基于不同激振方式的边坡位移模式及抗震性能研究

基于不同激振方式的边坡位移模式及抗震性能研究

1非极限状态土压力基于位移的边坡防护设计是土木工程工程抗灾措施设计中最重要的性能理论和设计方法之一。它已在许多国家的相关抗强试验体系中得到体现，并已成为未来背地螺钉的发展趋势。然而,要在挡墙抗震设计中有效地应用该方法,则必须首先了解挡墙地震动位移模式及其变化方式,在此基础上提出挡墙抗震性能指标,进而建立切实可行的震后挡墙位移估算模型。挡土墙的位移模式是指墙体离开或移向墙后填土过程中的滑动、或者是绕墙体某点转动的方式,亦或是滑动和转动耦合的方式;挡土墙位移模式的变化是指墙体从一种位移模式向另一种模式的转变过程。现有的研究表明,静土压力的性质、大小及分布形式受挡土墙的位移模式及其变化方式的影响。Coulomb和Rankine土压力理论就是基于墙体位移模式并使填土达到极限平衡状态时土压力的性质,求解主动或被动土压力的大小和线性分布作用点。K.Terzaghi研究认为,墙体位移模式和相对位移量对土压力的大小及分布影响较大,但是Coulomb和Rankine土压力理论只能计算极限平衡状态时的土压力,不能求解墙体位移模式变化或不同位移量时的土压力。S.Bang在研究墙体转动状态下的主动土压力后认为,墙后土体从静止状态到极限状态是一个渐变过程,需要经历中间非极限状态,从而提出了非极限状态的概念,并且指出在计算土压力时应考虑墙体的位移模式及其位移量。Y.S.Fang和I.Ishibashi利用模型试验研究了挡墙平移、绕基础转动和绕墙顶转动3类位移模式下的土压力后认为,土压力作用点主要受墙体位移模式的影响。M.F.Chang研究后也认为,墙体位移模式对土压力影响较大。这些研究不仅揭示了挡土墙的位移模式及其变化方式与侧土压力的性质、大小及分布形式的相关关系,也为建立非极限状态下的土压力理论和方法打下了基础,扩展了Coulomb土压力理论。求解地震动土压力同样需要考虑墙体的位移模式及其变化方式,这样才能得到主动或被动土压力大小、分布形式及其合力作用点。实践中常用的拟静力法是将地震惯性力看做拟静力,并以表示土体重力一部分的地震系数来表示,然后根据静止楔体分析法与静荷载一起进行静力分析。因此基于拟静力极限平衡法的Mononobe-Okabe地震土压力计算方法实际上是Coulomb土压力理论的推广。M.A.Sherif等通过振动台试验研究后认为,动土压力的大小、作用点的位置与墙体位移模式相关。H.N.Nazarian和A.H.Hadjian研究后指出,支挡结构在地震作用下,由于侧土压力增大而产生滑动、转动或者同时产生滑动和转动,从而产生3种位移模式:平移、转动和弯曲。由于挡土墙与填土体在地震作用下构成一个复杂的非线性动力系统,因而墙体的地震动位移模式及其变化特性非常复杂,需要进行深入的研究。对挡墙地震动位移模式的研究属于岩土边坡动力问题,研究方法主要有动力模型试验和数值分析,其中动力模型试验方法主要有3种:爆炸模型试验、离心模型试验和振动台模型试验。在地震动力问题中,从计算域的底部边界上输入地震加速度,就好像结构和地基被置于很大的振动台上振动,振动台模型试验是在地震模拟振动台上输入设计地震波,直接由台面推动测取模型动力特性。由于电液伺服控制的地震模拟振动台能精确再现地震波波形、自动和精确地采集试验数据,无限次地进行地震模拟,因而是研究边坡与支挡结构地震变形和破坏以及对数值分析结果进行检验的重要手段之一。但是,通过大型振动台试验对边坡和支挡结构进行研究的为数不多,对支挡结构地震位移模式进行研究则更少。基于此,本文在铁道部科技研究开发计划课题“高陡边坡特殊支挡工程抗震技术研究”的支撑下,通过大型振动台模型试验研究支挡结构地震作用下的位移模式及变化特性。该课题针对建设中的大理—瑞丽铁路沿线的支挡结构进行研究。大瑞铁路位于滇西地区,该区域地震活动强烈,属于高烈度地震多发区,且沿线有大量基覆边坡(厚覆盖层和基岩),主要采用边坡下部重力式挡墙或桩板式挡墙+上部锚杆格构式框架护坡的组合支挡结构型式,因此本文设计并完成了2个大型振动台模型试验,研究挡土墙地震动位移模式及其变化规律,以及地震动参数对支挡结构地震动位移响应的影响。基于试验采集到的动位移数据,提出以墙体滑动位移和墙顶转动位移2个参数来表征挡墙地震位移模式,以滑动位移比和转动位移比2个参数来反映挡墙地震位移模式的变化过程,以相对位移1个参数来反映挡墙震后位移幅度、位移方向和抗震性能,为下一步基于位移设计方法研究提供科学依据。2地震模拟振动台通过振动台模型试验,研究地震作用下4种支挡结构的位移模式,这4种支挡结构为:重力式挡墙、桩板式挡墙、锚杆格构式框架护坡和预应力锚索格构式框架护坡。试验在招商局重庆交通科研设计院有限公司的地震模拟振动台上进行。该地震模拟振动台为大型高性能三轴向六自由度宽频域地震模拟台阵系统,主要技术参数为:台面尺寸3m×6m(宽×长);最大载重350kN;工作频段0.1~50Hz;最大位移:±150mm(水平向),±100mm(竖直向);最大速度:±800mm/s(水平向),±600mm/s(竖直向);最大加速度:±1g(水平和竖直向)。试验利用Dewetron2010动态测试数据采集系统,自动采集、记录和存储传感器的响应数据。2.1相似常数的确定试验以几何尺寸、密度和加速度作为基本量纲即试验的控制量,其相似常数分别取Cl=8,Cρ=1,Ca=1,模型与原型尺寸的相似比为1∶8,按照相似理论确定其余物理量的相似常数(见表1)。2.2模型结构及传感器布置从大瑞铁路DK10+400~DK11+535段确定本试验的原型边坡。该段边坡地层为碎石土,碎石为花岗片麻岩,最大粒径16~20cm,含量约65%,土质为黏性土,γ=21kN/m3,c=0,ϕ=35°。支挡结构采用重力式挡墙或桩板式挡墙,护坡道上方边坡坡率1∶1.25,采用锚杆格构式框架护坡。试验模拟的边坡高度为12m,其中挡墙、护坡各6m,护坡道上方边坡坡率为1∶1.25。根据表1的模型相似关系,模型边坡尺寸采用150cm×150cm(高×宽),护坡道上方边坡坡率1∶1.25。据此设计了2个边坡模型,第一个边坡模型为:下重力式挡土墙+上锚杆格构式框架护坡;第二个边坡模型为:下桩板式挡土墙+上预应力锚索格构式框架护坡。2个边坡模型尺寸分别见图1,2。试验用的模型箱采用钢板和型钢制作的刚性模型箱,内空尺寸为340cm×152cm×210cm(长×宽×高)。为方便模型填筑、传感器安装和试验过程中观察,模型箱一端开口,并在两侧安放有机玻璃板。此外,为减小振动波的反射及土体与箱壁接触面上的摩擦阻力,在模型箱内侧垫1cm厚的聚苯乙烯泡沫板并黏贴光滑的聚氯乙烯薄膜。沿模型边坡中轴线纵剖面布设6个动位移传感器,其中水平方向(X向)4个,编号分别为DH1~DH4,竖直方向(Z向)2个,编号分别为DV3和DV4,分别用于测定挡墙和护坡X向和护坡Z向动位移响应。动位移传感器采用德国米依公司生产的ILD1401–200(000)激光位移传感器,布设位置见图1,2。试验以台面水平和竖直方向加速度传感器为控制点,加速度计型号为CA–YD–189,主要技术参数为:量程±5g,频率范围0.2~1000.0Hz,灵敏度10mV/g。2.3试验用土材料在模型箱底部先铺设一层4cm厚的碎石与中(粗)砂层,其上浇注厚度为40cm的C25混凝土基座,基座上浇筑表面为圆弧面的C25混凝土,以模拟基质岩层,并将锚杆预埋其中。铺设碎石与中(粗)砂层是为了增大混凝土干缩后与模型箱底板的摩擦阻力、减少试验过程中与模型箱底板的相对滑移。试验用的碎石土,土、石质量比为2∶3,碎石最大粒径不超过2cm,填筑压实度为90%,ρdmax=2.18g·cm3-,wopt=5.34%,c=6.2kPa,φ=34°。挡墙和格构框架采用加气微粒混凝土,设计抗压强度为5MPa。重力式挡墙墙背竖直,尺寸为:顶宽10cm、底宽33cm;桩板式挡墙尺寸为:3根桩的间距为64cm,桩截面尺寸为25cm×20cm×90cm;挡土板共6块,尺寸为52cm×25cm×4.5cm;格构式框架梁截面为4cm的正方形;混凝土内钢筋和锚杆以直径4mm的铁丝模拟。2.4地震波的时间和加速度载荷试验以汶川波(代号WC)作为设计地震波,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1,2所示,地震波的时间压缩比为2.83。试验研究的地震烈度为VII~X,根据规范,将相应的加速度峰值调整为:0.1g,0.2g,0.4g和0.6g。当X向激振时,输入台面的加速度峰值按上述调整后的量级逐级递增加载;当Z向激振时,Z向加速度峰值按X向峰值的2/3折减后逐级递增加载;当XZ双向激振时,输入台面的X和Z向加速度峰值分别按上述加载方式进行。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。试验共17个工况,具体加载制度见表2。3地震动位移模式分析根据各级工况下墙脚(DH1)和墙顶(DH2)永久位移实测结果,计算下述参数:滑动位移DH、墙顶位移DT、转动位移DR、相对位移(∑DT/H,H为墙高)、滑动位移比和转动位移比。据此分析重力式挡墙和桩板式挡墙的地震动位移模式及其变化方式:DH和DR反映挡墙地震位移模式,相对位移反映挡墙震后位移幅度、位移方向和抗震性能,滑动位移比和转动位移比反映挡墙在地震作用下位移模式的变化过程。根据试验模型中的动位移传感器与支挡结构的相对位置,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“-”。3.1激振加速度峰值axx-q重力式挡墙地震动位移模式分析见表3。图3,4分别给出了相对位移、滑动和转动位移比(动位移比)随激振加速度峰值的变化情况。(1)X向或XZ双向激振下,当激振加速度峰值AXmax≤0.4g时,相对位移小于0.074%;AXmax=0.6g时,相对位移大于0.15%。这一现象表明,当地震烈度在IX度及以下时,重力式挡墙滑动和转动位移量微小,近似忽略不计;而当地震烈度达到X度时才产生滑动和转动位移。Z向激振下,当激振加速度峰值AZmax≤0.267g时,相对位移小于0.06%;AZmax=0.400g时,相对位移大于0.11%,达到X向激振时相对位移的0.70倍。这一现象表明,当地震烈度在IX度及以下时,竖直方向地震波作用下,重力式挡墙滑动和转动位移量可忽略不计;而当地震烈度达到X度时,竖直方向地震波也会对重力式挡墙水平方向位移产生较大的影响。(2)X向单向激振加速度峰值AXmax=0.6g时,DH和DR都为正值,滑动位移比和转动位移比分别为77.20%和22.80%,滑动位移比为转动位移比的3.39倍,因而此时挡墙位移模式为:向土体方向滑动和绕墙踵向土体方向转动的耦合,且以滑动为主。Z向单向激振加速度峰值AZmax=0.400g时,DH和DR都为正值,滑动位移比和转动位移比分别为48.63%和51.37%,两者近似相等,因而此时挡墙位移模式为:向土体方向滑动和绕墙踵向土体方向转动的耦合。XZ双向激振下,激振加速度峰值AXmax=0.6g,AZmax=0.400g,DH>0,DR<0,滑动位移比和转动位移比分别为27.18%和72.82%,滑动位移比仅为转动位移比的0.37倍,此时挡墙位移模式为:向土体方向滑动与绕墙趾向土体外侧转动的耦合,且以转动为主。(3)从相对位移分析来看,X向单向和Z向单向激振都对挡墙产生动位移;由于XZ双向激振时的相对位移仅为X向单向激振的1.02倍,因此可以认为,XZ双向激振时挡墙的位移主要由X向地震波所产生,此时Z向地震波对动位移比的影响甚微。因此,挡墙地震位移量受激振方向、激振方式和激振加速度峰值的影响。从挡墙位移模式及其变化过程分析来看,同样受激振方向、激振方式和激振加速度峰值的影响。3.2激振加速度峰值axx桩板式挡墙地震动位移模式分析见表4。图5,6分别给出了其相对位移、滑动和转动位移比(动位移比)随激振加速度峰值的变化情况。(1)X向或XZ双向激振下,当激振加速度峰值AXmax≤0.4g时,相对位移小于0.058%;AXmax=0.6g时,相对位移大于0.13%,这一现象表明,当地震烈度在IX度及以下时,桩板式挡墙滑动和转动位移量微小,近似忽略不计;而当地震烈度达到X度时才产生滑动和转动位移。Z向激振各加载工况下的相对位移均小于0.015%,表明竖直方向地震波作用下,桩板式挡墙没有产生水平方向位移。(2)X向单向激振加速度峰值AXmax=0.6g时,DH和DR都为正值,滑动位移比和转动位移比分别为96.45%和3.35%,滑动位移比为转动位移比的27.17倍,转动位移可忽略不计,因而此时桩板式挡墙位移模式为:向土体方向滑动。XZ双向激振下,激振加速度峰值AXmax=0.6g,AZmax=0.400g,DH和DR都为负值,滑动位移比和转动位移比分别为79.59%和20.41%,滑动位移比为转动位移比的3.90倍,因而此时挡墙位移模式为:离开土体向外侧滑动与绕基础向土体外侧转动的耦合,且以滑动为主。(3)从相对位移分析来看,Z向单向激振下,桩板式挡墙没有产生动位移;由于XZ双向激振时的相对位移为X向单向激振时的1.49倍,因此可以认为,XZ双向激振时挡墙的位移主要由X向地震波所产生,但Z向地震波也对桩板式挡墙产生了动位移。因此,挡墙地震位移量受激振方向、激振方式和激振加速度峰值的影响。从挡墙位移模式及其变化过程分析来看,其同样受激振方向、激振方式和激振加速度峰值的影响。(4)通过比较2个模型试验结果发现:挡墙动位移量、动位移模式及其变化不仅受激振方向、激振方式和激振加速度峰值的影响,还受到挡墙结构型式的影响。X向单向激振,当激振加速度峰值AXmax=0.6g时,桩板式挡墙相对位移小于重力式挡墙,两者滑动方向相同,但动位移模式及其变化相异;Z向单向激振时,桩板式挡墙的动位移可忽略不计。因此,在X向或Z向单向地震波作用下,桩板式挡墙的抗震性能优于重力式挡墙。XZ双向激振,当激振加速度峰值AXmax=0.6g时,桩板式挡墙相对位移大于重力式挡墙,两者转动方向相同,但滑动方向和动位移模式及其变化相异。此时,重力式挡墙抗震性能优于桩板式挡墙。3.3两种护坡结构的滑动长期位移将2个模型试验中的护坡结构位移模式进行对比分析。2个模型试验中框架上各测点的永久位移实测值见表5,图7~9给出了2种护坡结构在不同激振方式下永久位移随激振加速度峰值的变化曲线。(1)X向激振下,两种护坡结构都主要产生水平方向位移,且预应力锚索框架永久位移小于锚杆框架。由于框架上端(DH4)永久位移值小于下端(DH3),且都为负值,锚杆框架Z向永久位移为正值,预应力锚索框架Z向永久位移在各加载工况下小于0.242mm,近似为0,表明护坡结构的位移模式为:沿坡体向土体外侧及边坡下端移动。这也反映了边坡主要产生了滑动永久位移。(2)Z向激振下,两种护坡结构在水平和竖直方向上的永久位移都较小,且分别都小于X向激振时所产生的永久位移。对锚杆框架来说,当激振加速度峰值AZmax≤0.133g时的永久位移值小于0.214mm,近似为0;当AZmax≥0.267g时的位移模式为:向土体外侧和边坡上端移动,逐渐转变为向土体方向和边坡上端移动。对预应力锚索框架来说,各加载工况下永久位移小于0.172mm,近似为0。(3)XZ双向激振下,两种护坡结构也主要产生水平方向位移,且预应力锚索框架永久位移小于锚杆框架,这与X向单向激振时相同。对锚杆框架来说,上端(DH4)永久位移值小于下端(DH3),且都为负值,DV3位移小于0.312mm,近似为0,而DV4总体上为正值,表明护坡的位移模式为:沿坡体向土体外侧及边坡下端移动。这同样反映了边坡主要产生滑动永久位移。对预应力锚索框架来说,水平和竖直方向永久位移总体上都分别小于锚杆框架。由于上端(DH4)永久位移小于下端(DH3),且都为负值,竖直方向永久位移小于0.421mm,总体上为正值,因而其位移模式与锚杆框架相同,边坡同样主要产生了滑动永久位移。通过对2种护坡结构地震动位移量分析表明,护坡结构动位移量、位移模式及其变化受激振方向、激振方式、激振加速度峰值及结构型式的影响,预应力锚索格构式框架护坡的抗震性能优于锚杆格构式框架护坡。4地震动位移模式本文设计并完成了2个1∶8比尺的边坡大型振动台模型试验。基于试验过程中采集到的地震永久位移响应数据,研究了重力式挡墙、桩板式挡墙、锚杆格构式框架和预应力锚索格构式框架护坡在汶川波地震作用下位移模式及其变化规律。得到以下结论:(1)对2种挡墙地震动位移模式分析表明:水平方向地震波作用下,桩板式挡墙相对位移小于重力式挡墙,2种挡墙的滑动方向相同,但位移模式及其变化方式相异。重力式挡墙的位移模式为:向土体方向滑动和绕墙踵向土体方向转动的耦合,且以滑动为主;桩板式挡墙位移模式为:向土体方向滑动。竖直方向地震波