地震作用下雙級(jí)加筋土擋墻的動(dòng)力響應(yīng)研究

張世暖,蔡曉光

(中國(guó)地震局 防災(zāi)科技學(xué)院，河北 三河 065201)

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地震作用下雙級(jí)加筋土擋墻的動(dòng)力響應(yīng)研究

張世暖,蔡曉光

(中國(guó)地震局 防災(zāi)科技學(xué)院，河北 三河 065201)

為了研究汶川地震中一處雙級(jí)加筋土擋墻的破壞機(jī)理，利用FLAC3D有限差分軟件進(jìn)行動(dòng)力分析；在此基礎(chǔ)上，研究平臺(tái)寬度的變化對(duì)雙級(jí)加筋土擋墻抗震性能的影響。數(shù)值結(jié)果表明：汶川地震中，平臺(tái)位置產(chǎn)生過(guò)大的水平位移和豎向位移是該雙級(jí)加筋土擋墻發(fā)生局部破壞的原因；地震作用下，墻頂處水平位移最大值與不同的平臺(tái)寬度之間呈非線性關(guān)系，上級(jí)擋墻的水平位移最大值隨平臺(tái)寬度的增加先減小后增大，而下級(jí)擋墻的水平位移最大值則隨平臺(tái)寬度的增加先增大后減小；增大平臺(tái)寬度可以減小下級(jí)擋墻面板附近填土的豎向位移；在低烈度時(shí)，平臺(tái)寬度對(duì)峰值加速度(Peak Ground Acceleration, PGA)放大系數(shù)影響較小；在高烈度時(shí)，平臺(tái)寬度對(duì)PGA放大系數(shù)影響較大。因此通過(guò)設(shè)計(jì)合理的平臺(tái)寬度能提高雙級(jí)加筋土擋墻抗震性能。

雙級(jí)加筋土擋墻；汶川地震；平臺(tái)寬度；抗震性能；FLAC3D

1 研究背景

加筋土擋墻是一種柔性擋土結(jié)構(gòu)物，其優(yōu)異的抗震性能在近年來(lái)幾次大地震如美國(guó)Loma Prieta地震、美國(guó)Northridge地震、日本Kobe地震、土耳其Izmit地震、臺(tái)灣集集地震和汶川地震中獲得驗(yàn)證以及肯定[1-3]，并成為學(xué)術(shù)研究主流。規(guī)范[4]中規(guī)定當(dāng)單級(jí)加筋土擋墻的墻高超過(guò)12 m時(shí)，建議采用多級(jí)加筋土擋墻的形式。目前針對(duì)多級(jí)加筋土擋墻的靜力性能已經(jīng)開展了一些研究[5-13]，而多級(jí)加筋土擋墻的抗震性能研究尚少。

汶川地震中有多例加筋土擋墻經(jīng)受考驗(yàn)[14]，但仍存在著設(shè)計(jì)落后于實(shí)踐的狀況。鑒于此，本文以汶川地震中損壞的雙級(jí)加筋土擋墻為分析對(duì)象進(jìn)行數(shù)值模擬，分析其破壞機(jī)理；在此基礎(chǔ)上，同時(shí)研究平臺(tái)寬度對(duì)雙級(jí)加筋土擋墻抗震性能的影響。

圖1 雙級(jí)加筋土擋墻斷面示意

2 工程概況

汶川地震中發(fā)生損壞的雙級(jí)加筋土擋墻位于國(guó)道213都江堰至映秀段，該線路以高路堤通過(guò)山間谷地，設(shè)計(jì)抗震設(shè)防烈度為7度。圖1[15]為該擋墻斷面的設(shè)計(jì)示意圖，路基表層為白云巖，厚2～5 m；擋墻分兩級(jí)施工，上級(jí)擋墻高10 m，下級(jí)擋墻高10 m，上下級(jí)擋墻均采用C25混凝土條形基礎(chǔ)，其中上級(jí)墻的條形基礎(chǔ)直接坐落在下級(jí)墻墻后的填土上，平臺(tái)寬度為1.2 m；擋墻采用C20預(yù)制混凝土面板，面板長(zhǎng)0.6 m，寬0.25 m，厚0.20 m，每一塊面板中部預(yù)埋一個(gè)拉筋連接環(huán)；拉筋采用CAT300200C鋼塑復(fù)合加筋帶，極限抗拉強(qiáng)度為12 kN，破壞伸長(zhǎng)率<1%，拉筋分層鋪設(shè)于填土表面，層間距0.5 m，自路基表面向下0～5 m內(nèi)，拉筋長(zhǎng)11 m；5～10 m內(nèi)，拉筋長(zhǎng)10 m；10～15 m內(nèi)，拉筋長(zhǎng)9 m；15～20 m內(nèi)，拉筋長(zhǎng)8 m。

圖2 雙級(jí)加筋土擋墻的數(shù)值模型

3 基本模型的建立

3.1 幾何模型

雙級(jí)加筋土擋墻的數(shù)值計(jì)算模型如圖2所示。深色部分為土工格柵單元，淺色部分為地基和填土單元。y方向取單位寬度1 m進(jìn)行計(jì)算，面板后填土寬度為30.4 m，地基左邊界延伸至面板外10 m，地基底邊界延伸至填土下5 m。

模型分為地基、墻面板、填土及土工格柵單元4個(gè)部分；計(jì)算時(shí)，地基、面板的本構(gòu)模型采用彈性模型，填土的本構(gòu)采用摩爾-庫(kù)倫模型[16-17]；地基、面板和填土為實(shí)體單元，土工格柵用軟件[18-19]自帶的結(jié)構(gòu)單元geogrid模擬；填土、面板、地基等計(jì)算參數(shù)使用其他學(xué)者[14]的研究成果，表1和表2為材料的計(jì)算參數(shù)。

表1 地基、面板、填土的計(jì)算參數(shù)

表2 土工格柵計(jì)算參數(shù)

3.2 邊界條件和地震波輸入

在動(dòng)力計(jì)算前首先需要對(duì)模型進(jìn)行靜力條件下的初始應(yīng)力計(jì)算，如圖2所示，模型底部固定其沿x,y和z方向的速度，x=-10 m和x=30.4 m前后2個(gè)面固定其x軸方向的速度，y=0 m和y=1 m 2個(gè)側(cè)面固定其y方向的速度。

而在動(dòng)力問(wèn)題[19]中，靜態(tài)分析所采用的固定邊界或彈性邊界，在動(dòng)力分析中將導(dǎo)致向外傳播的波反射回模型，且不允許必要的能量發(fā)散，這會(huì)對(duì)動(dòng)力分析結(jié)果產(chǎn)生影響。為解決這一問(wèn)題， FLAC3D中提供了靜態(tài)(黏性)邊界和自由場(chǎng)邊界2種邊界條件來(lái)減少模型邊界上波的反射。

圖3為本文模型邊界示意圖，地基為模量較大的巖體，可以認(rèn)為是剛性地基，因此模型底部可以不設(shè)靜態(tài)邊界條件，只在模型兩側(cè)設(shè)置自由場(chǎng)邊界。

圖3 模型邊界示意

為考察模型邊界設(shè)置的合理性，對(duì)模型前、后、左、右邊界及同一水平高度內(nèi)側(cè)1 m處相鄰點(diǎn)的加速度、速度進(jìn)行了監(jiān)測(cè)，其時(shí)程與傅里葉譜均無(wú)明顯差異，表明邊界模擬效果良好，主體網(wǎng)格與模型周圍的自由場(chǎng)網(wǎng)格基本同步，達(dá)到自由場(chǎng)網(wǎng)格的目的；模型底部一點(diǎn)的加速度時(shí)程與輸入的加速度時(shí)程曲線十分吻合，說(shuō)明地震波的輸入是正確的。

輸入雙級(jí)加筋土擋墻附近臺(tái)站記錄的地震波能夠更加真實(shí)地反映實(shí)際遭受的地震作用。汶川地震中有地震波記錄且與距離擋墻較近的臺(tái)站有郫縣走石山臺(tái)站和臥龍臺(tái)站，由于臥龍臺(tái)站的場(chǎng)地條件是土層，而郫縣地震臺(tái)站與加筋土擋墻的場(chǎng)地條件都是基巖，所以選取汶川地震中郫縣走石山處基巖記錄到的地震波作為輸入；根據(jù)震后調(diào)查[20]，加筋土擋墻處于Ⅸ地震區(qū)，按照規(guī)定[21]將其峰值加速度調(diào)整為0.4g，并用軟件seismosignal進(jìn)行濾波和基線校正；由于郫縣的地震波持時(shí)較長(zhǎng)，全部輸入會(huì)增大計(jì)算負(fù)擔(dān)，因此這里只輸入含主震部分的地震波，持續(xù)時(shí)間為9.64 s，加速度時(shí)程曲線見圖4。

圖4 地震波加速度時(shí)程曲線

3.3 力學(xué)阻尼

阻尼的產(chǎn)生主要來(lái)源于材料內(nèi)部的摩擦以及可能存在的接觸面滑動(dòng)。FLAC3D動(dòng)力分析模塊中提供的阻尼有瑞利阻尼、局部阻尼和黏滯阻尼3種形式。本文采用局部阻尼[22]，阻尼系數(shù)大小為0.157。局部阻尼在振動(dòng)循環(huán)中通過(guò)在節(jié)點(diǎn)或結(jié)構(gòu)單元節(jié)點(diǎn)上增加或減少質(zhì)量的方法達(dá)到收斂，由于增加的單元質(zhì)量和減少的單元質(zhì)量相等，總體來(lái)說(shuō)，系統(tǒng)保持質(zhì)量守恒，局部阻尼系數(shù)為

αL= πD 。

式中D為臨界阻尼比。

3.4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果

3.4.1 墻面水平位移

圖5 墻面水平向位移

圖6 A點(diǎn)的水平位移時(shí)程曲線

為了研究地震作用下雙級(jí)加筋土擋墻水平位移的分布情況，以間距2 m沿墻高在上下級(jí)墻面上各布置了6個(gè)測(cè)點(diǎn)，模擬結(jié)果見圖5，可以看出：①上下墻的水平位移規(guī)律均是繞著基礎(chǔ)向外轉(zhuǎn)動(dòng)的變形；②平臺(tái)位置水平位移的最大值達(dá)到了53 cm，超過(guò)了規(guī)范[4]允許的變形量及其它學(xué)者[23]建議的變形控制值，這可能是造成擋墻平臺(tái)處面板垮塌的原因。圖6是地震作用下監(jiān)測(cè)點(diǎn)A的水平位移時(shí)程曲線，水平位移隨著時(shí)間逐漸增加到一定值后不再增加，說(shuō)明在地震作用下?lián)鯄γ鏁?huì)形成永久位移，這與劉春玲等[17]的結(jié)論相吻合。

3.4.2 擋墻整體豎向位移

圖7是地震作用后雙級(jí)加筋土擋墻的豎向位移云圖。

圖7 擋墻豎向位移云圖

云圖中顏色越淺表示水平位移越大，顏色越深表示水平位移越小；從圖7可以看出：①面板后沿筋帶長(zhǎng)度方向擋墻的整體豎向位移逐漸減小；②擋墻最大豎向位移發(fā)生在面板附近，達(dá)到了23.9cm，這與震后調(diào)查結(jié)果吻合[20]；③上級(jí)擋墻墻面附近的填土發(fā)生了較大的沉降，引起上級(jí)擋墻基礎(chǔ)對(duì)下墻靠近面板附近的填土明顯的擠壓，這可能會(huì)導(dǎo)致平臺(tái)位置附近面板的垮塌和筋材的斷裂。

3.4.3 墻面PGA放大系數(shù)

圖8 PGA放大系數(shù) 沿墻高的分布

為研究地震作用下雙級(jí)加筋土擋墻加速度的響應(yīng)規(guī)律，以間距2 m沿墻面共布置10個(gè)測(cè)點(diǎn)。這里定義PGA放大系數(shù)為墻面上任一測(cè)點(diǎn)的加速度響應(yīng)峰值與輸入地震波的峰值加速度的比值，圖8給出了PGA放大系數(shù)沿墻高的分布規(guī)律。從圖8中可以看出：加筋土擋墻墻面對(duì)輸入地震波具有明顯的放大作用，沿墻面方向向上，加速度放大系數(shù)呈非線性遞增的趨勢(shì)，在墻高1/4附近增幅較大，隨后又減小，在接近墻頂附近逐漸增大，這與陳強(qiáng)等[15]、徐光興等[24-25]的結(jié)論相吻合。

3.4.4 與震害實(shí)例對(duì)比分析

通過(guò)數(shù)值模擬研究了墻面水平位移、擋墻整體豎向位移，以及PGA放大系數(shù)，模擬結(jié)果可以看出：在峰值加速度為0.4g的地震作用下，雙級(jí)加筋土擋墻在平臺(tái)處發(fā)生了較大的水平位移，且上級(jí)擋墻沉降過(guò)大造成上級(jí)擋墻的基礎(chǔ)擠壓下級(jí)擋墻上部面板附近的填土，因此在過(guò)大的水平位移和豎向位移共同作用下，造成了雙級(jí)加筋土擋墻平臺(tái)位置的局部破壞，但由于筋材的加筋作用，擋墻并未發(fā)生整體垮塌；圖9[14]是汶川地震后擋墻實(shí)際破壞的照片，數(shù)值模擬結(jié)果可以較好地解釋其破壞機(jī)理，說(shuō)明上述建立的模型是合理的。

圖9 擋墻實(shí)際破壞情況

4 平臺(tái)寬度對(duì)加筋土擋墻抗震性能影響的分析

楊廣慶[13]在FHWA經(jīng)驗(yàn)公式的基礎(chǔ)上提出了適用不同臺(tái)階寬度的墻背水平土壓力計(jì)算方法；莫介臻等[26]通過(guò)試驗(yàn)研究，提出了使用于不同臺(tái)階寬度的擋墻潛在破裂面的計(jì)算模式；周春兒等[27]通過(guò)比較數(shù)值計(jì)算和模型試驗(yàn)，分析了土工格柵的間距對(duì)臺(tái)階式加筋土擋墻變形的影響；戴征杰等[28]進(jìn)行了臺(tái)階式加筋土擋墻的驗(yàn)算對(duì)比分析；呂鵬等[29]則分析了通過(guò)格柵參數(shù)及填料重度對(duì)擋墻內(nèi)土壓力分布規(guī)律的影響；匡柯柯等[30]則研究了路堤式加筋土擋墻的地震反應(yīng)特性，但是目前關(guān)于平臺(tái)寬度的變化對(duì)雙級(jí)加筋土擋墻抗震性能影響方面的研究成果較為少見，因此本文通過(guò)保持基本模型的土體、面板、地基、土工格柵等計(jì)算參數(shù)不變，以及邊界條件、阻尼和輸入地震波類型等不變，主要考慮不同平臺(tái)寬度1.2,2.2,3.2,4.2,6.2,8.2,10.2 m以及3種峰值加速度大小0.1,0.2,0.4g對(duì)雙級(jí)加筋土擋墻抗震性能的影響。

圖10 平臺(tái)寬度對(duì)上、下級(jí)墻頂處的水平位移的影響

4.1 數(shù)值計(jì)算結(jié)果

4.1.1 平臺(tái)寬度對(duì)水平位移的影響

由3.4.1節(jié)可知，在地震作用下雙級(jí)加筋土擋墻墻面的最大位移發(fā)生在各級(jí)擋墻墻頂處。圖10是不同平臺(tái)寬度的上下級(jí)擋墻墻頂處最大水平位移與不同峰值加速度之間的關(guān)系；對(duì)比兩幅圖可以看出：①上下級(jí)墻頂處的水平位移均是隨著峰值加速度的增大而增大；②擋墻水平位移的最大值與平臺(tái)寬度之間呈非線性關(guān)系，上級(jí)擋墻的水平位移隨著平臺(tái)寬度的增加先減小后增大，而下級(jí)擋墻的水平位移則隨著平臺(tái)寬度的增加先增大后減??；③在高烈度區(qū)時(shí)，平臺(tái)寬度對(duì)上級(jí)擋墻墻頂?shù)乃轿灰朴忻黠@的影響。

4.1.2 平臺(tái)寬度對(duì)豎向位移的影響

圖11是輸入地震波峰值加速度為0.4g時(shí)擋墻的豎向位移云圖，平臺(tái)寬度分別為1.2,2.2,4.2,8.2 m，云圖中顏色越淺表示豎向位移越大，顏色越深則豎向位移越小。從圖11中可以看出：①墻背后沿筋帶長(zhǎng)度方向填土的豎向位移逐漸減小；②隨著平臺(tái)寬度的增大，云圖中下級(jí)擋墻平臺(tái)附近填土的淺色面積越來(lái)越少，即下級(jí)擋墻填土的沉降減小了，說(shuō)明增大平臺(tái)寬度可以減小上級(jí)擋墻基礎(chǔ)對(duì)下級(jí)擋墻平臺(tái)面板附近的擠壓作用進(jìn)而提高平臺(tái)處的安全性。

圖11 不同平臺(tái)寬度擋墻的豎向位移云圖(0.4 g)

圖12 平臺(tái)寬度對(duì)PGA放大系數(shù)的影響

4.1.3 平臺(tái)寬度對(duì)PGA放大系數(shù)的影響

圖12是不同峰值加速度作用下平臺(tái)寬度與墻頂處PGA放大系數(shù)的關(guān)系曲線。從圖12可以看出：①PGA放大系數(shù)與平臺(tái)寬度之間呈非線性關(guān)系；②當(dāng)峰值加速度為0.1g時(shí)，墻頂處PGA放大系數(shù)受平臺(tái)寬度影響較?。划?dāng)峰值加速度為0.2g和0.4g時(shí)，平臺(tái)寬度對(duì)墻頂處PGA放大系數(shù)影響較大，在D=2.2 m和D=10.2 m時(shí)達(dá)到最小值；③墻頂處PGA放大系數(shù)隨峰值加速度的增大而減小。

5 結(jié)論與建議

(1) 汶川地震中損壞的雙級(jí)加筋土擋墻的破壞原因可能是當(dāng)?shù)卣鹆叶容^大時(shí)，先是平臺(tái)位置過(guò)大的水平位移和豎向位移導(dǎo)致面板脫落失去擋土的功能，緊接著上級(jí)擋墻基礎(chǔ)下方的填料垮落，最終地基承載力不足使得基礎(chǔ)難以承擔(dān)上部荷載而發(fā)生折斷，模擬結(jié)果與實(shí)際震害結(jié)果吻合較好。

(2) 在低烈度區(qū)時(shí)，平臺(tái)寬度對(duì)雙級(jí)加筋土擋墻的抗震性能影響較??；而在高烈度區(qū)，平臺(tái)寬度對(duì)擋墻的抗震性能有明顯的影響，尤其是上墻的最大水平位移及PGA放大系數(shù)，因此，在高烈度區(qū)設(shè)計(jì)人員進(jìn)行雙級(jí)加筋土擋墻抗震設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮平臺(tái)寬度的影響。

(3) 在靜力條件下，不同平臺(tái)寬度的雙級(jí)加筋土擋墻初始應(yīng)力及應(yīng)變狀態(tài)是不同的，因此這可能是不同平臺(tái)寬度引起的地震反應(yīng)不同的原因之一。

(4) 由于上級(jí)擋墻的基礎(chǔ)直接坐落在下級(jí)擋墻的填土上，地震作用時(shí)，雙級(jí)加筋土擋墻的平臺(tái)處是整個(gè)擋墻最薄弱的地方，因此如何減小上級(jí)擋墻的基礎(chǔ)對(duì)下級(jí)擋墻的影響將是今后研究的一個(gè)新方向。

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[27]周春兒, 何光春, 龍麗吉. 臺(tái)階式土工格柵加筋土擋墻結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]. 河海大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2008, 36(5):713-717.

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(編輯：趙衛(wèi)兵)

Dynamic Response of Two-stage Reinforced Soil-retainingWall under Seismic Action

ZHANG Shi-nuan, CAI Xiao-guang

(Institute of Disaster Prevention， China Earthquake Administration, Sanhe 065201, China)

Dynamic analysis was conducted with FLAC3Dto study the failure mechanism of a two-stage reinforced soil-retaining wall in Wenchuan earthquake. On this basis, the effect of platform width on the seismic performance of the wall was researched. The numerical results reveal that too large horizontal and vertical displacement at the platform is the cause of local failure of the wall. Under seismic action, the maximum horizontal displacement at the top of the wall is in a non-linear relationship with the platform width, and the maximum horizontal displacement of the upper wall firstly decreases with the increase of platform width and then increases; while the horizontal displacement of the lower wall firstly grows with the increase of platform width and then decreases. Vertical displacement of backfill near by the lower wall panel could be reduced by increasing the platform width. Moreover, under low seismic intensity, platform width has no apparent effect on the magnification of PGA (Peak Ground Acceleration) but in the opposite under high intensity. Therefore, the seismic performance of two-stage reinforced soil retaining wall could be improved by designing a reasonable platform width.

two-stage reinforced soil retaining wall; Wenchuan earthquake; platform width; seismic performance; FLAC3D

2015-09-28;

2015-10-22

中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)研究生科技創(chuàng)新基金(ZY20150310)

張世暖(1990-)，男，福建福州人，碩士研究生，從事加筋土擋墻動(dòng)力反應(yīng)方面的研究工作，(電話)18759194377(電子信箱)lswz_316787702@qq.com。

蔡曉光(1979-)，男，河南鶴壁人，副教授，碩士生導(dǎo)師，博士，主要從事?lián)跬两Y(jié)構(gòu)抗震及建筑震害預(yù)測(cè)等方面的研究工作，(電話)13331168121(電子信箱)caixiaoguang123@163.com。

10.11988/ckyyb.20150823

2017,34(1):129-134

TV698.1

A

1001-5485(2017)01-0129-06