瀝青混凝土心墻壩心墻與基座模型抗震試驗研究

孔憲京，許詔君，鄒德高1，，徐斌1，，周晨 光1，

（1.大連理工大學(xué) 海岸和近海工程國家重點實驗室，遼寧 大連 116024；2.大連理工大學(xué) 水利工程學(xué)院，遼寧 大連 116024）

0 引言

1988年第16屆國際大壩會議上曾提出瀝青混凝土心墻壩是今后高土石壩最有競爭力的壩型之一［1］.國際著名土石壩瀝青混凝土心墻壩工專家Saxegaard也曾指出，瀝青混凝土心墻防滲在未來將有著廣闊的前景［2］.瀝青混凝土心墻具有良好適應(yīng)變形能力、抗沖蝕能力、抗老化能力等，已成為國際大壩委員會（ICOLD）推薦的壩型.隨著現(xiàn)代施工工藝和技術(shù)的進步，瀝青混凝土心墻壩在我國得以迅速發(fā)展.近些年來，多座百米級的瀝青混凝土心墻壩相繼建成，如茅坪溪防護壩（壩高104m）、冶勒水電站（壩高124.5m）及正在設(shè)計的去學(xué)壩，壩高170m.

目前，對瀝青混凝土心墻的研究也越來越廣泛，主要包括瀝青混凝土材料、配合比、應(yīng)力應(yīng)變性能等［3－4］.竇興旺等對冶勒大壩模型進行了振動臺試驗，驗證了數(shù)值分析時考慮壩體－地基相互作用數(shù)學(xué)、力學(xué)模型的正確性［5］.Baziar等對瀝青混凝土心墻壩模型進行了離心機模型試驗，研究表明在沖擊荷載下，瀝青心墻的剪應(yīng)變很小，大壩的動力反應(yīng)在安全范圍內(nèi)［6］.但瀝青心墻與基座之間連接型式在地震作用下的破壞機制研究尚未見報道.

本文通過振動臺模型試驗，針對心墻與基座的兩種不同接頭型式，精心設(shè)計兩組工況進行類比試驗，著重分析在地震作用下不同接頭型式心墻與基座間的錯動、心墻的傾斜及瑪蹄脂層的滲漏情況，以期為瀝青混凝土心墻壩的抗震設(shè)計提供參考.

1 振動臺模型試驗概況

1.1 試驗設(shè)備

振動臺模型試驗采用大連理工大學(xué)工程抗震研究所研制的水平與垂直兩向激勵的水下振動臺進行.最大水平向加速度可達1g，最大豎向加速度可達0.7g，工作頻率為0.1～50 Hz.本試驗將模型放入4.0m×1.5m×0.8m 的大型鋼槽內(nèi)，鋼槽用高強螺栓固定在振動臺上［7］.試驗采用ARH－100、AF－5F、ARF－100A－T型號的加速度傳感器對模型加速度響應(yīng)進行監(jiān)測.高速高清相機的采樣頻率為25Hz，圖像分辨率為4 096×3 072（約1 200萬像素）.試驗設(shè)備如圖1所示.

圖1 試驗設(shè)備Fig.1 Test apparatus

1.2 試驗方法與模型加工

圖2為振動臺試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計尺寸圖.限于試驗條件以及模型相似關(guān)系，本文將實際工程常用的兩種接頭型式以約1∶9的比例進行縮尺，在其他外部條件一致的情況下，進行類比試驗，定性地為實際工程提供參考.為了使兩種接頭具有完全相同的外部條件，需保證承受相同的側(cè)壓作用和地震動，并將兩種接頭模型對稱地放在同一模型槽中進行試驗.

圖2 試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計尺寸（單位：m）Fig.2 Size of test model（unit：m）

圖3為某實際工程擬用的兩種接頭型式方案尺寸，圖4為加工后的兩種接頭模型.底部為混凝土基座，內(nèi)部預(yù)埋通水管道，并采取防堵措施；在基座上澆筑一層瀝青瑪蹄脂，并于該層上施加滲透水壓；上部為心墻及壓重部分，高度為60cm.其中瀝青心墻制作參照水工瀝青混凝土的試驗規(guī)程［8］.

在模型制作和試驗過程中，室內(nèi)平均溫度均在10～12℃.瀝青混凝土的配比為某水利樞紐工程所用實際配比，符合土石壩瀝青混凝土心墻的設(shè)計規(guī)范要求［1］，其骨料級配曲線如圖5所示（w為小于某粒徑的土質(zhì)量分?jǐn)?shù)，d為土顆粒直徑）.瀝青瑪蹄脂自制配比為m（瀝青）∶m（礦粉）∶m（粗砂）＝1∶0.5∶0.5，鋸末含量為總質(zhì)量的5%.

圖3 兩種接頭型式細部尺寸（單位：m）Fig.3 The detail size of two different joints（unit：m）

圖4 兩種接頭模型照片F(xiàn)ig.4 Photograph of two different joints

圖5 瀝青混凝土骨料級配曲線Fig.5 Gradation curve of asphalt concrete aggregate

圖6為制作完成后的振動臺試驗?zāi)Ｐ?為了模擬實際工程蓄水后瀝青混凝土心墻兩側(cè)壓力，模型槽不同部位填料采用不同的密度，如圖6（a）所示.同時利用透明有機玻璃管，如圖6（b）所示，通過預(yù)埋管道，對模型瑪蹄脂層施加3m 水頭的滲透水壓，檢測兩種接頭處的防滲性能.

兩種接頭模型放入鋼槽相應(yīng)位置，混凝土底座兩側(cè)均用槽鋼焊接固定.心墻兩側(cè)分別填筑不同密度的粗砂和鋸末.填筑完成后，心墻底部豎向壓應(yīng)力約為30kPa.試驗借助加速度傳感器和高速高清相機等設(shè)備，觀測兩種接頭在地震荷載下的錯動、傾斜、滲漏等現(xiàn)象，以及兩種接頭模型振動破壞過程的差異.

圖6 試驗?zāi)Ｐ驼掌現(xiàn)ig.6 Photograph of test model

1.3 采集設(shè)備布置及地震動輸入

圖7為加速度傳感器布置圖，共埋置13個水平向加速度傳感器.在模型槽正面放置高速高清相機，以同步采集、記錄整個模型的振動過程，用于后期圖像分析.

圖7 加速度傳感器布置Fig.7 The placement of acceleration sensors

為便于觀察和分析，試驗所用地震動輸入為水平向的正弦增幅波，頻率為10Hz，在第90s時峰值加速度達到最大值1g.圖8為振動臺試驗時輸入的加速度時程圖.加速度

圖8 加速度時程Fig.8 Acceleration time history

1.4 工況設(shè)計

表1給出了本文的兩組試驗設(shè)計工況.工況1兩模型之間填筑密度為1.65g／cm3的粗砂，兩側(cè)填筑密度為1.15g／cm3的粗砂與鋸末混合料，心墻兩側(cè)密度差為0.5g／cm3.工況2兩模型之間填筑密度為1.65g／cm3的粗砂，兩側(cè)填筑密度為0.4g／cm3的鋸末，心墻兩側(cè)密度差為1.25g／cm3.

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 結(jié)構(gòu)整體變形

兩種工況在振動后變形情況基本一致，填料粗砂振動后沉降約1cm.圖9（a）、（b）分別給出了工況2試驗前后結(jié)構(gòu)的整體變形圖.

圖9 工況2結(jié)構(gòu)整體變形圖Fig.9 Overall deformation of structure for Case 2

2.2 瑪蹄脂層的相對錯動分析

采用PIV 圖像分析方法［9］，對振動過程中采集的高清圖像進行處理，得到關(guān)鍵點的位移變化，進一步研究瑪蹄脂層的相對錯動情況.

圖10（a）、（b）分別繪制了工況1與工況2下瑪蹄脂層的相對錯動位移δ的時程圖.工況1中，水平接頭的最大錯動位移δmax約為1.3mm，最大剪應(yīng)變γmax約為13%；而弧形接頭的δmax約為0.9 mm，γmax約為9%.工況2 中，水平接頭的δmax約為2.0 mm，γmax約為10%；而弧形接頭的δmax約為0.8mm，γmax約為4%.從整個時程來看，瑪蹄脂層的錯動位移隨著瑪蹄脂層厚度和心墻兩側(cè)壓力差的增加而增大.在這兩種試驗工況下，水平接頭錯動位移都略大于弧形接頭.

圖10 瀝青瑪蹄脂層相對錯動位移時程Fig.10 The relative dislocation displacement time history of asphalt mastic layer

2.3 心墻的傾斜分析

振動過程中，除瀝青瑪蹄脂層的錯動外，心墻還發(fā)生了一定程度的傾斜，可采用心墻上下端部位移差Δ來計算心墻的傾斜角度.

圖11為兩種工況下心墻上下端部位移差的時程圖.工況1中，水平接頭情況下心墻上下端部位移差最大值Δmax約為0.7mm，弧形接頭情況下Δmax約為1.8 mm.工況2 中，水平接頭情況下Δmax約為1.5mm，弧形接頭情況下Δmax約為2.5 mm.兩種型式接頭的心墻傾斜角度α均不到1°，隨著瑪蹄脂層厚度和壓力差的增加，傾斜幅度有所增大.在兩種工況中，弧形接頭情況下心墻的傾斜程度比水平接頭的稍大.

圖11 心墻上下端部位移差時程Fig.11 The displacement difference time history of two ends of core wall

心墻模型的變形情況可用圖12來表示.兩種接頭型式中，由于瑪蹄脂層的錯動和兩側(cè)填土壓力差的作用，心墻下部向外錯動，心墻上部向中間傾斜.

圖12 模型變形示意圖Fig.12 Deformation sketch map of model

2.4 滲漏情況分析

本次試驗在混凝土基座里預(yù)埋通水管道，在瑪蹄脂層施加3m 滲透水頭，通過圖6（b）中所示的透明有機玻璃管中水的液面變化觀察兩種接頭的滲漏情況.兩種工況下，在振動前后均對瑪蹄脂層施加3m 滲透水頭，并持續(xù)2d.結(jié)果發(fā)現(xiàn)，兩種工況下，兩種接頭在振動前后都沒有發(fā)生滲漏現(xiàn)象.需要說明，由于試驗施加的水頭壓力偏小，兩種工況的滲透壓力均小于臨界滲透壓力.

3 模型數(shù)值模擬驗證

由于物理模型很難滿足相似關(guān)系，其結(jié)果僅定性或半定量地揭示兩種接頭型式的優(yōu)劣，需要通過數(shù)模分析方法進一步印證模型試驗結(jié)論的可靠性.

二維有限元模型如圖13所示，尺寸與振動臺試驗?zāi)Ｐ鸵恢?靜力計算中填筑料、瀝青瑪蹄脂及瀝青混凝土心墻，均采用線彈性模型，表2為線彈性模型材料計算參數(shù)；動力計算采用等效線性模型，動剪切模量系數(shù)K＝448，動剪切模量指數(shù)n＝0.36，泊松比μ＝0.33，歸一化的動剪切模量、阻尼比與動剪應(yīng)變關(guān)系曲線見圖14；殘余變形模型采用改進沈珠江模型［10］，粗砂C1＝0.08，C2＝1.00，C3＝0，C4＝0.30，C5＝1.00.地震動輸入與振動臺輸入一致.有限元模型底部和兩側(cè)均采用剛性邊界.

圖13 有限元模型Fig.13 Finite element model

有限元計算軟件采用大連理工大學(xué)工程抗震研究所自主開發(fā)的巖土工程非線性有限元分析程序——GEODYNA［11］.

表2 線彈性模型參數(shù)Tab.2 Parameters of linear－elastic model

圖14 砂土Gd／G0－γd和λ－γd關(guān)系曲線Fig.14 Gd／G0－γdandλ－γdrelationships curve for sand

對工況2進行了數(shù)值模擬，并針對瑪蹄脂層厚度進行了敏感性分析，分別研究了厚度為1cm和3cm 時接頭震后的錯動和傾斜情況.

表3為有限元計算震后瑪蹄脂層的錯動量及心墻傾斜情況.結(jié)果表明：數(shù)值模擬的結(jié)果與試驗結(jié)果定性規(guī)律相吻合，即同等條件下，弧形接頭比水平接頭的錯動量小，而心墻的傾斜程度比水平接頭的大；隨著瑪蹄脂層厚度的增加，錯動與傾斜均有所增大.

表3 數(shù)值模擬計算結(jié)果Tab.3 Results of the numerical simulation

4 結(jié)論

（1）水平接頭型式心墻與基座之間的相對錯動略大于弧形接頭.

（2）弧形接頭型式心墻傾斜程度比水平接頭型式稍大.

（3）增加瑪蹄脂層厚度和心墻兩側(cè)壓力差后，接頭處的錯動位移和心墻的傾斜量均增大.

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