地震条件下桩板式挡墙地震动力响应特性模型试验研究

地震条件下桩板式挡墙地震动力响应特性模型试验研究

1厚覆盖层和基岩边坡支挡结构的地震动力反应特性桩板墙由加固桩开发，在我国广泛应用于路坡的保护和滑坡的处理。目前，对这种结构形式的静力条件下的地压进行了多研究，对抗疲劳性能和地震动力响应的研究相对滞后。姚令侃等通过对汶川地震区路基震害调查发现,桩板式挡墙在常用支挡结构中的震害相对较轻、抗震性能较优。近年来有学者开展过桩板式挡墙地震动力特性的研究工作,但对其地震动力响应特性的认识仍然不够深入。建设中的云南大理—瑞丽(大瑞)铁路沿线有大量的基覆边坡(厚覆盖层和基岩边坡),需要采用各种支挡结构进行支护,其中桩板式挡墙与格构式锚杆框架护坡多级组合支护是其主要型式之一。该铁路位于滇西高烈度地震多发区,桩板式挡墙等支挡结构的地震动力特性及其抗震性能等,是设计人员关注的重点,也是本文的主要研究内容。大型振动台模型试验因其能自由选择和精确再现各种地震波形、按照研究需要可灵活选择多个振动方向和振动方式、灵活布置各种传感器、自动和精确地采集试验数据等许多优点,并可根据研究需要随时调整试验方案等,因而是研究边坡与支挡结构地震动力反应特性的重要手段之一。鉴于此,在相关科研课题的支撑下,利用大型振动台模型试验,开展了一系列的支挡结构与边坡系统的地震动力反应特性的研究。相关研究表明,支挡结构与边坡地震动力失稳,主要与地震加速度及其沿墙高分布方式有关,现行的支挡结构抗震设计规范所采用的拟静力法,将地震加速度惯性力简化为拟静力作用于研究对象上,但不考虑地震荷载沿墙高的放大效应。地震动土压力的估算是支挡结构抗震设计中的另一个重要项目,与静力条件下的土压力一样,同样与支挡结构位移模式及位移量有关,基于位移的支挡结构设计方法也主要依靠控制结构的位移进行抗震设计。因此,支挡结构在地震条件下的动土压力响应特性和动位移响应特性,关系到支挡结构地震动土压力的准确评价,及其动位移模式的分析研究。本文基于其中的一个模型试验,研究桩板式挡墙在地震作用下的加速度动力响应、动位移响应和动土压力响应特性,以及地震动参数对其动力响应特性的影响等。2模型试验量表试验在招商局重庆交通科研设计院有限公司结构动力学国家重点实验室进行,大型地震模拟振动台阵系统为德国SCHENCK公司生产,主要技术参数为:台面尺寸3m×6m(宽×长);最大载重350kN;工作频段0.1~50.0Hz;最大位移:水平向±150mm;竖向:±100mm;最大速度:水平向:±800mm/s;竖向:±600mm/s;最大加速度:水平和竖向±1g。模型试验的数据采集和分析系统为Dewetron2010动态测试仪。模型试验包括模型相似关系设计、模型设计与传感器布设、相似材料的选取与模型制作和安装、以及地震波选取及加载制度的确定等工作。2.1模型尺寸相似比采用重力失真模型对模型的相似关系进行设计,并且以几何尺寸、密度和加速度做为模型试验的控制量,其相似常数分别取Cl=8,CP=1,Ca=1,即模型与原型尺寸的相似比为1∶8。按照相似理论和量纲分析方法,确定其余物理量的相似常数(见表1)。2.2模型及测点布置模型试验模拟的原型边坡、岩土类型及其有关物理力学参数等,详见文畅平和杨果林的研究。边坡采用桩板式挡墙与格构式锚杆框架结构二级支护方式,护坡道上方边坡坡率为1∶1.25。试验模拟的边坡高度为12m,其中桩板式挡墙、格构式框架护坡各6m。根据表1中的模型相似关系,模型边坡尺寸设计为150cm×150cm(高×宽),边坡坡率1∶1.25。边坡模型及测点位置见图1,桩板式挡墙见图2,格构式框架见图3。模型试验所用的刚性模型箱,其制作材料、方法、内空尺寸及边界处理方法等,详见文畅平和杨果林的研究。模型箱的边界处理为:模型箱底板处理成摩擦边界;垂直于激振方向的模型箱内侧壁处理成柔性边界;平行于激振方向的模型箱两侧壁处理成滑动边界。本文只分析桩板式挡墙的地震动力特性,因而在图1中只给出桩板墙上的传感器。所有传感器沿模型边坡中轴线纵剖面布设:在挡墙墙脚、墙中和墙顶布置3个水平向加速度计,编号分别为AH1~AH3。墙脚加速度计距基座顶面5cm。在挡墙墙脚和墙顶处分别设置水平向动位移计,编号分别为DH1,DH2,距墙脚和墙顶距离分别为5cm。墙背底、中和上部等处分别设置动土压力计,编号分别为F1~F3,距底部和上部距离均为6cm。另外在台面、基座底面和顶面分别布设3个水平向和3个竖向加速度计,编号分别为AH–1~AH–3以及AV–1~AV–3。传感器型号说明见表2。2.3挡墙基础模型模型土石料采用原型材料,但考虑其最大粒径的相似关系,控制试验土石混合料最大粒径不大于2cm,土石质量比为4∶6。通过土工试验得到有关参数为:Pdmax=2.18g/cm3,wopt=5.34%,c=6.2kPa,φ=34°。模型底座和基岩采用强度等级为C25的混凝土现浇,并将锚杆按设计位置预埋基岩混凝土中。支挡结构采用加气微粒混凝土预制,其设计抗压强度为5MPa,钢筋和锚杆采用直径4mm的镀锌铁丝。模型制作时,首先将预制好的桩板式挡墙安放于基座预留凹槽内,空隙部分以碎石土填充并夯实,在墙背和模型箱侧壁标注预埋动土压力计的位置,然后在圆弧面混凝土基岩上,填筑模型土。模型土的填筑压实度为90%,分层填筑压实,每层松铺厚度小于30cm。加速度计采用502胶与挡墙黏接固定。动位移计固定在支架上,支架采用100mm的槽钢与模型箱进行焊接。动土压力计直接埋入边坡填土中,在其与填土接触面撒一薄层均匀细河沙,并将传感器导线穿入塑料软管之中,然后将周围填土压实。边坡模型装配完成后,总重力最大不超过300kN,小于振动台标准荷重,模型边坡全貌见图4。2.4动力特性分析试验过程模型试验选用汶川波、大瑞波和Kobe波作为振动台的输入波,时间压缩比均为2.83。其中大瑞波是根据大瑞铁路沿线地区的土层特性构造的人工合成地震波。图5~7分别汶川波、大瑞波和Kobe波的加速度时程曲线及其傅氏谱。汶川波傅氏谱频率范围最宽,Kobe波的傅氏谱频率范围最小,大瑞人工合成波的频率范围居中。汶川波采用X向单向、Z向单向和XZ双向(由X和Z向合成)3种方式加载,代号分别为:WC_X,WC_Z和WC_XZ。激振方向X和Z向见图1所示。大瑞人工波和Kobe波都采用XZ双向一种方式加载,代号分别为DR_XZ和K_XZ。试验研究的地震烈度为VII~X,根据相关规范,将相应的加速度峰值调整为0.1g,0.2g,0.4g和0.6g。当X向加载时,按上述加速度峰值逐级加载;当Z向加载时,考虑到竖向地震较少与水平向地震同时达到加速度峰值,因而按X向加速度峰值的2/3折减后逐级进行加载。试验开始前和结束后,以及试验过程中输入台面的X向加速度峰值改变时,都进行时间长度不小于48s的高斯平稳白噪声(代号为WN_XZ)激振的微震试验,以观察模型的动力特性变化情况。试验除白噪声外共20个工况,具体加载制度见表3。3试验结果与分析3.1加速度响应结果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。加速度放大系数的计算控制点为台面加速度传感器响应峰值:X向单向激振时,加速度放大系数为测点加速度响应峰值与台面测点X向响应峰值的比值;Z向单向激振时,加速度放大系数为测点加速度响应峰值与台面测点Z向响应峰值的比值;XZ双向激振时,X,Z向加速度放大系数分别为测点与台面X,Z向响应峰值实测值的比值。图8给出了测点AH1分别在汶川波X,Z向和XZ双向、大瑞波XZ双向和Kobe波XZ双向激振下,激振加速度峰值为0.4g时的加速度响应时程曲线。各加载工况下,加速度放大系数沿墙高分布情况见图9,加速度放大系数沿墙高呈现出非线性增大的特征。(1)各测点加速度放大系数,在汶川波X向单向激振时为1.016~1.671;Z向单向激振时为0.180~1.768,仅在激振加速度峰值为0.4g时桩顶放大,放大系数为1.768;XZ双向激振时为0.756~2.015;大瑞波XZ双向激振时为0.778~1.298;Kobe波XZ双向激振时为0.887~1.718。(2)汶川波各加载工况下,XZ双向激振时,桩上各测点加速度放大系数是X向单向激振时的0.88~1.11倍,较为接近,是Z向单向激振时的1.05~5.53倍。上述试验结果说明:汶川波XZ双向激振时,桩板墙加速度动力响应峰值稍大于X向单向激振,而Z向单向激振时加速度响应峰值最小。挡墙主要由于水平向地震波的作用产生加速度动力响应。(3)大瑞波XZ双向激振时,各测点的加速度放大系数是汶川波XZ双向激振时的0.63~0.96,是汶川波X向激振时的0.59~0.96倍,说明大瑞波XZ双向激振时,挡墙加速度动力响应峰值小于汶川波XZ双向和X向激振。(4)Kobe波XZ双向激振时,各测点加速度放大系数是汶川波XZ双向激振时的0.79~0.98,是汶川波X向激振时的0.78~1.03倍,是大瑞波XZ双向激振时的1.03~1.48。说明Kobe波XZ双向激振时,挡墙加速度动力响应峰值小于汶川波XZ双向激振,且总体上小于汶川波X向激振,大于大瑞波XZ双向激振。从上述分析可以得出:挡墙的加速度放大效应与地震波类型、激振方向以及测点位置有关。(5)当激振加速度峰值不大于0.4g(即地震烈度不大于9度)时,汶川波X向、大瑞波XZ双向和Kobe波XZ双向激振所产生的加速度放大倍数的平均值基本相同,为1.17左右,而汶川波XZ双向激振加速度放大系数平均值为1.30。因此在采用拟静力法确定地震荷载时,拟静力地震系数的放大系数可取1.20~1.30。3.2激振加速度时程根据试验模型中的动位移计与挡墙的相对位置,确定位移方向为:向着土体方向移动的位移为“+”,离开土体向外侧移动的位移为“-”。以动位移响应峰值和永久位移值,研究桩板式挡墙水平向动位移响应特性。永久位移值是指各加载工况后,挡墙所产生的实际位移值。图10给出了测点DH1分别在汶川波X,Z向和XZ双向、大瑞波XZ双向和Kobe波XZ双向激振下,激振加速度峰值为0.4g时动位移响应时程曲线。各加载工况下,桩板式挡墙的动位移响应峰值随激振加速度峰值的增大而增加(见图11)。地震动位移响应特性及动位移模式分析如下:(1)汶川波X向激振,且激振加速度峰值不大于0.4g时,各测点的永久位移值为负值,墙顶永久位移与墙底接近,表明墙体在水平方向离开土体方向平移的动位移模式,转动量较小;当激振加速度峰值为0.6g时,墙体永久位移值为正值,表明此时墙体产生挤向土体方向平移的动位移模式。(2)汶川波Z向激振时,各测点的永久位移值小于X向激振,桩顶永久位移值接近0。说明桩板墙水平方向的动位移主要由水平向地震波所产生。(3)汶川波XZ双向激振时,桩板墙主要产生负永久位移值,桩顶的永久位移值与桩底接近,说明支挡结构产生离开土体向外侧平移的动位移模式。(4)大瑞波XZ双向激振时,桩板墙主要产生负永久位移值,桩顶的永久位移值与桩底接近,说明支挡结构产生离开土体向外侧平移的动位移模式。这与汶川波XZ双向激振时相同。(5)Kobe波XZ双向激振时,挡墙动位移响应峰值小于大瑞波和汶川波,且桩顶永久位移值接近0。3.3墙高分布特性地震动土压力是指不考虑静力作用、由地震引起的增加的土压力。图12给出了测点F2分别在汶川波X,Z向和XZ双向、大瑞波XZ双向和Kobe波XZ双向激振下,水平向、竖向激振加速度峰值分别为0.4g和0.267g时的动土压力响应时程曲线。动土压力响应峰值沿墙高分布特性见图13。(1)在汶川波X,Z向和XZ双向,以及大瑞波XZ双向和Kobe波XZ双向激振下,各测点动土压力响应峰值都随激振加速度峰值的增大而增大。(2)汶川波Z向单向激振时,动土压力峰值小于X向单向激振时的0.55倍(个别测点除外)。汶川波XZ双向激振时的动土压力响应峰值总体上稍大于X向激振,且并不是X向和Z向激振时的叠加,说明动土压力主要由水平向地震波所产生,以水平向地震作用计算动土压力是能满足设计要求的。(3)在3种地震波激振下,动土压力响应特性一致,即动土压力响应峰值沿墙高分布呈现出两头小中间大的非线性分布特征。目前工程实践中采用线性分布来计算地震土压力,非线性分布方式将对土压力合力作用点位置的确定产生影响。4地震荷载放大系数的确定方法(1)桩板式挡墙加速度动力响应主要由于水平向地震波的作用而产生,其响应峰值相对于激振加速度峰值产生放大效应,这种放大效应与地震波类型及其作用方式等有关,且呈现出