门源MS6.9地震诱发明长城山丹段破坏机理分析

2022-06-08石玉成王韶鹏池佩红

地震工程学报 2022年3期

李韬,石玉成,刘琨,2,刘北,王韶鹏,池佩红,2,赵亮

(1.中国地震局兰州地震研究所,甘肃兰州 730000;2.中国地震局(甘肃省)黄土地震工程重点实验室 ,甘肃兰州 730000;3.甘肃省地震局,甘肃兰州 730000)

0 引言

甘肃省山丹县现存较为完整的明长城有60 km左右、烽燧64个,是国内保存最好的土筑长城。历史上,山丹长城历经多次地震袭扰:如1927年古浪MS8.0地震,山丹—武威段长城遗址地震烈度达到Ⅶ～Ⅹ度,长城遭受严重破坏;1954年山丹MS7地震,山丹段长城遭受Ⅷ度地震烈度袭击,受损严重;2003年民乐—山丹MS6.1、MS5.8地震对山丹长城口的影响烈度仅为Ⅴ度,却仍造成明长城部分段落坍塌[1-3]。因此必须重视地震对长城遗址的破坏方式。

前人对长城墙体在各类因素下的劣化破坏机理进行了一系列研究,张虎元等[4]通过室内模拟试验研究了温度差与城墙表层病害发育的联系,发现西北地区剧烈的温度差导致城墙表层与内部土体出现内热应力差从而劣化发生隆起剥离;俞莉等[5]采用SVM机器学习方法成功预测了嘉峪关烽火台裂隙发展与气候变化的联系,指出裂缝宽度与气温幅值呈负相关关系;崔凯等[6]通过试验研究了不同盐含量的重塑土样经历不同期次的干湿循环后其强度的变化,发现遗址土的抗压、抗拉、抗剪强度均随着盐分含量与干湿循环次数的增加而衰减;张博等[7]通过等比例模型试验分析了静力作用下掏蚀病害对城墙稳定性的影响,发现当掏蚀深度超过20%时墙体偏应力迅速增大,并随着掏蚀的增大首先发生墙体拉裂破坏;赵凡等[8]利用土壤侵蚀学理论分析了降雨对遗址的侵蚀作用,指出遗址的主要破坏形式有冲沟侵蚀、片流面蚀和雨蚀剥离。

目前对长城墙体在地震作用下破坏机理的研究已取得了一定成果,刘琨等[9]以高昌古城内城墙为研究对象进行三维模拟分析,认为地震作用下墙体凹陷处与孔洞周围会出现拉应力集中;孔德政等[10]以两侧掏蚀情况相似的金川西段长城为对象进行地震模拟分析,认为墙体首先在掏蚀部位发生拉裂破坏;张明泉等[11]通过改变掏蚀病害尺寸模拟分析良渚古城墙在地震作用下的破坏模式,认为地震作用下城墙掏蚀部位易形成潜在拉破坏口,并且形成上下贯通的塑性区,造成墙体失稳;裴强强[12]通过掏蚀对城墙稳定性影响的振动台试验发现墙体首先从未掏蚀侧层界面拉裂最终至破坏。但上述研究大多基于理想化模型,与实际有一定差距,且研究均针对高强度地震下城墙的破坏方式,对于低烈度下长城的破坏机理涉及尚不够深入。

2022年1月8日,青海省海北州门源县(37.77°N,101.26°E)发生MS6.9地震,震源深度10 km。地震造成山丹县处于Ⅴ度区的一明长城墙体发生局部坍塌,正是低烈度区长城破坏的典型案例,因此探讨其地震破坏机理具有重大意义。本文首先对地震震害进行调查以掌握不同烈度区特别是Ⅵ度和Ⅴ度区内建筑结构的震害特点;然后通过现场调查、无人机摄影建模、结构振动测试及取样分析对坍塌城墙震害特点、结构尺寸、动力特性及材料破坏特性进行全面了解;再通过病害分析探讨坍塌城墙破坏原因,最后通过数值计算验证分析的正确性,探讨坍塌墙体在此次地震中的震害机理。

1 门源地震及山丹境内震害特点

门源地震震中位于青藏高原东北缘祁连—海原地震带中东段的冷龙岭断裂,属于祁连—柴达木地块的边界,沿断裂带分布有冲沟水系、阶地、山脊等一系列断错地貌[13]。震区在北东向构造应力的作用下发生NE向的挤压缩短、顺时针旋转和向SEE方向的挤出构造变形[14]。冷龙岭断裂总体走向110°,长120 km,其所处区域周围多条断层如海原断裂1920年发生过MS8.5地震、古浪断裂1927年发生过MS8.0地震,该断裂具有发生强震的构造背景,是中国大陆地壳运动最强烈、活动频率最高、强度最大的地区之一[15]。

地震影响区域最高烈度为Ⅸ度,Ⅵ度区及以上面积约23 417 km2,等震线长轴呈北西西走向,长200 km,短轴153 km,共涉及甘肃省3个市6个区县。初步研究表明,此次地震造成地表产生两条主要破裂带,北侧主破裂段长度超过18 km,从东向西经过硫磺沟脑分水岭、兰新高铁大梁隧道、道沟至下大圈沟西支沟止,整体走向为NWW;南侧次破裂段长约4 km,沿大西沟、狮子崖一线分布,整体近EW走向,同震最大水平位错约2.41 m[13]。地震没有造成人员死亡,但对农村民居房屋及部分交通线路产生了严重损伤,位于Ⅶ度区及以上烈度范围的兰新高铁浩门至山丹军马场段铁路地基和轨道严重变形、隧道群开裂产生局部塌方,其中处于极震区(Ⅸ度区)的距北支主破裂带仅500 m的兰新高铁硫磺沟大桥整体向左下塌陷,桥体被完全破坏。但是,同处硫磺沟极震区的其他构建筑物如硫磺沟公路桥、跨硫磺沟的引硫济金水利工程均基本完好,仍然可以运行。当地牧民修建的土坯房也只是出现局部开裂,不影响使用功能[16]。此次地震灾害在低烈度区内(Ⅵ度及以下)以房屋建筑破坏为主,砖混、土坯类建筑破坏主要是墙体产生竖向、斜向裂缝,围墙倒塌。经调查,Ⅵ度区内,位于震中33.5°方位、距震中48.8 km的新城子镇马营沟村10户村民房屋院墙出现轻微裂缝,没有房屋倒塌;位于震中67.2°方位、距离66.7 km的皇城镇河东村仅4户村民房屋出现裂缝,没有房屋倒塌;位于震中345.3°方位、距离71.4 km的霍城镇东关村受灾较为严重,共90多户房屋出现不同程度墙体开裂,一小学围墙出现倾斜,但没有房屋倒塌。Ⅴ度区内,位于震中353.3°方位、距离96 km的位奇镇各村受灾情况相比霍城镇要好一些,全镇共12户出现围墙倒塌,118户住房出现不同程度裂缝;位于震中354°方位、距离111 km的山丹县城内一学校房屋横梁出现明显裂缝[17]。此次地震坍塌的长城墙体位于V度区,根据中国地震局1月11日发布的地震烈度图,坍塌城墙与震中相对位置见图1。

2 明长城山丹段坍塌墙体工程地质调查

2.1 震害现象

此次地震中坍塌的明长城城墙(38.8°N,101.1°E)位于山丹县城北侧边缘处。坍塌部分属一整段墙体的墙头,墙头在横截面中部呈竖向开裂向掏蚀侧坍塌,墙体其余部分无地震诱发损坏。塌落土体多呈块状,为一特大块状土体和多个小块土体组成。经测量,最大的块状土体长90 cm,厚38 cm,其余块状土体约厚20 cm,与遗存城墙的夯层厚度近似。散落土体向掏蚀侧滚动,被防护网拦住(图2,其中A面为坍塌横向截面,B面为纵向截面)。

图2 墙体震害现象Fig.2 Earthquake damage phenomenon of wall

2.2 震害现场无人机摄影测绘

对此次地震中坍塌城墙所在的整段长城进行现场调查,发现长城遗址体量大、表面破损严重,常规测量手段如卷尺、花杆、塔尺、GPS等限制了调查工作的精确性。而常用于小模型建模的三维激光扫描技术又存在花费高、操作难的缺点,在土遗址保护工作中不多见。多视角三维重建是一项依靠照片生成三维模型的新技术,近年来多被引用到考古工作中,为考古调查及器物绘图提供了许多便捷。因此借鉴此方法,采用大疆精灵4无人机正摄与斜摄多视角摄影,获取土遗址表面多个角度的照片,利用云端地球将采集的照片进行对齐、生成密集点云、连接点云生成三角形网格、纹理贴图、最终生成长城遗址三维模型[图3(a)]与局部坍塌墙模型[图3(b)][18]。模型尺寸与现场实测值一致,保证了后续建模及分析的精确性。

通过对三维模型的分析与现场调查发现:(1)整段长城长120 m,高3.5 ～3.8 m,底宽3.4 ～4.2 m,顶宽0.8 ～1.4 m,夯层厚度约20 cm;(2)坍塌量小,仅占整段长城的1/60,残余墙体顶宽0.2 m;(3)长城保存状况不良,存在表面剥蚀[图3(c)]、虫害[图3(d)]、掏蚀[图3(e)]等多种病害。

图3 长城基本情况Fig.3 Basic information of the Great Wall

2.3 墙体振动特性测试

土遗址的抗震稳定性能受其振动特性影响,当墙体结构为四棱台规则形状时其自振周期通过理论计算的方法就可以获得,但由于土遗址自身外型常常呈现不规则的形状,并且存在裂隙、凹陷等病害问题,利用理论公式得到的结果往往与实际自振周期存在较大误差,因此可以采用现场结构振动测试的方法获得城墙的动力特性。

测试仪器采用INV3068型采集与自动处理系统、拾振器与计算机DASP数据处理系统三部分组成,采样记录通道为16道,采样频率为0.001 Hz～1 000 kHz任选,测量误差<2%;分析精度高,幅值误差可保证<0.1%,频率误差可保证<0.01%。每次测试的时间为300 s,每个测点分为顺墙向(EW向)、垂直墙向(NS向)与竖向(V向),记录三次,采样时间间隔为10 ms,截止频率15 Hz,满足频谱分析要求。在长城墙体找到一与坍塌部分形制、病害类似的墙体进行测试,墙顶与墙底各布置一个三分量测点,见图4。

图4 测点布置与测试结果Fig.4 The arrangement of measuring points and test results

结构振动特性测试的关键在于能否准确地记录测试结果,现场测试常常会受周围环境如风、雨和周围人类活动等影响,遗址表面不平整造成传感器与地面接触不良以及仪器自身的零漂,这些因素都会造成测试结果出现误差,导致测试波形的畸变。因此除了要保证现场测试在无风无雨的环境下进行以最大限度减少外界环境干扰以外,在对实测波形进行内业分析时,应该有目的地挑选整体幅值相对平稳的时间段进行频谱分析[19]。频谱分析结果列于表1。

表1 城墙振动特性Table 1 Vibration characteristic of wall

2.4 墙体夯土力学性能

土体物理力学参数决定着夯土长城在地震作用下的动力响应特征。土遗址作为文物,不能在原位墙上取样,因此现场取坍塌掉落土样进行分析(图5)。分析表明:夯土抗压强度远高于抗拉强度,前人模型试验也发现自重和地震作用下,掏蚀夯土墙均首先达到抗拉强度而破坏[7,12],因此可以认为坍塌墙抗震能力由抗拉强度控制;夯层之间的界面是夯土遗址的软弱面,坍落土体呈块状,表面平整,表明墙体从层间开始断裂。

图5 现场取样Fig.5 Field sampling

3 明长城山丹段坍塌墙体病害分析

3.1 长城墙体掏蚀病害特征

由于墙体塌落前的形态不得而知,而顺墙方向上墙体形态变化具有连续性,因此可以截取距离坍塌墙体最近的完整墙体,经过适当修正,将其作为坍塌处墙体在坍塌前的截面。模型尺寸见图6,图中黑线为墙体坍塌前截面轮廓,红色虚线为根据黑线补齐的病害发育前的墙体原始轮廓。

根据图6,坍塌墙体掏蚀最深处0.84 m,位于距离地面0.71 m处,占同一高度处墙宽高达25.2%,掏蚀严重。调查整段长城其他截面,发现均无此处掏蚀病害发育程度高。坍塌墙体掏蚀高度1.27 m,掏蚀面类似于圆弧形。

图6 掏蚀尺寸Fig.6 The size of undercutting

3.2 长城墙体构造缝及分布

明长城历经几百年的历史,地震等地球构造活动使墙体产生构造缝。根据长城三维模型对整段墙体的构造缝进行统计,结果见图7与表2。图中,构造缝呈现两侧密集中间稀疏的分布特征,靠近墙头处缝与缝之间的墙体长度更短。根据统计数据,墙体两侧构造缝长度占墙高的比值接近1,近乎贯穿,且两侧缝隙暴露充分,具有明显的张开口。虽然山丹县年降雨量仅200 mm[21],但降雨主要集中在夏季且以集中式降雨为主[22]。对于坍塌城墙而言,当发生集中降雨时,雨水由张开口流入,不断冲刷缝隙薄弱面,长此以往使紧邻坍塌墙的构造缝演化为天然断裂面,形成坍塌的横向截面。

图7 构造缝分布Fig.7 Distribution of structural fractures

表2 构造缝统计Tabel 2 Statistics of structural fractures

3.3 长城墙体差异性风化特征

现场调查得知,整段长城走向307.6°,南北两侧光照时间、风化程度显著不同。南侧光照时间长、风化程度低,土体含水率低;北侧处于背阳面,土体含水率高、风化程度高,掏蚀病害普遍更严重。而含水率是影响夯黄土强度的一个重要因素,夯土材料水稳性差,抗水能力弱,遇水后土体颗粒粒间连接力大幅降低,结构快速瓦解[23]。因此可认为坍塌墙南侧土体强度高、北侧强度低,导致地震作用下北侧土体先于南侧土体达到极限强度而破坏坍塌。

3.4 长城墙体环境振动的影响

现场考察发现,山丹段明长城墙头坍塌部分紧邻国道与便道,而路过车辆产生的振动会对周边古长城产生不利影响[24]。取SUV车辆时速20 km经过时的振动幅值曲线进行分析,曲线见图9。

图8 坍塌城墙周围环境Fig.8 Surrounding environment of collapsed wall

图9 墙顶不同方向振动速度记录Fig.9 Vibration speed record in different directions of the wall top

根据《古建筑防工业振动技术规范 (GB/T 50452—2008) 》[25]中针对古建筑砖结构的容许速度,长城为夯土建筑,纵波波速<1 600 m/s,其对应的容许振动速度为0.15 mm/s,因此可认为超过容许值夯土墙会发生损伤。由图9可知,当车辆经过城墙时,垂直墙向、顺墙向、竖向速度峰值分别为0.177 mm/s、0.148 mm/s、0.136 mm/s,超过容许限值。在长期的车辆振动影响作用下,造成墙体内因建造工艺或其他因素产生的微裂隙扩展形成软弱面。

4 基于数值方法分析墙体失稳

4.1 门源地震地震动记录分析

取距离门源地震震中50 km皇城台站数据,对原始地震波NS、UD向加速度幅值记录滤波、基线校正后截取32 s记录,根据《中国地震烈度表》,按照V度区峰值加速度0.031g调幅,结果见图10。对地震波记录进行傅里叶变换可得到地震波NS向主频为0.34 Hz,UD向为0.25 Hz。

图10 加速度幅值记录及傅里叶谱Fig.10 Acceleration amplitude records and Fourier spectrum

4.2 静力条件下墙体稳定性分析

明长城采用生土分层夯筑而成,夯层与夯层之间存在明显的夯筑层理。试验表明,夯层之间的界面是夯土遗址的软弱面,层间连接力较为薄弱。当掏蚀形成悬空时,上部土体失去下部原有土体的支撑形成外挑于坡面外的悬臂式结构,在自重作用下土遗址整体产生向坡面外的位移趋势,内部应力也随之发生调整,造成悬臂夯土层与遗址连接处拉应力集中。当拉应力超过夯土层的抗折强度时,连接处裂隙发育、迅速扩展至薄弱部位贯通,外挑夯土发生弯折破坏,并渐次向上逐层扩张,最后引起遗址失稳。计算简图见图11,图中OA段为受力分析研究对象,以单位夯层厚度的O点为矩心,计算外挑悬臂段在O点的应力σmax,与抗拉强度比较,进而判断悬臂段墙体是否破坏[20]。

图11 掏蚀计算简图Fig.11 Calculation diagram of undercutting

调查山丹长城遗址发现,墙体中段位置有一部分在自重作用下塌落的墙体[图12(a)]。利用Geomagic Studio的“曲线提取”功能采取“从截面创建”的方式垂直于墙体走向创建一平面,截取墙体中段在自重作用下坍塌的墙体(为方便称呼,命名为1号墙体)和门源地震作用下坍塌的墙头部分(命名为2号墙体),获得三维模型在这两个位置的外轮廓样条曲线,去除曲线中非墙体部分,从而得到墙体横截面形态[26]。

图12 坍塌墙体原始形态及尺寸参数Fig.12 Original shape and size parameters of collapsed wall

根据文献[20]的公式,

(1)

(2)

式中:ρ为夯土密度;W1为墙体顶宽;W2为墙体底宽;H0为夯层厚度;W0为掏蚀深度;H1为掏蚀高度;Pz为作用在掏蚀区上部夯层的重力均布荷载;σmax为自重作用下外挑夯层承受的最大正应力。当最大正应力小于抗拉强度时,认为结构未破坏;反之则破坏。

取密度ρ=1.46 g/cm3,对1、2号墙体分别计算,得到2号墙体与1号墙体外挑夯层承受的最大正应力比值为1.03。1号墙体掏蚀部位的上部土体在自重作用下达到极限强度,呈现明显的逐层弯折破坏。2号墙体的最大正应力与1号墙体非常接近,且与1号墙体一样,坍塌部分在构造缝处断开。假定这两处墙体强度接近,可以发现在自重作用下2号墙体夯土层濒临极限状态,此时仅需要微小的扰动即会发生破坏。

4.3 坍塌墙体动力有限元分析模型

由于坍塌墙体顺墙向仅长2 m,各截面尺寸相差不大,在地震作用下受力情况相似,因此可截取城墙三维模型,经过适当修正得到坍塌前墙体的平面应变模型。根据3.3节调查结果,将城墙模型划分为四个区[图13(a))。前3个区域从左至右强度依次减小,处于第4区域的是上部夯土层在自重作用下掉落的土体,经过长期的风吹雨淋,已不再呈夯层状,调查显示其含水量较高,呈塑性破坏。

图13 分区示意图及有限元模型Fig.13 Partition diagram and finite element model

根据2.4节对夯土力学性能的分析结果,采用抗拉强度作为控制墙体破坏的准则。参考文献[10]和[20],墙体材料参数取值列于表3,当单元最大主应力超过抗拉强度时认为其发生破坏,退出计算。掉落夯土体采用摩尔-库仑本构,密度取ρ=1.21 g/cm3,弹模E=89.23 MPa,泊松比v=0.3,摩擦角27.7°,黏聚力c=30 kPa。

表3 墙体材料参数Table 3 Material parameters of wall

4.4 动力作用下墙体失稳过程分析

在模型底部同时输入水平南北向、纵向地震波,持时32 s。从震害现象看,地震作用下墙体中上部区域首先破坏并逐渐扩展是墙体从中间断开向一侧坍塌的主要原因。通过坍塌前的应力分布、墙体首先破坏的位置及破坏区域扩展方向与实际震害的比较,可分析此次地震作用下墙体破坏的机理。

(1) 应力分布

由图14(a)可知,由于受掏蚀影响,自重作用下,墙体内部应力分布不再像完整墙体那样两侧均等,而是呈现左侧和中上部受拉、右侧受压的情况。主拉应力主要集中在墙体未掏蚀侧中部及墙体上部区域中间部分,未掏蚀侧主拉应力最大为6.05 kPa,墙体中上部主拉应力最大为4.5 kPa。

对比图14(a)与(b),自墙体遭受地震作用开始至发生破坏前墙体应力分布规律基本不变,仍大致呈左侧中部和墙体中上部受拉,右侧受压。结构在破坏前的最大主应力大于夯土抗拉强度,但因其位于墙体未掏蚀侧,这一侧强度相比墙体内部和掏蚀侧高,因此未发生破坏。

图14 坍塌前墙体应力分布Fig.14 Stress distribution of wall before collapse

(2) 加速度放大特征

以掏蚀病害顶部为特征点,横向等间距取三个点,再以横向中部点向下至墙体底部取三个点,获得各点在墙体破坏前的加速度,如图15所示。竖直方向上,上部的13545号点加速度峰值为1.274m/s2,是中部7726号点的1.714倍,是底部772号点的4.026倍,7726号点的加速度峰值是772号点的2.35倍;水平横向上,右侧的6号点加速度峰值为1.74 m/s2,是中部13545号点的1.366倍,是左侧886号点的1.384倍。这表明墙体由底部向上、由左侧至右侧存在加速度放大效应,且随着高度的增大放大倍数也增大,说明墙体上部与下部、掏蚀侧与未掏蚀侧存在加速度差,这使得墙体上部掏蚀侧土体在地震作用下更易发生破坏,与墙体破坏区域符合。

图15 加速度变化趋势Fig.15 Change trend of acceleration

(3) 损伤发育特征

为了更详细地找到初始破坏发生的位置及损伤扩展的方向,利用损伤状态变量SDV描述单元状态。图中每个单元的状态变量只能是0或1,0表示单元发生破坏,1表示单元仍未破坏。经分析,结构在地震波幅值达到22 gal时开始破坏。由图16可知,首先在墙体中上部分的单元达到极限强度发生破坏,随后以初始破坏区域为中心,破坏范围迅速向上部、下部和右侧蔓延,形成竖向破裂缝,与实际震害基本相符。

图16 破坏发展过程Fig.16 The development process of destruction

5 讨论

基于病害分析与数值计算结果,发现病害对低烈度情况下夯土长城墙体坍塌破坏方式具有显著影响。在地震作用下,整段墙体并未发生大面积坍塌破坏,只是墙头局部发生破坏,说明低烈度地震可能只是造成墙体破坏的次要原因。相应地,通过调查我们发现坍塌部分与未坍塌部分的最显著区别就在于掏蚀程度的差异,越靠近墙头,掏蚀深度越大。墙体病害发育的局部地段,在地震惯性力作用下,可形成局部坍塌。掏蚀等病害发育或许是墙体局部坍塌的主要原因,其放大了地震作用的影响。

紧邻墙头的构造缝暴露,在雨水长期的侵蚀、冲刷作用下,裂缝逐渐发育,开裂深度、宽度进一步延伸[27],导致墙头坍塌部分与整段墙体的连接变弱,形成坍塌的横向截面;墙体向内掏蚀凹进造成墙体应力重新分布,在墙体上形成卸荷裂隙,再加之其他在环境振动、地震等作用下产生的裂隙切割卸荷裂隙,最终形成不稳定土体,在动力作用下极易发生坍塌[22]。图14(a)显示掏蚀引起墙体未掏蚀侧与中上部主应力集中,由于中上部土体强度更低,因此可推测卸荷裂隙在墙体中上部产生,形成坍塌的纵向截面。静力条件下病害的发育已经使得墙体濒临失稳。

墙体为原始四棱台形状时,自重作用下墙体应力呈均匀分布。当一侧发生掏蚀,墙体应力呈现掏蚀侧受压、未掏蚀侧受拉的分布,随着掏蚀量逐渐增大超过一定限值时,未掏蚀侧拉应力呈指数增大,结构濒临破坏[7],这与4.2节的分析结果一致。地震等动力作用下,未掏蚀侧主应力首先达到最大值[12],模拟分析中应力分布[图14(b)]呈现了同样的情况;当墙体为均质、两侧土体强度相同时,结构将由未掏蚀侧拉裂而破坏。而与裴强强[12]模型试验不同的是,山丹段坍塌墙体阴阳侧土体性质存在明显差异[21],掏蚀侧土体含水量更高、未掏蚀侧土体含水量更低,未掏蚀侧土体强度明显高于掏蚀侧,因而破坏首先发生的位置与均质模型试验的结果不同。墙体首先在中上部区域发生破坏并迅速向掏蚀侧蔓延。

动力作用下,夯土墙体由底部向上存在加速度放大效应[12],通过数值模拟可以得到与模型试验相同的结果[图15(a)]。而且,在掏蚀部位顶点的水平方向上,也存在由未掏蚀侧向掏蚀侧的加速度放大效应[图15(b)],在地震作用下因掏蚀而突出的墙体部位较为危险,会出现局部坍塌或者失稳[28]。