孔憲京，2， 張爭(zhēng)超， 鄒德高，2， 駱 巍

（1.大連理工大學(xué) 海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024；2.大連理工大學(xué) 水利工程學(xué)院，遼寧 大連 116024）

0 引 言

近年來(lái)，核電作為新興能源得到了長(zhǎng)足的發(fā)展，我國(guó)已建和在建的核電廠主要分布在經(jīng)濟(jì)發(fā)達(dá)、人口密集的沿海地區(qū).核電站海域工程主要由核電站的循環(huán)冷卻水和核安全用水的取排水設(shè)施及海工防護(hù)建筑物構(gòu)成，是保障核電站安全運(yùn)行的重要組成部分之一［1］.海域工程的取排水設(shè)施一旦在地震中發(fā)生破壞，會(huì)造成無(wú)法彌補(bǔ)的損失，如日本福島核電站事故.核電廠中的取排水工程廣泛采用直立墻作為擋土結(jié)構(gòu)，直立墻在保護(hù)核電廠主體建筑安全方面發(fā)揮著巨大的作用.由于核電設(shè)施的重要性高于一般建筑物，核電廠泵房直立墻的抗震穩(wěn)定性要求也比一般擋土墻要高.因此，深入研究核電廠泵房直立墻結(jié)構(gòu)在地震荷載下的破壞模式具有重要的現(xiàn)實(shí)意義.

由于缺少核電廠泵房直立墻震害的觀測(cè)結(jié)果，其地震破壞模式還不清楚.振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)為定性解釋這一現(xiàn)象提供了一種可行的手段.振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)由于其靈活性、便利性，能直觀地觀測(cè)到結(jié)構(gòu)破壞過(guò)程，而得到了廣泛的研究與應(yīng)用［2－5］.振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)也成為研究土工構(gòu)筑物破壞機(jī)理，預(yù)測(cè)土石結(jié)構(gòu)地震變形和破壞，以及檢驗(yàn)數(shù)值計(jì)算方法的重要手段.

本文針對(duì)核電廠泵房直立墻的工程特性，結(jié)合某實(shí)際工程，借助振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)，采用粒子圖像測(cè)試（PIV）技術(shù)對(duì)直立墻和墻后塊石的變形發(fā)展過(guò)程［6］進(jìn)行全程捕捉，研究地震荷載下核電廠泵房直立墻結(jié)構(gòu)的變形模式，以期為核電廠泵房前直立墻的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和抗震措施的提出提供依據(jù).

1 振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

某核電廠泵房直立墻采用沉箱式結(jié)構(gòu)，直立墻高16.75m，寬11.9m，直接坐落在4.1m 厚的拋石基床上，直立墻內(nèi)和墻后均為回填塊石，墻后地基殘積土開(kāi)挖邊坡為1∶2，距離墻踵7.5m.回填塊石和殘積土的干密度分別為1 800kg／m3和1 616kg／m3，固結(jié)排水剪試驗(yàn)強(qiáng)度參數(shù)分別為摩擦角45°、黏聚力5kPa和摩擦角29°、黏聚力24kPa.直立墻結(jié)構(gòu)斷面如圖1所示.

1.1 激振設(shè)備

激振設(shè)備為大連理工大學(xué)工程抗震實(shí)驗(yàn)室的水平與垂直兩向激勵(lì)的水下振動(dòng)臺(tái)，如圖2所示，該振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面尺寸為4m×3m，水平向最大加速度為1g，垂直向最大加速度為0.7g，最大荷載為10×104N，工作頻率為0.1～50Hz.

圖1 直立墻結(jié)構(gòu)斷面（單位：m）Fig.1 Section of upright wall structure（unit：m）

圖2 振動(dòng)臺(tái)Fig.2 The shaking table

1.2 模型尺寸及布置

綜合考慮振動(dòng)臺(tái)尺寸和承載能力等控制要素，選定試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛶缀伪瘸邽?／16，根據(jù)幾何相似得到的直立墻試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缛鐖D3所示.

圖3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽纾▎挝唬簃m）Fig.3 Size of the test model（unit：mm）

試驗(yàn)時(shí)泵房直立墻試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶仓迷阡摬蹆?nèi)，鋼槽長(zhǎng)4m，寬0.8m，高1.5m，鋼槽的正面采用高強(qiáng)度透明有機(jī)玻璃材料，以便于利用PIV技術(shù)精準(zhǔn)測(cè)量直立墻和墻后塊石的變形過(guò)程，其他三面則采用鋼板.為了消除槽體與臺(tái)面的可能相對(duì)滑移及由此產(chǎn)生的噪聲干擾信號(hào)，鋼槽與振動(dòng)臺(tái)之間用24個(gè)高強(qiáng)螺栓固定.

1.3 試驗(yàn)材料

在散粒體結(jié)構(gòu)遭受到強(qiáng)震破壞時(shí)，由于結(jié)構(gòu)內(nèi)部各點(diǎn)加速度響應(yīng)分布接近均化，此時(shí)彈性相似（如彈性模量相似）的要求并不重要，主要考慮材料的摩擦角和黏聚力c等強(qiáng)度指標(biāo)，以及原、模型在重力場(chǎng)中其重力加速度比尺應(yīng)保持為1這樣的事實(shí)，土工建筑物的振動(dòng)破壞特性，主要取決于材料的強(qiáng)度，模量的影響可以忽略，從而應(yīng)該按照重力相似關(guān)系考慮進(jìn)行結(jié)構(gòu)模型設(shè)計(jì)［7－9］.作者曾做過(guò)大量堆石體模型試驗(yàn)，結(jié)果表明：雖然選取不同粒徑堆石料堆筑的模型所測(cè)得的加速度反應(yīng)不同，但是其變形模式并沒(méi)有本質(zhì)的區(qū)別［10］.

回填塊石和拋石基床采用開(kāi)山石模擬，根據(jù)以往模型試驗(yàn)粒徑的選取經(jīng)驗(yàn)以及開(kāi)山石材料三軸試驗(yàn)設(shè)備的尺寸，選取最大粒徑為20mm，級(jí)配采用實(shí)際材料級(jí)配縮尺以后的級(jí)配，如圖4所示，縱坐標(biāo)為小于某粒徑的開(kāi)山石質(zhì)量分?jǐn)?shù).開(kāi)山石堆筑時(shí)干密度控制在實(shí)際密度，即1 800kg／m3.將試驗(yàn)開(kāi)山石材料在大型三軸剪切儀上進(jìn)行固結(jié)排水剪試驗(yàn)，得到材料的摩擦角＝46°，黏聚力c＝4kPa，與實(shí)際材料的摩擦角45°和黏聚力5kPa接近.殘積土采用粗砂模擬，粗砂材料平均粒徑d50＝0.48mm，不均勻系數(shù)Cu＝5，在模型槽中堆筑時(shí)控制干密度在1 650kg／m3，相對(duì)密度為72.2%，固結(jié)排水剪試驗(yàn)?zāi)Σ两牵?2°，與實(shí)際材料的摩擦角29°接近.開(kāi)山石和粗砂材料基本滿(mǎn)足重力相似關(guān)系和強(qiáng)度指標(biāo).

圖4 開(kāi)山石級(jí)配曲線Fig.4 Grading curve of the gravel

沉箱模型長(zhǎng)751mm，寬744mm，高1 047 mm，如圖5所示.沉箱材料采用與實(shí)際相同的混凝土材料，內(nèi)部采用塊石回填，空箱質(zhì)量為530 kg.澆筑完成的沉箱下半部分和整體如圖6所示.沉箱模型滿(mǎn)足重力相似和幾何相似.

1.4 直立墻與基床的摩擦因數(shù)測(cè)定

采用千斤頂、測(cè)力計(jì)、位移計(jì)和自鎖設(shè)備設(shè)計(jì)了摩擦因數(shù)測(cè)量裝置（如圖7所示），以測(cè)定直立墻底面與塊石之間的摩擦因數(shù)μ.測(cè)量結(jié)果見(jiàn)圖8，得到直立墻底面與塊石之間的摩擦因數(shù)為0.58，與港工碼頭設(shè)計(jì)規(guī)范中規(guī)定的混凝土和拋石基床之間摩擦因數(shù)0.6接近.

1.5 模型填筑

圖5 沉箱模型形狀及尺寸（單位：mm）Fig.5 Shape and size of the caisson（unit：mm）

圖6 澆筑完成的沉箱模型下半部分和整體Fig.6 Lower part and whole of the casted caisson

圖7 摩擦因數(shù)測(cè)定裝置示意圖Fig.7 Schematic diagram of friction coefficient measurement device

圖8 直立墻底面與塊石之間摩擦因數(shù)位移曲線Fig.8 The displacement curve of friction coefficient between upright wall and gravel

試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱髁鞒倘缦拢合仍谀Ｐ拖涞追謨蓪犹钪?5.6cm的塊石基床，然后將混凝土直立墻吊入模型箱內(nèi)指定位置，最后在直立墻后方分層填筑塊石和粗砂，每層高約10cm.填筑完畢的直立墻振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D9所示.

圖9 直立墻振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.9 Shaking table test model of upright wall

1.6 量測(cè)設(shè)備

試驗(yàn)中采用了先進(jìn)的測(cè)試技術(shù)來(lái)監(jiān)測(cè)模型結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)和變形.包括高速攝影、顆粒圖像速度識(shí)別系統(tǒng)和加速度傳感器.

（1）加速度傳感器

加速度傳感器的布置原則為盡量能夠測(cè)得直立墻結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位的加速度反應(yīng)，共布置了8個(gè)高精度加速度傳感器，基本布置如圖10所示.

（2）圖像采集設(shè)備

對(duì)于土石等散粒體材料，動(dòng)態(tài)位移量測(cè)是非常困難的，圖像識(shí)別技術(shù)可以解決這一問(wèn)題.通過(guò)放在模型正對(duì)面的高速高清攝像頭采集照片并輔助PIV技術(shù)完成直立墻、拋石基床、回填塊石在地震作用下的動(dòng)態(tài)位移變形測(cè)量［6］.高速高清攝像頭的采樣頻率為25Hz，圖像分辨率為4 096 pixel×3 072pixel（1 200萬(wàn)像素），照片采集存儲(chǔ)設(shè)備如圖11所示.

圖10 加速度傳感器布置示意圖Fig.10 Arrangement plan of acceleration sensor

圖11 高清照片采集設(shè)備Fig.11 Equipment of collection of HD pictures

1.7 地震波輸入

輸入地震波采用頻率為10Hz的正弦增幅波，60s時(shí)達(dá)到峰值加速度1g，地震波水平向施加在模型槽底部，直至模型發(fā)生較大變形為止.輸入地震波加速度時(shí)程如圖12所示.

圖12 輸入地震波加速度時(shí)程Fig.12 Acceleration time history of input seismic waves

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 模型加速度反應(yīng)

直立墻頂部A4和墻后回填塊石頂部A8處加速度峰值ap和加速度放大倍數(shù)β隨輸入加速度峰值ain的變化分別見(jiàn)圖13和14.直立墻加速度放大倍數(shù)沿高度的變化（A1～A4）與輸入加速度峰值ain的關(guān)系如圖15（a）所示.墻后回填塊石加速度放大倍數(shù)沿高度的變化（A1、A7和A8）與輸入加速度峰值的關(guān)系如圖15（b）所示.

圖13 A4、A8加速度峰值與輸入加速度峰值關(guān)系Fig.13 Relationship of A4，A8peak accelerations and input peak acceleration

圖14 A4、A8加速度放大倍數(shù)與輸入加速度峰值關(guān)系Fig.14 Relationship of A4， A8acceleration amplification and input peak acceleration

從圖13可以看出直立墻和墻后回填塊石的地震加速度峰值隨著輸入加速度峰值的增加而逐漸增加，即結(jié)構(gòu)頂部的加速度響應(yīng)隨著輸入加速度峰值的增大而增大.從圖14、15可以看出隨著輸入加速度峰值的增大，直立墻頂部和墻后回填塊石頂部的加速度放大倍數(shù)逐漸降低，模型加速度沿墻高分布趨于均化，直立墻頂部水平向加速度放大倍數(shù)由2.05倍逐漸降低到1.22倍，墻后回填塊石頂部加速度放大倍數(shù)由2.25倍逐漸降低到1.35倍，表現(xiàn)出土石結(jié)構(gòu)的強(qiáng)非線性特性；模型底部的加速度放大較小，而頂部的放大較大.

2.2 變形過(guò)程

在加載過(guò)程中采用高速高清攝像頭采集照片并輔助PIV技術(shù)對(duì)直立墻以及塊石的變形進(jìn)行跟蹤監(jiān)測(cè).直立墻試驗(yàn)?zāi)Ｐ妥冃芜^(guò)程如圖16所示.模型底部實(shí)測(cè)加速度時(shí)程（A1）和直立墻位移時(shí)程分別如圖17、18所示.根據(jù)圖17、18得到直立墻的水平位移、豎向位移及轉(zhuǎn)角位移隨輸入加速度峰值的變化曲線如圖19所示.

圖15 直立墻和回填塊石加速度放大倍數(shù)與輸入加速度峰值關(guān)系Fig.15 Relationship of upright wall and backfill gravel acceleration amplification and input peak acceleration

圖16 模型變形過(guò)程Fig.16 Deformation process of model

圖17 模型底部實(shí)測(cè)加速度時(shí)程（A1）Fig.17 Measured acceleration time history of bottom of the model（A1）

從圖中可以看出，位于拋石基床上直立墻結(jié)構(gòu)的變形過(guò)程可以分成3個(gè)階段.

（1）穩(wěn)定階段：當(dāng)輸入加速度峰值小于0.20g時(shí)，直立墻在基礎(chǔ)摩擦抗力的作用下處于穩(wěn)定狀態(tài)，墻后回填塊石沒(méi)有出現(xiàn)沉陷的跡象，如圖16（a）和19所示.

（2）小變形階段：隨著輸入加速度峰值的增大，直立墻在自身地震慣性力和墻后回填塊石的動(dòng)土壓力作用下開(kāi)始緩慢向外海側(cè)水平滑動(dòng)，同時(shí)由于拋石基床發(fā)生沉降和沉降不均勻性，墻體產(chǎn)生了微小的豎向位移和傾斜，并且隨著直立墻向外海側(cè)的移動(dòng)，墻后回填塊石區(qū)域開(kāi)始出現(xiàn)沉陷，如圖16（b）和19所示.

（3）大變形階段：當(dāng)加速度峰值達(dá)到0.50g時(shí)，直立墻的移動(dòng)速率急劇增加，墻后近墻區(qū)域回填塊石急劇沉陷，如圖19所示.

圖18 直立墻位移時(shí)程Fig.18 Upright wall displacement time history

圖19 直立墻位移與輸入加速度峰值關(guān)系曲線Fig.19 Relationship curve of upright wall displacement and input peak acceleration

2.3 變形模式

模型的最終變形及其示意圖如圖20所示.從圖中可以看出，地震過(guò)程中，位于拋石基床上的直立墻的變形模式是直立墻向外海側(cè)的水平滑移、傾斜和豎向變形，墻后近墻區(qū)域回填塊石發(fā)生沉陷.直立墻自身地震慣性力和墻后回填塊石動(dòng)土壓力的增大是直立墻產(chǎn)生變形的主要原因，直立墻基礎(chǔ)的不均勻沉降是直立墻產(chǎn)生傾斜和豎向沉降的重要原因.

圖20 模型的最終變形及其示意圖（輸入0.68g）Fig.20 Final deformation of model and its schematics（0.68g）

3 結(jié) 論

（1）隨著輸入地震加速度的增大，直立墻結(jié)構(gòu)的加速度反應(yīng)逐漸增大，但直立墻結(jié)構(gòu)的加速度放大倍數(shù)隨著輸入加速度的增大而逐漸降低，并且結(jié)構(gòu)加速度沿墻高分布趨于均化，表現(xiàn)出土石結(jié)構(gòu)的強(qiáng)非線性特性.結(jié)構(gòu)的加速度放大區(qū)域主要集中在結(jié)構(gòu)的頂部區(qū)域.

（2）模型試驗(yàn)揭示了位于拋石基床上直立墻結(jié)構(gòu)的地震變形模式，即地震作用下直立墻在自身地震慣性力和墻后回填塊石動(dòng)土壓力作用下向外海側(cè)水平滑移，拋石基床的不均勻沉降導(dǎo)致直立墻向外海側(cè)傾斜和豎向沉降，墻后近墻區(qū)域回填塊石發(fā)生沉陷.

（3）強(qiáng)震時(shí)直立墻的變形過(guò)程為當(dāng)輸入加速度較小時(shí)，直立墻在基礎(chǔ)摩擦抗力作用下處于穩(wěn)定狀態(tài)，墻后回填塊石沒(méi)有沉陷的跡象；隨著輸入加速度幅值的增大，直立墻在自身地震慣性力和墻后回填塊石動(dòng)土壓力作用下緩慢向外海側(cè)水平移動(dòng)，同時(shí)拋石基床發(fā)生不均勻沉降，帶動(dòng)墻體產(chǎn)生向外海側(cè)的傾斜和豎向位移，并且隨著直立墻向外海側(cè)的移動(dòng)，墻后回填塊石區(qū)域出現(xiàn)沉陷，位移較??；當(dāng)加速度達(dá)到一定值時(shí)，直立墻移動(dòng)速度和墻后回填塊石沉陷速度都急劇增加，產(chǎn)生大的變形.

（4）地震作用下，直立墻自身地震慣性力和墻后回填塊石動(dòng)土壓力的增大是直立墻產(chǎn)生變形的主要因素，直立墻基礎(chǔ)的不均勻沉降是直立墻產(chǎn)生傾斜和豎向沉降的重要原因.減小墻后回填塊石作用在直立墻上的動(dòng)土壓力和基礎(chǔ)的沉降及不均勻沉降是提高直立墻結(jié)構(gòu)抗震穩(wěn)定性的重要措施.

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