劉光鵬，肖 宏，楊松林，陸永港

(北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

加筋土擋墻具有抗震性好、地基承載力要求低等優(yōu)點(diǎn)，在鐵路基礎(chǔ)設(shè)施中得到廣泛應(yīng)用，國(guó)內(nèi)外相關(guān)學(xué)者也進(jìn)行了大量的理論及試驗(yàn)研究.文獻(xiàn)[1]通過(guò)足尺模型試驗(yàn)與有限元軟件模擬計(jì)算相結(jié)合，利用簡(jiǎn)諧荷載-模擬列車動(dòng)荷載，計(jì)算分析了鐵路加筋土擋墻動(dòng)載下的力學(xué)特性.文獻(xiàn)[2]利用數(shù)值模擬方法計(jì)算了加筋土擋墻在列車動(dòng)荷載作用下不同筋材強(qiáng)度、不同速度作用下?lián)鯄Φ淖冃?文獻(xiàn)[3]通過(guò)3組模型試驗(yàn)研究了加筋土擋墻在施工填土過(guò)程中靠近擋墻面土的壓實(shí)度對(duì)擋墻變形及筋體受力的影響.文獻(xiàn)[4]利用室內(nèi)模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，研究了加筋土擋墻在不同外荷載引起的沉降下，擋墻變形受土壓力的影響情況.文獻(xiàn)[5]通過(guò)大比例尺二級(jí)臺(tái)階式加筋土擋墻室內(nèi)模型試驗(yàn)，監(jiān)測(cè)了墻面水平位移、墻頂沉降及土工格柵的筋材變形，分析確定了鐵路臺(tái)階式加筋土擋墻潛在破裂面的位置和形狀.文獻(xiàn)[6]進(jìn)行了不同平臺(tái)寬度的臺(tái)階式擋墻模型試驗(yàn)，分析了不同寬度對(duì)下部墻體的應(yīng)力大小及分布規(guī)律的影響.文獻(xiàn)[7]設(shè)計(jì)了大型現(xiàn)場(chǎng)激振試驗(yàn)，利用激振力來(lái)模擬高速鐵路列車荷載，研究了加筋土擋墻在激振動(dòng)荷載作用下?lián)鯄?nèi)加速度、動(dòng)土壓力等的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分布規(guī)律.文獻(xiàn)[8]通過(guò)大型模型試驗(yàn)，加載了不同頻率組合的簡(jiǎn)諧荷載，研究了加筋土擋墻在靜動(dòng)荷載作用下?lián)鯄ψ冃渭巴翂毫Φ姆植家?guī)律.

由上述可以看出，目前大部分學(xué)者在研究動(dòng)荷載時(shí)主要用簡(jiǎn)諧荷載來(lái)代替列車動(dòng)荷載，這與實(shí)際列車作用不同，尤其是高速鐵路，加筋土擋墻在列車高頻作用下其力學(xué)特性表現(xiàn)及分布尚未得到系統(tǒng)研究，且目前鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范中也沒(méi)有明確針對(duì)高速鐵路加筋土擋墻在動(dòng)載方面的受力及破裂面特征的詳細(xì)計(jì)算規(guī)定.為了深入研究高速鐵路加筋土擋墻在靜動(dòng)荷載作用下的變形及破裂面變化情況，本文作者開(kāi)展了加筋土擋墻模型試驗(yàn)，建立了高速列車-軌道-加筋土擋墻路基耦合動(dòng)力模型，計(jì)算分析高速列車行駛過(guò)程中擋墻變形及破裂面的變化，為其合理設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo).

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)概況

加筋土擋墻結(jié)構(gòu)由擋墻面板和筋材組成，通過(guò)墻面板上的拉筋連接件將土壓力傳給拉筋，筋材與土體的共同作用，為路基基礎(chǔ)提供支撐與抗變形能力.

以青榮城際DK315+913處的加筋土擋墻為背景.該處擋墻高為7.8 m，墻面板為C30混凝土預(yù)制而成，尺寸為0.5 m×0.3 m×0.3 m，面板模塊內(nèi)預(yù)埋格柵均采用EG260R高密度聚乙烯單向拉伸土工格柵，土工格柵的抗拉強(qiáng)度為260 kN/m，筋材長(zhǎng)度為8.0～10.5 m，路基填土類型為中粗顆粒為主的砂類土A、B填料，現(xiàn)場(chǎng)壓實(shí)度不小于0.92[9].

1.2 模型相似關(guān)系

由相似π定理可知，模型與原型的幾何相似是現(xiàn)象相似的先決條件[10-11]，因此論文在加筋土擋墻模型設(shè)計(jì)時(shí)首先要確定它們之間的幾何形似關(guān)系[12]，為了使試驗(yàn)結(jié)果更加貼近實(shí)際，充分考慮試驗(yàn)的操作性及可靠性，確定本試驗(yàn)的幾何相似常數(shù)Cl=10，土體密度相似比Cρ=1，土體彈性模量相似常數(shù)CE=1，筋材材料的拉伸模量相似常數(shù)CEl=10，黏聚力相似比Cc=1，摩擦角相似比Cφ=1，泊松比相似常數(shù)Cμ=1.

1.3 相似材料的選取

考慮到砂土的性質(zhì)相對(duì)明確，本模型試驗(yàn)采用中粗顆粒為主的砂土作為填料，通過(guò)篩分比試驗(yàn)確定，其粒徑主要集中在0.23～2.36 mm，不均勻系數(shù)為2.67，砂土的最佳含水率為11%，壓實(shí)度大于0.93，干密度為1.84 g/cm3，則達(dá)到最佳含水率時(shí)，砂土的密度ρ=1.84×(1+11%)=2.04 g/cm3.

墻面采用模塊式墻板，考慮到模型試驗(yàn)實(shí)施的方便，經(jīng)過(guò)對(duì)比分析計(jì)算得出：通過(guò)對(duì)實(shí)木板進(jìn)行增厚3.3倍，即可確保木板塊具有足夠的強(qiáng)度來(lái)保證其材料本身的抗變形能力.通過(guò)相似理論計(jì)算得木板的尺寸為5 cm×3 cm×10 cm，木板的長(zhǎng)寬與實(shí)際相似，厚度在相似尺寸的基礎(chǔ)上增大3.3倍.筋材與面板墻參照現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際擋墻特點(diǎn)，采用機(jī)械連接方式，通過(guò)對(duì)木板進(jìn)行豎向鉆孔，然后采用鋼釬將木板拼接成整體.由于實(shí)際現(xiàn)場(chǎng)的筋材抗拉強(qiáng)度為260 kN/m，因此本模型試驗(yàn)采用單向拉伸的土工格柵作為加筋材料，其標(biāo)稱抗拉強(qiáng)度≥26 kN/m，其他相應(yīng)的物理力學(xué)特性為：標(biāo)稱抗拉強(qiáng)度≥26 kN/m；屈服伸長(zhǎng)率≤10%；2%伸長(zhǎng)率時(shí)的拉伸力≥7 kN/m；5%伸長(zhǎng)率時(shí)拉伸力≥14 kN/m；單根筋材間隔30 mm；單根筋材厚度1 mm.

1.4 模型箱與試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

模型箱的三個(gè)面為1.5 cm厚的鋼化玻璃.現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際擋墻底端為混凝土條形基礎(chǔ)，為了模擬現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際條形基礎(chǔ)對(duì)擋墻底端變形的限值作用，在擋墻底端焊接橫向槽鋼橫擋，模擬現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際的擋墻底端限制條件.

模型箱尺寸由幾何相似關(guān)系確定，長(zhǎng)×寬×高為1.2 m×0.6 m×0.8 m，箱內(nèi)填土高度為0.78 m，采用分層填筑，錘擊法壓實(shí)，試驗(yàn)壓實(shí)度在土工實(shí)驗(yàn)室內(nèi)進(jìn)行測(cè)試控制，最終控制填土壓實(shí)度不小于0.93，略大于實(shí)際現(xiàn)場(chǎng)的填土壓實(shí)度0.92.

擋墻頂端中間位置設(shè)置加載板，采用壓力傳感器控制千斤頂進(jìn)行精確加載.根據(jù)鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范[13]，有砟軌道路基面最大設(shè)計(jì)靜荷載為54.1 kPa，因此最大加載為54.1 kPa.同時(shí)為了研究頂部荷載在線性增大關(guān)系下?lián)鯄Φ淖冃我?guī)律，進(jìn)行了逐級(jí)加載，分別為：10、20、30、40、50、54.1 kPa.

采用電阻式微型土壓力盒測(cè)試土壓力，土壓力盒的量程為10 kPa.擋墻內(nèi)部水平土壓力盒的埋設(shè)采用反開(kāi)挖方式進(jìn)行，即填料高度超過(guò)土壓力盒設(shè)計(jì)高度位置后反開(kāi)挖，將壓力盒放入并回填壓實(shí).在填筑到圖1(a)垂向土壓力盒安裝的位置時(shí)，采用高強(qiáng)度AB膠將垂向土壓力盒固定在木板上，填土?xí)r先填筑遠(yuǎn)離面板區(qū)域的土體，再填筑壓實(shí)面板附近的土體，通過(guò)以上措施達(dá)到對(duì)土壓力盒位置的準(zhǔn)確控制.利用電子百分表對(duì)擋墻變形進(jìn)行監(jiān)測(cè)，利用數(shù)據(jù)采集儀對(duì)土壓力進(jìn)行采集與監(jiān)控，具體試驗(yàn)儀器布置如圖1(a)所示，其中HD為橫向位移計(jì)，VD為垂向位移計(jì)；現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)如圖1(b)所示.

由于筋材間距和長(zhǎng)度是加筋土擋墻設(shè)計(jì)的主要因素，結(jié)合實(shí)際情況與試驗(yàn)操作條件，進(jìn)行了3組不同筋材間距及長(zhǎng)度的試驗(yàn)，3組工況如表1所示.

表1 試驗(yàn)工況列表

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 擋墻垂向變形

在靜荷載作用下，分別對(duì)不同工況的擋墻垂向位移進(jìn)行了測(cè)試，具體測(cè)點(diǎn)位置見(jiàn)圖1(a).最終擋墻垂向位移為圖1(a)中兩側(cè)加載板VD-1和VD-2距離的一半.不同工況下的擋墻垂向位移變化情況如圖2所示.

由圖2可知，工況1的位移最小，工況3的次之，工況2的位移最大.說(shuō)明總體上加筋層數(shù)多的擋墻垂向位移相對(duì)較小，加筋層數(shù)對(duì)擋墻的變形控制效果最為明顯.

對(duì)比工況1、2可知，整體上工況1的墻頂垂向位移小于工況2的位移，即筋材層數(shù)越多擋墻頂面的垂向位移越小.加筋層數(shù)由5層增加到7層，在最大荷載作用下?lián)鯄敹舜瓜蛭灰茰p小了7%.

對(duì)比工況2、3可知，整體上工況3的墻頂垂向位移小于工況2的位移，即筋材越長(zhǎng)擋墻頂面的垂向位移越小.筋材長(zhǎng)度由0.8 m增大到1 m，擋墻頂端位移減小了3%.

2.2 擋墻橫向變形

每個(gè)工況有6組數(shù)據(jù)，具體測(cè)點(diǎn)位置見(jiàn)圖1(a).由于每個(gè)加載力的變化規(guī)律基本相似，取最小、中間及最大加載的3組擋墻橫向位移數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，不同筋材間距及長(zhǎng)度對(duì)比數(shù)據(jù)見(jiàn)圖3.

從圖3可以看出，不同靜載作用下總體上擋墻橫向位移均為先增大后減小，墻面橫向變形最大值均出現(xiàn)在擋墻0.5H附近.

由圖3(a)可知，整體上工況1產(chǎn)生的擋墻橫向位移比工況2產(chǎn)生的位移要小，即加筋層數(shù)越多，擋墻的橫向變形越小.加筋層數(shù)由5層增加到7層，擋墻橫向方向最大變形減小了8.5%.因此增加筋材層數(shù)可以增大加筋土擋墻的橫向抗變形能力.

由圖3(b)可知，整體上工況3產(chǎn)生的擋墻橫向位移比工況2產(chǎn)生的位移要小，即筋材越長(zhǎng)，擋墻的橫向變形越小.筋材長(zhǎng)度由0.8 m增大到1 m，擋墻橫向方向最大變形減小了5%.可見(jiàn)增大加筋材料的鋪設(shè)長(zhǎng)度可以增大加筋土擋墻的橫向抗變形能力.

2.3 擋墻內(nèi)土壓力

在靜荷載作用下，分別對(duì)加筋土擋墻面不同高度側(cè)向土壓力進(jìn)行了測(cè)試，得出不同加筋鋪設(shè)層數(shù)擋墻面?zhèn)认蛲翂毫?duì)比情況如圖4(a)所示，不同筋材長(zhǎng)度土壓力對(duì)比情況如圖4(b)所示.

從圖4可知，墻背水平土壓力沿著墻高從上往下逐漸增大，且呈非線性分布.隨著外荷載的逐漸增大，不同墻高處的墻背水平土壓力變化幅度不同，其中靠近擋墻底部的水平土壓力變化比較明顯，越往上變化幅度越小，這主要是因?yàn)閴γ娴淖冃螘?huì)釋放墻背處的部分水平土壓力，且越靠近擋墻上部，受到墻面變形的影響也就越大.

對(duì)比圖4(a)中工況1、2中的數(shù)據(jù)可知，總體上在擋墻的底端工況2的土壓力要比工況1的土壓力大，說(shuō)明加筋層7層的要比加筋層5層的擋墻底端受到的土壓力小.

對(duì)比圖4(b)中工況2、3中的數(shù)據(jù)可得，總體上工況2的土壓力要比工況3的土壓力大，說(shuō)明筋材長(zhǎng)的要比筋材短的擋墻底端受到的土壓力小.

3 有限元分析

3.1 模型建立

通過(guò)靜力模型與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證材料參數(shù)及接觸關(guān)系本構(gòu)的正確性，進(jìn)一步通過(guò)動(dòng)力模型計(jì)算高速列車行駛過(guò)程中擋墻變形及破裂面的變化規(guī)律.

靜動(dòng)力模型中路基土體本構(gòu)模型采用摩爾庫(kù)倫材料本構(gòu)，筋材與土體之間采用嵌入式接觸關(guān)系.筋材采用梁?jiǎn)卧M，通過(guò)給梁?jiǎn)卧x予筋材的截面屬性，準(zhǔn)確模擬筋材的物理性能.動(dòng)力模型中的鋼軌、軌枕及道床均采用彈性實(shí)體模擬.扣件采用彈簧-阻尼單元模擬，豎向剛度為100 MN/m，豎向阻尼為6×104N·s/m，扣件間距為0.6 m.

模型(長(zhǎng)×寬×高)為12 m×6 m×7.8 m，模型中軌道結(jié)構(gòu)、土體及筋材參數(shù)見(jiàn)表2，通過(guò)ABAQUS有限元軟件建立的靜力計(jì)算模型見(jiàn)圖5.

表2 土體及筋材材料參數(shù)表

靜力荷載是通過(guò)在圖5中的位置施加分布?jí)毫奢d從而實(shí)現(xiàn)靜力荷載的逐級(jí)施加.

動(dòng)力模型中車輛主要通過(guò)輪對(duì)-轉(zhuǎn)向架-車體組成的多剛體系統(tǒng)模型來(lái)實(shí)現(xiàn)，通過(guò)對(duì)輪對(duì)-轉(zhuǎn)向架-車體系統(tǒng)中施加速度邊界荷載來(lái)實(shí)現(xiàn)車體沿軌道線路縱向移動(dòng)的目的.動(dòng)力模型中車輛的相關(guān)參數(shù)按照文獻(xiàn)[14]的規(guī)定選用，其中車輛軌道之間采用非線性赫茲接觸關(guān)系計(jì)算，即

P(t)=[ΔZ(t)/G]3/2

(1)

式中：P(t)為輪軌法向應(yīng)力，N；ΔZ(t)為t時(shí)刻輪軌間的彈性壓縮量，m；G為輪軌接觸常數(shù)，對(duì)于錐形踏面車輪，G=4.57R-0.149×10-8(m/N2/3)，其中，R為車輪半徑，m.

為了消除擋墻縱向長(zhǎng)度的邊界效應(yīng)影響，將擋墻區(qū)域之外的鋼軌和軌枕在其底面施加垂向位移限制邊界條件，擋墻內(nèi)的鋼軌、軌枕與道床路基設(shè)置正常的接觸關(guān)系，擋墻底端施加不動(dòng)位移邊界條件，擋墻的四周也分別施加相應(yīng)方向的位移限制邊界條件.建立的車輛-軌道-加筋土擋墻路基空間耦合系統(tǒng)各部件間的連接方式及傳遞關(guān)系如圖6所示，具體對(duì)應(yīng)的有限元模型見(jiàn)圖7.

3.2 模型驗(yàn)證

靜力計(jì)算模型中取與試驗(yàn)相同的荷載，分別為10、20、30、40、50、54.1 kPa，通過(guò)在模型頂面中間(圖5位置)施加分布的壓力荷載，計(jì)算出靜力加載情況下?lián)鯄Υ瓜蛭灰圃茍D如圖8所示，取模型試驗(yàn)相同位置的垂向位移與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖9所示.

由圖9可以得出，數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果分布規(guī)律、走向及最終位移大小基本一致，驗(yàn)證了土體與筋材本構(gòu)模型及材料參數(shù)選用的合理性.

3.3 列車行駛中擋墻變形及破裂面變化

當(dāng)城際鐵路列車以250 km/h的速度運(yùn)行時(shí)，擋墻正中間位置橫向位移隨列車運(yùn)行時(shí)間的變化如圖10所示.

從圖10可以看出，在0.9 s左右列車第一個(gè)轉(zhuǎn)向架經(jīng)過(guò)擋墻中間位置，在1.2 s左右列車第二個(gè)轉(zhuǎn)向架經(jīng)過(guò)擋墻中間位置.當(dāng)列車轉(zhuǎn)向架經(jīng)過(guò)擋墻中間時(shí)，擋墻橫向位移出現(xiàn)兩個(gè)明顯的峰值.與靜位移相比，列車作用下的動(dòng)位移具有明顯的隨時(shí)間動(dòng)態(tài)變化的規(guī)律，同時(shí)當(dāng)列車輪對(duì)經(jīng)過(guò)擋墻時(shí)，擋墻位移達(dá)到最大.

分別計(jì)算了不同筋材間距及長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)的加筋土擋墻橫向變形，擋墻的橫向位移最大值如圖11、圖12所示.

從圖11中可得出，隨著筋材間距的增大，擋墻的橫向變形明顯增大，筋材間距由0.5 m增大到0.8 m，擋墻橫向位移增大了23.6%.

從圖12中可得出，隨著筋材長(zhǎng)度的變短，擋墻的橫向變形明顯增大，筋材長(zhǎng)度由9 m縮短為6 m，擋墻橫向位移增大了19.8%.

可見(jiàn)筋材間距及筋材長(zhǎng)度對(duì)加筋土擋墻的變形影響較大，同時(shí)在當(dāng)高速列車駛過(guò)擋墻時(shí)，擋墻橫向位移最大值均出現(xiàn)在擋墻底端向上約0.2H處.相比較靜載作用，動(dòng)載作用下?lián)鯄Φ淖畲笪灰瞥霈F(xiàn)在擋墻底端0.2H處，因此建議在高速鐵路加筋土擋墻設(shè)計(jì)中應(yīng)加強(qiáng)擋墻底端0.2H位置的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì).

分別計(jì)算了高速列車經(jīng)過(guò)不同筋材間距及長(zhǎng)度加筋土擋墻最大主應(yīng)變變化情況,具體如圖13所示.

從圖13(a)～ 圖13(d)中可以看出，隨著筋材間距的增大，筋材長(zhǎng)度的變小，加筋土擋墻內(nèi)應(yīng)變集中紅色區(qū)域的面積相應(yīng)增大，路基發(fā)生滑動(dòng)破裂的概率也相應(yīng)增大.可見(jiàn)，通過(guò)減小筋材間距及增大筋材長(zhǎng)度可以使動(dòng)力作用下?lián)鯄?nèi)土體產(chǎn)生的破裂帶面積減小，進(jìn)一步的起到對(duì)整個(gè)土體加強(qiáng)加固的作用，從而降低產(chǎn)生滑裂的概率.

為了分析動(dòng)力作用下的破裂帶位置與傳統(tǒng)的朗肯破裂面及鐵路規(guī)范破裂面在空間上的位置關(guān)系，將其做于同一圖中，如圖14所示.

從圖14可知，朗肯破裂面計(jì)算的破裂面相對(duì)偏小，不能完全包住滑裂帶范圍.我國(guó)鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范[15]中通過(guò)(0.3H，0.5H)計(jì)算得出的破裂面相對(duì)較保守，其斜線部分基本可以包住滑裂帶.因此在高速鐵路加筋土擋墻破裂面計(jì)算當(dāng)中，應(yīng)綜合考慮動(dòng)載作用影響.

對(duì)不同筋材間距及筋材長(zhǎng)度的模型進(jìn)行計(jì)算，通過(guò)將其主要的滑裂區(qū)域進(jìn)行研究分析，得出其最主要的滑裂區(qū)域在圖15中兩條白線之間，其中上面線的起點(diǎn)約在擋墻的0.154H位置處，下面線起點(diǎn)在擋墻底端，分別求出不同工況下兩條白線與擋墻間的夾角θ1和θ2，如表3所示.

表3 不同筋材間距及長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)的滑裂帶角度

從圖15及表3中可以看出，不同筋材間距及筋材長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)滑裂帶所在區(qū)域均出現(xiàn)在30°至45°之間，基本在45°-3φ/7～45°區(qū)域內(nèi)，φ是土體的內(nèi)摩擦角.

滑裂帶斷面中每層筋材應(yīng)力分布情況見(jiàn)圖16.

從圖16中可以清晰看到每層筋材應(yīng)力分布情況：最大值所在位置、破裂面的大致趨勢(shì)及形狀.圖16中紅色圈范圍內(nèi)筋材應(yīng)力明顯較大，即筋材最有可能斷裂是從第3層筋材開(kāi)始向上發(fā)展.

將不同筋材長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)破裂面內(nèi)筋材最大應(yīng)力位置找出，并將其位置坐標(biāo)連成線，得出如圖17所示的破裂面.

由圖17可知，不同筋材長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)的破裂面位置基本沒(méi)有發(fā)生大的變化，通過(guò)對(duì)其線型進(jìn)行擬合得出，高速鐵路列車運(yùn)行過(guò)程中，擋墻內(nèi)產(chǎn)生的破裂面為從擋墻底端向上約0.15H處的一條曲線，大概呈指數(shù)型分布.

將文本中動(dòng)力計(jì)算得出的破裂面與其他文章或規(guī)范中的破裂面進(jìn)行比較，如圖18所示.

由圖18可知，與傳統(tǒng)的朗肯破裂面及0.3H裂面相比，本文計(jì)算得出的破裂面為經(jīng)過(guò)底端向上0.15H處的一條指數(shù)型曲線，能夠更好地反映列車動(dòng)荷載作用下加筋土擋墻的破裂情況.同時(shí)與相關(guān)文獻(xiàn)[16]中實(shí)測(cè)的破裂面相對(duì)比，其基本走向、大小規(guī)律與本文計(jì)算的基本一致，證明本文計(jì)算結(jié)果的正確性.本文計(jì)算的破裂面對(duì)于以后的高鐵加筋土類似擋墻破裂面計(jì)算具有一定的指導(dǎo)意義.

4 結(jié)論

針對(duì)靜載及列車動(dòng)載下加筋土擋墻變形及破裂面變化情況進(jìn)行了3組模型試驗(yàn)，建立了高速列車-軌道-加筋土擋墻三維耦合模型，計(jì)算分析了相關(guān)問(wèn)題，并與規(guī)范值進(jìn)行了比較，得出如下結(jié)論：

1)靜載作用下?lián)鯄ψ畲笞冃纬霈F(xiàn)在擋墻中部附近，而高速列車動(dòng)載作用下?lián)鯄ψ畲笞冃纬霈F(xiàn)在底端附近，因此建議在以后高速鐵路加筋土擋墻設(shè)計(jì)中應(yīng)對(duì)擋墻底端附近區(qū)域進(jìn)行動(dòng)態(tài)設(shè)計(jì)檢算.

2)加筋土擋墻在高速列車動(dòng)載作用下，會(huì)出現(xiàn)應(yīng)變集中的滑裂帶，與朗肯破裂面相比后者數(shù)值較小，與鐵路規(guī)范中破裂面相比后者相對(duì)保守，因此在高速鐵路加筋土擋墻破裂面計(jì)算中應(yīng)考慮采用列車動(dòng)載進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算.

3)動(dòng)載作用下的滑裂帶基本由經(jīng)過(guò)底端及底端向上0.154H處的兩條直線組成的區(qū)域內(nèi)，這兩條直線與擋墻的夾角在45°-3φ/7～45°范圍之間.

4)動(dòng)載作用下的破裂面是經(jīng)過(guò)擋墻底端向上0.15H處的一條指數(shù)型曲線，而傳統(tǒng)鐵路規(guī)范計(jì)算的破裂面為經(jīng)過(guò)擋墻底端的一條直線，該計(jì)算結(jié)果可為今后高速鐵路加筋土擋墻破裂面的準(zhǔn)確計(jì)算提供一定的參考.