單級(jí)懸臂式擋墻振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)與動(dòng)力分析

傅志明

(中鐵二十四局集團(tuán)新余工程有限公司，江西 新余 338000）

單級(jí)懸臂式擋墻振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)與動(dòng)力分析

傅志明

(中鐵二十四局集團(tuán)新余工程有限公司，江西 新余 338000）

根據(jù)相似關(guān)系理論，對(duì)小型振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)的相似關(guān)系進(jìn)行設(shè)計(jì)，確定模型試驗(yàn)相似常數(shù)，確定模型試驗(yàn)的相似材料及其主要物理力學(xué)參數(shù)。通過(guò)振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)，研究了以砂土為填料在水平地震作用下單級(jí)懸臂式擋土墻的動(dòng)力特性。測(cè)試了單級(jí)懸臂式擋土墻模型在不同峰值的水平地震作用下的加速度、動(dòng)位移及側(cè)向動(dòng)土壓力隨擋墻高度的變化規(guī)律。通過(guò)實(shí)例分析，為今后單級(jí)懸臂式擋土墻的抗震設(shè)計(jì)提供參考。

單級(jí)懸臂式擋土墻；振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)；水平地震加速度；動(dòng)力特性

0 引言

地震邊坡破壞導(dǎo)致嚴(yán)重性災(zāi)害而廣泛引起人們的關(guān)注，當(dāng)發(fā)生強(qiáng)烈地震時(shí)，地震會(huì)誘發(fā)擋土墻破壞，尤其山岳地區(qū)，比地震直接造成的危害大很多。因此，對(duì)邊坡的穩(wěn)定性在地震作用下進(jìn)行正確評(píng)價(jià)和進(jìn)行綜合治理就變得非常重要了。近年來(lái)，專家和學(xué)者高度重視巖土邊坡地震崩滑問(wèn)題，并對(duì)此進(jìn)行深入的研究同時(shí)取得了可喜的成果。在鐵路及公路路基工程中，擋土墻主要被用來(lái)承受土體的側(cè)向土壓力，同時(shí)在穩(wěn)定路堤、隧道洞口、路塹以及橋梁兩端的路基邊坡等各類工程中也得到了廣泛的應(yīng)用。在水利、礦場(chǎng)及房屋建筑工程中，擋土墻主要是維持加固山坡、基坑邊坡和河流岸壁等的穩(wěn)定性。

當(dāng)上述工程或其他巖土工程遇到了不良的地質(zhì)災(zāi)害時(shí)，擋土墻的主要作用使加固或攔擋不良地質(zhì)體，如加固滑坡、崩塌及巖堆體，泥石流和攔擋落石等[2]。擋土墻、橋臺(tái)等擋土建筑物遭到破壞也是非常常見(jiàn)的[3]，然而由于地震的強(qiáng)度不一，擋土墻發(fā)生的破壞模式也不盡相同，部分擋土墻因發(fā)生較大的位移，從而失去了其應(yīng)有的防護(hù)功能或影響了附近其它的建筑物[4]，導(dǎo)致被保護(hù)的坡體坍塌或建筑物發(fā)生失穩(wěn)破壞；部分擋土墻因本身強(qiáng)度不夠而發(fā)生剪斷；此外，有的擋土墻也會(huì)發(fā)生局部破壞。但值得注意的是，雖然有一部分擋土墻發(fā)生了位移甚至破壞，而另一部分卻完好無(wú)損[5]。

楊劍[6]應(yīng)用擬動(dòng)力法來(lái)考慮在動(dòng)力荷載下的周期、縱波及橫波效應(yīng)，并分析了擋土墻后的由地震產(chǎn)生的被動(dòng)土壓力進(jìn)行分析。陳學(xué)良等[7]首先對(duì)擋土墻抗震研究中的三個(gè)重要問(wèn)題即弱粘性土地震土壓力、水平地震作用沿墻高分布、擋墻體系考慮水的作用進(jìn)行了概述。Shodolapo Oluyemi Franklin[8]等對(duì)傳統(tǒng)的CECP2方法及其更改后的極限狀態(tài)設(shè)計(jì)方法BS8002，運(yùn)用于懸臂式擋土墻的結(jié)果進(jìn)行了研究和對(duì)比，結(jié)果證明：在所有情況下實(shí)現(xiàn)了滑動(dòng)和傾覆穩(wěn)定性。RobertW.Day[9]通過(guò)研究?jī)蓚€(gè)擋土墻破壞的案例，來(lái)論述鋼筋懸臂式擋土墻的設(shè)計(jì)和施工。對(duì)第一種情況，墻體的破壞是由于減少了橫向支撐；而第二種情況，墻體的破壞是由北嶺地震造成的側(cè)向壓力的增加。Koichi Akai[10]等對(duì)Tanata、Amagasaki和Tsukamoto 三個(gè)地區(qū)的土工格柵加筋土擋土墻，在不同地震烈度條件下的破壞情況進(jìn)行對(duì)比分析。

從國(guó)內(nèi)外對(duì)懸臂式擋土墻的研究表明，國(guó)內(nèi)外對(duì)懸臂式擋土墻的地震動(dòng)力特性的試驗(yàn)研究相對(duì)較少，對(duì)多級(jí)擋土墻等的地震動(dòng)力特性的研究則更少。懸臂式擋土墻是目前應(yīng)用比較廣泛的輕型支擋結(jié)構(gòu)之一，其具有結(jié)構(gòu)輕型、占面積少、預(yù)制制拼接、便于施工等工程特點(diǎn)。而以往研究的懸臂式擋土墻主要是單級(jí)的[11.12]，基于此，進(jìn)一步對(duì)懸臂式擋土墻的抗震性能分析就顯得非常迫切了，不僅對(duì)懸臂式擋墻在地震頻繁發(fā)生地帶中的建設(shè)提供了科學(xué)的理論依據(jù)及指導(dǎo)意義，還將對(duì)懸臂式擋墻的抗震性能設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)化建設(shè)有非常重要的參考價(jià)值。本文擬通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)對(duì)單級(jí)垛式懸臂式擋墻在地震作用下的抗震性能進(jìn)行分析，以期為今后類似工程在地震作用下的建設(shè)提供一些有益的施工建議。

1 單級(jí)垛式懸臂式擋土墻抗震模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本次模型試驗(yàn)在蘭州交通大學(xué)土木工程學(xué)院實(shí)驗(yàn)室完成，主要目的在于研究：?jiǎn)渭?jí)垛式懸臂式擋土墻在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)特性。本文進(jìn)行懸臂式擋土墻振動(dòng)模型試驗(yàn)的主要目標(biāo)是將原型單級(jí)垛式懸臂式擋土墻在動(dòng)力荷載作用下的力學(xué)現(xiàn)象，在單級(jí)模型懸臂式擋墻上進(jìn)行相似模擬，測(cè)量單級(jí)模型懸臂式擋墻中的動(dòng)應(yīng)力、動(dòng)位移、水平加速度響應(yīng)等物理量，再通過(guò)一定的相似關(guān)系反算到原型單級(jí)垛式懸臂式擋土墻上，這種相似關(guān)系被稱為模型的相似律。本模型試驗(yàn)采用1：40比例尺的縮尺試驗(yàn)，模型箱的凈尺寸為30cm×7cm×12cm(長(zhǎng)×寬×高)。設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)之一就是最小化有效荷載，以便振動(dòng)臺(tái)系統(tǒng)可以提供較大的水平地基輸入運(yùn)動(dòng)。為了減少重量，模型箱采用0.5 cm厚木板制作，模型箱重1.3kg，模型箱與振動(dòng)臺(tái)采用螺栓連接，如圖1所示。

圖1 模型箱與振動(dòng)臺(tái)固定

試驗(yàn)過(guò)程所用的回填土為中細(xì)砂，圖1.2給出了砂土粒徑級(jí)配累積曲線。根據(jù)室內(nèi)土工試驗(yàn)結(jié)果，測(cè)得砂土的最大干密度為1.73g/cm3，填筑模型時(shí)，砂土填料的壓實(shí)度均按0.75控制。

圖2 砂土粒徑級(jí)配累積曲線

砂土分層回填的高度與水平排列的儀表對(duì)應(yīng)，每層回填整平后，加速度計(jì)和機(jī)電百分表也分別固定在特定的位置。整個(gè)模型完成過(guò)程如圖3-4。擋墻用有機(jī)玻璃制作而成，參考文獻(xiàn)資料，確定有機(jī)玻璃的楊氏模量E和泊松比υ分別是3.5×104MPa和0.25。擋墻都是由底板和立臂組成倒T字型截面。根據(jù)幾何相似關(guān)系，本文研究的單級(jí)垛式懸臂式擋土墻立臂高度為10cm。

圖3 各種儀表布置位置

圖4 模型-儀表-設(shè)備系統(tǒng)

同時(shí)由于模型尺寸限制，并考慮應(yīng)變測(cè)試線對(duì)模型振動(dòng)試驗(yàn)的影響，動(dòng)加速度計(jì)共布置了3個(gè)，編號(hào)為①～③，其中①點(diǎn)對(duì)應(yīng)上墻10cm處;②點(diǎn)對(duì)應(yīng)上墻5cm處;③點(diǎn)對(duì)于上墻0cm處。動(dòng)位移計(jì)和應(yīng)變計(jì)各布置了3個(gè)編號(hào)為A～C，各儀表具體位置布置如圖5所示。

圖5 各種傳感器布置圖

地震波采用振動(dòng)臺(tái)自帶的汶川地震波[13]，該地震波經(jīng)過(guò)調(diào)整和校核，其峰值加速度為1.0m/s2，汶川地震波如圖6所示，并可根據(jù)不同水平地震加速度調(diào)整為本文所研究的不同水平地震加速度峰值即：0.2g、0.3g、0.4g。

圖6 汶川地震波時(shí)程曲線

2 試驗(yàn)結(jié)果及動(dòng)力分析

2.1 立臂水平加速度響應(yīng)

圖2.1為單級(jí)垛式懸臂式擋墻在水平地震最大加速度為0.2g、0.3g、0.4g條件下，立臂不同位置處的加速度時(shí)程曲線。

表2.1為砂土填土材料，在水平地震加速度峰值分別為0.2g、0.3g、0.4g時(shí)，單級(jí)垛式懸臂式擋墻上各個(gè)測(cè)點(diǎn)的加速度峰值。

圖7 加速度峰值為0.2g、0.3g、0.4g時(shí)擋墻的加速度時(shí)程曲線

表1 單級(jí)垛式懸臂式擋墻加速度峰值(m/s2)

圖8 單級(jí)垛式懸臂式擋墻加速度峰值分布

由圖7～8及表1可見(jiàn)：在不同水平地震加速度下，加速度時(shí)程曲線變化形狀變化規(guī)律相似，即單級(jí)垛式懸臂式擋墻隨著距底面高度的增加，加速度峰值都呈現(xiàn)逐漸遞增趨勢(shì)。當(dāng)加速度峰值從0.2g增加到0.4g時(shí)，砂土回填的擋墻墻頂?shù)募铀俣软憫?yīng)值分別增加了50.4%。

2.2 動(dòng)位移

圖9為不同水平地震加速度峰值條件下，單級(jí)垛式懸臂式擋土墻墻背動(dòng)位移隨墻高的分布。

不同水平地震加速度峰值下，動(dòng)位移s/H（水平動(dòng)位移s與墻高H的比值）隨墻高的變化如圖9所示，由圖可得：

圖9 擋墻動(dòng)位移s/H隨墻高的變化

1.在不同水平地震加速度峰值作用下，單級(jí)垛式懸臂式擋墻隨著墻高的增高而逐漸增大，且最大值出現(xiàn)在墻頂處。

2.當(dāng)加速度峰值為0.2g，上墻墻頂?shù)膭?dòng)位移s/H最大，達(dá)到0.065，且遠(yuǎn)離回填方向移動(dòng)，而其墻底的動(dòng)位移則較小，則基本上反映出上墻動(dòng)位移是線性變化的。從擋墻上墻的總體位移變化情況可以明顯觀察到，上墻是繞墻底某點(diǎn)發(fā)生了轉(zhuǎn)動(dòng)并同時(shí)也伴隨著擋墻下沉。從而反映出擋墻基底的承載能力對(duì)擋墻動(dòng)位移的影響較大。當(dāng)峰值增加到0.4g時(shí)，其動(dòng)位移s/H最大值達(dá)到0.099，約是0.2g的1.5倍。

綜上可見(jiàn)，單級(jí)垛式懸臂式擋墻的總體位移趨勢(shì)基本上是遠(yuǎn)離填土方向移動(dòng)的。

2.3 動(dòng)應(yīng)力

圖10為不同水平地震加速度峰值條件下，單級(jí)垛式懸臂式擋土墻墻背動(dòng)應(yīng)力隨墻高的分布。

表2為砂土填土材料，在水平地震加速度峰值分別為0.2g、0.3g、0.4g下，單級(jí)垛式懸臂式擋墻墻后側(cè)向動(dòng)應(yīng)力的最大值。

圖10 墻背動(dòng)應(yīng)力分布

表2 擋墻動(dòng)應(yīng)力的最大值(kPa)

1.在不同水平地震作用下的墻后側(cè)向動(dòng)土壓力分布曲線類似，隨著墻高的增加逐漸的增大，近似為三角形分布，且最大動(dòng)土壓力都出現(xiàn)在墻底，但與荷載作用下的靜土壓力呈線性分布有所不同的是，其所測(cè)的動(dòng)土壓力分布呈非線性分布；

2.在相同水平地震作用下，地震加速度峰值為0.2g時(shí)，砂土的墻后土壓力為2.34kPa，但隨著峰值加速度的增大，土壓力非線性分布、數(shù)值也發(fā)生巨大變化。整體來(lái)看地震加速度為0.4g時(shí)，砂土的最大土壓力增加到3.31kPa，增加了41%。這說(shuō)明在相同地震加速度作用下，由于砂土為無(wú)粘性土，墻后填土中出現(xiàn)了裂縫，并逐步形成了貫通的破裂面。

3 結(jié)語(yǔ)

3.1 單級(jí)懸臂式擋土墻水平地震加速度隨著墻高的增加而呈遞增趨勢(shì)，且加速度峰值都發(fā)生在擋墻墻頂。

3.2 在不同水平地震加速度峰值作用下，單級(jí)懸臂式擋墻的水平動(dòng)位移隨著墻高的增高而逐漸增大。從振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)的分析得到，單級(jí)懸臂式擋土墻整體位移都較小，且擋墻都是遠(yuǎn)離填土方向移動(dòng)。

3.3 地震荷載作用下，單級(jí)懸臂式擋土墻的動(dòng)應(yīng)力分布類似三角形分布。則在設(shè)計(jì)單級(jí)垛式懸臂式擋土墻的時(shí)候，擋墻必須滿足局部和整體的各個(gè)方面的穩(wěn)定性要求。

3.4 從室內(nèi)模型試驗(yàn)結(jié)果可知：在相同水平地震加速度峰值條件下，擋墻的水平動(dòng)位移和動(dòng)應(yīng)力還要受到擋墻剛度、墻背粗糙程度、填土彈模等因素的影響，當(dāng)填料一定的情況下，與擋墻高度最為密切。柔性擋墻在彈性變形范圍內(nèi)可以起到一定的卸荷作用，但介于本模型試驗(yàn)中單級(jí)懸臂式擋土墻尺寸過(guò)小，擋墻剛度較大，而應(yīng)力又較小，因此其柔性特點(diǎn)沒(méi)有得到明顯的體現(xiàn)。

[1]張國(guó)祥.三維邊坡滑動(dòng)面及穩(wěn)定性的非線性彈塑性有限元分析[D].長(zhǎng)沙鐵道學(xué)院博士學(xué)位論文,1999.

[2]李海光等編著.新型支擋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與工程實(shí)例(第二版)[M].北京：人民交通出版社，2010.

[3]姚敦呈.擋土墻的地震破壞分析[J].武漢大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版)，2003,36(02)：82-87.

[4]何義宏.紫坪鋪水庫(kù)左岸重載公路擋土墻震害調(diào)查分析[J].路基工程,2009(144)：192-193.

[5]駱巍.直立式擋土墻地震破壞機(jī)理及抗震措施研究[D].大連理工大學(xué)碩士學(xué)位論文,2012.

[6]楊劍.擋土墻地震被動(dòng)土壓力的擬動(dòng)力分析[J].防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報(bào),2012,32(3)：365-371.

[7]陳學(xué)良,鄭云雷,陳憲麥等.三個(gè)抗震問(wèn)題簡(jiǎn)析及新型擋土墻地震反應(yīng)評(píng)述[J].世界地震工程.2007,23(2)：118-124.

[8]Shodolapo Oluyemi Franklin,Abiodun Luqman Olopade.A Note On the Analysis and Design of Cantilever Retaining Walls Using the Cecp2 and Bs8002 Methods [J].www.arpapress.com//Volumes/Vol.11,2012,11(1)：117-121.

[9]Robert W.Day.Design and Construction of Cantilevered Retaining Walls [J].Periodical on Structural Design and Construction.ASCE,1997,2(1)：16-21.

[10]Koichi Akai.Geotechnical Reconnaissance of the Effects of the January 17,1995,Hyogoken-NanbuEarthquake,Japan[J].Earthquake Engineering Research Center,University of California at Berkeley,1995.

[11]胡俊強(qiáng).懸臂式擋土墻低應(yīng)變動(dòng)力特性分析[D].重慶：重慶大學(xué),2009.

[12]侯衛(wèi)紅,侯永峰.懸臂式擋土墻受力分析[J].北方交通大學(xué)學(xué)報(bào),2004,28(4)：16-19.

[13]蔡白潔.加筋土支擋結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)分析[D].蘭州交通大學(xué)碩士學(xué)位論文,2013.

（責(zé)任編輯：陳 輝）

Experiment of Cantilevered Retaining Wall Shaking Table Model and Its Dynamic Analysis

FU Zhi-ming

（China Railway 24th Bureau Group Xinyu Engineering Co.,Ltd.,Xinyu 338000,China）

According to similarity theory,the similarity relations of themain physical quantities were studied in this paper，themain similarity coefficients and the simulation materials and itsmain properties of physical and mechanics for small-scale shaking tablemodel testswere determined.Shaking table testswere conducted on cantilevered retaining wall filled with sand under horizontal seismic loading to investigate the dynamic response of the wall.The horizontal acceleration,dynamic horizontal displacement,dynamic stress of cantilevered retaining wall was achieved by model tests under different peaks of horizontal earthquake incentives.Through case studies,this paper provides reference for the seismic design of cantilevered retaining wall.

cantilevered retaining wall;shaking table model test;horizontal earthquake incentives;dynamic characteristics

G741

A

123（2015）03-0030-05

2014-11-21

傅志明（1988-），男，江西新余人，中鐵二十四局集團(tuán)新余工程有限公司，助理工程師。研究方向：城市軌道設(shè)計(jì)。