不同面板型式加筋土擋墻振動(dòng)響應(yīng)數(shù)值分析

李思漢 蔡曉光 王學(xué)鵬 徐洪路 黃鑫

摘要：以剛/柔組合墻面加筋土擋墻的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果為基準(zhǔn)，建立剛/柔組合式、模塊加返包式、模塊式和格賓式面板型式加筋土擋墻的FLAC3D數(shù)值模型，研究面板型式對(duì)擋墻水平位移、加速度響應(yīng)及地震土壓力分布的影響。結(jié)果表明：在靜力作用下不同面板型式擋墻的變形模式略有不同;振動(dòng)作用下，變形大小為組合式<模塊加返包式<格賓式<模塊式;加筋區(qū)內(nèi)加速度放大系數(shù)為組合式>模塊加返包式>格賓式>模塊式;面板處加速度放大系數(shù)均大于加筋區(qū)，且面板型式不同，放大規(guī)律亦不同;面板型式不同，地震主動(dòng)土壓力非線性分布規(guī)律不同;合力作用點(diǎn)位置大多高于M-O方法的H/3，且受加速度幅值影響較小。

關(guān)鍵詞：加筋土擋墻; 面板型式; 數(shù)值模擬; 水平位移; 加速度響應(yīng); 地震土壓力

中圖分類號(hào)： TU375????? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A?? 文章編號(hào)： 1000-0844（2024）01-0163-11

DOI：10.20000/j.1000-0844.20220317002

Numerical simulation of the vibration responses of reinforced soil-retaining walls with different facings

Abstract：?Based on the shaking table test results of a reinforced soil-retaining wall with rigid/flexible facings， FLAC3D numerical models of reinforced soil-retaining walls with rigid/flexible facings， modular facing embedded return package structure， modular facing， and gabion facing were established， and the influence of different facings on the horizontal displacement， acceleration response， and seismic earth pressure distribution of the retaining wall was analyzed. The results show that the deformation modes of the retaining walls with different facings slightly differ under static loading. Under the action of vibration， the magnitude of facing deformation is rigid/flexible facing < modular facing embedded return package structure < gabion facing < modular facing. The acceleration amplification factor in the reinforced zone is rigid/flexible facing > modular facing embedded return package structure > gabion facing > modular facing. The acceleration amplification factor is greater at the facing than in the reinforced zone. The acceleration amplification laws and the nonlinear distribution laws of seismic active earth pressure differ among the facings. The position of the resultant force action point is mostly higher than H/3 of the M-O method， and it is less affected by the acceleration amplitude.

Keywords：reinforced soil retaining wall; facings; numerical simulation; horizontal displacement; acceleration response; seismic earth pressure

0 引言

隨著土工合成材料的快速發(fā)展，加筋土結(jié)構(gòu)在眾多領(lǐng)域（如鐵路、水利、公路、市政、建筑等）的應(yīng)用日益增多，其工程建設(shè)數(shù)量增長迅猛［1］。加筋土擋墻作為加筋土結(jié)構(gòu)的一類，由于經(jīng)濟(jì)性價(jià)比高、碳排放量低等優(yōu)勢(shì)被廣泛應(yīng)用于多種基礎(chǔ)設(shè)施領(lǐng)域。按照面板型式不同，可將加筋土擋墻分為模塊式［2-8］、格賓式［9-10］、返包土工袋式［11］和剛/柔組合式［12-15］等。根據(jù)具體工程條件、重要程度等級(jí)、相關(guān)需求等因素，不同墻面類型的加筋土擋墻均有廣闊的應(yīng)用前景。

關(guān)于加筋土擋墻的機(jī)理探究，有學(xué)者［16］利用原位監(jiān)測(cè)、模型試驗(yàn)、數(shù)值模擬和理論分析等研究手段，對(duì)單一面板型式的擋墻在不同影響因素下的面板變形、墻背土壓力、筋材受力狀態(tài)等特征進(jìn)行了分析。還有一些學(xué)者［11，17-18］研究了面板型式對(duì)加筋土擋墻的影響：朱宏偉等［11］對(duì)比兩種面板型式（砌塊式和返包式）加筋土擋墻的地震動(dòng)力響應(yīng)特征，提出了包裹式加筋土擋墻應(yīng)作為優(yōu)選結(jié)構(gòu)的建議;牛笑迪等［17］對(duì)比分析了成昆鐵路復(fù)線工程中的三類面板（新型整體式、模塊式和內(nèi)嵌返包結(jié)構(gòu)的模塊式）加筋土擋墻的墻背土壓力、側(cè)向土壓力系數(shù)、土工格柵應(yīng)變、路肩墻體壓縮和墻面水平位移等特性，結(jié)果表明：整體式面板加筋土擋墻整體穩(wěn)定性最好，具有良好的抗震性能，格柵應(yīng)變變化率、墻體壓縮量和墻面水平位移均最小;葉觀寶等［18］利用Plaxis軟件探討了三種面板類型（返包式、整體式和拼裝式）對(duì)路堤式加筋土擋墻力學(xué)性能的影響，得出面板類型對(duì)加筋土擋墻整體穩(wěn)定性幾乎沒有影響的結(jié)論。

綜上分析可知：現(xiàn)階段針對(duì)新型面板型式，如剛/柔組合式［17］、模塊加返包式［19］等與傳統(tǒng)面板型式（如模塊式［2］、格賓式［20］）對(duì)加筋土擋墻受力機(jī)理的影響較少，對(duì)其在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)影響還缺乏深入探究。本文基于剛/柔組合式加筋土擋墻振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果，利用FLAC3D軟件建立四種面板型式（剛/柔組合式、模塊加返包式、模塊式和格賓式）加筋土擋墻模型，分析面板型式對(duì)加筋土擋墻的墻體變形、加速度響應(yīng)及地震土壓力分布的影響。

1 數(shù)值模型驗(yàn)證

1.1 振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)簡(jiǎn)介

振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)在防災(zāi)科技學(xué)院土木工程實(shí)驗(yàn)中心的三向六自由度振動(dòng)臺(tái)上進(jìn)行。試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥⒖汲衫ヨF路米易段現(xiàn)澆整體剛性面板包裹式加筋土擋墻模型設(shè)計(jì)。由于振動(dòng)臺(tái)的承載能力為1.5 t，故將模型尺寸定為1 000 mm（長）×500 mm（寬）×1 000 mm（高）。擋墻的動(dòng)力反應(yīng)過程中，地震動(dòng)強(qiáng)度和頻譜特性均需進(jìn)行考慮，參考建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范相關(guān)規(guī)定可知［4］，建筑場(chǎng)地的特征周期在0.20～0.90 s，場(chǎng)地的卓越頻率在1.11～5.00 Hz之間，將幾何相似比定為1∶1和1∶3，分別用于模擬高度為1 m和3 m的原型擋墻。縮尺模型關(guān)鍵參數(shù)的相似關(guān)系，按照參考文獻(xiàn)［7］中提出的計(jì)算原則，如表1所列。

模型相關(guān)材料主要有6種：（1）土工袋：選用PP材質(zhì)土工袋，制作了25 cm（長）×10 cm（寬）×10 cm（高）和12.5 cm（長）×10 cm（寬）×10 cm（高）兩種規(guī)格，用于錯(cuò)縫搭接。（2）土工格柵：選用HDPE單向土工格柵（EG50型），其縱向抗拉強(qiáng)度為19.3 kN/m（試驗(yàn)中剔除了2/3數(shù)量的縱肋）;筋材長度為1.43 m。（3）回填土：采用級(jí)配不良的標(biāo)準(zhǔn)砂。標(biāo)準(zhǔn)砂的基本參數(shù)為：D10=0.18 mm，D30=0.29 mm，D60 = 0.37 mm，Gs= 2.86，Cu= 2.055，Cc= 1.262;最大干密度為1.99 g/cm3，最小干密度為1.52 g/cm3;模型采取相對(duì)密實(shí)度為0.7進(jìn)行制作，采用的干密度為1.82 g/cm3。（4）連接件：選用6 mm HPB300鍍鋅鋼筋，水平長度為0.85 m（平直段0.8 m，彎鉤0.05 m），豎向間距為0.2 m。連接鋼筋彎鉤一端伸出加筋體外用于連接剛性面板;另一端連接嵌入土體內(nèi)部的水平向鍍鋅角鋼（長：10 mm×寬：10 mm×高：2 mm）。（5）剛性面板：鋼筋網(wǎng)采用6 mm HRB235鋼筋，澆筑10 cm厚的C15混凝土。

組合式擋墻模型設(shè)計(jì)如圖1所示。模型整體高度為1.00 m，土工格柵采用水平布置。在模型加筋區(qū)、土工袋柔性面板和剛性面板上不同位置布設(shè)加速度計(jì)，用于監(jiān)測(cè)不同位置、不同高度處的動(dòng)力響應(yīng)特征。組合式擋墻試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D2所示。試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比工況如表2所列。

1.2 數(shù)值模型建立

為驗(yàn)證數(shù)值模擬方法與試驗(yàn)結(jié)果的一致性，對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒?shù)值模型（簡(jiǎn)稱1 m模型）。模型尺寸為1.1 m（長）×0.5 m（寬）×1.0 m（高），見圖3。

由圖3可知，1 m模型由地基、剛性面板、柔性返包體、回填土、筋材和連接件六部分組成。其中，地基為鋼材材質(zhì)，采用彈性模型;剛性面板為C15混凝土澆筑，為彈性本構(gòu);柔性返包體內(nèi)部充填回填材料，采用Mohr-Coulomb（M-C）彈塑性本構(gòu);回填土采用標(biāo)準(zhǔn)砂，為M-C模型。為避免計(jì)算過程中不收斂，將回填土的黏聚力設(shè)為1 kPa。筋材采用結(jié)構(gòu)單元Geogrid;連接件［10］中前/后端端板和拉桿分別采用Shell和Pile單元模擬。實(shí)體單元材料參數(shù)如表3所列，結(jié)構(gòu)單元如表4、5所列。

雖然對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦吔邕M(jìn)行過處理，但仍無法完全消除邊界效應(yīng)的影響，Krishna等［21］、陳育民等［22］模擬振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)工況時(shí)在模型箱底部和兩側(cè)同時(shí)施加動(dòng)態(tài)邊界條件（速度時(shí)程、加速度時(shí)程），所得數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的規(guī)律較一致。

對(duì)于1 m模型，在選用模型底部和填土后部同時(shí)輸入速度時(shí)程的邊界條件。同種材料間內(nèi)部摩擦及可能存在的不同材料間接觸面的滑動(dòng)均會(huì)產(chǎn)生阻尼，為此本文選用可以保持系統(tǒng)質(zhì)量守恒的局部阻尼，阻尼比選取5%，則局部阻尼值為0.157。

1.3 數(shù)值模型驗(yàn)證

對(duì)數(shù)值模型采用表2的試驗(yàn)工況進(jìn)行模擬。圖4為模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬測(cè)得的各監(jiān)測(cè)點(diǎn)（對(duì)應(yīng)圖1）加速度放大分布的對(duì)比圖。圖4中的C和E分別指模擬結(jié)果值和試驗(yàn)測(cè)試值。數(shù)據(jù)對(duì)比顯示，模型試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果盡管具體數(shù)值不一致，但相差較小，整體分布趨勢(shì)基本一致，故可認(rèn)為數(shù)值模型能夠較好地反映組合式擋墻的動(dòng)力響應(yīng)特性。

2 數(shù)值模型

根據(jù)上述數(shù)值建模方法和流程，對(duì)四種面板型式（組合式、模塊加返包式、模塊式和格賓式）的加筋土擋墻建立模型進(jìn)行模擬。參考成昆鐵路中峨眉至米易段采用的組合式墻面加筋土結(jié)構(gòu)，高度選擇為6 m。實(shí)際工程中，土工格柵層間距為0.3 m，長度為6 m;連接件層間距為0.6 m，長度為3 m。由于連接件水平間距與層間距一致，考慮模型計(jì)算，選擇模型寬度尺寸為0.6 m。為了初步探究不同面板型式加筋土擋墻的動(dòng)力響應(yīng)，故采用控制變量方法進(jìn)行，未嚴(yán)格按照成昆鐵路中的組合式擋墻坡率為1∶0.05進(jìn)行建模，而采取了直立式模型。模型尺寸為8.75 m（長）×0.6 m（寬）×6.0 m（高），如圖5所示。由圖5可知，模型由地基、剛性面板、柔性返包體、回填土、筋材和連接件六部分組成。其中，地基、剛性面板、柔性返包體和回填土四部分采用實(shí)體單元進(jìn)行建模，實(shí)體單元參數(shù)如表6所列;筋材參數(shù)如表7所列。

對(duì)于實(shí)際工程的模擬，計(jì)算部分僅是選取局部片段代表整體，故在模擬時(shí)應(yīng)避免模型邊界中波的反射，設(shè)置模擬無限域的邊界條件。因此，在模型四周施加自由場(chǎng)邊界。材料阻尼采用局部阻尼（阻尼系數(shù)為0.157）。

面板型式不同，其構(gòu)造措施、連接方式也不同，模塊式與格賓式采用的面板實(shí)體單元參數(shù)也不同，兩者參數(shù)如表6所列。模塊式和模塊加返包式與組合式、格賓式面板區(qū)別在于模塊間可發(fā)生相對(duì)錯(cuò)動(dòng)，因此在各模塊間設(shè)置接觸面使其可相對(duì)滑動(dòng)。通過查閱相關(guān)成果［19，23-25］，其中都提過陳育民等［22］書中的剛度公式，但是在實(shí)際模擬中并未嚴(yán)格采用。

究其原因是接觸面剛度確定困難，如果按照公式計(jì)算所得，靜力計(jì)算可能會(huì)不收斂。因此采用的接觸面參數(shù)也各不相同，如表8所列。經(jīng)過多次試算，最終選擇馬小斐［19］所用接觸面參數(shù)。

相較于地震波的無序性、隨機(jī)性，正弦波具有頻率單一、荷載強(qiáng)度大的特點(diǎn)［26］，可更規(guī)則地反映加筋土擋墻的動(dòng)力響應(yīng)特征。本文研究面板型式對(duì)加筋土擋墻的墻體變形、加速度響應(yīng)及地震土壓力分布的影響。因此，在模型中輸入正弦波荷載，其波形的卓越頻率為3 Hz，峰值分別為0.1g（設(shè)防烈度為七度）、0.2g（八度）和0.4g（九度）。歸一化正弦波時(shí)程及傅氏譜如圖6所示。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 水平變形分析

四種面板型式的加筋土擋墻在動(dòng)力計(jì)算前后階段的宏觀變形情況如圖7所示。由圖7可知，地震前后階段，模型的變形模式不同。震前階段對(duì)模型的位移向量放大50倍，可觀測(cè)到不同面板型式的變形模式略有不同：（1）組合式為中部鼓脹;（2）模塊加返包式的變形最大位置在中部偏上;（3）模塊式下部至中部整體傾斜，中部至上部近乎平動(dòng)變形;（4）格賓式在中部偏下位置達(dá)到最大變形。0.4g振動(dòng)結(jié)束后，最大變形位置由中部附近逐漸轉(zhuǎn)移至頂部;頂部最大沉降發(fā)生在面板附近，原因?yàn)槊姘逋鈨A使回填土體向臨空側(cè)運(yùn)動(dòng)造成。四種面板型式的模型在變形系數(shù)均放大2倍時(shí)，可明顯觀測(cè)到變形大小為：組合式<模塊加返包式<格賓式<模塊式。造成這種情況的原因是結(jié)構(gòu)的整體性和耗能能力差異：（1）組合式整體性好，且存在返包體進(jìn)行緩沖耗能;（2）模塊加返包式中返包體的緩沖耗能作用顯著;（3）格賓式在實(shí)際工程中上下層均存在鉸接，整體性較模塊式好;（4）模塊式因各層模塊間存在接觸面，易發(fā)生相對(duì)錯(cuò)動(dòng)，變形更加容易。

組合式擋墻在0.2g正弦波振動(dòng)過程中的位移時(shí)程曲線如圖8所示。可知，隨著高度的增加，擋墻并未在初始位置附近往復(fù)運(yùn)動(dòng)，而是在小范圍的往復(fù)運(yùn)動(dòng)中不斷向臨空面發(fā)展。圖9為不同幅值（0.1g、0.2g和0.4g）作用下不同面板型式擋墻的永久位移分布。由圖可知，相同工況時(shí)，永久位移變化大小依次為：組合式<模塊加返包式<格賓式<模塊式，這與地震荷載作用下的擋墻整體性與耗能能力有關(guān)：組合式擋墻整體性強(qiáng)，且柔性返包體耗能能力強(qiáng)，故變形最小，其余依次是模塊加返包式、格賓式;模塊式面板之間存在相互錯(cuò)動(dòng)，整體性較差，使得變形最大。地震荷載下的變形情況與上述靜力作用下的宏觀觀測(cè)結(jié)果一致。以0.1g時(shí)組合式面板（位移為25.63 mm，墻高比為0.42%）為基準(zhǔn)：（1）模塊加返包式位移為105.13 mm（墻高比為1.75%），較組合式位移增長310.18%;（2）格賓式位移為148.08 mm（墻高比為2.47%），較基準(zhǔn)位移增長477.76%;（3）模塊式位移為343.92 mm（墻高比為5.73%），較基準(zhǔn)位移增長1241.87%。不同工況時(shí)，同種面板的位移增長幅度亦不同：（1）組合式最大變形分別為25.63 mm（0.1g）、68.85 mm（0.2g）和170.93 mm（0.4g），增長幅度為168.63%和148.26%;（2）模塊加返包式最大位移分別為105.13 mm、219.12 mm和447.25 mm，增長幅度為108.43%和104.11%;（3）格賓式最大變形分別為148.08 mm、320.39 mm和692.90 mm，增幅為116.36%和116.27%;（4）模塊式最大位移分別為343.92 mm、536.01 mm和930.90 mm，增幅為55.85%和73.67%。其整體趨勢(shì)與馬小斐［19］結(jié)論一致。

3.2 加速度分析

0.2g正弦波作用下，組合式擋墻加筋區(qū)土體各高度處加速度時(shí)程如圖10所示。由圖10可知，結(jié)構(gòu)內(nèi)部的響應(yīng)加速度與輸入加速度間存在相位延遲，這與魏明等［27］的試驗(yàn)結(jié)論一致。考慮保守狀態(tài)，認(rèn)為在同一時(shí)刻達(dá)到最值。將墻面板和加筋區(qū)內(nèi)各位置加速度時(shí)程采用RMS方法處理，所得加速度放大系數(shù)見圖11。

由圖11可知，面板處（簡(jiǎn)稱RW）和加筋區(qū)（簡(jiǎn)稱G）的加速度放大規(guī)律并不一致。對(duì)比加筋區(qū)內(nèi)部加速度放大情況可知，加速度放大系數(shù)為：組合式>模塊加返包式>格賓式>模塊式，且面板型式不同導(dǎo)致加筋區(qū)的加速度放大系數(shù)及分布規(guī)律亦不同：（1）組合式加筋區(qū)的放大規(guī)律隨墻高增加而加大，最大值出現(xiàn)在頂部，整體規(guī)律與振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果一致;（2）模塊加返包式、格賓式和模塊式的加速度放大規(guī)律呈現(xiàn)“S”型分布，且隨著水平位移的增加，轉(zhuǎn)折點(diǎn)逐漸由0.375H（模塊加返包式、格賓式）下降至0.175H（模塊式），原因?yàn)殡S著峰值加速度的增大，加筋區(qū)的整體性降低，導(dǎo)致加速度放大系數(shù)在開始出現(xiàn)降低，加之土體阻尼致使能量衰減、面板與回填土相對(duì)運(yùn)動(dòng)共同作用導(dǎo)致［19］。隨著峰值加速度由0.1g增長至0.4g，加筋區(qū)內(nèi)部的加速度放大效應(yīng)均有所衰減：（1）組合式加筋區(qū)加速度放大范圍由1～1.44下降至1～1.35;（2）模塊加返包式加筋區(qū)加速度放大范圍由1～1.26下降至1～1.16;（3）格賓式加筋區(qū)加速度放大范圍由0.97～1.23下降至0.84～1.09;（4）模塊式加筋區(qū)加速度放大范圍由0.73～1.09下降至0.53～1.02。綜合考慮圖9擋墻水平位移分布可知，水平位移越大，加速度放大越小且衰減越快。

面板處加速度放大情況均大于加筋區(qū)內(nèi)部放大值，且面板型式不同其放大規(guī)律亦不同：（1）組合式面板處加速度放大規(guī)律與加筋區(qū)基本一致，均在頂部達(dá)到最大，結(jié)果與振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果一致，在加速度由0.1g增加至0.4g時(shí)，放大幅值變化范圍（在1.40～1.51之間）較小，體現(xiàn)出良好的整體性;（2）模塊返包式面板放大趨勢(shì)整體呈“S”型分布，放大范圍在1～1.26和1～1.32之間，變化幅度較小，結(jié)構(gòu)也較穩(wěn)定，其原因?yàn)榕R空臨表效應(yīng)、土體阻尼致使能量衰減和面板與回填土相對(duì)運(yùn)動(dòng)共同作用導(dǎo)致［19］;（3）格賓式和模塊式整體分布趨勢(shì)成“反C”型分布，隨著峰值加速度增大，放大系數(shù)衰減迅速：格賓式由1～1.79降至0.97～1.18，模塊式由1～1.59降至0.78～1.00，可見格賓式和模塊式面板加速度反應(yīng)之劇烈，這是由于墻體上部的面板與墻后的加筋區(qū)出現(xiàn)一定的滑動(dòng)，導(dǎo)致上部的加速度放大系數(shù)降低［19］。

3.3 地震土壓力分析

由建模方向可知，負(fù)值代表面向臨空面方向?qū)儆谥鲃?dòng)土壓力，正值則代表背離臨空面屬于被動(dòng)土壓力。圖12為0.2g時(shí)組合式擋墻墻背不同高度處的地震土壓力時(shí)程曲線。由圖12可知，在組合式擋墻底部位置（0.15 m）在振動(dòng)過程中出現(xiàn)了被動(dòng)土壓力，其余位置仍為主動(dòng)土壓力。一般認(rèn)為被動(dòng)土壓力不會(huì)引起擋墻的破壞，故僅將地震土壓力取最小值，不同面板型式加筋土擋墻所得主動(dòng)土壓力分布規(guī)律如圖13所示（C代表數(shù)值模擬結(jié)果，M代表采用Seed-Whitman方法計(jì)算結(jié)果）。

由圖13可知：（1）不同面板型式下，地震主動(dòng)土壓力呈非線性分布;（2）除模塊式外，其余三種面板型式的地震主動(dòng)土壓力均隨加速度幅值增加而非線性增大;（3）組合式擋墻除底部位置（0.15 m）及0.1g時(shí)部分位置外，模擬結(jié)果均大于理論計(jì)算值，原因?yàn)閯?dòng)力作用下?lián)鯄ν馏w得到了加強(qiáng)［28］，墻面變形對(duì)土壓力的釋放量小于振動(dòng)增加值;（4）模塊加返包式和格賓式擋墻在墻體中部（0.5H）以上部位主動(dòng)土壓力值大于理論值，中部以下模擬值小于理論值，但整體趨勢(shì)基本一致;（5）模塊式擋墻的地震主動(dòng)土壓力基本均大于理論值，且在下部（1.05 m和2.25 m處）存在兩個(gè)尖點(diǎn)，推測(cè)其原因是地震土壓力與模塊位移間相互作用引起。模塊產(chǎn)生位移除靠自身慣性力外，還受墻后主動(dòng)土壓力作用，而面板位移又引起地震土壓力的釋放。

對(duì)面積矩法所得不同面板型式下地震土壓力合力作用點(diǎn)的對(duì)比見圖14。數(shù)據(jù)顯示：（1）除模塊式0.2g工況外，其余工況下?lián)鯄Φ牡卣鹬鲃?dòng)土壓力合力作用點(diǎn)均大于M-O方法規(guī)定的H/3;（2）合力作用點(diǎn)位置受加速度幅值影響較小;（3）組合式和模塊返包式（均存在柔性返包體）的合力作用點(diǎn)位置明顯高于模塊式和格賓式，這是由于含柔性返包體的兩類面板型式的擋墻整體性較好，地震作用下位移較小，主動(dòng)土壓力的“卸荷”作用弱［29］，造成中上部地震主動(dòng)土壓力較大導(dǎo)致。

4 結(jié)論

本文以剛/柔組合式擋墻室內(nèi)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)成果為參考，利用FLAC3D建立了組合式、模塊加返包式、模塊式和格賓式四種面板型式加筋土擋墻的三維模型，探討了面板型式對(duì)加筋土擋墻的墻體變形、加速度響應(yīng)及地震土壓力分布的影響，得出如下結(jié)論：

（1） 靜力作用下的面板變形模式略有不同;振動(dòng)作用下，變形大小為：組合式<模塊加返包式<格賓式<模塊式。

（2） 加筋區(qū)內(nèi)RMS加速度放大系數(shù)為：組合式>模塊加返包式>格賓式>模塊式;面板處加速度放大系數(shù)均大于加筋區(qū)，且面板型式不同，放大規(guī)律亦不同。

（3） 面板型式不同，地震主動(dòng)土壓力非線性分布規(guī)律不同;合力作用點(diǎn)位置大多高于M-O方法的H/3，且受加速度幅值影響較小。

加筋土擋墻的面板型式種類繁多，本文僅是利用正弦波對(duì)其中四種面板型式進(jìn)行了初步探究，結(jié)論存在一定的局限性，還有許多其他因素（如面板傾角、地基條件、地震動(dòng)特性）將在后續(xù)研究進(jìn)行分析討論。

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