地震條件下樁板式擋墻地震動力響應特性模型試驗研究

地震條件下樁板式擋墻地震動力響應特性模型試驗研究

1厚覆蓋層和基巖邊坡支擋結構的地震動力反應特性樁板墻由加固樁開發(fā)，在我國廣泛應用于路坡的保護和滑坡的處理。目前，對這種結構形式的靜力條件下的地壓進行了多研究，對抗疲勞性能和地震動力響應的研究相對滯后。姚令侃等通過對汶川地震區(qū)路基震害調(diào)查發(fā)現(xiàn),樁板式擋墻在常用支擋結構中的震害相對較輕、抗震性能較優(yōu)。近年來有學者開展過樁板式擋墻地震動力特性的研究工作,但對其地震動力響應特性的認識仍然不夠深入。建設中的云南大理—瑞麗(大瑞)鐵路沿線有大量的基覆邊坡(厚覆蓋層和基巖邊坡),需要采用各種支擋結構進行支護,其中樁板式擋墻與格構式錨桿框架護坡多級組合支護是其主要型式之一。該鐵路位于滇西高烈度地震多發(fā)區(qū),樁板式擋墻等支擋結構的地震動力特性及其抗震性能等,是設計人員關注的重點,也是本文的主要研究內(nèi)容。大型振動臺模型試驗因其能自由選擇和精確再現(xiàn)各種地震波形、按照研究需要可靈活選擇多個振動方向和振動方式、靈活布置各種傳感器、自動和精確地采集試驗數(shù)據(jù)等許多優(yōu)點,并可根據(jù)研究需要隨時調(diào)整試驗方案等,因而是研究邊坡與支擋結構地震動力反應特性的重要手段之一。鑒于此,在相關科研課題的支撐下,利用大型振動臺模型試驗,開展了一系列的支擋結構與邊坡系統(tǒng)的地震動力反應特性的研究。相關研究表明,支擋結構與邊坡地震動力失穩(wěn),主要與地震加速度及其沿墻高分布方式有關,現(xiàn)行的支擋結構抗震設計規(guī)范所采用的擬靜力法,將地震加速度慣性力簡化為擬靜力作用于研究對象上,但不考慮地震荷載沿墻高的放大效應。地震動土壓力的估算是支擋結構抗震設計中的另一個重要項目,與靜力條件下的土壓力一樣,同樣與支擋結構位移模式及位移量有關,基于位移的支擋結構設計方法也主要依靠控制結構的位移進行抗震設計。因此,支擋結構在地震條件下的動土壓力響應特性和動位移響應特性,關系到支擋結構地震動土壓力的準確評價,及其動位移模式的分析研究。本文基于其中的一個模型試驗,研究樁板式擋墻在地震作用下的加速度動力響應、動位移響應和動土壓力響應特性,以及地震動參數(shù)對其動力響應特性的影響等。2模型試驗量表試驗在招商局重慶交通科研設計院有限公司結構動力學國家重點實驗室進行,大型地震模擬振動臺陣系統(tǒng)為德國SCHENCK公司生產(chǎn),主要技術參數(shù)為:臺面尺寸3m×6m(寬×長);最大載重350kN;工作頻段0.1~50.0Hz;最大位移:水平向±150mm;豎向:±100mm;最大速度:水平向:±800mm/s;豎向:±600mm/s;最大加速度:水平和豎向±1g。模型試驗的數(shù)據(jù)采集和分析系統(tǒng)為Dewetron2010動態(tài)測試儀。模型試驗包括模型相似關系設計、模型設計與傳感器布設、相似材料的選取與模型制作和安裝、以及地震波選取及加載制度的確定等工作。2.1模型尺寸相似比采用重力失真模型對模型的相似關系進行設計,并且以幾何尺寸、密度和加速度做為模型試驗的控制量,其相似常數(shù)分別取Cl=8,CP=1,Ca=1,即模型與原型尺寸的相似比為1∶8。按照相似理論和量綱分析方法,確定其余物理量的相似常數(shù)(見表1)。2.2模型及測點布置模型試驗模擬的原型邊坡、巖土類型及其有關物理力學參數(shù)等,詳見文暢平和楊果林的研究。邊坡采用樁板式擋墻與格構式錨桿框架結構二級支護方式,護坡道上方邊坡坡率為1∶1.25。試驗模擬的邊坡高度為12m,其中樁板式擋墻、格構式框架護坡各6m。根據(jù)表1中的模型相似關系,模型邊坡尺寸設計為150cm×150cm(高×寬),邊坡坡率1∶1.25。邊坡模型及測點位置見圖1,樁板式擋墻見圖2,格構式框架見圖3。模型試驗所用的剛性模型箱,其制作材料、方法、內(nèi)空尺寸及邊界處理方法等,詳見文暢平和楊果林的研究。模型箱的邊界處理為:模型箱底板處理成摩擦邊界;垂直于激振方向的模型箱內(nèi)側壁處理成柔性邊界;平行于激振方向的模型箱兩側壁處理成滑動邊界。本文只分析樁板式擋墻的地震動力特性,因而在圖1中只給出樁板墻上的傳感器。所有傳感器沿模型邊坡中軸線縱剖面布設:在擋墻墻腳、墻中和墻頂布置3個水平向加速度計,編號分別為AH1~AH3。墻腳加速度計距基座頂面5cm。在擋墻墻腳和墻頂處分別設置水平向動位移計,編號分別為DH1,DH2,距墻腳和墻頂距離分別為5cm。墻背底、中和上部等處分別設置動土壓力計,編號分別為F1~F3,距底部和上部距離均為6cm。另外在臺面、基座底面和頂面分別布設3個水平向和3個豎向加速度計,編號分別為AH–1~AH–3以及AV–1~AV–3。傳感器型號說明見表2。2.3擋墻基礎模型模型土石料采用原型材料,但考慮其最大粒徑的相似關系,控制試驗土石混合料最大粒徑不大于2cm,土石質量比為4∶6。通過土工試驗得到有關參數(shù)為:Pdmax=2.18g/cm3,wopt=5.34%,c=6.2kPa,φ=34°。模型底座和基巖采用強度等級為C25的混凝土現(xiàn)澆,并將錨桿按設計位置預埋基巖混凝土中。支擋結構采用加氣微?；炷令A制,其設計抗壓強度為5MPa,鋼筋和錨桿采用直徑4mm的鍍鋅鐵絲。模型制作時,首先將預制好的樁板式擋墻安放于基座預留凹槽內(nèi),空隙部分以碎石土填充并夯實,在墻背和模型箱側壁標注預埋動土壓力計的位置,然后在圓弧面混凝土基巖上,填筑模型土。模型土的填筑壓實度為90%,分層填筑壓實,每層松鋪厚度小于30cm。加速度計采用502膠與擋墻黏接固定。動位移計固定在支架上,支架采用100mm的槽鋼與模型箱進行焊接。動土壓力計直接埋入邊坡填土中,在其與填土接觸面撒一薄層均勻細河沙,并將傳感器導線穿入塑料軟管之中,然后將周圍填土壓實。邊坡模型裝配完成后,總重力最大不超過300kN,小于振動臺標準荷重,模型邊坡全貌見圖4。2.4動力特性分析試驗過程模型試驗選用汶川波、大瑞波和Kobe波作為振動臺的輸入波,時間壓縮比均為2.83。其中大瑞波是根據(jù)大瑞鐵路沿線地區(qū)的土層特性構造的人工合成地震波。圖5~7分別汶川波、大瑞波和Kobe波的加速度時程曲線及其傅氏譜。汶川波傅氏譜頻率范圍最寬,Kobe波的傅氏譜頻率范圍最小,大瑞人工合成波的頻率范圍居中。汶川波采用X向單向、Z向單向和XZ雙向(由X和Z向合成)3種方式加載,代號分別為:WC_X,WC_Z和WC_XZ。激振方向X和Z向見圖1所示。大瑞人工波和Kobe波都采用XZ雙向一種方式加載,代號分別為DR_XZ和K_XZ。試驗研究的地震烈度為VII~X,根據(jù)相關規(guī)范,將相應的加速度峰值調(diào)整為0.1g,0.2g,0.4g和0.6g。當X向加載時,按上述加速度峰值逐級加載;當Z向加載時,考慮到豎向地震較少與水平向地震同時達到加速度峰值,因而按X向加速度峰值的2/3折減后逐級進行加載。試驗開始前和結束后,以及試驗過程中輸入臺面的X向加速度峰值改變時,都進行時間長度不小于48s的高斯平穩(wěn)白噪聲(代號為WN_XZ)激振的微震試驗,以觀察模型的動力特性變化情況。試驗除白噪聲外共20個工況,具體加載制度見表3。3試驗結果與分析3.1加速度響應結果采用加速度響應峰值和加速度放大系數(shù)2個指標,對模型加速度動力響應特性進行分析。加速度放大系數(shù)的計算控制點為臺面加速度傳感器響應峰值:X向單向激振時,加速度放大系數(shù)為測點加速度響應峰值與臺面測點X向響應峰值的比值;Z向單向激振時,加速度放大系數(shù)為測點加速度響應峰值與臺面測點Z向響應峰值的比值;XZ雙向激振時,X,Z向加速度放大系數(shù)分別為測點與臺面X,Z向響應峰值實測值的比值。圖8給出了測點AH1分別在汶川波X,Z向和XZ雙向、大瑞波XZ雙向和Kobe波XZ雙向激振下,激振加速度峰值為0.4g時的加速度響應時程曲線。各加載工況下,加速度放大系數(shù)沿墻高分布情況見圖9,加速度放大系數(shù)沿墻高呈現(xiàn)出非線性增大的特征。(1)各測點加速度放大系數(shù),在汶川波X向單向激振時為1.016~1.671;Z向單向激振時為0.180~1.768,僅在激振加速度峰值為0.4g時樁頂放大,放大系數(shù)為1.768;XZ雙向激振時為0.756~2.015;大瑞波XZ雙向激振時為0.778~1.298;Kobe波XZ雙向激振時為0.887~1.718。(2)汶川波各加載工況下,XZ雙向激振時,樁上各測點加速度放大系數(shù)是X向單向激振時的0.88~1.11倍,較為接近,是Z向單向激振時的1.05~5.53倍。上述試驗結果說明:汶川波XZ雙向激振時,樁板墻加速度動力響應峰值稍大于X向單向激振,而Z向單向激振時加速度響應峰值最小。擋墻主要由于水平向地震波的作用產(chǎn)生加速度動力響應。(3)大瑞波XZ雙向激振時,各測點的加速度放大系數(shù)是汶川波XZ雙向激振時的0.63~0.96,是汶川波X向激振時的0.59~0.96倍,說明大瑞波XZ雙向激振時,擋墻加速度動力響應峰值小于汶川波XZ雙向和X向激振。(4)Kobe波XZ雙向激振時,各測點加速度放大系數(shù)是汶川波XZ雙向激振時的0.79~0.98,是汶川波X向激振時的0.78~1.03倍,是大瑞波XZ雙向激振時的1.03~1.48。說明Kobe波XZ雙向激振時,擋墻加速度動力響應峰值小于汶川波XZ雙向激振,且總體上小于汶川波X向激振,大于大瑞波XZ雙向激振。從上述分析可以得出:擋墻的加速度放大效應與地震波類型、激振方向以及測點位置有關。(5)當激振加速度峰值不大于0.4g(即地震烈度不大于9度)時,汶川波X向、大瑞波XZ雙向和Kobe波XZ雙向激振所產(chǎn)生的加速度放大倍數(shù)的平均值基本相同,為1.17左右,而汶川波XZ雙向激振加速度放大系數(shù)平均值為1.30。因此在采用擬靜力法確定地震荷載時,擬靜力地震系數(shù)的放大系數(shù)可取1.20~1.30。3.2激振加速度時程根據(jù)試驗模型中的動位移計與擋墻的相對位置,確定位移方向為:向著土體方向移動的位移為“+”,離開土體向外側移動的位移為“-”。以動位移響應峰值和永久位移值,研究樁板式擋墻水平向動位移響應特性。永久位移值是指各加載工況后,擋墻所產(chǎn)生的實際位移值。圖10給出了測點DH1分別在汶川波X,Z向和XZ雙向、大瑞波XZ雙向和Kobe波XZ雙向激振下,激振加速度峰值為0.4g時動位移響應時程曲線。各加載工況下,樁板式擋墻的動位移響應峰值隨激振加速度峰值的增大而增加(見圖11)。地震動位移響應特性及動位移模式分析如下:(1)汶川波X向激振,且激振加速度峰值不大于0.4g時,各測點的永久位移值為負值,墻頂永久位移與墻底接近,表明墻體在水平方向離開土體方向平移的動位移模式,轉動量較小;當激振加速度峰值為0.6g時,墻體永久位移值為正值,表明此時墻體產(chǎn)生擠向土體方向平移的動位移模式。(2)汶川波Z向激振時,各測點的永久位移值小于X向激振,樁頂永久位移值接近0。說明樁板墻水平方向的動位移主要由水平向地震波所產(chǎn)生。(3)汶川波XZ雙向激振時,樁板墻主要產(chǎn)生負永久位移值,樁頂?shù)挠谰梦灰浦蹬c樁底接近,說明支擋結構產(chǎn)生離開土體向外側平移的動位移模式。(4)大瑞波XZ雙向激振時,樁板墻主要產(chǎn)生負永久位移值,樁頂?shù)挠谰梦灰浦蹬c樁底接近,說明支擋結構產(chǎn)生離開土體向外側平移的動位移模式。這與汶川波XZ雙向激振時相同。(5)Kobe波XZ雙向激振時,擋墻動位移響應峰值小于大瑞波和汶川波,且樁頂永久位移值接近0。3.3墻高分布特性地震動土壓力是指不考慮靜力作用、由地震引起的增加的土壓力。圖12給出了測點F2分別在汶川波X,Z向和XZ雙向、大瑞波XZ雙向和Kobe波XZ雙向激振下,水平向、豎向激振加速度峰值分別為0.4g和0.267g時的動土壓力響應時程曲線。動土壓力響應峰值沿墻高分布特性見圖13。(1)在汶川波X,Z向和XZ雙向,以及大瑞波XZ雙向和Kobe波XZ雙向激振下,各測點動土壓力響應峰值都隨激振加速度峰值的增大而增大。(2)汶川波Z向單向激振時,動土壓力峰值小于X向單向激振時的0.55倍(個別測點除外)。汶川波XZ雙向激振時的動土壓力響應峰值總體上稍大于X向激振,且并不是X向和Z向激振時的疊加,說明動土壓力主要由水平向地震波所產(chǎn)生,以水平向地震作用計算動土壓力是能滿足設計要求的。(3)在3種地震波激振下,動土壓力響應特性一致,即動土壓力響應峰值沿墻高分布呈現(xiàn)出兩頭小中間大的非線性分布特征。目前工程實踐中采用線性分布來計算地震土壓力,非線性分布方式將對土壓力合力作用點位置的確定產(chǎn)生影響。4地震荷載放大系數(shù)的確定方法(1)樁板式擋墻加速度動力響應主要由于水平向地震波的作用而產(chǎn)生,其響應峰值相對于激振加速度峰值產(chǎn)生放大效應,這種放大效應與地震波類型及其作用方式等有關,且呈現(xiàn)出