不同傾角下重力式擋墻地震響應特性試驗研究

不同傾角下重力式擋墻地震響應特性試驗研究

與錨桿框架結構形式的相互作用在地震的作用下，滑動斜坡和支臂的結構形成了一個復雜的非線性系統(tǒng)。現(xiàn)在，各種方法已經(jīng)研究了這種動態(tài)反應特性。作為一種易于在試驗中操作控制的動力模型試驗方法,大型振動臺模型試驗是研究支擋結構與邊坡系統(tǒng)地震動力反應特性的重要手段,在加筋土擋墻、土釘、樁板式擋墻及重力式擋墻等與邊坡系統(tǒng)的地震反應性狀研究領域中有著廣泛的應用[2~5],但目前在多級組合支擋結構與邊坡的地震動力反應特性的研究中還較少涉及。近年來,有學者開展了這方面的研究工作,取得了有價值的研究成果,如文暢平等通過大型振動臺模型試驗[6~8],研究了與錨桿框架結構二級支護邊坡中重力式擋墻、樁板式擋墻的地震動位移模式及地震動力響應特性等;葉海林等通過大型振動臺模型試驗,研究了抗滑樁與三級預應力錨索支護巖質(zhì)邊坡的地震動力響應特性等。但這方面的研究還處在探索階段,需要進一步深入研究。本文在相關科研課題的支撐下,以云南大理至瑞麗鐵路(簡稱大瑞鐵路)沿線支擋結構抗震性能為研究背景,重點研究多級支護條件下重力式擋墻的地震動力響應特性。處于云南滇西高烈度地震多發(fā)區(qū)的大瑞鐵路,沿線大量的厚覆蓋層和順層巖質(zhì)基巖邊坡需要采用各種支擋結構進行支護,其中重力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。課題組根據(jù)順層巖石傾角20°,30°和40°,設計并完成了3個相似比尺為1∶8的厚覆蓋層與順層巖石邊坡模型,通過3個大型振動臺模型試驗,對比研究了多級支護條件下,不同巖層傾角邊坡中的重力式擋墻在汶川波地震作用下的加速度、動位移、動土壓力等的響應特性和規(guī)律,以指導大瑞鐵路沿線支擋結構抗震設計,并為相關類型支擋結構與邊坡系統(tǒng)地震動力反應特性的研究奠定基礎。1主要技術參數(shù)大型振動臺模型試驗在重慶交通科研設計院結構動力學國家重點實驗室進行,地震模擬振動臺為德國SCHENCK公司生產(chǎn),由一個固定臺和一個移動臺組成的大型高性能三軸向六自由度寬頻域地震模擬臺陣系統(tǒng),其主要技術參數(shù)見文獻[6~8]。試驗數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)為Dewetron2010動態(tài)測試儀。1.1相似常數(shù)的選取采用重力失真模型和量綱分析方法對模型的相似關系進行設計[11~13],并且以幾何尺寸、密度和加速度做為控制量,其相似常數(shù)分別取Cl=8,Cρ=1,Ca=1。其余物理量的相似常數(shù)見文獻表1。1.2模型結構及傳感器布置根據(jù)大瑞鐵路DK10+880~DK10+930段邊坡確定本模型試驗的原型邊坡。本試驗模擬的邊坡高度為12m,其中擋墻、護坡各6m。模型邊坡尺寸設計為150cm(高)×150cm(寬),邊坡坡率1∶1.25。3個模型中的巖層傾角α分別為20°,30°和40°,其支擋結構都為重力式擋墻+格構式錨桿框架結構二級支護。3個邊坡模型見圖1,格構式框架見圖2。試驗采用剛性模型箱,內(nèi)空尺寸為340cm×150cm×210cm(長×寬×高),其邊界處理見文獻。模型設置加速度、動位移和動土壓力等傳感器,其型號及參數(shù)說明見文獻表2。所有傳感器沿模型邊坡中軸線縱剖面布設,重力式擋墻各測點傳感器布設說明如下:(1)在墻腳、墻中和墻頂布置水平向加速度傳感器;(2)在擋墻墻面的墻腳和墻頂處設置水平向動位移傳感器;(3)在墻背底、中和上部分別設置動土壓力傳感器。所有傳感器按類別分別進行編號,墻腳測點距基座頂面5cm。此外,在填土內(nèi)也設置了加速度傳感器以進行模態(tài)參數(shù)分析。1.3模型參數(shù)的驗算模型試驗采用邊坡巖土原型材料,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(zhì)量比為4∶6。通過土工試驗得到有關參數(shù)為:最大干密度ρdmax=2.18g·cm-3,最佳含水量wopt=5.34%,粘聚力c=6.2kPa,內(nèi)摩擦角φ=34°。模型底座和基巖采用C25號混凝土,支擋結構和邊坡巖層采用加氣微?；炷?設計抗壓強度為5MPa,鋼筋和錨桿采用直徑4mm的鍍鋅鐵絲。支擋結構尺寸分別見圖1和2。邊坡模型裝配完成后,總重量最大不超過300kN,小于振動臺標準荷重,模型全貌見圖3。1.4地震烈度試驗和加速度試驗采用汶川波作為振動臺的輸入地震波,時間壓縮比為2.83,分別采用水平向(X向)、豎向(Z向)和水平豎直雙向(XZ向)(由X向和Z向合成)三種方式加載,代號分別為:WC-X、WC-Z和WC-XZ。激振方向X向和Z向見圖1所示。汶川波加速度時程曲線及傅氏譜分別見圖4和5。試驗研究的地震烈度為VII~X,根據(jù)相關規(guī)范[14~16],將相應的加速度峰值調(diào)整為:0.1g,0.2g,0.4g和0.6g。試驗在此基礎上增加了0.8g和1.0g兩種工況。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。除白噪聲外,共18個加載工況,具體加載制度見文獻表3。2試驗結果與分析2.1模型測試結果采用加速度響應峰值和加速度響應峰值放大系數(shù)(記為PGAA)2個指標,對重力式擋墻加速度動力響應特性進行分析。分析以臺面加速度傳感器響應峰值作為控制點,并且對PGAA做如下規(guī)定:X向單向激振時,PGAA為測點與臺面X向響應峰值的比值;Z向單向激振時,PGAA為測點與臺面Z向響應峰值的比值;XZ雙向激振時,X向PGAA為測點與臺面X向響應峰值的比值,Z向PGAA為測點與臺面Z向響應峰值的比值。以汶川波XZ雙向激振、水平向激振加速度峰值0.4g為例,三組模型試驗擋墻各測點水平向PGAA沿墻高分布情況見圖6。(1)汶川波XZ雙向激振時,擋墻加速度動力響應峰值最大,X向激振時次之,Z向激振時最小。說明擋墻加速度動力反應主要受水平向地震波的影響,不受順層巖石傾角的影響。(2)PGAA沿擋墻高度分布特性受順層巖石傾角的影響顯著。巖層傾角α=20°時各加載工況下,PGAA沿墻高呈現(xiàn)出近似線性增大的特征;巖層傾角α=30°時PGAA沿墻高呈現(xiàn)出非線性增大的特征;巖層傾角α=40°時PGAA沿墻高呈現(xiàn)出顯著的非線性增大的特征。(3)巖層傾角α為20°和30°時的PGAA比較接近,而α為40°時的PGAA稍大,說明巖層傾角對PGAA值的影響較小。三個模型試驗中,當激振加速度峰值不大于0.4g時,每個加載工況PGAA平均值為1.05~1.30。因此,當?shù)卣鹆叶炔淮笥?度時,重力式擋墻水平向地震荷載擬靜力值的放大系數(shù)可取1.05~1.30。(4)根據(jù)3個模型坡體內(nèi)各測點模態(tài)參數(shù)的均值進行對比分析。各工況白噪聲激勵后模型X向振動的第一階模態(tài)參數(shù)變化規(guī)律見圖7和8。模態(tài)參數(shù)總的變化趨勢是:模型自振頻率逐漸降低,阻尼比逐漸增大,說明邊坡土體隨激振加速度峰值增大逐漸軟化。巖層傾角對模態(tài)參數(shù)影響較小。2.2擋墻動位移模式根據(jù)動位移傳感器與支擋結構的相對位置,確定位移方向為:向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,研究重力式擋墻水平向動位移響應特性。以汶川波XZ雙向激振、墻頂測點為例,動位移響應峰值隨激振加速度峰值變化情況,見圖9。(1)汶川波Z向激振下,各測點的動位移響應峰值很小。因此可以認為,重力式擋墻水平方向的位移是由水平向地震波所產(chǎn)生。(2)汶川波X向激振下,擋墻動位移響應與巖層傾角基本無關,只是總體上隨激振加速度峰值的增大而增大。XZ雙向激振下,且激振加速度峰值小于0.6g時,擋墻動位移響應與巖層傾角無關,隨激振加速度峰值的增大而增大。(3)通過測點永久位移值分析擋墻動位移模式。擋墻動位移模式不受巖層傾角的影響。汶川波X向、XZ雙向激振下,擋墻動位移模式為離開土體向邊坡外側平移與繞墻趾向土體外側轉動的耦合。2.3最大加速度法確定動土壓力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。以汶川波XZ雙向激振為例,三個模型試驗動土壓力響應峰值沿墻高分布規(guī)律,分別見圖10,11和12。(1)各測點動土壓力響應峰值總體上隨激振加速度峰值的增大而增大。汶川波X向或Z向激振下都會產(chǎn)生動土壓力,但X向激振所產(chǎn)生的動土壓力響應峰值大于Z向激振。(2)激振方式和巖層傾角對動土壓力響應峰值影響較大。汶川波X向激振,巖層傾角α=20°時所產(chǎn)生的動土壓力響應峰值最大;汶川波Z向激振時,α=40°時所產(chǎn)生的動土壓力響應峰值最大。XZ雙向激振時,α=20°墻底動土壓力響應峰值最大,α=30°墻底動土壓力響應峰值最小;當水平向激振加速度峰值AXmax≥0.6g時,α=20°的墻中和墻頂?shù)膭油翂毫憫逯底钚　?3)巖層傾角對動土壓力分布特性影響較大。α=20°且AXmax不大于0.2g時,動土壓力響應峰值沿墻高呈現(xiàn)出上大下小的倒三角形分布,當AXmax≥0.2g時動土壓力響應峰值沿墻高呈現(xiàn)出上小下大的非線性分布形式。α=30°時,AXmax不大于0.2g(豎向激振加速度峰值AZmax≤0.133g)時,動土壓力響應峰值沿墻高變化較小,當AXmax≥0.4g(AZmax≥0.267g)時,動土壓力響應峰值沿墻高呈現(xiàn)出上小下大的非線性分布形式。α=40°時,呈現(xiàn)出與α=20°時相似的特征。(4)根據(jù)規(guī)范法和Mononobe-Okabe公式(M-O法)計算地震動土壓力值,并且與實測值對比發(fā)現(xiàn),M-O法計算值最大,實測值次之,規(guī)范法最小。當激振加速度峰值不大于0.4g時,三者相差較小;而當激振加速度峰值不小于0.6g時,實測值與規(guī)范法、M-O法計算值相差較大。由于規(guī)范法在墻高不大于12m時不考慮水平地震慣性力沿墻高的放大效應,故而導致計算結果小于試驗值。(5)當?shù)卣饎臃逯导铀俣炔淮笥?.4g時,若水平地震作用沿墻高增大系數(shù)采用1.10時,按規(guī)范法計算的動土壓力值稍大于實測值。當?shù)卣饎臃逯导铀俣炔恍∮?.6g時,若水平地震作用沿墻高增大系數(shù)采用1.15時,按規(guī)范法計算的動土壓力值與實測值接近,采用1.30時則與M-O法的計算結果接近。這與2.1節(jié)PGAA平均值為1.05~1.30相吻合。3激振加速度下重力式擋墻與錨桿框架結構組合結構的動土壓力響應本文設計并完成了3個1∶8比尺的厚覆蓋層與順層巖石邊坡的大型振動臺模型試驗,對比分析了不同巖層傾角條件下,二級支護邊坡模型中重力式擋墻在汶川波不同激振加速度峰值、不同激振方式下的動力響應特性,主要結論如下:(1)重力式擋墻主要受水平向地震波作用的影響,產(chǎn)生水平向加速度動力反應。順層巖石傾角對擋墻水平向加速度放大系數(shù)沿墻高分布特性的影響顯著,但對擋墻水平向加速度放大系數(shù)值的影響較小,當激振加速度峰值不大于0.4g時,每個加載工況水平向加速度放大系數(shù)平均值為1.05~1.30。因此,當?shù)卣鹆叶炔淮笥?度時,重力式擋墻水平向地震荷載擬靜力值的放大系數(shù)可取1.05~1.30。(2)重力式擋墻水平向位移主要由水平向地震波的作用所產(chǎn)生。順層巖石傾角、地震波作用方式等,對擋墻的動位移響應特性、動位移模式等的影響較小。重力式擋墻的動位移模式為離開土體向邊坡外側平移與繞墻趾向土體外側轉動的耦合。(3)水平向和豎向地震波作用下都會產(chǎn)生動土壓力,但水平向地震波作用所產(chǎn)生的動土壓力響應峰值大于豎向地震波。地震波作用方式和順層巖石傾角等,對動土壓力響應峰值、及其沿墻高分布特性等的影響較大。在不同的巖層傾角和激振