Response characteristics and tensile failure evaluation of asphalt concrete core wall under spatial oblique incidence of SV waves
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摘要: 地震波空间斜入射下沥青混凝土心墙响应和动态抗拉破坏研究存在较大不足。考虑SV波入射方位角和斜入射角的空间任意性，基于波场叠加原理构建了地基边界上非一致自由场，建立了SV波空间斜入射波动输入方法。基于试验结果建立了沥青混凝土瞬时抗拉强度随应变速率变化的经验公式，提出了依据瞬时拉应力和瞬时抗拉强度判别心墙单元抗拉破坏的新方法。分析了入射方位角、斜入射角对沥青混凝土心墙加速度、应力空间分布的影响规律，揭示了空间斜入射相对垂直入射造成心墙局部拉应力激增导致心墙破坏机理，论证了传统静态强度判别方法相对本文方法对心墙破坏判别的误差，明确了不同入射方式下心墙抗拉破坏区分布特征。结果表明：与垂直入射相比，空间斜入射下心墙水流向、坝轴向和竖向加速度最大增加54%，9.2倍和5.2倍，心墙拉应力最大增加14.2倍，忽略空间斜入射，会严重低估心墙加速度和应力响应。入射方向越偏向坝轴向且斜入射角越大，心墙迎波侧更容易发生拉裂破坏；传统静态强度判别方法，会造成心墙较大的拉裂破坏判别误差。
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关键词:
- 沥青混凝土心墙土石坝 /
- 空间斜入射 /
- 加速度 /
- 应力 /
- 抗拉破坏
Abstract: The existing researches on response and dynamic tensile failure of asphalt concrete core wall under spatial oblique incidence of seismic waves have great shortcomings. By considering the arbitrariness of SV-wave incident azimuth and oblique incident angles and constructing the non-uniform free field on foundation boundary based on the wave field superposition principle, an input method for spatial oblique incidence of SV waves is established. Then, an empirical formula for the change in instantaneous tensile strength of asphalt concrete with strain rate is established based on the test results. A new method for the safety evaluation of core wall based on instantaneous tensile stress and strength is proposed. Finally, the influences of incident azimuth and oblique incident angles on the acceleration and stress distributions of core wall are analyzed. The damage mechanism of core wall caused by tensile stress surge caused by spatial oblique incidence is revealed. Using the proposed method, the error of the traditional static strength judgment method for core wall damage is demonstrated. The distribution characteristics of tensile failure zone of core wall under different incident modes are clarified. The results show that compared with those under vertical incidence, the acceleration of core wall in water flow, dam axis and vertical directions can be increased by 54%, 9.2 times and 5.2 times at most under spatial oblique incidence. The tensile stress of core wall can be increased by a maximum of 14.2 times at most. Neglecting the spatial oblique incidence severely underestimates the accelerations and stresses of core wall. The more the incident direction deviates to dam axis direction and the larger the oblique incident angle, the more easily the tensile failure at the wave-facing side of core wall occurs. The traditional static strength judgment method leads to a large error of tensile failure of core wall. -
0. 引言
排水固结法处理软土地基是相对经济有效的方法之一,一般是工期允许工况的首选方案。软土地基经过袋装砂井处理后,相对于天然状态,地层土的强度因扰动而降低导致地基整体稳定性下降,地基总沉降因土的天然结构扰动而有所增大。由此,排水固结法处理的软基路堤填土高度和填筑速率均受到严格限制,严重影响了排水固结法处理软土地基的适用范围。陀螺桩垫层,如图1,整体性好,单桩强度高,用于结构物基础具有良好效果[1-3]。陀螺桩垫层用于大面积软土地基处理,鲜有案例报道。这种方法于1990年代在日本兴起,在地基表面铺设陀螺形的混凝土实体,通过筏式栅网连接,充填碎石或砂等透水材料[4-6]。
本试验旨在研究陀螺桩垫层加强排水固结处理的软土地基的作用效果,据此发掘排水固结法加固软土地基的优势,由此拓展排水固结法的适用条件。
1. 现场试验方案
1.1 地层物理力学性质
根据地质勘察报告及场地静力触探试验,工程现场地基土层及相应的物理力学性质指标如表1。
表 1 土层物理力学性质指标Table 1. Physical and mechanical properties of soil地层名称 层厚/m 含水率/% 密度/(g·cm-3) 孔隙比 液限/% 塑限/% 压缩系数/MPa-1 压缩模量/MPa qc/MPa fs/kPa 黏聚力c0/kPa 内摩擦角 /(°) ① 淤泥质土 3.7 55 1.56 1.7 58 41 1.25 2.15 0.22 6.0 8.4 11 ② 淤泥质土 4.0 52 1.70 1.4 62 45 0.76 3.12 0.45 14.4 11.4 16 ③ 淤泥质细砂 7.7 22 2.06 0.6 — — 0.13 12.12 2.65 34.5 — 32 ④ 粉质黏土 4.6 35 1.82 0.9 43 30 0.21 8.85 1.85 40.7 12.8 18 1.2 陀螺桩垫层方案
现场试验采用陀螺桩+袋装砂井+超载预压方案,设计参数列表2。陀螺桩施工次序：①铺设陀螺桩桩脚部分碎石；②铺设钢筋筏式栅网；③在开挖已压实的土基上钻出桩靴先导孔；④铺设500型陀螺桩混凝土块；⑤焊接上部筏式连接网,使各个桩块成为一体；⑥充填压实陀螺桩块之间的碎石。
表 2 软土地基加固方案参数汇总表Table 2. Parameters of soft soil foundation reinforcement program加固措施 直径/mm 间距/m 深度位置/m 材料属性 布置方式 袋装砂井 70 1.3 10 聚丙烯编织布 正三角形 砂垫层 中粗砂 — 0.6 2.3×10-3 cm/d 等厚 陀螺桩 500 0.5 0.5 C30砼 正方形 桩顶系筋 12 0.5 桩顶面 HRB400 正方形网格 桩身系筋 横筋20纵筋14 0.5 桩顶下0.25 HRB400 正方形网格 试验过程监测的指标包括地基总沉降、分层沉降、深层水平位移、土层内孔隙水压力,监测断面布置如图2,埋设的原位监测仪器和设施列入表3。
表 3 原位试验方案汇总表Table 3. Summary of test plan序号 材料仪器 测点深度/m 仪器型号 量程 精度 测点土层 1 沉降计 8 CJ-1000 1000 mm ±0.1 mm 淤泥土 2 沉降计 18 粉质黏土 3 孔压计 4 JMZX-55XXHAT 200 kPa ±0.1 kPa 淤泥土 4 孔压计 6 淤泥土 5 测斜管 0~15 JMZX7000 偏离垂直±30° ±0.1mm/m 淤泥土砂土粉质黏土 2. 现场试验结果及分析
2.1 地基分层沉降及固结特征
图3为现场试验沉降时间过程线,表4为沉降观测数据分析汇总表。图3显示,路中心沉降大于路肩沉降,填土完成后100 d即工期260 d时沉降趋于收敛趋势。表4显示,路中线地基0～18 m土层压缩362 mm,其中0～8 m压缩337 mm占93%,8～18 m压缩25 mm占7%。由此,地基沉降主要来自于0～8 m土层的压缩。
表 4 沉降观测数据分析汇总表Table 4. Analysis of observed data of settlement观测时间/d 累计填土厚度/m 左路肩地基土0~18 m 路中地基土0~18 m 路中地基土0~8 m 累计压缩量/mm 沉降速率/(mm·d-1) 累计压缩量/mm 沉降速率/(mm·d-1) 累计压缩量/mm 沉降速率/(mm·d-1) 0~23 0 0.5 0.02 0.2 0.01 0.2 0.01 24~42 0.5 1.4 0.05 6.9 0.38 31.0 1.71 43~62 2.5 78.9 4.07 105.0 5.16 116.3 4.27 63~81 3.0 112.9 1.88 153.7 2.70 178.6 3.46 82~145 3.5 135.9 0.37 182.9 0.46 200.4 0.34 146~163 4.5 149.4 0.79 198.3 0.91 219.6 1.13 164~260 5.5 243.6 0.98 362.2 1.71 337.7 1.23 表1显示,地基0～8 m为淤泥质软土层①、②,为高压缩性土,8 m以下③、④层为中低压缩性土,地基沉降主要缘于0～8 m范围高压缩性土层的压缩。
图4为依据实测沉降数据推测的后继沉降发展趋势。实测沉降时间过程符合双曲线规律,拟合双曲线模型如式（1）,依据实测数据确定模型参数,据此计算地基平均固结度,计算结果列入表5。
。 (1) 表 5 地基沉降双曲线经验模型参数和固结度Table 5. Parameters and consolidation degrees of hyperbolic empirical model for foundation settlement测点位置/ 压缩层范围 双曲线模型参数 St=168d/mm St=260d/mm S∞/mm Ut=260d /% 工后沉降/mm α β 路基中/0~18 m 0.0993 0.0055 209 362 391 93 29 路基中/0~8 m 0.1070 0.0078 223 338 351 96 13 路基中/8~18 m — — — 24 40 61 16 表5显示,地基0～18 m地层总压缩391 mm,其中0～8 m地层压缩量占90%平均固结度达到96%,8～18 m土层压缩量占10%平均固结度为61%。表1显示软土下卧层8～18 m土层含细砂较多,为中低压缩性,渗透性并不高,仅8～10 m有竖向排水体,故在施工期内土层固结度不高,导致其后继压缩在工后沉降中占比较大（55%）。由此,陀螺桩垫层使地基软土下卧层压缩量在总沉降中占比较高,由此导致地基工后沉降的较大部分发生在无排水体土层中,工后沉降在较长的时段内缓慢发生,这对于延长道路养护周期是有益的。
2.2 软土层超静孔隙水压力特征
图5为荷载附加应力引起的超静孔隙水压力时间过程,以下简称孔压,表6为孔压实测数据分析汇总表。表6数据显示,第（2）次快速加荷后的孔压系数
值为0.73,第（6）次快速加荷后的孔压系数 值为0.74,处于正常值范围（饱和土 <1）,第（5）次快速加荷后 值为1.09,超过了正常值范围,说明软土中孔压同时受到了竖向压力和周围压力增量的双重影响,地基软土强度处于临界状态。这种情况下路基最终还能保持稳定且达到沉降收敛,说明陀螺桩垫层增强的袋装砂井排水软土地基的稳定安全性得到较大提高,孔压系数 值的安全范围应给予适当调整,本案例显示该值在1左右地基是有安全储备的。 ![]()
图 5 路基中深度6 m处实测孔压时间曲线Figure 5. Curve of measured pore pressure at a depth of 6 m in roadbed表 6 超静孔隙水压力观测数据分析汇总表Table 6. Analysis of observed data of excess-static pore water pressure观测时间/d 填土高度/m 荷载增量/kPa 孔压 /kPa /kPa 速率/(kPa·d-1) 荷载 孔压 ⑴ 0~42 0.5 8.75 2.3 2.3 0.26 0.21 0.05 ⑵ 43~62 2.5 35.0 27.9 25.6 0.73 1.84 1.34 ⑶ 63~81 3.0 8.75 18.5 -9.4 -1.07 0.49 -0.52 ⑷ 82~145 3.5 8.75 4.3 -14.2 -1.62 0.14 -0.23 ⑸ 146~163 4.5 17.5 23.4 19.1 1.09 1.02 1.12 ⑹ 164~168 5.5 17.5 36.4 13.0 0.74 4.38 3.25 ⑺ 168~260 5.5 0 9.6 -26.8 — 0.00 -0.29 2.3 地基深层水平位移分布特征
图6为深层水平位移分布的发展过程。图6显示,路基坡脚处地表未发生明显的向路基外侧的水平位移,后期发生的向内侧的位移缘于路基中部沉降大于坡脚处引起的测斜管倾斜,路基填土体稳定性良好。地基土深层水平位移主要发生在0～8 m层淤泥土层中,与土层压缩的情况相类似,细砂层几乎没有水平位移发生。填土完成（168 d）以后,软土层水平位移还有所发展,说明软土层中的剪切变形在固结过程中也是存在的,软土剪切变形并非只发生在瞬时沉降阶段。这一现象和软土层的性状有关,软土层经过袋装砂井施工扰动后抗剪强度下降,更容易发生剪切变形。现场试验路基填土高度累计达到5.5 m,大于天然地基的极限填土高度4.7 m,但路基仍保持稳定。由此,陀螺桩垫层使地基表层整体性加强,地基整体稳定性得到提高,但软土层侧向蠕变在加荷完成后还有所发展。
综上,陀螺桩垫层地基中软土下卧层压缩量在总沉降中占比较大,无排水体土层的工后沉降占比较高,有益于道路养护周期延长；陀螺桩垫层使得袋装砂井排水地基的附加应力场与均质地基差别较大,实测软土的孔压系数
值相对较大,本试验中 值在1左右时地基是安全的；陀螺桩垫层使地基表层整体性加强,路基坡脚无明显水平位移,地基深层软土的侧向蠕变在加荷完成后还有所发展。 3. 数值模拟结果及分析
3.1 数值模型
采用ABAQUS有限元软件,根据试验路段的断面尺寸,建立如图7所示的三维模型。计算中采用Mohr-Coulomb 本构模型进行应力和变形分析。选用C3D8单元作为陀螺桩的单元,即空间8节点四面体且不考虑孔压的实体单元,选用C3D8P单元作为土体和砂井的单元,即空间8节点六面体且考虑孔压和固结的实体单元。
按工程实际情况等比还原陀螺块形状,如图8,将其紧密排列。实际工程中陀螺桩下层有筏式格栅,上部有连接筋将陀螺砌块连成一个整体。模拟中采用线性部件模拟钢筋,并将钢筋使用绑定约束与陀螺桩块绑定在一起,使整个陀螺桩垫层成为一个整体。陀螺桩之间充填碎石,具有良好的排水能力和较大的弹性模量。
3.2 数值模型采用的材料参数
本数值模型使用的材料性质参数,包括密度、弹性模量、泊松比、凝聚力和内摩擦角等。根据工程地质勘察报告和路基土体类别暂定材料性质参数指标值,以此进行数值计算,拟合现场试验监测的指标时间过程。修改暂定值,使拟合程度达到最佳,据此确定材料参数指标的等效值。
图3中包含数值模型的拟合沉降过程,表7为沉降拟合误差情况。拟合曲线和实测曲线发展趋势一致,最终沉降拟合误差小于15 mm。
表 7 模拟与实测累计沉降量对比表Table 7. Comparison of simulated and measured progressive Accumulated settlements测点位置 0~145 d累计沉降/mm 0~260 d累计沉降/mm 实测值 模拟值 实测值 模拟值 路基中0~8 m 182.9 197.8 337.7 332.5 路中0~18 m 200.4 209.9 362.2 358.5 路肩0~18 m 136.9 150.3 243.6 248.3 图5包含数值模型拟合的孔隙水压力时间过程,表8为孔隙水压力拟合误差具体情况。模拟孔压与实测孔压的发展趋势总体一致,峰值相近,但模拟孔压消散更快,原因可能在于试验现场加载过程中的局部或临时荷载的影响,在数值模型中没有得到对应的反映。
表 8 模拟与实测最大孔隙水压力对比表Table 8. Comparison between simulated and measured maximum pore water pressures测点位置/深度 0~14 5d最大孔压/kPa 145~260 d最大孔压/kPa 模拟值 实测值 模拟值 实测值 路基中心/6 m 25.93 27.92 35.92 36.40 图6包含数值模型拟合的深层水平位移分布时间过程,拟合曲线与实测曲线变化趋势总体一致,侧向变形最大值对应的深度有一定差异,拟合曲线为2.9 m,实测曲线为3.5 m,原因可能在于测斜管体相对于软土刚度过大而导致测斜管体和软土水平位移不协调,由此可导致实测的软土侧向流动的体积偏小。
图6显示,软土层以下相对硬土层中的实测水平位移小于模拟值,原因可能在于附加应力分布形态差异,现场实际附加应力衰减速率可能大于模拟计算值。
通过三维数值模拟和实测数据比较确定数值模型采用的材料参数,基于沉降、孔隙水压力和深层水平拟合情况综合确定的地层等效力学参数如表9。
表 9 数值模型采用的等效力学参数Table 9. Equivalent mechanical parameters used in numerical model材料 ρ/(g·cm-3) c/kPa φ/(°) E/MPa k/(m·d-1) k/(cm·s-1) 填土 1.75 15.0 20 20.0 0.22 4.3×10-4 4.98×10-6 碎石 2.30 0.1 40 4.5 0.30 15 1.7×10-2 淤泥质土① 1.56 8.0 11 2.7 0.33 9.53×10-5 1.1×10-7 淤泥质土② 1.70 11.0 16 5.8 0.28 1.43×10-4 1.7×10-7 淤泥质细砂 1.80 0.1 32 12.2 0.25 4.32×10-2 5.0×10-5 粉质黏土 1.90 13.0 18 8.6 0.25 8.01×10-4 9.3×10-7 砂井 2.12 5.0 30 1.2 0.25 20 2.3×10-2 钢筋 7.80 — — 2×105 0.31 — — 陀螺桩 2.40 — — 3×104 0.30 — — 3.3 陀螺桩垫层对沉降的影响
常规袋装砂井处理的软土地基采用砂垫层为水平向排水体,陀螺桩垫层与砂垫层在刚度方面有显著差异,采用陀螺桩垫层替代砂垫层产生的处理效果改善,通过数值模拟方法加以比较分析。图9为两种垫层对应的软土路基沉降发展趋势,表10为特征时刻的累计沉降量。
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图 9 路中地基0~18 m土层模拟沉降时间过程Figure 9. Time histories of simulated settlement of soil layer of 0~18 m in foundation of road表 10 累计沉降对比表Table 10. Comparison of cumulative settlements压缩层范围 0~145 d累计沉降/mm 0~260 d累计沉降/mm 陀螺桩Sa 砂垫层Sb Sa/Sb 陀螺桩Sa 砂垫层Sb Sa/Sb 路基中0~18 m 209.9 357.7 0.58 358.5 616.6 0.58 路基中0~8 m 197.8 347.0 0.57 332.5 598.0 0.56 路基中8~18 m 12.1 10.7 1.13 26.0 18.6 1.40 图9显示,路中地基0～18 m土层压缩过程在两种垫层工况下变形趋势一致,变形收敛的时间相近,但陀螺桩垫层对应的地基沉降量远小于砂垫层,不到后者的60%,如表10,说明陀螺桩垫层相对于砂垫层减小路基沉降的作用显著。
表10数据显示,路中地基0～8 m土层压缩量陀螺桩垫层地基是砂垫层地基的56%,而8～18 m土层压缩量前者是后者的140%,由此说明陀螺桩地基降低了地基浅部高压缩性土层的压缩量,而增大了软土下卧层的压缩量,根本原因在于垫层刚度增大改变了附加应力的分布型式。
3.4 陀螺桩垫层对孔隙水压力的影响
图10为路中地基深度6 m处模拟孔压时间过程,表11为模拟孔压的特征值。
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图 10 路中地基深度6 m处模拟孔压时间过程Figure 10. Time histories of simulated pore pressure at depth of 6 m表 11 路中地基深度6 m处模拟孔压特征值Table 11. Characteristic values of simulated pore pressure at depth of 6 m模拟过程时段/d 荷载增量 /kPa 陀螺桩孔压峰值 砂垫层孔压峰值 路基塑性区贯通状态 /kPa /kPa /kPa /kPa 陀螺桩 砂垫层 陀螺桩 砂垫层 ⑵ 43~63 35.0 27.9 24.8 32.9 29.9 0.85 0.71 0.85 无 无 ⑸ 146~163 17.5 23.1 20.1 25.8 24.1 0.90 1.14 1.37 无 发展 ⑹ 164~168 17.5 32.9 13.3 43.6 23.3 0.75 0.76 1.33 无 贯通 图10显示,两种垫层条件下模拟孔压时间过程趋势一致,陀螺桩垫层条件下孔压消散更快。表11显示,3次较快加荷过程对应的孔压峰值,陀螺桩垫层约为砂垫层的85%,对应的孔压系数
值在两种垫层条件下均存在大于1的时刻,但砂垫层条件下路基稳定性处于临界状态。由此,陀螺桩垫层相对于砂垫层,使压缩区内软土层的孔压减小约15%,软土固结过程加快,在孔压系数 值大于1的条件下还能保持地基稳定。 3.5 陀螺桩垫层对地基侧向变形的影响
图11为路基坡脚处模拟地基深层水平位移分布时间过程,表12为水平位移分布特征值。图11显示,砂垫层地基侧向变形量大于陀螺桩垫层地基,且在地基浅层出现了向路基内侧的位移。砂垫层刚度小,路中基底沉降远大于坡脚处沉降引起基面倾斜,从而牵引地基浅层向路基内侧位移。陀螺桩垫层具有相对较大的刚度,因此只发生了较小的侧向变形,且未出现向路基内侧变形的现象。较大的侧向变形也会衍生出较大沉降,如表12,也是导致砂垫层地基总沉降大于陀螺桩垫层地基的因素之一。由此,陀螺桩垫层相对于砂垫层,对于袋装砂井排水的软基浅层软土具有抑制软土侧向变形的作用,从而降低由此衍生的地基附加沉降。
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图 11 有无陀螺桩的路基边缘水平位移-深度的对比曲线Figure 11. Comparative curves of horizontal displacement-depth of subgrade edge with or without top-shaped concrete block pile表 12 路基坡脚深层水平位移分布特征值Table 12. Characteristic values of deep horizontal displacement distribution of subgrade slope foot模拟加荷过程 匝道基底宽/m 最大位移点深/m 地基软土侧凸面积/m2 软土侧凸衍生沉降均值/mm 陀螺桩Aa 砂垫层Ab Aa/Ab 陀螺桩Da 砂垫层Db Da/Db 0~145 d 30 2.9 0.105 0.169 0.62 3.5 5.6 0.62 145~260 d 30 2.9 0.398 0.628 0.63 13.3 20.9 0.63 4. 结论
（1）陀螺桩垫层可以减小地基总沉降。相对于砂垫层条件,陀螺桩垫层降低了地基浅部高压缩性土层的压缩量,相对增大了软土下无排水体土层的压缩量,抑制软土侧向变形的发展从而减小由此产生的附加沉降,降低工后沉降的速率。
（2）陀螺桩垫层可以加快地基固结过程。相对于砂垫层条件,陀螺桩垫层降低了压缩层中的孔压峰值,使软土固结过程加快。
（3）陀螺桩垫层可以提高地基的稳定性。相对于砂垫层条件,陀螺桩垫层使地基的承载力提高,可在加荷产生的软土孔压系数
值大于1的条件下保持地基稳定。 （4）垫层刚度影响地基加固效果。相对于砂垫层陀螺桩垫层具有更大刚度,导致上部荷载在地基中产生的附加应力分布型式发生显著变化,使得袋装砂井排水地基的综合性状得到加强。
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图 4 γ=30°，θ=30°下半空间内地震波传播过程
Figure 4. Propagation process of seismic waves in half-space under γ=30°, θ=30°
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图 5 γ=30°，θ=30°时点B位移时程
Figure 5. Time histories of displacement at point B when γ=30°, θ=30°
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图 6 地基-沥青混凝土心墙坝三维有限元模型
Figure 6. Three-dimensional finite element model for foundation- asphalt concrete core embankment dam
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图 7 =0°, =0°和=60°, =0°时心墙加速度分布
Figure 7. Distribution of acceleration of core wall when =0°, =0° and =60°, =0°
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图 8 =0°, =30°和=60°, =30°时心墙加速度分布
Figure 8. Distribution of acceleration of core wall when =0°, =30° and =60°, =30°
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图 9 心墙最大加速度随γ和θ角的变化
Figure 9. Variation in maximum acceleration of core wall with angles γ and θ
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图 11 不同入射方式下心墙最大拉应力
Figure 11. Maximum tensile stresses of core wall under different incident modes
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图 12 两岸谷顶相对位移峰值
Figure 12. Relative peak displacements of tops at both sides of canyon
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图 13 γ=90°，θ=35°入射方式下单元应变速率、拉伸强度和小主应力时程
Figure 13. Time histories of element strain rate, tensile strength and minimum principal stress under incident mode of γ=90°, θ=35°
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图 15 γ=90°，θ=35°下温度为10℃时心墙开裂破坏区
Figure 15. Tensile failure area of core wall under temperature of 10℃, γ=90°, θ=35°
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图 16 传统评价方法下心墙破坏区
Figure 16. Failure area of core wall by traditional evaluation method
表 1 水工沥青混凝土抗拉强度[11]
Table 1 Tensile strengths of asphalt concrete
(单位: MPa) 温度/℃ 应变速率/s-1 10-5 10-4 10-3 10-2 5 -1.29 -2.50 -4.24 -5.10 10 -0.65 -1.92 -3.63 -4.53 15 -0.34 -0.93 -2.42 -3.34 20 — -0.31 -1.03 -2.72 
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表 2 动力计算参数
Table 2 Dynamic parameters
材料 k1 k2 n λmax μ 堆石Ⅰ区 20.0 2270 0.273 0.220 0.350 堆石Ⅱ区 25.9 1694 0.380 0.245 0.350 过渡料 28.3 1832 0.375 0.220 0.328 沥青混凝土 15.7 1979.4 0.400 0.345 0.345
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[1] WANG W B, FENG S, ZHANG Y B. Investigation of interface between asphalt core and gravel transition zone in embankment dams[J]. Construction Building and Materials, 2018, 185: 148-155. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2018.07.078
[2] 朱俊, 李小军, 梁建文. 地震波斜入射地下隧道地震响应: 2.5维FE-BE耦合模拟[J]. 岩土工程学报, 2022, 44(10): 1846-1854. doi: 10.11779/CJGE202210010 ZHU Jun, LI Xiaojun, LIANG Jianwen. Seismic responses of underground tunnels subjected to obliquely incident seismic waves by 2.5D FE-BE coupling method[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2022, 44(10): 1846-1854. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE202210010
[3] 陈生水, 霍家平, 章为民. "5.12"汶川地震对紫坪铺混凝土面板坝的影响及原因分析[J]. 岩土工程学报, 2008, 30(6): 795-801. http://www.cgejournal.com/cn/article/id/12873 CHEN Shengshui, HUO Jiaping, ZHANG Weimin. Analysis of effects of "5.12" Wenchuan earthquake on zipingpu concrete face rock-fill dam[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2008, 30(6): 795-801. (in Chinese) http://www.cgejournal.com/cn/article/id/12873
[4] ZHANG J M, YANG Z Y, GAO X Z, et al. Geotechnical aspects and seismic damage of the 156-m-high Zipingpu concrete-faced rockfill dam following the Ms 8.0 Wenchuan earthquake[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2015, 76: 145-156. doi: 10.1016/j.soildyn.2015.03.014
[5] TAKAHIRO S. Estimation of earthquake motion incident angle at rock site[C]// Proceedings of 12th World Conference Earthquake Engineering. New Zealand, 2002: 0956.
[6] SEIPHOORI A, MOHSEN HAERI S, KARIMI M. Three-dimensional nonlinear seismic analysis of concrete faced rockfill dams subjected to scattered P, SV, and SH waves considering the dam–foundation interaction effects[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2011, 31(5/6): 792-804.
[7] 姚虞, 王睿, 刘天云, 等. 高面板坝地震动非一致输入响应规律[J]. 岩土力学, 2018, 39(6): 2259-2266. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201806042.htm YAO Yu, WANG Rui, LIU Tianyun, et al. Seismic response of high concrete face rockfill dams subject to non-uniform input motion[J]. Rock and Soil Mechanics, 2018, 39(6): 2259-2266. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201806042.htm
[8] 李明超, 张佳文, 张梦溪, 等. 地震波斜入射下混凝土重力坝的塑性损伤响应分析[J]. 水利学报, 2019, 50(11): 1326-1338, 1349. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SLXB201911005.htm LI Mingchao, ZHANG Jiawen, ZHANG Mengxi, et al. Plastic Damage response analysis of concrete gravity dam due to obliquely incident seismic waves[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2019, 50(11): 1326-1338, 1349. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SLXB201911005.htm
[9] FEIZI-KHANKANDI S, GHALANDARZADEH A, MIRGHASEMI A, et al. Seismic analysis of the garmrood embankment dam with asphaltic concrete core[J]. Soils and Foundations, 2009, 49(2): 153-166. doi: 10.3208/sandf.49.153
[10] 朱晟. 沥青混凝土心墙堆石坝三维地震反应分析[J]. 岩土力学, 2008, 29(11): 2933-2938. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX200811009.htm ZHU Sheng. 3-D seismic response analysis of rockfill dam with asphalt concrete core[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(11): 2933-2938. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX200811009.htm
[11] NING Z Y, LIU Y H, WANG W B, DONG Jing, MENG Xiao. Experimental study on effect of temperature on direct tensile behavior of hydraulic asphalt concrete at different strain rates[J]. Journal of Materials in Civil Engineering ASCE, 2022, 34(7): 04022143. doi: 10.1061/(ASCE)MT.1943-5533.0004295
[12] 杜修力, 赵密. 基于黏弹性边界的拱坝地震反应分析方法[J]. 水利学报, 2006, 37(9): 1063-1069. doi: 10.3321/j.issn:0559-9350.2006.09.006 DU Xiuli, ZHAO Mi. Analysis method for seismic response of arch dams in time domain based on viscous-spring artificial boundary condition[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2006, 37(9): 1063-1069. (in Chinese) doi: 10.3321/j.issn:0559-9350.2006.09.006
[13] FAN G, ZHANG L M, LI X Y, et al. Dynamic response of rock slopes to oblique incident SV waves[J]. Engineering Geology, 2018, 247: 94-103. doi: 10.1016/j.enggeo.2018.10.022
[14] 何建涛, 马怀发, 张伯艳, 等. 黏弹性人工边界地震动输入方法及实现[J]. 水利学报, 2010, 41(8): 960-969. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SLXB201008014.htm HE Jiantao, MA Huaifa, ZHANG Boyan, et al. Method and realization of seismic motion input of viscous-spring boundary[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2010, 41(8): 960-969. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SLXB201008014.htm
[15] 杜修力, 赵密, 王进廷. 近场波动模拟的人工应力边界条件[J]. 力学学报, 2006, 38(1): 49-56. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-LXXB200601007.htm DU Xiuli, ZHAO Mi, WANG Jinting. A stress artificial boundary in fea for near-field wave problem[J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics, 2006, 38(1): 49-56. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-LXXB200601007.htm
[16] 史雯雨, 杨胜勇, 李增永, 等. 近57年金沙江流域气温变化特征及未来趋势预估[J]. 水土保持研究, 2021, 28(1): 211-217. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-STBY202101030.htm SHI Wenyu, YANG Shengyong, LI Zengyong, et al. Variation characteristics and the future trend estimation of temperature in chinsha river basin over the past 57 years[J]. Research of Soil and Water Conservation, 2021, 28(1): 211-217. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-STBY202101030.htm
[17] 沈珠江, 徐刚. 堆石料的动力变形特性[J]. 水利水运科学研究, 1996(2): 143-150. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SLSY602.006.htm SHEN Zhujiang, XU Gang. Deformation behavior of rock materials under cyclic loading[J]. Journal of Nanjing Hydraulic Research Institute, 1996(2): 143-150. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SLSY602.006.htm
[18] 水工建筑物抗震设计标准: GB51247—2018[S]. 北京: 中国计划出版社. Standard for Seismic Design of Hydraulic Structures: GB51247—2018[S]. Beijing: China Planning Press. (in Chinese)
[19] 沈怀至, 张楚汉, 寇立夯. 基于功能的混凝土重力坝地震破坏评价模型[J]. 清华大学学报, 2007, 47(12): 2114-2118. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-QHXB200712006.htm SHEN Huaizhi, ZHANG Chuhan, KOU Lihang. Performance-based seismic damage assessment model for concrete gravity dams[J]. Journal of Tsinghua University (Science and Technology), 2007, 47(12): 2114-2118. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-QHXB200712006.htm
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期刊类型引用(15)
1. 程虎，李重情，穆朝民. 冻结温度对不同粒径冻土石混合体劈裂特性的影响. 煤矿安全. 2024(01): 160-166 . 
百度学术
2. 张勇敢，鲁洋，刘斯宏，田金博，张思钰，方斌昕. 土工袋抑制膨胀土冻胀性能试验及机制探讨. 岩土力学. 2024(03): 759-768+796 . 百度学术
3. 陈鑫，余文亮. 混合型缓冲回填材料劈裂抗拉强度尺寸效应统计分析. 科学技术与工程. 2024(10): 4229-4238 . 百度学术
4. 吴进财，孙屹，毕朝达，郁舒阳. 基于SPH方法的土体干缩开裂数值模拟研究. 水电能源科学. 2024(11): 87-91 . 百度学术
5. 田金博，张勇敢，鲁洋，马文鑫，刘斯宏，王柳江，刘瑾. 考虑初始饱和度影响的冻结渠坡膨胀土力学特性. 哈尔滨工业大学学报. 2024(11): 123-131 . 百度学术
6. 韦四江，翟黎伟，王猛，高继耀，王生柱，李鑫鹏. 不同速率加锚煤样抗拉力学响应特征试验研究. 采矿与安全工程学报. 2023(03): 458-466 . 百度学术
7. 谢敬礼，彭浩，杨明桃，杨建明，马利科. 缓冲/回填材料砌块抗拉强度试验研究. 世界核地质科学. 2023(02): 288-297 . 百度学术
8. 马冬冬，汪鑫鹏，张文璞，马芹永，周志伟，张蓉蓉. 冲击荷载作用下冻土劈裂拉伸破坏特性试验研究. 岩土工程学报. 2023(07): 1533-1539 . 本站查看
9. 李新宇，凌贤长，曲娜. 考虑温度效应的冻结膨胀土统计损伤模型. 吉林大学学报(工学版). 2023(08): 2339-2349 . 百度学术
10. 刘勤龙，李旭，姚兆明，吴永康，蔡德钩. 冻土强度特性及其主控因素综述. 冰川冻土. 2023(03): 1092-1104 . 百度学术
11. 张思钰，张勇敢，刘斯宏，鲁洋. 膨胀土巴西劈裂强度及其破坏能量演化规律. 哈尔滨工业大学学报. 2023(11): 125-134 . 百度学术
12. 马文鑫，张勇敢，刘斯宏，郑军威，凤良，鲁洋. 干密度和温度对冻结膨胀土单轴压缩特性影响的试验研究. 冰川冻土. 2022(02): 515-523 . 百度学术
13. 张勇敢，刘斯宏，鲁洋，方斌昕，廖洁，张思钰. 袋装膨胀土强度变形特性及其碾压质量控制与检测. 河海大学学报(自然科学版). 2022(05): 118-123 . 百度学术
14. 王海航，周扬，赵晓东，王建州，周国庆. 冻土抗拉强度研究现状与展望. 冰川冻土. 2022(06): 1807-1819 . 百度学术
15. 郝常昊，任富强. 高原露天矿山冻土力学特性实验研究. 辽宁科技大学学报. 2022(06): 443-448 . 百度学术
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