DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2015.11.044

双排抗滑桩抗震性能振动台试验研究及数值分析

赖杰¹，郑颖人^{1, 2}，刘云³，李安红⁴，刘红卫⁵

(1. 后勤工程学院 军事土木工程系，重庆，401311；

2. 重庆市地质灾害防治工程技术研究中心，重庆，400041；

3. 重庆交通大学 土木工程学院，重庆，400074；

4. 中铁二院工程集团有限责任公司，四川 成都，610031；

5. 香港科技大学 土木工程系，香港，999077)

摘要：为探讨双排抗滑桩支护下边坡的地震响应及破坏机理，进行振动台模型试验及数值分析。研究结果表明：由于边坡上部缺乏必要支护，裂缝首先在靠近坡顶的坡面与滑面相交处产生；随着地震作用的增大，裂缝沿着滑面向下发展，由于抗滑桩的支挡作用而改变下滑方向，最终发生越顶破坏；监测点加速度响应能够反映边坡的物理特性，当坡体产生裂缝或临近最终破坏时，加速度响应规律将发生突变；桩身动土应力分布形式受地震波峰值影响很大，在高烈度下边坡接近破坏时，滑坡推力主要由靠近滑体的桩体上部承担，因此，在抗震设计时桩体上部同样需要加强。

关键词：双排抗滑桩；振动台模型试验；数值模拟；裂缝；动土应力

中图分类号：P642             文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2015)11-4307-09

Shaking table test studies and numerical analysis of double-row anti-slide piles under earthquake

LAI Jie¹, ZHENG Yingren^{1, 2}, LIU Yun³, LI Anhong⁴, LIU Hongwei⁵

(1. Department of Civil Engineering, Logistical Engineering University, Chongqing 401311, China;

2. Chongqing Engineering and Technology Research Center of Geological Hazard Prevention and Treatment,

Chongqing 400041, China;

3. School of Civil Engineering, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, China;

4. China Raiway Eeyuan Engineering Group Co. Ltd, Chengdu 610031, China;

5. Department of Civil Engineering, Hong Kong University of Science and Technology, Hong Kong 999077, China)

Abstract: Shaking table test and numerical analysis were adopted to explore the seismic response and failure mechanism of a slope with double-row anti-slide piles. The results show that due to lack of necessary support on the slope crest, crack appears on the slope crest firstly and develops downwards along the weakness interlayer, and then changes its way to get across the top of piles; acceleration response of monitoring points can reflect the physical conditions of the slope,and when crack appears or the slope gets close to destruction, the former rules of acceleration response would change suddenly. The amplitudes of earthquake have great influences on the dynamic stress distribution of piles, when the earthquake intensity is high and the slope is on the verge of destruction, the majority of landslide thrust is resisted by the upper part of piles, so the upper part of piles is also very important in the seismic design.

Key words: double-row anti-slide piles; shaking table test; numerical analysis; crack; dynamic stress

抗滑桩是一种有效的边坡支挡方式。当滑坡推力过大，单排桩难以承受时，常增设锚杆(预应力锚索)或多排抗滑桩进行支护，其中双排桩由于布置桩位灵活，承载力强而被广泛运用。目前部分学者已开展双排桩方面的研究，如申永江等^[1]研究了双排桩桩距对结构内力的影响，并在实际工程中得到了验证；熊治文等^[2]通过室内试验探讨了双排桩推力分配、受力形态及相互作用关系；Martin等^[3]通过数值模拟得到了双排桩的桩身应力-位移的相互关系；杨波等^[4]采用有限元强度折减法探讨了双排桩的受力特点及其桩间距的优化；时刚等^[5]基于饱和多孔介质的边界元法分析了桩-土动力相互作用，得到了双排桩的隔震效果；平扬等^[6]在考虑双排桩空间协同作用的前提下，研究了双排桩位移变形计算方法；刘昌清等^[7]通过振动台试验探讨了双排桩的受力情况与加速度响应。近年来，地震频繁，保障边滑坡抗震安全已经成为我国社会、经济发展的迫切需求，但上述研究主要针对静力作用的情况，对动力分析较少，还不能有效揭示地震作用下双排抗滑桩支护边坡的动力响应规律及破坏机理。同时，由于缺乏大型动力试验的论证，当前双排抗滑桩的抗震设计具有一定的盲目性，存在较大的安全隐患。为此，本文作者开展双排抗滑桩振动台试验，揭示该结构支护下边坡的动力响应及破坏机理，并通过数值模拟进行论证。

1  振动台试验基本概况

1.1  振动台试验机基本情况

双排桩抗震性能振动台试验在中国地震局工程力学研究所地震模拟开放试验室的三向电液伺服驱动式地震模拟振动台上进行，振动台的正常工作频率范围为0.5~50 Hz，最大负重30 t，振动台台面长×宽为5 m×5 m；最大位移：X和Y向为100 mm，Z向为50 mm；三向的最大速度为50 cm/s；最大加速度：Z向为0.7g(1g=9.806 65 m/s²)，X和Y向为1.5g。

试验模型箱采用四周边界加内衬的普通刚性箱^[8]，模拟高度为1.8 m的双排桩支护边坡。坡体由上部滑体、中部滑面软弱夹层(厚度为2.5 cm)、下部基岩组成。边坡坡面被双排桩分为2个，两桩之间的坡面标为1号坡，紧挨坡顶的坡面标为2号坡，2个坡的坡角分别为44°和42°；桩截面长×宽为0.08 m× 0.06 m，桩间距为0.25 m；第1排桩长为0.35 m，第2排桩长为0.65 m。具体布置见图1。

图1  边坡模型坡面图

Fig. 1  Schematic diagram of slope model

1.2  试验相似比及材料的选取

在边坡工程的力学模型中常采用方程分析法、定律分析法和量纲分析法这3种方法进行相似关系推导。本试验采用重力相似律和量纲分析法^[8-11]进行推导，选取密度()、加速度()和长度()作为基本控制量，其中=1，=1，=20，其余物理量利用定理导出，最终得到材料的相似比，见表1。

采用标准砂、石膏粉、滑石粉、甘油、水泥、水为基本材料，通过试验室进行相关试验来确定材料参数，最后选择配合比及材料的参数，如表2所示。岩体材料通过控制密度，放入模型箱后分层碾压，制作完成后模型如图2所示。

1.3  监测点的布置

在材料装入模型箱并压实材料达到试验要求后，在模型坡面上布置8个加速度计(4个水平方向和4个垂直方向)，4个水平位移计。加速度计的工作频率为0.1~100 Hz、量程为5g；水平位移传感器记录的是相对于振动台台面的相对位移，分辨率为0.1 mm。各监测仪器分别布设在2个坡面上，同一高度处的加速度计及位移计位于坡面的同一位置，用A，B，C和D表示，具体位置见图1和图2。同时，为进一步研究双排桩的在地震作用下的动土压力分布情况，在桩身上设置土压力盒，具体位置及编号如图3所示(其中A₄及A₈靠近软弱夹层处)。

表1  模型主要相似常数

Table 1  Model main similarity constant

表2  模型材料配合

Table 2  Model material mix

图2  试验前边坡的最终模型(正视图)

Fig. 2  Final model of slope before experiment

试验选择具有EL Centro、汶川波和Taft 3种地震波作为地震响应的激励。为了探讨地震动强度的影响，将每次输入地震波峰值加速度进行了调整，从0.1g开始逐级施加载，直到1.0g，各工况见表3。输入地震波均为双向输入，其中水平向(X向)地震波为沿坡面方向，据统计资料表明地震时竖向加速度峰值与水平向峰值比值接近2/3^[12]，因此，试验竖向加速度峰值(Z向)按水平向峰值折减2/3后加载。将所有的地震波按照时间压缩比为1:进行压缩后的水平向波形如图4所示。

图3  土压力盒的布置图

Fig. 3  Layouts of soil pressure cell sensors

图4  模型试验输入的水平向加速度曲线

Fig. 4  Input horizontal seismic acceleration-time curves of model test

表3  输入地震波信息

Table 3  Information of input seismic waves

2  模型试验损伤破坏过程

在3种地震波峰值0.2g~0.3g坡面无明显变化，0.4g汶川波时(见图5(a))在2号坡靠近坡顶的坡面与滑面相交处首先产生一道横向裂缝，裂缝宽1~2 mm，裂缝的产生表明边坡已经进入损伤破坏的过程，由于双排桩的支挡作用，坡体还具有较好的承载能力。输入0.4g EL Centro波及Taft波时，该裂缝继续扩展，并没有其他裂缝产生。

图5  不同峰值加速度时模型地震动后的破坏状态图

Fig. 5  Failure state diagrams of model after earthquake under different peak accelerations

图5(b)所示为汶川波峰值0.6g下(此后都为汶川波)的边坡破裂状态，在2号坡的中部出现了竖向裂缝，缝宽为3~4 mm。根据现场观察裂缝形态可知：两侧土体的裂缝并不是相互剪切错动产生，而是张拉产生，这与汶川地震边坡上部会出现拉裂缝的情况一致^[13-14]。同时靠近坡顶的软弱夹层产生明显的错动现象，剪切滑移裂缝产生，该滑移裂缝与0.4g产生的坡顶裂缝基本贯通。

在汶川波峰值0.7g时，基岩中靠近2号坡中上部的土体出现松散现象，另外在软弱夹层的中下部出现另外2道竖向拉裂缝。当汶川波峰值0.9g时，从这2道裂缝的状态可以看出：该裂缝朝着坡面发展，尽管裂缝缝宽、长度增大，但最终并没有贯通到坡面；同时在2号坡坡脚处出现了1道横向裂缝，裂缝宽度为0.5~1.0 mm，其位置在紧挨2号桩桩顶上部，表明此裂缝与软弱夹层的剪切裂缝已经贯通，坡体出现越顶破坏。

以上分析揭示了该双排抗滑桩支护边坡的损伤破坏过程：坡顶首先出现裂缝，随着地震动的增大，该裂缝沿着软弱夹层向下发展，由于抗滑桩的支挡作用，剪切滑移面在靠近桩体时改变了发展方向，滑面最终越顶剪出，因而在2号桩桩顶上方的坡面上出现了1条横向裂缝。各阶段产生的裂缝，如图6所示。由图6可见：2号坡产生的裂缝主要由竖向裂缝和坡脚处的剪切裂缝组成。

图6  边坡动力破裂面示意图(侧视)

Fig. 6  Dynamic failure surface of slope (side view)

3  试验数据分析

3.1  加速度响应分析

将不同工况下各监测点的加速度峰值进行统计，结果如图7所示。由图7可以看出：3种地震波作用下，随着地震作用的增大，各监测点的加速度响应越明显；在0.2g~0.4g区间，监测点在坡面上的位置越高，加速度响应越大，但在0.6g以后(主要是汶川波)，坡面加速度响应出现了突变，此时监测点D和C的加速度超过了监测点B的加速度，原因可能是0.6g以后，裂缝发育较快，坡体损伤后坡面动力响应规律发生了变化；0.9g时再次出现了突变，响应加速度下降，表明坡体已严重损伤，进入整体破坏。

图7  地震波加速度峰值-坡面加速度响应关系曲线

Fig. 7  Response curve of acceleration and peak value of seismic wave

3.2  桩身动土压力分析

值得指出的是：由于试验时，输入地震幅值由小到大，位移及桩身动力响应存在一定的累积效应，为避免这种效应带来的影响，本文所列图表的数值都为扣除上一步加载工况后的值。

3.2.1  第2排桩身动土压力

图8所示为3种地震波作用下第2排桩后动土压力峰值的分布情况。由图8可以看出：在0.2g~0.4g时，桩后动土压力分布规律不明显，靠近桩顶的应力略大；在0.6g~1.0g时，桩身上部动土应力增长较快，主要原因在于：这一阶段第2排桩后土体的剪切滑移面逐渐形成，但路径并不是完全沿着原有的软弱夹层而是发生越顶破坏(见图6)，由于滑体具有越顶倾向，桩后滑坡推力主要由桩体上部承担，因此，桩身上部动力压力增长很快。

图9所示为各工况下第2排桩前动土压力峰值分布。由图9可以看出：在3种地震波作用下，第2排桩前动土压力随着地震作用的增大而增大，桩身靠近软弱夹层的中下部动应力增长更为迅速，在软弱夹层处的动土压力(试验为监测点A₈)达到最大值。

图8  各工况下第2排桩后动土压力峰值分布

Fig. 8  Peak soil pressure distributions of key points after the second pile under different conditions

图9  各工况下第2排桩前动土压力峰值分布

Fig. 9  Peak soil pressure distributions of key points before the second pile under different conditions

3.2.2  第1排桩身动土压力

图10所示为3种地震波作用下第1排桩后峰值动土压力分布情况，由于该排桩为悬臂桩，故只有桩后动土压力数据。由图10可知：在0.2g~0.3g时，第1排桩的桩身动土压力分布规律并不明显，靠近软弱夹层的桩身中下部动应力略大；在0.4g~1.0g时，3种地震波作用下的桩后动土压力都呈现中间大两端小的特点，近似为抛物线分布。

图10  各工况下第1排桩后峰值动土压力分布

Fig. 10  Peak pressure distribution of key points on the first pile under different conditions

4  数值模拟

4.1  数值模拟基本情况

试验的数值模拟采用FLAC^3D软件进行，采用摩尔-库仑本构关系，能更真实地反映试验的状况，计算模型与试验模型采用比例为1:1，网格划分后如图11所示。桩体采用实体单位模拟，桩与周围土体的接触关系采用共节点但材料性质不同的连续介质单元模型。边坡场采用自由场边界，该边界能够提供与无限场边界产生相同效果，能有效防止地震波在网格边界上的反射，以此来模拟边坡地震时的无限域的情况^[15]，阻尼采用局部阻尼，阻尼系数为0.157。为了得到更好的模拟试验效果，数值模拟时设置的位移、加速度、动土压力监测点位置及编号与试验中的一致，数值模拟时输入的地震波与试验中的相同。采用数值模拟的计算参数与试验中的相同，如表2所示。由于地震作用下桩身动应力分布为核心问题，下面主要讨论汶川波作用下的响应情况。

图11  双排桩计算模型

Fig. 11  Numerical simulation model for double-row anti-slide piles

4.2  计算结果分析

数值模拟中，第2排桩动土压力在峰值时刻的分布如图12所示。由图12可知：在0.2g~0.4g时，桩后动土压力峰值主要呈矩形分布；在0.6g~1.0g时，桩身上部增长较快，越靠近桩顶动土压力越大。数值模拟结果与试验结果定性上一致，但在定量上存在一定的偏差(见图8(a))，主要原因在于：在0.4g以后试验的2号坡已经产生裂缝，影响了动力响应，而基于有限元的数值分析未模拟裂缝的发展，因此两者的受力数量上存在一定的偏差。

图12  数值模拟下第2排桩身监测点峰值动土压力分布

Fig. 12  Peak soil pressure distributions of key points for pile shaft under earthquake by numerical calculation

对于桩前动土压力峰值分布，在0.2g~0.4g时的动土压力水平较低，靠近软弱夹层处略大，也近似呈矩形分布。随着地震动的增大，桩体中下部动土压力增长最为明显，在靠近软弱夹层的某处达到最大值(数值模拟监测点为A₇)，该应力分布同试验结果较接近(试验监测点为A₈)。

图13所示为数值模拟下第1排桩后动土压力峰值分布情况。由图13可知：在0.2g~0.6g时，动土压力近似呈矩形分布；在0.7g~1.0g时，中部动土应力增长迅速，约呈抛物线分布。这一分布形式与试验结果比较接近，数值上同样存在偏差。

图13  数值模拟下第1排桩后监测点动土压力峰值分布

Fig. 13  Peak soil pressure distributions of key points after the first pile under earthquake by numerical calculation

5  结论

1) 由于边坡上部缺乏必要支护，坡体裂缝首先在靠近坡顶的坡面与滑面相交处产生，随着地震动增大，裂缝沿着滑面(软弱夹层)向下发展，在靠近抗滑桩位置处，由于抗滑桩的支挡作用改变了发展方向，最终越顶剪出。

2) 随着地震作用的增大，各监测点的加速度响应越明显，监测点位置越高响应也越大，当坡体产生裂缝或接近最终破坏时，加速度响应规律将出现突变。

3) 在地震作用下，对于只有抗滑桩支挡的边坡而言，临近破坏时滑坡推力主要由靠近滑体的桩体上部承担，因此，在进行抗震设计时，桩体上部同样需要加强。而传统设计往往针对桩体中下部进行加强处理，这在抗震设计实践中是危险的，必须引起重视。

4) 数值模拟结果与试验比较接近，进一步验证了抗滑桩地震作用下的分布形式。同时证明数值分析结果具有一定的参考价值。由于振动台试验花费巨大，相似材料配合比也难以完全满足，对于复杂工程，开展数值分布对于提高设计水平很有必要。

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(编辑  杨幼平)

收稿日期：2015-01-07；修回日期：2015-03-31

基金项目(Foundation item)：国家重点研究发展规划(973计划)项目(2011CB013600)；国家自然科学基金资助项目(51378496)；重庆自然科学基金资助项目(CSTC2013jcyjys0002); 重庆市研究生科研创新项目(CYB15108) (Project(2011CB013600) supported by the National Basic Research Development Program (973 Program) of China; Project(51378496) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(CSTC2013jcyjys0002) supported by the Natural Science Foundation of Chongqing of China; Project(CYB15108) supported by the Graduate Student Scientific Research Project of Chongqing of China)

通信作者：赖杰，博士研究生，从事岩土稳定性分析和数值模拟研究；E-mail: 513516059@qq.com