雷曉鋒，汪班橋，李 楠

(1.西安公路研究院，陜西 西安 710065；2.長(zhǎng)安大學(xué)地質(zhì)工程與測(cè)繪學(xué)院，陜西 西安 710054)

錨桿支護(hù)體系是一種主動(dòng)柔性支護(hù)體系[1]。唐山大地震、日本Hanshin-Awaji地震和汶川地震的震害調(diào)查[2-4]結(jié)果均表明，各類錨固系統(tǒng)的抗震性能良好，基本未出現(xiàn)明顯災(zāi)害。尤其是格構(gòu)梁錨桿支護(hù)體系，在地震波激勵(lì)作用下，錨桿—格構(gòu)—邊坡巖土體三者協(xié)調(diào)變形位移，共同抗震抗滑，震后錨固邊坡穩(wěn)定性良好。

學(xué)者們采用模型試驗(yàn)、數(shù)值模擬等方法，對(duì)格構(gòu)梁錨固系統(tǒng)在地震激勵(lì)作用下的動(dòng)力特性及抗震機(jī)理做了大量研究[5-17]。董建華等[9]、朱彥鵬等[10]采用有限元軟件ADINA建立了框架錨桿支護(hù)體系水平地震動(dòng)力計(jì)算模型，對(duì)比分析了地震激勵(lì)前后錨固體系的位移、應(yīng)力、加速度及錨桿應(yīng)變等動(dòng)力響應(yīng)，揭示了不同因素對(duì)錨固邊坡地震響應(yīng)的影響規(guī)律。葉帥華等[11]采用Geostudio數(shù)值模擬軟件，構(gòu)建了多級(jí)高邊坡框架預(yù)應(yīng)力錨桿支護(hù)體系地震動(dòng)物理模型，分析了錨固系統(tǒng)的位移、速度、加速度、應(yīng)力及錨桿應(yīng)變隨地震持時(shí)的響應(yīng)特性。文暢平等[12]、楊果林等[13]以錨桿框架梁和重力式擋墻組合式護(hù)坡結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，采用數(shù)值分析和振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)相互驗(yàn)證的方法，研究了汶川波激勵(lì)下順層巖質(zhì)錨固邊坡的動(dòng)力響應(yīng)。楊明等[14]針對(duì)高烈度地區(qū)的斜坡堆積體，采用擬靜力法離心模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法，對(duì)比研究了抗滑樁和抗滑樁聯(lián)合框架錨桿的破壞模式、水平位移及抗震機(jī)理等。郝建斌等[15]、汪班橋等[16]、付曉等[17]采用大型振動(dòng)臺(tái)縮尺物理模型試驗(yàn)，以格構(gòu)梁錨固系統(tǒng)為研究對(duì)象，揭示了不同地震波加速度峰值激勵(lì)下，錨桿、格構(gòu)梁及坡體的動(dòng)力響應(yīng)特征。

相對(duì)數(shù)值模擬，振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的研究經(jīng)費(fèi)高、試驗(yàn)周期長(zhǎng)，因而采用模型試驗(yàn)重現(xiàn)的格構(gòu)梁錨固邊坡地震動(dòng)力響應(yīng)研究較少；研究成果也集中在錨固系統(tǒng)的位移、加速度等動(dòng)力響應(yīng)方面，對(duì)不同量級(jí)作用下滑坡及錨桿連續(xù)響應(yīng)過程的分析很少。

本項(xiàng)目選擇土質(zhì)滑坡作為研究對(duì)象，采用振動(dòng)臺(tái)物理模型試驗(yàn)，結(jié)合錨固體系的損傷破壞特征、加速度響應(yīng)以及同列錨桿的應(yīng)變反應(yīng)對(duì)地震波作用下格構(gòu)梁錨固系統(tǒng)的響應(yīng)過程進(jìn)行分析，并給出了高烈度地區(qū)的抗震設(shè)計(jì)建議。

1 振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)抗震試驗(yàn)室的1#臺(tái)面進(jìn)行，如圖1所示。1#振動(dòng)臺(tái)水平雙向兩個(gè)自由度，最大位移±25 cm，臺(tái)面尺寸4.1 m×4.1 m，工作頻率范圍0.1～50.0 Hz；最大加速度±1.5g。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.1 The test model

試驗(yàn)原型滑坡高7 m，錨桿布設(shè)間距為2.0 m×1.5 m。根據(jù)振動(dòng)臺(tái)的工作頻段、承載能力等設(shè)定模型幾何相似比為7∶1，坡高1 m，錨桿間距為0.29 m×0.22 m。

模型箱由角鋼和厚1 cm的可透視有機(jī)玻璃板構(gòu)成，箱體長(zhǎng)、寬、高分別為2.05 m、1.50 m、1.30 m。邊坡模型填筑前，在箱體底面鋪粘一層碎石，以減少箱土接觸面的相對(duì)位移；在箱體前后兩側(cè)分別粘貼5 cm厚的聚乙烯泡沫板以減小邊界效應(yīng)。

試驗(yàn)?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(shí)系數(shù)0.93，實(shí)際夯實(shí)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，反算得其黏聚力c為 5.5 kPa，內(nèi)摩擦角φ為 19°。錨桿和格構(gòu)是在幾何相似比7∶1的基礎(chǔ)上，按規(guī)范設(shè)計(jì)計(jì)算確定。錨桿類型為全長(zhǎng)無黏結(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(shí)現(xiàn)錨筋與砂漿脫粘模擬全長(zhǎng)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(jí)為C10，配合比為水∶水泥∶細(xì)砂∶細(xì)石=0.8∶1.0∶2.96∶3.76，截面尺寸為40 mm×50 mm。

1.1 測(cè)試方案

如圖2所示，坡內(nèi)(測(cè)點(diǎn)A1、A2、A3、A4、A5、A6)及坡表(測(cè)點(diǎn)A7、A8、A9、A10、A11)不同高度處共埋設(shè)11只加速度傳感器，用以監(jiān)測(cè)同一斷面不同高程處錨固滑坡的加速度響應(yīng)。振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面上安裝1只加速度傳感器作為激勵(lì)控制。

圖2 三維模型示意圖Fig.2 Schematic 3 D diagram of the model

為監(jiān)測(cè)錨桿的應(yīng)變響應(yīng)，錨桿的桿身黏貼4只應(yīng)變片(BE-120)，具體位置如圖3。

圖3 單根錨桿應(yīng)變片位置圖Fig.3 Layout of the strain gauges on the single anchor

1.2 加載方案

試驗(yàn)激勵(lì)地震波單向水平輸入，主要是因?yàn)樗降卣鹱饔檬窃斐慑^固系統(tǒng)損傷、降低邊坡整體穩(wěn)定性的主要因素[18]。試驗(yàn)激勵(lì)波有三種：2008年四川汶川地震的汶川波(8.0級(jí))、1940年美國(guó)Imperial Valley地震(6.9級(jí))的EL Centro 波以及正弦波。正弦波采用定頻輸入，輸入頻率分別為5 Hz、10 Hz及15 Hz。

試驗(yàn)采用逐級(jí)施加地震加速度的方式進(jìn)行，加載量級(jí)依次為0.05g、0.10g、0.15g、0.20g、0.30g、0.40g、0.60g、0.80g、1.00g，且在每次加載前輸入平寬譜0.035g的白噪聲掃描。試驗(yàn)中同列傳感器的共振頻率相差不大，取其平均值作為錨固系統(tǒng)的自振頻率，如圖4所示。

圖4 同列傳感器平均自振頻率隨加載量級(jí)的變化曲線Fig.4 Changes in the average natural frequency of the same column sensor in different stages of the test

2 錨固滑坡動(dòng)力響應(yīng)過程分析

圖5為El Centro波激勵(lì)下坡內(nèi)同列各測(cè)點(diǎn)(A1、A2、A3、A4、A5、A6)PGA放大系數(shù)(測(cè)點(diǎn)PGA與臺(tái)面PGA的比值)隨激勵(lì)強(qiáng)度的變化曲線。對(duì)比分析圖4與圖5可知，El Centro波激勵(lì)下各測(cè)點(diǎn)加速度響應(yīng)隨加載強(qiáng)度的變化與自振頻率隨加載歷史的變化趨勢(shì)相同，分為三個(gè)階段：0.05g～0.20g，曲線下降；0.20g～0.40g，曲線平緩；0.40g～0.60g，曲線上升。

圖5 El Centro波激勵(lì)下同列傳感器PGA放大系數(shù)隨加載強(qiáng)度的變化Fig.5 Variation in the PGA amplification coefficient of the same column sensor with the loading magnitude under the El Centro wave

圖6為El Centro波激勵(lì)下第三列各層錨桿平均應(yīng)變隨加載強(qiáng)度的變化曲線。和同列傳感器PGA放大系數(shù)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程一致，同列錨桿平均應(yīng)變的動(dòng)態(tài)反應(yīng)也分為三個(gè)階段：0.05g～0.20g，曲線密集緊湊，各層應(yīng)變相差不大；0.20g～0.40g，曲線抬升明顯，各層應(yīng)變大小的順序在調(diào)整變化；0.40g～0.60g，曲線平緩，但頂層錨桿M1-2反應(yīng)激烈。

結(jié)合錨固滑坡模型試驗(yàn)素描圖(圖7)可知，小量級(jí)地震激勵(lì)作用下(0.05g～0.20g)，振幅較小，類同于靜載作用下錨固滑坡的受力，坡腳滑面附近首先出現(xiàn)剪切裂縫CD(0.15g)，并向兩側(cè)不斷延伸；各層錨桿應(yīng)變較小，其主動(dòng)抗滑作用還沒有發(fā)揮出來，滑體較滑床更為松散，模型土體的抗剪強(qiáng)度及剪切模量逐漸減小，土體水平剪切作用自下而上的傳播速度降低，系統(tǒng)的自振頻率有所下降，測(cè)點(diǎn)PGA放大系數(shù)減小。

激勵(lì)強(qiáng)度增大至中等0.20g～0.40g，坡腳的剪切口裂縫不斷向內(nèi)延伸并變寬，坡頂預(yù)設(shè)滑面附近開始出現(xiàn)一些與預(yù)設(shè)滑面走向相近的裂紋，第二層錨桿下方的傳感器A3-2附近出現(xiàn)第二個(gè)剪出口JI(0.40g)，但還沒有和預(yù)設(shè)滑面貫通。此激勵(lì)量級(jí)階段，格構(gòu)梁錨固體內(nèi)部裂縫的不斷發(fā)展，充分調(diào)動(dòng)了錨桿的主動(dòng)抗震抗滑性能，各層錨桿應(yīng)變不斷抬升，不斷調(diào)整，且由于第二個(gè)剪出口JI的出現(xiàn)，坡頂?shù)谝粚渝^桿(M1-2)的應(yīng)變最大，第二個(gè)剪出口附近的第三層錨桿(M3-2)應(yīng)變次之。滑體—滑床—錨桿—格構(gòu)梁形成一個(gè)整體，錨固系統(tǒng)的自振頻率不再下降，測(cè)點(diǎn)的PGA放大系數(shù)緩慢增長(zhǎng)，曲線分布相對(duì)平緩。

高量級(jí)地震波(0.40g～0.60g)激勵(lì)作用時(shí)，錨固體的上下剪切裂縫均貫通，裂縫寬度越來越大，破損越來越明顯，模型滑坡體的自振頻率雖還有增長(zhǎng)，但已經(jīng)非常平緩。第二個(gè)剪出口JI和貫通后的預(yù)設(shè)滑面相連，形成明顯的拉裂體FGHIJ，坡頂?shù)幕w與滑床分離現(xiàn)象明顯，傳感器 A1和A2的PGA放大系數(shù)相對(duì)增長(zhǎng)更為明顯；振動(dòng)過程中明顯可見滑面處的裂縫越來越寬，滑體與滑床的動(dòng)位移越來越不協(xié)調(diào)，錨固體的動(dòng)態(tài)響應(yīng)越來越強(qiáng)烈，各層加速度傳感器的PGA曲線整體抬升；各層錨桿受力最終調(diào)整為第一層(頂層)>第五層(底層)>第三層>第四層>第二層，且頂層受力隨加載強(qiáng)度增加而增大的趨勢(shì)越來越明顯，其他四層則趨于穩(wěn)定。

對(duì)各區(qū)段動(dòng)力響應(yīng)的特征進(jìn)行分析可知，小量級(jí)激勵(lì)作用下，錨固體的動(dòng)力響應(yīng)類同于靜載作用；中量級(jí)激勵(lì)時(shí)則開始發(fā)揮出其主動(dòng)抗滑抗震的性能；高量級(jí)激勵(lì)時(shí)錨固滑坡并未發(fā)生整體失穩(wěn)破壞，這種協(xié)調(diào)變形、延時(shí)破壞的能力表現(xiàn)更加明顯?；诟鲄^(qū)段的不同表現(xiàn)，將其分別命名為：適應(yīng)調(diào)整區(qū)段(0.05g～0.20g)—平和抗震區(qū)段(0.20g～0.40g)—激烈抗震區(qū)段(0.40g～0.60g)。

為更加明確地震波激勵(lì)下錨固滑坡體的動(dòng)力反應(yīng)及損傷特征，對(duì)正弦波定頻(5 Hz、10 Hz 、15 Hz)、El Centro波、汶川波激勵(lì)作用下各層錨桿的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行對(duì)比分析。

3 不同激勵(lì)作用下同列錨桿應(yīng)變對(duì)比分析

圖8為正弦波(5 Hz、10 Hz 、15Hz)、El Centro波及汶川波激勵(lì)作用下同列錨桿平均應(yīng)變曲線隨加載量級(jí)的變化曲線，第一行為初始低量級(jí)(0.05g～0.20g)加載，第二行為中高量級(jí)(0.20g～0.60g)加載。和第2節(jié)加速度響應(yīng)過程吻合，同列錨桿應(yīng)變隨加載強(qiáng)度的變化也可分為三個(gè)區(qū)段：適應(yīng)調(diào)整區(qū)段(0.05g～0.20g)—平和抗震區(qū)段(0.20g～0.40g)—激烈抗震區(qū)段(0.40g～0.60g)。

圖8 不同激勵(lì)作用下同列錨桿應(yīng)變曲線Fig.8 Strain curve of the same row bolt under different excitations

適應(yīng)調(diào)整區(qū)段(0.05g～0.20g)：除正弦波15 Hz定頻激勵(lì)作用，在其它激勵(lì)作用下，各層錨桿的應(yīng)變曲線均呈現(xiàn)上小下大的“L”型，坡腳錨桿的應(yīng)變絕對(duì)大于其余各層的動(dòng)應(yīng)變；與這一激勵(lì)量級(jí)下錨固體的自振頻率及同列測(cè)點(diǎn)的動(dòng)力響應(yīng)相吻合，錨固系統(tǒng)的整體抗震抗滑作用尚未發(fā)揮出來。錨固滑坡在這一量級(jí)的動(dòng)力響應(yīng)與靜載作用時(shí)相同，地震激勵(lì)所產(chǎn)生的動(dòng)荷載主要由坡腳錨桿M5-3承擔(dān)。

水平地震激勵(lì)作用下的錨固體如同來回篩動(dòng)的篩子，15 Hz接近錨固體的自振頻率，在錨固體上產(chǎn)生不協(xié)調(diào)變形較大，尤其是錨固體上部。為抑制滑坡上部的不協(xié)調(diào)變形及坡腳的剪切裂縫，頂層錨桿和坡腳錨桿的應(yīng)變相對(duì)中部較大，同列錨桿的應(yīng)變振型呈現(xiàn)中間小上下大的“C”型。

平和抗震區(qū)段(0.20g～0.40g)：5 Hz地震波激勵(lì)下，各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變響應(yīng)隨加載量級(jí)的增加而增長(zhǎng)，同列錨桿的平均應(yīng)變曲線保持“L”型不變，坡腳錨桿M5-3應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)最為迅速。

15 Hz地震波激勵(lì)下，錨桿的主動(dòng)抗滑抗震性能充分發(fā)揮，坡體內(nèi)部各層傳感器的動(dòng)態(tài)響應(yīng)發(fā)展平穩(wěn)，各層錨桿不斷增長(zhǎng)的應(yīng)變分擔(dān)了不斷增大的地震激勵(lì)；各層錨桿承擔(dān)的應(yīng)變大小不斷變化、分配，為平衡中等量級(jí)范圍時(shí)坡頂滑面處不斷發(fā)展、貫通的裂縫(圖7)，頂層錨桿M1-3的應(yīng)變要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其余幾層錨桿，曲線調(diào)整為明顯的“Г”型。10 Hz地震激勵(lì)作用下，同列各層錨桿的應(yīng)變分部曲線依然保持明顯的 “C”型。

El Centro波激勵(lì)作用下同列錨桿的應(yīng)變振型與5 Hz正弦波的振型一致，上小下大“L”型；汶川波激勵(lì)作用下同列錨桿的應(yīng)變振型則與10 Hz正弦波的振型一致，坡頂與坡腳的應(yīng)變明顯大于坡體中間，呈現(xiàn)出明顯的 “C”型。

激烈抗震區(qū)段(0.40g～0.60g)：這一量級(jí)作用下同列錨桿的應(yīng)變振型和中等量級(jí)作用下基本一致。但由于0.60g時(shí)坡腳剪切裂縫CDEAOB(圖7)貫通，坡腳首先進(jìn)入彈塑性區(qū)，一定程度上減小了坡腳處的錨固力， 各激勵(lì)作用下錨桿M5-3的應(yīng)變均有所減小。

0.60g之后，為觀察錨固系統(tǒng)的破壞過程，只對(duì)模型進(jìn)行了低頻5 Hz的地震激勵(lì)。

強(qiáng)震低頻(0.80g，5 Hz)作用下，坡頂拉裂體FGHIJ(圖7)形成，滑體與滑床篩動(dòng)位移增大，滑面處的裂縫也隨之變寬，尤其是坡頂附近，為抑制兩者之間的不協(xié)調(diào)位移，同列錨桿的拉力再次重新調(diào)整、分配， M1-3、M2-3的應(yīng)變急劇增大；整個(gè)應(yīng)變曲線呈現(xiàn)明顯的階梯狀，上大下小。1.0g時(shí)，錨桿上應(yīng)變急劇增加，大部分測(cè)點(diǎn)已無數(shù)據(jù)；格構(gòu)梁錨固體內(nèi)部穩(wěn)定完整，但沒有錨固的素土區(qū)及坡頂發(fā)生崩裂破壞。

由此可見，同列錨桿的大應(yīng)變區(qū)集中在坡腳和坡頂兩個(gè)位置，且和激勵(lì)作用的頻率有關(guān)，而實(shí)際的地震激勵(lì)波由于綜合了大大小小不同的頻譜，坡頂和坡腳的應(yīng)變反應(yīng)均較大，同列錨桿的應(yīng)變走勢(shì)呈現(xiàn)“C”型。這不僅對(duì)原有“強(qiáng)腰固腳”的抗震設(shè)計(jì)提出疑義，也要求抗震設(shè)計(jì)過程中加強(qiáng)坡頂及坡腳的防護(hù)工作。

4 結(jié)論及建議

本項(xiàng)目在土質(zhì)滑坡振動(dòng)臺(tái)物理模型試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，研究了格構(gòu)梁錨固系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程，結(jié)果表明：隨著地震激勵(lì)強(qiáng)度的增加，土質(zhì)滑坡錨固體系的自振頻率和動(dòng)力響應(yīng)也在變化，主動(dòng)抗滑抗震的錨桿受力也隨著調(diào)整、協(xié)調(diào)，以抑制動(dòng)力作用下錨固滑坡上的拉壓變形。

(1)地震激勵(lì)作用下，錨固體的動(dòng)力響應(yīng)分為三個(gè)階段：適應(yīng)調(diào)整區(qū)段(0.05g～0.20g)—平和抗震區(qū)段(0.20g～0.40g)—激烈抗震區(qū)段(0.40g～0.60g)。

(2)適應(yīng)調(diào)整區(qū)段(0.05g～0.20g)，激勵(lì)強(qiáng)度較小，錨固系統(tǒng)的自振頻率和PGA放大系數(shù)隨著加載強(qiáng)度的增大略有減??；自振頻率附近的激勵(lì)強(qiáng)度由于共振作用，在錨固體上部產(chǎn)生的不協(xié)調(diào)變形較大，同列錨桿的應(yīng)變走勢(shì)呈現(xiàn)“C”型；其它激勵(lì)作用下同列錨桿的應(yīng)變曲線均呈現(xiàn)上小下大的走勢(shì)，地震激勵(lì)所產(chǎn)生的動(dòng)荷載主要由坡腳最下層錨桿承擔(dān)。

(3)平和抗震區(qū)段(0.20g～0.40g)，錨固滑坡—錨桿—格構(gòu)梁形成一個(gè)整體，共同抗震抗滑，整個(gè)系統(tǒng)的自振頻率處于平穩(wěn)水平；各層測(cè)點(diǎn)PGA放大系數(shù)及各層錨桿錨固力持續(xù)緩慢增長(zhǎng)。不同激勵(lì)作用的頻譜不同，同列錨桿的應(yīng)變振型亦不同，大致可分為上小下大的“L”型、上大下小的“Г”型及中間小上下大的“C”型。

(4)激烈抗震區(qū)段(0.40g～0.60g)，錨固系統(tǒng)自振頻率有所抬升，主動(dòng)抗震抗滑特性增強(qiáng)，錨固系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)強(qiáng)烈。坡腳剪出口貫通，坡腳錨桿的應(yīng)變有所下降，同列錨桿的應(yīng)變振型保持不變。

(5)破壞過程中(0.60g～0.80g)，同列錨桿的應(yīng)變振型發(fā)生明顯變化，首先是坡腳錨桿的應(yīng)變減小，其次是坡頂錨桿為抑制坡頂土體的拉張破壞應(yīng)變而急劇增大。

(6)強(qiáng)震地區(qū)錨固系統(tǒng)設(shè)計(jì)時(shí)，需加強(qiáng)坡頂及坡腳的防護(hù)工作，同時(shí)加長(zhǎng)設(shè)計(jì)坡頂與坡腳的錨桿，以抑制坡頂滑面處的拉張裂縫及坡腳的剪切裂縫。