论文部分内容阅读
摘要：针对现有路基结构形式难以保证环境与经济效益俱佳的不足，提出了一种适应于山区陡坡地形的新型“桩-锚-框架”复合双层行车路基结构，并进行了该新型结构的静力模型试验研究。对通过数值手段选取的最优结构形式建立缩尺比例为1∶20试验模型。通过试验，测定了模型在静力荷载作用下，抗滑桩桩顶及边坡位移，分析了结构对边坡的支挡作用;测定了结构各部分的受力及变形情况，分析结构的静力稳定性及破坏形式;测定了预应力锚索作用下，桩后、桩底和基底土压力随荷载的变化情况及分布规律。试验结果表明，新型“桩-锚-框架”复合双层行车路基结构具有稳定性好、变形小、结构承载力高等优点。
关 键 词：复合路基结构; 静力特性; 桩-锚-框架结构体系; 山区公路
中图法分类号： TU412 文献标志码： ADOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2019.01.031
山区双层行车路基结构是由“桩—锚—框架”复合的一种新型的路基结构形式，集双层行车、山体锚固、边坡支挡和路面支撑等多功能于一体。它不同于一般整体式路基挖方边坡高、土石方量大的特点，也不像大跨度棚洞对结构的承载力要求高[1-2]，也不同于傍山桥造价高、施工难度大。
本文将现有的结构有机结合，形成能发挥山体锚固、边坡支挡和路面支撑等多种功能于一体的复合结构，其结构形式及陡坡地形断面布置如图1所示。现有的数值模拟分析表明[3-5]：该路基结构对山体扰动与破坏较小，在保证结构本身稳定性的同时能对边坡起到较好的支挡作用，安全可靠并且经济合理。
为此，本文对新型双层行车路基结构进行了模型静力试验研究，以充实该新结构的基础研究结果，为实际工程应用提供可靠的理论支撑。
1 试验目的及内容
由于本文主体结构类似于“h”型抗滑桩，参考了配有预应力锚索设计的“h”型抗滑桩模型试验[6-11]，对该种新型复合路基结构进行静力模型试验。利用理论分析及有限元模拟的结果，对模拟选取的最优结构形式建立缩尺比例为1∶20试验模型，分析静力荷载作用下结构的位移、应变、应力，及其与边坡共同作用情况。研究预应力锚索作用下桩后土压力分布规律，检验结构的整体受力性能和边坡的稳定性，确定此双层行车路基结构的实际承载力，以及对边坡的支挡作用，验证理论分析和数值分析结果，完善结构方案，为工程设计提供可靠依据。
模型试验主要包括以下内容。
（1） 测定模型在静力荷载作用下抗滑桩桩顶及边坡的位移以及抗滑桩的受力，分析结构对边坡的支挡作用。
（2） 测定在静力荷载作用下，结构各部分的内力及位移变形情况，分析结构的静力稳定性以及破坏形式。
（3） 测定预应力锚索作用下，桩后、桩底和基底土压力随荷载的变化情况及分布规律。
2 试验设计及模型制作
2.1 试验总体设计
本次试验在自制模型箱进行，模型箱采用5 mm厚钢板焊接成并用10号槽钢在周围进行加固。模型箱内部尺寸为：长2 670 mm，宽1 550 mm，高1 300 mm。考虑到边坡与结构的相互作用，以及预应力锚索合理锚固深度，结构靠近山体一侧边坡模型的宽度范围取1.2 m，边坡高度高于结构抗滑桩桩顶。为了准确模拟边坡与结构的相互作用，该试验边坡模型不人为设置滑动面，模型箱土体分层填筑夯实，每填筑10 cm夯实一次，每层夯实次数为3～5次，达到预定高度时埋置相应土压力盒及预应力锚索。
本试验为静力破坏试验，结构行车荷载采用配重块模拟，邊坡荷载采用千斤顶通过加载板逐级施加直至结构破坏。试验总体布置示意图及测试原件布设如图2，3。
2.2 主体结构模型制作及模型材料
2.2.1 主体结构模型
主体结构模型采用钢筋混凝土制作，包括抗滑桩、挡土板、横梁、内（外）纵梁、内地基梁、支撑柱、路面板等构件，抗滑桩锚固深度为300mm，基础埋深为150mm。模型各部分尺寸如下：抗滑桩，1 100 mm（长）×50 mm（宽） ×75 mm（厚）;横梁，636 mm（长）×40 mm（宽）×40 mm（高）;内（外）纵梁（内地基纵梁），1 550 mm（长）×40 mm（宽）×40mm（高）;外纵梁，1 550 mm（长）×40 mm（宽）×40 mm（高）;支撑柱（截面），50 mm×50 mm;外地基纵梁，底面宽125 mm，肋梁1 550 mm（长）×50 mm（宽）×50 mm（高）;加腋尺寸，内侧40 mm×125 mm，外侧40 mm×150 mm;结构照片见图4。
2.2.2 试验材料
（1） 模型混凝土。结构模型采用微粒混凝土制作，最大粒径为5 mm，粗骨料选用粒径2.0～5.0 mm的砂砾代替普通混凝土中的碎石，细骨料选用粒径0～2 mm的砂砾代替普通混凝土中的砂砾。水泥采用425号普通硅酸盐水泥，配合比为水泥∶细骨料∶粗骨料∶水=1∶1.72∶2.48∶0.42，减水剂用量2%。配制的微粒混凝土与原结构中采用的C30混凝土各项力学指标基本相似[13]。
（2） 模型钢筋。模型钢筋采用直径1.6～4 mm（16～8号）的多种型号回火镀锌铁丝代替。根据模型和原型配筋率相似的原则进行模型配筋，并满足构造要求。
（3） 模型土体。模型土体采用细砂和黏土按2∶1比例混合而成，在试验之前经过筛选除去其中较大的块石（筛分后粒径在3 mm以内），然后分层进行人工夯实。由于实际结构中抗滑桩和基础均埋设至较为坚硬的土层，因此抗滑桩桩前土体采用水泥掺入比为8%的水泥土来模拟。试验测得模型土体密度为 1 983kg/m3，凝聚力为6.7 kPa，内摩擦角为32.8°。 （4） 预应力锚索。预应力锚索采用摩托车刹车用钢绞线进行模拟，直径约1.7 mm，弹性模量195 GPa，力学参数与原型锚索基本相同。
2.2.3 模型相似关系
根据试验目的、试验条件和相似要求，本实验主要满足几何相似和物理相似[12]。试验采用1∶20缩尺模型，几何相似比CL=1/20。模型采用的材料力学参数与原型基本相同，各相似比见表1（下标M代表模型，下标P代表原型）。
3 试验装置及加载方案
3.1 试验装置
试验装置如图5所示。本试验为静力破坏试验，利用竖向液压千斤顶对土体施加静力荷载，使土体与结构产生相互作用达到加载目的。
3.2 加载步骤
试验中的荷载包括锚索预应力、施加在路基结构上层的行车荷载以及施加在边坡坡顶的竖向荷载。锚索预应力通过旋紧锚索端部螺栓施加，根据锚索的应变控制预应力的大小。行车荷载采用配重块模拟，一次性施加。边坡坡顶静力荷载值较大，采用分级施加的方式，加载设备采用反力架与液压千斤顶，通过分配梁与加载板均布施加在边坡坡顶。试验中选用的千斤顶额定起重量为100 t，起升高度大于50 cm。
首先对锚索施加应力。根据相似关系，模型锚索预应力为1.5 kN，模型锚索直径为1.7 mm，弹性模量195 GPa，计算可得预应力作用下锚索初始应变为 0.003 39 ，缓慢旋紧锚索螺栓，待应变值稳定在 0.003 39 時停止旋紧，锚索预应力施加完毕。约1 h后，读取各个土压力盒读数，待读数稳定时记录此时各个位置土压力值，作为初始土压力。
其次施加模型车道荷载。原型结构所受集中荷载为272 kN，均布荷载为10.5 kN/m，将集中荷载等效为均布荷载，根据荷载等效原则，等效后的均布荷载总量为78.1 kN/m2。根据相似关系，模型均布荷载为3.9 kN/m2，模型荷载施加面积为0.93 m2，因此施加的荷载总量为4.2 kN。车道荷载施加完成1 h后，读取并记录各应变、位移及土压力盒读数。
最后利用液压千斤顶在边坡坡顶施加静力荷载。为了较好地观察结构的受力及变形，初始加载和结构将要破坏时采用较小的加载增量。具体加载方式为：初级和二级加载值为50 kN，之后每级荷载增加100 kN，加载到600 kN时，结构内部出现较大的内力与位移，加载增量减小为50 kN，继续逐级加载直至结构破坏。每级荷载施加完成1 h后采集一次各应变片、位移计及土压力盒读数，待读数稳定后采集结束。
4 试验结果研究分析
4.1 试验现象
通过观察加载过程发现，当加载到100 kN时，结构局部开始出现细微裂缝（图6（a），加载到300 kN时裂缝增多（图6 （b）），加载到600～700 kN时，裂缝进一步发展，预应力锚索开始出现断裂松动（图6（c）），结构逐渐进入塑性屈服阶段，引起内力重分布;当加载到775 kN时，结构达到极限承载力状态;继续加载，结构承载力开始减小，位移变形却迅速增加，直至柱顶混凝土压碎贯通，结构破坏（图6（d））。
4.2 位移分析
桩顶和柱顶水平位移随边坡竖向荷载变化情况如图7所示。
边坡竖向荷载小于300 kN时，桩顶和柱顶位移增长均较为缓慢而且相差不大;竖向荷载从300 kN增加到600 kN时，位移增长速度变大，并且抗滑桩位移增长速度大于支撑柱，加载到600 kN时，柱顶位移为12.26 mm，而桩顶位移达到17.28 mm;荷载大于600 kN时，桩顶和柱顶位移增速均明显增大，当荷载加到775 kN时，结构达到极限承载力状态，继续加载，结构位移快速增加，但结构承受的荷载逐渐减小，结构发生延性破坏。
4.3 土压力分析
4.3.1 桩后土压力
试验加载过程中，桩后不同填土深度处的土压力随荷载变化情况如图8所示。
由图8可见，在施加边坡荷载和锚索预应力之前，桩后土压力基本按上大下小的“倒三角”形式分布。施加荷载后，锚索处土压力明显增加，桩后土压力整体呈“中间大，两头小”的分布形式，这是由于锚索预应力使抗滑桩主动挤压桩后土体，造成土压力增加。
加载过程中，桩顶处土压力最小，并且随荷载增加变化不大;荷载小于300 kN时，最大土压力位于上部和下部锚索处，当荷载大于300 kN时，距桩底约300 mm处土压力逐渐开始超过锚索处，这是由于该处至桩底范围内产生了滑动面，导致滑动面以上部分土压力迅速增加;荷载大于600 kN时，预应力锚索逐渐开始断裂，从而导致该处土压力减小，距300 mm以上土压力又变为“倒三角”分布形式。
4.3.2 桩底和基底土压力
土压力随加载荷载的变化情况如下图9所示。由图9可见，桩底和基底土压力均随着荷载增加逐渐增大。基底土压力增长速度较为缓慢，这是由于土体对基础有约束作用，随着边坡推力的增加，支撑柱产生绕基础前端转动趋势，导致基础后端与土体脱离，土压力逐渐减小直至0，而基础前端土压力不断增加，因此基底平均土压力增长缓慢。试验过程中，桩底最大土压力为0.232 MPa，基底最大土压力为0.088 MPa。
4.4 桩身应变分析
抗滑桩上部受力小于抗滑桩下部，下层路面处受力最大。在荷载小于200 kN时，各处应变增长较为缓慢;当加载量大于600 kN时，下层路面处应变增长速度明显加快，而其余3处应变出现短暂反向增长。这是由于荷载增加到600 kN时，预应力锚索出现断裂松动情况，导致结构受力改变;当加载量达到结构极限承载力775 kN后，结构承受的荷载逐渐减小，桩身内侧各处应变基本维持不变，此时桩身内力不再增加。桩身各监测点位置及应变随竖向荷载变化情况如下图10，11所示。 4.5 横梁应变分析
横梁各监测点的位置及随荷载的变化情况如图12，13所示。
结合测点位置分析横梁应变曲线可知，横梁中部存在反弯点，与抗滑桩相连一端表现为下侧受拉，上侧受压。随着荷载的增加，横梁应变变化较为平缓，荷载达到结构极限承载力之后应变基本维持不变;与支撑柱相连的一端表现为上侧受拉，下侧受压，随着荷载的增加，应变变化较为明显。当加载到650～700 kN时，该端两侧应变达到最大值，结构出现内力重分布，继续加载，应变逐渐减小。横梁最大拉应变与最大压应变均出现在与支撑柱相连一端，最大压应变为1 398×10 -6 ，最大拉应变为1 486×10 -6 。针对该情况，结构设计时分别通过设计加腋及增强配筋的方式提高其承载力。
4.6 支撑柱应变分析
支撑柱各监测点及应变曲线如下图14、15所示。
支撑柱上端外侧受拉，内侧受压;下端外侧受压，内侧受压，柱中部偏下位置存在反弯点。初始加载时，柱身各处应变均随荷载增加而不断增大，荷载达到600 kN时，下端外侧应变趋于稳定;加载到650 kN时，柱上端内侧达到极限压应变，混凝土压碎，随后应变减小并在达到结构极限承载力时趋于稳定;柱上端外侧应变则随荷载增加不断增大，在极限承载力时达到最大值，随后应变基本维持不变。
整个加载过程中柱身产生的最大压应变为3 871×10 -6 ，位于柱上端内侧，最大拉应变为1 469×10 -6 ，位于柱上端外侧。由此可见，支撑柱上端为柱身薄弱部位，为避免该处先于横梁破坏，设计时应予以适当加强。
5 结 论
（1） 新型双层行车路基结构静力稳定性较好，在较大的边坡荷载作用下也不会产生过大的位移变形，结构承载力高，对边坡有较好的支挡作用。
（2） 桩后土压力呈“中间大，两头小”的分布形式，分布比较均匀。滑动面产生于距桩底约300 mm范围内，整个试验过程中该处土压力及桩身弯矩也最大。桩底土压力随边坡荷载增加而增大，基底土压力受边坡荷载影响不大。
（3） 结构破坏时，支撑柱上端受压区混凝土首先达到极限压应变而压碎，然后逐步与外侧受拉区裂缝贯通形成塑性铰，结构承载力降低，变形迅速增加。结构破坏形式为塑性破坏，破坏前有明显的征兆。
（4） 横梁与支撑柱相交节点处为结构相对薄弱部位，可通过设置合理加腋、提高梁柱节点配筋等方式，進一步改善结构受力，增强结构的安全性与稳定性。
（5） 本文研究的新型路基结构具有较好的应用前景，但尚处于理论与试验研究阶段。本文主要分析了结构的静力特性，对于动力荷载作用下结构的受力特征以及安全性和稳定性的问题需要进一步的研究，其在实际工程中的应用也需要进行更加广泛和深入的研究论证。
参考文献：
[1]蒋树屏.山区公路大跨异型棚洞结构[M].北京： 科学出版社. 2010.
[2]刘元雪，蒋树屏，谢锋.基于环境保护的大跨棚洞结构型式优化研究[J].公路隧道， 2007（4）：1-5.
[3]张晓霞，孙国富，房超.陡坡傍山双层行车结构体系受力特性分析[J].人民长江，2017，48（15）：62-65.
[4]房超，孙国富，张晓霞，等.山区生态环保型双层行车路基结构研究[J].施工技术，2017，46（5）：87-90.
[5]赵岩，孙国富，刘继，等.双层行车棚洞结构选型设计研究[J].中外公路，2016（3）：240-243.
[6]李德营，殷坤龙，陈丽霞，等.考虑滑坡岩土体弹性抗力预应力锚索抗滑桩设计方法[J].地质科技情报， 2008，27（6）：107-110.
[7]刘小丽，张占民，周德培.预应力锚索抗滑桩的改进计算方法[J].岩石力学与工程学报，2004，23（5）：2568-2572.
[8]欧孝夺，唐迎春，崔伟，等. h型抗滑桩模型试验及数值模拟[J].岩石力学与工程学报，2012（9）：1936-1943.
[9]王羽，柴贺军.h式抗滑桩相似结构模型试验研究[J].公路工程，2015（3）：13-18，51.
[10]王羽.h式抗滑桩相似结构模型试验研究[A].中国岩石力学与工程学会.岩石力学与工程的创新和实践：第十一次全国岩石力学与工程学术大会论文集[C]∥中国岩石力学与工程学会，2010.
[11]曾云华，郑明新.预应力锚索抗滑桩的受力模型试验[J].华东交通大学学报，2003，20（2）：15-18.
[12]雷敏.模型试验相似理论研究[J].企业技术开发，2014，33（27）：154-156.
[13]GB50010- 2010 混凝土结构设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2010.
引用本文：王 超，孙国富，房 超，姚宇坤.陡坡傍山双层行车结构体系静力试验研究[J].人民长江，2019，50（1）：170-175.
Static test study on double-deck highway structure by steep mountainous side
WANG Chao1， SUN Guofu1， FANG Chao2， YAO Yukun1
（1. College of Architectural Engineering， Beijing University of Technology， Beijing 100124， China; 2. Beijing General Municipal Engineering Design & Research Institute Co.， Ltd， Beijing 100082， China） Abstract：For poor environmental and economic benefits of existing subgrade structure， a new type of pile-anchor-frame composite double-deck highway structure adapted to the steep slope topography in mountainous area is put forward and the static model test of the new composite subgrade structure is carried out. The model of 1：20 scale is established for the designed optimal structure by numerical simulation. Through the test， the displacement of the top of the anti-slide pile and the slope under the static load is determined and the slope supporting effect of the structure is analyzed. The force and deformation of every structure parts are measured， and the static stability and failure modes of the structure are analyzed. The variation and distribution of earth pressure in rear area of pile， pile bottom and basement under the action of pre-stressed anchor cable are measured. The experimental results show that the new pile - anchor - frame composite double-deck highway structure has good stability， small deformation and high bearing capacity.
Key words： composite subgrade structure;static behavior;pile-anchor-frame structure; mountain highway
关 键 词：复合路基结构; 静力特性; 桩-锚-框架结构体系; 山区公路
中图法分类号： TU412 文献标志码： ADOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2019.01.031
山区双层行车路基结构是由“桩—锚—框架”复合的一种新型的路基结构形式，集双层行车、山体锚固、边坡支挡和路面支撑等多功能于一体。它不同于一般整体式路基挖方边坡高、土石方量大的特点，也不像大跨度棚洞对结构的承载力要求高[1-2]，也不同于傍山桥造价高、施工难度大。
本文将现有的结构有机结合，形成能发挥山体锚固、边坡支挡和路面支撑等多种功能于一体的复合结构，其结构形式及陡坡地形断面布置如图1所示。现有的数值模拟分析表明[3-5]：该路基结构对山体扰动与破坏较小，在保证结构本身稳定性的同时能对边坡起到较好的支挡作用，安全可靠并且经济合理。
为此，本文对新型双层行车路基结构进行了模型静力试验研究，以充实该新结构的基础研究结果，为实际工程应用提供可靠的理论支撑。
1 试验目的及内容
由于本文主体结构类似于“h”型抗滑桩，参考了配有预应力锚索设计的“h”型抗滑桩模型试验[6-11]，对该种新型复合路基结构进行静力模型试验。利用理论分析及有限元模拟的结果，对模拟选取的最优结构形式建立缩尺比例为1∶20试验模型，分析静力荷载作用下结构的位移、应变、应力，及其与边坡共同作用情况。研究预应力锚索作用下桩后土压力分布规律，检验结构的整体受力性能和边坡的稳定性，确定此双层行车路基结构的实际承载力，以及对边坡的支挡作用，验证理论分析和数值分析结果，完善结构方案，为工程设计提供可靠依据。
模型试验主要包括以下内容。
（1） 测定模型在静力荷载作用下抗滑桩桩顶及边坡的位移以及抗滑桩的受力，分析结构对边坡的支挡作用。
（2） 测定在静力荷载作用下，结构各部分的内力及位移变形情况，分析结构的静力稳定性以及破坏形式。
（3） 测定预应力锚索作用下，桩后、桩底和基底土压力随荷载的变化情况及分布规律。
2 试验设计及模型制作
2.1 试验总体设计
本次试验在自制模型箱进行，模型箱采用5 mm厚钢板焊接成并用10号槽钢在周围进行加固。模型箱内部尺寸为：长2 670 mm，宽1 550 mm，高1 300 mm。考虑到边坡与结构的相互作用，以及预应力锚索合理锚固深度，结构靠近山体一侧边坡模型的宽度范围取1.2 m，边坡高度高于结构抗滑桩桩顶。为了准确模拟边坡与结构的相互作用，该试验边坡模型不人为设置滑动面，模型箱土体分层填筑夯实，每填筑10 cm夯实一次，每层夯实次数为3～5次，达到预定高度时埋置相应土压力盒及预应力锚索。
本试验为静力破坏试验，结构行车荷载采用配重块模拟，邊坡荷载采用千斤顶通过加载板逐级施加直至结构破坏。试验总体布置示意图及测试原件布设如图2，3。
2.2 主体结构模型制作及模型材料
2.2.1 主体结构模型
主体结构模型采用钢筋混凝土制作，包括抗滑桩、挡土板、横梁、内（外）纵梁、内地基梁、支撑柱、路面板等构件，抗滑桩锚固深度为300mm，基础埋深为150mm。模型各部分尺寸如下：抗滑桩，1 100 mm（长）×50 mm（宽） ×75 mm（厚）;横梁，636 mm（长）×40 mm（宽）×40 mm（高）;内（外）纵梁（内地基纵梁），1 550 mm（长）×40 mm（宽）×40mm（高）;外纵梁，1 550 mm（长）×40 mm（宽）×40 mm（高）;支撑柱（截面），50 mm×50 mm;外地基纵梁，底面宽125 mm，肋梁1 550 mm（长）×50 mm（宽）×50 mm（高）;加腋尺寸，内侧40 mm×125 mm，外侧40 mm×150 mm;结构照片见图4。
2.2.2 试验材料
（1） 模型混凝土。结构模型采用微粒混凝土制作，最大粒径为5 mm，粗骨料选用粒径2.0～5.0 mm的砂砾代替普通混凝土中的碎石，细骨料选用粒径0～2 mm的砂砾代替普通混凝土中的砂砾。水泥采用425号普通硅酸盐水泥，配合比为水泥∶细骨料∶粗骨料∶水=1∶1.72∶2.48∶0.42，减水剂用量2%。配制的微粒混凝土与原结构中采用的C30混凝土各项力学指标基本相似[13]。
（2） 模型钢筋。模型钢筋采用直径1.6～4 mm（16～8号）的多种型号回火镀锌铁丝代替。根据模型和原型配筋率相似的原则进行模型配筋，并满足构造要求。
（3） 模型土体。模型土体采用细砂和黏土按2∶1比例混合而成，在试验之前经过筛选除去其中较大的块石（筛分后粒径在3 mm以内），然后分层进行人工夯实。由于实际结构中抗滑桩和基础均埋设至较为坚硬的土层，因此抗滑桩桩前土体采用水泥掺入比为8%的水泥土来模拟。试验测得模型土体密度为 1 983kg/m3，凝聚力为6.7 kPa，内摩擦角为32.8°。 （4） 预应力锚索。预应力锚索采用摩托车刹车用钢绞线进行模拟，直径约1.7 mm，弹性模量195 GPa，力学参数与原型锚索基本相同。
2.2.3 模型相似关系
根据试验目的、试验条件和相似要求，本实验主要满足几何相似和物理相似[12]。试验采用1∶20缩尺模型，几何相似比CL=1/20。模型采用的材料力学参数与原型基本相同，各相似比见表1（下标M代表模型，下标P代表原型）。
3 试验装置及加载方案
3.1 试验装置
试验装置如图5所示。本试验为静力破坏试验，利用竖向液压千斤顶对土体施加静力荷载，使土体与结构产生相互作用达到加载目的。
3.2 加载步骤
试验中的荷载包括锚索预应力、施加在路基结构上层的行车荷载以及施加在边坡坡顶的竖向荷载。锚索预应力通过旋紧锚索端部螺栓施加，根据锚索的应变控制预应力的大小。行车荷载采用配重块模拟，一次性施加。边坡坡顶静力荷载值较大，采用分级施加的方式，加载设备采用反力架与液压千斤顶，通过分配梁与加载板均布施加在边坡坡顶。试验中选用的千斤顶额定起重量为100 t，起升高度大于50 cm。
首先对锚索施加应力。根据相似关系，模型锚索预应力为1.5 kN，模型锚索直径为1.7 mm，弹性模量195 GPa，计算可得预应力作用下锚索初始应变为 0.003 39 ，缓慢旋紧锚索螺栓，待应变值稳定在 0.003 39 時停止旋紧，锚索预应力施加完毕。约1 h后，读取各个土压力盒读数，待读数稳定时记录此时各个位置土压力值，作为初始土压力。
其次施加模型车道荷载。原型结构所受集中荷载为272 kN，均布荷载为10.5 kN/m，将集中荷载等效为均布荷载，根据荷载等效原则，等效后的均布荷载总量为78.1 kN/m2。根据相似关系，模型均布荷载为3.9 kN/m2，模型荷载施加面积为0.93 m2，因此施加的荷载总量为4.2 kN。车道荷载施加完成1 h后，读取并记录各应变、位移及土压力盒读数。
最后利用液压千斤顶在边坡坡顶施加静力荷载。为了较好地观察结构的受力及变形，初始加载和结构将要破坏时采用较小的加载增量。具体加载方式为：初级和二级加载值为50 kN，之后每级荷载增加100 kN，加载到600 kN时，结构内部出现较大的内力与位移，加载增量减小为50 kN，继续逐级加载直至结构破坏。每级荷载施加完成1 h后采集一次各应变片、位移计及土压力盒读数，待读数稳定后采集结束。
4 试验结果研究分析
4.1 试验现象
通过观察加载过程发现，当加载到100 kN时，结构局部开始出现细微裂缝（图6（a），加载到300 kN时裂缝增多（图6 （b）），加载到600～700 kN时，裂缝进一步发展，预应力锚索开始出现断裂松动（图6（c）），结构逐渐进入塑性屈服阶段，引起内力重分布;当加载到775 kN时，结构达到极限承载力状态;继续加载，结构承载力开始减小，位移变形却迅速增加，直至柱顶混凝土压碎贯通，结构破坏（图6（d））。
4.2 位移分析
桩顶和柱顶水平位移随边坡竖向荷载变化情况如图7所示。
边坡竖向荷载小于300 kN时，桩顶和柱顶位移增长均较为缓慢而且相差不大;竖向荷载从300 kN增加到600 kN时，位移增长速度变大，并且抗滑桩位移增长速度大于支撑柱，加载到600 kN时，柱顶位移为12.26 mm，而桩顶位移达到17.28 mm;荷载大于600 kN时，桩顶和柱顶位移增速均明显增大，当荷载加到775 kN时，结构达到极限承载力状态，继续加载，结构位移快速增加，但结构承受的荷载逐渐减小，结构发生延性破坏。
4.3 土压力分析
4.3.1 桩后土压力
试验加载过程中，桩后不同填土深度处的土压力随荷载变化情况如图8所示。
由图8可见，在施加边坡荷载和锚索预应力之前，桩后土压力基本按上大下小的“倒三角”形式分布。施加荷载后，锚索处土压力明显增加，桩后土压力整体呈“中间大，两头小”的分布形式，这是由于锚索预应力使抗滑桩主动挤压桩后土体，造成土压力增加。
加载过程中，桩顶处土压力最小，并且随荷载增加变化不大;荷载小于300 kN时，最大土压力位于上部和下部锚索处，当荷载大于300 kN时，距桩底约300 mm处土压力逐渐开始超过锚索处，这是由于该处至桩底范围内产生了滑动面，导致滑动面以上部分土压力迅速增加;荷载大于600 kN时，预应力锚索逐渐开始断裂，从而导致该处土压力减小，距300 mm以上土压力又变为“倒三角”分布形式。
4.3.2 桩底和基底土压力
土压力随加载荷载的变化情况如下图9所示。由图9可见，桩底和基底土压力均随着荷载增加逐渐增大。基底土压力增长速度较为缓慢，这是由于土体对基础有约束作用，随着边坡推力的增加，支撑柱产生绕基础前端转动趋势，导致基础后端与土体脱离，土压力逐渐减小直至0，而基础前端土压力不断增加，因此基底平均土压力增长缓慢。试验过程中，桩底最大土压力为0.232 MPa，基底最大土压力为0.088 MPa。
4.4 桩身应变分析
抗滑桩上部受力小于抗滑桩下部，下层路面处受力最大。在荷载小于200 kN时，各处应变增长较为缓慢;当加载量大于600 kN时，下层路面处应变增长速度明显加快，而其余3处应变出现短暂反向增长。这是由于荷载增加到600 kN时，预应力锚索出现断裂松动情况，导致结构受力改变;当加载量达到结构极限承载力775 kN后，结构承受的荷载逐渐减小，桩身内侧各处应变基本维持不变，此时桩身内力不再增加。桩身各监测点位置及应变随竖向荷载变化情况如下图10，11所示。 4.5 横梁应变分析
横梁各监测点的位置及随荷载的变化情况如图12，13所示。
结合测点位置分析横梁应变曲线可知，横梁中部存在反弯点，与抗滑桩相连一端表现为下侧受拉，上侧受压。随着荷载的增加，横梁应变变化较为平缓，荷载达到结构极限承载力之后应变基本维持不变;与支撑柱相连的一端表现为上侧受拉，下侧受压，随着荷载的增加，应变变化较为明显。当加载到650～700 kN时，该端两侧应变达到最大值，结构出现内力重分布，继续加载，应变逐渐减小。横梁最大拉应变与最大压应变均出现在与支撑柱相连一端，最大压应变为1 398×10 -6 ，最大拉应变为1 486×10 -6 。针对该情况，结构设计时分别通过设计加腋及增强配筋的方式提高其承载力。
4.6 支撑柱应变分析
支撑柱各监测点及应变曲线如下图14、15所示。
支撑柱上端外侧受拉，内侧受压;下端外侧受压，内侧受压，柱中部偏下位置存在反弯点。初始加载时，柱身各处应变均随荷载增加而不断增大，荷载达到600 kN时，下端外侧应变趋于稳定;加载到650 kN时，柱上端内侧达到极限压应变，混凝土压碎，随后应变减小并在达到结构极限承载力时趋于稳定;柱上端外侧应变则随荷载增加不断增大，在极限承载力时达到最大值，随后应变基本维持不变。
整个加载过程中柱身产生的最大压应变为3 871×10 -6 ，位于柱上端内侧，最大拉应变为1 469×10 -6 ，位于柱上端外侧。由此可见，支撑柱上端为柱身薄弱部位，为避免该处先于横梁破坏，设计时应予以适当加强。
5 结 论
（1） 新型双层行车路基结构静力稳定性较好，在较大的边坡荷载作用下也不会产生过大的位移变形，结构承载力高，对边坡有较好的支挡作用。
（2） 桩后土压力呈“中间大，两头小”的分布形式，分布比较均匀。滑动面产生于距桩底约300 mm范围内，整个试验过程中该处土压力及桩身弯矩也最大。桩底土压力随边坡荷载增加而增大，基底土压力受边坡荷载影响不大。
（3） 结构破坏时，支撑柱上端受压区混凝土首先达到极限压应变而压碎，然后逐步与外侧受拉区裂缝贯通形成塑性铰，结构承载力降低，变形迅速增加。结构破坏形式为塑性破坏，破坏前有明显的征兆。
（4） 横梁与支撑柱相交节点处为结构相对薄弱部位，可通过设置合理加腋、提高梁柱节点配筋等方式，進一步改善结构受力，增强结构的安全性与稳定性。
（5） 本文研究的新型路基结构具有较好的应用前景，但尚处于理论与试验研究阶段。本文主要分析了结构的静力特性，对于动力荷载作用下结构的受力特征以及安全性和稳定性的问题需要进一步的研究，其在实际工程中的应用也需要进行更加广泛和深入的研究论证。
参考文献：
[1]蒋树屏.山区公路大跨异型棚洞结构[M].北京： 科学出版社. 2010.
[2]刘元雪，蒋树屏，谢锋.基于环境保护的大跨棚洞结构型式优化研究[J].公路隧道， 2007（4）：1-5.
[3]张晓霞，孙国富，房超.陡坡傍山双层行车结构体系受力特性分析[J].人民长江，2017，48（15）：62-65.
[4]房超，孙国富，张晓霞，等.山区生态环保型双层行车路基结构研究[J].施工技术，2017，46（5）：87-90.
[5]赵岩，孙国富，刘继，等.双层行车棚洞结构选型设计研究[J].中外公路，2016（3）：240-243.
[6]李德营，殷坤龙，陈丽霞，等.考虑滑坡岩土体弹性抗力预应力锚索抗滑桩设计方法[J].地质科技情报， 2008，27（6）：107-110.
[7]刘小丽，张占民，周德培.预应力锚索抗滑桩的改进计算方法[J].岩石力学与工程学报，2004，23（5）：2568-2572.
[8]欧孝夺，唐迎春，崔伟，等. h型抗滑桩模型试验及数值模拟[J].岩石力学与工程学报，2012（9）：1936-1943.
[9]王羽，柴贺军.h式抗滑桩相似结构模型试验研究[J].公路工程，2015（3）：13-18，51.
[10]王羽.h式抗滑桩相似结构模型试验研究[A].中国岩石力学与工程学会.岩石力学与工程的创新和实践：第十一次全国岩石力学与工程学术大会论文集[C]∥中国岩石力学与工程学会，2010.
[11]曾云华，郑明新.预应力锚索抗滑桩的受力模型试验[J].华东交通大学学报，2003，20（2）：15-18.
[12]雷敏.模型试验相似理论研究[J].企业技术开发，2014，33（27）：154-156.
[13]GB50010- 2010 混凝土结构设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2010.
引用本文：王 超，孙国富，房 超，姚宇坤.陡坡傍山双层行车结构体系静力试验研究[J].人民长江，2019，50（1）：170-175.
Static test study on double-deck highway structure by steep mountainous side
WANG Chao1， SUN Guofu1， FANG Chao2， YAO Yukun1
（1. College of Architectural Engineering， Beijing University of Technology， Beijing 100124， China; 2. Beijing General Municipal Engineering Design & Research Institute Co.， Ltd， Beijing 100082， China） Abstract：For poor environmental and economic benefits of existing subgrade structure， a new type of pile-anchor-frame composite double-deck highway structure adapted to the steep slope topography in mountainous area is put forward and the static model test of the new composite subgrade structure is carried out. The model of 1：20 scale is established for the designed optimal structure by numerical simulation. Through the test， the displacement of the top of the anti-slide pile and the slope under the static load is determined and the slope supporting effect of the structure is analyzed. The force and deformation of every structure parts are measured， and the static stability and failure modes of the structure are analyzed. The variation and distribution of earth pressure in rear area of pile， pile bottom and basement under the action of pre-stressed anchor cable are measured. The experimental results show that the new pile - anchor - frame composite double-deck highway structure has good stability， small deformation and high bearing capacity.
Key words： composite subgrade structure;static behavior;pile-anchor-frame structure; mountain highway