理论计算格构梁的弯矩分布是可行的。

(3) 在同一荷载作用下，H1横梁的弯矩比H2横梁弯矩要大，这说明H1横梁承受的滑坡推力和锚索拉力值要大，这与前面“上排格梁受力最大、中排次之、下排最小”的结论相吻合。

3.3.2 锚索受力分析

锚索受力情况如图8所示。由图8可知，每次加载后，锚索锚固力随着时间的推移逐渐损失，致使各测点值随锚索锚固力的减小而逐渐减小,具有一定的波浪起伏性。

图8 锚索锚固力随时间变化曲线Fig.8 Curves of anchorage force over time

在加载过程中，M1—M5中的M3，M4变化值最大，M2，M5次之，而M1测点值几乎不变，为不正常值，可能是锚索测力计出现故障的原因，该值不用来分析。M6—M10中的M8，M9变化值最大，M7，M10次之，M6最小。加载至170 kN时，M3，M4锚索拉力分别为6.72，7.16 kN，M8，M9锚索拉力分别为6.25，4.63 kN。在加载至100 kN时，该M3，M4，M8，M9处的格梁节点最先出现开裂破坏，跨中出现开裂及弯曲变形；在加载至140 kN时，该4处出现碎裂破坏，而跨中也出现折断破坏。同时，对比4排锚索的整体受力曲线图，不难发现，第1排锚固力>第2排锚固力>第3排锚固力>第4排锚固力，这与前面“上排格梁受力最大、中间排次之、下排最小”的结论相吻合。可见，格构锚固体系整体受力呈现上部大于下部、中间大于两侧的特征。

3.4 破坏模式分析

图9为格构锚固体系试验的变形破坏照片，由图9可得以下几种破坏形式。

图9 格构锚固体系典型破坏照片Fig.9 Photos of typical failures of lattice framedanchor system

(1) 节点处受压碎裂破坏。由于锚索锚固力作用，其节点处首先出现开裂破坏，并向坡内弯曲变形，随着荷载的不断增加，锚索锚固力不断压碎格梁，致使格梁节点处出现碎裂破坏。

(2) 跨中“弓”型弯折破坏。随着荷载的增加，跨中处向坡外弯曲变形，跨中至节点之间多处出现0.5～2 mm的断裂裂纹，且在跨中个别地方出现0.5～1.5 cm的脱空区。

(3) 格梁中间土体拱出及上部土体挤出破坏。 在不断增大的滑坡推力下，格梁嵌入土体内，中间土体拱出，而格梁上部，因没有格构锚固体系的整体防护，致使上部土体整体挤出破坏。

此外，试验中格梁边节点处最先破坏，且受力不均，外侧混凝土先发生碎裂，致使锚索发生偏转甚至弯折破坏，失去锚拉作用。可见，在无悬臂条件下，格梁边节点受力不均，锚索发生偏转或弯折破坏。而在有悬臂段条件下，边节点受力与格梁中部节点受力一样均匀，为整体碎裂破坏。图10为格梁边节点与中部节点的破坏对比照片。

图10 格梁边节点与中部节点破坏对比Fig.10 Comparison of failure between edgenode and central node of lattice beam

可见,格构锚固体系在滑坡推力、锚索拉力和梁下土体抗力共同作用下，在格梁节点处和跨中处出现弯矩集中现象，导致该两处的格梁材料出现塑性屈服。随着荷载的增加，在该位置产生塑性铰，格梁失去承载能力而发生破坏。由于格构梁体系中具有多个节点和跨中塑性屈服点，这种破坏模式称为塑性多铰破坏，塑性铰均出现在格梁弯矩最大值附近，与格梁破坏位置相对应。

综上可知，格构锚固体系的主要破坏形式可分为节点处受压碎裂破坏、跨中“弓”型弯折破坏、格梁中间土体拱出破坏及上方土体挤出破坏4种。在多排锚索的约束作用下，格构锚固体系的主要破坏模式为塑性多铰弯折破坏，其破坏模式见图11。

图11 格构锚固体系破坏模式Fig．11 Failuremodesoflatticeframedanchorsystem

4 结 论

根据格构锚固体系模型试验研究结果，可得到以下结论：

(1) 本文中滑坡模型在加载100 kN前，处于弹性变形阶段，此后，在滑坡推力作用下，模型逐步进入弹塑性和塑性变形阶段。

(2) 横梁和竖梁梁下土体抗力分布形式相似，在同一荷载下各排锚索格梁受力不等，整体受力呈现上部大于下部、中间大于两侧的特征。

(3) 加载初期，格梁弯矩基本呈正值，具有一定的整体性，说明在相对松散、破碎软弱的滑坡体上的格构梁具有刚性梁的特点。

(4) 在滑坡推力及锚索锚固力作用下，格梁节点处下部受拉、上部受压，跨中处下部受压、上部受拉，整体受力呈“S”曲线状。

(5) 锚索锚固力与格梁梁下土体反力、格梁内力相似，均具有一定的波浪起伏性，且各排锚索受力与格梁整体受力所呈现的变化相对应。

(6) 格构锚固体系的主要破坏形式可分为节点处受压碎裂破坏、跨中“弓”型弯折破坏、格梁中间土体拱出破坏及上方土体挤出破坏4种。因此，建议在实际格构锚固体体系设计中，应特别加强格梁节点及跨中的配筋强度。

(7) 在无悬臂段条件下，格梁边节点受力不均，锚索易发生偏转或弯折破坏。因此，格构锚固体系设计及工程应用中，应合理设计格梁悬臂段。

(8) 在多排锚索的约束作用下，格构锚固体系的主要破坏模式为塑性多铰弯折破坏。

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(编辑：姜小兰)

Model Test on Mechanical Properties and Failure Modeof Lattice Framed Anchor System

ZHANG Tao1,2, SHI Sheng-wei1,2,XIE Zhong-sheng1,2

(1.Technical Center for Geological Hazard Prevention and Control, China Geological Survey, Chengdu 611734, China; 2.Institute of Mineral Prospecting Technology, Chinese Academy of Geological Sciences, Chengdu 611734, China)

The mechanical properties and failure modes of lattice framed anchor system in preventing landslide are

investigated through large-scale physical model test on the interaction between anchor system and landslide. The resistance of soil under lattice girder, the internal forces, displacements and deformations of lattice girder are obtained. Results show that under the actions of landslide thrust and anchorage force, the lattice girder as a whole is subjected to forces in an “S” shape, which means that the beam part below node was subjected to tension, the above node compression, and below mid-span of the beam compression, and above mid-span tension; with the increase of load and the gradual destruction of landslide model, the node of lattice girder bends towards the inside of the slope, the mid-span bends towards the outside. Moreover, the failure modes of lattice framed anchor system are summarized into four types: bending failure in an “S” shape in the mid-span, cataclastic failure of node caused by compression, extrusion of soil between girders, and extrusion of soil above girders, among which plastic bending failure is a main failure mode.

lattice framed anchor system; physical model test; bearing mechanism of landslide; lattice girder; failure mode

2016-03-29;

2016-05-05

中国地质调查局二级资助项目(DD20160278)；中国地质调查局工作资助项目(1212011220171)

张 涛(1985-)，男，湖南耒阳人，工程师，硕士，主要从事地质工程及地质灾害等方面的研究工作，(电话)17716156286(电子信箱)zhangtao0877@163.com。

10.11988/ckyyb.20160289

2017,34(6):108-113,118

TU473;TU45

A

1001-5485(2017)06-0108-06