边坡桥梁桩基大型振动台模型试验研究

朱志铭,黄俊杰,李世君,刘善忠,万军利,李 健

(1.西南交通大学高速铁路线路工程教育部重点实验室,成都 610031； 2.西南交通大学土木工程学院,成都610031； 3.成兰铁路有限责任公司,成都 610041； 4.中国铁道科学研究院铁道建筑研究所,北京 100081)

某铁路线路贯穿川西北三角形断块区，有大量的桥涵工程建立在陡坡之上[1]。沿线高原山地、高山峡谷地段，坡陡谷深、构造复杂，切割破碎的灰岩和厚层砂岩、板岩组成的峡谷河段或陡峻山坡地带极易发生崩塌、落石，并至坡脚及缓坡地带形成岩堆。沿线对线路有影响的岩堆体共13处，多分布在桥头、隧道进出口。因此不良地质问题比较严重，地震作用下极易发生滑坡、泥石流等灾害[2]，严重威胁桥涵工程安全。抗滑桩近年来在滑坡治理中得到广泛应用[3]。地震作用下桩土动力相互作用[4]、抗滑桩后土压力分布形式[5]和抗滑桩支护边坡地震作用下稳定性计算[6]方面都在进行研究。对液化场地[7][8]桥梁桩基研究较多，但对陡坡铁路桥梁桩基研究较少。桥梁桩基在地震作用下的损害是桥梁破坏中最不易发现的严重问题，因此对边坡桥梁桩基的保护亟待解决。主要手段有数值模拟[9-11]和室内试验。数值模拟需要试验验证，现场试验代价太高，一般多采用室内模型试验，主要是离心机试验[12][13]和振动台试验[14]两种方法。离心机试验试件尺寸较小，试验结果容易受边界条件的影响，大型振动台试验，试样尺寸较大，可输入多向地震波，相对离心模型试验，振动台试验得到的结果更为可靠[15][16]。因此，采用大型振动台试验研究陡坡上抗滑桩支护桥梁桩基的抗震性能和作用机制，为该新体系抗震设计的研究奠定良好基础。

1 振动台模型试验设计

试验在西南交通大学道路与铁道工程重点试验室的单向电液伺服驱动式的地震模拟振动台上进行，振动台台面尺寸4 m×2 m，最大承载能力250 kN，最大水平向加速度1.20g，工作频率范围0.1～30 Hz，最大水平向位移±100 mm。振动台配有先进的自动数据采集系统和高性能微机及成套软件进行数据的采集管理和处理。

1.1 相似关系设计

由于振动台试验设备及边坡模型尺寸的限制，很难采用人工质量的方法考虑重力效应，因此釆用重力失真模型，并将几何相似比、质量密度相似比和加速度相似比，作为模型相似关系设计的控制量。由于原型和模型均处于同一重力场，因此确定加速度相似比为Cg=1。模型设计中，模型试验几何相似比，动弹性模量，要考虑对重力加速度g的近似模拟(力争结构重力不失真)，即要求重力加速度相似比为1。这样，密度的相似系数可以取为Cρ=1.0。因此，本试验采用Bockinghamπ定理导出了各物理量之间的相似关系。模型主要相似常数见表1。

表1 振动台模型试验的动力相似常数

1.2 模型测点布置

模型高2.0 m，坡顶宽0.76 m，宽1.5 m，坡角约为38°。每10 cm厚分层填筑夯实。考虑到土的重塑作用，模型静置一段时间后再进行振动台试验。本次试验采用的传感器包括加速度传感器、位移计及土压力盒，分别布置在模型边坡、抗滑桩及桥梁桩基与承台上。在振动台台面上布置一个水平向加速度传感器，作为参照。模型尺寸及测量仪器布置详见图1。其中38455号加速度计位于桥梁承台，38393号加速度计位于抗滑桩桩顶，38376号、38388号、43435号和38383号加速度计于前侧桥梁桩同一竖直面自下而上布置，38369号、38453号和38457号加速度计于抗滑桩前侧同一竖直面自下而上布置。

1.3 模型材料

本试验采用力学性能与混凝土极为相近的微混凝土，模拟C40原型混凝土预制桥梁桩基承台与抗滑桩结构，微混凝土骨料最大粒径≤5 mm。原型混凝土为C40，为满足原型钢筋混凝土的强度参数要求，进行配合比试验，经过分析选取的微骨料混凝土最终配合比为：水灰比0.55，骨灰比3.0，砂率36%，粗细骨料比5/3。具体模型材料与原型材料见表2。模型试验人为地在滑体与滑床间设置5 cm高的膨润土滑动带，配置土体材料包括膨润土、石膏、石英砂、水等。为了满足材料特性参数的相似要求，模型采用的膨润土、石英砂可以有效调节内摩擦角。膨润土还具有一定的黏结性，石膏作为胶结剂，石英砂作为配重材料。石英砂、膨润土还可调节弹模。模拟材料参数见表3。制作完毕的模型见图2。

表2 模型材料与原型材料

表3 模拟材料参数

图1 模型尺寸及测量仪器布置(单位：cm)

图2 制作完毕的试验模型

2 试验过程及结果分析

2.1 试验过程简介

将制作完毕的抗滑桩—桥梁桩基边坡模型置于振动台模型箱中，选取不同频率(1、3、5、8 Hz)正弦波及不同大小的汶川波(0.1g、0.2g、0.3g、0.4g)进行加载，根据元器件测试结果分析该模型的地震响应规律。

2.2 加速度动力响应特征

对于地震惯性力，目前的设计计算中考虑的主要是加速度，表4为试验中各个测点在不同加载工况的峰值地震动加速度进行的整理结果。

表4 桥梁桩基与抗滑桩模型实测汶川波峰值地震加速度

注：相对高度即相对于桩底的高度；编号是元器件自带的识别符号。

加速度放大比表示试验模型中埋设加速度计测得的峰值加速度与桩前自由场埋设加速度计测得峰值的比值。通过选取台面实测加速度作为自由场表面的加速度时程，以此自由场表面的加速度时程为参考计算加速度放大比。

为了解边坡模型中桥梁桩基与抗滑桩结构的加速度放大效应，选取同一垂直面、由低至高的一排测点进行研究。将各测点动力响应峰值加速度与自由场峰值加速度进行比值后作为放大比，分析各测点放大比与相对高程的关系。经分析，不同峰值加速度地震波作用下桥梁桩基与抗滑桩的水平加速度放大比关系见图3(WC表示汶川波；ZX表示正弦波)。

加载工况下，水平加速度放大比沿桥梁桩基高程分布如图3(a)、图3(b)所示，范围为0.92～1.32。加速度放大比呈非线性增大特点，并且不同地震波加载下加速度放大比沿桩身变化趋势相似。0.2 m处出现拐点，是由于该处恰好处在基岩与滑体交界层位置，因此水平加速度放大比变化比较明显。

图3(c)、图3(d)所示，加载工况下，水平加速度放大比呈非线性增大特点，也在交界面0.7 m处出现明显的变化；并且不同地震波加载下加速度放大比沿桩身变化趋势相似。水平加速度放大比范围为0.9～1.56。

图3 地震波作用下桥梁桩基与抗滑桩的水平加速度放大比

2.3 动土压力响应特征

动土压力的评价是支挡结构抗震设计中的一个重要指标，关系到这类结构的选型、经济和安全。本试验中抗滑桩桩背动土压力是判断该设计方案中边坡是否稳定的重要分析点，抗滑桩与桥梁桩基间动土压力分析是判断抗滑桩对桩基有无保护作用的关键因素，也是结构体系能否安全工作的重要环节。动土压力峰值随埋深分布如图4所示。

图4 动土压力峰值随埋深分布曲线

通过图4可以发现，在各地震波激振下，动土压力响应特性变化趋势一致，抗滑桩桩前土体抗力动响应峰值的最大值出现在埋深0.7 m位置，该位置是基岩与滑体交界面处，恰好也是潜在滑动面处；各测点动土压力响应峰值都随激振加速度峰值的增大而增大；抗滑桩前侧埋深H=-0.2 m、H=-0.45 m、H=-0.7 m处测点处于滑体中，地震土压力峰值基本遵循“三角形”的分布规律；抗滑桩桩背土压力沿桩身呈“R”形非线性分布，幅值与输入地震加速度峰值成正比，且随着加速度峰值的增大而增大。

2.4 动位移响应特征

以动位移响应峰值为标准，研究该结构体系关键控制点水平向动位移响应特性。试验中汶川波地震荷载作用下各测点实测动位移峰值见表5，将实测数据整理，对比各工况下实测桥梁桩基承台顶与抗滑桩桩顶动位移峰值见图5。

图5 承台顶与抗滑桩桩顶动位移峰值

图6为汶川波X向激励下，抗滑桩与桥梁承台顶部各测点振动位移随地震系数的变化趋势， 随着地震系数增大而增大。承台顶位移0.15 mm<抗滑桩桩顶位移0.2 mm。由此可知，说明抗滑桩对桥梁桩基有一定的支护作用。

表5 汶川波作用下实测动位移峰值 mm

图6 汶川波作用下各测点动位移峰值

3 结论

总之，水平加速度放大比与输入地震波加速度峰值和相对高程有关，随输入加速度峰值的增大而变大，随相对高程的增大而变大，说明边坡对加速度有放大效应。同时桥梁桩基水平加速度放大比变化趋势平缓，抗滑桩水平加速度放大比变化趋势相对较大，说明因为抗滑桩阻隔作用，使得上部堆积土体对桥梁桩基水平荷载作用大大减小，即抗滑桩很好地保护了桥梁桩基。

动土压力(曲线的形状、变化趋势等)与输入地震动参数特性紧密相关，且峰值出现时刻与地震波加载峰值出现时刻基本一致。此外，各个测点的地震土压力变化不尽相同，呈非线性分布，幅值变化与输入地震加速度峰值成正相关变化。

随着地震系数的增加，抗滑桩顶位移不断增大，且增加速率加快，但承台顶位移量小于抗滑桩顶位移量，表明抗滑桩对承台起到了较好的支挡保护作用。

[1] 中铁二院工程集团有限责任公司.新建铁路成都至兰州线初步设计[R].成都：中铁二院工程集团有限责任公司，2010.

[2] 李明清，刘发明.高烈度地震频发山区泥石流对成兰铁路的影响和防治对策[J].高速铁路技术，2013(2)：62-63.

[3] 郑颖人，陈祖煜，王恭先，等.边坡与滑坡工程治理[M].北京：人民交通出版社，2007.

[4] 张友良，冯夏庭，范建海，等.抗滑桩与滑坡体相互作用的研究[J].岩石力学与工程学报，2002，21(6)：839-842.

[5] 罗渝，何思明，何尽川.地震作用下抗滑桩作用机制研究[J].长江科学院院报，2010，27(6)：26-29.

[6] 年廷凯，栗茂田，杨庆.阻滑桩加固土坡稳定性分析与桩基的简化设计[J].岩石力学与工程学报，2005，24(19)：3427-3433.

[7] 凌贤长，王东升，王志强，等.液化场地桩-土-桥梁结构动力相互作用大型振动台模型试验研究[J].土木工程学报，2004，37(11)：67-72.

[8] Akihiko Uchida， Kohji Tokimatsu. Comparison of Current Japanese Design Specifications forPile Foundations in Liquefiable and Laterally Spreading Ground. Seismic Performance andSimulation of Pile Foundations， 2006：61-70.

[9] G WU， W Finn. Dynamic Elastic Analysis of Pile Foundations Using Finite ElementMethod in the Frequency Domain. Can. Geotech.， 34(1)：34-43.

[10] Takahashi A， Takemura J， Kawaguchi Y，et al.Stability of piled pier subjected to lateral flow of soils during earthquake[J]. Centrifuge， 1998：365-370.

[11] CI-lEN CY.Numerical analysis of slope stabilization coneepts using pile[D].Los Angeles：CaIifomia.Universityof Southern California，2001.

[12] Banerjee， D K. Paul and F. H. Lee. Dynamic Response of Bridge Piles on Soft Groundusing NUS Geotechnical Centrifuge. Soil and Rock Behavior and Modeling， 2006：375-382.

[13] 李荣建，于玉贞，吕禾.饱和砂土地基上抗滑桩加固边坡的动力离心模型试验研究[J].岩土力学，2009，30(4)：897-902.

[14] 叶海林，郑颖人，李安洪，等.地震作用下边坡抗滑桩振动台试验研究[J].岩土工程学报，2012，34(2)：251-257.

[15] 张波，地震模拟振动台及其控制方法研究[D].兰州：兰州理工大学，2013.

[16] 黄浩华.地震模拟振动台的设计与应用技术[M].北京：地震出版社，2008.