哈佳高铁典型填方路堤的动力响应实验研究

董连成， 王运瑞， 徐 禛

(黑龙江科技大学 建筑工程学院， 哈尔滨 150022)

0 引 言

地震作用下路基的稳定性是岩土工程十分关心的问题之一。我国地处两大活跃地震带环太平洋地震带及地中海—喜马拉雅地震带之间，板块构造和动力条件决定我国是一个地震高发的国家。

尽管相似材料的选取和边界条件处理等不足一直制约着模型实验的发展，但振动台模型实验仍以其可重复性和可操作性等优点被采用，是了解结构动力响应和地震破坏形态的一种重要手段。邱长林等[1]开展了比例尺为1∶20的路基大型振动台模型实验，研究路基结构对地震波加速度的动力放大效应。郭兴方[2]利用振动台模型与相似级配实验，确定了巨粒土的最大干密度与压实度控制标准。孙发权[3]利用振动台对路基模型施加竖直和水平双向地震荷载，研究路基结构不同部位的加速度和位移响应特点，分析了重力式挡土墙的加速度动力响应规律。M.E.ZAEI等[4]基于Rock P软件和Morgestron-Price 稳定性方法，分析了强震对滑坡失稳的影响。李金贝等[5-6]以加砂30%的红黏土为填料，分别进行了有支挡结构和无支挡结构路基模型的振动台模型实验，通过FLAC3D与振动台实验对照，确定路基最大加速度响应一般发生在路基顶部和挡土墙顶部位置。 王建[7-8]利用振动台模型实验重现“大震-中震型”、“中震-大震型”不同地震序列作用下路堤模型的损伤演化过程，揭示了不同地震序列对路堤损伤的影响，为评估路堤震害模式及修复措施提供参考。G.Gazetas 等[9]采用有限元法对混凝土挡墙、预应力锚固桩和加筋挡土墙的地震动力特性进行了数值模拟。朱宏伟[10]采用大型振动台模型实验与数值模拟方法，研究了地震作用下柔性挡墙和刚性挡墙的动力响应特性和变形破坏机制。

笔者依托于试运行的哈佳高铁，设计了地震模拟振动实验方案，考虑地震波强度、频率、类型因素的影响，研究路堤在地震动荷载下的动力响应及震后路堤的破坏形态，为完善抗震设计方法、提高铁路建设质量提供服务。

1 实 验

1.1 实验设备及模型

振动台台面尺寸2.7 m×1.7 m，最大载重量为90 kN，最大抗倾覆力矩50 kN·m，最大加速度1 g，工作频率范围0.1～20 Hz，水平向最大行程±150 mm。

实验在模型箱内进行，选用三面固定一端开口的刚性模型箱，外观尺寸2.2 m×1.5 m×1.8 m。利用刚性边界固定，采用等边角钢和钢板制作支撑框架。在四壁内侧贴一层厚度为4 cm的聚苯乙烯泡沫板作为减震层，泡沫板表面衬上一层聚乙烯塑料薄膜以减少土体与箱壁之间的滑动摩擦。

振动台实验模型路堤比例尺为1∶20。在模型制作时，填土逐层铺设并压实，地基部分每5 cm为一层，一共6层，路堤部分则每10 cm为一层，一共4层。模型示意及传感器布置见图1。

图1 模型示意与传感器布置Fig. 1 Model sketch and sensor arrangement

归一化后的地震加速度时程曲线和其对应的傅氏谱如图2、3所示。

图2 EL-centro波加速度时程曲线及傅氏谱Fig. 2 Acceleration time history curve and Fourier spectrum of EL-centro wave

图3 南京波加速度时程曲线及傅氏谱Fig. 3 Acceleration time history curve and Fourier spectrum of Nanjing wave

1.2 相似关系及材料选择

模型设计最关键的是确定模型与原型之间的相似关系。实验以模型几何相似比、密度相似比和加速度相似比为控制参量，按Bockingham π定理导出各物理量之间的相似关系，见表1。

表1 模型相似关系与相似常数Table 1 Similarity relation and constant of model

为了确保实际路堤地震响应与模型的地震模拟相似度，提高实验结果的说服力，路堤模型填料选用施工场地的原料土。哈佳高铁路堤填土类型共分2种，分别为混拌的A、B组土和混拌的A、B、C组土，其中A、B、C种土料都是依据《铁路路基施工规范》的要求进行筛选。综合考虑实验精度与筛配工程量的大小，选用等量替代法处理粒径过大的问题，完成土料配置并测得不均匀系数8.72，曲率系数1.65。A、B组土最优含水率11.2%、最大干密度1.858×103kg/m3，A、B、C组土最优含水率10.6%、最大干密度1.847×103kg/m3。

1.3 地震波加载方式

实验输入的地震波为EL-centro波和南京波，按照相似关系对这两种地震波进行归一化处理。每次地震波输入前先进行时长20 s的高斯白噪声微振实验，幅值取0.03 g。以0.1 g为幅值梯度依次输入EL-centro波、南京波，幅值区间从0.05 g到0.60 g，时间压缩比为9.457，直至模型出现破坏性损伤。每级别加速度的作用时间为30～60 s，在每级地震波加载完成后，暂停不少于5 min，观察现象和采集数据，然后施加下一级的加速度，具体加载方案见表2。

表2 地震波加载方案Table 2 Seismic wave loading scheme

2 模型路堤的动力响应

2.1 加速度响应

表3、4为模型加载两种地震波时，不同台面激励加速度峰值对应的各监测点实测加速度峰值，其中，A0处数据为台面测点的实测加速度峰值。由数据比较可以看出，低强度地震波工况下路堤顶部的加速度与台面输入加速度相差可达1.5倍左右。加速度峰值放大系数在模型路肩附近的增长趋势尤为剧烈，路肩处的加速度峰值是整个传递过程中的最大值。对于整个路堤结构，随着台面输入地震波幅值的增大，各测点的加速度峰值放大系数逐渐缩小。

表3 EL-centro波下各测点水平向加速度响应峰值Table 3 Maximum horizontal acceleration of each measruing point under EL-centro seismic waves

表4 南京波下各测点水平向加速度响应峰值Table 4 Maximum horizontal acceleration of each measruing point under Nanjing seismic

图4为路堤模型在EL-centro波(Ct=9.457)水平向激励下，各测点的加速度峰值(PGA)放大系数分布曲线。图4a为放大系数沿路面宽度的分布，可以看出同一工况下加速度峰值放大系数差距不大。

从图4b、c可以看出，边坡对地震波加速度有明显的放大作用，下边坡路肩处增幅最大，最大处放大系数为2.411(工况3、测点4)，且同一工况下路肩加速度响应峰值下边坡处略大于上边坡处。图4d给出了路堤中心线处加速度峰值放大系数，随着高度h的增加,加速度峰值放大系数呈现出单调递增的趋势，最大处放大系数为2.318(工况3、测点5)。

图4 模型各测点加速度峰值放大系数分布曲线Fig. 4 Acceleration amplification distribution on embankment model

2.2 土压力响应

地震模拟振动实验中，在路堤模型不同高度处分别埋置了4个土压力传感器，EL-centro波和南京波激励下路堤内部土压力峰值如表5、6所示，图5为不同地震波下路堤模型内部土压力随高度变化曲线。由图5可知，路堤模型内部的土压力随高度的增加先急速减小，在四分之三坡高处达到最小值，然后在坡肩位置附近缓慢增加。在路堤结构中，坡底处的土压力达到最大值，在同一地震波工况激励下是坡顶处土压力的3倍左右，且南京波作用下的路堤内部土压力要大于EL-centro波。

表5 EL-centro波下路堤不同高度土压力峰值Table 5 Peak pressure of embankment at different height under EL-centro seismic waves

表6 南京波下路堤不同高度土压力峰值Table 6 Peak pressure of embankment at different height under Nanjing seismic waves

图5 路堤模型内部土压力沿高度变化规律Fig. 5 Change rule of soil pressure along height in embankment model

呈现这种分布规律的原因是，影响路堤结构土压力的因素是监测点位所处位置的路堤截面几何宽度与该点位处的水平加速度，几何宽度较大的部位路堤填土的质量也就越大，由于路堤底部的宽度最大，路堤上部结构的尺寸较小，因此，路堤水平地震力主要是随高度的增加而逐渐递减，同时路堤顶部的加速度响应比较强烈，所以，在路顶附近的土压力会出现缓慢增长的态势。从各地震波激励下的路堤土压力分布曲线可以看出，输入地震波波形的变化对土压力分布规律的影响有限，主要影响因素为地震波强度及路堤的空间几何结构。

2.3 地震波类型的影响

考虑到高强度地震波工况中地震波幅值对路堤动力响应的影响权重较大，先期频繁的振动也会造成实验数据一定程度的失真，因此，以低强度的工况5、工况9为例，分析下边坡测点在上述工况下的加速度峰值放大系数，如图6所示。从图6可以看出，在南京波作用下的路堤下边坡加速度放大系数较EL波作用下的路堤下边坡加速度放大系数大。数据表明在输入不同的波频谱时，引发的加速度响应差距较为明显。

图6 不同类型地震波作用下各测点处PGA放大系数Fig. 6 PGA amplification coefficients of measuring points under different kinds of seismic waves

2.4 地震波幅值的影响

为了研究地震波幅值对路堤加速度响应的影响，制定了以0.10 g为幅值梯度、幅值区间为0.05～0.60 g的地震波加载方案，并进行时间压缩比9.457的地震模拟振动实验。结果表明，各地震波作用下路堤加速度响应表现出相似的规律。图7为上述工况下测点4处的PGA放大系数。从图7可以看出，台面输入地震波的幅值越大，路堤模型各部位的加速度峰值放大系数越小。放大系数减小的原因是随着振动次数的累积与激励强度的增加，路堤结构开始出现损伤，土体的自振频率有所降低，阻尼比逐渐增大，致使路堤加速度峰值放大系数缩小。

图7 不同振幅地震波作用下测点4处PGA放大系数Fig. 7 PGA amplification coefficients of measuring point 4 under seismic waves with different amplitudes

2.5 地震波频率的影响

自然释放的地震波具有强度各异的高低频分量，开展幅值为0.10 g，时间压缩比分别为9.457、5.119、2.771和1.500的EL-centro波地震模拟振动实验，研究地震波频率对路堤加速度响应的影响。图8展示了测点6和测点15在不同频率EL-centro波工况下加速度峰值放大系数变化规律。

图8 不同频率EL-centro波工况下路堤测点的加速度放大系数Fig. 8 Acceleration magnification coefficient of embankment measuring points under different frequency EL-centro seismic waves

由图8可以看出，路堤测点加速度峰值放大系数并非随频率的增加而简单地呈现单调递增或递减规律，而是出现先增大后减小的二段变化，表明高频或是低频地震波对路堤的加速度激励效果并不明显，在时间压缩比为4～6的区间内，路堤的加速度峰值放大系数出现最大值，是因为该区间内EL-centro波的卓越频率与路堤模型的自振频率接近，引发一定程度的共振。

2.6 模型路堤损伤情况

当台面输入不同地震波峰值加速度时，路堤模型损伤情况如图9所示。

图9 路堤模型损伤Fig. 9 Demage of embankment model

当台面输入地震波峰值加速度为0和0.10 g的EL-centro波时，模型表面没有裂缝出现，土体结构完好。当台面输入地震波峰值加速度达到0.20 g的EL-centro波时，加速度放大系数最大的模型顶部与坡肩位置附近的土体有松散和脱落现象，并且伴有下陷情况，震后基顶最终下降量6 mm，同时，在水平地震力作用下，下边坡坡脚向外剪出。随着台面输入地震波加载到0.30 g的EL-centro波时，路堤顶部开始产生细小的竖向裂缝，路肩的脱落现象加剧。当台面输入地震波加速度峰值增加至0.40 g的EL-centro波时，原先出现的裂缝的深度与宽度都进一步拓展，并且发育出更多细小裂纹向周边延伸，两侧坡肩的土体松动明显，有小面积的浅层滑动现象。台面激励强度达到0.50 g的EL-centro波时，坡肩与三分之一坡高处的水平裂缝几近横穿整个路堤坡面， 水平裂缝之间通过竖向裂缝相连。当台面输入地震波峰值加速度达到0.60 g的EL-centro波时，路堤结构破坏严重，整体性大幅度降低，上下两侧坡肩处的裂缝沿基顶宽度方向汇合，形成贯通裂缝。此时，路堤模型开始出现滑塌现象，坡脚被余土覆盖，经测量路堤顶部的最终沉降量达到12.5 mm，路堤已经丧失基本的使用功能。

3 结 论

通过缩尺模型振动实验，研究哈佳高铁典型路堤的地震动力响应。得出以下结论：

(1)路堤对输入地震波具有明显的放大作用，在路肩附近急剧增大。填方路堤的路肩处在地震中相对较容易开裂，这同时与路肩处实际压实程度有关，是抗震薄弱环节。

(2)当台面输入地震波强度小于0.20 g时，路堤模型变形状况良好，整体稳定性较好，表面无明显损伤，只有少量沉降。台面输入地震波的加速度幅值越大，路堤的位移响应越明显，同一加载工况下的上下两侧边坡的破坏形式相似，路堤中上部的位移响应较大。