返包式土工格柵加筋土擋墻動(dòng)態(tài)行為研究

王 賀，楊廣慶，劉華北，劉偉超，吳連海

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；2.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院，河北 石家莊 050043；3.華中科技大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院，湖北 武漢 430074；4.鐵道第三勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，天津 300142)

對(duì)于大型結(jié)構(gòu)及地基而言，由于試驗(yàn)設(shè)備、場(chǎng)地大小及資金等的限制，只能以縮尺模型進(jìn)行試驗(yàn)。高速鐵路加筋土擋墻進(jìn)行模型試驗(yàn)的重要目標(biāo)之一，是將原型擋墻在外荷載作用下的力學(xué)現(xiàn)象在擋墻模型上進(jìn)行相似模擬，以測(cè)量模型結(jié)構(gòu)中的土壓力、位移、加速度等相關(guān)物理量，總結(jié)擋墻的變形行為，再借助一定的相似關(guān)系推算到原型中，確保原型墻的穩(wěn)定。

關(guān)于加筋土擋墻的動(dòng)力學(xué)行為，G?BLE等[1]利用室內(nèi)模型箱研究加筋土擋墻在列車(chē)荷載作用下拉筋的合理位置及承載力和沉降的變化情況。MAHER等[2]利用共振柱試驗(yàn)對(duì)加筋砂土的動(dòng)力反應(yīng)情況進(jìn)行測(cè)試。文獻(xiàn)[3，4]通過(guò)多錨式加筋土擋墻的足尺振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)得到擋墻共振頻率隨墻高增加而減小的結(jié)論。LIU等[5]采用有限元方法得到地震荷載作用下多級(jí)加筋土擋墻與單級(jí)墻在共振頻率、墻面位移等方面的不同。楊果林等[6-9]通過(guò)動(dòng)力荷載作用下的模型試驗(yàn)?zāi)M不同形式鐵路加筋土擋墻路基結(jié)構(gòu)，得到其動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。李昀[10]通過(guò)模型試驗(yàn)對(duì)格賓加筋土擋墻在車(chē)輛和地震荷載作用下的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)和抗震性能進(jìn)行系統(tǒng)研究，得到這種新型加筋土擋墻的動(dòng)態(tài)響應(yīng)規(guī)律。蔣建清等[11]通過(guò)引入筋-土、面板-土、面板-面板接觸單元，建立加筋土擋墻的有限元模型，采用ANSYS模擬加筋土擋墻，得出關(guān)于加筋土擋墻動(dòng)力響應(yīng)的定性結(jié)論。李海深等[12]運(yùn)用有限元計(jì)算方法建立加筋土彈塑性本構(gòu)模型，編制加筋土擋墻在動(dòng)荷載作用下的通用數(shù)值計(jì)算程序。

雖然目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于加筋土擋墻進(jìn)行了一系列試驗(yàn)研究，但系統(tǒng)研究加筋土擋墻在高速行車(chē)荷載下動(dòng)態(tài)響應(yīng)規(guī)律的較少。本文通過(guò)返包式加筋土擋墻室內(nèi)模型動(dòng)力加載試驗(yàn)，系統(tǒng)分析加筋土擋墻的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性及其形成原因。

1 試驗(yàn)方案

擋土墻模型面板結(jié)構(gòu)為土工格柵加筋返包式。為使模型試驗(yàn)結(jié)果真實(shí)反映列車(chē)荷載作用下土工格柵加筋土擋墻原型的變形行為，根據(jù)試驗(yàn)裝置的尺寸，通過(guò)對(duì)不同模型的比例尺方案進(jìn)行討論分析，應(yīng)用方程分析法與量綱分析法推導(dǎo)土工格柵加筋土擋墻模型試驗(yàn)需符合的相似關(guān)系，確定模型的幾何相似比Cl=4，填料容重相似比Cγ=1，黏聚力相似比Cc=1，摩擦角相似比Cφ=1，土工格柵拉伸模量相似比CE=2。

1.1填料

填料為碎石土，顆粒分析曲線(xiàn)如圖1所示。

圖1 碎石土顆粒分析曲線(xiàn)

經(jīng)計(jì)算，該填料的不均勻系數(shù)Cu=17.48，曲率系數(shù)Cc=0.54，屬級(jí)配不良填料。

1.2 土工格柵特性

加筋材料選用單向拉伸HDPE塑料土工格柵，其尺寸及力學(xué)特性見(jiàn)表1。

表1 土工格柵幾何尺寸及力學(xué)特性

1.3 模型箱、擋墻尺寸及儀器布置

模型箱(圖2)長(zhǎng)3.5 m、寬1.0 m、高2.0 m。設(shè)計(jì)擋土墻模型長(zhǎng)3 m、寬1.0 m、高1.65 m；土工格柵豎向間距30 cm，鋪設(shè)長(zhǎng)度2 m，返包部分長(zhǎng)0.5 m；承載部件為工字鋼。監(jiān)測(cè)傳感器包括動(dòng)土壓力盒、靜土壓力盒、柔性位移計(jì)、加速度計(jì)、百分表等(圖3)。

圖2 模型試驗(yàn)

1.4 填筑要求及加載方案

擋墻填料采用小型手扶式?jīng)_擊夯壓實(shí)。經(jīng)擊實(shí)試驗(yàn)和試壓測(cè)得填筑控制指標(biāo)見(jiàn)表2。

圖3 加筋土擋墻尺寸及監(jiān)測(cè)儀器布置(單位：cm)

注：(1)各層水平放置的土壓力盒與柔性位移計(jì)位于同一層上，為顯示清楚，在本圖中豎向錯(cuò)開(kāi)了一定距離；(2)最上層動(dòng)土壓力盒應(yīng)位于靜土壓力盒所在位置，橫向錯(cuò)開(kāi)一定距離，為顯示出來(lái)則如圖中所畫(huà)；(3)儀器編號(hào)中，J為加速度計(jì)，B為百分表，R為柔性位移計(jì)，HT(VT)為水平(豎直)放置的動(dòng)土壓力盒，HJ(VJ)為水平(豎直)放置的靜土壓力盒。

表2 填料填筑控制指標(biāo)

根據(jù)TB 10621—2009《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》中關(guān)于高速鐵路路基面動(dòng)應(yīng)力幅值計(jì)算方法及國(guó)內(nèi)外高鐵線(xiàn)路實(shí)測(cè)值(表3)，確定動(dòng)態(tài)加載幅值為40～80 kPa、60～100 kPa、80～120 kPa三種；加載頻率為4 Hz、6 Hz、8 Hz、10 Hz四種。以三種加載幅值和四種加載頻率進(jìn)行正交試驗(yàn)，每種條件加載10萬(wàn)次，共加載120萬(wàn)次。加載過(guò)程中采用動(dòng)態(tài)采集儀對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行采集，其中每加載1萬(wàn)次暫停15 min，對(duì)靜土壓力盒、百分表及柔性位移計(jì)數(shù)據(jù)進(jìn)行采集。

表3 路基表面實(shí)測(cè)動(dòng)應(yīng)力[13]

2 主要試驗(yàn)研究?jī)?nèi)容

本試驗(yàn)通過(guò)修筑大尺寸模型，利用加載系統(tǒng)對(duì)其施加動(dòng)荷載來(lái)模擬加筋土擋墻墻頂承受動(dòng)荷載的情況，分析擋墻內(nèi)土體和筋材的應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律及形成原因。測(cè)試及分析的主要內(nèi)容如下：

(1)測(cè)試擋墻加速度，分析變化規(guī)律及形成原因；

(2)測(cè)試擋墻墻面水平位移和豎向沉降，觀(guān)察其分布規(guī)律并分析原因；

(3)測(cè)試并分析擋墻內(nèi)豎向和水平動(dòng)土壓力的分布規(guī)律及形成原因；

(4)測(cè)試動(dòng)載施加后擋墻內(nèi)水平和豎向殘余土壓力，分析其變化規(guī)律及形成原因；

(5)測(cè)試筋材應(yīng)變，分析其變化規(guī)律及形成原因。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 豎向加速度分布規(guī)律

考慮到擋墻上部受振動(dòng)荷載影響較大，對(duì)加速度較敏感，因此在上部埋設(shè)3個(gè)加速度傳感器。擋墻上部不同位置的加速度峰值均值隨加載頻率、次數(shù)及加載量變化的曲線(xiàn)如圖4所示。由圖4可見(jiàn)：

(1)在加載量不變的情況下，振動(dòng)加速度隨加載頻率的增加而增大。由于頻率變換有一定的突變性，因此加速度呈臺(tái)階式增長(zhǎng)。頻率在4 Hz、6 Hz和 8 Hz之間變換時(shí)，加速度的增長(zhǎng)幅度較小且較平均，頻率增加到10 Hz后加速度有較大幅度增長(zhǎng)。

(2)頻率相同的情況下，振動(dòng)加速度隨外荷載和加載次數(shù)的增加略有增長(zhǎng)，變化不大；加載量和頻率均不變時(shí)，隨加載次數(shù)的增加，加速度幾乎不變。這是由于土工格柵的變形很小，在其水平限制作用下，墻內(nèi)土體在夯實(shí)和荷載作用下很快形成結(jié)構(gòu)穩(wěn)定的整體，同樣只具有較小的變形。因此，在疲勞荷載作用下，不發(fā)生共振時(shí)，擋墻內(nèi)振動(dòng)加速度的變化較小。

(3)荷載為80～120 kPa時(shí)，加速度增幅變小，相同頻率下，相比前兩級(jí)荷載增加也較小。這是由于加筋復(fù)合體密實(shí)度進(jìn)一步增大、剛度變大的緣故。從理論上分析，一個(gè)構(gòu)件剛度一定時(shí)，激振力越大，響應(yīng)越大；激振力一定時(shí)，剛度越大，響應(yīng)越小。試驗(yàn)結(jié)果與該理論相符。

圖4 擋墻加速度變化規(guī)律

綜合以上分析，加筋土擋墻內(nèi)加速度受加載頻率的影響較大，受加載次數(shù)和荷載大小的影響較小。應(yīng)用到實(shí)際工程，即加筋土擋墻受列車(chē)速度的影響較大，受列車(chē)軸重和運(yùn)行次數(shù)的影響較小。軸重越大，加速度受速度的影響越小。

3.2 墻面變形特性分析

3.2.1 墻面累積水平位移分析

墻面累積水平位移隨加載次數(shù)的分布如圖5所示。

圖5 墻面累積水平位移隨加載次數(shù)的分布

(1)前兩級(jí)加載時(shí)墻面累積水平位移只在開(kāi)始加載時(shí)迅速增加，隨后趨于穩(wěn)定，施加第三級(jí)荷載后才出現(xiàn)較明顯的增長(zhǎng)態(tài)勢(shì)。可見(jiàn)前兩級(jí)荷載不足以使土工格柵產(chǎn)生較大應(yīng)變，從而限制了墻面位移。說(shuō)明土工格柵的拉伸變形對(duì)荷載增加的敏感性較差。

(2)每級(jí)加載開(kāi)始時(shí)有突增趨勢(shì)，然后逐漸減小并趨于穩(wěn)定。這主要是因?yàn)楹奢d突然變換，增加的沖擊力瞬時(shí)施加到原本穩(wěn)定的結(jié)構(gòu)，使靠近墻面處的土顆粒重新排列，墻面位移突然增大。隨著加載次數(shù)的增加，重新形成更加密實(shí)、穩(wěn)定的結(jié)構(gòu)，墻面水平位移有少量恢復(fù)。

(3)墻面水平位移的變化受荷載的影響較大，受頻率和荷載重復(fù)次數(shù)的影響較小。

圖6為不同荷載和頻率作用下墻面累積水平位移沿墻高的分布。由圖6可見(jiàn)墻面累積水平位移沿墻高基本呈S形曲線(xiàn)分布。隨著荷載應(yīng)力水平的增大，最大水平位移出現(xiàn)位置逐漸從擋墻的中部(90 cm高)移到中下部(60 cm高)。這主要是因?yàn)橥饧觿?dòng)載作用對(duì)擋墻的影響范圍從高到低逐漸擴(kuò)大，隨著動(dòng)荷載的增大，影響深度增大。墻面最大水平位移為0.448 mm，約為墻高的0.027%。

圖6 墻面累積水平位移沿墻高的分布

3.2.2 墻面累積豎向沉降分析

墻面累積豎向沉降隨加載次數(shù)以及沿墻高的變化曲線(xiàn)如圖7、圖8所示。

圖7 墻面累積豎向沉降隨加載次數(shù)的分布

圖8 墻面累積豎向沉降沿墻高的分布

墻面累積豎向沉降隨加載次數(shù)的增加呈線(xiàn)性增長(zhǎng)趨勢(shì)，基本不受荷載和頻率變換的影響，其沿墻從高到低逐漸減小，速率逐漸降低。墻面最大豎向沉降出現(xiàn)在頂部，為2.29 mm，約為墻高的0.14%。

3.3 動(dòng)土壓力分布規(guī)律

3.3.1 豎向動(dòng)土壓力分布規(guī)律

圖9為不同高度層位處豎向動(dòng)土壓力峰值平均值隨加載頻率、次數(shù)及加載量的變化情況。

從圖9可以看出：

(1)沿筋材方向，豎向動(dòng)土壓力最大值出現(xiàn)在加載點(diǎn)附近，分別向墻面和筋材末端方向逐漸減小，層高越高減小速率越大。同時(shí)在筋材末端豎向動(dòng)土壓力沿墻高從高到低逐漸增加，增長(zhǎng)趨勢(shì)逐漸變緩。這是由于動(dòng)土壓力的影響范圍從高到低逐漸擴(kuò)大。

(a)h=0.45 m

(b)h=1.05 m

(c)h=1.35 m圖9 豎向動(dòng)土壓力分布規(guī)律

(2)豎向動(dòng)土壓力受加載次數(shù)和荷載大小的影響較大，受加載頻率影響較小。荷載不變時(shí)，動(dòng)土壓力隨加載頻率的增加略有增大然后趨于穩(wěn)定。荷載和頻率均不變時(shí)，豎向動(dòng)土壓力在剛施加本級(jí)荷載時(shí)略有增加，加載頻率大于4 Hz后幾乎不再變化，甚至有所減小。相同頻率不同荷載的情況下，豎向動(dòng)土壓力隨著荷載增加而增大，且增大速率逐漸減小。上述情況的出現(xiàn)主要是擋墻內(nèi)加筋復(fù)合體在動(dòng)應(yīng)力和筋材共同作用下越來(lái)越密實(shí)，剛度變大結(jié)構(gòu)性增強(qiáng)的原因。

(3)靠近墻面處各層動(dòng)土壓力在荷載不變的情況下隨頻率的增加稍有減小，這主要是由于墻面出現(xiàn)向外的水平位移釋放了部分應(yīng)力。

圖10為擋墻內(nèi)靠近墻面處土體在不同荷載和加載頻率作用下豎向動(dòng)土壓力峰值平均值沿?fù)鯄Ω叨鹊淖兓€(xiàn)。從圖10可以看出：沿墻從高到低，豎向動(dòng)土壓力呈衰減趨勢(shì)，衰減速率逐漸降低。沿墻高從1.35 m 降低到0.9 m，豎向動(dòng)土壓力衰減約83%。

圖10 靠近墻面處豎向動(dòng)土壓力沿墻高的分布

3.3.2 水平動(dòng)土壓力分布規(guī)律

圖11為不同高度層位處水平動(dòng)土壓力峰值平均值隨加載頻率、次數(shù)和加載量的變化情況。從圖11可以看出：

(a)h=0.45 m

(b)h=1.05 m

(c)h=1.35 m圖11 水平動(dòng)土壓力分布規(guī)律

(1)沿筋材方向，水平動(dòng)土壓力最大值出現(xiàn)在加載點(diǎn)附近，分別向筋材末端和墻面兩個(gè)方向遞減，層高越高減小速率越大。同時(shí)由于動(dòng)土應(yīng)力影響范圍從高到低逐步擴(kuò)大，因此擋墻上部遠(yuǎn)離加載位置的水平動(dòng)土壓力比下部小。

(2)水平動(dòng)土壓力主要受加載次數(shù)和加載大小的影響，受加載頻率的影響較小。加載位置下水平動(dòng)土壓力均隨加載次數(shù)的增加而增大，增長(zhǎng)速率逐漸減??；同時(shí)，每級(jí)加載時(shí)動(dòng)土壓力隨加載頻率的增加略有增長(zhǎng)然后趨于穩(wěn)定。這是由于重復(fù)荷載和筋材的共同作用使加筋復(fù)合體逐步密實(shí)，結(jié)構(gòu)性進(jìn)一步加強(qiáng)。層高1.05 m處沒(méi)有明顯規(guī)律，可能是該處動(dòng)土壓力盒受到了擾動(dòng)。

(3)靠近墻面處水平動(dòng)土壓力，在0.45 m高度處先增長(zhǎng)后趨于穩(wěn)定；在1.05 m高度處始終處于減小的趨勢(shì)；在1.35 m高度處隨荷載的增加階段性增長(zhǎng)，但在每級(jí)荷載加載時(shí)間內(nèi)是減小的。出現(xiàn)上述情況一方面是因?yàn)閴γ娈a(chǎn)生了水平位移，部分應(yīng)力得到釋放；另一方面是因?yàn)?，本?lái)水平動(dòng)土壓力作用就小，同時(shí)動(dòng)土應(yīng)力的影響作用從高到低逐漸衰減，使影響擋墻底部土體的主要是靜載作用，而上部受動(dòng)載作用大，所以出現(xiàn)了階段性增長(zhǎng)而在每一階段內(nèi)卻有所減小的趨勢(shì)。

靠近墻面處水平動(dòng)土壓力沿墻高的分布曲線(xiàn)如圖12 所示。由圖12可見(jiàn)：水平動(dòng)土壓力沿墻高呈衰減趨勢(shì)，衰減速率逐漸減??；擋墻高100 cm以上的部分(約為墻高的2/5)承受了約80%由外荷載帶來(lái)的水平動(dòng)土壓力，100 cm以下部分承受的水平動(dòng)土壓力較小，基本小于1 kPa；因持續(xù)加載帶來(lái)的墻面水平位移使該處水平動(dòng)土壓力出現(xiàn)減小趨勢(shì)，中下部水平位移較大的部分水平動(dòng)土壓力減小較多。

圖12 靠近墻面處水平動(dòng)土壓力沿墻高的分布

3.4 殘余土壓力分布規(guī)律

動(dòng)載作用在墻體上會(huì)引起塑性變形，形成殘余土壓力。殘余土壓力定義為擋墻經(jīng)過(guò)動(dòng)荷載作用后，擋墻內(nèi)各處?kù)o土壓力的變化值[10]。為得到擋墻內(nèi)殘余土壓力的分布規(guī)律，研究不同大小和頻率動(dòng)載對(duì)擋墻內(nèi)靜土壓力的影響。本試驗(yàn)專(zhuān)門(mén)對(duì)靜土壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行采集，求得其與加載前靜土壓力之間的差值后進(jìn)行分析。

3.4.1 豎向殘余土壓力分布

圖13為豎向殘余土壓力隨加載次數(shù)、荷載大小和頻率的變化情況。由圖13可見(jiàn)，豎向殘余土壓力隨加載次數(shù)和荷載的增加而增大，其主要影響因素為加載次數(shù)和荷載大小，受加載頻率的影響較小。這主要是由于殘余土壓力的增長(zhǎng)是緩慢的發(fā)展過(guò)程，重復(fù)不斷的作用力才能使強(qiáng)度較高的加筋復(fù)合體產(chǎn)生一定的塑性變形，從而形成殘余應(yīng)力。

(a)h=0.15 m

(b)h=0.75 m

(c)h=1.35 m圖13 豎向殘余土壓力分布

豎向殘余應(yīng)力的增長(zhǎng)速率逐漸減小，到一定程度后殘余應(yīng)力趨于穩(wěn)定。這是因?yàn)橹貜?fù)的荷載作用使土體更加密實(shí)，達(dá)到一定程度后密實(shí)度難以繼續(xù)增加。

在同一荷載區(qū)間內(nèi)豎向殘余土壓力也有先增后穩(wěn)的趨勢(shì)，但較大荷載比較小荷載更快達(dá)到本階段的最大值而趨穩(wěn)。由此可知，要想達(dá)到穩(wěn)定的殘余土壓力，可以采用大荷載少次數(shù)，也可以采用多次數(shù)小荷載的方法。

靠近墻面處的豎向殘余土壓力的增長(zhǎng)較慢、較小，h=0.75 m處甚至出現(xiàn)了負(fù)增長(zhǎng)。這主要是墻面水平位移的影響，而且墻面中下部水平位移較大。

另外，加載后各處增大后的垂直靜土壓力沿墻從高到低逐漸增加，可見(jiàn)殘余土壓力的主要組成是土體自重，動(dòng)載帶來(lái)的靜土壓力增長(zhǎng)較小，而且動(dòng)載的影響作用從高到低逐漸減小。

3.4.2 側(cè)向殘余土壓力分布

圖14為側(cè)向殘余土壓力在加載過(guò)程中的分布。

(a)h=0.15 m

(b)h=0.75 m

(c)h=1.35 m圖14 側(cè)向殘余土壓力分布

從圖14可以看出，動(dòng)載的重復(fù)作用使加筋復(fù)合體密實(shí)度逐漸達(dá)到最大，因此隨加載次數(shù)和荷載的增加側(cè)向殘余土壓力呈先增后穩(wěn)的趨勢(shì)。其中，靠近墻面處的側(cè)向殘余土壓力變化不大，主要受墻面水平位移的影響。因中下部墻面位移較大，所以在側(cè)向殘余土壓力較大的h=0.75 m層，靠近墻面處的殘余土壓力也較小。

另外，從施加動(dòng)載后各處增大的水平靜土壓力來(lái)看，擋墻底部受動(dòng)載作用的影響很小，所以該處土壓力沒(méi)有明顯變化；中部受自重應(yīng)力和動(dòng)載作用的影響均較大，因此該處土壓力較大；上部由于受自重應(yīng)力影響很小，土壓力也較小。

3.5 筋材應(yīng)變沿筋長(zhǎng)的分布

圖15為筋材累積應(yīng)變?cè)谔钪?靜載-動(dòng)載整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中的變化情況(假設(shè)以時(shí)間為橫坐標(biāo)軸)。

(a)h=0.15 m

(b)h=0.45 m

(c)h=0.75 m

(d)h=1.05 m

(e)h=1.35 m圖15 筋材累積應(yīng)變隨試驗(yàn)進(jìn)程的分布

從圖15可見(jiàn)，筋材累積應(yīng)變呈增加-穩(wěn)定-減小-穩(wěn)定的趨勢(shì)，增長(zhǎng)和減小基本呈線(xiàn)性變化。這說(shuō)明土工格柵對(duì)外加荷載的反應(yīng)靈敏度較低，拉筋應(yīng)變控制的關(guān)鍵階段為施工期。

由于壓實(shí)夯擊能量及土重力作用的影響，筋材累積應(yīng)變的增長(zhǎng)全部出現(xiàn)在填筑期間；施加靜力荷載(10～60 kPa)后基本不變，這主要是隨荷載增加而增強(qiáng)的土工格柵水平限制作用使水平土壓力始終處于較低水平。如果加載范圍跨度不大，則很難形成水平土壓力較大幅度的增長(zhǎng)，從而使得土工格柵應(yīng)變達(dá)到一定值后不再繼續(xù)發(fā)展。

施加動(dòng)載后，筋材應(yīng)變降低，而后逐漸趨穩(wěn)；筋材累積應(yīng)變的變化幾乎不受加載頻率和加載大小的影響，受加載次數(shù)的影響較大。出現(xiàn)這種情況是因?yàn)樘钪挽o載階段已經(jīng)使筋材應(yīng)變達(dá)到一定程度，施加的動(dòng)載不足以使筋材應(yīng)變出現(xiàn)進(jìn)一步增長(zhǎng)；同時(shí)動(dòng)力作用使土顆粒重新排列，使筋材具有一定空間產(chǎn)生回彈收縮；隨著密實(shí)程度的增加，加筋復(fù)合體重新形成了穩(wěn)定結(jié)構(gòu)，從而使筋材應(yīng)變?cè)诮档秃笾饾u趨于穩(wěn)定。

拉筋應(yīng)變?cè)谒椒较蛏匣境蕟畏逯祷螂p峰值分布，如圖16所示。雙峰曲線(xiàn)兩個(gè)峰值出現(xiàn)的原因不同，距墻背較近的峰值出現(xiàn)是墻面水平位移的緣故；另一個(gè)峰值的出現(xiàn)是自重應(yīng)力及土體與拉筋之間摩阻力共同作用的結(jié)果。同時(shí)可以看出最大值位置(雙峰曲線(xiàn)取遠(yuǎn)離墻面的峰值)從高到低距墻腳水平距離逐漸減小。

從應(yīng)變值來(lái)看，整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中土工格柵最大累積應(yīng)變?yōu)?.89%(負(fù)值出現(xiàn)由不均勻沉降引起的固定柔性位移計(jì)兩點(diǎn)之間水平距離的減小造成)，占峰值應(yīng)變的7.74%；施加動(dòng)載應(yīng)變穩(wěn)定后筋材最大累積應(yīng)變?yōu)?.80%，占峰值應(yīng)變的6.96%。說(shuō)明拉筋實(shí)際受力遠(yuǎn)小于其抗拉強(qiáng)度值，土工格柵在低于設(shè)計(jì)值的拉力下變形很小。實(shí)際上，實(shí)體工程中土工格柵發(fā)生的拉伸變形很小，一般均遠(yuǎn)小于其本身的抗拉強(qiáng)度值。就此來(lái)看，土工格柵的強(qiáng)度選取有些保守。

圖16 動(dòng)載筋材累積應(yīng)變沿筋長(zhǎng)的分布

根據(jù)以上分析，實(shí)際工程中以動(dòng)載穩(wěn)定后的應(yīng)變值為參考較為可靠。

4 結(jié)論

根據(jù)模型試驗(yàn)結(jié)果，墻頂動(dòng)荷載作用下的返包式土工格柵加筋土擋墻的受力和位移完全滿(mǎn)足結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度、穩(wěn)定性、變形和安全的要求，并得到以下結(jié)論：

(1)擋墻內(nèi)加速度受加載頻率的影響較大，受加載次數(shù)和荷載大小的影響較小。在荷載大小不變的情況下，加速度隨頻率的增加呈臺(tái)階式增長(zhǎng)。加載頻率為10 Hz時(shí)加速度突增，可能接近擋墻的固有頻率。

(2)擋墻墻面累積水平位移受荷載變化的影響較大，受加載頻率和加載次數(shù)的影響較小。每級(jí)加載之初位移突然增大，而后逐漸減小趨于穩(wěn)定。當(dāng)荷載較大時(shí)，墻面累積水平位移才出現(xiàn)明顯增加。墻面累積水平位移沿墻高基本呈S形曲線(xiàn)分布。最大值出現(xiàn)部位隨荷載的增加逐漸從中部移動(dòng)到中下部。

(3)墻面累積豎向沉降與加載次數(shù)基本線(xiàn)性相關(guān)，不受加載頻率和荷載大小的影響，其沿墻從高到低呈衰減趨勢(shì)。

(4)豎向動(dòng)土壓力沿筋材長(zhǎng)度方向呈非線(xiàn)性變化，最大值位于加載位置附近，向墻面和筋材末端逐漸減??；受荷載大小的影響較大，受加載頻率和加載次數(shù)的影響較??；每級(jí)荷載加載過(guò)程中豎向動(dòng)土壓力先稍有增加而后迅速趨于穩(wěn)定；靠近墻面位置處動(dòng)土壓力增加較小，在中下部位移較大處甚至略有減小。靠近墻面位置處豎向動(dòng)土壓力沿墻高呈衰減趨勢(shì)。

(5)水平動(dòng)土壓力沿筋材長(zhǎng)度方向呈非線(xiàn)性變化，最大值位于加載位置附近，向墻面和筋材末端逐漸減??；其主要受加載次數(shù)和荷載大小的影響，受加載頻率影響很小，每級(jí)加載后出現(xiàn)短暫增長(zhǎng)，很快便趨于穩(wěn)定?？拷鼔γ嫖恢锰幩絼?dòng)土壓力受墻面位移的影響有所減小，中下部減小較多；其沿墻高呈衰減趨勢(shì)，減小速率逐漸減??；墻高100 cm以上的部分(約為總墻高的2/5)承受了約80%由外荷載帶來(lái)的水平動(dòng)土壓力，100 cm以下部分承受的水平動(dòng)土壓力基本小于1 kPa。

(6)豎向殘余土壓力隨加載次數(shù)的增加而增大，增長(zhǎng)速率逐漸減小，其主要受加載值和加載次數(shù)的影響。受墻面位移影響，靠近墻面位置處豎向殘余土壓力增長(zhǎng)較慢、較小，甚至出現(xiàn)負(fù)增長(zhǎng)。動(dòng)載卸除后，沿墻從高到低靜土壓力逐漸增加，增長(zhǎng)速率逐漸減小。

(7)側(cè)向殘余土壓力隨加載次數(shù)的增加呈先增后穩(wěn)的趨勢(shì)，靠近墻面處的變化不大。動(dòng)載卸除后，中部靜土壓力較大，頂部和底部均較小。

(8)在填筑-靜載-動(dòng)載過(guò)程中，土工格柵累積應(yīng)變呈先增大后減小最后穩(wěn)定的趨勢(shì)，減小開(kāi)始于施加動(dòng)載后，增長(zhǎng)和減小的部分基本呈線(xiàn)性變化。其受加載頻率和加載大小的影響很小，主要受加載次數(shù)影響。整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中土工格柵累積應(yīng)變最大為0.89%，占峰值應(yīng)變的7.74%；施加動(dòng)載應(yīng)變穩(wěn)定后筋材最大累積應(yīng)變?yōu)?.80%，占峰值應(yīng)變的6.96%，均遠(yuǎn)小于筋材的抗拉強(qiáng)度。水平方向上各層土工格柵應(yīng)變分布規(guī)律一致，但層間不同，基本為單峰或雙峰曲線(xiàn)，峰值出現(xiàn)位置(雙峰曲線(xiàn)取遠(yuǎn)離墻面處)從高到低距墻腳水平距離逐漸減小。

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