武志信，吳紅剛，謝顯龍，王 飛

(1.蘭州交通大學(xué)土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730070；2.中鐵西北科學(xué)研究院有限公司，甘肅蘭州 730070；3.中國(guó)中鐵滑坡工程實(shí)驗(yàn)室，甘肅 蘭州 730070；4.西部環(huán)境巖土及場(chǎng)地修復(fù)技術(shù)工程實(shí)驗(yàn)室，甘肅 蘭州 730070；5.西南交通大學(xué)地球科學(xué)與工程學(xué)院，四川 成都 611756)

0 引言

在實(shí)際錨固工程中，地震烈度較小的情形下常規(guī)預(yù)應(yīng)力錨(索)桿能夠表現(xiàn)出良好地抗震效果，可以很好地限制巖體變形，提高邊坡的穩(wěn)定性[1-2]。但是在強(qiáng)震條件下，錨固巖體變形較大，常規(guī)預(yù)應(yīng)力錨桿(索)一般難以繼續(xù)限制其變形，此時(shí)錨桿(索)極易因其變形能力不足或瞬時(shí)沖擊荷載作用下過(guò)載而被拉斷，引發(fā)邊坡失穩(wěn)破壞[3-4]，而應(yīng)用玄武巖纖維塑料增強(qiáng)筋(BFRP)這一新材料代替?zhèn)鹘y(tǒng)鋼筋錨桿(索)，可以充分利用其相對(duì)鋼筋較高地抗拉強(qiáng)度和較低地彈性模量以及較好地應(yīng)力傳遞特性和抗震、耐腐蝕、強(qiáng)度高、質(zhì)量輕、與注漿體黏結(jié)性能良好等優(yōu)點(diǎn)[5-8]，能夠更好地適應(yīng)坡體變形的能力，具有明顯地邊坡抗震效果。

在關(guān)于FRP錨桿的直徑及灌漿體性能研究方面：BAENA M等[6]、賈新等[9]、劉穎浩[10]等通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)，在一定的錨固長(zhǎng)度下，F(xiàn)RP錨桿的黏結(jié)強(qiáng)度隨錨桿直徑的增大而減小，存在著明顯的尺寸效應(yīng)；BENMOKRANE B等[11]通過(guò)對(duì)AFRP錨桿和CFRP錨桿與不同的灌漿材料之間黏結(jié)性能的研究，發(fā)現(xiàn)在灌漿料中添加硅粉和砂對(duì)提高黏結(jié)強(qiáng)度效果最佳，減水劑效果最差；CHENG Y M等[12]通過(guò)GFRP錨桿和CFRP錨桿的現(xiàn)場(chǎng)拉拔試驗(yàn)表明，在水泥砂漿中添加膨脹劑可以增大錨桿的錨固性能。在BFRP錨桿與混凝土之間的黏結(jié)性能研究方面：趙文等[13]對(duì)BFRP錨桿與水泥基質(zhì)的黏結(jié)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并發(fā)現(xiàn)水泥基強(qiáng)度越高，黏結(jié)強(qiáng)度也越高，且與混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度大于與砂漿的黏結(jié)強(qiáng)度；吳芳[14]通過(guò)拉拔試驗(yàn)研究了BFRP錨桿與混凝土之間的黏結(jié)錨固性能及黏結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系，并與GFRP錨桿、變形鋼筋的黏結(jié)性能進(jìn)行了對(duì)比分析，并在試驗(yàn)以及己有試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，提出了BFRP錨桿黏結(jié)強(qiáng)度理論公式和錨固長(zhǎng)度設(shè)計(jì)建議；沈新等[15]運(yùn)用18個(gè)中心拉拔試件研究了不同螺紋表面玄武巖纖維錨桿與混凝土之間的黏結(jié)性能；謝晶晶[16]、黃志懷等[17]、劉紀(jì)峰等[18]通過(guò)FRP錨桿的強(qiáng)度試驗(yàn)，建議了FRP錨桿與水泥漿之間黏結(jié)強(qiáng)度值。在BFRP錨桿支護(hù)設(shè)計(jì)方法研究方面：郭成鵬等[19]對(duì)玄武巖纖維桿體BFRP材料和灌漿料的力學(xué)性能(抗拉強(qiáng)度)進(jìn)行了測(cè)試，并在此基礎(chǔ)上，基于FLAC3D進(jìn)行了玄武巖纖維錨桿與灌漿料黏結(jié)性能的數(shù)值模擬分析，并探討了BFRP錨桿設(shè)計(jì)方法。

通過(guò)上述研究發(fā)現(xiàn)，國(guó)內(nèi)外專家對(duì)于BFRP錨桿(索)的研究主要集中在其物理力學(xué)性能方面，而關(guān)于BFRP錨桿(索)應(yīng)用在邊坡支護(hù)中的研究還很滯后。鑒于此，為更加細(xì)致地研究BFRP錨桿(索)在高烈度地震區(qū)高邊坡防護(hù)中地震響應(yīng)及其頻譜特征，本文以云南省功東高速公路的響水河(K5-K6)全風(fēng)化玄武巖邊坡為典型工點(diǎn)，并采用小波包變換這一同時(shí)能夠表征地震波在時(shí)頻兩域局部特征能力的數(shù)學(xué)工具[20]，利用其可以對(duì)高頻信息的信號(hào)能夠進(jìn)行更好的時(shí)頻局部化分析的優(yōu)點(diǎn)[21]，分別對(duì)BFRP錨桿(索)及鋼錨桿(索)在不同頻帶下的應(yīng)變響應(yīng)情況進(jìn)行了分析，旨在為BFRP錨桿(索)加固高邊坡的動(dòng)力合理性設(shè)計(jì)提供科學(xué)依據(jù)。

1 試驗(yàn)工點(diǎn)概況

試驗(yàn)工點(diǎn)響水河(K5-K6)全風(fēng)化玄武巖邊坡在云南省功東高速公路，項(xiàng)目沿線地形地貌復(fù)雜、地質(zhì)條件變化大、沿線地層破碎，滑塌、崩塌、泥石流等地質(zhì)災(zāi)害頻發(fā)，水土流失嚴(yán)重，生態(tài)環(huán)境十分脆弱。同時(shí)，該地區(qū)受小江斷裂帶影響，全線地震基本烈度高達(dá)Ⅸ度，功東高速沿線地質(zhì)災(zāi)害點(diǎn)及響水河邊坡所在位置(圖1)。

圖1 功東高速沿線地質(zhì)災(zāi)害點(diǎn)Fig.1 Geological disaster point along Gong-Dong Expressway

響水河邊坡所在坡體地勢(shì)起伏較大，坡體兩端沖溝發(fā)育，坡體及沖溝內(nèi)樹(shù)木遍布，植被較密，地層巖性為全風(fēng)化玄武巖。坡體沿基巖有滑動(dòng)痕跡，滑動(dòng)方向與線路方向呈30°，可判斷此處歷史上發(fā)生過(guò)滑動(dòng)。左側(cè)沖溝緊挨坡體，右側(cè)沖溝距坡體200 m左右，且右側(cè)距坡體5 m處地形極易發(fā)育新的沖溝，對(duì)坡體穩(wěn)定性威脅較大。

該坡坡高36 m，開(kāi)挖邊坡為三級(jí)邊坡，一級(jí)坡高為8 m，二、三級(jí)邊坡高度均為10 m，設(shè)計(jì)坡率二級(jí)邊坡為1∶0.75，三級(jí)邊坡為1∶1，一級(jí)坡設(shè)置錨索樁板墻，抗滑樁截面尺寸1.2 m×1.6 m×16 m，二級(jí)坡面采用錨索框架防護(hù)、三級(jí)坡面采用錨桿框架防護(hù)。響水河邊坡開(kāi)挖后及支護(hù)完成的效果分別如圖2(a)、(b)所示。

圖2 響水河邊坡全貌圖Fig.2 Overall view of Xiangshui River slope

2 振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本次振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)在甘肅省地震局黃土地震工程實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)室振動(dòng)臺(tái)為VPS～600ES～2型垂直水平雙向振動(dòng)臺(tái)，振動(dòng)臺(tái)尺寸為4 m×6 m。最大負(fù)荷質(zhì)量25 t；最大位移：X向?yàn)?50 mm，Z向?yàn)?00 mm；工作頻率為0.5～50.0 Hz。

2.1 相似關(guān)系設(shè)計(jì)

根據(jù)此次振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)條件和目的，相似關(guān)系借助因次分析法進(jìn)行推導(dǎo)，選取幾何尺寸l(CL=20)和容重γ(Cγ=1)為基本控制量，其余物理量利用相似“π定理”導(dǎo)出，相似關(guān)系如表1所示。

經(jīng)計(jì)算，基于容重相似，彈性模量和黏聚力相似比尺產(chǎn)生的“奇異”較大，在本次試驗(yàn)中模型材料并未完全滿足相似比尺的計(jì)算要求。但是考慮到本次試驗(yàn)主要研究錨桿(索)的應(yīng)變，故這些相似材料的次要參數(shù)可以忽略[22]。試驗(yàn)工點(diǎn)全風(fēng)化玄武巖與振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)M土層的主要物理參數(shù)如表2所示。

表1 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖嗨茀?shù)

注：表中p和m分別表示原形量和模型量。

表2 全風(fēng)化玄武巖與振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)M土層的主要物理參數(shù)

2.2 相似材料與模型制作

根據(jù)模型設(shè)計(jì)參數(shù)及多組材料配比試驗(yàn)結(jié)果，坡體選擇以河砂為主要材料，石膏粉、黏性土為輔助材料，水為粘結(jié)材料。為使模型坡體滑動(dòng)過(guò)程連續(xù)，本次試驗(yàn)選擇用特氟綸薄膜模擬滑帶?；布盎w部分均以黏性土、河沙、石膏及水為材料制作而成，其質(zhì)量配合比為5∶10∶1∶1，其中，滑床部分土體壓實(shí)度較高?？够瑯恫捎盟赡緲赌M，樁長(zhǎng)80 cm，懸臂段和嵌固端樁長(zhǎng)均為40 cm。試驗(yàn)錨桿(索)分為鋼錨桿(索)和BFRP錨桿(索)兩種，其直徑均為5 mm。

模型箱框架為20 mm厚鋼板焊接等邊角鋼而成，箱體內(nèi)槽尺寸為2 900 mm(長(zhǎng))×1 400 mm(寬)×1 850 mm(高)。水平振動(dòng)方向前邊為30 mm厚鋼板，高為900 mm，后邊為50 mm厚聚苯乙烯防震泡沫，長(zhǎng)邊為20 mm厚透明有機(jī)玻璃，可便于觀察試驗(yàn)過(guò)程中的模型變化情況，振動(dòng)邊界上的減震層采用50 mm厚的聚苯乙烯泡沫。在該試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭凶蠓鶠榭够瑯?鋼錨桿(索)+框架結(jié)構(gòu)對(duì)邊坡進(jìn)行支護(hù)，右幅為抗滑樁+BFRP錨桿(索)+框架結(jié)構(gòu)對(duì)邊坡進(jìn)行支護(hù)。制作完成的試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D3所示。

圖3 制作完成的試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖銯ig.3 The completed test model box

2.3 測(cè)試斷面及原件布置

考慮到模型箱邊界效應(yīng)的影響，將本次試驗(yàn)所用到的型號(hào)為BE120-10A-P100的應(yīng)變片布置在左右兩幅邊坡中間一列錨桿(索)上，左幅邊坡布置應(yīng)變片的位置如圖4中斷面1所示，右幅邊坡布置應(yīng)變片的位置如圖4中斷面2所示。其中，左右兩幅抗滑樁上各布置2列共6根長(zhǎng)度為135 cm的錨索，二級(jí)坡上各布置3列9根長(zhǎng)度為135 cm的錨索，三級(jí)坡上各布置3列9根長(zhǎng)度為60 cm的全長(zhǎng)錨固錨桿，左右兩幅坡體中抗滑樁及錨桿(索)的布置形式如圖5所示。

圖4 左右兩幅邊坡中應(yīng)變片布置示意圖(單位：cm)Fig.4 Schematic diagram of strain gauge layout in the left and right slopes (unit: cm)

圖5 模型結(jié)構(gòu)示意圖(單位：cm)Fig.5 Schematic diagram of model structure (unit: cm)

2.4 加載制度設(shè)計(jì)

由于水平地震是誘發(fā)滑坡、導(dǎo)致支擋結(jié)構(gòu)破壞的主要原因[23]，因此在該振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中采用EI-Centro波進(jìn)行X方向的加載方式，加載制度如表3所示。本文主要研究EI-Centro波在X向加載方式下，鋼錨桿(索)及BFRP錨桿(索)的響應(yīng)情況。錨桿(索)應(yīng)變時(shí)程曲線如圖6所示?？紤]到波長(zhǎng)的時(shí)間壓縮太大會(huì)造成地震波的頻譜成分更為復(fù)雜的原因，故本文地震波并未按照相似體系進(jìn)行壓縮[24]。

圖6 EI-Centro波應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.6 EI-Centro wave strain time history curve

序號(hào)工況臺(tái)面輸入波形方向10.1 gEI波X向20.15 gEI波X向30.2 gEI波X向40.3 gEI波X向50.4 gEI波X向60.5 gEI波X向70.6 gEI波X向80.8 gEI波X向91.0 gEI波X向101.4 gEI波X向

3 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

按照表3中的加載制度對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行逐級(jí)加載，在加載工況1后，試驗(yàn)?zāi)Ｐ臀窗l(fā)生明顯變化，隨著試驗(yàn)加載制度的升級(jí)，加載到工況2時(shí)，左幅鋼錨桿(索)側(cè)邊坡坡肩位置發(fā)生了土體震陷現(xiàn)象，較粗的土體顆粒從碎石的空隙中掉落下來(lái)，形成了明顯的粗顆粒堆積現(xiàn)象，如圖7所示。

圖7 工況2作用下土體震陷現(xiàn)象Fig.7 Seismic subsidence of soil under working condition 2

加載到工況5之后，右幅BFRP錨桿(索)側(cè)坡頂滑帶埋設(shè)位置出現(xiàn)了兩條粗細(xì)不一的橫向裂縫，經(jīng)測(cè)量發(fā)現(xiàn)該橫向裂縫距離模型箱后壁的位置大約為28 cm，如圖8(a)所示。其中較細(xì)的橫向裂縫長(zhǎng)度約為30 cm，較粗的橫向裂縫長(zhǎng)度為20 cm左右，且這兩條橫向裂縫有貫通趨勢(shì)，如圖8(b)所示。分析其產(chǎn)生的原因是由于在水平向地震波的張拉作用下，使得坡體在頂部滑帶埋設(shè)位置出現(xiàn)了裂縫。

圖8 工況5作用下坡頂橫向裂縫圖Fig.8 Transverse crack diagram of slope top under the action of working condition 5

在工況6的地震波作用下，右幅BFRP錨桿(索)側(cè)坡頂位置之前出現(xiàn)的兩條橫向裂縫貫通為了一條長(zhǎng)度約為70 cm的橫向裂縫，且裂縫寬度也有所增加，如圖9(a)所示。同時(shí)，在左幅鋼錨桿(索)側(cè)滑帶位置處出現(xiàn)了斜向裂縫，分析其原因是地震波的剪切作用所造成的，如圖9(b)所示。

圖9 工況6作用下坡體變形圖Fig.9 Deformation of slope under action of working condition 6

在工況7水平地震波的張拉作用下，使得左幅坡頂滑帶位置處出現(xiàn)了一條長(zhǎng)度約為50 cm的橫向裂縫，如圖10(a)所示。同時(shí)，在右幅BFRP錨桿(索)側(cè)二級(jí)坡坡面位置出現(xiàn)了一條斜向裂縫，其現(xiàn)象如圖10(b)所示。

圖10 工況7作用下坡體變形圖Fig.10 Deformation diagram of slope under action of working condition 7

加載工況8后，使得之前左幅坡體在滑帶附近位置出現(xiàn)的斜向裂縫繼續(xù)發(fā)育，長(zhǎng)度發(fā)生了明顯地增長(zhǎng)，如圖11(a)所示，而與該位置相對(duì)應(yīng)的右幅坡體滑帶附近位置未見(jiàn)明顯裂縫產(chǎn)生，如11(b)所示。分析其原因是由于BFRP錨桿(索)具有較高的抗拉強(qiáng)度和較低的彈性模量，從而使得錨桿(索)與邊坡在一定范圍內(nèi)能夠協(xié)同變形，故右幅坡體滑帶附近位置未見(jiàn)裂縫產(chǎn)生。

圖11 工況8作用下坡體變形圖Fig.11 Deformation of slope under action of working condition 8

加載工況9后，左右兩幅邊坡在坡肩位置均出現(xiàn)了土體滑落的現(xiàn)象，從圖12中可以看出右幅邊坡鋼錨桿的外露長(zhǎng)度明顯要大于左幅邊坡BFRP錨桿的外露長(zhǎng)度，且相較于左幅BFRP錨桿而言右幅坡體中間的鋼錨桿出現(xiàn)了顯著地彎曲現(xiàn)象，如圖12中紅色圓圈所示，從而可以說(shuō)明BFRP作為一種柔性結(jié)構(gòu)，在地震作用下能夠?qū)吰碌淖冃纹鸬接行У匾种谱饔谩?/p>

圖12 工況9作用下坡肩土體滑落Fig.12 working condition 9 acted on the soil mass sliding down the slope shoulder

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

本次試驗(yàn)對(duì)工況3、工況6、工況9地震波作用下，左幅邊坡及右幅邊坡中鋼錨桿(索)和BFRP錨桿(索)的應(yīng)變峰值的分布規(guī)律進(jìn)行了對(duì)比研究。并通過(guò)小波包工具主要對(duì)工況6下鋼錨桿(索)和BFRP錨桿(索)的應(yīng)變頻譜特性進(jìn)行了分析，研究了兩者的應(yīng)變值在不同頻段內(nèi)的變化規(guī)律。其中，所要研究的錨桿(索)在左右兩幅邊坡中各選取3根，從模型底部朝頂部方向，選取樁上第二根錨索定義為下錨索、二級(jí)坡上第三根錨索定義為中錨索、三級(jí)坡上第三根錨桿定義為上錨桿，其示意圖如圖13所示。且將左幅邊坡中選取的三根錨桿(索)靠近尾部處的應(yīng)變片定義為A’-1，將靠近端部處的應(yīng)變片定義為A’-2；將右幅邊坡中選取的三根錨桿(索)靠近尾部處的應(yīng)變片定義為A-1，將靠近端部處的應(yīng)變片定義為A-2，選取右幅邊坡中錨桿(索)為例來(lái)說(shuō)明測(cè)點(diǎn)布置情況，如圖14所示。

圖13 錨桿所對(duì)應(yīng)的位置Fig.13 The position corresponding to the bolt

圖14 右幅邊坡中應(yīng)變片布置位置Fig.14 Strain gauge placement in right slope

4.1 鋼錨桿及BFRP錨桿應(yīng)變峰值的對(duì)比分析

工況3、6、9分別為水平向加載的0.2g、0.5g和1.0g的EI地震波，做出三種工況下鋼錨桿(索)及BFRP錨桿(索)分別在尾部及端部處的應(yīng)變峰值分布圖(圖15～16)。

圖15 錨桿尾部處應(yīng)變峰值分布圖Fig.15 Strain peak distribution diagram at bolt tail

圖16 錨桿端部處應(yīng)變峰值分布圖Fig.16 Strain peak distribution diagram at bolt end

從圖15(a)可以看出，在三種工況的地震波作用下，對(duì)BFRP錨桿(索)而言，A-1處各層的應(yīng)變隨加載量級(jí)的增大而增長(zhǎng)。下錨索A-1處應(yīng)變的增長(zhǎng)要明顯快于中錨索及上錨桿A-1處應(yīng)變的增長(zhǎng)情況，曲線走向近似為斜線。分析其原因是因?yàn)锽FRP作為一種柔性結(jié)構(gòu)，在振動(dòng)過(guò)程中上錨桿與中錨索能夠起到與土體協(xié)同變形的效果，所以使得上錨桿與中錨索A-1處受力較小，故其應(yīng)變也較小。而下錨索由于受到抗滑樁的約束作用，又承受的土體壓力較中錨索與上錨桿的大，所以下錨索A-1處應(yīng)變值最大。

從圖15(b)可以看出，鋼錨桿(索)A’-1處的應(yīng)變具有下錨索應(yīng)變值最大、上錨桿次之、中錨索應(yīng)變值最小的特點(diǎn)，曲線表現(xiàn)為“K”形，且這種趨勢(shì)隨著加載制度的增大而愈加明顯，其主要表現(xiàn)為上錨桿A’-1處應(yīng)變值增長(zhǎng)較快。其應(yīng)變值分布規(guī)律跟BFRP錨桿(索)A-1處應(yīng)變值的分布規(guī)律截然不同，分析其原因是在振動(dòng)的過(guò)程中，坡體下部土體及上部土體變形較大，而鋼錨桿(索)作為一種剛性結(jié)構(gòu)，不能很好的隨同土體一起變形，故才會(huì)出現(xiàn)下錨索和上錨桿A’-1處應(yīng)變較大的情況。

從圖16(a)可以看出,對(duì)BFRP錨桿(索)A-2而言，當(dāng)加速度峰值較小時(shí)，其應(yīng)變分布規(guī)律同A-1處的應(yīng)變分布規(guī)律相似，即下錨索A-2處的應(yīng)變值最大、中錨索次之、上錨桿應(yīng)變值最小。但是當(dāng)加速度峰值增大到一定程度后，曲線形狀發(fā)生明顯地變化，表現(xiàn)為反“K”形。例如在工況9的地震波作用下，中錨索的應(yīng)變值最大，且上錨桿的應(yīng)變值比下錨索的應(yīng)變值大，分析其原因是由于隨著加載工況的增加，BFRP錨桿(索)與土體的協(xié)同變形能力受到了限制，右幅BFRP側(cè)坡體的變形主要表現(xiàn)為坡體中部及上部土體的變形。

由圖16(b)可得，鋼錨桿A’-2處應(yīng)變的分布規(guī)律同A’-1處的分布規(guī)律相似，即具有下錨索應(yīng)變值最大、上錨桿次之、中錨索應(yīng)變值最小的特點(diǎn)，曲線表現(xiàn)為“K”形，且這種趨勢(shì)隨著加載程度的增大而愈加明顯，其變形原因同A’-1處的相同，此處不再?gòu)?fù)述。

4.2 地震波的小波包變換及錨桿(索)應(yīng)變的頻譜分析

4.2.1地震波的小波包變換

小波變換是一種時(shí)間-尺度分析方法，在時(shí)間、尺度(頻率)兩域都具有表征信號(hào)局部特征的能力，具有多分辨率分析的特點(diǎn)。小波包變換是基于小波變換的進(jìn)一步發(fā)展，能夠提供比小波變換更高的分辨率，解決了分析信號(hào)低頻部分時(shí)間分辨率差而高頻部分頻率分辨率差的問(wèn)題[22]。

鑒于此，本文選取小波函數(shù)中具有良好地近似對(duì)稱性、光滑性及緊支撐性[26]，在地震等非穩(wěn)態(tài)信號(hào)的分析中具有明顯優(yōu)勢(shì)的db3函數(shù)作為本次振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的小波基函數(shù)。且依據(jù)Shannon采樣定理[27]，將本次試驗(yàn)中加載的EL-Centro進(jìn)行3層分解，共得23=8個(gè)小波包，則每個(gè)頻帶的寬度為50/8=6.25 Hz，對(duì)應(yīng)的最低頻帶為0.1～6.26 Hz，其中，各頻帶對(duì)應(yīng)的頻率范圍如表4所示。

表4 各頻帶頻率范圍

圖17 鋼錨索與BFRP錨索在端部及尾部處的應(yīng)變小波分量圖Fig.17 The strain wavelet component diagram of steel anchor cable and BFRP anchor cable at the end and tail

4.2.2錨桿(索)應(yīng)變的頻譜對(duì)比分析

由上述分析可知，鋼錨桿(索)及BFRP錨桿(索)的應(yīng)變值基本上都是下錨索處的最大，故為了分析不同頻段地震波的激勵(lì)下，邊坡中鋼錨桿(索)及BFRP錨桿(索)應(yīng)變的響應(yīng)情況，選取工況6下0.5g的EI波為例，對(duì)左右兩幅邊坡下錨索上應(yīng)變時(shí)域曲線進(jìn)行小波包分解，作出的小波包分解結(jié)果如圖17所示。

本文將12.51 Hz以下的地震波均視為低頻波，則由圖17可得，對(duì)左右兩幅邊坡下錨索上測(cè)點(diǎn)A-2、A-1及A’-2、A’-1而言，對(duì)應(yīng)變起影響作用的主要頻段為第一頻帶(0.1～6.26 Hz)和第二頻帶(6.26～12.51 Hz)，土體對(duì)于高頻(12.51 Hz以上)地震波的吸收比較明顯。

同時(shí)可以看出，不論是對(duì)鋼錨索還是對(duì)BFRP錨索各頻段的應(yīng)變幅值變化情況而言，錨索端部處的應(yīng)變值均要大于尾部處的應(yīng)變值。而且可以得到，在同一測(cè)點(diǎn)處，BFRP錨索上的應(yīng)變值要大于鋼錨索上的應(yīng)變值，這種現(xiàn)象是由于BFRP錨索具有較好的柔性而造成的。綜合對(duì)比鋼錨索及BFRP錨索兩個(gè)測(cè)點(diǎn)處的應(yīng)變值可以發(fā)現(xiàn)，BFRP錨索在端部A-2處的應(yīng)變值最大，且分別要比BFRP錨索A-1、鋼錨索A’-2、鋼錨索A’-1處的應(yīng)變值大1.23、1.41、3.92倍。

由于其他工況的地震波經(jīng)小波包分解后所得規(guī)律跟工況6的相類似，為節(jié)省篇幅，此處不再一一列出。

5 結(jié)論

通過(guò)本次大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，對(duì)左右兩幅邊坡中鋼錨桿(索)及BFRP錨桿(索)的應(yīng)變峰值分布規(guī)律進(jìn)行了分析，并利用小波包工具對(duì)工況6中加載的EI波進(jìn)行了分解，且對(duì)各頻段地震波作用下應(yīng)變響應(yīng)及其頻譜特性進(jìn)行了研究，所得結(jié)論如下：

(1)從試驗(yàn)現(xiàn)象分析來(lái)看，對(duì)比鋼錨桿(索)及BFRP錨桿(索)分別對(duì)邊坡的支護(hù)效果可以發(fā)現(xiàn)，BFRP錨桿(索)與坡體協(xié)同變形的效果更加明顯。

(2)對(duì)鋼錨桿(索)及BFRP錨桿(索)對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)而言，BFRP錨桿(索)上的應(yīng)變值均要大于鋼錨桿(索)上的應(yīng)變值，且單獨(dú)對(duì)鋼錨桿(索)及BFRP錨桿(索)而言，錨桿(索)端部處的應(yīng)變值均要大于錨桿(索)尾部處的應(yīng)變值。

(3)對(duì)左右兩幅邊坡下錨索而言，BFRP錨索A-2處的應(yīng)變值最大，且分別要比BFRP錨索A-1、鋼錨索A’-2、鋼錨索A’-1處的應(yīng)變值大1.23、1.41、3.92倍；

(4)對(duì)左右兩幅邊坡下錨索上測(cè)點(diǎn)A-2、A-1及A’-2、A’-1而言，對(duì)應(yīng)變起影響作用的主要頻段為第一頻帶(0.1～6.26 Hz)和第二頻帶(6.26～12.51 Hz)，土體對(duì)于高頻(12.51 Hz以上)地震波的吸收比較明顯。