ECC混凝土樁板墻支擋邊坡抗震性能振動臺模型試驗(yàn)研究

諶建霖 丁選明 吳琪 劉學(xué)成

DOI： 10.11835/j.issn.2096-6717.2023.001

收稿日期：2022?08?07

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金（52178312）；重慶英才計(jì)劃優(yōu)秀科學(xué)家項(xiàng)目 （cstc2021ycjh-bgzxm0051）

作者簡介：諶建霖（1998- ），男，主要從事邊坡工程研究，E-mail：sjlcqu@163.com。

通信作者：丁選明（通信作者），男，教授，博士，E-mail：dxmhhu@163.com。

Received： 2022?08?07

Foundation items： National Natural Science Foundation of China （No. 52178312）; Chongqing Talents Program （No. cstc2021ycjh-bgzxm0051）

Author brief： SHEN Jianlin （1998- ）， main research interest： slope engineering， E-mail： sjlcqu@163.com.

corresponding author：DING Xuanming （corresponding author）， professor， PhD， E-mail： dxmhhu@163.com.

摘要：在強(qiáng)震作用下，傳統(tǒng)樁板墻支護(hù)結(jié)構(gòu)易出現(xiàn)不可恢復(fù)的損傷和變形，工程水泥基復(fù)合材料（ECC）具有較高的抗拉強(qiáng)度和拉應(yīng)變硬化特性，在約束裂縫開展、抗彎承載力及耗能能力上優(yōu)于普通鋼筋混凝土，但ECC樁板墻支護(hù)結(jié)構(gòu)的抗震性能尚不明確。由此，開展ECC樁板墻支護(hù)結(jié)構(gòu)（ECC樁板）和普通鋼筋混凝土澆筑的樁板墻支護(hù)結(jié)構(gòu)（RC樁板）振動臺試驗(yàn)，對比其動力響應(yīng)和破壞特性。結(jié)果表明：ECC樁板的抗震性能優(yōu)于RC樁板；在相同的地震動作用下，ECC樁板支護(hù)下邊坡的動力響應(yīng)小于RC樁板支護(hù)時，在更高強(qiáng)度的地震動作用下，相同材料強(qiáng)度的ECC樁板可保證邊坡穩(wěn)定性；在動力作用下，ECC樁板和RC樁板表現(xiàn)出較明顯的彈性和彈塑性，在輸入地震動較小時，兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)較為一致；當(dāng)輸入地震動峰值較大時，ECC樁板支護(hù)下邊坡的加速度放大系數(shù)為RC樁板支護(hù)下的0.77～0.9倍，ECC樁板和RC樁板的樁背動土壓力分布都表現(xiàn)為“雙峰型”，RC樁背動土壓力峰值為ECC樁背的5倍左右；兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)的樁頂殘余位移與震級呈指數(shù)關(guān)系，RC樁板的樁頂殘余位移為ECC樁板的2倍。破壞階段，ECC樁板僅在嵌固端面出現(xiàn)多條細(xì)微裂縫，RC樁板出現(xiàn)抗彎破壞特征，鋼筋和混凝土相對滑移明顯，位移不可控。

關(guān)鍵詞：樁板式擋墻；工程水泥基復(fù)合材料；振動臺試驗(yàn)；動力響應(yīng)

中圖分類號：TU435 ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A ? ? 文章編號：2096-6717（2023）05-0081-13

Shaking table model test on seismic performance of retaining slope with ECC anti-sliding sheet pile wall

SHEN Jianlin1， DING Xuanming1， WU Qi2， LIU Xuecheng1

（1. School of Civil Engineering; Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area， Ministry of Education， Chongqing University， Chongqing 400045， P. R. China； 2. Institute for Smart City of Chongqing University in Liyang， Liyang 213300， Jiangsu， P. R. China）

Abstract： The traditional anti-sliding sheet pile wall is prone to irreparable damage and deformation under strong earthquake. Engineered Cementitious Composite （ECC） has high tensile strength and tensile strain hardening characteristics， and is superior to conventional reinforced concrete in terms of restricting crack development， bending capacity and energy dissipation capacity. But the seismic performance of ECC anti-sliding sheet pile wall supporting structure is not clear yet. Therefore， shaking table tests are carried out on ECC pile-sheet wall （ECC pile-sheet） and RC pile-sheet wall （RC pile-sheet） to compare their dynamic response and failure characteristics. The results show that the seismic performance of ECC pile-sheet is better than that of RC pile-sheet. Under the same ground motion amplitude input， the dynamic response of the slope under ECC pile-sheet is less significant than that under RC pile-sheet， and the ECC pile-sheet with the same compressive strength can ensure the stability of the slope under the action of higher ground motion. ECC pile-sheet and RC pile-sheet show obvious elastic and elastic-plastic stages under dynamic action， and the dynamic responses of the two pile-sheet are consistent when the ground motion is small. When the amplitude of ground motion is large， the acceleration amplification coefficient of slope under ECC pile-sheet is 0.77-0.9 times that under RC pile-sheet. The soil pressure distribution of ECC pile-sheet and RC pile-sheet is "bimodal"， and the peak of soil pressure behind RC pile is about 5 times that of ECC pile. The pile top residual displacement and magnitude of the two pile-sheet are distributed in exponential form， and the residual displacement of RC pile sheet is twice that of ECC pile-sheet. In the failure stage， ECC pile-sheet only has several fine cracks on the fixed part， RC pile-sheet is of bending failure characteristics， steel bar and concrete slip obviously， and the displacement is uncontrollable.

Keywords： anti-sliding sheet pile wall； engineered cementitious composite； shaking table test； dynamic response

中國位于環(huán)太平洋地震帶與歐亞地震帶之間，地震斷裂帶活躍，受歐亞地震帶的影響，西部地區(qū)地震動尤為頻繁。如今，中國西部正在進(jìn)行大規(guī)模基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)，受多山的地形特性影響，建設(shè)中存在大量的邊坡穩(wěn)定性問題。邊坡支護(hù)是一種常見且有效的保持邊坡穩(wěn)定性的技術(shù)手段，具有良好且穩(wěn)定的抗震性能是支護(hù)結(jié)構(gòu)選擇的重要指標(biāo)之一。張建經(jīng)等[1]在汶川地震后開展了大量公路、鐵路邊坡震害調(diào)查，結(jié)果顯示，樁板式擋墻、加筋土擋墻、錨索框架等柔性支護(hù)結(jié)構(gòu)的破壞占所有支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞的1.4%。其中，樁板式擋墻已經(jīng)廣泛運(yùn)用于邊坡支擋和滑坡治理工程中，姚令侃等[2]和吉隨旺等[3]的震害調(diào)研結(jié)果也說明樁板墻具有較好的抗震性能。

樁板式擋墻由抗滑樁發(fā)展而來，與傳統(tǒng)抗滑樁不同，它是在半埋式懸臂嵌固抗滑樁樁間逐層掛板或搭板形成的[4]。現(xiàn)有研究中，王麗萍等[5]通過離心機(jī)試驗(yàn)研究了抗滑樁加固邊坡的地震響應(yīng)和樁土相互作用規(guī)律，在試驗(yàn)現(xiàn)象中發(fā)現(xiàn)，由石膏制成的抗滑樁發(fā)生了淺層抗彎破壞，造成邊坡的過樁破壞；于玉貞等[6]采用微混凝土抗滑模型樁，通過離心機(jī)模型試驗(yàn)研究了抗滑樁在不同情況下的破壞模式。第1種情況是在靜力作用下抗滑樁開裂后受地震動作用繼續(xù)開裂至完全斷樁；第2種情況是靜力條件下穩(wěn)定的邊坡加固樁在地震動作用下開裂。姚令侃等[2]對汶川震害的調(diào)查發(fā)現(xiàn)，樁板支護(hù)結(jié)構(gòu)也表現(xiàn)出部分外傾。由抗滑樁發(fā)展而來、具有相似結(jié)構(gòu)特性的樁板墻也面臨相同問題。服役期間的各種外力作用，包括前期地震動作用，都會降低支護(hù)結(jié)構(gòu)的工作性能，這與混凝土的材料特性有一定關(guān)系。黃哲[7]通過振動臺試驗(yàn)對帶有不同程度損傷的樁板墻進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，前期損傷降低了支護(hù)結(jié)構(gòu)服役期間的功能。已有研究結(jié)果表明，在強(qiáng)震作用下，傳統(tǒng)樁板墻結(jié)構(gòu)韌性不足，容易出現(xiàn)脆性破壞。

工程水泥基復(fù)合材料（Engineered Cementitious Composite，ECC）基于微觀力學(xué)設(shè)計(jì)，采用聚乙烯醇（PVA）纖維作為增強(qiáng)材料，使其具有超高韌性和超高延性。已有研究表明，在直接拉伸作用下，ECC具有應(yīng)變硬化、裂縫細(xì)密和超高極限拉應(yīng)變等特性，其極限拉應(yīng)變能達(dá)到3%以上，是普通混凝土的百倍以上[8-9]。ECC材料已被廣泛應(yīng)用于實(shí)際工程中，以提高結(jié)構(gòu)整體性和抗震性能。Zhang等[10]開展了ECC短柱和鋼筋混凝土短柱的低周往復(fù)加載試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，由ECC材料構(gòu)成的預(yù)應(yīng)力混凝土短柱的抗裂能力、抗剪強(qiáng)度、塑性變形能力和耗能能力均顯著高于同等軸向荷載下的鋼筋混凝土短柱。Zhang等[11]將ECC材料用于橋墩結(jié)構(gòu)，證明其具有較好的抗震能力和損傷控制能力。黃福云等[12]開展了砂土中ECC樁和鋼筋混凝土樁的低周往復(fù)擬靜力試驗(yàn)，證明在相同荷載作用下ECC樁破壞程度更輕，抗開裂能力更強(qiáng)，滯回曲線更飽滿。

關(guān)于將ECC材料運(yùn)用于樁板式擋墻的研究，目前還未見相關(guān)報道。為此，筆者開展了ECC樁板墻和鋼筋混凝土樁板墻的振動臺試驗(yàn)，研究兩者的地震動響應(yīng)、抗震性能和變形特性等。

1 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)在重慶大學(xué)巖土工程實(shí)驗(yàn)室完成，振動臺臺面尺寸為 1.2 m×1.2 m，工作頻率0～50 Hz，最大載重1 t。水平最大位移100 mm，最大可施加加速度1.2g。采用振動臺配套設(shè)計(jì)的剛性模型箱開展試驗(yàn)，考慮到剛性模型箱“邊界效應(yīng)”的影響，對模型箱邊界進(jìn)行處理。在振動方向上，模型箱內(nèi)側(cè)粘貼30 mm厚的聚苯乙烯泡沫塑料板。為減少模型與垂直振動方向的模型箱邊界的摩擦，在模型箱內(nèi)側(cè)有機(jī)玻璃板上涂抹一層凡士林。地震動由振動臺臺面輸入，在模型箱底部鋪設(shè)一層3 cm厚的碎石層，以增大摩擦力，底部模擬摩擦邊界[13]。

1.1 模型介紹

中國西南部地形切割相對強(qiáng)烈、山區(qū)坡體高差顯著、坡面陡峭且險峻，在建設(shè)用地附近存在大量高陡邊坡，對公路、鐵路、橋梁、水電等工程建設(shè)具有較大影響[14-16]。在汶川8.0級地震震害調(diào)查中也發(fā)現(xiàn)典型的高陡邊坡滑坡現(xiàn)象[17-18]。這類邊坡通常由下覆的陡峭基巖和上覆滑體構(gòu)成，根據(jù)現(xiàn)有文獻(xiàn)[19]，綜合多種邊坡破壞類型，結(jié)合現(xiàn)有該類邊坡的破壞模式和基本參數(shù)，設(shè)計(jì)圖1所示概化模型，以開展振動臺試驗(yàn)。邊坡采用抗滑樁板支護(hù)，以保證其穩(wěn)定性，混凝土樁為邊長10 cm、樁長110 cm的方樁，混凝土板為2 cm厚的鋼筋混凝土板，樁間距30 cm，對應(yīng)原型直徑1 m的混凝土樁板墻支護(hù)結(jié)構(gòu)。考慮到振動臺尺寸限制，寬度方向布置3個混凝土樁。其中兩個邊樁采用長10 cm、寬5 cm的半樁，關(guān)于動力響應(yīng)的元件布設(shè)在中樁斷面后，滿足一般邊坡支護(hù)的平面應(yīng)變特性。

1.2 相似比設(shè)計(jì)

根據(jù)Bockingham π定理和現(xiàn)有研究基礎(chǔ)[20]，選取幾何尺寸L、加速度a及等效密度ρ為基礎(chǔ)物理量。幾何尺寸相似比S_L取為1：10，質(zhì)量密度相似比S_ρ取為1：1，因試驗(yàn)在1g條件下開展，加速度相似比S_a設(shè)計(jì)為1：1。其余參數(shù)相似比可根據(jù)量綱分析得到，具體結(jié)果見表1。

1.3 模型所用材料及測點(diǎn)布置

模型試驗(yàn)土體采用由河沙、黏土和水配置而成的相似材料，主要控制滑體強(qiáng)度參數(shù)。根據(jù)文獻(xiàn)[19]總結(jié)并結(jié)合相似比，試驗(yàn)所用土體黏聚力為8 kPa，內(nèi)摩擦角為28°。邊坡下覆基巖采用C25混凝土，保證支護(hù)結(jié)構(gòu)具有足夠的支反力。鋼筋混凝土樁板墻采用微混凝土，ECC樁板墻采用低強(qiáng)度的ECC材料，支護(hù)結(jié)構(gòu)中所用鋼筋采用鍍鋅鐵絲。微混凝土抗壓強(qiáng)度為8.5 MPa，彈性模量為4.2 GPa；ECC抗壓強(qiáng)度為7.2 MPa，彈性模量為3.5 GPa。因?yàn)闈仓^程不采用粗骨料，相對于混凝土，ECC彈性模量較小[8]。

采用加速度計(jì)、土壓力盒及激光位移計(jì)監(jiān)測坡體和支護(hù)結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)和宏觀變形。加速度計(jì)主要布置在坡體內(nèi)部，測定坡體沿高程的加速度響應(yīng)，同時在振動臺臺面布設(shè)一加速度計(jì)測定加速度輸入；土壓力盒布置在模型中樁樁背，間距15 cm；激光位移計(jì)固定在模型箱上，監(jiān)測支護(hù)結(jié)構(gòu)的樁頂位移。監(jiān)測布置見圖2。測量時采集精度由采集儀控制，試驗(yàn)后對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行低通50 Hz濾波處理。

1.4 加載方案

試驗(yàn)施加的荷載為單向正弦波地震動作用，震動方向如圖1（b）所示。一般而言，地震動頻率集中在1～2 Hz，考慮到頻率相似比，模型試驗(yàn)中輸入5 Hz的正弦波作為振動激勵。結(jié)合現(xiàn)有研究，根據(jù)時間相似比，設(shè)計(jì)正弦波作用時間為20 s，采用的正弦波如圖3所示。加載的主要工況如表2所示。在施加正弦波后，通過施加0.05g白噪聲作用確定邊坡振動特性。

兩組試驗(yàn)工況分別為ECC樁板墻支護(hù)結(jié)構(gòu)（簡稱ECC樁板）和普通鋼筋混凝土樁板墻支護(hù)結(jié)構(gòu)（簡稱RC樁板），試驗(yàn)中的其他變量均保持一致，以對比分析ECC樁板墻支護(hù)結(jié)構(gòu)的抗震性能。

2 試驗(yàn)宏觀現(xiàn)象

圖4為震動前模型，按照試驗(yàn)加載制度逐級施加荷載，在輸入地震動幅值較小時，邊坡和支護(hù)結(jié)構(gòu)近似處于彈性階段，支護(hù)結(jié)構(gòu)和土體保持同步振動，邊坡出現(xiàn)小部分顆粒滑落現(xiàn)象，坡面沒有裂縫出現(xiàn)。此階段，RC樁板和ECC樁板都能較好地維持邊坡穩(wěn)定性。

當(dāng)輸入的地震動加大時，邊坡坡面開始出現(xiàn)裂縫，圖5展示了該破壞特征。工況3實(shí)施后，邊坡頂端土體出現(xiàn)部分掉落，坡頂出現(xiàn)垂直于振動方向的裂縫。裂縫發(fā)展具體為：土體受到水平地震動作用，坡頂先出現(xiàn)水平拉裂縫，拉裂縫出現(xiàn)后沿垂直于坡面方向發(fā)展，在模型箱邊界位置貫通。此時，模型結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出天然邊坡的破壞形式，與姚愛軍等[21]、劉婧雯等[22]、趙安平等[23]開展的邊坡振動臺模型試驗(yàn)破壞模式一致。

在更強(qiáng)的地震動作用下，坡頂斜坡破壞加劇。坡體的裂縫損傷從表層往深部發(fā)展，貫穿的水平裂縫與坡頂土體內(nèi)部的剪切裂縫形成破壞體。坡頂土體在地震動作用下表現(xiàn)出越頂破壞特征。同時，兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)也表現(xiàn)出不同程度的前傾，模型都進(jìn)入彈塑性階段。對比來看，ECC樁板的變形小于RC樁板。當(dāng)輸入地震動幅值到達(dá)1.0g時，RC樁板出現(xiàn)突然斷裂，圖6為現(xiàn)場照片。由于試驗(yàn)場地有限，模型箱前側(cè)為亞克力板，支護(hù)結(jié)構(gòu)完全倒塌在亞克力板上，標(biāo)志著RC樁板徹底失效。對比之下，ECC樁板在強(qiáng)地震動作用下表現(xiàn)更加優(yōu)異，在1.2g地震動加載完成后也沒有出現(xiàn)整體坍塌現(xiàn)象，更好地保證了地震作用下邊坡的穩(wěn)定性。

圖7為RC樁板全貌，試驗(yàn)加載完成后，挖出支護(hù)的樁板墻結(jié)構(gòu)發(fā)現(xiàn)，支護(hù)結(jié)構(gòu)在自由段和嵌固段之間出現(xiàn)明顯的破壞，表現(xiàn)出典型的嵌巖樁支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞特征。圖8為RC樁板破壞細(xì)部，鋼筋混凝土支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞明顯，混凝土和內(nèi)部鐵絲相對滑移，出現(xiàn)明顯的抗彎破壞特征。ECC樁板并未出現(xiàn)明顯的貫通裂縫，如圖9所示，僅在坡體側(cè)出現(xiàn)部分小裂縫，未向臨空側(cè)發(fā)展。

分析其原因：因具有纖維約束能力，在開裂破壞時，ECC材料破壞程度及抗震能力都優(yōu)于RC材料。在現(xiàn)有認(rèn)知中，ECC的極限承載力、變形能力均遠(yuǎn)大于RC。已有文獻(xiàn)證實(shí)，相對于普通混凝土結(jié)構(gòu)，ECC材料組成構(gòu)件具有更強(qiáng)的變形和能量耗散能力[10-12]，證明在相同的荷載作用下RC材料會優(yōu)先于ECC材料到達(dá)破壞階段。兩者的破壞模式也類似。ECC樁板支護(hù)表現(xiàn)出優(yōu)于鋼筋混凝土樁板支護(hù)的特性。

3 動力響應(yīng)分析

在RC樁板模型加載中，0.7g加載工況數(shù)據(jù)波動較大；在1.0g地震動作用下，RC結(jié)構(gòu)失效，因此，后續(xù)分析中地震動幅值為：0.1g、0.3g、0.5g、0.8g、0.9g。

3.1 加速度響應(yīng)分析

3.1.1 加速度時程

加速度時程是利用埋設(shè)在坡體內(nèi)的加速度計(jì)在地震動作用下測得的加速度隨時間變化的數(shù)據(jù)。選取加速度計(jì)A1和振動臺臺面加速度計(jì)A8作為時程分析對象，在0.3g地震動作用下進(jìn)行時程分析。

輸入的加速度時程為正弦波，通過加速度計(jì)A8測定的臺面加速度時程曲線與圖3輸入波形類似，說明振動臺輸入波滿足輸入要求。對圖10中時程曲線分析發(fā)現(xiàn)，加速度計(jì)A8所測得的輸入地震的峰值反復(fù)出現(xiàn)，輸入峰值和加速度計(jì)A1響應(yīng)峰值的時間差距僅為0.01 s左右，說明不同支護(hù)結(jié)構(gòu)對模型中動力波傳播速度幾乎沒有影響。

針對不同工況下模型施加的白噪聲，通過加速度計(jì)A1和A8的時程進(jìn)行模型動力參數(shù)確定。采用傳遞函數(shù)法，借助相對傳遞函數(shù)[24-26]虛部對動力參數(shù)進(jìn)行識別。獲得的邊坡自振頻率和阻尼比隨輸入的峰值加速度變化曲線如圖11所示。其中，峰值加速度為0的狀態(tài)為模型振動開始前，其余各點(diǎn)為對應(yīng)峰值加速度加載后的自振頻率和阻尼比。在0.5g地震動作用后，土體出現(xiàn)越頂破壞，加速度計(jì)A1被拋出土體，故圖11為0.5g及以下的動力參數(shù)變化分析。可以看出，隨著輸入加速度的增大，邊坡模型的自振頻率總體降低，阻尼比逐漸上升。自振頻率和阻尼比的變化趨勢隨著輸入加速度峰值的增大而增大，模型整體震動特性呈非線性變化。在工況3（0.5g）作用后，邊坡自振頻率為初始的90%，阻尼比為初始的1.2倍。通過對圖11中ECC支護(hù)和RC支護(hù)下邊坡特性進(jìn)行對照發(fā)現(xiàn)，震動前，二者自振頻率和阻尼比的數(shù)值相差在2%以內(nèi)；同時，在震動施加過程中二者的材料特性變化規(guī)律一致，認(rèn)為兩組試驗(yàn)可以通過直接對照監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。

3.1.2 加速度放大效應(yīng)

采用加速度響應(yīng)峰值和加速度放大系數(shù)2個指標(biāo)對模型加速度動力響應(yīng)特性進(jìn)行分析，采用PGA和PHA分別表示地表加速度峰值（Peak Ground Acceleration）和測點(diǎn)水平向加速度峰值（Peak Horizontal Acceleration）。因表層斜坡在PGA過大時出現(xiàn)越頂破壞，在PGA較大時，加速度計(jì)A1測得的PHA數(shù)據(jù)不準(zhǔn)確，以下加速度分析選取坡體內(nèi)部加速度計(jì)A2～A7開展。

圖12給出了不同幅值地震動輸入下沿高程各點(diǎn)的加速度峰值響應(yīng)曲線。可以直觀地看出，兩種支護(hù)結(jié)構(gòu)下加速度響應(yīng)PHA與輸入的峰值加速度PGA曲線較為一致。在輸入地震動峰值較小時，不同高程的加速度響應(yīng)PHA與輸入的PGA一致，放大效應(yīng)有限。隨著地震動峰值的增大，沿高程曲線的非線性增強(qiáng)。

輸入PGA幅值在0.1g～0.5g范圍內(nèi)，高程75 cm以上的PHA呈線性放大趨勢。高程75 cm以下，坡體內(nèi)部加速度與輸入加速度的峰值較為一致。這是由于頂部加速度計(jì)比較靠近坡面，同時存在淺表動力效應(yīng)[27]，動力波在表層反射，增大了表層土體的PHA。輸入地震動幅值超過0.5g以后，沿高程的PHA曲線逐漸表現(xiàn)出非線性的放大趨勢，PHA放大的分界點(diǎn)逐漸下移，高程45 cm位置處就開始呈非線性趨勢。這與隨著輸入地震動峰值的增大，邊坡?lián)p傷增強(qiáng)，邊坡從頂部到底部的整體性衰減有關(guān)。在振動過程中，上層土體的剪切模量逐漸減小，阻尼比逐漸增大，一方面會衰減土體的動力響應(yīng)；但另一方面，邊坡上層部分土體在地震動下發(fā)生越頂破壞，造成同一加速度計(jì)在地震動作用下的埋深變淺，淺層動力效應(yīng)增強(qiáng)。兩方面因素的疊加會對邊坡的加速度響應(yīng)產(chǎn)生影響[28]。此外，根據(jù)已有研究，輸入地震波波形對加速度放大效應(yīng)具有一定影響[19， 27-28]。一般而言，正弦波作用下，加速度放大系數(shù)隨著PGA的增大而增大，這對于峰值越大，地震動作用下加速度放大效應(yīng)增強(qiáng)也有一定影響。

加速度放大效應(yīng)通常采用峰值加速度放大系數(shù)來表述，即加速度計(jì)A1～A7測得的PHA與臺面加速度計(jì)A8處實(shí)測PGA值的比值[29]。加速度沿高程放大的特性在以往文獻(xiàn)中都有所證明，圖13為RC樁板和ECC樁板沿高程加速度放大系數(shù)圖。明顯看出，地震動輸入過大時，其放大系數(shù)與輸入峰值較小時不同。輸入地震動較小時，其加速度放大系數(shù)最大值出現(xiàn)在高程位置最大的加速度計(jì)A2處，其值不超過1.5。隨著地震動輸入的增大，其最大的加速度放大系數(shù)位置并未發(fā)生變化，都出現(xiàn)在坡頂部分，但峰值已經(jīng)在2.5左右。RC樁板和ECC樁板表現(xiàn)出相近的趨勢。

3.1.3 不同支護(hù)結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)特性對照

根據(jù)試驗(yàn)觀察到的宏觀現(xiàn)象和監(jiān)測數(shù)據(jù)顯示，試驗(yàn)中施加的地震動幅值和模型的響應(yīng)可以通過輸入的加速度幅值分為3個階段，即小震（0.1g）、中震（0.5g）、大震（0.9g）進(jìn)行對比分析。

圖14（a）給出了3個階段中不同支護(hù)結(jié)構(gòu)下邊坡的加速度峰值。對于峰值加速度沿高程的分布可以看出，中小震作用下，ECC支護(hù)和RC支護(hù)結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)差距較小，基本保持一致。圖14（b）的加速度放大系數(shù)分析中也有類似結(jié)論。這是因?yàn)樵谥行〉卣饎虞斎胂拢ёo(hù)結(jié)構(gòu)處于彈性響應(yīng)階段，ECC和RC具有相近的彈性模量和密度，符合彈性動力學(xué)基本理論。但在大震作用下，兩者差距逐漸明顯，RC樁板支護(hù)下的加速度動力響應(yīng)明顯大于ECC樁板支護(hù)，圖14（b）中除了高程105 cm的點(diǎn)，其他點(diǎn)在RC樁板支護(hù)下加速度響應(yīng)為ECC樁板支護(hù)下的1.1～1.3倍，這與支護(hù)結(jié)構(gòu)的彈塑性性態(tài)有一定關(guān)系。在彈塑性階段，相較于RC材料，ECC材料的滯回曲線更加飽滿，在往復(fù)運(yùn)動中能量耗散更大[30]。另一方面，ECC樁板支護(hù)下邊坡的樁頂位移較小，相對于RC樁板支護(hù)模型，其邊坡整體性更好，邊坡坡頂?shù)拿撀湟蚕鄬^少，表層動力效應(yīng)較弱，坡體內(nèi)的波動傳播相對簡單，動力波疊加較小。

3.2 土壓力動力響應(yīng)

主要考慮地震動作用下樁板墻后動土壓力，地震動土壓力是指不考慮靜力作用，僅考慮由地震引起的土壓力變化[31]。每次動力作用前將施振起點(diǎn)的土壓力歸零，僅測定地震引發(fā)的動土壓力變化。

3.2.1 動土壓力分布

圖15給出了RC樁板和ECC樁板支護(hù)模型在不同地震動峰值作用下的樁后動土壓力峰值分布和大小。動土壓力的分布基本可以分為兩階段進(jìn)行概述。在輸入地震動較小，即PGA≤0.5g時，動土壓力呈二次函數(shù)分布形式，動土壓力峰值出現(xiàn)在樁板墻中上部，且隨著輸入地震動峰值的增大，動土壓力峰值也逐漸增大，與現(xiàn)有研究中的動土壓力分布形式一致[32-34]。同時，隨著地震動峰值的增大，支護(hù)結(jié)構(gòu)位移增大，動土壓力分布曲線的下部變得飽滿，動土壓力合力作用點(diǎn)逐漸下移。當(dāng)?shù)卣饎虞斎敕逯颠^大，PGA超過0.5g時，動土壓力分布形式發(fā)生改變，RC支護(hù)模型和ECC支護(hù)模型的變化情況不一，具體對比見后文分析。總體上表現(xiàn)為：支護(hù)結(jié)構(gòu)下部的動土壓力快速增大，這與隨著輸入地震動幅值的增大，滑體出現(xiàn)滑動趨勢有關(guān)。同時，動土壓力分布模式也發(fā)生轉(zhuǎn)變，由起初的二次函數(shù)單峰值分布逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)殡p峰值分布。

3.2.2 不同支護(hù)結(jié)構(gòu)動土壓力響應(yīng)對照

圖16給出了RC樁板和ECC樁板在不同PGA下的動土壓力分布曲線。總體而言，ECC支護(hù)下樁背的動土壓力峰值比RC支護(hù)下小，動土壓力合力作用點(diǎn)更低。在地震動峰值較小階段，兩者分布模式一致，具體差距體現(xiàn)在動土壓力數(shù)值上。此階段中，坡體與支護(hù)結(jié)構(gòu)整體性較好，尤其是樁下部，支護(hù)結(jié)構(gòu)和坡體相對運(yùn)動弱，動土壓力較小；因ECC樁板的加速度放大系數(shù)小于RC樁板，其產(chǎn)生的動土壓力也小于RC樁板。在地震動輸入峰值超過0.5g時，兩者的動土壓力分布形式轉(zhuǎn)為雙峰值分布形式，在支護(hù)結(jié)構(gòu)中上部表現(xiàn)為兩個峰值。相對而言，ECC樁板動土壓力的峰值點(diǎn)比RC樁板更低。在0.9g峰值加速度作用下，RC樁板與ECC樁板的動土壓力分布差異較大。ECC樁板的動土壓力分布依舊保持著樁中部和上部雙峰值動土壓力分布模式，僅在數(shù)值上有所增大。RC樁板的動土壓力分布轉(zhuǎn)變?yōu)樯舷码p峰值分布形式，其數(shù)值為ECC樁板的5倍以上。這與輸入地震動峰值過大有關(guān)，在該地震動作用下，RC樁板出現(xiàn)較大位移，樁土相對運(yùn)動顯著，與于玉貞等[35]開展的離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果一致，動土壓力也出現(xiàn)2個峰值的情況，更加接近于ECC樁板。于玉貞等[35]采用鋁合金矩形截面薄壁管模擬混凝土樁，體現(xiàn)出彈性支護(hù)結(jié)構(gòu)特性，證明在相同的PGA作用下ECC樁板相比RC樁板更多地表現(xiàn)為彈性狀態(tài)，ECC樁板的支護(hù)效果比RC樁板好，這與ECC材料具有的抗拉應(yīng)變硬化特性有關(guān)。而RC樁板表現(xiàn)出更多的塑性特性，出現(xiàn)明顯的滑動位移，動土壓力在滑面位置處異常集中，產(chǎn)生動土壓力異常。

3.2.3 動土壓力分布模式討論

關(guān)于動土壓力分布模式的轉(zhuǎn)變和發(fā)展做出以下討論：若不考慮土體滑動趨勢，支護(hù)結(jié)構(gòu)與土體在地震動下水平運(yùn)動。按照鞭梢效應(yīng)，高程越高，動響應(yīng)越明顯。因土體與支護(hù)結(jié)構(gòu)動力參數(shù)存在差異，根據(jù)結(jié)構(gòu)動力學(xué)原理可知，高程越高，土體與支護(hù)結(jié)構(gòu)之間相對運(yùn)動越強(qiáng)，動土壓力表現(xiàn)為圖17（a）所示的考慮動力效應(yīng)的“上部大、下部小”的分布模式。但因材料特性和地形效應(yīng)，邊坡有一定的下滑趨勢，在水平地震動作用下，土體下滑趨勢加劇。按照現(xiàn)有研究，下滑的動土壓力在支護(hù)結(jié)構(gòu)下部可能形成土拱，其動土壓力分布模式如圖17（b）所示[36-37]。而當(dāng)支護(hù)結(jié)構(gòu)位移進(jìn)一步增大時，土拱效應(yīng)減弱，按照庫倫土壓力研究，動土壓力分布為三角形模式，分布見圖17（c）。

試驗(yàn)中，當(dāng)輸入地震動較小時，土體下滑趨勢有限，樁后動土壓力主要受圖17（a）所示的動力效應(yīng)控制，表現(xiàn)為動土壓力沿高程增大的趨勢，對應(yīng)著圖16（a）中PGA=0.1g狀態(tài)下的動土壓力分布，也與已有研究[32-34]結(jié)論一致。當(dāng)輸入地震動較大時，土體下滑趨勢明顯，受動力效應(yīng)和下滑趨勢共同作用，樁后動土壓力表現(xiàn)為中上部雙峰值的分布模式。當(dāng)支護(hù)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)動位移有限時，其滑動產(chǎn)生的動土壓力分布為圖17（b）所示的拋物線形式，二者疊加，表現(xiàn)為圖16（b）中PGA=0.5g所示的動土壓力。而且，隨著輸入地震動的增大，雙峰值效應(yīng)越發(fā)明顯，在ECC樁板和RC樁板的動土壓力分布中都表現(xiàn)出相同的特性。在于玉貞等[35]開展的離心機(jī)試驗(yàn)中也表現(xiàn)出類似的雙峰值特性。在后續(xù)的地震動輸入中，滑動產(chǎn)生的動土壓力逐漸向圖17（c）所示的庫倫土壓力轉(zhuǎn)變，滑動面的動土壓力快速增大，表現(xiàn)為圖16（c）中RC支護(hù)下的土壓力狀態(tài)。

可以發(fā)現(xiàn)，圖16（c）中ECC支護(hù)動土壓力表現(xiàn)為圖17（b）中考慮土拱效應(yīng)的動土壓力分布模式。在PGA=0.9g時，由于ECC支護(hù)樁頂位移約為RC支護(hù)樁頂位移的一半，位移較小時滑動效應(yīng)下的動土壓力分布如圖17（b）所示。同時，從圖15（b）中可以看出，當(dāng)PGA=1.2g時，ECC支護(hù)表現(xiàn)為圖17（c）所示的滑動土壓力分布模式，此時，其樁頂位移與RC支護(hù)在0.9g 下的樁頂位移相當(dāng)。進(jìn)一步說明了結(jié)合動力效應(yīng)和滑動效應(yīng)進(jìn)行動土壓力分析具有合理性，且通過考慮樁的位移發(fā)展，滑動效應(yīng)下的動土壓力分布在進(jìn)行轉(zhuǎn)變時得到證明。

由于ECC樁板的材料特性，其加速度放大效應(yīng)小于RC樁板，在考慮動力效應(yīng)時，保證了ECC樁板的動土壓力數(shù)值小于RC樁板。由于其位移控制能力和應(yīng)變硬化特性，ECC樁板因滑動效應(yīng)產(chǎn)生的動土壓力分布模式由圖17（b）轉(zhuǎn)向圖17（c）時對應(yīng)的地震動峰值比RC樁板更大，延遲了滑動面動土壓力的激增。

另外，值得說明的是，震動過程中的越頂破壞導(dǎo)致支護(hù)結(jié)構(gòu)頂面以上土體被拋出，可能會導(dǎo)致樁頂?shù)膭油翂毫σ蛲馏w拋出的動力作用出現(xiàn)異常值。如圖16（c）中RC支護(hù)結(jié)構(gòu)的樁頂動土壓力值超過60 kPa。

3.3 樁頂位移響應(yīng)

支護(hù)結(jié)構(gòu)的位移是反映支護(hù)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的重要評價標(biāo)準(zhǔn)，也是基于性能設(shè)計(jì)理念中重要的控制指標(biāo)[38]。支護(hù)結(jié)構(gòu)位移是地震動和支護(hù)結(jié)構(gòu)抗力共同作用的結(jié)果。圖18為RC樁板在0.3g和0.9g峰值加速度作用下的時程曲線。地震動作用下，樁頂?shù)奈灰茣r程表現(xiàn)為與輸入一致的正弦波曲線，樁頂位移隨著地震動時間的增長而增大，當(dāng)?shù)卣饎虞斎虢Y(jié)束后，樁頂殘留一定位移。當(dāng)輸入地震動峰值較小時，樁頂位移以彈性位移為主，震后殘余位移基本為0，在0.9g地震動作用下，樁頂位移中塑性位移占總位移比例增大，震后產(chǎn)生較大的不可恢復(fù)變形。

其他震動強(qiáng)度下RC樁板和ECC樁板的殘余樁頂位移和輸入PGA之間的關(guān)系曲線如圖19所示。在1.0g地震動作用下，RC樁板支護(hù)結(jié)構(gòu)徹底崩塌，位移計(jì)失去測量能力，圖中僅依靠量測來代替該工況的位移，以分析支護(hù)結(jié)構(gòu)的變形特性。隨著輸入PGA的增大，樁頂位移逐漸變大，樁頂殘余位移與輸入的地震動幅值呈指數(shù)分布，分布函數(shù)為y=A_1 e^（x/t_1 ）+y_0，具體系數(shù)見圖19。

樁頂殘余位移隨著輸入加速度峰值的增大而增大，這與支護(hù)結(jié)構(gòu)的工作性態(tài)和坡體材料的抗剪強(qiáng)度降低有關(guān)。隨著加速度峰值的增大，作用在支護(hù)結(jié)構(gòu)上的土壓力變大，支護(hù)結(jié)構(gòu)性狀由彈性發(fā)展到彈塑性。可以看出，在輸入地震動較小階段，樁頂殘余位移隨著加速度峰值的增加增長較慢，而輸入地震動較大時樁頂位移變化趨勢加劇。當(dāng)輸入地震動較小時，ECC樁板的樁頂殘余位移比RC樁板大，這是因?yàn)镋CC彈性模量比RC小，而此時支護(hù)結(jié)構(gòu)基本處于彈性階段，樁頂位移受彈性模量控制。而當(dāng)輸入地震動超過0.5g后，RC樁板的樁頂殘余位移急劇增大，增速遠(yuǎn)大于ECC樁板，樁頂殘余位移是ECC樁板的2倍以上。這與作用在支護(hù)結(jié)構(gòu)上的動土壓力分布和大小有關(guān)，同時，ECC材料的應(yīng)變硬化特性也能有效控制位移發(fā)展，說明在大震作用下ECC樁板具有更好的位移控制能力。

4 結(jié)論

基于ECC樁板墻結(jié)構(gòu)和RC樁板墻結(jié)構(gòu)的振動臺模型試驗(yàn)，通過對比坡體加速度、樁后動土壓力、樁頂位移等物理量的動力響應(yīng)和大震作用下的破壞模式，得出以下結(jié)論：

1）相對于RC樁板墻支護(hù)結(jié)構(gòu)，ECC樁板墻具有較好的抗震能力，具體表現(xiàn)為：在較大峰值地震動輸入下，ECC樁板墻相對于RC樁板墻變形小；在相同峰值地震動作用下，RC樁板墻出現(xiàn)典型的抗彎破壞，而ECC樁板墻僅出現(xiàn)少量裂縫。

2）ECC樁板墻和RC樁板墻支護(hù)的邊坡表現(xiàn)出相近的波動特性，主要體現(xiàn)在波速、自振頻率和阻尼比上，但ECC樁板模型的地震動響應(yīng)相對于RC樁板模型更弱，其加速度放大系數(shù)更小，動土壓力合力更小，動土壓力分布合力點(diǎn)更低，更有利于減少支護(hù)結(jié)構(gòu)的變形。

3）隨著輸入地震動峰值加速度的增大，樁板支護(hù)結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)表現(xiàn)出明顯的彈性-彈塑性兩階段：彈性階段，ECC樁板的動力響應(yīng)與RC樁板差距不大；彈塑性階段，加速度放大系數(shù)的沿高程放大效應(yīng)增強(qiáng)，土壓力分布由單峰值分布轉(zhuǎn)為雙峰值分布。樁頂殘余位移與輸入加速度峰值呈指數(shù)關(guān)系。

4）當(dāng)輸入地震動較大時，支護(hù)結(jié)構(gòu)表現(xiàn)為彈塑性響應(yīng)階段，ECC樁板支護(hù)下邊坡的加速度放大系數(shù)為RC樁板支護(hù)下的0.77～0.9倍，RC樁板的動土壓力峰值為ECC樁板的5倍左右，RC樁板的樁頂殘余位移為ECC樁板的2倍。

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（編輯 ?黃廷）