Dynamic response of tiered geogrid-reinforced soil retaining walls under traffic loading
-
摘要: 台阶式加筋土挡墙在山区道路边坡支挡结构中应用广泛,针对总高相同的二级台阶式加筋土挡墙开展1∶3大型缩尺模型试验,首先分析交通循环荷载作用下台阶宽度D对加筋土挡墙顶部基础沉降比的影响,进而选取D=0.4H2（H2为下级挡墙高度）的台阶式加筋土挡墙,研究交通荷载幅值及频率变化时,挡墙位移、土压力、筋材应变和潜在滑动面的动力响应规律。结果表明：加载初期挡墙顶部沉降和面板水平位移增加明显,但随循环次数增加呈收敛趋势；面板最大水平位移出现在上级墙高约0.85H（H为总墙高）处,且分布模式几乎不受幅值及频率变化影响；荷载幅值和频率对上级挡墙筋材应变的影响明显,下级挡墙筋材在上级墙趾下方处应变较大；二级挡墙水平土压力值沿墙高均呈顶部与底部小而中部较大的分布形式；上级挡墙潜在破裂面随荷载幅值增大而下移,由局部破坏逐渐向深层整体破坏演变；填筑过程将使下墙近面板处垂直应力增至约为1.5倍自重。研究结果将为台阶式加筋土挡墙设计与施工提供有益指导。Abstract: The multi-tiered geogrid-reinforced retaining wall (GRSRW) has been widely used in road retaining projects in mountainous areas. A 1∶3 large-scaled model test is carried out to investigate the performance of a two-tiered GRSRW with the same total height. The influences of offset distance D on its foundation settlement ratio is analyzed firstly, and then under the specified offset D=0.4H2 (H2, the height of the lower wall), the effects of variation of amplitude and frequency of the traffic loading on the panel horizontal displacement, earth pressure, reinforcement strains, strain distribution and potential failure surface are studied comprehensively. The test results show that the settlement ratio of loading plate at the top of retaining wall and the horizontal displacement ratio of panels increase significantly at the very beginning with the increase of the number of the traffic loading, and the displacement increment gradually tends to be convergent with the further increase of cycle times. The maximum displacement occurs at the upper wall height of about 0.85H (H is the total wall height), and the distribution mode of the horizontal displacement is not affected obviously by the traffic loading. To increase the amplitude and frequency of the traffic loading can remarkably affect the strains of geogrid layers of the upper wall, and the strains of geogrid, below the toe of upper wall, of the lower wall are relatively greater. The horizontal earth pressure of the upper and lower walls is small at the top and bottom of the retaining wall, but large in the middle. The potential failure surface of the upper wall moves downward with the increase of the loading amplitude, and the failure mode of the upper wall gradually changes from local failure to deep global one. The filling process will increase the vertical stress of the lower wall near the panel to about 1.5 times the self-weight. The conclusion can provide a helpful guidance for the design and construction of tiered GRSRWs.
-
0. 引言
土的渗透特性是土重要的工程性质之一,影响着土木工程的施工。目前无黏性土渗透特性的试验研究,多是采用竖向圆柱体模型槽进行,试验中土体受到的水流的作用方向是由下至上的竖直方向,而对于土体承受水平向渗流时土体渗透特性的研究不多[1],渗流方向对土体渗流变形特性的研究还尚未给予足够重视。对土渗流的研究表明,实际施工中渗流的优势方向往往是水平方向,通常土体水平向的渗透性大于竖向,而抵抗水平向渗透破坏的能力低于抵抗竖向渗透破坏的能力[2-6]。
本文针对粉砂竖向和水平向渗透特性研究存有的不足,利用自主设计的实验装置,对粉砂开展竖向和水平向渗流试验,对比分析了两种不同方向渗流场下粉砂的渗透特性。基于室内模拟试验,建立三维离散元与计算流体力学耦合的细观力学模型,对粉砂在竖向和水平向的渗流情况进行分析和计算。通过数值计算结果,对竖向和水平向渗流作用下的粉砂内部接触力、渗流速度及流场的分布规律进行细观分析,将数值模拟与室内试验的结果进行分析、比较。
1. 不同渗流方向下粉砂渗透变形室内试验模拟
1.1 试验仪器和方法
（1）试验仪器
粉砂的竖向渗透变形试验借助实验室自主设计的圆柱形渗流试验仪进行,该装置示意图如图1所示。粉砂水平向渗流渗透变形特性的研究是在自主设计的水平渗流试验装置中进行的,见图2。模型由进水系统,装样区及排水系统3个主要部分组成。进水系统可以通过对进水水头高度的调节自由选择水头加载高度。
![]()
图 1 圆柱形渗流试验仪示意图Figure 1. Schematic diagram of instrument for cylindrical seepage tests（2）试验方法及步骤
粉砂烘干并分层装样。称样烘干24 g取出装样,每10 cm分为一层进行装样；排气饱和。装样完成,分次提升水箱供水高度对试验土样进行饱和,最后一次使水头抬升至与试样顶端齐平,静置24 h；逐级调整水头进行试验。逐级抬升水头高度,对测压管水头高度读数并记录,同时量测渗流量大小,记录试验进程中的渗流现象,直至该级渗流稳定,转入下一级水头；当试验过程中,流量忽然增大,并出现明显的渗流通道,可以认定为试样发生渗透破坏,不再继续加大水头高度,试验完成。
1.2 粉砂竖向和水平向渗流试验结果分析
对粉砂在竖向渗流下的渗透流速受水力梯度影响下的变化规律进行研究,得到渗流速度随水力梯度变化的关系曲线,如图3所示。对粉砂在水平向渗流作用下的临界水力梯度进行研究,结果如图4所示。
![]()
图 3 竖向渗流下渗流速度随水力梯度变化曲线Figure 3. Relationship between seepage velocity and vertical hydraulic gradient![]()
图 4 水平向渗流下渗流速度随水力梯度变化曲线Figure 4. Relationship between seepage velocity and critical hydraulic gradient由图3得到,在水力梯度
<0.787时,渗流速度随水力梯度呈近似线性的变化,此时土样处于渗流稳定阶段；当水力梯度为1.1时,渗流速度忽然增大,粉砂颗粒流失量也徒增,此时土体发生渗透变形。图4粉砂在水平向渗流下的变化规律显示：水力梯度小于0.45时,粉砂土渗透流速随着水力梯度的增大呈线性增长,水流清澈,粉砂流出较少。当水力梯度增至0.52时,试样整体的流速瞬间增大,粉砂流出量明显增多且呈持续流失状态,此时粉砂土样内部颗粒运移不再规律,试样开始发生渗透破坏。 表1给出粉砂在两种渗流方向下的渗透系数、临界坡降与破坏坡降。粉砂在竖向渗流时的临界水力梯度为0.787,破坏水力梯度为1.10；而水平向渗流中,所能承受的临界水力梯度为0.45。在影响因素诸如种类、级配、密度、孔隙大小等相同的前提下,粉砂竖向渗流的临界水力梯度比水平向高出近44%。由于土体在受到水平向渗流时,平均渗透系数取决于最透水土层的厚度和渗透性；而对于竖向渗流,其平均渗透系数取决于最不透水土层的渗透性。加之,竖向渗流中重力作用与渗流方向一致,会产生对土层的压密作用,使得该渗流方向下的渗透系数小于水平向,而土体能够承受的水头高于水平向的渗流。
表 1 不同渗流方向下粉砂渗透系数、临界坡降和破坏坡降Table 1. Datat of permeability coeffieient of silt, critical slope and failure slope under different seepage directions渗流方向 渗透系数/(10-4 cm·s-1) 临界水力梯度 破坏水力梯度 竖向 6.13 0.787 1.10 水平 6.25 0.450 0.52 2. 不同渗流方向下粉砂渗透变形颗粒流模拟
对于固相颗粒,通过求解运动和动量方程模拟颗粒运动,采用离散元的颗粒流理论进行模拟；对于液相介质,采用均一化流体计算技术模拟其在孔隙中的运动,也就是通过求解平均Navier-Stokes方程模拟孔隙中流体的运动[7-9]。
2.1 数值模型
对粉砂土不同向渗流形态的模拟中,边界条件的界定也略有不同。竖向渗流下,颗粒周边的边界为固壁边界条件,上下为压力边界条件。水平向渗流下,模型的前后和上下边界为固壁边界条件,左右设置为压力边界条件和自由边界条件。生成的土体模型如图5所示。
对于竖向的渗流,按照试验中模型,上覆为自由边界,没有压重。对于水平向的渗流,试样在重力和浮力作用下保持平衡,当作用渗流力后,土中小颗粒将从模型右侧流出,因此在试样右侧设置了相互交叉垂直的线墙,如图6所示。
2.2 数值计算流程
采用PFC3D对流固耦合问题进行计算流程如图7所示。
2.3 数值模拟结果
（1）粉砂土竖向和水平向渗流下渗透变形情况
a）粉砂竖向渗流下的渗透变形情况
图8给出了粉砂在竖向渗流作用下,土样随水力梯度的变化情况。
![]()
图 8 竖向渗流下粉砂土随水力梯度变化情况Figure 8. Variation of silty sand with gradient under vertical seepage水力梯度从0.1,0.2,0.3,...,逐级增加,水力梯度施加至0.7时,粉砂几乎无变化；当水力梯度增至0.8时,土样出现从底部被整体抬升的趋势,发生少量细小颗粒流失的现象；水力梯度继续增至1.0时,土体发生了整体的抬升,土体表面颗粒簇发生整体迁移的现象。模拟结果表明,试样的临界水力梯度在0.8左右。
b）粉砂水平向渗流下的渗透变形情况
粉砂土的水平向渗流中水力梯度也是由0.1,0.2,0.3依次逐级抬升,图9给出了粉砂土在水平向渗流下试样随水力梯度变化的情况。
![]()
图 9 水平向渗流下粉砂土随水力梯度变化情况Figure 9. Variation of silt with gradient under horizontal seepage从图9中可以看出,当水力梯度增至0.3时,试样底部细小颗粒也开始发生迁移,水力梯度继续增大至0.4,此时试样发生颗粒成团的流失,土体发生了渗透变形。水力梯度加载至0.5时,土体颗粒发生了更加显著的整体性渗流破坏。根据模拟结果,得到粉砂土水平向渗流的临界水力梯度在0.4左右。
（2）粉砂土竖向和水平向渗流下配位数变化情况分析
土体的配位数表示了颗粒间的接触数,是表达土颗粒间接触情况的参数之一,总配位数是颗粒与颗粒之间以及颗粒与墙之间的平均接触数,反映出试样的压密程度；力学配位数为颗粒与颗粒之间接触数大于2时的颗粒接触数,反映额土骨架的压密程度。图10,11给出了粉砂土在竖向和水平向渗流作用下,配位数随水力梯度的变化情况。
![]()
图 10 竖向渗流下粉砂配位数随水力梯度变化Figure 10. Variation of coordination number with gradient under vertical seepage![]()
图 11 水平向渗流粉砂配位数随水力梯度变化Figure 11. Variation of coordination number with gradient under horizontal seepage图10,11可以看出,当竖向渗流的水力梯度为0.8,水平向渗流水力梯度为0.4时,土体的两个配位数都发生迅速的下降,说明此时的土体状态发生了较大的变化,即渗透变形发生。图中,总配位数和力学配位数都在随着水力梯度的增大而不断降低,总的配位数较力学配位数下降更快速,幅度也更大。这是由于水力梯度增大,颗粒发生了移动,颗粒的接触数减小,但在水力梯度增加至土体渗透变形前的整个过程中,总配位数下降幅度明显大于力学配位数,说明发生移动的多为小颗粒,小颗粒的运移使土体中接触数减少,随之小颗粒填充至骨架颗粒孔隙间,与大颗粒发生接触,保持了力学配位数的大小。
3. 结论
（1）粉砂在水平向能承受的渗流破坏作用一般低于竖向渗流。
（2）数值模拟结果与模拟试验过程中粉砂的渗流变化过程相符,数值方法所测得的临界水力梯度与试验测得的结果亦较为吻合。
（3）竖向和水平向渗流下,粉砂的总配位数和力学配位数均随着水力梯度的抬升而衰减,当土体发生渗透破坏,土体配位数出现迅速降低。
-
![]()
图 5 台阶式加筋土挡墙监测方案布置图(以D=36 cm为例)
Figure 5. Monitoring plan of instrumented GRSRW (e. g., D=36 cm)
![]()
图 6 循环次数与试验时程和基础沉降比的关系曲线
Figure 6. Relationship among settlement ratio of strip foundation, cycle times and time history
![]()
图 7 D=0.4H2时荷载大小和频率对挡墙水平位移的影响
Figure 7. Effects of magnitude and frequency of cyclic loading on horizontal deformation of GRSRW
![]()
图 8 D=0.4H2时台阶式加筋土挡墙墙背水平土压力
Figure 8. Horizontal earth pressures along height of GRSRW
![]()
图 9 D=0.4H2时台阶式加筋土挡墙垂直土压力
Figure 9. Vertical earth pressures along the bottom of GRSRW
![]()
图 11 D=0.4H2时顶部加载作用下加筋土挡墙潜在破坏模式
Figure 11. Potential failure surfaces of GRSRW under different loading modes for D=0.4H2
![]()
图 12 填筑过程对加筋土挡墙基底垂直土压力影响
Figure 12. Effects of filling of GRSRW on vertical earth pressure
![]()
图 13 基底垂直土压力实测与理论结果对比图
Figure 13. Comparison between measured and theoretical results of vertical earth pressure at bottom of wall
表 1 加筋土挡墙模型试验方案
Table 1 Model test schemes of GRSRW
试验组别 荷载范围P/kPa 频率f/Hz 台阶宽度D/cm 终止条件 1 0~50 1.0 18(0.2H2) 1×104次循环 2 0~50 1.0 36(0.4H2) 1×104次循环 3 0~50 1.0 54(0.6H2) 1×104次循环 4 0~75 1.0 36(0.4H2) 1×104次循环 5 0~50 1.5 36(0.4H2) 1×104次循环 
下载: 导出CSV
-
[1] KOERNER R M. Design with Geosynthetics[M]. 5th ed. Englewood Cliffs: Prentice-Hall Inc, 2010.
[2] YOO C S, SONG A R. Effect of foundation yielding on performance of two-tier geosynthetic-reinforced segmental retaining walls: a numerical investigation[J]. Geosynthetics International, 2006, 13(5): 181-194. doi: 10.1680/gein.2006.13.5.181
[3] 铁路路基支挡结构设计规范：TB 10025—2006[S]. 2006. Code for Design on Retaining Structures of Railway Subgrade: TB 10025—2006[S]. 2006. (in Chinese)
[4] Design and Construction of Mechanically Stabilized Earth Walls and Reinforced Soil Slopes: Volume I FHWA—NHI—10—024[S]. 2009.
[5] NCMA. Design Manual for Segmental Retaining Walls[S]. 1997.
[6] 吴连海, 杨广庆, 张青波, 等. 高速铁路加筋土挡墙动响应规律现场试验[J]. 西南交通大学学报, 2017, 52(3): 546-553. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2017.03.015 WU Lian-hai, YANG Guang-qing, ZHANG Qing-bo, et al, In-situ test on dynamic responses of reinforced soil retaining walls for high-speed railways[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2017, 52(3): 546-553. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2017.03.015
[7] 赵云斐, 杨广庆, 周诗广, 等. 高速铁路土工格栅加筋土挡墙服役期力学行为研究[J]. 铁道学报, 2020, 42(6): 129-138. doi: 10.3969/j.issn.1001-8360.2020.06.017 ZHAO Yun-fei, YANG Guang-qing, ZHOU Shi-guang, et al. Research on mechanical behaviour of high-speed railway geogrid reinforced soil retaining wall[J]. Journal of the China Railway Society, 2020, 42(6): 129-138. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1001-8360.2020.06.017
[8] XIAO C Z, HAN J, ZHANG Z. Experimental study on performance of geosynthetic-reinforced soil model walls on rigid foundations subjected to static footing loading[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2016, 44(1): 81-94. doi: 10.1016/j.geotexmem.2015.06.001
[9] 陈建峰, 张旭, 柳军修. 软土地基刚/柔性组合墙面加筋土挡墙离散连续耦合数值模拟[J]. 同济大学学报(自然科学版), 2019, 47(2): 159-166. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TJDZ201902001.htm CHEN Jian-feng, ZHANG Xu, LIU Jun-xiu. Coupling discontinuous-continuous simulation of reinforced soil walls with flexible/rigid facings on soft foundation[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2019, 47(2): 159-166. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TJDZ201902001.htm
[10] 杨果林, 林宇亮, 李昀. 新型加筋土挡墙动变形特性试验研究[J]. 振动与冲击, 2010, 29(1): 223-248. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZDCJ201001052.htm YANG Guo-lin, LIN Yu-liang, LI Yun, Test study on dynamic deformation behavior of new reinforced earth retaining walls[J]. Journal of Vibration and Shock, 2010, 29(1): 223-248. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZDCJ201001052.htm
[11] 曹新文, 蔡英. 重复加载下路基填土的临界动应力和永久变形初探[J]. 西南交通大学学报, 1996, 2(1): 1-5. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-XNJT601.000.htm CAO Xin-wen, CAI Ying. Study of the critical dynamic stress and permanent strain of the subgrade-soil under the repeated load[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 1996, 2(1): 1-5. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-XNJT601.000.htm
[12] 杨广庆, 蔡英. 多级台阶式加筋土挡土墙试验研究[J]. 岩土工程学报, 2000, 22(2): 254-257. doi: 10.3321/j.issn:1000-4548.2000.02.024 YANG Guan-qing, CAI Ying. Study on the multi-steps reinforced earth retaining wall[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2000, 22(2): 254-257. (in Chinese) doi: 10.3321/j.issn:1000-4548.2000.02.024
[13] 王祥, 徐林荣. 双级土工格栅加筋土挡墙的测试分析[J]. 岩土工程学报, 2003, 25(2): 220-224. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC200302023.htm WANG Xiang, XU Lin-rong. Test and analysis of two-step retaining wall reinforced by geogrid[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2003, 25(2): 220-224. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC200302023.htm
[14] 高速铁路设计规范：TB 10621—2014[S]. 2015. Code for Design of High Speed Railway: TB 10621—2014[S]. 2015. (in Chinese)
[15] 杨广庆. 台阶式加筋土挡墙设计方法的研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2004, 23(4): 695-698. https://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10613-1019951499.htm YANG Guang-qing. Study on design method of tiered reinforced earth retaining wall[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(4): 695-698. (in Chinese) https://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10613-1019951499.htm
[16] WRIGHT S G. Design Guidelines for Multi-Tiered MSE Walls[R]. Texas: Texas Department of Transportation, 2005.
-
期刊类型引用(4)
1. 应宏伟，陈雨，王阳扬，刘冠. 含碎石芯软黏土复合试样大三轴试验研究. 湖南大学学报(自然科学版). 2024(11): 104-114 . 
百度学术
2. 邱俊峰，叶晨峰，陈峰，郑铖杰. 镍铁渣粉水泥固化砂土剪切强度与应力应变关系研究. 湖南文理学院学报(自然科学版). 2023(02): 78-82+95 . 百度学术
3. 殷天军，宁华宇，寇晓强. 深中通道沉管基础水下深层水泥搅拌桩应用全过程探讨. 中国港湾建设. 2022(07): 11-16 . 百度学术
4. 张振，郑文强，叶观宝，陈勇. 循环荷载下水泥土桩复合单元体变形特性及其地基长期沉降计算方法. 中国公路学报. 2022(11): 21-29 . 百度学术
其他类型引用(2)
计量
- 文章访问数: 262
- HTML全文浏览量: 28
- PDF下载量: 153
- 被引次数: 6
