悬臂抗滑桩加固边坡地震动力响应模型试验研究

姚爱军，史高平，梅 超

(北京工业大学 岩土与地下工程研究所，北京 100124)

1 引 言

地震是边坡及其抗滑结构失稳破坏的诱发因素，地震作用下边坡及其抗滑结构的稳定性是岩土工程中十分关心的问题之一。我国是一个多地震的国家，处在两大强地震带上，各类建筑工程的工程地质条件复杂，以往的强烈地震在山区丘陵地区的城镇居住区、道路、水工构筑物等区域产生了大量崩塌、滑坡等次生灾害，给国家和人民的生命财产造成了巨大损失[1]。抗滑桩是边坡加固治理中常用的技术措施，土岩复合边坡是工程建设中最常见的边坡结构类型之一。经灾区调查情况可知，抗滑桩加固措施对提高边坡稳定性具有良好效果。加强边坡及其抗滑桩地震反应研究，揭示抗滑桩内力变化规律，探索抗滑桩抗震设计优化措施具有重要的工程意义[2]。

对抗滑桩结构进行研究的主要方法有模型试验和数值分析。数值分析方法简单、方便且投资少，但其精度主要依赖于桩-土相互作用参数、土体特性等参数的正确选取[3]。模型试验根据需要具体工程设定，控制边界条件、桩土材料特性，信息量大，可信度高，还可以对数值模拟进行验证分析，但模型试验也有自身的局限性，需要与其他研究手段相结合，以准确地分析抗滑桩应力-应变特性及变形过程[4－5]。在土岩复合边坡的动力响应方面，特别是针对土岩复合边坡类型和抗滑结构的地震反应的研究较少，进行大型振动台模型试验的报道就更少[6－8]。本文对土岩复合边坡及其抗滑桩结构进行地震模型试验，揭示边坡及抗滑桩地震响应规律。

2 工程概况

试验工程为四川省绵阳市涪江之畔科学城的某小区 1～6号楼西南侧边坡，边坡长 170 m，高约13 m，属典型的浅丘斜坡地段。据勘察资料及岩土工程勘察报告，选具有代表性的剖面进行研究，选取的断面包括3层土：层①素填土（Q4 ml），层②黏土（Q3 bl），层③粉砂质泥岩（K1C）。岩土工程参数，素填土：γ=18.5 kN/m3，c=9.8 kPa，φ= 12.4°，黏土：重度γ= 19.6 kN/m3，黏聚力c = 39.2 kPa，内摩擦角φ= 12.6°；粉砂质泥岩：γ= 24.6 kN/m3，c = 88.4 kPa，φ= 30.2°。工程地质剖面图如1所示，试验过程中将边坡模型进行简化，具体尺寸示意图如图2所示。

图1 工程地质剖面图(单位：m)Fig.1 Engineering geological profile(unit: m)

图2 边坡和加速度计示意图（单位：mm）Fig.2 Sketch of slope and accelerometer(unit:mm)

3 试验模型与条件

3.1 试验条件

试验在北京工业大学结构实验室的大型振动台上进行，振动台台面尺寸3 m×3 m，最大承载重为10 t，最大加速度为1 g。本试验选取20 m长边坡进行模拟试验，试验比例尺（1/n）为1/20。试验边坡模型高 0.685 m，长 1 m。抗滑桩截面尺寸为75 mm×100 mm，高57 cm。装载边坡的模型箱选用自行设计长×宽×高为2 m×1 m×1 m的有机玻璃模型箱，可以减少岩土体与箱壁的摩擦，在试验过程中也便于观察岩土体内部变化。在模型箱内壁涂以润滑剂，并在底部铺设1 cm厚的泡沫，以减少反射波的影响，将边界影响降到最低。

3.2 试验模型制备

试验用边坡模型根据相似定律进行设计，根据相似理论可知，模型的几何相似是现象相似的先决条件，因而在模型设计中把几何相似关系作为基本条件。试验中所取的相似比是，模型︰原型=1︰20，根据模型试验相似理论原理，计算得出边坡模型材料的参数为，素填土：密度ρ= 1.89 g/cm3，c = 0.49 kPa，φ= 12.4°；黏土：ρ= 2 g/cm3，c = 1.96 kPa，φ= 12.6°；粉砂质泥岩：ρ= 2.51 g/cm3，c = 4.42 kPa，φ= 30.2°。结合多组直剪试验，并通过正交试验设计，确定边坡材料的配比（均为体积比）为①底层粉砂质泥岩：细沙︰水泥粉︰水=15︰1︰4，②中层黏土：粉土︰膨润土︰水=15︰2︰1，③顶层素填土：直接选用粉土。

对于混凝土抗滑桩的模拟，若按与原型同样强度的水泥砂浆制作，实际制作往往很困难，对于承受以水平荷载为主的抗滑桩，应按桩身横向抗压刚度相似要求选用模型桩。如果直接使用钢筋混凝土来制作模型桩的话，对桩截面尺寸为1.5 m×2 m的混凝土抗滑桩，设计的模型桩桩宽度只有不到 10 cm，制作将非常困难，所以需采用其他相似材料来制作混凝土抗滑桩的模型。

本试验为定性分析实验，且为了易于分析抗滑桩的内力变化，选取松木为抗滑桩材料，底部嵌固于粉砂质泥岩层，以模拟嵌岩悬臂抗滑桩，见图3。

3.3 传感器的布设

振动台台面布置1个加速度计，记录输入到振动台台面的地震波加速度时程，边坡坡体内共埋设了9个微型加速度计，记录边坡内部不同位置的地震响应过程，边坡模型的几何尺寸及加速度计位置见图2。

图3 嵌岩悬臂抗滑桩Fig.3 Embedded in the rock cantilevered sliding piles

试验采用单排抗滑桩加固边坡顶部，桩间距为4倍的桩宽，即300 mm，在中间的1根抗滑桩的桩身外侧粘贴6对应变计，左右两侧对称布置，图4为应变在抗滑桩上的布置位置（S1～S6为应变计编号）。应变计测定了抗滑桩不同位置（S1～S6）的轴向应变时程。

图4 抗滑桩应变计布置（单位：mm）Fig.4 Arrangement of strain gauge of pile(unit: mm)

3.4 地震波的选用

为了系统地研究嵌岩悬臂抗滑桩的抗震性能，选择汶川地震重华镇波(51 JYC)东西方向的地震记录作为地震输入。地震发生于四川省重华镇，北纬31.956°，东经 103.400104.985°，地震发生时间是2008年 5月 12日 14︰28︰04，地震记录持续250 s，最大加速度峰值为0.281 g。图5为其加速度时程曲线。

图5 重华镇地震波Fig.5 Earthquake motion of Chonghua town

4 试验结果及分析

试验共有2组，受振动台性能限制，本试验选取最大加速度峰值附近20 s作为试验用波。第一组试验过程中，将原波压缩和放大，分别将加速度最大峰值控制在0.1 g、0.2 g、0.3 g、0.4 g，依次在振动台台面输入，观察不同加速度峰值边坡的破坏，分析边坡内部加速度和桩身应变的地震响应规律。第二组试验将抗滑桩取出，留下自然边坡，再按照第一组试验地震波的输入顺序输入地震波，观察自然边坡的破坏形态，和第一组试验进行对照。

4.1 边坡表观变化

第一组抗滑桩加固边坡模型依次输入地震波的过程中，输入加速度峰值0.1 g的地震波后，边坡基本无变化；输入加速度峰值0.2 g的地震波后，边坡两侧斜坡部分对称出现细微裂缝；输入加速度峰值0.3 g的地震波后，两侧裂缝增多加长，坡体顶面出现零散细微裂缝，少量土体下滑；输入加速度峰值0.4 g的地震波后，坡体顶部零散裂缝贯通在一起，并与两侧裂缝连接，最大缝宽 5 mm。坡体有滑移趋势，滑落土体增多，坡顶沉降明显，抗滑桩防护范围内的边坡上部相对于两边壁土体略有凸起，表明了抗滑桩的局部加固效果。第二组自然边坡模型输入加速度峰值0.1 g的地震波后，即出现明显裂缝，土体滑落，随着地震波峰值增大，裂缝增多加长加宽，土体滑落明显，边坡滑移，最终边坡破坏，见图6。

图6 自然边坡破坏形态Fig.6 Failure pattern of natural slope

通过两组试验对比，悬臂抗滑桩加固后的边坡在地震作用下的破坏远远小于自然边坡，稳定性明显优于自然边坡，说明悬臂抗滑桩起到了良好的边坡加固效果。

4.2 加速度地震响应分析

边坡土体内部放置的加速度传感器测定了不同位置的地震响应曲线，图7为典型部位的加速度计量测的时程曲线，图中A1～A9为加速设计。

图7 边坡不同部位的地震响应曲线Fig.7 Response curves of acceleration history in the slope

分别对比加速度计A1、A4、A7、A9的加速度峰值，A2、A5、A8的加速度峰值和A3、A6的加速度峰值，得到A1、A4、A7、A9所测量的加速度峰值依次增大，如图8中A1、A4、A7、A9的加速度峰值比较所示。A2、A5、A8三个加速度计所测量的加速度峰值依次增大，A3、A6两个加速度计所测量的加速度峰值依次增大，相同的规律说明，边坡在地震过程中不管是水平部分还是斜坡部分的加速度反应都随着高程的增加出现放大效果，边坡顶部的加速度峰值最大。

图8 加速度峰值比较图Fig.8 Comparison of peak accelerations

在悬臂抗滑桩附近的A2、A5、A8和A3、A6的放大效应没有A1、A4、A7、A9明显，说明悬臂抗滑桩附近的地震反应受到抑制，这是因为悬臂抗滑桩的加固效应和桩间土体成拱作用，使附近土体的动力响应受到限制，使得该位置的加速度幅值相对较小。对比A2、A3和A5、A6的加速度峰值，得到A3、A6的加速度峰值分别略小于A2、A5的加速度峰值，说明桩前土体的地震响应略小于桩后土体，悬臂抗滑桩对斜坡地震响应有减弱作用。对加速度的分析表明，采取悬臂抗滑加固可以限制边坡的动力响应，减弱起控制作用的斜坡地震反应。

4.3 桩身应变地震响应分析

应变计测定了抗滑桩不同位置（S1～S6）的轴向应变时程，该时程可以反映出悬臂抗滑桩不同位置的弯矩时程，得出悬臂抗滑桩桩身弯矩变化规律。图9为悬臂抗滑桩压应变时程曲线。式（1）表示出应变和弯矩的关系，由于弯矩的变化规律和压应变的变化规律相一致，所以，压应变的变化曲线可反映桩身弯矩的变化。

式中：εs、εc为桩身截面平均拉、压应变；h为桩身截面高度；ρ为桩身截面平均曲率半径；E为桩身材料弹性模量，松木取10 GPa；I为桩身截面惯性矩；M为桩身截面弯矩。

图9 抗滑桩应变时程变化Fig.9 Strain history of pile

图9中曲线不考虑震前桩身的静力应变，只表现出了抗滑桩震前和震后的动力所产生的应变。抗滑桩底部的 S1、S2位置的应变很小，几乎不产生弯矩，这是因为 S1、S2嵌固于粉砂质泥岩层内，几乎相当于悬臂梁的固定端，不会产生应变，S3应变突然变大，且应变最大，说明S3位置弯矩最大，S3位于滑坡带以上，抗滑桩上半部分受到了由于地震产生的滑坡土体的推力，使抗滑桩 S3位置以上受弯。S3、S4、S5、S6应变依次减小，说明桩身弯矩依次变小，这是因为随桩身高度增加，所受的滑坡土体推力减弱，弯矩变化规律类似于悬臂梁的悬臂部分受到不均匀荷载产生的弯矩变化。震后悬臂抗滑桩桩身应变随高度的变化规律如图 10所示。

图10 抗滑桩应变示意图Fig.10 Sketch of strain of pile

5 结 论

（1）地震作用下自然边坡模型破坏严重，而悬臂抗滑桩加固边坡模型未出现明显破坏，边坡稳定性良好，悬臂抗滑桩起到一定的边坡加固效果。

（2）地震过程中边坡内部地震加速度自下而上逐渐放大，边坡顶部放大效果达到最大；悬臂抗滑桩的加固效应和桩间土体成拱作用使附近土体的动力响应受到限制。

（3）悬臂抗滑桩的嵌固端与悬臂部分分界面随着地震波的输入应变急剧增大，悬臂部分随着高度增加应变减小，反映了悬臂抗滑桩弯矩的“凸”形分布规律。

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