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)計院集團(tuán)有限公司，天津 300142)

對于大型結(jié)構(gòu)及地基而言，由于試驗(yàn)設(shè)備、場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)對加筋砂土的動力反應(yīng)情況進(jìn)行測試。文獻(xiàn)[3，4]通過多錨式加筋土擋墻的足尺振動臺試驗(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加筋土擋墻與單級墻在共振頻率、墻面位移等方面的不同。楊果林等[6-9]通過動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)，得到其動態(tài)響應(yīng)特性。李昀[10]通過模型試驗(yàn)對格賓加筋土擋墻在車輛和地震荷載作用下的動力學(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態(tài)響應(yīng)規(guī)律。蔣建清等[11]通過引入筋-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)于加筋土擋墻動力響應(yīng)的定性結(jié)論。李海深等[12]運(yùn)用有限元計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荷載作用下的通用數(shù)值計算程序。

雖然目前國內(nèi)外學(xué)者對于加筋土擋墻進(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荷載下動態(tài)響應(yīng)規(guī)律的較少。本文通過返包式加筋土擋墻室內(nèi)模型動力加載試驗(yàn)，系統(tǒng)分析加筋土擋墻的動態(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，通過對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，顆粒分析曲線如圖1所示。

圖1 碎石土顆粒分析曲線

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

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3.5 m、寬1.0 m、高2.0 m。設(shè)計擋土墻模型長3 m、寬1.0 m、高1.65 m；土工格柵豎向間距30 cm，鋪設(shè)長度2 m，返包部分長0.5 m；承載部件為工字鋼。監(jiān)測傳感器包括動土壓力盒、靜土壓力盒、柔性位移計、加速度計、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)和試壓測得填筑控制指標(biāo)見表2。

圖3 加筋土擋墻尺寸及監(jiān)測儀器布置(單位：cm)

注：(1)各層水平放置的土壓力盒與柔性位移計位于同一層上，為顯示清楚，在本圖中豎向錯開了一定距離；(2)最上層動土壓力盒應(yīng)位于靜土壓力盒所在位置，橫向錯開一定距離，為顯示出來則如圖中所畫；(3)儀器編號中，J為加速度計，B為百分表，R為柔性位移計，HT(VT)為水平(豎直)放置的動土壓力盒，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)計規(guī)范》中關(guān)于高速鐵路路基面動應(yīng)力幅值計算方法及國內(nèi)外高鐵線路實(shí)測值(表3)，確定動態(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10萬次，共加載120萬次。加載過程中采用動態(tài)采集儀對數(shù)據(jù)進(jìn)行采集，其中每加載1萬次暫停15 min，對靜土壓力盒、百分表及柔性位移計數(shù)據(jù)進(jìn)行采集。

表3 路基表面實(shí)測動應(yīng)力[13]

2 主要試驗(yàn)研究內(nèi)容

本試驗(yàn)通過修筑大尺寸模型，利用加載系統(tǒng)對其施加動荷載來模擬加筋土擋墻墻頂承受動荷載的情況，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。測試及分析的主要內(nèi)容如下：

(1)測試擋墻加速度，分析變化規(guī)律及形成原因；

(2)測試擋墻墻面水平位移和豎向沉降，觀察其分布規(guī)律并分析原因；

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

(4)測試動載施加后擋墻內(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荷載影響較大，對加速度較敏感，因此在上部埋設(shè)3個加速度傳感器。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如圖4所示。由圖4可見：

(1)在加載量不變的情況下，振動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，因此加速度呈臺階式增長。頻率在4 Hz、6 Hz和 8 Hz之間變換時，加速度的增長幅度較小且較平均，頻率增加到10 Hz后加速度有較大幅度增長。

(2)頻率相同的情況下，振動加速度隨外荷載和加載次數(shù)的增加略有增長，變化不大；加載量和頻率均不變時，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，擋墻內(nèi)振動加速度的變化較小。

(3)荷載為80～120 kPa時，加速度增幅變小，相同頻率下，相比前兩級荷載增加也較小。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，一個構(gòu)件剛度一定時，激振力越大，響應(yīng)越大；激振力一定時，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速度的影響較大，受列車軸重和運(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)前兩級加載時墻面累積水平位移只在開始加載時迅速增加，隨后趨于穩(wěn)定，施加第三級荷載后才出現(xiàn)較明顯的增長態(tài)勢。可見前兩級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。說明土工格柵的拉伸變形對荷載增加的敏感性較差。

(2)每級加載開始時有突增趨勢，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可見墻面累積水平位移沿墻高基本呈S形曲線分布。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)橥饧觿虞d作用對擋墻的影響范圍從高到低逐漸擴(kuò)大，隨著動荷載的增大，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)的增加呈線性增長趨勢，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 動土壓力分布規(guī)律

3.3.1 豎向動土壓力分布規(guī)律

圖9為不同高度層位處豎向動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。同時在筋材末端豎向動土壓力沿墻高從高到低逐漸增加，增長趨勢逐漸變緩。這是由于動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 豎向動土壓力分布規(guī)律

(2)豎向動土壓力受加載次數(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，動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，豎向動土壓力在剛施加本級荷載時略有增加，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)合體在動應(yīng)力和筋材共同作用下越來越密實(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土壓力峰值平均值沿?fù)鯄Ω叨鹊淖兓€。從圖10可以看出：沿墻從高到低，豎向動土壓力呈衰減趨勢，衰減速率逐漸降低。沿墻高從1.35 m 降低到0.9 m，豎向動土壓力衰減約83%。

圖10 靠近墻面處豎向動土壓力沿墻高的分布

3.3.2 水平動土壓力分布規(guī)律

圖11為不同高度層位處水平動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 水平動土壓力分布規(guī)律

(1)沿筋材方向，水平動土壓力最大值出現(xiàn)在加載點(diǎn)附近，分別向筋材末端和墻面兩個方向遞減，層高越高減小速率越大。同時由于動土應(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土壓力比下部小。

(2)水平動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。加載位置下水平動土壓力均隨加載次數(shù)的增加而增大，增長速率逐漸減??；同時，每級加載時動土壓力隨加載頻率的增加略有增長然后趨于穩(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處沒有明顯規(guī)律，可能是該處動土壓力盒受到了擾動。

(3)靠近墻面處水平動土壓力，在0.45 m高度處先增長后趨于穩(wěn)定；在1.05 m高度處始終處于減小的趨勢；在1.35 m高度處隨荷載的增加階段性增長，但在每級荷載加載時間內(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)?，本來水平動土壓力作用就小，同時動土應(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，而上部受動載作用大，所以出現(xiàn)了階段性增長而在每一階段內(nèi)卻有所減小的趨勢。

靠近墻面處水平動土壓力沿墻高的分布曲線如圖12 所示。由圖12可見：水平動土壓力沿墻高呈衰減趨勢，衰減速率逐漸減?。粨鯄Ω?00 cm以上的部分(約為墻高的2/5)承受了約80%由外荷載帶來的水平動土壓力，100 cm以下部分承受的水平動土壓力較小，基本小于1 kPa；因持續(xù)加載帶來的墻面水平位移使該處水平動土壓力出現(xiàn)減小趨勢，中下部水平位移較大的部分水平動土壓力減小較多。

圖12 靠近墻面處水平動土壓力沿墻高的分布

3.4 殘余土壓力分布規(guī)律

動載作用在墻體上會引起塑性變形，形成殘余土壓力。殘余土壓力定義為擋墻經(jīng)過動荷載作用后，擋墻內(nèi)各處靜土壓力的變化值[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載對擋墻內(nèi)靜土壓力的影響。本試驗(yàn)專門對靜土壓力數(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，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是緩慢的發(fā)展過程，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，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較慢、較小，h=0.75 m處甚至出現(xiàn)了負(fù)增長。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，可見殘余土壓力的主要組成是土體自重，動載帶來的靜土壓力增長較小，而且動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。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，從施加動載后各處增大的水平靜土壓力來看，擋墻底部受動載作用的影響很小，所以該處土壓力沒有明顯變化；中部受自重應(yīng)力和動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)變沿筋長的分布

圖15為筋材累積應(yīng)變在填筑-靜載-動載整個試驗(yàn)過程中的變化情況(假設(shè)以時間為橫坐標(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，筋材累積應(yīng)變呈增加-穩(wěn)定-減小-穩(wěn)定的趨勢，增長和減小基本呈線性變化。這說明土工格柵對外加荷載的反應(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，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，施加的動載不足以使筋材應(yīng)變出現(xiàn)進(jìn)一步增長；同時動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)變在降低后逐漸趨于穩(wěn)定。

拉筋應(yīng)變在水平方向上基本呈單峰值或雙峰值分布，如圖16所示。雙峰曲線兩個峰值出現(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。同時可以看出最大值位置(雙峰曲線取遠(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)變值來看，整個試驗(yàn)過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。就此來看，土工格柵的強(qiáng)度選取有些保守。

圖16 動載筋材累積應(yīng)變沿筋長的分布

根據(jù)以上分析，實(shí)際工程中以動載穩(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階式增長。加載頻率為10 Hz時加速度突增，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，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形曲線分布。最大值出現(xiàn)部位隨荷載的增加逐漸從中部移動到中下部。

(3)墻面累積豎向沉降與加載次數(shù)基本線性相關(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。

(4)豎向動土壓力沿筋材長度方向呈非線性變化，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?。幻考壓奢d加載過程中豎向動土壓力先稍有增加而后迅速趨于穩(wěn)定；靠近墻面位置處動土壓力增加較小，在中下部位移較大處甚至略有減小?？拷鼔γ嫖恢锰庁Q向動土壓力沿墻高呈衰減趨勢。

(5)水平動土壓力沿筋材長度方向呈非線性變化，最大值位于加載位置附近，向墻面和筋材末端逐漸減小；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，每級加載后出現(xiàn)短暫增長，很快便趨于穩(wěn)定。靠近墻面位置處水平動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，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%由外荷載帶來的水平動土壓力，100 cm以下部分承受的水平動土壓力基本小于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較慢、較小，甚至出現(xiàn)負(fù)增長。動載卸除后，沿墻從高到低靜土壓力逐漸增加，增長速率逐漸減小。

(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，靠近墻面處的變化不大。動載卸除后，中部靜土壓力較大，頂部和底部均較小。

(8)在填筑-靜載-動載過程中，土工格柵累積應(yīng)變呈先增大后減小最后穩(wěn)定的趨勢，減小開始于施加動載后，增長和減小的部分基本呈線性變化。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。整個試驗(yàn)過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，峰值出現(xiàn)位置(雙峰曲線取遠(yuǎn)離墻面處)從高到低距墻腳水平距離逐漸減小。

參考文獻(xiàn)：

[1]G?BEL C H,WEISEMANN U C.Effectiveness of a Reinforcing Geogrid in a Railway Subbase under Dynamic Loads[J].Geotextiles and Geomembranes,1994,13(2):91-99.

[2]MAHER M H,WOODS R D.Dynamic Response of Sand Reinforced with Randomly Distributed Fibers[J].Journal of Geotechnical Engineering,1990,116(7):1 116-1 131.

[3]AOYAMA N,KIKUCHI N,KONAMI T,et al.Actual Size Vibration Test on the Multi-anchored Retaining Walls with Large Scale Shear Box(Part 1)[C]//Proceedings of 35th Geotechnical Engineering Conference.Gifu,Japan,2000:2 213-2 214.

[4]FUTAKI M,MISAWA K,TATSUI T.Actual Size Vibration Test on the Multi-anchored Retaining Walls Large Scale Shear Box(Part 2)[C]//Proceedings of 35th Geotechnical Engineering Conference.Gifu,Japan,2000:2 215-2 216.

[5]LIU Huabei,YANG Guangqing,LING HoeI.Seismic Response of Multi-tiered Reinforced Soil Retaining Walls[J].Soil Dynamics and Earthquake Engineering,2014(61-62):1-12.

[6]楊果林，李海深，王永和.加筋土擋墻動力特性模型試驗(yàn)與動力分析[J].土木工程學(xué)報,2003,36(6)：105-110.

YANG Guolin,LI Haishen,WANG Yonghe.Model Test on Reinforced Earth Retaining Wall under Repeated Load[J].China Civil Engineering Journal,2003,36(6):105-110.

[7]楊果林,肖宏彬,王永和.加筋土擋墻動變形特性試驗(yàn)與疲勞損傷分析[J].振動工程學(xué)報,2002,15(2):173-177.

YANG Guolin,XIAO Hongbin,WANG Yonghe.Experiment Dynamic Behaviour and Analysis of Fatigue Damnify of Reinforced Earth Wall[J].Journal of Vibration Engineering,2002,15(2):173-177.

[8]楊果林,王永和.加筋土擋墻在重復(fù)荷載作用下的模型試驗(yàn)與動態(tài)響應(yīng)分析[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2002,21(10)：1 541-1 546.

YANG Guolin,WANG Yonghe.Model Testing and Dynamic Response Analysis on Reinforced Earth Wall under Repeated Load[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2002,21(10):1 541-1 546.

[9]楊果林，王永和.土工合成材料在加-卸循環(huán)荷載作用下的應(yīng)力-應(yīng)變特性研究[J].鐵道學(xué)報,2002,24(3):74-77.

YANG Guolin,WANG Yonghe.Study on Stress-strain Relationship of Geosynthetics under Cyclic Loaded-unloaded[J].Journal of the China Railway Society,2002,24(3):74-77.

[10]李昀.格賓加筋擋土墻動力特性試驗(yàn)研究及數(shù)值分析[D].長沙：中南大學(xué),2010.

[11]蔣建清,鄒銀生.動力作用下加筋土擋墻的數(shù)值模擬[J].湖南城市學(xué)院學(xué)報:自然科學(xué)版,2006,15(4):12-14.

JIANG Jianqing,ZOU Yinsheng.Numerical Simulation of Reinforced Retaining Walls under Dynamic Loads[J].Journal of Hunan City University:Natural Science,2006,15(4):12-14.

[12]李海深,楊果林,鄒銀生.加筋土擋土墻動力特性分析[J].中國公路學(xué)報,2004,17(2):28-31.

LI Haishen,YANG Guolin,ZOU Yinsheng.Analysis of Dynamic Character of Reinforced Earth Retaining Wall[J].China Journal of Highway and Transport,2004,17(2):28-31.

[13]蔣紅光,邊學(xué)成,徐翔,等.列車移動荷載下高速鐵路板式軌道路基動力性態(tài)的全比尺物理模型試驗(yàn)[J].巖土工程學(xué)報,2014,36(2)：354-362.

JIANG Hongguang,BIAN Xuecheng,XU Xiang,et al.Full-scale Model Tests on Dynamic Performances of Ballastless High-speed Railways under Moving Train Loads[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2014,36(2):354-362.