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土工格栅加筋土髙挡墙有限元分析

澳门太阳集团2007网站:admin  发布时间:2016-08-09  点击:1289

以极限平衡理论为基础的各种设计方法虽然简便实用,但无法计算与评价拉 筋与土体的应力、应变和挡墙的变形等,而且所得结果过于保守(见第5章和第6 章的测试结果分析)。为了分析加筋土挡墙在工作应力状态下的变形特征,获得筋 材和土体的应力-应变关系以及二者相互作用机理,有限元数值分析是一种比较满 意的方法。与极限平衡法相比,有限元法可以提供受荷土体的应力场和位移场,在 计算中可以考虑土体的非均匀和非线性、土性随时间的变化、施工程序和荷载变 化,因而计算成果可以反映从施工开始到使用期间土体性质变化的全过程。


目前,构成加筋土结构的有限元模型主要有两种,即整体式和分离式。

在整体式有限元模型中,将土工格栅这一类拉筋材料离散于整个单元中,并把 单元视为连续均勻的复合材料。拉筋对于整个结构的贡献,可以通过调整材料的 力学参数来体现。这种复合材料的各项参数特性可通过理论分析(见第3)或大 型的三轴试验仪器来测得。整体式模型的明显缺点是无法揭示土工格栅与土相互 作用的微观机理。

在分离式模型中,将土体和拉筋各自划分为足够小的单元,按照土体和拉筋不 同的力学性能,选择多种不同的单元形式。当加筋土结构受到外力作用后,拉筋与 土体之间在相互约束作用下可能会产生相对滑动。为了模拟两者之间这种黏结约 束作用和相对滑移,可插入接触面单元。分离式模型可揭示土体和拉筋之间相互 作用的微观机理。

有限元分析已经成为加筋土结构研究的重要课题。本节采用ADINA非线性 有限元App建立土工格栅加筋土挡墙分离式数值分析模式,首先对土体加筋效果 进行分析与评价,然后对第5章和本章的工程实例进行有限元分析并探讨其工作

性能。

6.4.1    计算模型的建立

选取DK144+125断面建立有限元模型。根据挡墙的实际受力状态,研究计 算按平面应变问题考虑。计算分析中,指定路堤和地基均为符合莫尔-库仑屈服准 则的理想弹塑性材料,并在程序中指定地基土为多孔介质材料。

(1)模型几何尺寸

加筋土挡墙高度为12.2 m共分两级:上级墙高度为7.5 m顶部宽度为8. 58 m底部宽度为21. 73 m挡墙坡率为1 : 0. 25,右侧边坡坡率为1 : 1. 5;下级 墙高度为4. 7 m,地基厚度取2. 4 m且自坡脚处向外延伸15 m右侧自坡脚向外 部延伸8 m模型外形见图6. 18


 

(2)模型网格划分

ADINA的网格划分算法是基于线条分段。网格划分密度表达了单元沿线段

的间隔长度或个数。考虑到模拟施工步,加入土工格栅并设接触单元,取单元髙度 为0. 25 m宽度0. 25 m模型中二维实体单元采用四结点单元,一维杆单元采用 二结点单元,在二维模型中网格划分密度如图6.19所示。

6.19有限元模型单元网格划分


 

(3)计算参数的确定

有限元分析中使用的材料参数是通过室内试验得到的,如表6. 2所示。室内 试验以《铁路工程土 X试验规程》和《土工实验方法标准》为标准。

施工逐级加载

荷载为挡墙自重。在常规的应力与变形计算中,假定荷载一次施加,则荷载的 每一部分都由全结构来承担。实际上,在挡墙逐级施工加荷过程中,施工到某一髙 度,只有该高度以下已填筑土体来承担这部分荷载,对尚未填筑的上层土体没有任 何作用,上层土体不受下层土体的影响。在程序中通过单元生死来实现这一点,根 据实际填筑过程在相应的时间激活相应的土层,只对已填筑的土体划分单元形成 网格。

6.2材料参数

部位

弹性樓量/MPa

泊松比

摩擦角八。)

渗透系数/(on .s—1)

黏聚力/kPa

上级墙

25

0.3

22

4_0X10—7

20

下级墙

55

0.3

35

5.0X10—3

0

地基土

10

0.3

22

4.0X10-7

20

A型格栅

2 515

0

~

-

B型格栅

2 017

0

~

 

 

(5)边界条件                      

挡墙外表面指定为排水边界条件(孔隙水压力为零),地基底部和外侧指定为非 排水条件(不扩散边界)。地基底部和外侧的位移在水平和竖直方向均固定为零。

钢塑复合拉筋带
钢塑复合拉筋带

6.4.2   土体加筋效果分析与评价

为了研究土体被土工格栅加筋后的工程效果,选取土工格栅加筋土试验挡墙 返包式面板墙体的上半墙进行分析,如图6. 20所示。


 

研究两种荷载工况:施工完成时仅有填料自重作用;施工完成后,在墙顶 面施加均布荷载(其大小能使土体中形成一贯通塑性区)。

分析两种荷载工况条件下,土体加筋与不加筋对计算结果的影响。

(1)  土体加筋对强度的影响

由图6. 21可见,施工完成,墙顶部尚未受外部荷载时,土体由于受自重作用, 在墙趾处都产生了部分塑性区。同样在图6.22中,相同位置处亦产生部分塑性 区,然而未加筋土体中塑性区范围较加筋土体中塑性区范围大得多,这说明土工格 栅加筋起到了提高土体抗剪强度的作用,限制了塑性区的发展。

6. 21不加筋时土体在自重         6_22加筋时土体在自重

作用下塑性区分布                  作用下塑性区分布


 

施工完成后,在外部荷载作用下,由图6. 23可见未加筋土体塑性区迅速扩展, 延伸至土体顶面,形成一个贯通土体的塑性区,土体产生破坏。而在相同受力条件 下,如图6. 24所示加筋土体塑性区范围仅在一定程度上有所增加,表现出良好的承


载效果,这反映出经土工格栅加筋后的土体,土体力学性能增强,承载能力得以提髙。

m

6. 23不加筋时土体加荷后塑性区分布图 6. 24加筋时土体加荷后塑性区分布图

(2)  土体加筋对水平应力及变形的影响

1)  土体加筋对水平应力的影响。由图6. 25可见,在外部荷载作用下,未加筋 土体墙趾处水平应力产生明显应力集中,由前面分析可知此处土体已破坏;而在加 筋土体中,加载前后,虽在墙趾处水平应力有所增加,但增长值有限。沿墙高方向 墙背各处水平应力变化很小,同时反映出承受侧向土压力的能力得以提高。水平 应力分布云图见图6. 26和图6. 27

6.25墙背水平应力沿墙高分布


 

2)  土体加筋对水平变形的影响。图6. 28所示为土体加筋前后墙面水平变形 得变化曲线。图中反映出由于土工格栅的加筋作用,限制了土体的侧向变形,明显 减小了墙面处由自重及外部荷载作用引起的水平变形。由图6. 29和图6_ 30可 见,施工完成后,在施加的外部荷载作用下,墙背下部生成密集水平位移等值线,土 体向外侧挤压,水平变形梯度大。未加筋土体的水平变形分布集中于靠近墙背处, 而加筋土体中水平变形分布虽在同样位置亦比较集中,但整体上水平变形分布较 为均勻,梯度分布较为缓和。


6. 26不加筋时外荷载作用下水平应力分布图


 

6. 27加筋时外部荷载作用下水平应力分布图


 

水平位移/mm

6. 28 土体加筋前后墙背水平变形的变化


 

(3)  土体加筋对垂直应力及竖向沉降的影响

1)  土体加筋对垂直应力的影响。由图6. 31可见,土体承载前后,加筋与否对 挡墙基底垂直应力分布影响不明显,这主要是由于在计算肘没有考虑地基的影响


6. 29 土体不加筋时水平变形分布云图


 

- “:' j :A:v            I           <>????

6_30 土体加筋后水平变形分布云图

缘故,而取墙顶以下3.5 m处的水平面观察其垂直应力分布(6. 32),可以看出: 未加筋土体,在自重和外部荷载作用下,局部应力增加迅速,垂直应力分布明显不 均匀;加筋土体,各部分之间垂直应力过渡平缓,在该水平面上分布较为均勻。 比较图6. 33与图6. 34的两幅垂直应力分布云图,可以更为直观地反映出这种 情况。


 


距墙背位移/m

未加筋土体承载前 未嫌土体棘后 加筋土体承载前 加筋土体承载后


 

0 6. 32路堤中部水平层面垂直应力分布

6. 33未加筋土体在外部荷载作用下垂直应力分布云图


 

S6.34加筋土体在外部荷载作用下垂直应力分布图


 

2) 土体加筋对竖向沉降的影响。由图6. 35所示,土体在自重及外部荷载的 作用下,未加筋土体竖向沉降分布集中于靠近墙背处,局部竖向沉降明显,而加筋 土体(6. 36)的竖向沉降分布无明显局部集中区域,分布较为对称且均勻。从 图6. 37中可明显看出:未加筋土体在施加外部荷载后,土体顶面靠近墙背一侧有 明显下沉,且沿水平方向各处竖向沉降相差较大;而采用土工格栅加筋后的土体,
顶面各处竖向沉降较未加筋时明显减小且比较均勻。这表明用土工格栅加筋土体 能够较好地控制其竖向不均勻沉降。

文本框: 图6,36加筋时竖向沉降分布图 位移/*n 文本框: 图6. 37堤顶竖向沉降曲线图 6.4.3有限元数值分析

为了进一步研究两种不同墙面板结构型式的土工格栅加筋土高挡墙在施工过 程中的应力场和位移场,本节将采用非线性有限元对土工格栅加筋土挡墙进行仿
真计算,与现场试测结果进行比较,验证理论分析方法的可靠性。

(1)垂直应力大小与分布

当填土髙度为4. Om8. Om12. Om时,有限元计算的基底垂直应力大小沿

拉筋长度的分布以及对应髙度的DK144+125断面、DK144+135断面现场测试 结果如图6. 38?图6. 41所示。

 

1 ■ _ 4m(>^ Tq)

? -m- - 4m(125断面实测) ■■■电一4m(13.5断面实测)

: 7C:.

---- A #

[HI-.

-? 8m(125断面实测) ?—■0?l8m(135断面实测》

):

* - 12m(l25断面■) —-A— 12m(135 断面>

.1

5-' . -o - - ■ ...........................................................

至墙面的水平距离/m 6. 38施工期基底垂直应力沿筋长分布


m_ 一勝 QfSO-

s. vest:- 2 t t


 

6. 39基底垂直应力分布云图


 

1)        基底垂直应力随填土高度的增加而增大,计算结果与实测结果均显示出应 力增量基本相同。

2)       由于加筋土体的自重(垂直应力)、非加筋土体产生的侧向土压力、底部墙

面外移引起应力释放、在墙面背后的土拱效应(受到碎石包裹体摩擦力的影响引 起)以及筋/ 土相互作用等原因,实测基底垂直应力沿土工格栅拉筋长度方向上呈



—?2m(WPK7C)

-■> _ 2m(125断面实测) 2m(135 断面实测)

        ??_ 4m馆限元>

-- 4m(125断面实测> ????— 4m(135断面实测) ■^― ,7m消限元

-A- - 7m(125断面实测)

7(135渐面实测)


 

至麵的水平距离/m 6. 40施工期第11层拉筋底部垂直应力沿筋长分布

6. 4111层拉筋底部垂直应力分布云图


 

中间大、两头小的非线性分布而有限元计算结果显示基底垂直应力沿拉筋长度 方向基本呈均匀分布,与目前规范设计所采用的线性分布情况基本相同,这可能是 由于在有限元计算中对边界条件简化之故。

(2)        墙背侧向土压力大小与分布

6. 42为墙面所受侧向土压力的有限元计算结果、两断面实测结果以及主动 土压力和静止土压力计算结果比较图,图6. 43为墙面侧向土压力分布云图。

从图中可以看出,有限元计算结果显示侧向土压力沿墙高呈非线性形式分布, 并且其数值均小于各断面实测侧向土压力。由于有限元计算并未考虑实际的施工 过程的影响,使其计算的墙面水平变形大于实测结果,从而导致侧向土压力偏小。

(3)        拉筋应变大小与分布

6. 44?图6. 49DK144+125断面第21层、第16层、第11层、第8层、第 5层和第2层拉筋应变沿筋长分布的有限元计算结果,同时将该断面的现场实测

■■有限元法 135断面实测 ^?主动土压力静止土压力 125断面实测

水平土压力紙

6. 42侧向土压力沿墙高的分布曲线


 

STRE^-YY

RSTGALC      1一一y


 

.........

6. 43墙背侧向土压力分布云图

结果及DK144+135断面相应高度拉筋的拉力沿筋长分布情况也在图中一并 表7K

有限元计算结果显示,随着拉筋上覆填土厚度的增加,拉筋应变增大,其增大 幅度远远大于现场实测结果。主要是因为在有限元计算中没有考虑施工时振动压 路机的影响。现场实测结果显示拉筋应变主要发生于施工过程,竣工后的应变很 小,并且应变主要是拉筋上覆第一层填土施工弓I起,同时拉筋应变增长量在墙面处 和拉筋尾部很小。当填土厚度变化时,每层拉筋拉力沿筋长方向的分布规律大致 保持不变,但不同层位拉筋的拉力沿筋长的分布不尽相同。

1 ""?"■Ojm(有限元) ? O ■0.5m(125断面实测) ■■■05m(135断面实测(有限元)

°0.0               1.0               2.0              3.0               4.0               5.0               6.0               7.0              8.0

至墙面的水平距离/m

 

64421层拉筋应变沿筋长分布


-lm(W限元) T^0- ? lm(125断面实测)- ■■ lm(135断面实测2m(有限元)

--0- -2m(125i^实测卜咖^(阴断面实测) —4m消限元) --A- -4ni(125i?画实测)】


 

2.0              3.0               4.0                5.0              6.0               7.0              8.0

至墙面的水平距离/m

6. 4516层拉筋应变沿筋长分布


 


6章返包式土工格栅加筋土高挡墙应用技术研究             ? 175 ?


 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 



(4)挡墙潜在破裂面位置

6. 50为不同方法确定的GDK144135断面加筋土挡墙潜在的破裂面位 置。从图中可以看出,将整个墙体看成双级墙较为合适,并且有限元计算结果与实 测结果相一致,破裂面形状与库仑土压力理论接近。

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