含泥化夾層反傾巖質邊坡動力響應的大型振動臺試驗①

范 剛， 張建經， 付 曉

(西南交通大學土木學院，四川 成都 610031)

含泥化夾層反傾巖質邊坡動力響應的大型振動臺試驗①

范 剛， 張建經， 付 曉

(西南交通大學土木學院，四川 成都 610031)

針對含泥化夾層反傾巖質邊坡制作相似比為1∶30的試驗模型進行大型振動臺試驗，研究泥化夾層飽水前(天然含水狀態)和飽水狀態下邊坡的加速度和位移響應規律，探討邊坡的破壞模式。試驗結果表明：泥化夾層飽水后坡面水平向加速度放大系數小于飽水前；泥化夾層飽水前和飽水后隨著相對高度的增加，坡面水平向加速度放大系數呈現非線性增加的趨勢，其整體上大于坡體內部的加速度放大系數；坡面位移從下至上在泥化夾層飽水前，呈現出非線性增長特性；飽水后位移呈先增大后減小，臨近坡肩處坡面最大，坡面呈現鼓出形態。泥化夾層飽水前，在幅值為0.3 g的地震波作用下坡體僅出現坡肩局部掉塊；飽水后，輸入地震動幅值≥0.4 g時，坡體先出現坡肩的局部掉塊，隨后坡體沿中上部的飽和泥化夾層滑動剪出，與此同時，坡體中上部出現縱向裂隙并與水平裂隙貫通，坡頂被震碎。

泥化夾層； 反傾邊坡； 大型振動臺； 放大系數； 位移

0 引言

層狀邊坡在工程建設中十分常見，通常認為相對于順層邊坡，反傾邊坡的穩定性較高，因此以往層狀邊坡的研究大多針對順層邊坡，反傾邊坡的研究較少。但是，近些年工程實踐中發現，反傾巖質邊坡對工程整體穩定性和工程進度具有較大的影響，例如龍灘水電站左岸邊坡[1]、錦屏一級水電站左岸邊坡[2]等。鑒于此，研究者們開始從數值分析、模型試驗、理論推導等方面對反傾巖質邊坡開展研究。程東幸等[3]利用數值模擬，基于變形曲線對不同范圍內邊坡與巖層走向夾角的變形特征進行了定性描述；左保成等[4]利用室內模型試驗研究了反傾邊坡層面強度參數和巖層厚度對反傾邊坡穩定性的影響規律；韓貝傳等[5]從邊坡傾倒的變形特點出發，分析了傾倒變形的力學機制，并研究了結構面間距及力學參數對變形的影響；黃秋香等[6]借助內、外觀測成果對一具有軟弱夾層的反傾巖坡進行了研究，對其變形特征和變形機制進行了分析。2008年汶川地震誘發了大量的邊坡失穩，其中不乏反傾邊坡。此后反傾邊坡在地震作用下的動力響應特征成了研究熱點。余業[7]利用離散元軟件分析了反傾邊坡在地震波作用下的放大效應以及坡體內應力場的變化規律；楊國香等[8]采用物理模型試驗，研究了強震作用下反傾層狀結構巖質邊坡動力響應特征及破壞過程。

綜上可以看出，針對反傾巖質邊坡的研究雖然已經有了一些靜力和動力方面的研究成果，但關于含泥化夾層反傾巖質邊坡動力響應特征的研究還很鮮見，開展相關研究具有十分重要的意義。地震作用下傾角越大的反傾邊坡，其抗滑穩定性越強，本文研究巖層傾角為8°的反傾巖質邊坡。

本文以某60 m高邊坡為原型，設計制作一個含泥化夾層的反傾高陡巖質邊坡，并進行大型振動臺試驗。

1 試驗概述

1.1 試驗模型介紹

試驗設備采用中國核動力設計研究院大型振動臺，該振動臺擁有6個自由度，臺面尺寸6 m×6 m，最大負載600 kN，水平向最大位移為±150 mm，垂向最大位移為±100 mm；滿載時水平向最大加速度為1.0 g，垂向為0.8 g，空載時水平向最大加速度為3 g，垂向為2.6 g，頻率范圍為0.1～80 Hz。

試驗模型由提前預制的模塊分層砌筑而成，模塊由相似材料按照重晶石：砂子∶石膏∶水=1∶0.2∶1∶0.2的比例攪拌壓實制成，模塊間用黏結材料進行粘接，黏結材料由相似材料按照重晶石：砂子∶石膏∶水=1∶0.2∶1∶1的比例現場配制而成。試驗邊坡模型底面尺寸為：170 cm(長)×128 cm(寬)，高為250 cm，坡角72°。試驗中，在模型與模型箱之間的接觸面粘貼10 cm厚的泡沫材料，模擬吸波材料，以降低模型箱對輸入波的反射和折射。在每個試驗模型內部均設置6個泥化夾層，泥化夾層模擬材料由原型坡泥化夾層取樣之后在室內重塑得到。在每個泥化夾層內預埋了留有密集出水口的小直徑PVC管，用于對其進行注水飽和。PVC管上的出水口用紗布包裹住，防止出水口被泥土堵住。以底層泥化夾層為例，PVC管的布置如圖1所示。注水前泥化夾層的含水量保持與野外取樣場地一致，注水時若每一個泥化夾層在坡面的所有出露位置均有水滲出即認為坡體內部泥化夾層已經飽和，在下文的分析中，泥化夾層飽水前即表示泥化夾層處于天然含水狀態。模塊及泥化夾層模擬材料的物理力學參數如表1所示。

圖1 注水管道的布置(單位：cm)Fig.1 Layout of the water injection pipeline

根據相似理論[9]，選取幾何尺寸、質量密度和地震加速度作為控制量，選取幾何尺寸相似比為30，推導得到本試驗各物理量的相似比分別為：密度為1，加速度為1，彈性模量為30，時間為5.48，位移為30，頻率為0.183，內摩擦角為1，黏聚力為30。

1.2 試驗模型及測點布置

試驗中布置的測試元件為三向加速度計和激光位移計。三向加速度計水平方向和垂直方向的靈敏度分別為173.46 mV/g和192.08 mV/g；激光位移計的靈敏度為500 mV/mm。加速度傳感器布置在坡體內部和坡面附近，同時也布置在模型與底座交接面上，作為計算邊坡加速度放大系數的參照點；位移計通過剛性支架固定在模型箱上，用于測試坡面不同高度處的位移。試驗中的測點布置如圖2所示。

表1 材料參數

圖2 試驗測點布置(單位：cm)Fig.2 Layout of the measure points (unit：cm)

圖3 試驗模型全貌Fig.3 The test model

1.3 加載工況

本次進行了泥化夾層飽水前和飽水后兩個臺次的試驗，加載方向為水平向和垂直向，加載波形為汶川地震清屏波(代號QP)和El Centro波(代號El)。泥化夾層飽水前施加了加速度峰值分別為0.1、0.15、0.21和0.3 g的上述兩種地震波；飽水后施加了幅值為0.1、0.15、0.21、0.3、0.4和0.6 g的上述兩種地震波。在每一幅值地震波加載前均對模型進行幅值0.1 g的白噪聲掃描。

2 試驗數據分析

含泥化夾層反傾巖質邊坡具有巖層傾向和邊坡坡面傾向相反的結構特征，影響其破壞模式的主要為水平向的動力響應特征。因此，本文僅僅分析地震荷載下含泥化夾層反傾高陡巖質邊坡水平向的動力響應特征。

圖4 坡面水平向加速度放大系數Fig.4 Horizontal acceleration amplification coefficients on the slope surface

2.1 泥化夾層飽水狀態對加速度響應的影響

右岸趾板邊坡較陡，采用4～6m寬的窄趾板加內趾板的結構形式，內趾板為掛網噴混凝土，厚20 cm，寬20m。

以輸入El Centro地震波為例，研究泥化夾層含水狀態對反傾巖質邊坡坡面水平向加速度放大系數的影響規律(圖4)。

從圖4可以看出，泥化夾層水平方向加速度放大系數飽水后小于飽水前。這種現象的出現一方面是由于飽水后的泥化夾層對地震波的吸收增強，耗能作用增強，降低了坡體的動力響應；另一方面受坡體反傾的結構特征，雖然泥化夾層飽水后層面間的抗滑強度降低，但是巖層受后緣坡體自重的影響不能發生水平向的運動，動力響應并不會比泥化夾層飽水前有所增強。

同時可以從圖4中看出，隨著相對高度的增加，坡面水平向加速度放大系數呈現非線性增加，坡體中上部的放大系數增長幅度大于坡腳，坡肩的放大系數最大，這與汶川地震震害災害調查及振動臺試驗中發現的坡肩巖體拋射破壞現象相符。同時值得注意的是，隨著輸入地震動幅值的增大，坡面加速度放大系數增大，這種增大也不是線性的，而是呈增加幅度逐漸增大的趨勢。

2.2 坡面與坡體內部加速度響應差異性分析

為探究含泥化夾層巖質邊坡坡面和坡體內部的加速度放大效應的差異性，以汶川地震清屏波為輸入波進行研究，分析泥化夾層飽水前、后坡面和坡體內部的加速度放大效應(圖5)。

圖5 坡面與坡體內部水平向加速度放大系數Fig.5 Horizontal acceleration amplification coefficients on slope surface and slope body

從圖5中可以看出，泥化夾層飽水前和飽水后，坡面的加速度放大系數整體上大于坡體內部的加速度放大系數，且表現出趨表效應，這與震后現場調查發現的反傾巖質邊坡表層震松垮塌現象相符。同時可以發現，隨著相對高度的增加，坡面與坡體內部的加速度放大系數之間的差距逐漸增大。

汶川地震清屏波作用下泥化夾層飽水前、后坡面的加速度放大系數與2.1節中的分析具有相同的變化規律，兩者相互驗證了本文分析的可靠性。值得注意的是，在上文2.1節和2.2節中加速度放大系數均隨著輸入地震動幅值的增加而增加，出現這種現象是因為本文分析采用的地震動幅值最大為0.3 g，而在幅值為0.3 g的地震波作用下巖質邊坡尚未進入非線性階段，坡體表現出線性特性。

2.3 坡面位移響應特征

試驗中利用高精度激光位移計對坡面的位移進行監測，兩種地震波作用下泥化夾層飽水前、后坡面的位移如圖6、圖7所示。

從圖6中可以看出，泥化夾層飽水前，隨著相對高度的增加，坡面位移呈現出非線性單調增長趨勢，而且隨著輸入地震動幅值增大，這種非線性特性表現得更加明顯。從曲線的斜率不難看出，坡體上部(相對高度介于0.6到0.9之間)的坡面位移增長幅度大于坡體其他位置的增長幅度。

圖6 泥化夾層飽水前Fig.6 Before saturatio of the sile layer

從圖7中可以看出，隨著相對高度的增加，坡面的位移先增大后減小，臨近坡肩處坡面位移最大，出現這種現象的原因可能為：泥化夾層飽水后，坡體被飽和的泥化夾層分割成幾個相對獨立的巖層，這幾個巖層在靜力作用下有向坡體后緣下滑的趨勢。在地震荷載作用下，坡體中上部巖層受到上下巖層的擠壓后沿飽和的泥化夾層向臨空面剪切滑出，而坡頂巖層在慣性力作用下有向坡體后緣下滑的趨勢，坡腳巖層受到基巖底座的橫向限制，因此坡頂巖層和坡腳巖層的位移均小于坡體中上部巖層的位移。試驗結束后觀察坡體，發現坡面呈鼓出形態，這與實際監測數據相符。觀察圖7中各個曲線的間距可以發現，隨著輸入地震動強度的增大，坡面位移增長的幅度逐漸增加，坡面位移的增長和輸入地震動強度的增長呈現出非線性特性。

圖7 泥化夾層飽水后Fig.7 After saturation of the silt layer

3 邊坡破壞過程

試驗中對每一級動力荷載施加后坡體的破壞現象進行拍照記錄，并進行仔細比照。可以發現在泥化夾層飽水前，輸入地震動幅值為0.1 g和0.21 g時，坡體未出現破壞現象；當輸入地震動幅值達到0.3 g時，坡肩開始出現局部掉塊，坡體未出現其他明顯的破壞現象。泥化夾層飽水后，當輸入地震動幅值達到0.4 g時，坡肩開始出現局部掉塊，坡體中上部泥化夾層處出現水平向微裂隙(圖8)。當輸入地震動幅值達到0.6 g時，坡體中上部的水平向裂隙進一步發展，上部坡體向坡面方向滑出，坡面外觀呈鼓出形態。坡面沿巖塊間接觸面出現縱向裂隙，并與水平向裂隙貫通(圖9)；中部泥化夾層被擠出(圖10)；坡頂被震碎(圖11)。綜上所述，可以發現含泥化夾層反傾巖質邊坡的破壞過程為：泥化夾層處于天然含水狀態時，0.3 g地震作用下僅出現坡肩局部掉塊；泥化夾層飽水后，強震下坡體先出現坡肩的局部掉塊，隨后坡體沿中上部飽水后的泥化夾層滑動剪出，與此同時，坡體中上部出現縱向裂隙并與水平裂隙貫通，坡頂被震碎。

圖8 坡體中上部出現的微裂隙Fig.8 The micro-cracks on the middle and upper section of slope

圖9 坡體中上部的水平和縱向裂隙Fig.9 Horizontal and vertical cracks on the middle and upper section of slope

圖10 坡體中部泥化夾層被擠出Fig.10 Siltized layer was squeezed out on the middle part of slope

圖11 坡頂被震碎Fig.11 The top of slope is shattered

4 結論與討論

通過以上分析，可以得到以下結論：

(1) 泥化夾層飽水后水平方向的加速度放大系數小于飽水前；隨著相對高度的增加，坡面水平向加速度放大系數呈非線性增加。

(2) 坡面的加速度放大系數整體上大于坡體內部，且表現出趨表效應。

(3) 泥化夾層飽水前，隨著相對高度的增加，坡面位移呈現出非線性單調增長特性；坡體上部(相對高度介于0.6～0.9之間)的坡面位移增長幅度大于坡體其他位置的增長幅度。泥化夾層飽水后，隨著相對高度的增加，坡面的位移先增大后減小，臨近坡肩處坡面位移最大，坡面呈現鼓出的形態特征。

(4) 泥化夾層處于天然含水狀態時，幅值為0.3 g的地震波作用下僅出現坡肩局部掉塊；泥化夾層飽水后，輸入地震動幅值≥0.4 g時，坡體先出現坡肩的局部掉塊，隨后坡體沿中上部飽水后的泥化夾層滑動剪出，與此同時，坡體中上部出現縱向裂隙并與水平裂隙貫通，坡頂被震碎。

本文從宏觀上研究了泥化夾層的存在對反傾巖質邊坡動力響應特性的影響，受試驗條件所限，并未研究泥化夾層厚度、起伏度等因素對邊坡動力特性的影響。根據已有的研究成果可知，動力作用下泥化夾層的動力特性會發生較大的變化，必然引起邊坡整體的動力特性的變化，這一變化的影響機制還有待進一步研究。

References)

[1] 蘇立海.反傾層狀巖質邊坡破壞機制研究[D].西安:西安理工大學，2006.SU Li-hai.Study on Losing Stability Mechanism of Flare Rock Slopes[D].Xi’an：Xi’an University of Technology，2006.(in Chinese)

[2] 程東幸，劉大安，丁恩保，等.反傾巖質邊坡變形特征的三維數值模擬研究——以龍灘水電站工程邊坡為例進行三維變形特征分析[J].工程地質學報，2005，13 (2)：222-226.CHENG Dong-xing，LIU Da-an，DING En-bao，et al.Three-dimension Numerical Simulation of Deformation Characteristics of Toppling Rock Slope——Case Study for A Slope at Longtan hydropower Station[J].Journal of Engineering Geology，2005，13(2)：222-226.(in Chinese)

[3] 程東幸，劉大安，丁恩保，等.層狀反傾巖質邊坡影響因素及反傾條件分析[J].巖土工程學報，2005，27(11)：1362-1366.CHENG Dong-xing，LIU Da-an，DING En-bao，et al.Analysis on Influential Factors and Toppling Conditions of Toppling Rock Slope[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2005，27(11)：1362-1366.(in Chinese)

[4] 左保成， 陳從新，劉小巍，等.反傾巖質邊坡破壞機理模型試驗研究[J].巖石力學與工程學報，2005，24(19)：3535-3541.ZUO Bao-cheng，CHEN Cong-xin，LIU Xiao-wei，et al.Modeling Experiment Study on Failure Mechanism of Counter-tilt Rock Slope[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2005，24(19)：3535- 3541.(in Chinese)

[5] 韓貝傳，王思敬.邊坡傾倒變形的形成機制與影響因素分析[J].工程地質學報，1999，7(3)：213-217.HAN Bei-chuan，WANG Si-jing.Mechanism for Toppling Deformation of Slope and Analysis of Influencing Factors on It[J].Journal of Engineering Geology，1999，7(3)：213-217.(in Chinese)

[6] 余業.反傾巖質滑坡成因機制及動力響應研究——以汶川地震透發罐灘滑坡為例[D].成都：成都理工大學，2011.YE Yu.Research on Formation Mechanism and Dynamic Response of Counter-tilt Rock Slopes——Taking the Guantan Landslide Induced by Wenchuan Earthquake as Example[D].Chengdu：Chengdu University of Technology，2011.(in Chinese)[7] 楊國香，葉海林，伍法權，等.反傾層狀結構巖質邊坡動力響應特征及破壞機制振動臺模型試驗研究[J].巖石力學與工程學報，2012，31(11)：2214-2221.YANG Guo-xiang，YE Hai-lin，WU Fa-quan，et al.Shaking TableModel Test on Dynamic Response Characteristics and Failure Mechanism of Anti-dip Layered Rock Slope[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2012，31(11)：2214-2221.(in Chinese)

[8] 黃秋香，汪家林.某具有軟弱夾層的反傾巖坡變形特征探索[J].土木工程學報，2011，44(5)：109-114.HUANG Qiu-xiang，WANG Jia-lin.Study of the Deformation Characteristics of an Anti-dip Slope with Soft Internal Layers[J].China Civil Engineering Journal，2011，44(5)：109-114.(in Chinese)

[9] 徐挺.相似方法及其應用[M].北京：機械工業出版社，1995.XU Ting.Similar Methods and Application[M].Beijing：China Machine Press，1995.(in Chinese)

Large-scale Shaking-TableTest to Study Dynamic Responses of Anti-inclined Rock Slopes Interlayered with Silt

FAN Gang， ZHANG Jian-jing， FU Xiao

(SchoolofCivilEngineering，SouthwestJiaotongUniversity，Chengdu，Sichuan610031，China)

A 1:30 scale model of an anti-inclined rock slope interlayered with silt was constructed，and a large-scale shaking-Tabletest was performed to study the dynamic responses (acceleration and displacement) when the moisture content of silt layers change.The results are as follows：the horizontal amplification coefficients on the slope face after the silt layers became saturated were less than those before saturation；the coefficients increased with slope height in a nonlinear fashion；the coefficients on the slope face were larger than those in the slope body；before saturation，the displacement of the slope face increased in a nonlinear fashion with an increase in height；the displacement of the upper slope face (relative height between 0.6 and 0.9) was larger than those in other sections；after saturation，the displacement first increased and then decreased with increasing height，maximum displacement occurred near the top of the slope；and the slope displayed a bulging shape.Before saturation，slope failure occurs when the amplitude of the seismic wave is 0.3 g.After saturation，when the amplitude is no less than 0.4 g，first，slope failure occurs at the shoulder，then the slope slides and shears out from the upper levels，and simultaneously，longitudinal cracks appear and intersect with the horizontal fractures.The top of slope is left shattered.

siltized interlayer； anti-inclined slope； large-scale shaking-table； amplification coefficient； displacement

2014-08-20

交通運輸部建設科技項目(2013318800020)

范 剛(1987-)，男，博士研究生，主要從事巖土工程抗震方面的研究.E-mail：fg113112@126.com

P642

A

1000-0844(2015)01-0422-06

10.3969/j.issn.1000-0844.2015.01.0422