汶川大地震大跨度公路和铁路支挡结构的调查与分析

汶川大地震大跨度公路和铁路支挡结构的调查与分析

“5.12”汶川大地震（以下简称四川地震）严重破坏和损坏了灾区道路和铁路的屏障结构，影响了救援人员快速进入强震区和极端区域的救援任务。从模型的角度来看，这些损坏和损坏的支撑结构是实际的原型试验，试验结果的收集和收集将成为未来支撑结构抗强试验的重要参考。为了保持四川省地震造成的防御结构的破坏，在西部科学与技术支持计划的支持下，对四川地震四川全面调查了四川地震四川极端段、道路和铁路断裂带的破坏类型、破坏模式以及地震波的关系（图1）。通过对研究数据的分类、分析和讨论国内外支架结构的抗强设计中存在的问题，讨论了这两个关键问题。在结构和岩土工程的抗震设计研究中,最前沿的研究方向是工程结构的性能设计,而在性能设计中,基于位移的设计方法是目前最重要的方法之一.位移设计方法的基本理念是:反映结构破坏最直接的参数是位移,而不是力,因此结构设计应该是位移控制.为了描述结构在强震作用下的性能,建筑结构根据楼层的层间位移控制结构的性能状态,例如美国BSSC规定:当层间位移(位移与层高的比)小于1%时,结构处于弹性范围;当层间位移为2%时,结构处于弹塑性阶段;当层间位移为4%时,结构处于破坏阶段.虽然岩土工程的研究和设计人员也已经认识到支挡结构的抗震设计应考虑墙体位移对其抗震设计三级设防的要求,但在国际上几乎没有岩土工程方面的研究人员曾依据实际地震灾害调查,提出一个确定性的位移控制标准.其次,在支挡结构的抗震设计中,重要的问题之一是确定地震作用下土压力作用点的位置,国内外许多研究人员根据振动台和离心振动台的试验结果,提出了土压力作用点的位置.然而,由于受到试验尺度和边界条件的限制,不同的研究人员提出了不同的土压力作用点位置,使确定土压力作用点位置的方法成为悬而未决的问题.通过对汶川地震公路和铁路工程的调查和对收集资料的分析,我们希望就上述2个问题展开讨论,并给出可供设计的参考值.同时,通过与已有试验结果的比较,找出试验结果与此次调查结果的相同点和不同点,为今后修订支挡结构抗震设计规范和支挡结构的抗震设计提供参考.1支挡结构抗震性能的三级设计标准现行铁路工程抗震设计规范规定,在考虑地震荷载的情况下,仅要求支挡结构满足抗滑、抗倾和地基承载力的要求.计算中,用库仑理论计算主动土压力(即最小土压力),而地震引起的土压力是通过水平地震系数并考虑地震偏角计算获得.之后,考虑地震力和作用在墙体上的其他力,计算墙体的抗滑和抗倾稳定系数、地基承载力、基底偏心等.在支挡结构的上述抗震设计中,没有涉及墙体位移量的大小,因此无法控制支挡结构的地震破坏状态.另一方面,规范规定,在地震作用下,结构的性能应满足三级设防的要求,即“小震不坏”、“中震可修”、“大震不倒”.三级设防的定义是:性能要求1:地震后不损坏或轻微损坏,能够保持其正常使用功能;结构处于弹性工作阶段.性能要求2:地震后可能损坏,经修补,短期内能恢复其正常使用功能;结构整体处于非弹性工作状态.性能要求3:地震后可能产生较大破坏,但不出现整体倒塌,经抢修后可限速通车,结构处于弹塑性工作状态.很显然,上述定义更适用于桥梁等具有构件的结构,而不适用于混凝土重力式支挡结构.鉴于此,有必要针对重力式支挡结构的性能特点,制定切实可行的三级设防标准.在美国公路抗震设计规范中的支挡结构抗震设计部分,有关支挡结构的位移量直接采用了Clough的试验结果.Clough针对不同墙背填料得到墙顶位移与墙高的比值在0.1%～1.0%之间,并认为在这个位移下主动土压力达到最小值.值得注意的是,Clough的结果来自静力加载试验,而没有考虑地震效应.在考虑地震影响下,新西兰的桥梁抗震设计规范中给出了支挡结构抗震设计的墙体位移量,规定支挡结构可以设计成弹性的,也允许有一定的位移,对于刚性支挡结构,允许的墙体位移是100mm.在这里,弹性设计意味着墙体没有位移或有微小的位移.新西兰的规范同时规定,墙体位移可采用Ambraseys和Srbulov的方法计算.总之,国外研究者已充分认识到,在不影响公路、铁路使用功能的情况下,应允许支挡结构有一定的位移量,并认为用墙体位移转角作为控制墙体性能的指标是合理的.然而,由于实测地震挡墙破坏的资料不足、振动台和离心振动台试验费用较高以及试验受尺度和边界条件影响等因素,阻碍了研究人员制定用墙体位移表示支挡结构抗震性能的三级设防标准.汶川地震已造成大量支挡结构损伤和破坏,对这些支挡结构的破坏程度和使用现状进行详细勘察,将能为制定以墙体位移作为控制指标的支挡结构抗震的三级设防标准提供数据支撑.为实现这个目标,我们对汶川地震造成的支挡结构的破坏状况进行了全面调查,并实测了支挡结构的墙体位移量等参数.调查结果表明,几乎所有重力式支挡结构在地震中的破坏是倾覆破坏,仅有少量墙体发生滑动,且滑移量很小,并不致使墙体发生破坏.为此,在下面的分析中,我们用墙顶位移与墙高的比值作为描述墙体性能的指标,并将其命名为位移指数.图2显示了3个具有代表性的重力式墙体的破坏模式,图2中数值为实测墙顶位移和墙高,位移指数的计算值见表1.根据对汶川地震中支挡结构破坏状态的调查和实测数据,可以对支挡结构的抗震性能做如下规定:性能要求1:地震后墙体不损坏或轻微损坏,能够保持其正常使用功能,位移指数在1.0%以内;性能要求2:地震后墙体可能出现局部损坏,需修补,短期内能恢复其正常使用功能,位移指数在3.5%以内;性能要求3:地震后墙体产生较大变形,但不出现整体倒塌,经抢修后可限速通车,位移指数在6.0%以内.上面建议的支挡结构性能要求1与多遇地震水平一致,即在小震下结构处于弹性状态;性能要求2与设计地震水平一致,即在设计地震水平允许墙体有一定位移,但是不影响它的使用功能;性能要求3与罕遇地震水平一致,即在罕遇地震下,要求结构不倒塌.为实现位移性能的上述设计,首要工作是计算墙体的位移量.一般可采用Newmark块体模型计算墙体位移,整个计算过程可在Excel中实现.计算中,确定地震加速度时程时可根据相应的地震反应谱(多遇地震水平、设计地震水平、罕遇地震水平),并考虑断层产生的震级、震中距、断层类型、支挡结构所处的场地条件等综合考虑.另一种可行的方法是,首先计算出土压力(包括主动土压力和地震引起的土压力),然后假设这个土压力是一个常数并施加在墙体上,计算挡土墙墙体在土压力、自重、地震加速度时程作用下墙体的位移.虽然后一种方法在理论上存在一些缺陷,但是计算简单,并且计算出的墙体倾覆量与精确方法相差不大.2挡土墙土压力地震作用下墙背土压力作用点是支挡结构设计的关键参数之一.在过去几十年中,有关地震作用下墙背土压力作用点的位置一直是争论的重要问题之一.传统上计算墙背地震土压力用Mononobe-Okabe公式,该公式隐含假设墙背地震土压力作用于距墙底H/3处(H为挡土墙高度),而大量试验研究以及唐山地震宏观调查结果表明,地震土压力作用点要高于H/3.Wood针对柔性挡墙设计,提出了一套等价的静态弹性方法用于挡墙地震土压力计算,研究发现地震土压力作用点在距墙底0.63H处,该方法已于1986年被ASCE标准采纳,并用于重要建筑设施(如核电站)的计算;Prakash建议,地震土压力作用点距挡土墙底部的高度对于柔性挡土墙取0.55H,对于刚性挡土墙取0.45H;Seed和Whitman建议,地震土压力作用点距挡土墙底部的高度取0.6H.王云球等应用水平层分析法,从墙后土楔中取出微薄水平层,研究其在水平惯性力下的平衡,推导出按曲线规律变化的土压力分布公式,地震土压力位于墙底上(0.45～0.60)H处,见式(1).式中:h为地震集中动土压力距墙底高度;ξ为破坏面与水平面的夹角;ϕ为填土的内摩擦角;c为填土的粘聚力;a为墙背与铅垂线的夹角;δ为墙背与填土之间的摩擦角;θ为地震角;ah为墙顶或地面地震加速度放大系数;h0为地震时粘性土开裂深度(对于砂土,取h0=0).王力强等采用Mononobe-Okabe理论的基本假设,对地震加速度沿墙高线性分布时,地震土压力的合力作用点进行了研究,结果表明,地震土压力作用点在基础以上0.42～0.46倍墙后填土高度处,与Sherif等人的试验结果相吻合.汶川地震造成大量挡土墙出现了不同程度的破损,通过对这些破坏现象的调查分析,可以为确定墙背地震土压力作用点提供依据.图3所示为震区挡土墙较为典型的破坏模式之一,3个挡土墙均为浆砌块(卵)石挡墙,相对于混凝土挡墙而言,属于半刚性挡墙,墙体的变形形态可以较为直观地反映地震作用下墙背土压力的分布形式和集中力作用位置.3个挡土墙均发生了鼓胀现象,鼓胀裂缝出现位置在一定程度上可以视为地震土压力的作用点位置,表2列出了实际量测数据和分析结果.对墙体变形破坏的调查及对实测数据的分析表明,地震作用下墙背地震土压力作用点距挡土墙底的高度为(0.45～0.63)H,作用点位置与墙高和墙后土体的性质有关.此结果与现有的大量试验结果基本吻合,与王云球等人的研究结果最为接近.3震性能要求通过对“5·12”汶川特大地震中支挡结构破坏状态的调查及实测数据分析,可以得出以下结论:(1)支挡结构的抗震设计应考虑墙体位移对支挡结构抗震设计三级设防的要求.对支挡结构的抗震性能可做如下规定:性能要求1:地震后墙体不损坏或轻微损坏,能够保持其正常使用功能,位移指数在1.0%以内