拉筋帶對(duì)地震作用下土工格室擋墻力學(xué)性能的影響

靳飛飛,宋 飛,石 磊,朱 婕

(長安大學(xué) 公路學(xué)院,西安 710064)

中國地震頻發(fā),地震觸發(fā)的邊坡滑坡造成了大量的人員傷亡和經(jīng)濟(jì)損失[1]。土工格室擋墻結(jié)構(gòu)因其結(jié)構(gòu)巧、施工易、造價(jià)低等優(yōu)勢(shì),在公路、鐵路、機(jī)場(chǎng)、電力和冶金礦山等工程領(lǐng)域中得到了廣泛的應(yīng)用[2]。通過土工格室擋墻對(duì)邊坡進(jìn)行支護(hù)其抗震性能得到顯著提高[3-4],然而,目前關(guān)于土工格室擋墻支護(hù)邊坡的動(dòng)力問題研究較少,地震作用下土工格室擋墻支護(hù)邊坡的穩(wěn)定性研究遠(yuǎn)落后于工程實(shí)踐,因此對(duì)其進(jìn)行研究十分必要且迫切。

目前,前人對(duì)靜力條件下土工格室擋墻支護(hù)邊坡的穩(wěn)定性研究已經(jīng)取得豐碩的成果[5-7]。文獻(xiàn)[8]采用梁模型來模擬土工格室的柔性板基礎(chǔ),對(duì)加固邊坡的土工格室層不同位置,不同層數(shù)以及加固層之間的垂直間距、長度、厚度、土工格室的楊氏模量進(jìn)行了研究;文獻(xiàn)[9]通過室內(nèi)模型試驗(yàn)研究了土工格室參數(shù)對(duì)擋墻支護(hù)邊坡穩(wěn)定性的影響;文獻(xiàn)[10]采用有限元軟件對(duì)不同高寬比和不同土體強(qiáng)度下的土工格室擋墻的破壞模式進(jìn)行了研究,給出了不同工況下土工格室擋墻破壞模式的數(shù)學(xué)表達(dá)式;文獻(xiàn)[11]基于極限平衡法,提出了一種分析土工格室加筋邊坡穩(wěn)定性的方法;文獻(xiàn)[12]采用極限平衡分析方法,提出了路堤臨界高度的計(jì)算模型,并討論了格室參數(shù)對(duì)路堤臨界高度的影響規(guī)律。

迄今為止,人們對(duì)于地震荷載作用下土工格室擋墻支護(hù)邊坡的穩(wěn)定性研究卻鮮有涉及。鑒于此,本文利用FLAC3D數(shù)值軟件建立土工格室擋墻支護(hù)邊坡數(shù)值模型[13-14],系統(tǒng)分析了不同位置和不同數(shù)量的拉筋帶對(duì)邊坡動(dòng)力響應(yīng)的影響,以期為土工格室擋墻結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)提供可靠的依據(jù)。

1 格室約束圍壓理論解

土工格室內(nèi)部充填料在外荷載σ1作用下將產(chǎn)生軸向壓縮和側(cè)向膨脹變形,引起格室產(chǎn)生拉伸應(yīng)變和拉應(yīng)力,而格室的拉應(yīng)力對(duì)于格室內(nèi)充填料產(chǎn)生側(cè)向約束力,如圖1所示,這種側(cè)向約束力稱為約束圍壓[15]。

格室對(duì)于充填料的約束圍壓可按照式(1)進(jìn)行計(jì)算[15],即

(1)

(2)

(3)

式中:σg為格室約束圍壓;Mt為格室條帶剛度;εc為格室周向應(yīng)變;Dε為格室在周向應(yīng)變?chǔ)與時(shí)等效直徑;D0為格室初始等效直徑;ε1為格室軸向應(yīng)變。

2 邊坡模型建立

2.1 數(shù)值模型建立

參考文獻(xiàn)[13-14]建立土工格室擋墻支護(hù)邊坡數(shù)值模型,如圖2所示。該模型由基底和邊坡兩部分組成,基底長×寬×高=7.0 m×0.4 m×0.2 m,邊坡由格室擋墻和墻后坡體兩部分組成,擋墻由14層土工格室及格室內(nèi)充填料組成,格室內(nèi)充填料為礫石,基底和坡體填料均為砂土,每個(gè)格室單元的高度和等效直徑均為20 cm,格室厚度為0.12 cm,邊坡高為2.8 m,厚為0.4 m,坡比為1∶0.5。由于FALC3D中前處理建模具有一定的局限性,為了體現(xiàn)土工格室單元的曲面效應(yīng),本文利用Rhino軟件建立土工格室單元,應(yīng)用Rhino To Flac3D接口程序?qū)⑼凉じ袷覇卧獙?dǎo)入到FALC3D中進(jìn)行動(dòng)力計(jì)算。

圖2 邊坡數(shù)值模型(m)

邊坡數(shù)值模型共1 338個(gè)單元,2 235個(gè)節(jié)點(diǎn),土工格室與坡體、填料之間均設(shè)置接觸面,該接觸面服從Mohr-Coulomb準(zhǔn)則。文獻(xiàn)[13]通過對(duì)土工格室條帶和節(jié)點(diǎn)進(jìn)行拉伸試驗(yàn),測(cè)得節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度和條帶屈服強(qiáng)度接近。基于本文數(shù)值模擬提取的格室應(yīng)變計(jì)算得到格室拉力均小于格室條帶屈服強(qiáng)度和節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度。本文數(shù)值模擬中礫石和砂土采用彈塑性本構(gòu)關(guān)系,屈服準(zhǔn)則均采用適用于巖土體力學(xué)行為的Mohr-Coulomb準(zhǔn)則[16-20],土工格室采用彈塑性本構(gòu)關(guān)系。模型中材料物理力學(xué)參數(shù)[13-14]如表1、2所示。

表2 接觸面力學(xué)參數(shù)

2.2 邊界條件、阻尼和地震波選取

為了避免地震波傳播時(shí)產(chǎn)生的反射及能量耗散,本次數(shù)值模型的四周及底部邊界均設(shè)置為自由場(chǎng)邊界。阻尼選取局部阻尼,阻尼系數(shù)為0.158。

選取日本神戶海洋氣象臺(tái)觀測(cè)點(diǎn)記錄的近場(chǎng)脈沖地震波Kobe波作為輸入地震波[13-14],XZ雙向耦合施加于模型底部,Z向加速度為X向加速度的0.38倍,其中X向地震波加速度峰值為1.193g,卓越頻率為1.9 Hz,主頻為1～3.8 Hz;Z向地震波加速度峰值為0.463g,卓越頻率為1.18 Hz,主頻為0.9～5 Hz,持時(shí)為20 s,如圖3所示。

圖3 Kobe波加速度時(shí)程曲線

2.3 監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

為了便于分析,對(duì)不同位置的土工格室進(jìn)行定義,將臨空面處的格室定義為墻面格室,將墻體內(nèi)的格室定義為墻體格室。

在墻面自坡腳至坡頂布置14個(gè)位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)(編號(hào)依次為D1～D14);在墻面格室自坡腳至坡頂布置14個(gè)加速度監(jiān)測(cè)點(diǎn)(編號(hào)依次為A1～A14);在墻面格室的內(nèi)壁布置應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn),每個(gè)格室單元前后對(duì)稱位置各布設(shè)一個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn),計(jì)算時(shí)取二者的平均值作為最終應(yīng)變值(編號(hào)依次為Y1～Y14,Y1′～Y14′);在坡頂自坡肩向坡體深處共布置10個(gè)沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)(編號(hào)依次為C1～C10),各監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示。

圖4 監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

3 計(jì)算結(jié)果分析

不同位置的拉筋帶,自墻面向坡體方向,均為9個(gè)格室單元長度(包括墻體3個(gè)格室單元)。為了研究拉筋帶的力學(xué)特性,在9個(gè)格室單元內(nèi)均布置應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)和加速度監(jiān)測(cè)點(diǎn),其中應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)在每個(gè)格室單元前后對(duì)稱位置各布設(shè)一個(gè),計(jì)算時(shí)取二者的平均值作為最終應(yīng)變值,拉筋帶及其監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示。

圖5 拉筋帶及其監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置示意圖

3.1 數(shù)值模擬結(jié)果驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值模型的準(zhǔn)確性,建立與文獻(xiàn)[13-14]中的5個(gè)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?duì)應(yīng)的數(shù)值模型,數(shù)值模型中的參數(shù)設(shè)置、試驗(yàn)條件、試驗(yàn)要素、監(jiān)測(cè)點(diǎn)布設(shè)、監(jiān)測(cè)指標(biāo)以及地震波選取均按照試驗(yàn)[13-14]提供的設(shè)置。圖6和圖7分別為第1次和第3次振動(dòng)的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,通過對(duì)比可以看出,第1次振動(dòng)和第3次振動(dòng)的數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果及變化規(guī)律相似,說明數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果相吻合,數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果是準(zhǔn)確可靠的。

圖6 第1次振動(dòng)數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖7 第3次振動(dòng)數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

3.2 拉筋帶位置對(duì)邊坡動(dòng)力響應(yīng)的影響

根據(jù)文獻(xiàn)[21]的研究,本文選擇0、H/3、H/2、3H/4、H(H為邊坡高度)這5個(gè)位置作為邊坡拉筋帶的布設(shè)位置。以圖2所示模型為基本模型,首先布設(shè)兩層拉筋帶,通過計(jì)算確定兩層拉筋帶布設(shè)最優(yōu)位置;基于兩層拉筋帶最優(yōu)位置,進(jìn)行3層拉筋帶的布設(shè),最后,進(jìn)行4層拉筋帶的布設(shè)。

3.2.1 拉筋帶位置對(duì)格室約束圍壓的影響

圖8(a)為布設(shè)兩層拉筋帶墻面格室約束圍壓沿高程分布。由圖可知,當(dāng)在(0,H/3)、(0,H/2)和(0,3H/4)布設(shè)拉筋帶時(shí),格室約束圍壓的最大值依次出現(xiàn)在H/3、H/2和3H/4處,說明在坡體中布設(shè)拉筋帶對(duì)該位置附近的坡體起到了有效的錨固作用,而在(0,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),格室約束圍壓的最大值出現(xiàn)在約H/3處,這是由于土壓力合力作用點(diǎn)位置大約在距離墻底約H/3處,且坡頂處拉筋帶緊靠坡頂臨空面,在地震作用下,格室內(nèi)填料將向臨空面運(yùn)動(dòng),格室約束效果減弱;當(dāng)在(H/3,H/2)和(H/3,3H/4)布設(shè)拉筋帶時(shí),二者中下部的格室約束圍壓值基本接近,中上部的格室約束圍壓差值增大,且在(H/3,H)布設(shè)時(shí),格室約束圍壓達(dá)到所有布設(shè)方案的最大值,說明在(H/3,H)處布設(shè)拉筋帶對(duì)于墻體的整體穩(wěn)定最為有利;當(dāng)在(H/2,3H/4)布設(shè)拉筋帶時(shí),與(H/3,3H/4)相比,中上部格室約束圍壓二者基本接近,但中下部前者遠(yuǎn)小于后者,說明在H/3處布設(shè)拉筋帶對(duì)于提高擋墻穩(wěn)定具有重要作用;當(dāng)在(3H/4,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),與(0,H)相比,坡腳附近格室約束圍壓前者小于后者,中上部卻相反。

圖8(b)為布設(shè)3層拉筋帶時(shí)墻面格室約束圍壓沿高程分布。由圖可知,當(dāng)在(0,H/3,H)布設(shè)拉筋帶時(shí)格室約束圍壓最大,最大值相較于(H/3,H),格室約束圍壓由97.61 kPa增加至105.71 kPa,增幅達(dá)到8.29%,說明在坡腳處布設(shè)拉筋帶對(duì)于提高墻體穩(wěn)定同樣具有重要作用;當(dāng)在(H/3,H/2,H)和(H/3,3H/4,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),中下部格室約束圍壓前者大于后者,而中上部卻相反?？梢?布設(shè)拉筋帶雖然在一定程度上能夠提高邊坡穩(wěn)定,但其布設(shè)位置不合理時(shí)將不能充分發(fā)揮格室力學(xué)性能,造成材料浪費(fèi)。此外,3種方案下格室約束圍壓的最大值均出現(xiàn)在H/3處,說明在H/3處布設(shè)拉筋帶是必要且合理的。

圖8(c)為布設(shè)4層拉筋帶時(shí)墻面格室約束圍壓沿高程分布。由圖可知,在(0,H/3,3H/4,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),格室約束圍壓大于(0,H/3,3H/4,H),對(duì)應(yīng)的最大值為111.39 kPa,相較于(0,H/3,H),增幅達(dá)到5.38%,可見,在邊坡中下部和中上部合理布設(shè)拉筋帶,能夠顯著增強(qiáng)邊坡抗震性能。

綜上所述,在實(shí)際工程中應(yīng)優(yōu)先考慮在0,H/3,3H/4和H這4個(gè)位置布設(shè)拉筋帶。

3.2.2 拉筋帶位置對(duì)擋墻位移的影響

圖9(a)為布設(shè)兩層拉筋帶時(shí)墻面永久水平位移沿高程變化。由圖可知,當(dāng)在(0,H/3)和(0,H/2)布設(shè)拉筋帶時(shí),位移沿高程呈非線性增加,在坡頂處位移達(dá)到最大值;而在(0,3H/4)和(0,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),位移沿高程呈“增加-減小”的兩段形態(tài),最大位移出現(xiàn)在H/3處,說明拉筋帶布設(shè)位置上移能夠?qū)ζ马敻浇奈灰破鸬接行Ф糁谱饔?當(dāng)在(H/3,H/2)布設(shè)拉筋帶時(shí),位移最大值出現(xiàn)在坡頂處,而在(H/3,3H/4)和(H/3,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),位移最大值又出現(xiàn)在H/3處,由此說明,僅在邊坡中下部布設(shè)拉筋帶時(shí)最大位移出現(xiàn)在坡頂附近,而僅在邊坡中上部布設(shè)拉筋帶時(shí)最大位移出現(xiàn)在H/3處;當(dāng)在(H/2,3H/4)和(H/2,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),邊坡中下部位移值二者基本接近,但中上部位移逐漸減小,而在(3H/4,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),坡腳附近的位移大于坡頂附近。

圖9(b)為布設(shè)3層拉筋帶時(shí)墻面永久水平位移沿高程變化。由圖可知,當(dāng)在(0,H/3,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),墻面永久水平位移值最小,其位移值相較于(H/3,H),由19.78 cm減小至18.65 cm,減幅達(dá)到5.68%;而在(H/3,H/2,H)和(H/3,3H/4,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),二者中上部位移逐漸減小,中下部位移基本不變。

圖9(c)為布設(shè)4層拉筋帶時(shí)墻面永久水平位移沿墻高變化。由圖可知,當(dāng)在(0,H/3,3H/4,H)布設(shè)拉筋帶時(shí)位移最小,最小值為18.06 cm,相較于(0,H/3,H),減幅達(dá)到5.16%;而在(0,H/3,H/2,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),其位移值小于(0,H/3,3H/4,H),坡腳附近二者位移差值量較小,但在坡頂附近位移差值量較大,可見保持邊坡中下部拉筋帶位置和數(shù)量不變的情況下,在3H/4處布設(shè)拉筋帶更能有效提高邊坡的整體穩(wěn)定。

綜上所述,在坡腳和坡頂附近布設(shè)拉筋帶更有助于提高邊坡的抗震性,這是由于邊坡破壞時(shí),在坡腳發(fā)生剪切破壞,坡頂發(fā)生張拉破壞,當(dāng)在0和H/3布設(shè)拉筋帶時(shí)可阻止坡腳處剪切破壞的發(fā)生,在3H/4和H布設(shè)拉筋帶時(shí)可阻止坡頂張拉破壞的發(fā)生,因此在這4個(gè)位置布設(shè)拉筋帶是合理的。

3.2.3 拉筋帶位置對(duì)擋墻加速度的影響

圖10(a)為布設(shè)兩層拉筋帶時(shí)墻面水平峰值加速度沿高程變化。由圖可知,峰值加速度沿墻高表現(xiàn)為“增加-減小-增加”的三段形態(tài),在坡頂處峰值加速度達(dá)到最大值。具體來看,當(dāng)在(0,H/3)、(0,H/2)、(0,3H/4)和(0,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),邊坡中下部峰值加速度逐漸增大,而中上部逐漸減小,說明隨著拉筋帶布設(shè)位置的上移,坡頂附近加速度放大效應(yīng)減弱;當(dāng)在(H/3,H/2)、(H/3,3H/4)和(H/3,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),峰值加速度逐漸減小,且在(H/3,H)處布設(shè)時(shí)峰值加速度達(dá)到所有方案的最小值,說明在該處布設(shè)拉筋帶加速度放大效應(yīng)最弱;當(dāng)在(H/2,3H/4)和(H/2,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),在邊坡中下部二者峰值加速度接近,中上部逐漸減小,而在(3H/4,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),坡腳附近峰值加速度大于坡頂附近,說明在坡頂處布設(shè)拉筋帶,對(duì)于減小坡頂附近的加速度放大效應(yīng)更為有利。

圖10 拉筋帶位置對(duì)加速度的影響

圖10(b)為布設(shè)3層拉筋帶時(shí)墻面水平峰值加速度沿墻高變化。由圖可知,當(dāng)在(0,H/3,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),峰值加速度最小,相較于(H/3,H)峰值加速度的最大值由17.05 m/s2減小至16.07 m/s2,減幅達(dá)到5.77%;而在(H/3,H/2,H)和(H/3,3H/4,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),邊坡中下部二者峰值加速度接近,而上部逐漸減小,說明在保持邊坡中下部布設(shè)位置不變的情況下,拉筋帶位置越靠近坡頂,加速度放大效應(yīng)越小。

圖10(c)為布設(shè)4層拉筋帶時(shí)墻面水平峰值加速度沿墻高變化。由圖可知,當(dāng)在(0,H/3,3H/4,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),峰值加速度最小,峰值加速度最大值為15.53 m/s2,相較于(0,H/3,H),減幅達(dá)到3.36%;而在(0,H/3,H/2,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),在坡腳處二者數(shù)值相近,在坡頂處二者差值量增大。

綜上所述,在0、H/3、3H/4和H處布設(shè)時(shí),峰值加速度放大效應(yīng)最小,邊坡最為穩(wěn)定。

3.2.4 拉筋帶位置對(duì)坡頂沉降的影響

圖11為不同拉筋帶布設(shè)時(shí)坡頂沉降分布。由圖可知,不同布設(shè)方案下,坡頂沉降自坡肩向坡體延伸,均表現(xiàn)為先增加后減小的“V”型分布。具體來看,由圖11(a)可知,當(dāng)在(0,H/3)、(0,H/2)、(0,3H/4)和(0,H)處布設(shè)拉筋帶時(shí),坡頂沉降值在(0,H)較小,最小值為18.41 cm;當(dāng)在(H/3,H/2)、(H/3,3H/4)和(H/3,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),坡頂沉降值在(H/3,H)較小,最小值為17.08 cm;當(dāng)在(H/2,3H/4)和(H/2,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),坡頂沉降值在(H/2,H)較小,最小值為17.59 cm,可見,在(H/3,H)布設(shè)拉筋帶坡頂沉降最小,邊坡最為穩(wěn)定。由圖11(b)可知,在(0,H/3,H)布設(shè)拉筋帶時(shí)沉降最小,最小值為16.01 cm,相較于(H/3,H),減幅達(dá)到6.26%;而在(H/3,H/2,H)和(H/3,3H/4,H)布設(shè)拉筋帶時(shí),二者差值不大。由圖11(c)可知,在(0,H/3,3H/4,H)布設(shè)拉筋帶時(shí)沉降最小,最小值為15.28 cm,相較于(0,H/3,H),減幅達(dá)到4.51%。

圖11 拉筋帶位置對(duì)坡頂沉降的影響

綜上所述,在0,H/3,3H/4,H處布設(shè)拉筋帶對(duì)于減小坡頂沉降具有顯著作用。

3.3 拉筋帶數(shù)量對(duì)邊坡動(dòng)力響應(yīng)的影響

基于上述分析,選取兩層拉筋帶、3層拉筋帶和4層拉筋帶布設(shè)的最優(yōu)位置,以此來研究不同數(shù)量拉筋帶對(duì)于邊坡動(dòng)力響應(yīng)的影響,選取工況如表3所示。

表3 拉筋帶數(shù)量計(jì)算工況

3.3.1 拉筋帶數(shù)量對(duì)邊坡滑裂面的影響

圖12展示了計(jì)算終態(tài)時(shí)各工況的塑性云圖。由圖可知,在未布設(shè)拉筋帶時(shí)(工況1),邊坡的塑性區(qū)較小,主要出現(xiàn)在坡面附近,邊坡滑裂面近似于圓弧形;當(dāng)在H/3和H處布設(shè)拉筋帶時(shí)(工況2),坡腳和坡頂附近的邊坡塑性區(qū)向坡體發(fā)展較為明顯,塑性區(qū)域增大,邊坡滑裂面向坡體轉(zhuǎn)移,但H/3～H高程之間的塑性區(qū)并未得到明顯的發(fā)展;當(dāng)在0、H/3和H處布設(shè)拉筋帶時(shí)(工況3),坡腳附近的塑性區(qū)進(jìn)一步向坡體延伸,且H/3～H之間的塑性區(qū)也有進(jìn)一步向坡體發(fā)展的趨勢(shì),但坡頂處的塑性區(qū)未得到明顯發(fā)展,滑裂面位置僅在坡腳處向坡體轉(zhuǎn)移;當(dāng)在0、H/3、3H/4和H處布設(shè)拉筋帶時(shí)(工況4),邊坡塑性區(qū)整體向坡體明顯發(fā)展,塑性區(qū)域增大,滑裂面整體轉(zhuǎn)移至拉筋帶末端,邊坡穩(wěn)定性得到提高。

圖12 各工況下邊坡塑性云圖

綜合而言,在選擇拉筋帶布設(shè)位置時(shí),應(yīng)優(yōu)先考慮坡腳,坡頂以及H/3～H高程之間的塑性區(qū)發(fā)展情況,從而確定最優(yōu)布設(shè)位置。

3.3.2 拉筋帶數(shù)量對(duì)格室約束圍壓的影響

圖13為不同工況下墻面格室約束圍壓沿高程分布。由圖可知,不同工況下墻面格室約束圍壓沿高程均呈“增加-減小”的兩段形態(tài),在H/3處達(dá)到最大值,由于底層格室內(nèi)充填料受到上部格室及其內(nèi)充填料的壓重作用較大,對(duì)于格室內(nèi)充填料的變形具有一定的限制作用,而邊坡中部受到上部格室及其充填料的壓重作用減小,且H/3處土壓力最大,沿墻高,格室壓重作用減弱,頂層格室內(nèi)部充填料在地震力作用下,向坡頂臨空面運(yùn)動(dòng),格室約束圍壓較小。另外,工況1中,格室約束圍壓峰值為88.92 kPa;工況2中,格室約束圍壓峰值為97.61 kPa,相較于工況1,增幅為9.77%,且H/3～H高程格室約束圍壓增幅大于0～H/3高程;工況3中,格室約束圍壓峰值為105.71 kPa,相較于工況2,增幅為8.29%,且0～H/3高程和H/3～H高程格室約束圍壓增幅基本一致;工況4中,格室約束圍壓峰值為108.39 kPa,與工況3相比,增幅為2.54%,且0～H/3高程格室約束圍壓增幅較小,而H/3～H高程增幅較為明顯,說明在3H/4處設(shè)置拉筋帶對(duì)于增強(qiáng)邊坡上部穩(wěn)定性具有重要作用。

圖13 不同工況墻面格室約束圍壓沿高程變化

圖14展示了不同工況下拉筋帶格室約束圍壓沿水平方向變化。由圖可知,格室約束圍壓自墻面向坡體延伸呈先增大后減小的“人”字形分布,最大值均出現(xiàn)在擋墻與坡面交界處,由于在地震作用下,與坡面交界處的拉筋帶格室單元受到拉筋帶上下坡體的推壓作用較大,該處格室單元需要發(fā)揮更大的約束作用以低抗坡體的推壓作用,此處格室約束圍壓最大;向坡體延伸,拉筋帶格室單元受到坡體的壓重作用較大,起到主要作用,因此越向坡體格室約束圍壓越小。此外,不同工況下墻面格室約束圍壓小于墻體格室約束圍壓,由于墻體格室受到周邊格室及坡體填料的相互擠壓作用較大,限制了格室的拉伸變形,而墻面格室緊靠臨空面,在地震力作用下,受到周邊格室擠壓作用時(shí),將向臨空面方向產(chǎn)生變形,因此墻體格室約束圍壓大于墻面格室約束圍壓。不同工況下格室約束圍壓由大到小依次為H/3>3H/4>H>0,說明H/3處格室受力最大。

圖14 拉筋帶處格室約束圍壓沿水平方向變化

綜合而言,拉筋帶布設(shè)位置合理時(shí),隨著拉筋帶數(shù)量的增加邊坡的整體穩(wěn)定性得到顯著提高。但拉筋帶數(shù)量布設(shè)較多時(shí),施工難度加大,工時(shí)較長。

3.3.3 拉筋帶數(shù)量對(duì)擋墻位移的影響

圖15展示了不同工況下墻面永久水平位移沿高程變化。由圖可知,不同工況下位移沿高程均表現(xiàn)出明顯的非線性,在H/3處位移達(dá)到最大值。此外,工況1中,最大位移為22.02 cm,墻頂位移小于墻腳位移;工況2中,最大位移為19.93 cm,相較于工況1,減幅達(dá)到9.46%,且墻腳處位移由19.56 cm減小至8.11 cm,減幅達(dá)到58.56%;工況3中,最大位移為19.93 cm,相較于工況2,減幅達(dá)到6.44%,且0～H/3減幅最大,H/3～H高程減幅較小;工況4中,最大位移為17.51 cm,相較于工況3,0～H/3減幅較小,H/3～H高程減幅較大。4種工況下位移由大到小依次為工況1、工況2、工況3、工況4,即隨著拉筋帶數(shù)量的增加,墻面永久水平位移逐漸減小,且減幅趨弱。

圖15 不同工況下墻面永久水平位移沿高程變化

圖16展示了不同工況下邊坡水平位移云圖。由圖可知,不同工況下邊坡水平位移最大值均出現(xiàn)在H/3處。未布設(shè)拉筋帶時(shí)(工況1),坡面和坡體均出現(xiàn)了位移,說明擋墻結(jié)構(gòu)抗震性能較弱;當(dāng)在H/3和H布設(shè)拉筋帶時(shí)(工況2),位移僅出現(xiàn)在墻體及拉筋帶錨固區(qū)域,坡腳處水平位移得到明顯減小;當(dāng)在0、H/3和H布設(shè)拉筋帶時(shí)(工況3),墻腳水平位移進(jìn)一步減小,H/3～H高程之間的位移等勢(shì)線向坡體發(fā)展;當(dāng)在0、H/3、3H/4和H處布設(shè)拉筋帶時(shí)(工況4),墻腳附近水平位移未得到明顯改變,H/3～3H/4高程之間的位移等勢(shì)線繼續(xù)向坡體發(fā)展。綜合而言,拉筋帶數(shù)量增加,墻面永久水平位移逐漸減小,邊坡抗震性得到顯著提高。

圖16 不同工況下邊坡水平位移云圖

3.3.4 拉筋帶數(shù)量對(duì)擋墻加速度的影響

圖17展示了墻面水平峰值加速度沿高程分布。由圖可知,不同工況下峰值加速度沿高程分布大體相同,均表現(xiàn)為“增加-衰減-增加”的三段形態(tài),這與文獻(xiàn)[22]研究結(jié)果一致。這是由于在墻腳附近(H<50 cm),擋墻結(jié)構(gòu)對(duì)地震波的衰減效應(yīng)并不明顯,臨空面放大效應(yīng)仍占據(jù)主導(dǎo)因素,從而出現(xiàn)了加速度隨高程而增加的現(xiàn)象;墻高到達(dá)一定高度時(shí)(H=50 cm左右),隨著高程增加,土工格室及內(nèi)部充填料對(duì)地震波的阻尼增大,濾波作用增強(qiáng),入射波經(jīng)過格室內(nèi)充填料的吸收濾波后,阻尼衰減效應(yīng)明顯增高,從而超過臨空面放大效應(yīng)而占據(jù)主導(dǎo)地位,此時(shí)加速度隨高程增加而減小;當(dāng)高程增加至H=110 cm時(shí),沿高程至墻頂,由于墻頂臨空面的存在,入射波在臨空面處經(jīng)過多次反射、折射和疊加,臨空面放大效應(yīng)超過阻尼衰減效應(yīng)再次占據(jù)主導(dǎo)因素,從而加速度沿高程的增加而增加。另外,4種工況下,峰值加速度由大到小依次為工況1、工況2、工況3、工況4,即隨著加筋帶數(shù)量的增加,峰值加速度逐漸減小。

圖17 墻面水平峰值加速度沿高程變化

圖18為不同工況下拉筋帶處峰值加速度沿水平分布。由圖可知,不同工況下峰值加速度自墻面向坡體延伸,均表現(xiàn)為先增大后減小的“人”字形分布,最大值出現(xiàn)在墻體與坡面交界處。這是由于地震波沿水平方向穿過土工格室單元時(shí),土工格室及其內(nèi)部充填料將會(huì)對(duì)地震波進(jìn)行反射和透射,從而造成地震能量的衰減,出現(xiàn)了墻面峰值加速度小于墻體峰值加速度;而位于坡體內(nèi)部的拉筋帶,其四周被坡體材料所包裹,地震波沿水平方向傳播至坡面時(shí),坡面放大效應(yīng)占據(jù)主導(dǎo)位置,出現(xiàn)了坡面峰值加速度大于坡體峰值加速度。不同位置的拉筋帶,峰值加速度由高到低依次為H>3H/4>H/3>0,說明在坡頂處加速度放大較為顯著。綜上所述,隨著拉筋帶數(shù)量的增加,峰值加速度逐漸減小;不同位置的拉筋帶,坡頂處峰值加速度最大。

圖18 不同工況下拉筋帶加速度沿水平方向變化

3.3.5 拉筋帶數(shù)量對(duì)坡頂沉降的影響

圖19為不同工況坡頂沉降分布。由圖可知,不同工況下,自坡肩向坡體深處延伸,沉降均呈先增大后減小的“V”型分布,在墻體與坡體交界處沉降最大;由于格室的約束作用以及下層格室擋墻的阻礙作用,坡肩處沉降最小;向坡體延伸,與擋墻接觸處的坡體填料隨墻體位移最先向下滑落,使得坡體頂部與頂層格室之間產(chǎn)生空腔,在地震荷載作用下,頂層格室及其內(nèi)充填料整體下沉,并達(dá)到最大值;繼續(xù)向坡體深處延伸,坡體填料滑落趨勢(shì)漸緩,沉降減小。4種工況下,沉降由大到小對(duì)應(yīng)的沉降值依次為18.28、17.08、16.01、15.29 cm,減幅依次為6.56%、6.28%、4.51%。可見,沉降隨拉筋帶數(shù)量的增加而降低,但減幅逐漸減小。

圖19 不同工況坡頂沉降分布

3.4 土工格室擋墻抗震性能分析

土工格室擋墻是將土工格室和充填料組成的結(jié)構(gòu)層按照一定的坡度層層疊加組合而成。格室擋墻的格室本身、充填料與格室之間、層與層之間,具備可靠的抗震構(gòu)造措施[23]。

土工格室擋墻具有足夠的豎向承載能力,土工格室對(duì)充填料有著較好的約束作用,使得擋墻結(jié)構(gòu)整體剛度較大,結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性較好,在地震時(shí)能夠支撐上部結(jié)構(gòu)的所有重量和使用載荷;土工格室擋墻結(jié)構(gòu)具有可變的水平剛度,地震力較小時(shí)格室層間摩阻力以及格室與充填料的相互作用具有足夠的剛度,以抵抗邊坡的破壞,地震力較大時(shí),擋墻水平剛度較小,格室層間產(chǎn)生水平滑動(dòng),隨地震動(dòng)發(fā)生協(xié)調(diào)變形;格室擋墻結(jié)構(gòu)具有一定的水平彈性恢復(fù)力,地震中格室層間的咬合摩阻力作用,使擋墻結(jié)構(gòu)具有自動(dòng)復(fù)位功能,地震力結(jié)束后,擋墻中下部發(fā)生撓曲變形,擋墻整體結(jié)構(gòu)未發(fā)生坍塌等工程事故;土工格室擋墻結(jié)構(gòu)具有足夠的阻尼,土工格室及其充填料對(duì)地震能量具有顯著耗能作用。

4 結(jié) 論

本文利用FLAC3D軟件,建立土工格室擋墻支護(hù)邊坡數(shù)值模型,系統(tǒng)分析了拉筋帶位置和拉筋帶數(shù)量對(duì)邊坡動(dòng)力響應(yīng)的影響,得到主要結(jié)論如下:

1)不同方案下,格室約束圍壓沿墻高均表現(xiàn)為“增加-減小”的兩段形態(tài);拉筋帶布設(shè)位置合理時(shí),位移最大值出現(xiàn)在H/3處;水平峰值加速度沿墻高呈“增加-減小-增加”的三段分布,坡頂處加速度最大;沉降自坡肩向坡體延伸呈先增加后減小的“V”形分布,在墻體與坡面交界處沉降最大。

2)布設(shè)兩層拉筋帶時(shí),在(H/3,H)處為最優(yōu)位置;布設(shè)3層拉筋帶時(shí),在(0,H/3,H)處為最優(yōu)位置;布設(shè)4層拉筋帶時(shí),在(0,H/3,3H/4,H)處為最優(yōu)位置。

3)不同工況下,拉筋帶處格室約束圍壓和水平峰值加速度自墻面向坡體延伸均表現(xiàn)為先增大后減小的“人”字形分布,最大值均出現(xiàn)在擋墻和坡面交界處;且墻面加速度小于墻體加速度,土工格室及其填料對(duì)于加速度的傳播具有一定衰減作用。

4)不同工況下,拉筋帶位置處格室約束圍壓最大值出現(xiàn)在H/3處,峰值加速度最大值出現(xiàn)在H處;不同布設(shè)方案下,在H/3和H處布設(shè)拉筋帶時(shí),邊坡位移和沉降最小,實(shí)際工程中應(yīng)優(yōu)先考慮在H/3和H處布設(shè)。