任 祥，汪班橋，李 楠

(1.蘇交科集團(tuán)(甘肅)交通規(guī)劃設(shè)計有限公司， 甘肅 蘭州 730010；2.長安大學(xué) 地質(zhì)工程與測繪學(xué)院，陜西 西安 710054)

工程實踐表明，格構(gòu)錨桿是一種有效的邊坡(滑坡)支護(hù)方式，不僅抗滑顯著，在抗震方面也具有明顯的優(yōu)勢[1]，汶川地震、唐山地震以及日本Hanshin-Awaji地震調(diào)查后的結(jié)果均發(fā)現(xiàn)錨固工程在震后仍然有效，基本未出現(xiàn)明顯地質(zhì)災(zāi)害.因此充分了解錨固邊坡的地震響應(yīng)、格構(gòu)錨桿的抗震機(jī)理對于高烈度地區(qū)邊坡防護(hù)的抗震設(shè)計尤為重要.

目前，很多學(xué)者依據(jù)數(shù)值模擬、振動臺試驗等手段針對錨固邊坡進(jìn)行了研究，并取得一些研究成果.汪班橋、郝建斌[2-3]使用硅膠材料模擬土體開展格構(gòu)錨桿支護(hù)滑坡的小型振動臺試驗，研究了地震作用下錨桿的受力機(jī)制和錨固滑坡的加速度、位移響應(yīng)，但地震波在硅膠材料的傳播特性能否真實反映土體的傳播特性值得商榷.蔣良濰[4]采用振動臺模型試驗對坡面效應(yīng)的產(chǎn)生機(jī)理及錨固控制機(jī)理進(jìn)行了初步研究，但對錨桿的動力響應(yīng)沒有分析.賴杰[5]依托振動臺模型試驗，研究了抗滑樁和錨桿聯(lián)合支護(hù)下的邊坡抗震性能，對同一錨桿的受力特性進(jìn)行了分析，但并未涉及到不同位置的錨桿受力特性.QI Wenjin[6]、DONG Jianhua[7]利用數(shù)值模擬軟件研究了地震作用下預(yù)應(yīng)力錨桿邊坡動力響應(yīng)，分析了預(yù)應(yīng)力對邊坡地震性能的影響.葉帥華[8]同樣利用數(shù)值模擬軟件研究了動力作用下地震烈度、錨桿長度和錨桿間距等對邊坡穩(wěn)定性的影響.然而，模擬成果得不到試驗驗證，難以直接指導(dǎo)工程設(shè)計.

為更合理的進(jìn)行錨固滑坡抗震設(shè)計，本文依托大型振動臺模型試驗，以格構(gòu)錨桿支護(hù)、有明顯滑面的土質(zhì)滑坡為研究對象，對不同強(qiáng)度地震激勵作用下錨固滑坡的加速度響應(yīng)、各層錨桿的受力特性等規(guī)律進(jìn)行研究，以期更好地為工程實踐服務(wù).

1 振動臺試驗設(shè)計

試驗在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)抗震試驗室進(jìn)行.主要技術(shù)參數(shù)：最大載重20 t；臺面尺寸4.1 m×4.1 m；工作頻段0.1～50 Hz；最大位移：水平X向±15 cm，水平Y(jié)向±25 cm，豎向±10 cm；最大加速度：水平X向±1.5 g，水平Y(jié)向和豎向±1.0 g.

模型箱由角鋼和厚1cm的可透視有機(jī)玻璃板構(gòu)成，箱體長×寬×高為：2.05 m×1.5 m×1.3 m.填筑模型前，于箱底部鋪粘一層碎石，以減少箱土接觸面的相對位移；箱體前后兩側(cè)分別黏貼5 cm厚的聚乙烯泡沫板以減小邊界效應(yīng).

1.1 相似比設(shè)計及相似材料選定

試驗原型為一高7 m的土質(zhì)滑坡，坡度為60°，錨桿間距為2 m×1.5 m.依據(jù)試驗條件，設(shè)定試驗的幾何相似比7，試驗?zāi)Ｐ偷钠赂邽?m，錨桿間距為0.29 m×0.22 m，如圖1所示.相似關(guān)系按照量綱分析法進(jìn)行推導(dǎo)，選取長度、密度、加速度作為基本控制量，其中，Sp=1,Sa=1,Sl=7，其余物理量利用π項式和相似準(zhǔn)則方程導(dǎo)出，如表1.

土體力學(xué)性質(zhì)復(fù)雜，隨組分、應(yīng)力狀態(tài)、荷載水平和加載頻率等的不同而變化，并在低應(yīng)變水平時就開始出現(xiàn)非線性，很難找到一種能全面考慮這些特性和影響因素的模擬材料[9].本試驗?zāi)Ｐ偷幕布盎w均采用西安地區(qū)的黃土分層夯筑而成，壓實系數(shù)0.93，實際夯實后的土體重度18.9 kN/m3，含水率14.6%；滑帶由鋪設(shè)于滑床上一層厚2～3 mm的干細(xì)土模擬.

圖1 模型立面圖Fig.1 Elevation drawing of the model

物理量相似關(guān)系相似常數(shù)備注幾何尺寸lCl7控制量質(zhì)量密度pCp1控制量動泊松比μCt=C0.25pC0.75l1輸入時間tCt=C0.25ρC0.75l4.3振動頻率ωCω=C-1t0.23阻尼系數(shù)RCR=11輸入加速度ACA=11控制量動響應(yīng)應(yīng)力σCσ=CρCl7動響應(yīng)線位移uCu=C0.5ρC1.5l18.52動響應(yīng)應(yīng)變εCε=C0.5ρC0.5i2.65動響應(yīng)速度vCv=C0.25ρC0.75l4.3動響應(yīng)加速度aCa=11

錨桿和格構(gòu)是在幾何相似比Sl=7的基礎(chǔ)上，按規(guī)范設(shè)計計算確定的.錨桿類型為全長無粘結(jié)壓力型錨桿，錨孔直徑為2 cm，采用光面消除應(yīng)力的Φ6 mm鋼筋模擬桿體，2 cm厚的Q235圓環(huán)鋼板，通過螺帽固定在端頭模擬承載板，鋼筋上涂抹凡士林后纏裹塑料膠帶以實現(xiàn)錨筋與砂漿脫粘模擬全長無粘結(jié)特性.灌注砂漿配合比為水：水泥：細(xì)砂=40:29:145.格構(gòu)梁的制作是通過澆筑綁扎好的鋁筋籠(4Φ6)來完成，其中混凝土強(qiáng)度等級為C10，配合比為水：水泥：細(xì)砂：細(xì)石=0.8:1:2.96:3.76，截面尺寸為40 mm×50 mm.

1.2 測點布設(shè)

為監(jiān)測不同高度處錨固滑坡的加速度響應(yīng)，在坡內(nèi)(測點A1、A3、A4、A5、A6)及坡面(測點A7、A8、A9、A10、A11)埋設(shè)11只加速度傳感器，如圖1.振動臺臺面上安裝1只加速度傳感器作為激勵控制.

為監(jiān)測錨桿的軸力響應(yīng)，錨桿的桿身黏貼4只應(yīng)變片(BE-120)，具體位置如圖2.

圖2 桿身應(yīng)測點布設(shè)Fig.2 Layout of the measuring points of anchor

1.3 激勵地震波

試驗激勵波有：汶川波(中國四川、2008年)、EL Centro 波(美國加州、1940年)，其加速度時程及傅里葉譜如圖3所示.由于水平地震作用顯著降低邊坡穩(wěn)定性，是結(jié)構(gòu)破壞的主要因素，因此本試驗地震波均為單向水平輸入.

試驗加載機(jī)制采用逐級增大加載強(qiáng)度的方式進(jìn)行，輸入加速度峰值順序依次為0.05 g、0.1 g、0.15 g、0.2 g、0.3 g、0.4 g、0.6 g.為獲取錨固滑坡的自振頻率f、阻尼比、振型等動力特性，試驗開始前、加速度峰值改變時及試驗結(jié)束后分別對模型進(jìn)行峰值為0.035 g的白噪聲頻譜掃描.

圖3 輸入地震波的加速度時程曲線及傅里葉譜Fig.3 Acceleration time history and Fourier spectrum of seismic waves

2 試驗結(jié)果分析

2.1 同高程坡內(nèi)測點與坡面相應(yīng)測點的PGA對比分析

黃潤秋等[4、14]通過振動臺試驗及野外調(diào)查發(fā)現(xiàn)自然邊坡地震失穩(wěn)一般表現(xiàn)為淺表崩滑，呈現(xiàn)出“剝皮型”災(zāi)害特點.為分析地震激勵作用下錨固邊坡的坡面效應(yīng)，將傳感器上的加速度響應(yīng)峰值與臺面輸入的加速度峰值比值定義為PGA放大系數(shù)(全文下同)，對同一高程坡內(nèi)測點與坡面相應(yīng)測點的PGA放大系數(shù)進(jìn)行對比分析.以汶川波為例，表2為各級加載強(qiáng)度下同一高程處坡內(nèi)測點與坡面相應(yīng)測點的PGA值.

加載強(qiáng)度從0.05 g逐步升至0.6 g，各測點的PGA值也不斷增大；但無論是在低強(qiáng)度還是在高強(qiáng)度加載下，坡面各測點(A7、A8、A9、A10、A11)與坡內(nèi)相應(yīng)測點(A2、A3、A4、A5、A6)的加速度響應(yīng)非常接近，并未出現(xiàn)自然滑坡中的坡面效應(yīng)；試驗過程中也未發(fā)現(xiàn)格構(gòu)錨桿支護(hù)的坡面土體出現(xiàn)松動、裂縫、“剝皮”等現(xiàn)象.這主要是因為地震波激勵作用下，錨桿主動支護(hù)邊坡，格構(gòu)梁、錨桿及坡內(nèi)土體成為一體，共同抗滑；較高的整體性抵消了地震波在坡面反射引起的坡面效應(yīng).

2.2 同列測點加速度響應(yīng)分析

以坡內(nèi)同列測點A1、A2、A3、A4、A5、A6為例，對錨固滑坡在不同加載強(qiáng)度下的加速度響應(yīng)進(jìn)行分析.圖4(a)(b)、圖5(a)(b)分別為汶川波和El Centro波激勵下各測點PGA及PGA放大系數(shù)隨加載強(qiáng)度的變化曲線.

表2 汶川波激勵下各測點PGA值

圖4 汶川波激勵下各測點加速度響應(yīng)隨加載強(qiáng)度的變化Fig.4 Acceleration response of measuring points with the loading magnitude at Wenchuan wave

(1)地震波激勵強(qiáng)度從0.05 g逐步升至0.6 g，不同高程各測點的PGA曲線和PGA放大系數(shù)曲線變化趨勢一致；均呈現(xiàn)“高程放大效應(yīng)”，即高程越高，加速度響應(yīng)越強(qiáng)；與錨固滑坡 “上大下小” 的加速度振型一致.

圖5 El Centro波激勵下各測點加速度響應(yīng)隨加載強(qiáng)度的變化Fig.5 Acceleration response of measuring points with the loading magnitude at El Centro wave

(2)無論是El Centro波激勵還是汶川波激勵，隨著激勵強(qiáng)度增大，錨固滑坡各測點PGA值均逐漸增大.低強(qiáng)度地震波激勵作用下(0.05～0.2 g)，隨加載強(qiáng)度增大，測點PGA值增長較緩慢，不同高程處的測點PGA曲線比較密集，錨固滑坡各層監(jiān)測點的地震響應(yīng)差異較小.0.2 g之后，各測點加速度響應(yīng)均得以增強(qiáng)，且各層測點PGA曲線分布相對稀疏，說明在較高量級地震作用下錨固滑坡的高程效應(yīng)越來越顯著，各層監(jiān)測點的不協(xié)調(diào)變形增大.

(3)地震波不同，頻譜特性不同，其在土體內(nèi)部的傳播特性也有差異.因此，在El Centro波和汶川波兩種不同的激勵作用下，隨加載強(qiáng)度的增大，錨固滑坡呈現(xiàn)不同的非線性放大特征，但總體趨勢較接近.低強(qiáng)度加載(0.05～0.2 g)下，錨桿格構(gòu)支護(hù)結(jié)構(gòu)的主動抗滑抗震作用還未完全發(fā)揮，模型土體出現(xiàn)非線性，其抗剪強(qiáng)度及剪切模量逐漸減小，土層水平剪切作用自下而上的傳播速度降低， PGA放大系數(shù)有所減小.中、高強(qiáng)度加載時，錨桿格構(gòu)發(fā)揮的作用增強(qiáng)，錨桿、格構(gòu)和滑坡土體協(xié)同工作、相互牽制，整體性增強(qiáng)，各測點PGA放大系數(shù)有所增加.

整體而言，隨加載強(qiáng)度的增大，PGA曲線和PGA放大系數(shù)曲線越來越分散，錨固滑坡的上下不協(xié)調(diào)變形越來越明顯，各測點的高程放大效應(yīng)也隨之越來越顯著.

2.3 錨桿的動力響應(yīng)分析

試驗錨桿設(shè)計為5層4列，自上而下分別為第一層(頂層)、第二層、第三層、第四層、第五層(底層)，由于試驗?zāi)Ｐ蜑閷ΨQ結(jié)構(gòu)，本文以第二列錨桿為例進(jìn)行分析.為方便比較不同層錨桿的軸力響應(yīng)，取每根錨桿上S1、S2、S3和S4測點的軸力峰值平均值作為錨桿的軸力峰值.測點軸力與應(yīng)變之間的換算關(guān)系如式(1).

F=EAε

(1)

式中：F為軸力；E為錨筋彈性模量，本試驗取2×105N/mm2；A為錨筋面積，取28.26 mm2；ε為測點應(yīng)變.

圖6、圖7分別為汶川波激勵和El Centro波激勵下各層錨桿的受力情況隨加載強(qiáng)度的變化曲線.

圖6 汶川波激勵下各層錨桿平均軸力峰值隨加載強(qiáng)度的變化Fig.6 Stress characteristics of anchors and lattice beams with the loading magnitude at Wenchuan wave

圖7 El Centro波激勵下各層錨桿平均軸力峰值隨加載強(qiáng)度的變化Fig.7 Stress characteristics of anchors and lattice beams with the loading magnitude at El Centro wave

和2.2節(jié)加速度響應(yīng)結(jié)果吻合，0.05～0.15 g低強(qiáng)度加載下，各層錨桿的動力響應(yīng)差異不大，錨桿平均軸力峰值曲線分布密集，且數(shù)值較小.0.2～0.3 g加載時錨固滑坡的上下不協(xié)調(diào)變形開始增大，錨桿主動抗震抗滑作用略有增強(qiáng)，頂層錨桿的軸力值開始增大；0.4～0.6 g高強(qiáng)度加載時，錨固滑坡上下不協(xié)調(diào)變形明顯，頂層錨桿的錨固力急劇增大.

總體而言，低強(qiáng)度加載下，錨桿主動抗震抗滑特性未完全發(fā)揮，各層錨桿的軸力峰值差異不大，底層錨桿的軸力峰值略高于其他四層.這與靜力加載下錨桿格構(gòu)的受力情況接近，坡腳處剪應(yīng)力較集中、底層錨桿受力相對較大[16].隨著加載強(qiáng)度的增大，錨桿主動抗震抗滑特性增強(qiáng)，各層錨桿受力情況發(fā)生了調(diào)整，最終調(diào)整為“第一層(頂層)>第五層(底層)>第三層>第四層>第二層”，且頂層受力隨載強(qiáng)度增大而增大的趨勢越來越明顯，其他四層則趨于穩(wěn)定.

因此，在抗震抗滑設(shè)計時，除遵循“強(qiáng)腰固腳”的原則外，還應(yīng)特別注意增大頂部錨桿和頂層橫梁的安全儲備；另外，滑體頂部容易在高強(qiáng)度地震下發(fā)生崩塌，建議在高烈度地區(qū)進(jìn)行格構(gòu)錨桿支護(hù)滑坡時，加長頂部錨桿、種植根系發(fā)達(dá)的植物或坡頂垂直打入微型樁進(jìn)行支護(hù).

3 結(jié)論

通過大型振動臺試驗，研究了汶川波和El Centro波各加載強(qiáng)度作用下格構(gòu)梁錨固滑坡的加速度響應(yīng)、錨桿的受力特性等動力響應(yīng)規(guī)律.

(1)坡體各高程測點的加速度響應(yīng) “上大下小”， 與錨固滑坡 “上大下小” 的加速度振型一致.同一高程處坡面與坡內(nèi)加速度響應(yīng)接近，錨固結(jié)構(gòu)的支護(hù)在一定程度上避免了自然邊坡中普遍存在的坡面效應(yīng)，對滑坡起到了有效的抗震效果.

(2)低強(qiáng)度加載下，各測點PGA放大系數(shù)隨著加載強(qiáng)度的變化略有減??；中、高強(qiáng)度加載下，錨桿格構(gòu)主動抗震抗滑特性增強(qiáng)，錨桿格構(gòu)梁錨固滑坡的整體性增強(qiáng)，各測點PGA放大系數(shù)隨加載強(qiáng)度的變化表現(xiàn)為逐漸增大然后趨于穩(wěn)定.

(3)隨著加載強(qiáng)度的增大，錨桿主動抗震抗滑特性增強(qiáng)，各層錨桿受力情況發(fā)生了調(diào)整，最終調(diào)整為“第一層(頂層)>第五層(底層)>第三層>第四層>第二層”，且頂層受力隨載強(qiáng)度增大而增大的趨勢越來越明顯，其他四層則趨于穩(wěn)定.

(4)由于本次試驗僅做了一組錨桿格構(gòu)支護(hù)滑坡模型，沒有做同等條件下的自然滑坡，因此未能更詳細(xì)、更具體的對比有無錨桿格構(gòu)支護(hù)滑坡的動力特性差異，這是本文試驗的一個缺陷.