<bold>ECC</bold>混凝土桩板墙支挡边坡抗震性能振动台模型试验研究

谌建霖，丁选明，吴琪，刘学成; SHEN Jianlin; DING Xuanming; WU Qi; LIU Xuecheng

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ECC混凝土桩板墙支挡边坡抗震性能振动台模型试验研究 PDF

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1. 重庆大学土木工程学院;山地城镇建设与新技术教育部重点实验室,重庆 400045； 2. 重庆大学溧阳智慧城市研究院,江苏溧阳 213300

中图分类号： TU435

最近更新：2023-08-16

DOI：10.11835/j.issn.2096-6717.2023.001

摘要

在强震作用下，传统桩板墙支护结构易出现不可恢复的损伤和变形，工程水泥基复合材料（ECC）具有较高的抗拉强度和拉应变硬化特性，在约束裂缝开展、抗弯承载力及耗能能力上优于普通钢筋混凝土，但ECC桩板墙支护结构的抗震性能尚不明确。由此，开展ECC桩板墙支护结构（ECC桩板）和普通钢筋混凝土浇筑的桩板墙支护结构（RC桩板）振动台试验，对比其动力响应和破坏特性。结果表明：ECC桩板的抗震性能优于RC桩板；在相同的地震动作用下，ECC桩板支护下边坡的动力响应小于RC桩板支护时，在更高强度的地震动作用下，相同材料强度的ECC桩板可保证边坡稳定性；在动力作用下，ECC桩板和RC桩板表现出较明显的弹性和弹塑性，在输入地震动较小时，两种支护结构的动力响应较为一致；当输入地震动峰值较大时，ECC桩板支护下边坡的加速度放大系数为RC桩板支护下的0.77~0.9倍，ECC桩板和RC桩板的桩背动土压力分布都表现为“双峰型”，RC桩背动土压力峰值为ECC桩背的5倍左右；两种支护结构的桩顶残余位移与震级呈指数关系，RC桩板的桩顶残余位移为ECC桩板的2倍。破坏阶段，ECC桩板仅在嵌固端面出现多条细微裂缝，RC桩板出现抗弯破坏特征，钢筋和混凝土相对滑移明显，位移不可控。

关键词

桩板式挡墙; 工程水泥基复合材料; 振动台试验; 动力响应

中国位于环太平洋地震带与欧亚地震带之间，地震断裂带活跃，受欧亚地震带的影响，西部地区地震动尤为频繁。如今，中国西部正在进行大规模基础设施建设，受多山的地形特性影响，建设中存在大量的边坡稳定性问题。边坡支护是一种常见且有效的保持边坡稳定性的技术手段，具有良好且稳定的抗震性能是支护结构选择的重要指标之一。张建经等^[

1]在汶川地震后开展了大量公路、铁路边坡震害调查，结果显示，桩板式挡墙、加筋土挡墙、锚索框架等柔性支护结构的破坏占所有支护结构破坏的1.4%。其中，桩板式挡墙已经广泛运用于边坡支挡和滑坡治理工程中，姚令侃等^{[参考文献 2

百度学术}2]和吉随旺等^{[参考文献 3

百度学术}3]的震害调研结果也说明桩板墙具有较好的抗震性能。

桩板式挡墙由抗滑桩发展而来，与传统抗滑桩不同，它是在半埋式悬臂嵌固抗滑桩桩间逐层挂板或搭板形成的^[

4]。现有研究中，王丽萍等^{[参考文献 5

百度学术}5]通过离心机试验研究了抗滑桩加固边坡的地震响应和桩土相互作用规律，在试验现象中发现，由石膏制成的抗滑桩发生了浅层抗弯破坏，造成边坡的过桩破坏；于玉贞等^{[参考文献 6

百度学术}6]采用微混凝土抗滑模型桩，通过离心机模型试验研究了抗滑桩在不同情况下的破坏模式。第1种情况是在静力作用下抗滑桩开裂后受地震动作用继续开裂至完全断桩；第2种情况是静力条件下稳定的边坡加固桩在地震动作用下开裂。姚令侃等^{[参考文献 2

百度学术}2]对汶川震害的调查发现，桩板支护结构也表现出部分外倾。由抗滑桩发展而来、具有相似结构特性的桩板墙也面临相同问题。服役期间的各种外力作用，包括前期地震动作用，都会降低支护结构的工作性能，这与混凝土的材料特性有一定关系。黄哲^{[参考文献 7

百度学术}7]通过振动台试验对带有不同程度损伤的桩板墙进行了研究，结果表明，前期损伤降低了支护结构服役期间的功能。已有研究结果表明，在强震作用下，传统桩板墙结构韧性不足，容易出现脆性破坏。

工程水泥基复合材料（Engineered Cementitious Composite，ECC）基于微观力学设计，采用聚乙烯醇（PVA）纤维作为增强材料，使其具有超高韧性和超高延性。已有研究表明，在直接拉伸作用下，ECC具有应变硬化、裂缝细密和超高极限拉应变等特性，其极限拉应变能达到3%以上，是普通混凝土的百倍以上^[

8-9]。ECC材料已被广泛应用于实际工程中，以提高结构整体性和抗震性能。Zhang等^{[参考文献 10

百度学术}10]开展了ECC短柱和钢筋混凝土短柱的低周往复加载试验研究，结果表明，由ECC材料构成的预应力混凝土短柱的抗裂能力、抗剪强度、塑性变形能力和耗能能力均显著高于同等轴向荷载下的钢筋混凝土短柱。Zhang等^{[参考文献 11

百度学术}11]将ECC材料用于桥墩结构，证明其具有较好的抗震能力和损伤控制能力。黄福云等^{[参考文献 12

百度学术}12]开展了砂土中ECC桩和钢筋混凝土桩的低周往复拟静力试验，证明在相同荷载作用下ECC桩破坏程度更轻，抗开裂能力更强，滞回曲线更饱满。

关于将ECC材料运用于桩板式挡墙的研究，目前还未见相关报道。为此，笔者开展了ECC桩板墙和钢筋混凝土桩板墙的振动台试验，研究两者的地震动响应、抗震性能和变形特性等。

1 试验概况

试验在重庆大学岩土工程实验室完成，振动台台面尺寸为 1.2 m×1.2 m，工作频率0~50 Hz，最大载重1 t。水平最大位移100 mm，最大可施加加速度1.2g。采用振动台配套设计的刚性模型箱开展试验，考虑到刚性模型箱“边界效应”的影响，对模型箱边界进行处理。在振动方向上，模型箱内侧粘贴30 mm厚的聚苯乙烯泡沫塑料板。为减少模型与垂直振动方向的模型箱边界的摩擦，在模型箱内侧有机玻璃板上涂抹一层凡士林。地震动由振动台台面输入，在模型箱底部铺设一层3 cm厚的碎石层，以增大摩擦力，底部模拟摩擦边界^[

13]。

1.1 模型介绍

中国西南部地形切割相对强烈、山区坡体高差显著、坡面陡峭且险峻，在建设用地附近存在大量高陡边坡，对公路、铁路、桥梁、水电等工程建设具有较大影响^[

14-16]。在汶川8.0级地震震害调查中也发现典型的高陡边坡滑坡现象^{[参考文献 17-18}17-18]。这类边坡通常由下覆的陡峭基岩和上覆滑体构成，根据现有文献^{[参考文献 19

百度学术}19]，综合多种边坡破坏类型，结合现有该类边坡的破坏模式和基本参数，设计图1所示概化模型，以开展振动台试验。边坡采用抗滑桩板支护，以保证其稳定性，混凝土桩为边长10 cm、桩长110 cm的方桩，混凝土板为2 cm厚的钢筋混凝土板，桩间距30 cm，对应原型直径1 m的混凝土桩板墙支护结构。考虑到振动台尺寸限制，宽度方向布置3个混凝土桩。其中两个边桩采用长10 cm、宽5 cm的半桩，关于动力响应的元件布设在中桩断面后，满足一般边坡支护的平面应变特性。

（a）正视图

（b）俯视图

图1 模型示意图

Fig. 1 Schematic diagram of model

1.2 相似比设计

根据Bockingham π定理和现有研究基础^[

20]，选取几何尺寸L、加速度a及等效密度

ρ

为基础物理量。几何尺寸相似比

S_{L}

取为1：10，质量密度相似比

S_{ρ}

取为1：1，因试验在1g条件下开展，加速度相似比

S_{a}

设计为1：1。其余参数相似比可根据量纲分析得到，具体结果见表1。

表1 相似比设计

Table 1 Design of similarity ratio

物理量	相似关系	相似常数
几何尺寸	$S_{L}$	1：10（选定）
质量密度	$S_{ρ}$	1：1（选定）
加速度	$S_{a}$	1：1（选定）
弹性模量	$S_{E} = S_{l} S_{ρ} S_{a}$	1：10
应力	$S_{σ} = S_{l} S_{ρ} S_{a}$	1：10
应变	$S_{ε}$	1：1
黏聚力	$S_{c} = S_{l} S_{ρ} S_{a}$	1：10
内摩擦角	$S_{φ}$	1：1
时间	$S_{t} = {S_{l}}^{0.5} {S_{a}}^{- 0.5}$	1：3.16
频率	$S_{f} = {S_{l}}^{- 0.5} {S_{a}}^{0.5}$	3.16：1

1.3 模型所用材料及测点布置

模型试验土体采用由河沙、黏土和水配置而成的相似材料，主要控制滑体强度参数。根据文献[

19]总结并结合相似比，试验所用土体黏聚力为8 kPa，内摩擦角为28°。边坡下覆基岩采用C25混凝土，保证支护结构具有足够的支反力。钢筋混凝土桩板墙采用微混凝土，ECC桩板墙采用低强度的ECC材料，支护结构中所用钢筋采用镀锌铁丝。微混凝土抗压强度为8.5 MPa，弹性模量为4.2 GPa；ECC抗压强度为7.2 MPa，弹性模量为3.5 GPa。因为浇筑过程不采用粗骨料，相对于混凝土，ECC弹性模量较小^{[参考文献 8

百度学术}8]。

采用加速度计、土压力盒及激光位移计监测坡体和支护结构的动力响应和宏观变形。加速度计主要布置在坡体内部，测定坡体沿高程的加速度响应，同时在振动台台面布设一加速度计测定加速度输入；土压力盒布置在模型中桩桩背，间距15 cm；激光位移计固定在模型箱上，监测支护结构的桩顶位移。监测布置见图2。测量时采集精度由采集仪控制，试验后对试验结果进行低通50 Hz滤波处理。

图2 传感器布置图

Fig. 2 Layout diagram of sensors

1.4 加载方案

试验施加的荷载为单向正弦波地震动作用，震动方向如图1（b）所示。一般而言，地震动频率集中在1~2 Hz，考虑到频率相似比，模型试验中输入5 Hz的正弦波作为振动激励。结合现有研究，根据时间相似比，设计正弦波作用时间为20 s，采用的正弦波如图3所示。加载的主要工况如表2所示。在施加正弦波后，通过施加0.05g白噪声作用确定边坡振动特性。

图3 输入正弦波时程曲线

Fig. 3 Time-history curve of acceleration inputted

表2 加载工况表

Table 2 Loading condition table

工况序号	输入波类型	峰值加速度/g
1	正弦波	0.1
2	正弦波	0.3
3	正弦波	0.5
4	正弦波	0.7
5	正弦波	0.8
6	正弦波	0.9
7	正弦波	1.0
8	正弦波	1.2

两组试验工况分别为ECC桩板墙支护结构（简称ECC桩板）和普通钢筋混凝土桩板墙支护结构（简称RC桩板），试验中的其他变量均保持一致，以对比分析ECC桩板墙支护结构的抗震性能。

2 试验宏观现象

图4为震动前模型，按照试验加载制度逐级施加荷载，在输入地震动幅值较小时，边坡和支护结构近似处于弹性阶段，支护结构和土体保持同步振动，边坡出现小部分颗粒滑落现象，坡面没有裂缝出现。此阶段，RC桩板和ECC桩板都能较好地维持边坡稳定性。

图4 起震前模型边坡

Fig. 4 Model slope before vibration

当输入的地震动加大时，边坡坡面开始出现裂缝，图5展示了该破坏特征。工况3实施后，边坡顶端土体出现部分掉落，坡顶出现垂直于振动方向的裂缝。裂缝发展具体为：土体受到水平地震动作用，坡顶先出现水平拉裂缝，拉裂缝出现后沿垂直于坡面方向发展，在模型箱边界位置贯通。此时，模型结构表现出天然边坡的破坏形式，与姚爱军等^[

21]、刘婧雯等^{[参考文献 22

百度学术}22]、赵安平等^{[参考文献 23

百度学术}23]开展的边坡振动台模型试验破坏模式一致。

图5 坡顶局部破坏（0.5g）

Fig. 5 Small scale failure at the top of the slope(0.5g)

在更强的地震动作用下，坡顶斜坡破坏加剧。坡体的裂缝损伤从表层往深部发展，贯穿的水平裂缝与坡顶土体内部的剪切裂缝形成破坏体。坡顶土体在地震动作用下表现出越顶破坏特征。同时，两种支护结构也表现出不同程度的前倾，模型都进入弹塑性阶段。对比来看，ECC桩板的变形小于RC桩板。当输入地震动幅值到达1.0g时，RC桩板出现突然断裂，图6为现场照片。由于试验场地有限，模型箱前侧为亚克力板，支护结构完全倒塌在亚克力板上，标志着RC桩板彻底失效。对比之下，ECC桩板在强地震动作用下表现更加优异，在1.2g地震动加载完成后也没有出现整体坍塌现象，更好地保证了地震作用下边坡的稳定性。

图6 RC桩板失效（1.0g）

Fig. 6 RC pile-sheet failure(1.0g)

图7为RC桩板全貌，试验加载完成后，挖出支护的桩板墙结构发现，支护结构在自由段和嵌固段之间出现明显的破坏，表现出典型的嵌岩桩支护结构破坏特征。图8为RC桩板破坏细部，钢筋混凝土支护结构破坏明显，混凝土和内部铁丝相对滑移，出现明显的抗弯破坏特征。ECC桩板并未出现明显的贯通裂缝，如图9所示，仅在坡体侧出现部分小裂缝，未向临空侧发展。

图7 RC桩抗弯破坏（1.0g）

Fig. 7 RC pile-sheet bending failure(1.0g)

图8 RC桩脚破坏细部图（1.0g）

Fig. 8 Detail drawing of RC pile-sheet foot damage(1.0g)

图9 ECC桩板破坏细部图（1.2g）

Fig. 9 Detail drawing of ECC pile-sheet foot damage(1.2g)

分析其原因：因具有纤维约束能力，在开裂破坏时，ECC材料破坏程度及抗震能力都优于RC材料。在现有认知中，ECC的极限承载力、变形能力均远大于RC。已有文献证实，相对于普通混凝土结构，ECC材料组成构件具有更强的变形和能量耗散能力^[

10-12]，证明在相同的荷载作用下RC材料会优先于ECC材料到达破坏阶段。两者的破坏模式也类似。ECC桩板支护表现出优于钢筋混凝土桩板支护的特性。

3 动力响应分析

在RC桩板模型加载中，0.7g加载工况数据波动较大；在1.0g地震动作用下，RC结构失效，因此，后续分析中地震动幅值为：0.1g、0.3g、0.5g、0.8g、0.9g。

3.1 加速度响应分析

3.1.1 加速度时程

加速度时程是利用埋设在坡体内的加速度计在地震动作用下测得的加速度随时间变化的数据。选取加速度计A1和振动台台面加速度计A8作为时程分析对象，在0.3g地震动作用下进行时程分析。

输入的加速度时程为正弦波，通过加速度计A8测定的台面加速度时程曲线与图3输入波形类似，说明振动台输入波满足输入要求。对图10中时程曲线分析发现，加速度计A8所测得的输入地震的峰值反复出现，输入峰值和加速度计A1响应峰值的时间差距仅为0.01 s左右，说明不同支护结构对模型中动力波传播速度几乎没有影响。

（a） RC支护结构

（b） ECC支护结构

图10 工况2加速度时程曲线

Fig. 10 Acceleration time history curve of working condition 2

针对不同工况下模型施加的白噪声，通过加速度计A1和A8的时程进行模型动力参数确定。采用传递函数法，借助相对传递函数^[

24-26]虚部对动力参数进行识别。获得的边坡自振频率和阻尼比随输入的峰值加速度变化曲线如图11所示。其中，峰值加速度为0的状态为模型振动开始前，其余各点为对应峰值加速度加载后的自振频率和阻尼比。在0.5g地震动作用后，土体出现越顶破坏，加速度计A1被抛出土体，故图11为0.5g及以下的动力参数变化分析。可以看出，随着输入加速度的增大，边坡模型的自振频率总体降低，阻尼比逐渐上升。自振频率和阻尼比的变化趋势随着输入加速度峰值的增大而增大，模型整体震动特性呈非线性变化。在工况3（0.5g）作用后，边坡自振频率为初始的90%，阻尼比为初始的1.2倍。通过对图11中ECC支护和RC支护下边坡特性进行对照发现，震动前，二者自振频率和阻尼比的数值相差在2%以内；同时，在震动施加过程中二者的材料特性变化规律一致，认为两组试验可以通过直接对照监测数据进行分析。

图11 自振频率和阻尼比随输入加速度峰值的变化曲线

Fig. 11 Changing curve of natural frequency and damping ratio with the input acceleration peak value

3.1.2 加速度放大效应

采用加速度响应峰值和加速度放大系数2个指标对模型加速度动力响应特性进行分析，采用PGA和PHA分别表示地表加速度峰值（Peak Ground Acceleration）和测点水平向加速度峰值（Peak Horizontal Acceleration）。因表层斜坡在PGA过大时出现越顶破坏，在PGA较大时，加速度计A1测得的PHA数据不准确，以下加速度分析选取坡体内部加速度计A2~A7开展。

图12给出了不同幅值地震动输入下沿高程各点的加速度峰值响应曲线。可以直观地看出，两种支护结构下加速度响应PHA与输入的峰值加速度PGA曲线较为一致。在输入地震动峰值较小时，不同高程的加速度响应PHA与输入的PGA一致，放大效应有限。随着地震动峰值的增大，沿高程曲线的非线性增强。

（a） RC桩板

（b） ECC桩板

图12 峰值加速度沿高程曲线

Fig. 12 Curves of peak acceleration along elevation

输入PGA幅值在0.1g~0.5g范围内，高程75 cm以上的PHA呈线性放大趋势。高程75 cm以下，坡体内部加速度与输入加速度的峰值较为一致。这是由于顶部加速度计比较靠近坡面，同时存在浅表动力效应^[

27]，动力波在表层反射，增大了表层土体的PHA。输入地震动幅值超过0.5g以后，沿高程的PHA曲线逐渐表现出非线性的放大趋势，PHA放大的分界点逐渐下移，高程45 cm位置处就开始呈非线性趋势。这与随着输入地震动峰值的增大，边坡损伤增强，边坡从顶部到底部的整体性衰减有关。在振动过程中，上层土体的剪切模量逐渐减小，阻尼比逐渐增大，一方面会衰减土体的动力响应；但另一方面，边坡上层部分土体在地震动下发生越顶破坏，造成同一加速度计在地震动作用下的埋深变浅，浅层动力效应增强。两方面因素的叠加会对边坡的加速度响应产生影响^{[参考文献 28

百度学术}28]。此外，根据已有研究，输入地震波波形对加速度放大效应具有一定影响^{[参考文献 19

百度学术}19, 27-28]。一般而言，正弦波作用下，加速度放大系数随着PGA的增大而增大，这对于峰值越大，地震动作用下加速度放大效应增强也有一定影响。

加速度放大效应通常采用峰值加速度放大系数来表述，即加速度计A1~A7测得的PHA与台面加速度计A8处实测PGA值的比值^[

29]。加速度沿高程放大的特性在以往文献中都有所证明，图13为RC桩板和ECC桩板沿高程加速度放大系数图。明显看出，地震动输入过大时，其放大系数与输入峰值较小时不同。输入地震动较小时，其加速度放大系数最大值出现在高程位置最大的加速度计A2处，其值不超过1.5。随着地震动输入的增大，其最大的加速度放大系数位置并未发生变化，都出现在坡顶部分，但峰值已经在2.5左右。RC桩板和ECC桩板表现出相近的趋势。

（a） RC桩板

（b） ECC桩板

图13 加速度放大系数沿高程曲线

Fig. 13 Curves of acceleration amplification factoralong elevation

3.1.3 不同支护结构加速度响应特性对照

根据试验观察到的宏观现象和监测数据显示，试验中施加的地震动幅值和模型的响应可以通过输入的加速度幅值分为3个阶段，即小震（0.1g）、中震（0.5g）、大震（0.9g）进行对比分析。

图14（a）给出了3个阶段中不同支护结构下边坡的加速度峰值。对于峰值加速度沿高程的分布可以看出，中小震作用下，ECC支护和RC支护结构的加速度响应差距较小，基本保持一致。图14（b）的加速度放大系数分析中也有类似结论。这是因为在中小地震动输入下，支护结构处于弹性响应阶段，ECC和RC具有相近的弹性模量和密度，符合弹性动力学基本理论。但在大震作用下，两者差距逐渐明显，RC桩板支护下的加速度动力响应明显大于ECC桩板支护，图14（b）中除了高程105 cm的点，其他点在RC桩板支护下加速度响应为ECC桩板支护下的1.1~1.3倍，这与支护结构的弹塑性性态有一定关系。在弹塑性阶段，相较于RC材料，ECC材料的滞回曲线更加饱满，在往复运动中能量耗散更大^[

30]。另一方面，ECC桩板支护下边坡的桩顶位移较小，相对于RC桩板支护模型，其边坡整体性更好，边坡坡顶的脱落也相对较少，表层动力效应较弱，坡体内的波动传播相对简单，动力波叠加较小。

（a）峰值加速度

（b）加速度放大系数

图14 加速度响应对比

Fig. 14 Comparison of acceleration response

3.2 土压力动力响应

主要考虑地震动作用下桩板墙后动土压力，地震动土压力是指不考虑静力作用，仅考虑由地震引起的土压力变化^[

31]。每次动力作用前将施振起点的土压力归零，仅测定地震引发的动土压力变化。

3.2.1 动土压力分布

图15给出了RC桩板和ECC桩板支护模型在不同地震动峰值作用下的桩后动土压力峰值分布和大小。动土压力的分布基本可以分为两阶段进行概述。在输入地震动较小，即PGA≤0.5g时，动土压力呈二次函数分布形式，动土压力峰值出现在桩板墙中上部，且随着输入地震动峰值的增大，动土压力峰值也逐渐增大，与现有研究中的动土压力分布形式一致^[

32-34]。同时，随着地震动峰值的增大，支护结构位移增大，动土压力分布曲线的下部变得饱满，动土压力合力作用点逐渐下移。当地震动输入峰值过大，PGA超过0.5g时，动土压力分布形式发生改变，RC支护模型和ECC支护模型的变化情况不一，具体对比见后文分析。总体上表现为：支护结构下部的动土压力快速增大，这与随着输入地震动幅值的增大，滑体出现滑动趋势有关。同时，动土压力分布模式也发生转变，由起初的二次函数单峰值分布逐渐转变为双峰值分布。

（a） RC桩板

（b） ECC桩板

图15 动土压力分布沿高程曲线

Fig. 15 Curves of dynamic earth pressure distributionalong elevation

3.2.2 不同支护结构动土压力响应对照

图16给出了RC桩板和ECC桩板在不同PGA下的动土压力分布曲线。总体而言，ECC支护下桩背的动土压力峰值比RC支护下小，动土压力合力作用点更低。在地震动峰值较小阶段，两者分布模式一致，具体差距体现在动土压力数值上。此阶段中，坡体与支护结构整体性较好，尤其是桩下部，支护结构和坡体相对运动弱，动土压力较小；因ECC桩板的加速度放大系数小于RC桩板，其产生的动土压力也小于RC桩板。在地震动输入峰值超过0.5g时，两者的动土压力分布形式转为双峰值分布形式，在支护结构中上部表现为两个峰值。相对而言，ECC桩板动土压力的峰值点比RC桩板更低。在0.9g峰值加速度作用下，RC桩板与ECC桩板的动土压力分布差异较大。ECC桩板的动土压力分布依旧保持着桩中部和上部双峰值动土压力分布模式，仅在数值上有所增大。RC桩板的动土压力分布转变为上下双峰值分布形式，其数值为ECC桩板的5倍以上。这与输入地震动峰值过大有关，在该地震动作用下，RC桩板出现较大位移，桩土相对运动显著，与于玉贞等^[

35]开展的离心机试验结果一致，动土压力也出现2个峰值的情况，更加接近于ECC桩板。于玉贞等^{[参考文献 35

百度学术}35]采用铝合金矩形截面薄壁管模拟混凝土桩，体现出弹性支护结构特性，证明在相同的PGA作用下ECC桩板相比RC桩板更多地表现为弹性状态，ECC桩板的支护效果比RC桩板好，这与ECC材料具有的抗拉应变硬化特性有关。而RC桩板表现出更多的塑性特性，出现明显的滑动位移，动土压力在滑面位置处异常集中，产生动土压力异常。

（a） PGA=0.1g

（b） PGA=0.5g

（c） PGA=0.9g

图16 土压力分布对比

Fig. 16 Comparison of earth pressure distribution

3.2.3 动土压力分布模式讨论

关于动土压力分布模式的转变和发展做出以下讨论：若不考虑土体滑动趋势，支护结构与土体在地震动下水平运动。按照鞭梢效应，高程越高，动响应越明显。因土体与支护结构动力参数存在差异，根据结构动力学原理可知，高程越高，土体与支护结构之间相对运动越强，动土压力表现为图17（a）所示的考虑动力效应的“上部大、下部小”的分布模式。但因材料特性和地形效应，边坡有一定的下滑趋势，在水平地震动作用下，土体下滑趋势加剧。按照现有研究，下滑的动土压力在支护结构下部可能形成土拱，其动土压力分布模式如图17（b）所示^[

36-37]。而当支护结构位移进一步增大时，土拱效应减弱，按照库伦土压力研究，动土压力分布为三角形模式，分布见图17（c）。

图17 动土压力分布模式

Fig. 17 Dynamic earth pressure distribution model

（a）考虑动力（b）考虑土拱（c）库伦土压力

；

效应的土压力效应的土压力

试验中，当输入地震动较小时，土体下滑趋势有限，桩后动土压力主要受图17（a）所示的动力效应控制，表现为动土压力沿高程增大的趋势，对应着图16（a）中PGA=0.1g状态下的动土压力分布，也与已有研究^[

32-34]结论一致。当输入地震动较大时，土体下滑趋势明显，受动力效应和下滑趋势共同作用，桩后动土压力表现为中上部双峰值的分布模式。当支护结构转动位移有限时，其滑动产生的动土压力分布为图17（b）所示的抛物线形式，二者叠加，表现为图16（b）中PGA=0.5g所示的动土压力。而且，随着输入地震动的增大，双峰值效应越发明显，在ECC桩板和RC桩板的动土压力分布中都表现出相同的特性。在于玉贞等^{[参考文献 35

百度学术}35]开展的离心机试验中也表现出类似的双峰值特性。在后续的地震动输入中，滑动产生的动土压力逐渐向图17（c）所示的库伦土压力转变，滑动面的动土压力快速增大，表现为图16（c）中RC支护下的土压力状态。

可以发现，图16（c）中ECC支护动土压力表现为图17（b）中考虑土拱效应的动土压力分布模式。在PGA=0.9g时，由于ECC支护桩顶位移约为RC支护桩顶位移的一半，位移较小时滑动效应下的动土压力分布如图17（b）所示。同时，从图15（b）中可以看出，当PGA=1.2g时，ECC支护表现为图17（c）所示的滑动土压力分布模式，此时，其桩顶位移与RC支护在0.9g 下的桩顶位移相当。进一步说明了结合动力效应和滑动效应进行动土压力分析具有合理性，且通过考虑桩的位移发展，滑动效应下的动土压力分布在进行转变时得到证明。

由于ECC桩板的材料特性，其加速度放大效应小于RC桩板，在考虑动力效应时，保证了ECC桩板的动土压力数值小于RC桩板。由于其位移控制能力和应变硬化特性，ECC桩板因滑动效应产生的动土压力分布模式由图17（b）转向图17（c）时对应的地震动峰值比RC桩板更大，延迟了滑动面动土压力的激增。

另外，值得说明的是，震动过程中的越顶破坏导致支护结构顶面以上土体被抛出，可能会导致桩顶的动土压力因土体抛出的动力作用出现异常值。如图16（c）中RC支护结构的桩顶动土压力值超过60 kPa。

3.3 桩顶位移响应

支护结构的位移是反映支护结构稳定性的重要评价标准，也是基于性能设计理念中重要的控制指标^[

38]。支护结构位移是地震动和支护结构抗力共同作用的结果。图18为RC桩板在0.3g和0.9g峰值加速度作用下的时程曲线。地震动作用下，桩顶的位移时程表现为与输入一致的正弦波曲线，桩顶位移随着地震动时间的增长而增大，当地震动输入结束后，桩顶残留一定位移。当输入地震动峰值较小时，桩顶位移以弹性位移为主，震后残余位移基本为0，在0.9g地震动作用下，桩顶位移中塑性位移占总位移比例增大，震后产生较大的不可恢复变形。

图18 RC桩顶位移时程

Fig. 18 Displacement time history of RC pile-sheet

其他震动强度下RC桩板和ECC桩板的残余桩顶位移和输入PGA之间的关系曲线如图19所示。在1.0g地震动作用下，RC桩板支护结构彻底崩塌，位移计失去测量能力，图中仅依靠量测来代替该工况的位移，以分析支护结构的变形特性。随着输入PGA的增大，桩顶位移逐渐变大，桩顶残余位移与输入的地震动幅值呈指数分布，分布函数为 $y = A_{1} e^{x / t_{1}} + y_{0}$ ，具体系数见图19。

图19 桩顶残余位移

Fig. 19 Residual displacement of pile-sheet

桩顶残余位移随着输入加速度峰值的增大而增大，这与支护结构的工作性态和坡体材料的抗剪强度降低有关。随着加速度峰值的增大，作用在支护结构上的土压力变大，支护结构性状由弹性发展到弹塑性。可以看出，在输入地震动较小阶段，桩顶残余位移随着加速度峰值的增加增长较慢，而输入地震动较大时桩顶位移变化趋势加剧。当输入地震动较小时，ECC桩板的桩顶残余位移比RC桩板大，这是因为ECC弹性模量比RC小，而此时支护结构基本处于弹性阶段，桩顶位移受弹性模量控制。而当输入地震动超过0.5g后，RC桩板的桩顶残余位移急剧增大，增速远大于ECC桩板，桩顶残余位移是ECC桩板的2倍以上。这与作用在支护结构上的动土压力分布和大小有关，同时，ECC材料的应变硬化特性也能有效控制位移发展，说明在大震作用下ECC桩板具有更好的位移控制能力。

4 结论

基于ECC桩板墙结构和RC桩板墙结构的振动台模型试验，通过对比坡体加速度、桩后动土压力、桩顶位移等物理量的动力响应和大震作用下的破坏模式，得出以下结论：

1）相对于RC桩板墙支护结构，ECC桩板墙具有较好的抗震能力，具体表现为：在较大峰值地震动输入下，ECC桩板墙相对于RC桩板墙变形小；在相同峰值地震动作用下，RC桩板墙出现典型的抗弯破坏，而ECC桩板墙仅出现少量裂缝。

2）ECC桩板墙和RC桩板墙支护的边坡表现出相近的波动特性，主要体现在波速、自振频率和阻尼比上，但ECC桩板模型的地震动响应相对于RC桩板模型更弱，其加速度放大系数更小，动土压力合力更小，动土压力分布合力点更低，更有利于减少支护结构的变形。

3）随着输入地震动峰值加速度的增大，桩板支护结构的动力响应表现出明显的弹性-弹塑性两阶段：弹性阶段，ECC桩板的动力响应与RC桩板差距不大；弹塑性阶段，加速度放大系数的沿高程放大效应增强，土压力分布由单峰值分布转为双峰值分布。桩顶残余位移与输入加速度峰值呈指数关系。

4）当输入地震动较大时，支护结构表现为弹塑性响应阶段，ECC桩板支护下边坡的加速度放大系数为RC桩板支护下的0.77~0.9倍，RC桩板的动土压力峰值为ECC桩板的5倍左右，RC桩板的桩顶残余位移为ECC桩板的2倍。

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