辛建平，唐曉松，3，鄭穎人，3，張 冬

（1.后勤工程學(xué)院 土木工程系，重慶 401311；2.后勤工程學(xué)院 巖土力學(xué)與地質(zhì)環(huán)境保護(hù)重慶市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 401311；3.重慶市地質(zhì)災(zāi)害防治工程技術(shù)研究中心，重慶 400041；4.濟(jì)南軍區(qū)房管局濰坊辦事處，山東 濰坊 261031）

1 引言

微型樁，一般指直徑小于300 mm的鉆孔加筋灌注樁，但也有文獻(xiàn)認(rèn)為微型樁的直徑可以達(dá)到400 mm[1]，常以群樁的形式工作。微型樁主要有非開挖施工、施工機(jī)具小、受地形影響小、樁位布置靈活、振動(dòng)小、施工速度快、樁型小節(jié)省材料等特點(diǎn)。其作為一種新型抗滑結(jié)構(gòu)，以常規(guī)抗滑樁不能替代的優(yōu)點(diǎn)在邊坡加固和滑坡治理，尤其是在一些應(yīng)急搶修工程中得到了越來越廣泛的應(yīng)用，但目前對于微型樁的抗滑與破壞機(jī)制尚缺乏系統(tǒng)全面的認(rèn)識(shí)，理論嚴(yán)重滯后于實(shí)際應(yīng)用。

Brown等[2]通過有限元軟件對水平荷載下樁群的群樁效應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值分析，得出群樁中樁間距為3倍樁徑時(shí)，微型群樁效應(yīng)十分明顯，當(dāng)樁距為5倍樁徑時(shí)，群樁效應(yīng)幾乎可以忽略；陳正等[3]利用有限元軟件ABAQUS對現(xiàn)場柔性微型樁試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬，數(shù)值分析和現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果基本一致；馮君等[4]應(yīng)用有限元理論建立計(jì)算微型樁體系內(nèi)力和變形的力學(xué)模型，并將該模型應(yīng)用于渝懷鐵路順層巖質(zhì)邊坡加固計(jì)算中，取得了較好的效果；閻金凱[5]進(jìn)行了大型物理模型試驗(yàn)，其模型為一黃土填筑邊坡，得到樁心配筋微型樁的破壞模式為發(fā)生于滑面附近的受彎破壞，樁周配筋微型樁的破壞模式為發(fā)生于滑面附近彎曲與剪切相結(jié)合的破壞；胡毅夫等[6]對微型樁加固巖質(zhì)邊坡進(jìn)行模型試驗(yàn)，得到微型抗滑樁有3種破壞方式：以滑面為轉(zhuǎn)軸的彎曲、前樁在滑面附近的脫空以及在滑面附近的張拉斷裂和剪切斷裂。還有其他學(xué)者也做了該方面的研究[7－13]，如蘇媛媛[7]、朱寶龍[12]、梁炯[13]等通過模型試驗(yàn)對微型樁的受力變形與破壞特性進(jìn)行了研究。

目前微型抗滑樁大型模型試驗(yàn)極少，尤其是對不同類型邊坡中樁體及坡體的破壞機(jī)制認(rèn)識(shí)尚不明確一致，作者進(jìn)行了單排和三排微型樁加固黏性土邊坡的大型模型試驗(yàn)，主要對土質(zhì)邊坡中微型樁的破壞形式、樁體受力和坡體的破壞模式等方面進(jìn)行了研究。

2 試驗(yàn)原理

本次試驗(yàn)采用物理模型進(jìn)行模擬，原型和模型之間相同物理量之比稱為相似比，即

式中：i 代表任一物理量，下標(biāo)“p”和“m”分別代表原型和模型。

選取幾何相似比λ、密度相似比λρ和應(yīng)變相似比λε3個(gè)獨(dú)立量推導(dǎo)其他物理量相似比。根據(jù)試驗(yàn)條件及可操作性，本次試驗(yàn)所取各相關(guān)物理量的相似比如表1所示：

表1 各物理量及相似比Table 1 Physical variables and similarity ratios

由于本試驗(yàn)主要研究微型樁結(jié)構(gòu)在橫向荷載下產(chǎn)生的變形和破壞特征，不考慮樁結(jié)構(gòu)及其周圍土體的動(dòng)力特征，故土體的相似比不是主控因素，可放寬要求，而微型樁應(yīng)盡量滿足相似條件。

3 模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

3.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)采用的模型箱水平長度為6.3 m，其中斜坡部分的長度為4.3 m，寬度為0.7 m，高度為3 m。加載裝置為微機(jī)控制電液伺服千斤頂。試驗(yàn)裝置如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)裝置Fig.1 Experimental setup

3.2 坡體材料

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥⒄罩貞c市沙坪壩區(qū)某一高20.5 m的純土質(zhì)邊坡。土體類型為紅黏土，在同一地點(diǎn)進(jìn)行原地取樣，保證土體性質(zhì)基本一致，對模型進(jìn)行人工分層填筑夯實(shí)，滑床與滑體土體性質(zhì)一致。擊實(shí)后的土體密度為1.9 g/cm3，含水率為26%。設(shè)置一圓弧形滑帶，采用雙層塑料膜進(jìn)行模擬。在坡頂采用一塊135 cm×65 cm×10 cm混凝土板作為傳力裝置，對坡體進(jìn)行局部加載。模型尺寸如圖2所示。

圖2 邊坡模型（單位：cm）Fig.2 Slope model(unit:cm)

3.3 樁體模型

實(shí)際工程中微型樁的配筋形式多樣，有樁周配筋、樁心配筋、鋼管注漿等形式，本試驗(yàn)采用了比較簡單且易于操作的樁心配筋形式。樁體原型為直徑為30 cm，長度為1 260 cm，樁心配3φ 32鋼筋的圓樁，采用C20混凝土進(jìn)行鉆孔灌注。根據(jù)表1中的相似比試驗(yàn)樁體模型直徑取4.5 cm，長取180 cm。采用C20自密實(shí)混凝土預(yù)制，最大骨料粒徑為5 mm，樁心配1φ 8鋼筋，圖3為預(yù)制好的微型樁模型。

試驗(yàn)中除了幾何尺寸外，抗彎剛度（EI）作為樁體抗滑的重要參數(shù)必須進(jìn)行合理模擬，但實(shí)際中難以同時(shí)滿足尺寸和材料參數(shù)的相似關(guān)系。微型樁原型抗彎剛度為10.206×106N·m2，按相似比要求微型樁模型抗彎剛度應(yīng)為4.25×103N·m2，而實(shí)際抗彎剛度為4.46×103N·m2，誤差為5.9%，在合理誤差范圍內(nèi)。

如圖4所示，橫向樁間距為2.6倍樁徑，即11.7 cm，縱向樁間距為4倍樁徑，即18 cm。設(shè)有連系梁對樁頂進(jìn)行縱向的固定，其長為46 cm，寬為9 cm，厚為6 cm。在模型箱一側(cè)設(shè)有75 cm×45 cm的有機(jī)玻璃觀察窗一個(gè)，第6列微型樁緊貼窗口布置以便在試驗(yàn)過程中進(jìn)行觀察。沿推力方向分別為第1、2、3排樁。

圖3 樁體模型Fig.3 Piles model

圖4 樁位及應(yīng)變片布置平面圖（單位：cm）Fig.4 Location of piles and layout of strain gauges(unit:cm)

圖5 應(yīng)變片布置縱面圖（單位：cm）Fig.5 Strain gauges layout(unit:cm)

3.4 加載設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)采用1 000 kN級千斤頂進(jìn)行豎向加載，電腦控制自動(dòng)加載，精度為0.01 kN。每加載一次后進(jìn)行實(shí)時(shí)測量數(shù)據(jù)，等數(shù)據(jù)基本穩(wěn)定后進(jìn)行下一級加載，直到破壞為止。各組試驗(yàn)的加載量如表2所示。

表2 試驗(yàn)荷載統(tǒng)計(jì)表Table 2 List of experimental loads

4 試驗(yàn)和檢測系統(tǒng)

4.1 試驗(yàn)內(nèi)容

試驗(yàn)分3組進(jìn)行：①無樁邊坡破壞試驗(yàn)；②單排樁邊坡破壞試驗(yàn)；③三排樁邊坡破壞試驗(yàn)。

4.2 模型制作

粘貼鋼筋應(yīng)變片，焊接電線；預(yù)制微型樁、連系梁和混凝土板；分層填筑滑床，預(yù)留樁位；鋪設(shè)雙層塑料膜模擬滑帶；埋入樁體，進(jìn)行樁位固定；分層填筑滑體；加壓混凝土板；安裝位移傳感器。

4.3 測量系統(tǒng)

單排樁試驗(yàn)時(shí)測量了第3根樁的鋼筋應(yīng)變和混凝土應(yīng)變，但由于混凝土強(qiáng)度低很容易破裂，應(yīng)變片隨即失效，所以三排樁試驗(yàn)時(shí)只測量了第3列樁的鋼筋應(yīng)變。根據(jù)數(shù)值模擬得知，樁體在滑帶附近變形較大，故在滑帶附近布置應(yīng)變片較密，兩端較疏。采用DH3816數(shù)據(jù)采集儀采集應(yīng)變數(shù)據(jù)，千分表和伸縮位移傳感器進(jìn)行樁頂和剪出口位移的測量。應(yīng)變片的布置如圖4、5所示。

5 試驗(yàn)成果分析

5.1 坡體破壞形態(tài)

無樁時(shí)滑體沿預(yù)設(shè)滑帶整體向前滑移，無其他破壞形式。

單排樁時(shí)從觀察窗可以看出，樁體向前傾斜，并無裂縫產(chǎn)生，樁前滑體部分產(chǎn)生寬度為1～2 cm的斜裂縫，約呈45°方向，如圖6(a)所示。從圖6(b)可以看出，樁頂位置緊貼樁后產(chǎn)生一條貫通的橫向裂縫，開挖后發(fā)現(xiàn)此裂縫向下延伸與觀察窗看到的斜裂縫貫通，并在樁前滑體部分形成一個(gè)明顯的弧形次生滑面，如圖6(c)所示。坡體的整體破壞如圖6(d)所示，滑體部分沿預(yù)設(shè)滑面整體滑出，完全破壞時(shí)剪出口位移為53.7 mm。

樁體剛度小、變形大，隨荷載的增大樁后滑體沿預(yù)設(shè)滑面下滑，但由于樁前滑體較少、抗力較小，使樁體上1/3高度范圍內(nèi)位移較大，推擠樁前土體向前滑移形成了破裂面，最終形成一次性弧形滑面，所以破體內(nèi)發(fā)生了兩處滑移，但仍以預(yù)設(shè)滑面為主，坡體滑移示意圖如圖8所示。

圖6 單排樁坡體破壞情況Fig.6 Failure form of slope with single-row micropiles

從觀察窗可以看到，三排樁時(shí)數(shù)條明顯的約呈45°～60°方向的裂縫，而且裂縫延伸到預(yù)設(shè)滑面以下，滑帶附近的樁體仍然發(fā)生傾斜變形，第3排樁前出現(xiàn)脫空區(qū)，如圖7(a)所示；從樁頂前側(cè)坡面可以看到很多0.5～1 cm的豎向裂縫，布樁位置模型箱略有外鼓，如圖7(b)所示，說明微型樁對土體起到了劈裂作用。開挖后發(fā)現(xiàn)，在布樁位置前方土體也形成了次生滑面，并與預(yù)設(shè)滑面貫通，樁體埋深上1/3范圍內(nèi)的土體呈松散狀態(tài)，如圖7(c)所示，松散體剝落后發(fā)現(xiàn)次生滑面延伸到第1排樁后坡面。坡體的整體破壞如圖7(d)所示，樁頂水平位移為120.4 mm，剪出口位移為74.9 mm。與單排樁加固坡體相似，破體內(nèi)發(fā)生了兩處滑移破壞，如圖8所示。

圖7 三排樁坡體破壞情況Fig.7 Failure form of slope with triple-row micropiles

圖8 坡體滑移面示意圖Fig.8 Slip plane of slope

5.2 樁體變形與破壞特點(diǎn)

單排樁樁體變形與破壞形式與3排樁一致，故只以3排樁為例進(jìn)行分析。圖9(a)為3排樁的樁體變形示意圖，直線為樁體原始位置與形狀，曲線為樁體破壞后最終的位置與形狀。可以看出，樁體在滑面兩側(cè)發(fā)生彎曲變形，分別發(fā)生在滑面以上50～70 cm范圍內(nèi)和滑面以下35～55 cm范圍內(nèi)，相當(dāng)于原型在滑面以上3.5～4.9 m和滑面以下2.45～3.85 m范圍內(nèi)發(fā)生彎曲破壞，滑面附近樁體并無破壞，只是向前傾斜。這與蘇媛媛[7]對微型樁加固土質(zhì)邊坡的研究結(jié)果基本一致，她得出樁體的破壞模式為滑面兩側(cè)彎曲變形引起的雙塑性鉸破壞，而且不同于胡毅夫等[6]得到的微型樁加固巖質(zhì)邊坡的破壞形式，他得到的樁體破壞為滑面附近的張拉斷裂和剪切斷裂。這說明樁體的破壞形式與坡體材料密切相關(guān)，土體彈性模量較小容易發(fā)生變形，而巖石彈性模量較大不易發(fā)生變形，這也就導(dǎo)致了樁體的破壞形式不同。

開挖后發(fā)現(xiàn)滑面以上的破壞程度要比滑面以下嚴(yán)重，第3排樁的破壞程度最大，第1排其次，第2排最小。圖9(b)和圖9(c)為滑面以上樁體的破壞狀態(tài)，可以看出，樁體的破壞表現(xiàn)為彎曲引起的張拉與壓剪破壞；從圖9(a)的觀察窗可以看出，滑面附近第1排樁的位移最大，第2排其次，第3排最小，經(jīng)測量得預(yù)設(shè)滑面處3排樁的位移依次為：第1排12.5 cm，第2排11 cm，第3排10 cm，由此可知，樁體所受推力依次減小。

圖9 樁體變形及破壞Fig.9 Deformation and failure pile

5.3 樁體彎矩分布

圖10(a)、(b)分別是單排樁在極限荷載為330 kN時(shí)的彎矩分布圖和三排樁在極限荷載為500 kN時(shí)的彎矩分布圖。可以看出，無論是單排樁還是3排樁彎矩分布都呈反S型，正負(fù)彎矩的分界點(diǎn)在滑面下10～15 cm處，相當(dāng)于原型的滑面下0.7～1.05 m處；滑面以上的彎矩最大值大于滑面以下的彎矩最大值，單排樁的正負(fù)彎矩最大值之比為1.26，三排樁第1排的正負(fù)彎矩最大值之比為5.05，第2排為1.19，第3排為2.14；三排樁中第1排所受正彎矩最大，第3排其次，第2排最小，三者之比為2.1:1.5:1；第1、2、3排的負(fù)彎矩相差不大，數(shù)值較?。坏?排正彎矩變化比較劇烈，彎矩較大值分布比較集中，主要在滑面上20 cm范圍內(nèi)，相當(dāng)于原型的滑面上1.4 m范圍內(nèi)，第2排正彎矩變化比較緩和，分布較廣。彎矩的分布形式與蘇媛媛[7]4倍樁徑排距時(shí)的矩形截面組合樁所得結(jié)果類似：滑面以上彎矩前排樁>后排樁>中排樁，且中排樁彎矩分布相對比較均勻。

根據(jù)樁體破壞程度判斷可知，第3排樁所受正彎矩應(yīng)該最大，這與最終的監(jiān)測結(jié)果不符，而且第3排樁的正彎矩分布呈波浪形。此現(xiàn)象可解釋如下：

第3排樁破壞程度最嚴(yán)重可以歸結(jié)于開挖方式造成的影響，由于從坡腳開挖，隨著樁前抗滑體的減少，樁體所受推力增大，當(dāng)樁前土體開挖完之后，第3排樁滑面以上不受任何樁前抗力，只受樁后推力，而其本身仍起到抵抗樁后推力的作用，即第2排樁和第1排樁仍然受到樁前抗力，所以最終導(dǎo)致開挖后第3排樁的破壞程度最大。第3排樁滑面以上樁身所受彎矩呈波浪形分布可以解釋如下：①在加載初期，樁間土有效地將土壓力均勻地從第1排傳遞到第3排，隨著荷載的增大，滑體位移也逐步增加，由于樁間土受到樁體約束而發(fā)生強(qiáng)烈擠壓，并產(chǎn)生多條裂縫，不能再均勻地傳遞土壓力；②第3排樁前土體具有臨空面，土體受樁體推力可自由向前滑移，而樁體由于自身強(qiáng)度和滑床的嵌固作用在滑面附近只發(fā)生了傾斜，所以導(dǎo)致第3排樁與土體發(fā)生了脫空破壞。以上兩種原因最終使第3排樁身正彎矩呈波浪形分布。

圖10 樁身彎矩分布Fig.10 Distributions of moment along pile shaft

5.4 坡體位移及承載力

無樁邊坡只監(jiān)測了剪出口位移，單排樁時(shí)所用樁頂位移計(jì)量程過小，故只采用剪出口的位移數(shù)據(jù)來對不同工況的坡體位移進(jìn)行比較分析。然后對三排樁樁頂和剪出口的位移數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析。

由圖11(a)荷載-位移曲線可以看出，無樁邊坡只有1個(gè)突變點(diǎn)，其后，位移隨荷載的增大而迅速增長。而單排樁和三排樁加固的邊坡其荷載-位移曲線有兩個(gè)突變點(diǎn)，第2個(gè)突變點(diǎn)后位移的增長速率比第1個(gè)突變點(diǎn)后的速率更大，所以把第1個(gè)點(diǎn)定為屈服點(diǎn)，第2個(gè)點(diǎn)為破壞點(diǎn)。單排樁屈服點(diǎn)對應(yīng)的荷載為270 kN，位移為16.5 mm；三排樁屈服點(diǎn)對應(yīng)的荷載為420 kN，位移為16.7 mm。單排樁破壞點(diǎn)對應(yīng)的荷載為330 kN，位移為53.7 mm；三排樁破壞點(diǎn)對應(yīng)的荷載為500 kN，位移為74.9 mm。無樁時(shí)屈服點(diǎn)和破壞點(diǎn)重合，其對應(yīng)的荷載為160 kN，位移為9 mm。由以上數(shù)據(jù)可以看出，加樁后屈服點(diǎn)所對應(yīng)的位移比無樁時(shí)增大了近1倍，而破壞點(diǎn)所對應(yīng)的位移增大了5～7倍，三排樁比單排樁也有所增大。說明微型樁加固邊坡允許滑體發(fā)生較大位移，能有效延緩坡體垮塌破壞，適用于應(yīng)急搶修工程。

按屈服點(diǎn)所對應(yīng)的荷載來計(jì)算，單排樁邊坡較無樁邊坡承載力提高了68.8%，三排樁邊坡較無樁邊坡承載力提高了162.5%，而三排樁邊坡較單排樁邊坡提高了55.6%；按破壞點(diǎn)所對應(yīng)的荷載來計(jì)算，單排樁邊坡較無樁邊坡承載力提高了106.3%，三排樁邊坡較無樁邊坡承載力提高了212.5%，而三排樁邊坡較單排樁邊坡提高了51.5%?？梢姌扼w發(fā)生較大變形進(jìn)入塑性狀態(tài)能夠充分發(fā)揮抗滑作用而提高承載力。

由圖11(b)可以看出，三排樁樁頂?shù)暮奢d-位移曲線只有一個(gè)明顯的突變點(diǎn)，并且在剪出口曲線的屈服點(diǎn)和破壞點(diǎn)之間。所以在用荷載-位移曲線判斷坡體屈服時(shí)采用剪出口曲線比較合理，判斷坡體破壞時(shí)采用樁頂曲線比較保守、安全。

圖11 荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement curves

6 結(jié)論

（1）坡體在加樁位置向前產(chǎn)生弧形次生滑面，最終與預(yù)設(shè)滑面貫通；對于三排樁加固的邊坡，第3排樁前出現(xiàn)樁土脫空破壞，坡面產(chǎn)生縱向劈裂縫。

（2）樁體變形呈S形，主要發(fā)生滑面兩側(cè)彎曲變形引起的張拉與壓剪破壞，滑面附近樁體并無破壞。

（3）樁體所受彎矩呈S形分布，反彎點(diǎn)在滑面附近，最大彎矩分布于滑面以上；對于三排樁，達(dá)到極限荷載時(shí)第1排所受彎矩最大，第3排其次，第2排最小。

（4）三排樁微型樁可有效提高邊坡的承載力，具有良好的抗滑效果，允許滑體發(fā)生較大位移，可有效延緩坡體垮塌，適用于應(yīng)急搶險(xiǎn)工程。

[1]JENSEN WAYNE G.Anchored geo-support systems for landslide stabilization[D].Laramie:Doctor Dissertation of University of Wyoming，2001:10－12.

[2]BROWN D A，SHIE CHINE-FENG.Numerical experiments into group effects on the response of piles to lateral loading[J].Computers and Geotechnics，1990，10(3):211－230.

[3]陳正，梅嶺，梅國雄.柔性微型樁水平承載力數(shù)值模擬[J].巖土力學(xué)，2011，32(7):2219－2224.CHEN Zheng，MEI Ling，MEI Guo-xiong.Numerical simulation of lateral bearing capacity of flexible micropile[J].Rock and Soil Mechanics，2011，32(7):2219－2224.

[4]馮君，周德培，江南，等.微型樁體系加固順層巖質(zhì)邊坡的內(nèi)力計(jì)算模式[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2006，25(2):284－288.FENG Jun，ZHOU De-pei，JIANG Nan，et al.A model for calculation of internal force of micropile system to reinforce bedding rock slope[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2006，25(2):284－288.

[5]閻金凱.滑坡微型樁防治技術(shù)大型物理模型試驗(yàn)研究[D].西安:長安大學(xué)，2010.

[6]胡毅夫，王庭勇，馬莉.微型抗滑樁雙排單樁與組合樁抗滑特性研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2012，31(7):1499－1505.HU Yi-fu，WANG Ting-yong，MA Li.Research on anti-sliding characteristics of single double-row and composite anti-slide micropiles[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2012，31(7):1499－1505.

[7]蘇媛媛.注漿微型鋼管組合樁加固土質(zhì)邊坡模型試驗(yàn)研究[D].青島:中國海洋大學(xué)，2010.

[8]孫樹偉，朱本珍，馬惠民.框架微型樁結(jié)構(gòu)抗滑特性的模型試驗(yàn)研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2010，29(增刊1):3039－3044.SUN Shu-wei，ZHU Ben-zhen，MA Hui-min.Model experimental research on anti-siding characteristics of micropiles with cap beam[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2010，29(Supp.1):3039－3044.

[9]ZHANG L，SILVA F，GRISMALA R.Ultimate lateral resistance to piles in cohesionless soils[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2005，131(1):78－83.

[10]張丹丹，劉小麗，黃敏，等.微型群樁加固巖石滑坡受力特性的有限元分析[J].工程地質(zhì)學(xué)報(bào)，2011，19(增刊):502－507.ZHANG Dan-dan，LIU Xiao-li，HUANG Min，et al.Finite element analysis on mechanical characteristics of micropile group for rock slide reinforcement[J].Journal of Engineering Geology，2011，19(Supp.):502－507.

[11]王喚龍.微型樁組合抗滑結(jié)構(gòu)受力機(jī)理與防腐性研究[D].成都:西南交通大學(xué)，2011.

[12]朱寶龍，陳強(qiáng)，巫錫勇.微型樁群加固邊坡受力特性離心模型試驗(yàn)研究[J].四川大學(xué)學(xué)報(bào)(工程科學(xué)版)，2012，44(2):1－8.ZHU Bao-long，CHEN Qiang，WU Xi-yong.Centrifugal model test research on mechanical characteristics of micropile groups reinforcing slope[J].Journal of Sichuan University (Engineering Science Edition)，2012，44(2):1－8.

[13]梁炯，門玉明，石勝偉.滑坡治理微型樁群配筋形式模型試驗(yàn)[J].地質(zhì)災(zāi)害與環(huán)境保護(hù)，2013，24(1):74－79.LIANG Jiong，MEN Yu-ming，SHI Sheng-wei.A model experiment on the steel reinforcement of micro-pile groups in landslide control[J].Journal of Geological Hazards and Environment Preservation，2013，24(1):74－79.