延安新区高填方工程的变形与水分迁移耦合分析

郭剑峰; 陈正汉; 郭楠

doi:10.11779/CJGE2021S1026

延安新区高填方工程的变形与水分迁移耦合分析 English Version

郭剑峰^{1, 2,},
陈正汉¹,
郭楠³

1.
陆军勤务学院,重庆　401311
2.
重庆工程学院,重庆　400056
3.
兰州理工大学土木工程学院,甘肃　兰州　730050

基金项目:

国家自然科学基金项目 11672330

详细信息

作者简介:
郭剑峰（1970— ）,男,硕士,副教授,主要从事岩土力学与数值模拟等方面的教学和科研工作。E-mail：gjf_sohu@sohu.com

中图分类号: TU433
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出版历程
- 收稿日期: 2020-12-14
- 网络出版日期: 2022-12-05
- 刊出日期: 2021-06-30

Application of incremental nonlinear consolidation theory for unsaturated soil in high fill projects

1.
Army Logistics University, Chongqing 401311, China
2.
Chongqing Institute of of Engineering, Chongqing 400056, China
3.
School of Civil Engineering, Lanzhou University of Technology, Lanzhou 730050, China

摘要

摘要: 以非饱和土增量非线性固结理论为基础,考虑干密度在固结过程中的变化,对延安新区高填方工程进行了土体变形和土体内水分迁移的耦合分析,预测了填筑体的工后沉降、降雨入渗等对填筑体沉降与水分分布的影响。分析表明：与传统的双线法比较,非饱和土增量非线性固结理论不仅能较好地模拟施工、降雨等过程,而且能同时考虑土体变形和土体内水分迁移,尤其是能较好地考虑两者间的耦合效应,计算结果更为合理。
- 非饱和土 /
- 固结理论 /
- 增量非线性 /
- 重塑黄土 /
- 高填方
Abstract: Based on the incremental nonlinear consolidation theory for unsaturated soil and the relative dry density as the internal variable, the bidirectional coupling analysis of soil deformation and water transfer of a high fill project in Yan′an New District of northern Shaanxi is carried out.The influences of the post-construction settlement of the fill and rainfall infiltration on its settlement and water distribution are predicted.The results show that compared with the traditional double-line method, the incremental nonlinear consolidation theory for unsaturated soil can simulate the process of construction and rainfall and the deformation of soil and the movement of water in soil at the same time.Especially it can make the calculated results be more reasonable by considering the bidirectional coupling effect between the soil deformation and water transfer.
- unsaturated soil /
- consolidation theory /
- incremental nonlinearity /
- remolded loess /
- high fill

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非常感谢肖红菊对“应用于基坑围护结构变形计算的非线性土体弹簧模型及参数研究”^[1]（以下称“原文”）一文的关注,原文在表述上的确存在不严谨的地方,导致读者理解偏离原文本意。下面针对肖教授提出的3个问题^[2],一一给出答复。

（1）原文研究的主要目的：在基坑的弹性地基梁计算模型的应用中,在围护结构主动区一侧施加增量土水压力荷载,增量荷载由土层水文地质参数和开挖工况确定；在基坑被动区,用满足双曲函数关系的非线性土弹簧代替传统的线弹性弹簧。原文中式（2）即为非线性弹簧所满足的关系,并不存在讨论稿中的问题。

（2）讨论稿中给出的式（2）是基于对问题（1）中所述的误解。诚然,被动区土体的基床系数与主动区土压力确实存在一定的关系,但在传统的基坑竖向弹性地基梁算法中,这种关系通过假定计算模型方式被回避了。在原文中,由于对p的说明不准确,导致了理解上的歧义。在此,进行补充说明。首先,应明确的是,原文采用的计算模型为原文图1所示^[1]的增量法模型。在该模型中,在基坑主动区一侧采用的是矩形增量荷载,则被动区土弹簧的土压力强度应为实际水平土压力强度与静止水平土压力强度之差。原文没有对此说明且采用了字母“p”,并用“土压力强度”说明“p”导致了读者的误解。如用下式表达原文中的式（2）,更能让人理解笔者的本意（如图1所示）：

图 1

$p^{'}$ -s关系

Figure 1. Relationship between

$p^{'}$ ands

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$Δ p = p^{'} - p_{0} = \frac{s}{a + b s}$ ,

(1)

式中, $p^{'}$ 为被动区土体的实际水平土压力强度, $p_{0}$ 为被动区土体的静止水平土压力强度。

原文中的p实际上是式（1）中的 $Δ p$ 。应该补充说明的是,在围护墙水平位移不断较大时,被动区土弹簧的土压力强度并不能无限接近p_ult； $p^{'}$ 的上限是被动土压力p_p。所以,应用非线性弹簧时, $Δ p$ -s关系应为图1中的实线A—B—C。

（3）在基坑设计时,首先采用土层原位测试结果获得非线性计算参数再进行计算分析的思路是正确的。但实际情况是,土层原位测试方法采用的应力路径与基坑开挖时的应力路径不同；另外,由于原位试验测试时的探头尺寸过小,由此导致的尺寸效应会使试验结果不能直接应用于基坑计算。笔者在研究初期,也尝试采用原位测试成果直接获取非线性参数,但由测量值直接计算的参数并不合理。为此,采用了原位测试方法与基于现场围护结构变形监测值反分析法相结合的方法。应用基于现场监测数据的反分析结果,对基于原位测试的成果进行修正,就可以得到基于原位测试成果的非线性弹簧参数,从而在实际基坑设计计算中在被动区采用非线性土弹簧。在讨论稿中,肖教授认为影响基坑围护结构变形的因素还包括基坑的平面尺寸、围护结构的刚度和插入比、支撑的形式及布置方式等,这一点在反分析时已经充分考虑了。比如,基坑宽度、支撑形式和布置方式通过支撑刚度值来反映；围护结构刚度和插入比也已经考虑在计算模型中了。通过原位测试和反分析两种方式获取的参数值物理意义是相同的,并不存在肖教授所言的问题。

实际上,笔者已经尝试采用非线性土弹簧对有原位测试成果的基坑进行了计算对比。针对田林路下穿隧道的基坑工程,采用土层的旁压试验成果,应用原文中的修正方法确定了被动区土弹簧参数,计算得到的各施工工况的围护变形计算结果见图2。图中同时给出了采用线弹性土弹簧的计算结果。显然,采用非线性弹簧的成果更接近工程监测结果,采用线弹性土弹簧的计算结果表现出不符合实际的“踢脚”变形。这是由于没有考虑小变形时土体“更刚”这个土体非线性特征导致的。

图 2 计算与实测对比

Figure 2. Comparison between calculated and measured results

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上述分析表明,采用有两个参数的非线性土弹簧代替仅有一个参数的线性土弹簧,计算得到的结果更能反映工程实际情况。在积累一定工程经验基础上,结合一定原位测试,可以得到一个地区典型土层的参数指标范围。

图 1 计算区域

Figure 1. Area of analysis

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图 2 填筑体有限元计算模型

Figure 2. FEM model for fill

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图 3 填筑进度曲线

Figure 3. Curve of filling progress

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图 4 工后5 a测点JCS26处吸力、竖向应力、饱和度、干密度随深度变化图

Figure 4. Variation of suction, vertical stress, saturation and dry density along with depth at Point JCS26 after completion of filling for 5 years

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图 5 填土地面沉降沿水平线变化曲线

Figure 5. Variation of ground settlementin horizontal direction

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图 6 测点JCS26处降雨引起的填土表面水分入渗量随时间变化曲线

Figure 6. Curve of water infiltration on filling surface caused by rainfall at Point JCS26

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图 7 JCS26处距地表不同深度总水头随时间变化曲线

Figure 7. Time-dependent variation curves of total water head at different depths below Point JCS26

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图 8 测点JCS26处地表沉降随时间变化曲线

Figure 8. Time-dependent variation curve of ground settlement at Point JCS26

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表 1 填土基本物理参数

Table 1 Basic parameters of fill

土粒相对密度	塑限/%	液限/%	初始干密度/(g·cm^-3)	初始吸力/kPa
2.71	17.3	31.1	1.51	100

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表 2 填土力学参数

Table 2 Mechanical parameters of fill

参数类型	参数	表达式
与强度相关	c′/kPa	c′=16.2γ_dw-12.3
	φ′/(°)	φ=16.0γ_dw+6.3
	φ^b/(°)	φ^b=65.1γ_dw-82.7
与E_t相关	k₁	k₁=1862.6γ_dw-2670.4
	m₁	65.0
	n₁	n₁=1.28γ_dw-1.89
	R_f	0.82
与K_t相关	k₂	k₂=643.8γ_dw-928.5
	m₂	57.0
	n₂	0.0
与H_t相关与SWCC相关	k₃	0.011
	m₃	0.017
	k₄	k₄=0.137γ_dw-0.293
	m₄	m₄=-0.365γ_dw+0.818
注：γ_dw为干密度与水密度比值,γ_dw=ρ_d/ρ_w。

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表 3 观测点JCS26处沉降

Table 3 Settlements at Point JCS26 (m)

施工时间	填土厚度	原地基顶面沉降量		总沉降量
施工时间	填土厚度	计算值	实测值	计算值	实测值
5	56.0	0.10		2.10
7	56.0	0.10	0.18	2.20	1.22
10	93.0	0.16	0.21	4.32	3.19
14	93.0	0.16	0.22	4.37	3.38
16	103.0	0.18		4.81

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