引用本文
尹东, 王尚洁. 川南某换流站复杂堆积体边坡开挖变形机制及抗震加固效果评价[J].中国地质调查, 2024,11(4): 101-113.
YIN Dong, WANG Shangjie. The excavation deformation mechanism and the seismic reinforcement effect evaluation of complex accumulation slope of a converter station in Southern Sichuan[J].Geological Survey of China, 2024,11(4): 101-113.  
doi: 10.19388/j.zgdzdc.2023.319
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川南某换流站复杂堆积体边坡开挖变形机制及抗震加固效果评价
尹东1, 王尚洁2
1.国网四川电力建设分公司,四川 成都 610065
2.四川蜀能电力有限公司,四川 成都 610066

第一作者简介: 尹东(1975—),男,高级工程师,主要从事电力工程建设及边坡稳定性评价研究工作。Email: cdutlar@163.com。

收稿日期: 2023-11-20 修回日期: 2024-07-05
基金资助: 国网四川电力建设分公司“白鹤滩—江苏±800千伏特高压直流输电工程(编号: BHT-JS2024TGYSD-001)”项目资助
摘要

西南山区广泛分布的复杂堆积体边坡开挖变形机制对换流站建设具有重大制约作用。为解决白鹤滩—江苏某特高压输电工程换流站建设的紧迫需求,以拟建站址区堆积体边坡为研究对象,采用深部位移监测、原位试验和FLAC3D数值模拟相结合的手段,对该堆积体边坡开挖变形机制及不同设计方案、不同桩参数条件下的抗震加固效果进行评价,并分析其抗震加固机理。结果表明: ①换流站“多成因类型土体”的复杂堆积体边坡开挖极易产生变形,失稳模式为“牵引式蠕滑-拉裂”; ②开挖过程中形成的高陡临空面是导致此类堆积体边坡变形的主控因素,堆积体边坡土体的高水敏性是短历时强降雨后坡体变形加剧的内在诱因; ③经过圆形抗滑桩和矩形抗滑桩两种边坡加固方案治理后,坡体变形量均显著降低,坡体内最大变形位置位于坡体中后部,堆积体边坡在天然、地震工况下的稳定系数均符合设计要求,采用矩形抗滑桩对此类型堆积体边坡的治理具有更高的抗滑支挡效益和经济效益; ④地震工况下,抗滑桩桩顶变形最大,剪力和弯矩随着地震波的增加呈先增加后减小,最终达到最大值的变化趋势,最大弯矩值位于抗滑桩桩身约1/2处,边坡的支挡设计应结合桩身剪力、弯矩等分布规律进行。研究成果可为类似工程的设计和施工提供参考。

关键词: 多成因类型土体; 复杂堆积体边坡; 开挖变形机制; 抗滑桩优化设计; 抗震加固效果评价
中图分类号:P643.3 文献标志码:A 文章编号:2095-8706(2024)04-0101-13
The excavation deformation mechanism and the seismic reinforcement effect evaluation of complex accumulation slope of a converter station in Southern Sichuan
YIN Dong1, WANG Shangjie2
1. State Grid Sichuan Electric Power Construction Company, Sichuan Chengdu 610065, China
2. Sichuan Shuneng ElectricPower Co., Ltd., Sichuan Chengdu 610066, China
Abstract

The excavation deformation mechanism of the widely distributed complex accumulation slopes in the southwestern mountainous areas has a significant restriction effect on the construction of converter stations. To address the urgent needs of the converter station construction in Baihetan-Jiangsu UHV transmission project, the authors in this paper took the accumulation slope in the proposed station site as the research object, and adopted the deep displacement monitoring, in-situ test and FLAC3D numerical simulation methods to evaluale the excavation deformation mechanism of this accumulation slope and the seismic reinforcement effect under different design schemes and different pile parameters. Then the seismic reinforcement mechanism is analyzed. The results are as follows. ① The excavation of the complex accumulative slope of “multi-genetic type soil” in the converter station is prone to deformation, and the instability mode is “traction creep and tension failure mode”. ② The high and steep free face formed in the excavation process is the main factor leading to the accumulation slope deformation, and the high-water sensitivity of the accumulation slope soil is the internal inducement of the slope deformation aggravation after short duration heavy rainfall. ③ Under the two slope reinforcement schemes of circular anti-slide pile and rectangular anti-slide pile, the deformation amount of the slope body is significantly reduced, and the maximum deformation position in the slope body is located in the middle and back of the slope body. The stability coefficient of the accumulation body slope under natural and seismic conditions meets the design requirements. The use of rectangular anti-slide pile in the treatment of the accumulation body slope has higher anti-slide retaining and economic benefits. ④ The top deformation of the anti-slide pile is the largest under seismic condition, and the shear force and bending moment increase first and then decrease with the increase of seismic wave, and finally reach the maximum change trend. The maximum bending moment value is about 1/2 of the anti-slide pile body. The retaining design of slope should be combined with the distribution law of pile shear force and bending moment. The research results of this paper could provide some references for the design and construction of similar projects.

Keyword: multi-genetic type soil; complex accumulation slope; excavation deformation mechanism; anti-slide pile optimization design; evaluation of seismic reinforcement effect
0 引言

随着我国基础设施建设的不断推进, 人为切坡开挖而引起的边坡失稳问题越来越突出, 人类的工程活动已经成为边坡失稳的主要诱发因素之一[1, 2, 3, 4]。国内外学者对于切坡开挖影响下的边坡失稳机制已开展过诸多相关研究, 并取得了较系统的研究成果[5, 6, 7, 8, 9, 10]。前人通过强降雨诱发缓倾堆积体边坡失稳离心模型试验, 认为在降雨过程中, 孔隙水向基覆界面逐渐汇聚, 但是当降雨停止后, 基覆界面的孔隙水将逐渐消散[11, 12, 13, 14]。总体来说, 对于堆积体边坡开挖变形机制研究较少, 尤其是对“ 复杂成因类型土体组合结构” 堆积体边坡开挖变形机制的研究, 但其对重特大输电工程换流站站址区安全建设极为重要, 因此, 迫切需要探明其开挖变形机制。抗滑桩作为一种常见的边坡加固手段, 具有抗滑能力强、桩体可灵活布置、施工工艺简单、污工工程量少等技术优势, 在边坡防护工程中应用广泛[15, 16, 17, 18, 19, 20, 21, 22, 23, 24, 25, 26, 27, 28, 29, 30, 31, 32]。有研究以有限元强度折减法为理论基础, 得出了桩周土压力的分布规律与弯矩沿抗滑桩桩长方向上的分布规律[25, 26, 27, 28, 29, 30, 31, 32, 33]。但对于复杂堆积体桩参数的优化设计, 尤其是抗震加固机理研究仍有待进一步完善。

本文以四川省凉山州某换流站复杂堆积体边坡为例, 通过现场调查、深层位移监测和数值模拟等手段, 对“ 多成因类型土体” 的复杂堆积体边坡失稳机制进行深入研究。同时, 借助有限差分元软件, 对不同抗滑桩加固方式下的堆积体坡体变形及稳定性变化情况、加固效果以及经济合理性进行评价, 研究旨在为类似复杂堆积体边坡的加固设计提供科学参考依据。

1 研究区工程概况

白鹤滩— 江苏某特高压输电工程换流站拟建站址区位于四川凉山州布拖县, 站址区堆积体边坡总体呈SW— SE方向, 南侧较高, 顶部高程约2 490 m, 站址场坪标高为2 448~2 454 m, 高差为36~42 m(图1)。堆积体边坡开挖高度> 10 m的坡段约720 m, 最大高度约36 m, 位于边坡南侧, 开挖整体坡度为16° ~20° 。2020年4月19日, 换流站拟建站址区西侧挖方区边坡开挖过程中, 边坡出现明显变形(图2)。据现场调查, 该变形体边坡后缘发育多条横向拉张裂缝, 前缘坡脚产生隆起鼓胀变形, 两侧均发育剪切裂缝。变形发生后, 立即对变形体后缘削方减载, 削方土体用于变形体前缘坡脚回填反压, 处理后变形体的变形速率明显降低, 但深部位移监测数据显示, 该变形体仍存在蠕滑变形, 尤其是在坡脚回填土体开挖后, 仍存在整体失稳的可能性。

图1 拟建换流站站址区地形地貌及开挖边坡工程地质平面图Fig.1 Topography of the site area of the proposed converter station and the engineering geological plan of the excavation slope

图2 研究区开挖边坡变形特征Fig.2 Deformation characteristics of the excavation slope in the study area

研究区内地层主要由全新统冲洪积层黏土、上更新统— 全新统湖相沉积层黏土、下— 中更新统湖相沉积层黏土和下— 中更新统湖相沉积层粉砂交叠组成(图3), 最终形成“ 多成因类型土体” 的复杂堆积体边坡。

图3 换流站站址区堆积体边坡BB′剖面
1.下— 中更新统湖相沉积层粉砂; 2.下— 中更新统湖相沉积层黏土; 3.上更新统— 全新统湖相沉积层黏土; 4.全新统冲洪积层黏土; 5.滑带; 6.深部位移监测点及深度, m; 7.钻孔编号及高程, mFig.3 BB′ section of the accumulation slope in the converter station site area

2 换流站复杂堆积体边坡开挖失稳模式
2.1 边坡变形破坏特征

该堆积体边坡变形体于2020年4月19日开始发现产生变形裂缝, 其变形迹象主要表现为边坡坡顶后缘发育一系列平行的横向拉张裂缝, 走向为125° , 裂缝宽度基本为1~3 cm, 延伸长度最大可达30 m。边坡左右两侧均发育剪切裂缝。坡体变形由前缘的局部变形逐渐向整体变形发展, 随着坡体前缘隆起范围的不断增大, 变形范围也逐渐由前向后、由中部向两侧扩展推进, 由此在边坡的两侧边界开始出现剪切错动带, 并产生侧翼剪张裂缝。边坡前缘因局部未完全开挖, 坡体在一级放坡前缘底部产生隆起鼓胀变形, 并由此形成横向的鼓胀裂缝。变形体整体呈“ 圈椅” 状, 总体变形方向为354° , 纵向长约180 m, 横向宽约260 m, 平均厚度约15 m, 总方量约70万m3, 属中型规模土质斜坡(图4)。

图4 换流站堆积体边坡变形特征Fig.4 Deformation characteristics of the accumulation slope in the converter station

2.2 滑面(带)范围的确定

变形体范围内设置6个深部位移监测点。监测数据(图5)表明: 监测点BN01~BN03在8 d内的累计位移量分别为-0.14 mm、5.58 mm以及0.77 mm, 深部位移曲线未见明显的突变; BN04~BN06监测点深部位移曲线则出现的明显的突变, 突变深度分别在21 m、21.5 m和12.5 m的位置, 8 d累计位移量分别为7.74 mm、11.88 mm和7.47 mm。

图5 各监测点边坡深部位移监测累计位移— 孔深曲线Fig.5 The monitoring cumulative displacement— hole depth curve of the slope deep displacement in each point

根据钻孔ZK4和ZK5揭露, 结合深部位移监测结果, 认为该变形体潜在滑面上部穿过场地内的全新统冲洪积层黏土和上更新统— 全新统湖相沉积层黏土, 而底部位于上更新统— 全新统湖相沉积层黏土和中— 下更新统湖相沉积层黏土的交界面, 潜在滑面埋深约12.5~21.5 m。

2.3 边坡开挖失稳过程

“ 多成因类型土体” 的复杂堆积体边坡开挖改变了斜坡原有的应力平衡条件, 平衡状态被打破, 导致边坡发生变形失稳。堆积体边坡开挖后, 主要经历以下几个阶段: ①坡体开挖初始阶段, 产生应力释放与重分布, 由于该阶段开挖深度浅, 整体变形不大(图6(a)); ②坡体开挖应力增高阶段, 开挖段坡体内部一定深度范围内应力增高, 坡表局部产生剥落(图6(b)); ③坡体开挖局部变形阶段, 随着开挖的持续进行, 坡脚局部出现剪应力集中, 并向坡体中后部发展, 坡体后缘出现张拉裂缝, 坡体中应力的重新调整难以使坡体达到新的平衡状态, 开挖坡面局部产生滑塌, 临空面发生明显变形, 并向坡体内部发展(图6(c)); ④坡体开挖整体变形阶段, 降雨入渗导致堆积体土体含水率增大, 在继续开挖后坡体应力重分布的过程中, 坡脚前缘产生剪切应力带, 并发生隆起现象, 带动坡体后部土体产生整体运动, 坡体周缘产生多组张拉裂缝(图6(d))。

图6 开挖活动诱发堆积体边坡变形失稳过程
1.边界线; 2.地层分界线; 3.原地表线; 4.全新统冲洪积层黏土; 5.上更新统— 全新统湖相沉积层黏土; 6.下— 中更新统湖相沉积层黏土; 7.下— 中更新统湖相沉积层粉砂; 8.雨水Fig.6 Process of the deformation and instability of the accumulation slope induced by excavation

3 边坡加固效果
3.1 加固方案设计

根据该换流站堆积体边坡变形体发育特征, 并参考类似的滑坡治理工程经验, 设计了两种类型的抗滑桩支护方案: 方案一为“ 坡体中部埋入式矩形抗滑桩+坡脚矩形双排抗滑桩” , 坡体中部抗滑桩截面为2.0 m× 2.5 m, 桩长22 m, 坡脚双排抗滑桩截面为2.0 m× 2.5 m, 桩长35 m; 方案二为“ 坡体中部埋入式圆形抗滑桩+坡脚圆形双排抗滑桩” , 坡中部抗滑桩截面直径为1.8 m, 桩长22 m, 坡脚双排抗滑桩截面直径为1.8 m, 桩长35 m。

3.2 计算模型及边界条件

为验证加固治理方案的有效性, 对加固前后的坡体变形情况进行数值计算。采用典型剖面建立数值计算模型, 共划分为8 251个单元体, 8 456个节点(图7)。抗滑桩采用一维桩单元, 桩采用线弹性模型, 岩土体采用土体硬化模型。两种类型抗滑桩均采用线弹性模型: 矩形抗滑桩弹性模量E=34 GPa, 泊松比μ =0.23; 圆形抗滑桩弹性模量E=30 GPa, 泊松比μ =0.20。模型底部为固定边界, 顶部为自由边界, 其他面限制法向位移。

图7 堆积体边坡加固数值模拟计算模型Fig.7 Numerical simulation model for reinforcement of accumulation slope

3.3 加固模拟计算结果

加固前坡体变形主要集中在坡脚部分, 最大位移量位于一级马道以下, 最大值可达到55.4 cm, 坡体后缘位移量约15 cm(图8), 这与现场调查及深部位移监测结果所揭示的坡体前缘位移量大、后缘位移量小的结果基本一致。加固前坡体内部最大剪应变集中在已存在的滑带范围内, 于坡体后缘以及坡脚处剪应变值最大, 坡体中部稍小。边坡变形主要表现为坡体前缘变形带动后部土体下滑, 为典型的“ 牵引式蠕滑-拉裂” 滑动模式。

图8 边坡加固前数值模拟计算结果Fig.8 Numerical simulation results before slope reinforcement

经过两种加固方案治理后, 从变形体的位移云图(图9)可以看出, 滑动变形均出现在坡体中部, 最大变形位于抗滑桩后坡表。方案一治理后坡体变形量最大约2.9 cm, 方案二治理后坡体变形量最大约2.1 cm。两种加固方案下变形体坡脚均无明显位移, 变形体保持基本稳定。变形体在加固后最大剪应变增量位于抗滑桩桩周土体内部, 并在桩底集中, 其中坡体中部的抗滑桩周围剪应变增量较大, 加固方案一和方案二下最大剪应变增量分别为1.99 和1.49。经过抗滑桩加固后, 坡体内部已无明显的剪应变增量带, 滑带土体位移量和剪应变增量明显降低, 抗滑桩也无明显位移。

图9 边坡加固后的数值模拟结果Fig.9 Numerical simulation results after slope reinforcement

经过抗滑桩加固后, 堆积体边坡位移主要集中在坡体中后部, 进而挤压坡体中部抗滑桩产生位移, 通过其变形云图可以发现, 两种方案下中部抗滑桩的变形主要在顶端, 桩底没有明显的位移。坡脚双排桩则在桩底处产生较大的变形, 并且在扭矩作用下使得双排桩顶部向反方向位移, 双排桩前桩位移量要显著大于后桩(图10)。两种方案下的抗滑桩虽未深入到下伏基岩, 但均发挥了良好的嵌固作用, 有效地限制了土体位移。对比两种加固方案, 矩形抗滑桩位移量要低于圆形桩, 阻止上部土体滑动的效果更好。

图10 不同支护方案下支护结构位移云图和位移曲线Fig.10 Displacement cloud map and displacement curve of the supporting structure under different support schemes

4 双排抗滑桩参数对边坡加固效果的影响

为进一步明确矩形双排抗滑桩参数对堆积体边坡加固效果的影响, 本节仍然通过数值模拟中强度折减的方法, 对抗滑桩不同排距、桩截面尺寸、桩长、桩间距对边坡加固效果的影响评价进行深入探究。边坡土体折减模型参数如下(表1)。

表1 换流站堆积体边坡土体折减模型参数 Tab.1 Parameters of the accumulation slope soil reduction model in the converter station

(1)双排抗滑桩排距。将双排抗滑桩排距分别设定为± 1倍桩径、± 2倍桩径、± 3倍桩径、± 4倍桩径、± 5倍桩径、± 6倍桩径, 分析其对堆积体边坡的加固效果, 基准桩排距左侧为负, 右侧为正。经建模计算, 堆积体边坡安全系数随桩排距变化曲线结果表明, 当第二排抗滑桩布置在-5倍桩径处, 加固效果最好, 安全系数为1.765(图11(a))。

图11 双排抗滑桩参数对堆积体安全系数的影响规律Fig.11 Influence law of double-row anti-slide piles parameters on the safety factor of the accumulation body

(2)双排抗滑桩桩径。基于前文确定的抗滑桩排距, 即在-5倍桩径的基础上进行桩径的优化, 本节选用桩截面尺寸分别为2.0 m× 2.5 m, 每级增减0.1 m。 经建模计算, 堆积体边坡安全系数随桩截面尺寸变化曲线结果表明, 堆积体边坡安全系数在一定范围内随着桩截面尺寸的增加而逐渐增大, 当桩截面尺寸为2.0 m× 3.0 m时, 安全系数为1.436, 采用此方案加固堆积体边坡可以保持边坡处于稳定状态(图11(b))。

(3)双排抗滑桩桩长。基于前文所述, 在桩截面尺寸为2.0 m× 3.0 m的基础上, 对桩长进行优化, 减少桩的长度, 分析的桩长分别为31~40 m, 每级减少1.0 m。经建模计算, 堆积体边坡安全系数随桩长变化曲线(图11(c))表明, 当桩长为31 m时, 堆积体边坡的安全系数为1.352, 边坡处于稳定状态。

(4)双排抗滑桩间距。基于前文所述桩参数, 桩排距为-5倍桩径, 桩截面尺寸为2.0 m× 3.0 m, 桩长为31 m, 在此将双排抗滑桩桩间距设定为3~9 m, 由6 m 增减桩间距, 每级0.5 m。经建模计算, 堆积体边坡安全系数随桩间距的变化曲线(图11(d))表明, 当桩间距减少至4.0 m时, 安全系数为1.41, 或者当桩间距增加至少7.0 m时, 也满足要求。

5 地震工况下双排抗滑桩抗震加固机理
5.1 计算方案

为明确地震工况下换流站复杂堆积体边坡双排桩抗震加固机理, 进行了堆积体边坡的动力计算[35, 36, 37, 38, 39]。模型岩体参数见表2, 选用弹塑性模型, 抗滑桩长为35 m。FLAC3D中2个结构节点之间的直线段表示桩的单元组件, 桩可以由多个结构单元组合形成, 抗滑桩结构参数见表3。

表2 换流站复杂堆积体边坡岩体参数 Tab.2 Rock mass parameters of the complex accumulation slope in the converter station
表3 双排抗滑桩结构参数 Tab.3 Structure parameters of the double-row anti-slide pile
5.2 地震工况设计

地震工况下的抗震加固机理研究关键在于地震波的选取, 本文选取汶川地震波前10 s的加速度时程曲线, 对堆积体边坡模型进行动力加载, 模型边界条件设定为自由场, 阻尼比的设置取临界阻尼比D为0.05, 局部阻尼α L为0.157 1。

5.3 边坡动力响应

地震条件下堆积体边坡水平方向位移对比: 支护前, 水平方向最大位移约为98.71 cm; 支护后, 水平方向最大位移减小至12.17 cm。通过堆积体边坡塑性区位置对比, 支护后的坡表、坡体前缘等部位的塑性区面积明显减小, 且支护后堆积体边坡的局部塑性区消失。堆积体边坡最大主应力对比: 支护前的最大主应力主要集中于坡体内部; 支护后坡面的主应力明显减小。总体而言, 抗滑桩支护后堆积体边坡的变形减小, 稳定性提升, 边坡抗震性得到提高。

受地震效应的影响, 堆积体边坡的坡顶处易形成地震动峰值加速度(seismic peak ground acceleration, PGA)的放大效应, 导致堆积体边坡坡顶处产生应力集中, 更易变形。通过对堆积体边坡监测点PGA放大系数的监测(图12(a))可以得知: 支护前, 随着坡度的增加, PGA放大系数逐渐降低; 支护后, 堆积体边坡坡体整体PGA放大系数有所改善。说明抗滑桩能有效降低其附近岩土体的加速度, 提升堆积体边坡抗震性能。

图12 抗滑桩动力响应变化规律Fig.12 The transformation law of the dynamic response of the anti-slide pile

研究对双排抗滑桩的内力进行了分析, 以施加地震荷载前的剪力作为起点, 且只考虑动力影响效应。由抗滑桩监测点处剪力动力的变化规律(图 12(b))可以看出, 地震波输入1.0 s之后, 剪力由负变正, 且迅速增大至 681.83 kN。当地震作用1~4 s期间, 剪力又逐渐从正值变为负值, 且波动变化, 这是由于反向地震波加速度正在对冲抵消引起的。4 s之后剪力逐渐累计增加, 一直到地震作用结束为止, 剪力最大值达到约1 031.93 kN。根据剪力数据分析, 可以获知地震作用不仅能引起抗滑桩剪力正负方向的波动, 而且能够使剪力最终达到最大正值。

研究对双排抗滑桩的弯矩进行了监测(图12(c))。当地震波作用0~1 s时, 监测点的弯矩在0~-10 kN/m附近波动, 且有略微增大为正值的趋势; 当地震波作用1~4 s时, 弯矩正值逐渐增加, 而后逐渐降低为负值; 当地震波作用4 s后, 弯矩从负值到正值逐渐增大, 最大值达到48.96 kN/m。

此外, 还对地震作用后双排抗滑桩的桩身弯矩随桩体埋深的变化规律(图12(d))进行了深入探讨。随着桩体埋深的增加, 弯矩呈“ 右凸” 曲线形态, 从桩体顶部到底部, 弯矩沿桩身先逐渐增加, 而后逐渐减少, 弯矩的最大值出现在埋深约15 m处, 为87.21 kN/m, 该位置处应为抗滑桩受弯最危险断面, 有必要时, 可以在此处增设受弯钢筋, 可防止抗滑桩受弯破坏。

5.4 双排抗滑桩抗震加固机理探讨

地震波在“ 多成因类型土体” 的复杂堆积体边坡中传播极易产生反射和折射现象, 同时, 由于不同地层对地震波的差异化响应, 导致坡体出现拉伸、变形甚至失稳等现象。与此同时, 地震波在经过堆积体内部不同土层的分界面时, 也会产生反射、折射等现象, 进一步加剧边坡的不稳定状况。由地震工况下堆积体边坡地震响应数值模拟结果分析可知: 双排抗滑桩支护前, 坡顶的水平位移和大小主应力均较大, 塑性变形区域也较大, PGA的放大系数也大于1.25; 双排抗滑桩支护后, 各测点的各项指标均显著降低, 堆积体边坡的整体稳定性明显提高。这是因为抗滑桩具有挤实和刚度支撑作用, 能明显改善周围堆积体土体的力学性质。当地震波以面波的形式传播时, 部分将直接到达抗滑桩桩身, 另一部分则是先到达抗滑桩桩间的土体, 再传播到桩身, 最终通过抗滑桩桩身将地震波消散于锚固段的岩土体中。

由此可知, 抗滑桩的剪力与弯矩, 均是随着地震波的增加呈先增加后减小, 最终达最大值的变化趋势。因此, 在抗滑桩支护时, 需要加强对桩身、桩顶等位置的箍筋布置, 最大弯矩值位于抗滑桩桩身约1/2处, 在最大弯矩处增设抗弯钢筋, 使得抗滑桩不易产生失效破坏。尤其需要注意, 在地震作用下, 要对抗滑桩采取保守设计, 建议取最大弯矩的1.2~1.3倍进行计算, 同时, 也应结合桩身内力的分布规律以及在剪力较大部位增设箍筋, 增强抗剪性能及提升抗震效果, 合理增大安全系数。

6 结论

(1)白鹤滩— 江苏某特高压输电工程换流站堆积体为“ 多成因类型土体” 的复杂堆积体边坡, 换流站堆积体边坡已存在连续滑带, 深度约12.5~21.5 m。开挖过程中形成的高陡临空面是导致此类堆积体边坡变形的主控因素, 换流站堆积体边坡土体的高水敏性是短历时强降雨后坡体变形加剧的内在诱因, 堆积体边坡失稳模式为 “ 牵引式蠕滑-拉裂” 。

(2)矩形抗滑桩对堆积体边坡的加固效果优于圆形抗滑桩, 具有更高的抗滑支挡效益和经济效益。双排抗滑桩最优加固参数为, 第二排抗滑桩布置在-5倍桩径处, 桩截面尺寸为2.0 m× 3.0 m, 当桩长约为31 m, 双排抗滑桩间距约为5.0 m时, 加固效果最好。

(3)地震工况下, 抗滑桩桩顶变形最大, 剪力和弯矩随着地震波的增加呈先增加后减小, 最终达到最大值的变化趋势, 最大弯矩值位于抗滑桩桩身约1/2处。边坡的支挡设计应结合桩身剪力、弯矩等分布规律, 在剪力较大部位增设箍筋, 增强抗剪性能及提升堆积体边坡抗震效果, 合理增大安全系数, 确保工程安全。

(责任编辑: 刘丹)

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