嵌固于多種地層的抗滑樁設(shè)計計算方法

嵌固于多種地層的抗滑樁設(shè)計計算方法肖世國;楊豪;陳廷君【摘要】在采用抗滑樁加固邊坡或滑坡的工程中通常會出現(xiàn)樁體嵌固段位于多種地層的情況,嵌固段樁體的受力對所加固坡體的穩(wěn)定性有極為重要的影響.現(xiàn)行規(guī)范建議采用等效地基系數(shù)法計算樁體嵌固段,其計算結(jié)果往往與實際不符.針對實際工程中常見的嵌固段地層為3種及以下地層的情況,將其分為全土型、土土巖型、土巖巖型和全巖型4類,基于側(cè)向受荷的彈性地基梁分析模型,采用嵌固段實際各地層的彈性抗力系數(shù),考慮樁體嵌固段在各地層界面處的內(nèi)力和變形連續(xù)性,給出了這4類典型情況下抗滑樁嵌固段的內(nèi)力和位移計算公式.工程實例分析表明,本文提出的計算方法與數(shù)值模擬法、樁體有限差分算法的所得結(jié)果較為接近,但本文的計算過程更為簡單,更便于實際操作.期刊名稱】《中國地質(zhì)災(zāi)害與防治學(xué)報》年(卷),期】2018(029)005【總頁數(shù)】10頁(P116-125)【關(guān)鍵詞】抗滑樁;嵌固段;多種地層;地基彈性抗力系數(shù);內(nèi)力【作者】肖世國;楊豪;陳廷君【作者單位】西南交通大學(xué)地質(zhì)工程系,四川成都610031;西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點實驗室,四川成都610031;西南交通大學(xué)地質(zhì)工程系,四川成都610031;西南交通大學(xué)地質(zhì)工程系,四川成都610031正文語種】中文【中圖分類】TU443抗滑樁是一種常用的深入到穩(wěn)定地層的加固邊坡或滑坡的工程結(jié)構(gòu)。由于受地層條件決定，抗滑樁嵌固段有位于單一地層和多種地層兩大類情況。在我國普遍采用的懸臂梁法［1-2］分析模型中，嵌固段按彈性地基梁［1-3］計算，對于單一地層，因只涉及一個地基水平彈性抗力系數(shù)，概念較為清晰且計算過程也較為簡單。然而，對于嵌固段位于多種地層的情況，將涉及多個地層的彈性抗力系數(shù)［4］，現(xiàn)行的處理方法通常為采用等效地基系數(shù)法［2,5］，即將多個地層的地基系數(shù)通過某種加權(quán)計算轉(zhuǎn)換為類似于單一地層的一個地基系數(shù)。這種處理方法雖然計算過程較為簡單，但其概念不夠清晰，而且計算結(jié)果也不甚合理［6］。基于連續(xù)介質(zhì)理論的抗滑樁分析方法［7-9］，雖然具有用于分析嵌固段位于多地層的抗滑樁的可能性，但其用于單一地層的情況已顯現(xiàn)復(fù)雜的計算過程，并不十分方便于實際工程的應(yīng)用，對于多種地層其分析過程將更加復(fù)雜與不便實際操作?；谠囼灥膒-y曲線法［10-13］,對此種多地層情況也可以作為一種可以參考的分析方法。但是，由于此法是基于具體實際工程的試驗結(jié)果獲得樁側(cè)抗力與側(cè)向位移的關(guān)系曲線，對于缺乏試驗資料的實際問題，其計算依據(jù)往往不夠充分，且計算結(jié)果也經(jīng)常與實際不符［14-15］。對于嵌固段地層是多種巖層的情況，文獻［16］采用分段彈性地基梁的方法，分析了抗滑樁嵌固段的內(nèi)力和位移，但其計算結(jié)果中關(guān)于樁身轉(zhuǎn)角存在不合理之處。同時，對于嵌固段地層是多種土層的情況，文獻［16］的具體計算表達式并不成立（即各層的地基系數(shù)不是常數(shù)，傳統(tǒng)的k法不成立）。文獻［6］則按實際地層地基系數(shù)采用有限差分法和彈性地基桿系有限單元法計算了土體地層樁身位移和內(nèi)力，為實際工程中土層中抗滑樁的計算提供了參考方法。然而，在實際工程中，嵌固段除了位于全部是巖層或全部是土層的地層中外，還可能存在土層與巖層混合的情況，但這種情況下抗滑樁嵌固段的計算方法在以往研究中鮮見報道。有鑒于此，本文針對實際中嵌固段位于多地層的抗滑樁，兼顧計算操作過程簡單和概念清晰的原則，以便于工程技術(shù)人員操作，采用實際各地層彈性抗力系數(shù)的彈性地基梁法，并考慮實際工程中常見的嵌固段可能的地層分布特征，將嵌固段地層分為全土型、土巖復(fù)合型（上土下巖）、全巖型，分別具體闡述抗滑樁嵌固段的內(nèi)力和位移計算分析方法。1分析模型考慮實際工程中常見的情況，這里以抗滑樁嵌固段位于3種地層為典型情況（包括了兩種地層和單一地層，它們屬于3種地層的特例）（圖1），地層自上而下依此編號為1、2、3嵌固段頂端作用有彎矩MO和剪力Q0（可對受荷段按懸臂梁模型計算得到［1］，這里不贅述），嵌固段頂面距地層1、地層2底面的深度分別為h1、h2，嵌固段長度為h3同時，鑒于實際工程中一般的地層沉積特征，這里取如圖2所示的4類具體地層組合類型作為嵌固段所在地層，即：3種地層均為土體類型（全土型）、上面2層為土體下面1層為巖體類型（土-土-巖型）、上面1層為土體下面2層為巖體類型（土-巖-巖型）、3種地層均為巖體類型（全巖型），分別進行分析圖2中的mi和ki（i=1,2,3）分別表示土質(zhì)地層的水平彈性抗力系數(shù)的比例系數(shù)和巖質(zhì)地層的水平彈性抗力系數(shù)，z軸表示沿樁體深度方向（起點位于嵌固段頂端），y軸表示樁體側(cè)向水平位移方向。圖1抗滑樁嵌固段位于多種地層的一般分析模型Fig.1Generalanalysismodelofastabilizingpileembeddedinvariousstrata圖2抗滑樁嵌固段位于3種地層的4類具體分析模型Fig.2Fourspecificanalysismodelsofthreestratainwhichastabilizingpileembedded2計算方法根據(jù)彈性地基梁理論，對于圖1所示的位于三段地層的抗滑樁，樁體每一段（共3段）均可采用初參數(shù)法［1］確定其內(nèi)力和位移的一般表達式為：(1)(2)(3)(4)其中，y、^M和Q分別為樁體側(cè)向水平位移、轉(zhuǎn)角、彎矩和剪力；ai(i=1、2、3)為在3段地層中樁體的變形系數(shù)；EI為樁身截面抗彎剛度；無量綱系數(shù)Aij、Bij、Cij和Dij都是關(guān)于ai(z-hi-1)的函數(shù)(z為距嵌固段頂面的深度，記hO=O)，分別表示第i段樁體的第j項無量綱系數(shù)(j=1、2、3、4,分別表示求解y、4M、Q的各個系數(shù))，該系數(shù)包括了適于土層的m法和適于巖層的k法，見表1~表4。需要注意的是，在上下相鄰兩地層的界面處，樁體的側(cè)向水平位移y、截面轉(zhuǎn)角申、截面彎矩M以及截面剪力Q均應(yīng)保持連續(xù)性。根據(jù)這個條件和式(1)-(4)，抗滑樁嵌固段在三段地層底端處的yi、gMi和Qi可表示為式(5)-(8)所示。(5)(6)由式（5）-（8）的遞推關(guān)系可得到，各段樁體的位移和內(nèi)力均為嵌固段頂端的位移和內(nèi)力的函數(shù)。如前所述，嵌固段頂端的內(nèi)力（M0和Q0）可由受荷段計算確定，因此，只需確定出嵌固段頂端的位移（yO和申0）,即可確定出各段樁體的位移和內(nèi)力。這時，可以引入樁底端的邊界條件，來確定嵌固段頂端的位移。把樁底無論視為自由端、鉸支端或固定端，均有兩個已知的邊界條件，聯(lián)立便可定解嵌固段頂端的側(cè)向位移和轉(zhuǎn)角。根據(jù)上述方法，并采用級數(shù)表達式法［1］（考慮滿足工程精度需要即可，對級數(shù)表達式截取前4項，以簡化計算，見表1~表4）,可以得到前述全土型、土土巖型、土巖巖型和全巖型4類典型地層情況下的各無量綱系數(shù)，具體計算過程可通過Matlab編程實現(xiàn)（為避免長樁時m法計算誤差,可對各段地層的樁段頂端記為z坐標起點）,限于篇幅,這里不予贅述。采用級數(shù)截斷法,在全土型、土土巖型、土巖巖型和全巖型地層情況下,各無量綱系數(shù)如表1~表4所示。為簡化表達并旨在說明方法，這里只給出樁底端為自由端的結(jié)果。（1）全土型對于3個地層都為土質(zhì)地層時,抗滑樁嵌固段被“分割”的三段樁體均應(yīng)采用m法計算，其中從上到下第i段地層樁體變形系數(shù)ai為［1］:（9）式中，E—樁的彈性模量，I—樁的截面慣性矩，BP—抗力計算寬度，mi—第i層地基側(cè)向抗力系數(shù)隨深度變化的比例系數(shù)。此時各無量綱計算系數(shù)Aij、Bij、Cij和Dij如表1所示（考慮滿足工程精度需要即可，對級數(shù)表達式截取前4項［1］，以簡化計算)。土-土-巖型對于上2個地層都為土體時，最下一層為巖體時，抗滑樁的上兩段均采用m法計算，最下一段采用k法計算。此時，ai(i=1、2)同式(9)，但a3則為［1］:(10)式中:k3——第3層地基的側(cè)向抗力系數(shù)。這時，當i=1和2時的無量綱系數(shù)同表1;當i=3時，各無量綱系數(shù)如表2所示。土-巖-巖型對于上一層為土體、下兩層為巖體時，抗滑樁上一段采用m法計算，下兩段采用k法計算。此時al同式(9)，但ai(i=2、3)則為［1］:(11)式中:ki—第i層地基的側(cè)向抗力系數(shù)。這時，無量綱系數(shù)在i=1和3時的同土-土-巖型的計算公式，但當i=2時，無量綱計算系數(shù)如表3所示。全巖型三段地層都是巖體時，三段抗滑樁均采用k法計算。此時，ai(i=1、2、3)同式(11)，無量綱計算系數(shù)在i=2和3時的同土-巖-巖型，在i=1時，計算系數(shù)如表4所示。表1全土層時無量綱計算系數(shù)匯總表Table1Dimensionlesscoefficientsofapileinthecaseofsoil-soil-soiltype計算內(nèi)容計算系數(shù)側(cè)向位移Ai1=1-(aiz)55!+6?(aiz)1010!-6?11?(aiz)1515!Bi1二aiz-2?(aiz)66!+2?7?(aiz)1111!-2?7?12?(aiz)1616!Ci1=(aiz)22-3?(aiz)77!+3?8?(aiz)1212!-3?8?13?(aiz)1717!Di1=(aiz)36-4?(aiz)88!+4?9?(aiz)131引-4914?(aiz)1818!轉(zhuǎn)角Ai2=-(aiz)44!+6?(aiz)99!-6?11?(aiz)1414!+6?11?16?(aiz)1919!Bi2=1-2?(aiz)55!+2?7?(aiz)1010!-2?7?12?(aiz)1515!Ci2二aiz-3?(aiz)66!+3?8?(aiz)1111!-3?8?13?(aiz)1616!Di2=(aiz)22-4?(aiz)77!+49(aiz)1212!-4914?(aiz)1717!彎矩Ai3=-(aiz)36+6?(aiz)88!-6?11?(aiz)1313!+6?11?16?(aiz)1818!Bi3=-2?(aiz)44!+2?7?(aiz)99!-2?7?12?(aiz)1414!+2712?17(aiz)1919!Ci3=1-3?(aiz)55!+3?8?(aiz)1010!-3813?(aiz)1515!Di3二aiz-4?(aiz)66!+4?9?(aiz)1111!-4914?(aiz)1616!剪力Ai4=-(aiz)22+6?(aiz)77!-6?11?(aiz)1212!+6?11?16?(aiz)1717!Bi4=-2?(aiz)36!+2?7?(aiz)88!-2?7?12?(aiz)1313!+2712?17(aiz)1818!Ci4=-3?(aiz)44!+3?8?(aiz)99!-3813?(aiz)1414!+3?8?13?18(aiz)1919!Di4=1-4?(aiz)55!+4?9?(aiz)1010!-牛9?14?(aiz)1515!注：當0<z<h1時，即為i=1時，直接用表中公式計算各系數(shù)；當h1<z<h2時(即i=2時)，用z-h1代替z計算各系數(shù)；當h2<z<h時(即i=3時)，用z-h2代替z計算各系數(shù)。表2土-土-巖型i=3時(h2<z<h)的無量綱計算系數(shù)表Table2Dimensionlesscoefficientsofapileinthecaseofsoil-soil-rocktype(i=3orh2<z<h)計算內(nèi)容計算系數(shù)側(cè)向位移A31二cos(a3(z-h2))?cosh(a3(z-h2))B31=12?(sin(a3(z-h2))?cosh(a3(z-h2))+cos(a3(z-h2))?sinh(a3(z-h2)))C31=12sin(a3(z-h2))?sinh(a3(z-h2))D31=14?(sin(a3(z-h2))?cosh(a3(z-h2))-cos(a3(z-h2))?sinh(a3(z-h2)))轉(zhuǎn)角A32=-4?D31B32二A31C32二B31D32二C31彎矩A33=-4?C31B33=-4?D31C33二A31D33二B31剪力A34=-4?B31B34=-牛C31C34=-4?D31D34二A31表3土-巖-巖型i=2時(h1<z<h2)的無量綱計算系數(shù)表Table3Dimensionlesscoefficientsofapileinthecaseofsoil-rock-rocktype(i=2orh1szsh2)計算內(nèi)容計算系數(shù)側(cè)向位移A21二cos(a2(z-h1))?cosh(a2(z-h1))B21=12?(sin(a2(z-h1))?cosh(a2(z-h1))+cos(a2(z-h1))?sinh(a2(z-h1)))C21=12?sin(a2(z-h1))?sinh(a2(z-h1))D21=14?(sin(a2(z-h1))?cosh(a2(z-h1))-cos(a2(z-h1))?sinh(a2(z-h1)))轉(zhuǎn)角A22=-4?D21B22二A21C22二B21D22二C21彎矩A23=-4?C21B23=-4?D21C23二A21D23二B21剪力A24=-4?B21B24=-牛C21C24=-4?D21D24二A21表4全巖型i=1時(Oszshl)的無量綱計算系數(shù)表Table4Dimensionlesscoefficientsofapileinthecaseofrock-rock-rocktype(i=1or0<z<h1)計算內(nèi)容計算系數(shù)側(cè)向位移A11二cos(a1z)?cosh(a1z)B11=12?(sin(a1z)?cosh(a1z)+cos(a1z)?sinh(a1z))C11=12?sin(a1z)?sinh(a1z)D11=14?(sin(a1z)?cosh(a1z)-cos(a1z)?sinh(a1z))轉(zhuǎn)角A12=-4?D11B12二A11C12二B11D12二C11彎矩A13=-4?C11B13=-牛D11C13=A11D13=B11剪力A14=-4?B11B14=-4?C11C14=-4?D11D14二A113實例分析如圖3所示的某采用單排抗滑樁加固的坡體，該坡體主要由4類地層組成，上部為碎石土，下部依次為強風(fēng)化、弱風(fēng)化和微風(fēng)化的砂巖，地質(zhì)勘查表明碎石土與強風(fēng)化砂巖界面為坡體的潛在滑動面，坡體和樁體的主要物理力學(xué)參數(shù)如表5所示，樁體為2mx3mx30.2m的鋼筋混凝土(C30砼)抗滑樁，樁間距為5m，其他幾何參數(shù)如圖3中所示。為了便于說明問題，對于圖3所示的實例，采用FLAC3D建立數(shù)值模擬模型如圖4所示。在設(shè)計穩(wěn)定性系數(shù)為1.1的情況下，得到滑面處(基巖頂面)樁體彎矩與剪力分別為45200kN?m和5520kN。圖3工程實例橫斷面示意圖Fig.3Crosssectionofapracticalslopereinforcedwithstabilizingpiles表5抗滑樁加固坡體實例的主要物理力學(xué)參數(shù)Table5Mainphysicalandmechanicalparametersoftheslopereinforcedwithstabilizingpiles重度/（kN?m-3）黏聚力/kPa內(nèi)摩擦角/（。）彈性模量/MPa泊松比碎石土2214.522500.33強風(fēng)化砂巖23100353000.28弱風(fēng)化砂巖23500386000.25微風(fēng)化砂巖2310004010000.23抗滑樁25--300000.22圖4實例三維數(shù)值模型Fig.4Threedimensionalnumericalsimulationmodelofapracticalslope由于嵌固段地層由強、弱和微風(fēng)化砂巖3段組成，因而可將其視為“全巖型”，把樁體嵌固段頂端的彎矩和剪力計算值代入前述的相關(guān)公式中，可得到嵌固段的內(nèi)力和側(cè)向位移計算結(jié)果如圖5所示?？梢姡够瑯肚豆潭蝺?nèi)力和位移的理論計算與數(shù)值模擬結(jié)果較為接近，且理論計算結(jié)果略偏于安全。圖5實例邊坡抗滑樁嵌固段內(nèi)力和位移計算結(jié)果Fig.5Internalforcesanddisplacementsofthefixedsegmentofpilesofthepracticalexample4討論（1）數(shù)值模型中地基抗力系數(shù)的處理工程實踐中，一般可采用側(cè)向載荷試驗確定地基的水平彈性抗力系數(shù)。但是，由于試驗中采用的荷載板尺寸較?。ㄖ睆交蜻呴L不超過1m），對于實際工程的數(shù)值模擬而言，受到單元劃分尺度和模型尺度的影響，有時不便于模擬實際的載荷試驗。因此，這里采用簡化處理方法，取數(shù)值模型中所模擬各地層的中點處（厚度方向）的節(jié)點側(cè)向應(yīng)力與位移之間的比值，作為該地層的水平彈性抗力系數(shù)平均值。對于前述的實例坡體（圖3），滑床所包括的3類地層（強風(fēng)化、弱風(fēng)化、微風(fēng)化砂巖）的節(jié)點側(cè)向應(yīng)力與位移之間關(guān)系數(shù)值模擬結(jié)果（FLAC3D）如圖6所示。因此，可得到這3類地層的平均水平彈性抗力系數(shù)分別為：k1=62.33MPa/m,k2=79.21MPa/m,k3=186.17MPa/m。將其代入前述的計算公式，即可得到圖5所示的樁體嵌固段相關(guān)計算結(jié)果。圖6實例坡體滑床的側(cè)向平均應(yīng)力與位移的關(guān)系Fig.6Relationshipbetweenlateralaveragestressanddisplacementoftheslidingbedinpracticalslope（2）全土型算例分析如圖7所示的實例［6］，置于兩層土層中直徑為1m的灌注樁，樁頂彎矩為零，水平剪力為150kN，樁體混凝土彈性模量32.35GPa，上層與下層土體的彈性抗力系數(shù)的比例系數(shù)分別為3000kN/m4和20000kN/m4。采用本文方法計算得到的樁頂水平位移、樁身最大彎矩及其位置如表6所示，本文方法得到的樁身最大彎矩為335.89kN?m,與有限差分法［6］、等效m法相差分別約0.5%和41%?？梢?，本文方法與有限差分法的計算結(jié)果十分接近，但二者均與等效m法的結(jié)果有較大差異。圖7某兩層土體地層計算實例［6］Fig.7Anexampleofalaterallyloadedpileembeddedintwolayersofsoil［6］表6某兩層土體地層算例計算結(jié)果Table6Calculationresultsofthepileembeddedintwolayersofsoil計算方法樁頂位移/mm最大彎矩/kN?m最大彎矩位置距樁頂深度/m有限差分法［6］4.2989337.603.0等效m法3.0273237.892.72本文方法4.3360335.893.00如圖8（a）所示的福州市某工程基樁位于3層土體中［6］，上、中、下3層土體的彈性抗力系數(shù)的比例系數(shù)分別為10000kN/m4、2000kN/m4和20000kN/m4。樁頂荷載及樁體幾何條件同圖8所示的實例。如圖8（b）、（c）、（d）所示，本文方法與有限差分法計算的樁身彎矩、剪力和側(cè)向位移沿樁軸向變化規(guī)律幾乎完全一致，但均與等效m法有一定的差異；本文方法得到的最大彎矩值與有限差分法相差0.32%，均顯著小于等效m法的結(jié)果（分別相差25.5%、25.3%）；本文算法得到的樁身下半部分最大剪力接近于有限差分法和等效m法計算結(jié)果（分別相差2.37%、2.42%），且均小于樁頂處剪力；本文算法得到的樁頂位移十分接近于有限差分法結(jié)果（相差0.7%），但顯著小于等效m法結(jié)果（相差27.5%）。圖8某位于3層土體的側(cè)向受荷樁工程實例與計算結(jié)果Fig.8Anexampleofalaterallyloadedpileembeddedinthreelayersofsoilanditscalculationresults（3） 全巖型算例分析湖北省秭歸縣馬家溝I號滑坡滑床由上而下為3段巖體地層［16］，分別為厚1m的粉砂質(zhì)泥巖、厚6m的長石石英砂巖和厚1m的粉砂質(zhì)泥巖，地層側(cè)向抗力系數(shù)分別為1.5x105kN/m3、3.9x105kN/m3和2.5x105kN/m3。采用C30混凝土澆筑抗滑樁加固，樁截面為2mx3m,樁間距為7m，主滑斷面處滑坡推力為1062.66kN/m，樁長為22m（嵌固段長8m），其余參數(shù)詳見文獻［16］。樁身內(nèi)力、位移及地層抗力計算結(jié)果如圖9所示?？梢姡藰督孛孓D(zhuǎn)角外，本文方法的計算結(jié)果與文獻［16］的結(jié)果較為接近，但在量值上二者均與等效k法有一定的差異；同時，本文方法與等效k法計算得到的樁身截面轉(zhuǎn)角在分布規(guī)律上有一致性，但均與文獻［16］的結(jié)果差異很大。圖9位于3層巖體的抗滑樁嵌固段計算結(jié)果Fig.9Calculationresultsofthefixedendofthepileinthreelayersofrockstrata（4） 土巖復(fù)合型如圖10（a）所示，某基樁置于3層地層中，上、中、下3層分為硬殼層、海相淤泥和粉質(zhì)泥巖，各地層水平抗力系數(shù)如圖中所示，此類地層屬于前述的“土土巖型”地層。樁體頂部作用有橫向彎矩600kN?m和水平力150kN，樁體幾何及物理參數(shù)同圖7所示的算例。采用本文方法算得樁體、彎矩、剪力和側(cè)向位移分布圖如圖10（b）、（c）、（d）所示。由于各地層物理力學(xué)性質(zhì)差異較大，樁身剪力分布圖呈明顯的非光滑性。圖11（a）則給出了某基樁位于“土巖巖型”地層的算例，樁周地層由上而下依次為硬殼土層、粉質(zhì)泥巖和強風(fēng)化砂巖，樁頂承受荷載及樁體相關(guān)參數(shù)同圖10所示的算例。采用本文方法可計算得到如圖11（b）、（c）、（d）所示的樁體側(cè)向位移、彎矩和剪力分布圖，與圖10相應(yīng)結(jié)果對比可見，此時樁體最大側(cè)向位移小于前者，但樁身最大剪力和彎矩均大于前者，其原因在于此時樁周地層對樁體的約束作用強于前者，尤其是樁體大部分位于水平抗力系數(shù)相對較高的強風(fēng)化砂巖地層中。圖10基樁位于“土土巖型”地層算例與計算結(jié)果Fig.1OAnexampleofapileembeddedinsoil-soil-rockstrataandthecalculationresultsofpileresponses圖11基樁位于“土巖巖型”地層算例與計算結(jié)果Fig.11Anexampleofapileembeddedinsoil-rock-rockstrataandthecalculationresultsofpileresponses5結(jié)論對于嵌固段位于多種地層的抗滑樁，應(yīng)考慮實際地層特點計算分析抗滑樁嵌固段的內(nèi)力和位移。針對抗滑樁嵌固段地層為3層（含少于3層）的常見情況，本研究將其分為全土型、土土巖型、土巖巖型和全巖型4種典型類型（或稱之為全土型、土巖復(fù)合型、全巖型），主要得到如下結(jié)論：（1） 嵌固段位于多種地層的抗滑樁，其嵌固段內(nèi)力與位移分析可以采用基于實際地基系數(shù)的彈性地基梁法，可以得到明確的計算公式，從而可方便快捷地計算分析抗滑樁嵌固段，便于實際工程應(yīng)用。（2） 對于工程實踐中常見的嵌固段位于全土型、土巖復(fù)合型與全巖型等4類典型地層的抗滑樁，采用基于實際地基系數(shù)的彈性地基梁法計算抗滑樁嵌固段，比傳統(tǒng)的等效地基系數(shù)法概念更加清晰且計算結(jié)果也更加合理。同時，相對于有限差分法等數(shù)值分析方法，本文所提出的方法計算過程更加簡單。對于地層條件較為復(fù)雜的土巖復(fù)合型地層情況，傳統(tǒng)的計算方法一般難以方便地獲得解答，而采用本文方法，根據(jù)推導(dǎo)的相關(guān)計算公式可較為便捷地得到樁體的內(nèi)力和位移以及地層側(cè)向抗力。參考文獻：【相關(guān)文獻】鐵道部第二勘察設(shè)計院?抗滑樁設(shè)計與計算[M].北京:中國鐵道出版社,1983.ThesecondinstituteofsurveyanddesignofChineseRailwayMinistry.Designandcalculationofstabilizingpiles[M].Beijing:ChinaRailwayPress,1983.公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范：JTGD63—2007[S].SpecificationsfordesignofgroundbaseandfoundationofhighwaybridgesandculvertsJTGD63—2007[S].張浩,石名磊，郭院成,等.不平衡堆載作用下鄰近結(jié)構(gòu)樁的側(cè)向受力機制[J].巖土工程學(xué)報,2016,38(12):2226-2235.ZHANGHao,SHIMinglei,GUOYuancheng,etal.Lateralmechanicalbehaviorsofstructuralpilesadjacenttoimbalancedsurchargeloads[J].ChineseJournalofGeotechnicalEngineering,2016,38(12):2226-2235.魯子愛.多層地基橫向荷載樁Ks值分布研究[J].巖土工程學(xué)報,1988,10(1):48-56.LUZiai.Studyonmodulusofsubgradereactionforlateralloadedpilesinmultiplelayeredfoundation[J].ChineseJournalofGeotechnicalEngineering,1988,10(1):48-56.董曼曼，王亮清,葛云峰，等.考慮滑床復(fù)合傾斜巖體綜合地基系數(shù)的抗滑樁受力特征研究[J].巖土力學(xué),2017,38(10):3000-3008.DONGManman,WANGLiangqing,GEYunfeng,etal.Studyonmechanicalcharactersofanti-slidingpileconsideringtheintegratedfoundationcoefficientofslidingbedoncompositeinclinedrockmass[J].RockandSoilMechanics,2017,38(10):3000-3008.⑹戴自航,陳林靖?多層地基中水平荷載樁計算m法的兩種數(shù)值解[J].巖土工程學(xué)報,2007,29(5):690-696.DAIZihang,CHENLinjing.Twonumericalsolutionsoflaterallyloadedpilesinstalledinmulti-layeredsoilsbymmethod[J].ChineseJournalofGeotechnicalEngineering,2007,29(5):690-696.POULOSHG.Behavioroflaterallyloadedpiles:I-singlepiles[J].JournalofSoilMechanicsandFoundationDivision,ASCE,1971,97(SM5):711-731.GUOWD,LEEFH.Loadtransferapproachforlaterallyloadedpiles[J].InternationalJournalforNumericalandAnalyticalMethodsforGeomechanics,2001,25(11):1101-1129.GUOWeidong.Pu-Basedsolutionsforslopestabilizingpiles[J].InternationalJournalofGeomechanics,2013,13(3):292-310.CHOREHS,INGLERK.SAWANTVA.Non-linearanalysisofpilegroupssubjectedtolateralloadsusing‘p-y'curve[J].InteractionandMultiscalemecha