直立式废旧轮胎胎面挡土墙(无加筋/加筋)抗震性能试验对比研究

王丽艳; 吉文炜; 陶云翔; 唐跃; 王炳辉; 刘义; 吴思麟

doi:10.11779/CJGE20211400

直立式废旧轮胎胎面挡土墙(无加筋/加筋)抗震性能试验对比研究 English Version

王丽艳^{1, 2, 3, 4,},
吉文炜^{1, 4},
陶云翔¹,
唐跃¹,
王炳辉^{1, 4},
刘义^{1, 4},
吴思麟^{1, 4}

1.
江苏科技大学土木工程与建筑学院, 江苏镇江 212003
2.
河北省地震灾害防御与风险评估点实验室, 河北廊坊 065201
3.
河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室, 江苏南京 210024
4.
江苏省地质环境灾害防治及修复工程研究中心, 江苏镇江 212003

基金项目:

国家自然科学基金面上项目 52278355

江苏省自然科学基金面上项目 BK20201454

河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室开放基金项目 2020013

镇江市重点研发计划社会发展面上项目 SH2021011

河北省地震灾害防御与风险评估重点实验室开放基金资助项目 FZ223103

详细信息

作者简介:
王丽艳(1980—)，女，博士，教授，主要从事土动力学与地震工程方面的研究工作。E-mail: wly_yzu@163.com

中图分类号: TU43
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出版历程
- 收稿日期: 2021-11-27
- 网络出版日期: 2023-02-23
- 刊出日期: 2023-01-31

Comparative study on seismic performances of vertical waste tire-faced retaining walls (unreinforced/reinforced)

WANG Liyan^{1, 2, 3, 4,},
JI Wenwei^{1, 4},
TAO Yunxiang¹,
TANG Yue¹,
WANG Binghui^{1, 4},
LIU Yi^{1, 4},
WU Silin^{1, 4}

1.
School of Civil Engineering and Architecture, Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang 212003, China
2.
Hebei Key Laboratory of Earthquake Disaster Prevention and Risk Assessment, Langfang 065201, China
3.
Key Laboratory of Ministry of Education for Geomechanics and Embankment Engineering, Hohai University, Nanjing 210024, China
4.
Jiangsu Province Engineering Research Center of Geoenvironmental Disaster Prevention and Remediation, Zhenjiang 212003, China

摘要

摘要: 为了解废旧轮胎胎面挡土墙的抗震性能，促进模块式废旧轮胎胎面挡土墙在高烈度地震区域的推广应用，针对直立式废旧轮胎胎面挡土墙(无加筋/加筋)开展抗震性能试验对比研究。基于相同的测试条件，分别建立了直立式废旧轮胎胎面挡土墙和土工格栅加筋废旧轮胎胎面挡土墙的两种振动台试验模型，考虑近场什邡地震波和远场松潘地震波的作用，研究不同地震强度下的墙体加速度、侧向位移、残余变形、墙后填料加速度、竖向沉降和墙背动土压力的响应特征，并与传统悬臂式刚性挡土墙的动力响应特征进行对比，综合评价以塞土轮胎为墙体面板的废旧轮胎挡土墙的整体抗震性能。得出直立式废旧轮胎胎面挡土墙(无加筋)挡土墙抗震性能较弱，而直立式废旧轮胎胎面挡土墙(加筋)整体抗震性能显著提高。
- 直立式废旧轮胎胎面挡土墙 /
- 土工格栅加筋 /
- 抗震性能 /
- 振动台试验 /
- 悬臂式挡土墙 /
- 地震响应特征
Abstract: In order to understand the seismic performances of waste tire-faced retaining walls and promote their popularization and application in high-intensity earthquake areas, a comparative experimental study on the seismic performance of vertical waste tire faced retaining walls (without/with reinforcement) is carried out. Based on the same test conditions, two shaking table test models for the vertical waste tire-faced retaining wall and the geogrid-reinforced waste tire-faced retaining wall are established respectively. Considering the effects of near-field Shifang seismic wave and far-field Songpan seismic wave, the wall accelerations, lateral displacements, residual deformations, vertical settlements and dynamic earth pressures acting on the back of the walls are studied under different seismic intensities. The response characteristics of two waste tire-faced retaining walls are compared with those of a traditional cantilever rigid retaining wall, and the overall seismic performances of tire-faced retaining walls are comprehensively evaluated. It is concluded that the seismic performances of the vertical waste tire-faced retaining wall (unreinforced) are weak, while the overall seismic performances of the vertical waste tire-faced retaining wall reinforced with geogrids are significantly improved.
- vertical waste tire-faced retaining wall /
- geogrid reinforcement /
- seismic performance /
- shaking table test /
- cantilever retaining wall /
- seismic response characteristic

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0. 引言

随着中国汽车制造行业的迅速发展，汽车生产量逐年增加，同样废旧轮胎的数量也以每年20%的速度飞快增长，如何“变废为宝”有效地处理和利用废旧轮胎成为当今社会热点问题。废旧轮胎具有高抗拉强度、耐磨损、抗老化、韧性高、防震性能优良等优点，具有良好的适应变形的性能和长期稳定性^[1]。从全球来看，废旧轮胎作为土建材料在美国尤为盛行，其次是欧洲、加拿大、日本，中国则正在起步^[2-4]。目前国内外较多学者将废旧轮胎磨成橡胶颗粒掺入岩土中形成物理力学性能优良的复合材料^[5-6]。但是废旧轮胎在研磨成橡胶颗粒的过程中会产生污染气体，而废旧轮胎因整块或分条使用无需研磨将是有效利用废旧轮胎的理想途径之一。

整块或分条的废旧轮胎用于路基工程的研究成果才处于起步阶段，目前主要集中在静稳定方面的研究^[7-11]。而以塞土轮胎作为挡土墙面板的应用研究还很少，其中，Garga等^[8]首次研究废旧轮胎挡墙的工作性能，塞土轮胎间是用聚丙烯绳索连接在一起进行现场测试。而Retterer^[9]给出了废旧轮胎挡墙的各种类型及其设计方法。马源^[10]以Retterer^[9]给出的废旧轮胎胎面重力式挡墙中的“梯形”墙型为研究对象，开展了力学性能的二维数值计算。还有李春强等^[11]通过数值模拟对废旧轮胎复合单元体挡土墙的水平位移、垂直位移进行了计算。但是，目前还未查找到有关于以塞土轮胎作为挡土墙面板的废旧轮胎挡土墙抗震性能方面的试验研究，而作为一种交错叠放的模块式挡土墙结构，研究其抗震性能对于推广应用具有重要意义。

直立式挡土墙占地面积小，节约土地资源。为了了解废旧轮胎胎面挡土墙的抗震性能，本文选取直立式挡土墙为研究对象，在相同的试验条件下分别建立了直立式废旧轮胎胎面挡土墙(无加筋)和土工格栅加筋废旧轮胎胎面挡土墙(加筋)两种振动台试验模型在近场什邡地震波和远场松潘地震波作用下的特征反应规律，并与传统的悬臂式挡土墙体的抗震性能进行比较，综合评价以废旧轮胎作为墙体面板的挡土墙整体抗震性能。

1. 试验方案

1.1 模型相似比设计

根据量纲分析理论中Froude常数( ${F_{\text{r}}}$ )，该常数反映了惯性力与重力的比值相等的要求，即重力相似率，并且 ${F_{\text{r}}}$ 可用土层剪切波速表示：

${F_{\text{r}}} = \frac{{{v^2}}}{{l \cdot g}} = \frac{{v_{\text{s}}^2}}{{l \cdot g}}\text{，}$

(1)

重力相似率要求与原型的 ${F_{\text{r}}}$ 一致，则

${F_{\text{r}}} = \frac{{{v_{\text{s}}}_{\text{p}}^2}}{{{l_{\text{p}}} \cdot g}} = \frac{{{v_{\text{sm}}}^2}}{{{l_{\text{m}}} \cdot g}} 。$

(2)

因此获得以下原型和模型的几何相似关系：

$\frac{{{l_{\text{m}}}}}{{{l_{\text{p}}}}} = \frac{{{v_\text{sm}}^2}}{{v_{{\text{sp}}}^2}} \text{，}$

(3)

简记为

${S_l} = \frac{{{v_{\text{sm}}}^2}}{{{v_{\text{s}}}_{\text{p}}^2}} 。$

(4)

本试验的主要目的是考察直立式废旧轮胎胎面挡土墙(无加筋/加筋)抗震性能(下文简称为轮胎挡土墙)，根据模型结构和模型土不同的特点，选取不同的基本物理量。轮胎和格栅的尺寸和抗拉强度对轮胎性能具有重要的影响，故轮胎和格栅的试验模型以长度、弹性模量、加速度为基本物理量；土的剪切波速是反映土体动力特性的重要指标，因此，模型土以剪切波速、密度、加速度为基本物理量，分别推导出模型结构和模型土两种不同的相似比体系。同时，为了能在一定程度上模拟轮胎加筋墙体结构系统的动力相互作用特性，使多种介质材料的相似比相互匹配，轮胎、格栅和土尽量遵循相同的相似比，并考虑振动台的台面尺寸、性能和承载吨位进行模型设计。

回填土的动力反应时效特性直接影响着墙体胎面的抗震性能，因此，时间相似比采用推导出的模型土时间相似比。由上述给出的理论公式可以得知试验模型的几何相似比主要是由模型场地的剪切波速和原型场地之间的数值关系确定。

本试验模型场地的剪切波速用地震侧胀仪SDMT测得约为116 m/s，实际工程中原型场地剪切波速平均值约为260 m/s，因而根据两者之间关系比例得出本次试验的几何相似比S_l约为1/5，时间相似比S_t约为1/2.2。继而推出几何相似比及其他各变量相似关系，见表 1所示。

表 1 试验模型相似比设计

Table 1. Similarity ratio design of test model

类型	物理量	相似关系	相似比
类型	物理量	相似关系	结构	土
几何特征	长度l	S_l	1/5	1/5
	线位移r	S_r=S_l	1/5	1/5
	惯性矩I	S_I= $S_l^4$	1/625
材料特征	等效密度ρ	S_ρ = S_E / S_lS_a	1	1
	弹性模量E	S_E	1/5
	土的剪切波速v_s	S_v		1/2.2
	土的剪切模量G	S_G		1/2.2
	抗弯强度EI	S_EI=S_E·S_l⁴	1/3125
	重力加速度g	S_g	1	1
	有效上覆土压力σ'	S_σ' = S_l·S_g·S_ρ		1/5
动力特性	力F	S_F = Sρ·S_l³·S_a	1/125	1/125
	输入振动持时t	${S_t} = \sqrt {{S_l}/{S_a}}$	1/2.2	1/2.2
	输入振动加速度a	S_a	1	1
	动力响应应力v	S_σ = S_l·S_a·S_ρ	1/5	1/5
	动力响应位移r	S_r = S_l	1/5	1/5
	动力响应应变ε	S_ε = S_l·S_a·S_ρ / S_E	1	1
	动力响应加速度a	S_a	1	1

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相似体系中，几何特征的相似比是可满足的，轮胎、格栅以及整个墙体的几何尺寸都采用相同的1/5的几何比例。而抗拉强度特性是轮胎和格栅材料的重要特征，轮胎和格栅的试验模型材料的选取是必须要满足相似比关系的。而土的模型材料按完全缩小比例的要求实现相对较难，所以模型中的回填土材料仍采用的是常规的细砂，不满足模型缩小的相似关系，但因采用的实际工程中的原砂，模型试验中可不考虑人工配重的问题；回填土的剪切波速满足了一定的模型缩比关系。

1.2 试验材料

(1) 废旧轮胎

本试验以生活中常用型号为175/65/R14的汽车轮胎为参考，通过拉伸试验测得其在变形为10%时的抗拉强度约为20 MPa。根据几何相似比1/5缩尺材料选用直径为13 cm，厚度为3.8 cm的轮胎模型，测得其在变形量为10%时的抗拉强度约为4 MPa。模型轮胎相关技术指标见图 1和表 2。

图 1 轮胎尺寸对比图

Figure 1. Comparison of tire sizes

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表 2 模型轮胎物理参数

Table 2. Physical parameters of model tire

拉伸强度/MPa	几何缩尺比	抗拉强度相似比	抗拉强度比例	轮胎尺寸/mm
拉伸强度/MPa	几何缩尺比	抗拉强度相似比	抗拉强度比例	外径	内径	厚度
1	1/5	1/25	1.2	130	80	38

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(2) 土工扎带

轮胎模块间的绑扎方式以及轮胎模块与格栅间的连接方式对墙体抗震性能具有很大的影响。这里，轮胎模块间采用土工扎带进行双向绑扎连接，胎面墙体与格栅之间采用土工扎带进行条带式绑扎连接。尼龙扎带的规格为5 mm×350 mm，实际宽度为3.6 mm，如图 2所示。

图 2 土工扎带及绑扎方式

Figure 2. Geotextile tape and binding mode

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(3) 土工格栅

试验所用土工格栅为较低强度的玄武岩纤维双向土工格栅，实物如图 3所示，物理参数列于表 3。根据本试验加筋挡土墙模型设计，土工格栅的裁剪尺寸为0.8 m×0.4 m，0.8 m×0.5 m和0.8 m×0.3 m。根据1/25的抗拉强度相似比关系，可以反映实际模型中80 kN/m左右的实际土工格栅的抗拉强度。

图 3 土工格栅

Figure 3. Physical drawing of geogrid

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表 3 土工格栅参数

Table 3. Physical parameters of geogrid

单丝直径/ (µ·m^-1)	面密度/ (g·cm^-3)	网眼数目		抗拉强度/ (kN·m^-1)		伸长率/ %
单丝直径/ (µ·m^-1)	面密度/ (g·cm^-3)	经向	纬向	经纱	纬纱	伸长率/ %
13	380	1	1	3.29	3.41	3.82

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(4) 回填料

砂土取自当地采砂场地，砂的含水率为2.63%，如图 4所示。通过筛分法测定砂的级配曲线，得出不均匀系数为2.23，曲率系数为0.51，该砂为细砂。砂的粒径参数和级配曲线如表 4和图 4所示。

图 4 细砂实物图与级配曲线

Figure 4. Physical drawing and gradation curve of fine sand

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表 4 细砂粒径参数

Table 4. Particle-size parameters of fine sand

C_c	C_u	d₁₀	d₂₀	d₃₀	d₄₀	d₅₀	d₆₀
2.23	0.51	0.08	0.085	0.09	0.10	0.13	0.20

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为了确保轮胎挡土墙模型的墙后回填料总质量不超过振动台台面的极限承载力10 kN，按照挡土墙墙后加筋区每层回填料相对密实度一致的原理，计算出试验所需回填料总质量。先通过振动锤击法测得砂的最大干密度和最小干密度分别为1.84，1.41 g/cm³，再通过公式计算出墙后细砂处于中等相对密实度55%状态下的堆积密度为1.62 g/cm³，所需砂的总质量为480 kg。回填细砂分别在50，75，100 kPa围压下的动剪切模量衰减曲线和阻尼比曲线如图 5所示。

图 5 填土的动剪切模量衰减曲线和阻尼比曲线

Figure 5. Curves of dynamic shear modulus ratio (G/G_max) and damping ratio of shear strain of backfill

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1.3 试验设备

试验设备采用的是由苏州东菱振动试验仪器有限公司生产的SY70L-2.5型小型液压振动台。台面尺寸为1200 mm×1000 mm，最大加速度为1g，最大承载力为1 kN。

基于前人的研究经验^[12]，本文自行研制的有机玻璃透明层状剪切模型箱如图 5所示，模型箱内壁尺寸为1.0 m×0.8 m×1.0 m(长×宽×高)，通过自由场地振动台试验结果显示该模型箱能够较好地消除边界效应带来的不良影响，较为真实地模拟自由场的边界条件。而挡墙的前下方和挡墙的后方都有回填土，墙前墙后两侧的土体在叠层剪切箱壁位置处产生散射波和反射波较少，因此，采用叠层剪切模型箱研究挡墙的抗震性能还是具有一点优势的，还是可以有效减小模型箱的边界效应对墙体抗震性能的影响，已有一些学者采用了叠层剪切模型箱做了挡土墙的抗震性能试验研究^[13-14]。图 6为本文振动台试验模型全貌。

图 6 层状剪切模型箱

Figure 6. Layered shear model box

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图 7 振动台试验模型全貌

Figure 7. Full view of shaking table test model

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1.4 试验波形与工况

为了研究轮胎挡土墙(无加筋/加筋)的抗震性，本次试验波形选用国内代表性的两种波形：2008年汶川地震中的近场什邡地震波(SF)和远场松潘地震波(SP)，如图 8所示。

图 8 试验用波时程曲线

Figure 8. Time-history curves of test waves

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为了比较轮胎挡土墙在不同地震强度下的抗震能力，试验选用了0.1g，0.3g和0.5g三种不同加载强度，每种加载强度下地震波的持续时间为70 s，同时为了确保试验时挡土墙后砂土的密实均匀，试验前输入加速度为0.05g的白噪声，具体试验布置如表 5所示。

表 5 试验工况

Table 5. Test conditions

工况	输入波类型	工况代号	输入波持时/s	输入波峰值加速度/g
1	白噪声	B1	30	0.05
2	什邡八角波	SF-1	70	0.10
3	松潘波	SP-1	70	0.10
4	白噪声	B2	30	0.05
5	什邡八角波	SF-3	70	0.30
6	松潘波	SP-3	70	0.30
7	白噪声	B4	30	0.05
8	什邡八角波	SF-4	70	0.50
9	松潘波	SP-4	70	0.50

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1.5 试验模型

轮胎挡土墙(加筋/无加筋)试验模型主要由按比例缩尺后的轮胎、土工扎带、回填料、土工格栅(加筋)以及混凝土基础组成。考虑模块轮胎挡土墙的抗震稳定性能，这里轮胎之间选取双向绑扎的方式连接。另外，为了对比研究，前期还在相同的试验条件下开展了传统的悬臂式挡土墙^[15]的抗震性能研究。

悬臂式挡土墙因结构简单、施工方便而广泛应用，悬臂式挡土墙墙身高度一般在6~9 m。考虑方便与格栅加筋挡土墙试验模型抗震性能比较、振动台面承载力限制和1∶9的几何相似比等方面，确定悬臂式挡土墙模型尺寸为墙高70 cm，墙宽795 cm，墙厚40 cm并设有抗滑齿，如图 9(a)所示。

为满足缩尺试验的相似比要求，悬臂式挡土墙试验模型材料采用微粒混凝土，根据C30的原型混凝土强度和1∶9的抗压强度相似关系，将水、水泥、石灰和细砂按照0.5∶1∶0.25∶2的比例混合形成3.3 MPa的微粒混凝土；根据最小配筋率和相似比要求设计钢筋，钢筋采用镀锌钢丝模拟，配筋构造如图 9(b)所示。

图 9 悬臂式挡土墙试验模型

Figure 9. Model sizes of cantilever retaining wall

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为了节省工程用地资源，这里研究的轮胎挡土墙试验模型均为直立式墙体。胎面挡墙的基础根据C20的原型混凝土强度和1∶4的抗压强度相似关系，采用0.5∶1∶0.58∶5的水、水泥、石灰和细砂比例混合，形成7.5 MPa的微粒混凝土，按构造配置镀锌钢丝。通过前期的数值计算以及试验制作过程中积累的经验，设计出较稳定的试验模型，试验模型如图 10所示，整个模型的相似比指标体系基本能够达到模型试验所要达到的模拟效果。一些模型制作细节如图 11所示。

图 10 挡土墙试验模型

Figure 10. Models for waste tire-faced retaining walls

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图 11 试验模型细节

Figure 11. Some specific steps in tests

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2. 试验结果及分析

2.1 墙体加速度响应特征

试验测试了轮胎挡土墙(加筋/无加筋)墙顶、墙中以及墙底(分别对应A2-1，A2-2，A2-3)在不同地震强度下的近远场地震波下的加速度反应特征。图 12给出了当地震波强度加载到0.3g时，轮胎挡土墙(无加筋)墙体加速度时程曲线(0.5g时，轮胎挡土墙(无加筋)已破坏)。图 13给出了当地震波强度加载到0.5g时，轮胎挡土墙(加筋)墙体加速度时程曲线。将挡土墙墙体峰值加速度比上台面峰值加速度，得到挡土墙PGA(peak ground acceleration，场地峰值加速度)放大系数沿墙高分布如图 14所示。

图 12 轮胎挡土墙(无加筋)墙体加速度时程曲线

Figure 12. Time-history curve of tire-faced retaining wall (unreinforced)

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图 13 轮胎挡土墙(加筋)墙体加速度时程曲线

Figure 13. Time-history curves of tire-faced retaining wall (reinforced)

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图 14 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)和悬臂式挡土墙墙体PGA放大系数对比(0.3g)

Figure 14. Comparison of PGA amplification coefficients between tire-faced (reinforced or unreinforced) and cantilever retaining walls

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从图 14中可以看出，在不同的地震波作用下，相对于刚性悬臂式挡土墙，轮胎挡土墙(无加筋)各处的加速度放大系数都稍大于悬臂式挡土墙，这表明虽然轮胎抗震吸震性能强，但模块式废轮胎挡土墙地震环境下刚性仍还不够；而轮胎挡土墙(加筋)PGA放大系数则在墙体的中上部远小于轮胎挡土墙(无加筋)和传统刚性悬臂挡土墙。以SP波为例，与无加筋和刚性悬臂挡土墙相比，加筋后的轮胎挡土墙的墙顶加速度系数显著降低，分别降低了25%和16.9%，表明加筋轮胎挡土墙在振动过程中，除了墙后填料对墙体的惯性冲击力被轮胎部分吸收并压缩回弹外，土工格栅与填料之间以及土工格栅与轮胎模块之间的咬合作用在一定程度上提高了轮胎挡土墙的整体抗震性能。

2.2 回填料加速度响应特征

图 15为地震波加载到0.3g时，轮胎挡土墙(无加筋)回填料的加速度时程曲线。图 16为地震波加载到0.5g时，轮胎挡土墙(加筋)回填料的加速度时程曲线。

图 15 轮胎挡土墙(无加筋)回填料的加速度时程曲线(0.3g)

Figure 15. Time-history curves of backfill of waste tire-faced retaining wall (unreinforced, 0.3g)

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图 16 轮胎挡土墙(加筋)回填料的加速度时程曲线(0.5g)

Figure 16. Time-history curves of backfill of waste tire-faced retaining wall (reinforced, 0.5g)

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图 17为加载强度0.3g时，轮胎挡土墙(加筋/无加筋)墙后回填料与墙体PGA放大系数对比图(0.5g时，轮胎挡土墙(无加筋)已破坏)。从图 17中可以看出，在相同地震强度下，无论是SP波还是SF波，轮胎挡土墙(加筋/无加筋)随着墙高的增加，墙体和回填料PGA放大系数不断增加，整体呈线性增大趋势，墙体PGA放大系数均大于回填料的PGA放大系数。但轮胎挡土墙(无加筋)随着墙体高度的增加，墙体与回填料之间的PGA放大系数的差距愈发突出，这是因为相比于墙体加速度，在振动的过程中，回填料的沉降使得上部砂土自重减少，中、下部回填料更加密实，上部砂土晃动的幅度远远大于中、下部回填料。而轮胎挡土墙(加筋)墙体和填料大致呈同步上升趋势，是因为由于土工格栅与填料之间的咬合作用，大大增强了回填料的稳定性。在相同地震强度作用下，加载SP波时墙体PGA放大系数大于加载SF波时各处PGA放大系数，这表明远场SP波对于回填料加速度的影响大于近场SF波。

图 17 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)和墙后回填料PGA放大系数对比(0.3g)

Figure 17. Comparison of PGA amplification coefficients between tire-faced retaining walls (reinforced or unreinforced) and backfill

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2.3 墙体侧向位移响应特征

图 18，19分别为轮胎挡土墙(加筋/无加筋)及悬臂式挡土墙墙顶部位(D1-1)分别在0.1g，0.3g加载强度下的SP波和SF波侧向位移时程曲线图。

图 18 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)以及悬臂式挡土墙墙顶部位侧向位移时程曲线图(0.1g)

Figure 18. Time histories of lateral displacements at wall top of tire-faced (reinforced or unreinforced) and cantilever retaining walls (0.1g)

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图 19 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)与悬臂式挡土墙墙顶部位侧向位移时程曲线图(0.3g)

Figure 19. Time histories of lateral displacements at wall top of tire-faced (reinforced or unreinforced) and cantilever retaining walls (0.3g)

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由图 20可知当SP波和SF波强度为0.1g时，轮胎挡土墙(无加筋)墙体侧向最大变形分别为3.43，2.94 mm，相比于墙体高度分别为0.49%，0.42%，残余形变分别为2.36，1.85 mm，此时不管是墙体侧向最大位移还是残余形变，两者之间的差值都较小，最大差值仅为0.51 mm；随着加载强度的不断增大，挡土墙墙体侧向变形逐渐增大，当加载强度达到0.3g时，此时墙体的侧向变形最大值分别17.16，3.38 mm，相比于墙体高度分别达到了2.46%，1.89%，残余形变分别为6.05，4.19 mm。

图 20 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)以及悬臂式挡土墙墙体侧向峰值位移图

Figure 20. Peak lateral displacements of tire-faced (reinforced or unreinforced) and cantilever retaining walls

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根据笔者前期通过大量数值计算直立式轮胎挡土墙的抗震性能提出的抗震设计经验标准(表 6)^[16]得知，此时轮胎挡土墙(无加筋)墙体并不完全能承受0.3g强度的冲击。当加载强度为0.1g时，轮胎挡土墙(加筋)墙体侧向变形最大值分别为2.98，2.54 mm，残余形变为1.67，0.8 mm，对比轮胎挡土墙(无加筋)，无论是SP波还是SF波，两种挡土墙的侧向变形最大值和残余形变差距极小，几乎可以忽略不计。当加载强度达到0.3g时，两者之间的差距逐渐体现出来，此时轮胎挡土墙(加筋)侧向变形最大值分别达到了14.08，11.23 mm，相对于墙体高度分别达到了2.01%和1.62%，残余形变分别为4.75，2.67 mm，参照轮胎挡土墙墙体的抗震设计标准可以看出此时墙体(加筋)能够完全承受0.3g强度的冲击。

表 6 轮胎挡土墙抗震设计三级设防标准

Table 6. Three-level fortification standards for seismic design of tire-faced retaining wall

变形指标	抗震要求
0.7%H以内	地震后墙体不发生破坏，能维持正常的功能
2.45%H以内	地震后墙体发生轻微的破坏，经维修后能在短时间内维持正常的功能
4.2%H以内	地震后墙体发生较大的破坏，但不会整体倒塌

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当SP波和SF波加载强度为0.1g时，悬臂式挡土墙墙体在试验振动过程中的侧向位移最大值分别为2.92，2.65 mm，残余形变分别为1.26，0.86 mm。此时与轮胎挡土墙(无加筋)相比，两者侧向最大位移和残余形变差值最大仅为0.51，0.9 mm，后者比前者减少了14.8%和38.1%；与废旧轮胎挡土墙(加筋)相比，两者侧向最大位移和残余形变差值最大仅为0.06 mm和0.11 mm，差距可以忽略不计。当SP波和SF波加载强度达到0.3g时，此时悬臂式挡土墙墙体侧向位移最大值分别达到了12.67，10.69 mm，残余形变也达到了3.42，2.11 mm，与轮胎挡土墙(无加筋)相比，悬臂式挡土墙墙体侧向位移和残余形变最大差值达到了4.19，2.63 mm，后者比前者减少了24.4%和43.4%；与轮胎挡土墙(加筋)相比，悬臂式挡土墙墙体侧向位移和残余形变最大差值仅为1.41，0.56 mm，比前者减少了10.1%和11.8%。

对比悬臂式挡土墙和轮胎挡土墙(加筋/无加筋)墙体侧向最大位移和残余形变可以看出，在相同加载强度作用下，悬臂式挡土墙墙体抗倾覆的能力要优于轮胎挡土墙(加筋/无加筋)，且三者之间的差距随着加载强度的增大不断扩大，但轮胎挡土墙(加筋)的抗倾覆性能和悬臂式挡土墙差距不是很大。同时，加载SP波时，各墙体侧向位移和残余形变都略大于SF波，这也进一步说明SP波对墙体抗倾覆能力的影响要大于SF波。

2.4 回填料竖向沉降响应特征

图 21为轮胎挡土墙(加筋/无加筋)与悬臂式挡土墙在不同SP、SF波强度下的回填料沉降时程曲线对比(测点H1-1)。从图 21中可以看出，当SP波强度加载到0.1g时，悬臂式挡土墙墙后砂土的沉降量为2.5 mm，轮胎挡土墙(无加筋)回填料的沉降量约为悬臂式挡土墙的一半，仅为1.3 mm，而轮胎挡土墙(加筋)回填料的沉降量2.1 mm；当SP波强度加载到0.3g时，悬臂式挡土墙和轮胎挡土墙(加筋/无加筋)回填料的沉降明显增加，分别达到了20.7，13.4，16.4 mm，轮胎挡土墙(加筋/无加筋)分别减少了35.2%和20.7%。对比图 21中数据不难看出，不管是SP波还是SF波，在相同波形强度下，轮胎挡土墙(加筋)墙后砂土的沉降量最小，轮胎挡土墙(无加筋)其次，悬臂式挡土墙墙后沉降最大。三者之间的差距随着加载强度的增大也在不断增大。造成上述现象的原因是当加载强度较小时，振动台台面的晃动幅度较小，轮胎两侧凹凸的胎纹与土体的咬合作用不明显，导致轮胎挡土墙(加筋/无加筋)和悬臂式挡土墙墙后回填料的沉降量差距较小；当加载强度较大时，轮胎两侧凹凸的胎纹与土体的咬合作用大大增强，限制了墙后土体的纵向运动，进而造成了轮胎挡土墙(加筋/无加筋)和悬臂式挡土墙在墙后沉降方面的较大差距。而轮胎挡土墙(加筋)的土工格栅与土体之间的作用和格栅对土体颗粒位移的约束力，也大大降低了轮胎挡土墙(加筋)墙后回填料的沉降，从而导致墙后土体的整体稳定性进一步提高。而0.1g SP波加载强度下，废旧轮胎挡土墙(无加筋)墙后沉降小于轮胎挡土墙(加筋)的原因是因为格栅对土体的约束大于加载强度的作用。同样地，SF波造成的砂土沉降量明显小于SP波，这说明SP波对墙后土体沉降的影响大于SF波。

图 21 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)与悬臂式挡土墙回填料沉降时程曲线对比

Figure 21. Comparison of time history curves of vertical settlement backfill between tire-faced (reinforced or unreinforced) and cantilever retaining walls

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2.5 墙背动土压力响应特征

图 22为轮胎挡土墙(加筋/无加筋)和悬臂式挡土墙墙后动土压力峰值对比图。当SP波加载到0.3g时，传感器P1-1~P1-5稳定状态下的动土压力峰值分别为2.13，3.24，4.47，3.68，1.95 kPa。

图 22 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)与悬臂式挡土墙墙后动土压力峰值对比

Figure 22. Comparison of peak dynamic earth pressures behind wall between tire-faced (reinforced or unreinforced) and cantilever retaining walls

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动土压力峰值沿墙高呈现出“两头小中间大”的变化趋势。试验时由于墙后上部回填料的竖向沉降现象最为明显，使得上部回填料的自重减少，从而对土压力传感器施加的动土压力小于中、下部回填料。相比于墙后中部回填料，下部回填料的自重更大且与土压力传感器接触也更为紧密，从而导致挡土墙在进行横向振动的过程中墙后下部回填料的振动幅度小于中部填料，因惯性作用对土压力传感器施加的动土压力也就小于中部填料。综合考虑，受惯性作用和振动幅度等因素的影响，墙后中部回填料受到的动土压力大于上、下部回填料。另一方面原因是为了提高其抗震性能，轮胎模块间以及轮胎层之间采取了一种用土工扎带进行双向绑扎的连接方式，且绑扎紧固，轮胎间基本没有一点空余间隙，这样稳固牢靠的绑扎方式使得轮胎墙体的整体性和刚性比较强，导致轮胎挡土墙振动后的破坏呈现的是轮胎墙面整体倾倒的刚性变形模式，从而峰值动土压力沿墙高呈两头小中间大凸型的分布模式。这进一步说明了轮胎模块间的绑扎方式以及轮胎模块与格栅间的连接方式对墙体抗震性能具有很大的影响，后续需进一步持续研究连接方式对轮胎墙体(加筋/无加筋)抗震性能的影响。

无论是SP波还是SF波，轮胎挡土墙(加筋/无加筋)墙后动土压力峰值均小于悬臂式挡土墙且随着加载强度的增大两者之间的差距也越来越大，造成上述现象的原因是当加载强度较小时，墙后回填料对墙面的惯性冲击力也相对较小，从而导致轮胎挡土墙(加筋/无加筋)与悬臂式挡土墙之间的差距微乎其微；当加载强度较大时，墙后回填料与轮胎胎面的摩擦急剧增大，墙后砂土对墙面的惯性冲击力被延展性极好的废旧轮胎部分吸收并压缩回弹，从而导致土体受到的反作用力小于自身的惯性力，进而导致轮胎挡土墙(加筋/无加筋)墙后动土压力峰值远远小于悬臂式挡土墙。而轮胎挡土墙(加筋)由于格栅的存在，约束了土体颗粒的移动和墙体的侧向位移，从而作用在加筋轮胎挡土墙上的动土压力又大于无加筋轮胎挡土墙上的动土压力。

3. 结论

(1) 直立式轮胎挡土墙(无加筋)加速度响应稍大于悬臂式刚性挡土墙，而与轮胎挡土墙(无加筋)及传统刚性悬臂挡土墙相比，加筋后的轮胎挡土墙墙体中上部加速度响应减弱，放大系数显著降低。

(2) 直立式轮胎挡土墙(无加筋)抗侧向变形能力和整体稳定性弱于悬臂式挡土墙，但土工格栅加筋很大程度上解决了这个缺陷，轮胎挡土墙(无加筋)墙体的侧向位移和残余形变明显大于悬臂式挡土墙，而轮胎挡土墙(加筋)墙体的侧向位移与悬臂式挡土墙相差甚小。

(3) 轮胎能够有效吸收墙后填料的惯性冲击力并压缩回弹，凹凸不平的胎纹大大减弱了回填料的竖向运动趋势，轮胎挡土墙(加筋/无加筋)墙后回填料的动土压力和竖向沉降量明显小于悬臂式挡土墙，因格栅的加筋作用，轮胎加筋挡土墙背动土压力大于无加筋的轮胎墙体。

(4) 因模块式墙面、直立式墙背以及自重小的特点，轮胎作为套箍的墙身面板刚度较小，使得模块式轮胎挡土墙(无加筋)抗震性能较弱，但由于土工格栅的存在，轮胎挡土墙(加筋)整体抗震性能显著提高。

(5) 直立式轮胎挡土墙(无加筋)具有一定局限性，但直立式轮胎挡土墙(加筋)具有较强的可行性，能完全适应0.3g的地震强度区域；后续将其改成略带倾斜式的或更改轮胎间或格栅连接轮胎面板的方式进行持续研究，促进其适用于任何高烈度地震区域的推广应用。

图 1 轮胎尺寸对比图

Figure 1. Comparison of tire sizes

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图 2 土工扎带及绑扎方式

Figure 2. Geotextile tape and binding mode

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图 3 土工格栅

Figure 3. Physical drawing of geogrid

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图 4 细砂实物图与级配曲线

Figure 4. Physical drawing and gradation curve of fine sand

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图 5 填土的动剪切模量衰减曲线和阻尼比曲线

Figure 5. Curves of dynamic shear modulus ratio (G/G_max) and damping ratio of shear strain of backfill

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图 6 层状剪切模型箱

Figure 6. Layered shear model box

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图 7 振动台试验模型全貌

Figure 7. Full view of shaking table test model

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图 8 试验用波时程曲线

Figure 8. Time-history curves of test waves

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图 9 悬臂式挡土墙试验模型

Figure 9. Model sizes of cantilever retaining wall

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图 10 挡土墙试验模型

Figure 10. Models for waste tire-faced retaining walls

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图 11 试验模型细节

Figure 11. Some specific steps in tests

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图 12 轮胎挡土墙(无加筋)墙体加速度时程曲线

Figure 12. Time-history curve of tire-faced retaining wall (unreinforced)

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图 13 轮胎挡土墙(加筋)墙体加速度时程曲线

Figure 13. Time-history curves of tire-faced retaining wall (reinforced)

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图 14 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)和悬臂式挡土墙墙体PGA放大系数对比(0.3g)

Figure 14. Comparison of PGA amplification coefficients between tire-faced (reinforced or unreinforced) and cantilever retaining walls

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图 15 轮胎挡土墙(无加筋)回填料的加速度时程曲线(0.3g)

Figure 15. Time-history curves of backfill of waste tire-faced retaining wall (unreinforced, 0.3g)

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图 16 轮胎挡土墙(加筋)回填料的加速度时程曲线(0.5g)

Figure 16. Time-history curves of backfill of waste tire-faced retaining wall (reinforced, 0.5g)

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图 17 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)和墙后回填料PGA放大系数对比(0.3g)

Figure 17. Comparison of PGA amplification coefficients between tire-faced retaining walls (reinforced or unreinforced) and backfill

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图 18 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)以及悬臂式挡土墙墙顶部位侧向位移时程曲线图(0.1g)

Figure 18. Time histories of lateral displacements at wall top of tire-faced (reinforced or unreinforced) and cantilever retaining walls (0.1g)

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图 19 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)与悬臂式挡土墙墙顶部位侧向位移时程曲线图(0.3g)

Figure 19. Time histories of lateral displacements at wall top of tire-faced (reinforced or unreinforced) and cantilever retaining walls (0.3g)

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图 20 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)以及悬臂式挡土墙墙体侧向峰值位移图

Figure 20. Peak lateral displacements of tire-faced (reinforced or unreinforced) and cantilever retaining walls

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图 21 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)与悬臂式挡土墙回填料沉降时程曲线对比

Figure 21. Comparison of time history curves of vertical settlement backfill between tire-faced (reinforced or unreinforced) and cantilever retaining walls

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图 22 轮胎挡土墙(加筋/无加筋)与悬臂式挡土墙墙后动土压力峰值对比

Figure 22. Comparison of peak dynamic earth pressures behind wall between tire-faced (reinforced or unreinforced) and cantilever retaining walls

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表 1 试验模型相似比设计

Table 1 Similarity ratio design of test model

类型	物理量	相似关系	相似比
类型	物理量	相似关系	结构	土
几何特征	长度l	S_l	1/5	1/5
	线位移r	S_r=S_l	1/5	1/5
	惯性矩I	S_I= $S_l^4$	1/625
材料特征	等效密度ρ	S_ρ = S_E / S_lS_a	1	1
	弹性模量E	S_E	1/5
	土的剪切波速v_s	S_v		1/2.2
	土的剪切模量G	S_G		1/2.2
	抗弯强度EI	S_EI=S_E·S_l⁴	1/3125
	重力加速度g	S_g	1	1
	有效上覆土压力σ'	S_σ' = S_l·S_g·S_ρ		1/5
动力特性	力F	S_F = Sρ·S_l³·S_a	1/125	1/125
	输入振动持时t	${S_t} = \sqrt {{S_l}/{S_a}}$	1/2.2	1/2.2
	输入振动加速度a	S_a	1	1
	动力响应应力v	S_σ = S_l·S_a·S_ρ	1/5	1/5
	动力响应位移r	S_r = S_l	1/5	1/5
	动力响应应变ε	S_ε = S_l·S_a·S_ρ / S_E	1	1
	动力响应加速度a	S_a	1	1

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表 2 模型轮胎物理参数

Table 2 Physical parameters of model tire

拉伸强度/MPa	几何缩尺比	抗拉强度相似比	抗拉强度比例	轮胎尺寸/mm
拉伸强度/MPa	几何缩尺比	抗拉强度相似比	抗拉强度比例	外径	内径	厚度
1	1/5	1/25	1.2	130	80	38

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表 3 土工格栅参数

Table 3 Physical parameters of geogrid

单丝直径/ (µ·m^-1)	面密度/ (g·cm^-3)	网眼数目		抗拉强度/ (kN·m^-1)		伸长率/ %
单丝直径/ (µ·m^-1)	面密度/ (g·cm^-3)	经向	纬向	经纱	纬纱	伸长率/ %
13	380	1	1	3.29	3.41	3.82

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表 4 细砂粒径参数

Table 4 Particle-size parameters of fine sand

C_c	C_u	d₁₀	d₂₀	d₃₀	d₄₀	d₅₀	d₆₀
2.23	0.51	0.08	0.085	0.09	0.10	0.13	0.20

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表 5 试验工况

Table 5 Test conditions

工况	输入波类型	工况代号	输入波持时/s	输入波峰值加速度/g
1	白噪声	B1	30	0.05
2	什邡八角波	SF-1	70	0.10
3	松潘波	SP-1	70	0.10
4	白噪声	B2	30	0.05
5	什邡八角波	SF-3	70	0.30
6	松潘波	SP-3	70	0.30
7	白噪声	B4	30	0.05
8	什邡八角波	SF-4	70	0.50
9	松潘波	SP-4	70	0.50

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表 6 轮胎挡土墙抗震设计三级设防标准

Table 6 Three-level fortification standards for seismic design of tire-faced retaining wall

变形指标	抗震要求
0.7%H以内	地震后墙体不发生破坏，能维持正常的功能
2.45%H以内	地震后墙体发生轻微的破坏，经维修后能在短时间内维持正常的功能
4.2%H以内	地震后墙体发生较大的破坏，但不会整体倒塌

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参考文献(16)

[1]	SAYÃO A, GERSCOVICH D, MEDEIROS L, et al. Scrap tire—an attractive material for gravity retaining walls and soil reinforcement[J]. The Journal of Solid Waste Technology and Management, 2009, 35(3): 135-155. doi: 10.5276/JSWTM.2009.135
[2]	曾玉珍, 廖正环. 废旧轮胎在国外道路工程中的应用[J]. 国外公路, 2000, 20(1): 39-41. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GWGL200001009.htm ZENG Yuzhen, LIAO Zhenghuan. Application of waste tires in road engineering abroad[J]. Journal of Foreign Highway, 2000, 20(1): 39-41. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GWGL200001009.htm
[3]	HUANG Y, BIRD R N, HEIDRICH O. A review of the use of recycled solid waste materials in asphalt pavements[J]. Resources, Conservation and Recycling, 2007, 52(1): 58-73. doi: 10.1016/j.resconrec.2007.02.002
[4]	TSAI W T. Analysis of the sustainability of reusing industrial wastes as energy source in the industrial sector of Taiwan[J]. Journal of Cleaner Production, 2010, 18(14): 1440-1445. doi: 10.1016/j.jclepro.2010.05.004
[5]	KARDOS A J, DURHAM S A. Strength, durability, and environmental properties of concrete utilizing recycled tire particles for pavement applications[J]. Construction and Building Materials, 2015, 98: 832-845. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2015.08.065
[6]	ABBASPOUR M, AFLAKI E, MOGHADAS NEJAD F. Reuse of waste tire textile fibers as soil reinforcement[J]. Journal of Cleaner Production, 2019, 207: 1059-1071. doi: 10.1016/j.jclepro.2018.09.253
[7]	李丽华, 崔飞龙, 肖衡林, 等. 轮胎与格室加筋路堤性能及承载力研究[J]. 岩土工程学报, 2017, 39(1): 81-88. doi: 10.11779/CJGE201701006 LI Lihua, CUI Feilong, XIAO Henglin, et al. Performance and bearing capacity of embankments reinforced with waste tires and geocells[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2017, 39(1): 81-88. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE201701006
[8]	GARGA V K, O'SHAUGHNESSY V. Tire-reinforced earthfill: Part 1 construction of a test fill, performance, and retaining wall design[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2000, 37(1): 75-96. doi: 10.1139/t99-084
[9]	RETTERER T A. Gravity and Mechanically Stabilized Earth Wall Using Whole Scrap Tires[D]. Lubbock: Texas Tech University, 2000.
[10]	马源. 废旧轮胎—土复合体力学性能及工程应用研究[D]. 济南: 山东大学, 2018. MA Yuan. Study on Mechanical Properties and Engineering Application of Scrap Tyre-Soil[D]. Jinan: Shandong University, 2018. (in Chinese)
[11]	李春强, 付海洋. 废旧轮胎加筋土在支挡结构中位移影响因素分析研究[J]. 公路, 2019, 64(7): 16-20. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GLGL201907003.htm LI Chunqiang, FU Haiyang. Analysis on displacement influence factors of reinforced earth in retaining structure[J]. Highway, 2019, 64(7): 16-20. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GLGL201907003.htm
[12]	陈国兴, 王志华, 左熹, 等. 振动台试验叠层剪切型土箱的研制[J]. 岩土工程学报, 2010, 32(1): 89-97. http://cge.nhri.cn/cn/article/id/11904 CHEN Guoxing, WANG Zhihua, ZUO Xi, et al. Development of laminar shear soil container for shaking table tests[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2010, 32(1): 89-97. (in Chinese) http://cge.nhri.cn/cn/article/id/11904
[13]	MURALI KRISHNA A, MADHAVI LATHA G. Seismic response of wrap-faced reinforced soil-retaining wall models using shaking table tests[J]. Geosynthetics International, 2007, 14(6): 355-364. doi: 10.1680/gein.2007.14.6.355
[14]	刘思宏, 贾凡, 陈笑林, 等. 土工袋挡墙振动台模型试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2018, 37(增刊2): 4338-4347. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2018S2056.htm LIU Sihong, JIA Fan, CHEN Xiaolin. Shaking table model test on a retaining wall of soilbags[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2018, 37(S2): 4338-4347. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2018S2056.htm
[15]	李劲松. 考虑回填料影响的悬臂式挡土墙抗震性能试验研究[D]. 镇江: 江苏科技大学, 2020. LI Jinsong. Experimental Study on Seismic Performance of Cantilever Retaining Wall Considering the Influence of Backfill[D]. Zhenjiang: Jiangsu University of Science and Technology, 2020. (in Chinese)
[16]	巩文雪. 废旧轮胎+土工格栅加筋土挡墙的工作性能数值模拟与理论方法研究[D]. 镇江: 江苏科技大学, 2020. GONG Wenxue. Numerical Simulation and Theoretical Method Research on Working Performance of Waste Tires+Geogrid Reinforced Earth Retaining Wall[D]. Zhenjiang: Jiangsu University of Science and Technology, 2020. (in Chinese)

施引文献(11)

期刊类型引用(2)

1.	陈汝先. 废旧轮胎加筋路基现场试验研究. 山西交通科技. 2024(04): 5-8 . 百度学术
2.	方薇，唐深琛，张万东兴，王亮亮. 基于楔体滑动的结合式加筋重力墙主动土压力. 土木工程学报. 2024(11): 106-116 . 百度学术