植物-生物聚合物联合法固土的试验研究

倪静; 王子腾; 耿雪玉

doi:10.11779/CJGE202011019

植物-生物聚合物联合法固土的试验研究 English Version

倪静^1,,
王子腾^1, ,,
耿雪玉²

1.
上海理工大学环境与建筑学院,上海　200093
2.
青岛理工大学土木工程学院,山东　青岛　266033

基金项目:

国家自然科学基金项目 51608323

国家自然科学基金项目 51978533

国家自然科学基金项目 51678319

详细信息

作者简介:
倪静(1983—),女,博士,副教授,硕士生导师,主要从事土动力学及软土地基加固的研究。E-mail：wendy_1943@usst.edu.cn

通讯作者:
王子腾, E-mail：182601736@st.usst.edu.cn

中图分类号: TU411
计量
- 文章访问数: 0167
- HTML全文浏览量: 0
- PDF下载量: 0207
出版历程
- 收稿日期: 2019-12-22
- 网络出版日期: 2022-12-05
- 刊出日期: 2020-10-31

Experimental study on combined plant-biopolymer method for soil stabilization

1.
School of Environment and Architecture, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China
2.
School of Civil Engineering, Qingdao University of Technology, Qingdao 266033, China

摘要

摘要: 植物固土法易于兼顾土壤圈及生态系统功能稳定,但在植物生长初期（根系数量及长度不足）较难达到理想效果。因而提出植物-生物聚合物联合法,生物聚合物黏性溶液既可改善植物生长初期土体的强度,又可提供植物生长所需的碳、氮等元素。为此,设计两阶段的燕麦-β葡聚糖联合法固土试验,分别讨论燕麦根系及β葡聚糖在植物生长初期及后期所起的固土作用,并与燕麦根系、β葡聚糖分别加固的土及纯土进行比较。结果表明：植物生长摄取水分及根系挤土引起土体裂缝,使燕麦根系加固土的含水率低于纯土,但联合法中添加的β葡聚糖可提高土壤的保水性,另外,β葡聚糖可提高土壤电导率（即肥力）,有利于植物的生长；无论在植物生长初期还是后期,联合法固土试样的抗剪强度均最高,一方面β葡聚糖能在植物生长初期,通过加强土颗粒间的黏结效应改善土体强度,另一方面燕麦根系对植物生长后期的土体强度起了较大的改善作用（此时,由于β葡聚糖分解被植物根系摄取及被土壤微生物吸收利用,固土效果已减弱）。论文研究成果将有助于进一步推进绿色土壤加固技术、扩展植物护坡工程的适用性。
- 植物 /
- 生物聚合物 /
- 土壤加固 /
- 保水性 /
- 电导率 /
- 强度
Abstract: The ground improvement using plants is prone to take into account the stability of the soil and ecosystem functions, however, it is difficult to achieve an ideal effect at the initial stage of plant growth when both the number of roots and the length are not sufficient. Therefore, a combined plant-biopolymer reinforcing method is proposed. The viscous solution of biopolymers can improve the soil strength at the initial stage of plant growth, and meanwhile provide carbon, nitrogen and other nutrients needed for plant growth. To this end, a two-stage experiment is designed to investigate the effects of oat roots and β-glucan on strengthening soil at the early and late stages of plant growth. The soils improved by the oat roots or β-glucan only, and untreated soil samples are also prepared for comparison. The results show that the water content of oat root-treated soils is lower than that of untreated soils due to water absorption and soil cracks caused by root squeezing. The β-glucan can improve soil electrical conductivity (fertility) and reserve water by its biopolymer hydrogels, which is conducive to plant growth. Furthermore, at both stages of plant growth, the soil treated by the combined method has the highest shear strength. On the one hand, the β-glucan can improve the soil strength by improving the bond between the soil particles at the initial stage. On the other hand, the oat roots play an important role in improving the soil strength at the late stage, while the β-glucan is decomposed and taken up by plant roots and absorbed by soil microorganisms, providing limited strengthening effect. The above results will further promote the green soil reinforcement technology and expand the applicability of plant to slope protection.
- plant /
- biopolymer /
- ground improvement /
- water retention /
- electrical conductivity /
- strength

HTML全文

0. 引言

随着经济建设的快速发展，交通运输、建筑施工等人类活动以及地震动引起的振动和噪声问题日益凸显，这些活动所产生的环境振动将对居民生活质量、建筑及精密仪器的保护造成持续不断的负面影响。为减弱有害环境振动，研究人员对各种减、隔振措施展开了大量研究，周期排桩结构的带隙特性也是隔振领域的重点问题。

1970年Richat首次提出了单排或多排薄壁衬砌的圆柱形孔作为屏障的概念^[1]。Kattis等^[2]采用了频域边界单元法对桩列和孔列在竖向简谐荷载的隔振效果进行了三维研究，但由于三维计算模型单元数目巨大，计算时间较长。孟庆娟等^[3]基于周期理论和COMSOL PDE有限元法，讨论了桩土参数对带隙的影响，结果表明有限元可较好地应用于周期结构的带隙计算。巴振宁等^[4]基于平面波入射下周期分布散射体周围波场的周期分布特性，提出一种新型弹性波解析方法，提高精度的同时显著降低了求解时间。Zheng等^[5]采用有限元方法探讨了隔离桩控制深基坑邻近隧道位移的有效性和作用机理。研究了桩基位置、桩深和桩长等影响因素，得出深埋桩比浅埋桩拥有更好的变形控制效果。

周期排桩减振是一种复杂组合结构的自由振动问题，能量法（如Rayleigh-Ritz法^[6-7]）可将求解微分方程边值问题转化为泛函极值问题，在求解结构耦合系统时能提供较大的帮助^[8-13]，近年来也被引入到周期结构带隙计算中^[14-15]。

关于排桩减振的研究以有限元法建模分析为主，其计算功能强大，能够模拟多种复杂工况，但在模拟桩土及建筑结构的相互作用时，为了获得精确的计算结果，单元网格划分需很细、模型离散区域需很大，且需引入人工边界条件，常导致模型单元数量非常庞大，自由度数万乃至上百万，计算成本很高。有部分学者利用传统能量法分析周期性排桩结构带隙，但存在以下问题：①能量法需要基于Bloch定理构造满足周期性边界的位移场型函数，从数学角度而言，型函数的周期性重构难度较大^[16]，而且不同型函数的构造方式不一定相同；②能量法通常将结构胞元放置统一坐标系进行处理，但桩与土之间材料性质相差巨大，波形拟合较为困难，投入截止项数较大，甚至出现计算结果不收敛的情况；③重构以后的位移场型函数包含波数，这会导致涉及型函数的结构的质量和刚度矩阵中含有波数，在计算带隙时，结构的质量和刚度矩阵需随着波数的变化进行反复计算，随着结构质量和刚度矩阵维度的增大，或者扫描波数点数的增多，计算成本也会随之增大。

鉴于此，本文基于传统能量法，使用区域分解的思想，克服桩土参数畸变问题，将型函数与周期边界条件分离，再利用零空间技术处理边界约束，克服型函数构造中的边界依赖问题，计算效率大幅提高，实现对周期性排桩减振特性的高效准确求解。

1. 基于区域分解的周期排桩带隙计算方法

1.1 问题陈述

本节对引言中提到的传统能量法计算周期性排桩结构带隙时存在的问题进行具体阐述。已有研究表明，对于周期排桩结构而言，三维模型的频率响应曲线变化趋势与二维模型基本一致，采用二维平面应变模型能够有效分析排桩的减振效果^[17]，因此，在本研究中，假设弹性波在垂直于桩的x-y平面内传播，并且桩在z方向上是无限的。

根据周期结构理论，周期排桩可由某一根单桩通过周期性和对称性的拓扑变化获得，故计算时仅需以某一单桩为基本单元，并对其施加周期边界进行研究。对于图 1所示的周期性排桩结构，取出单个胞元进行分析，其中，a为1/2的周期长度，r为桩体半径，u，v分别为胞元x方向和y方向两个位移分量，平面内位移u可以表示为基函数 ${f_i}(x, y)$ 和一个未知的权重系数 ${d_i}(t)$ 的组合， ${\boldsymbol{f}} = {\boldsymbol{\varphi }} \otimes {\boldsymbol{\psi }}$ ，符号 $\otimes$ 表示克罗内克积，则有

$\left. \begin{array}{l}u(x, y, t)={\displaystyle \sum _{i}{d}_{i}(t){f}_{i}(x, y)=\boldsymbol{d}^{\text{ T}}\boldsymbol{f}=\boldsymbol{f}^{\text{ T}}\boldsymbol{d}\text{ }\text{，}}\\ \left\{ \begin{array}{l} \boldsymbol{\phi} ={\left[{\phi }_{1}(x), {\phi }_{2}(x), \cdots , {\phi }_{i}(x), \cdots , {\phi }_{m}(x)\right]}^{\text{ T}}\text{ }\text{，}\\ \boldsymbol{\psi }={\left[{\psi }_{1}(y), {\psi }_{2}(y), \cdots , {\psi }_{i}(y), \cdots , {\psi }_{n}(y)\right]}^{\text{ T}}\text{ }。\end{array} \right.\end{array} \right\}$

(1)

图 1 周期性排桩自由振动模型

Figure 1. Free vibration model for periodic row piles

下载: 全尺寸图片幻灯片

式中： ${d_i}(t)$ 可以表示为 ${d_i} = {{\boldsymbol{\bar A}}_i}{{\text{e}}^{{\text{i}}\omega t}}$ 。

根据Bloch定理，周期单元在x，y方向上的位移需满足Bloch周期性边界条件，即

$\left. \begin{array}{l}f(-a, y)=f(a, y){\text{e}}^{-\text{i}{k}_{x}2a}\text{ }\text{，}\\ f(x, -a)=f(x, a){\text{e}}^{-\text{i}{k}_{y}2a}\text{ }。\end{array} \right\}$

(2)

式中：k_x，k_y为沿着x，y方向的波数。

方程式（2）要求式（1）中的型函数 ${f_i}(x, y)$ 满足Bloch-Floquet周期性条件。从数学角度而言，型函数的重构过程具有相当大的难度，尤其是对于桩土参数差异性大的周期性结构，且不同型函数构造方式不一定相同，这给利用传统能量法求解周期性排桩结构振动带隙问题带来了困难。

1.2 区域分解建模

为了克服桩土参数畸变问题，利用区域分解法，将计算域分解为桩、土两个子域，分别计算后再进行综合求解，如图 2所示。

图 2 桩、土独立坐标系

Figure 2. Independent coordinate systems of pile and soil

下载: 全尺寸图片幻灯片

对于土体和桩均有 $u(x, y, t)$ ， $v(x, y, t)$ 两个位移分量。根据胞量法，土体与桩的位移可以写成

$\left. \begin{array}{l}{u}_{\text{s}}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}}, t)={\displaystyle \sum _{j}{d}_{j, 1}(t){f}_{i}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})=\boldsymbol{d}_{1}^{\text{T}}\boldsymbol{f}=\boldsymbol{f}^{\text{T}}\boldsymbol{d}_{1}\text{ }\text{，}}\\ {v}_{\text{s}}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}}, t)={\displaystyle \sum _{j}{d}_{j, 2}(t){f}_{i}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})=\boldsymbol{d}_{2}^{\text{T}}\boldsymbol{f}=\boldsymbol{f}^{\text{T}}\boldsymbol{d}_{2}\text{ }\text{，}}\end{array} \right\}$

(3)

$\left. \begin{array}{l}{u}_{\text{p}}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}}, t)={\displaystyle \sum _{j}{d}_{j, 3}(t){f}_{i}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}})=\boldsymbol{d}_{3}^{\text{T}}\boldsymbol{f}=\boldsymbol{f}^{\text{T}}\boldsymbol{d}_{3}\text{，}}\\ {v}_{\text{p}}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}}, t)={\displaystyle \sum _{j}{d}_{j, 4}(t){f}_{i}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}})=\boldsymbol{d}_{4}^{\text{T}}\boldsymbol{f}=\boldsymbol{f}^{\text{T}}\boldsymbol{d}_{4}。}\end{array} \right\}$

(4)

式中： ${u_{\text{s}}}$ ， ${v_{\text{s}}}$ 为土体分别在x，y方向上的位移； ${u_{\text{p}}}$ ， ${v_{\text{p}}}$ 为桩分别在x，y方向上的位移；f，g分别为土体和桩坐标系中的基函数。

对于土体周期单元，其动能和应变能可表示如下：

$\left. \begin{array}{l}{E}_{\text{k}}=\frac{1}{2}{\displaystyle \underset{\omega }{\iint }{\sigma }_{\text{s}}{\varepsilon }_{\text{s}}\text{d}s=\frac{1}{2}}\boldsymbol{b}^{\text{H}}\boldsymbol{K}_{\text{k}}\boldsymbol{b}\text{ }\text{，}\\ {U}_{\text{k}}=\frac{1}{2}{\displaystyle \underset{\omega }{\iint }{\rho }_{1}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})({u}_{\text{s}}^{2}+{v}_{\text{s}}^{2})\text{d}s=\frac{1}{2}}\boldsymbol{\dot{b}}^{\text{H}}\boldsymbol{M}_{\text{k}}\boldsymbol{\dot{b}}。\end{array} \right\}$

(5)

对于桩体周期单元，其动能和应变能可表示如下：

$\left. \begin{array}{l}{E}_{\text{c}}=\frac{1}{2}{\displaystyle \underset{\omega }{\iint }{\sigma }_{\text{p}}{\varepsilon }_{\text{p}}\text{d}p=\frac{1}{2}}\boldsymbol{b}^{\text{H}}{K}_{\text{c}}\boldsymbol{b}\text{，}\\ {U}_{\text{c}}=\frac{1}{2}{\displaystyle \underset{\omega }{\iint }{\rho }_{2}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}})({u}_{\text{p}}^{2}+{v}_{\text{p}}^{2})\text{d}p=\frac{1}{2}}\boldsymbol{\dot{b}}^{\text{H}}\boldsymbol{M}_{\text{c}}\boldsymbol{\dot{b}}。\end{array} \right\}$

(6)

式中： ${{\boldsymbol{b}}^{\text{H}}} = \left[ {{\boldsymbol{d}}_1^{\text{H}}, {\boldsymbol{d}}_2^{\text{H}}, {\boldsymbol{d}}_3^{\text{H}}, {\boldsymbol{d}}_4^H} \right]$ ，上标H为共轭转置； ${\boldsymbol{\dot b}^{\text{H}}}$ 为对 ${\boldsymbol{b}^{\text{H}}}$ 时间的导数； $\rho$ 为材料密度；E为材料弹性模量。对于土体周期单元，有

$\left. \begin{array}{l}{\rho }_{1}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})=\left\{ \begin{array}{l}{\rho }_{\text{s}}, \sqrt{{x}_{\text{s}}^{2}+{y}_{\text{s}}^{2}}\ge r\\ 0, \sqrt{{x}_{\text{s}}^{2}+{y}_{\text{s}}^{2}}＜r\end{array} \right.\text{ }\text{，}\\ {E}_{1}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})=\left\{ \begin{array}{l}{E}_{\text{s}}, \sqrt{{x}_{\text{s}}^{2}+{y}_{\text{s}}^{2}}\ge r\\ 0, \sqrt{{x}_{\text{s}}^{2}+{y}_{\text{s}}^{2}}＜r\end{array} \right.\text{ }。\end{array} \right\}$

(7)

对于桩体周期单元，有

$\left. \begin{array}{l}{\rho }_{2}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}})=\left\{ \begin{array}{l}{\rho }_{\text{p}}, \sqrt{{x}_{\text{p}}^{\text{2}}+{y}_{\text{p}}^{\text{2}}}\le r\\ 0, \sqrt{{x}_{\text{p}}^{\text{2}}+{y}_{\text{p}}^{\text{2}}}＜r\end{array} \right.\text{ }\text{，}\\ {E}_{2}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}})=\left\{ \begin{array}{l}{E}_{\text{p}}, \sqrt{{x}_{p}^{2}+{y}_{\text{p}}^{\text{2}}}\le r\\ 0, \sqrt{{x}_{\text{p}}^{\text{2}}+{y}_{\text{p}}^{\text{2}}}＜r\end{array} \right.\text{ }。\end{array} \right\}$

(8)

1.3 边界条件

单周期的总能量泛函可以表示为

$\begin{align} \Pi &= U - T = {U_{\text{k}}} + {U_{\text{c}}} - {E_{\text{k}}} - {E_{\text{c}}} \\& = \frac{1}{2}{\boldsymbol{\dot b}^{\text{H}}}({\boldsymbol{M}_{\text{k}}} + {\boldsymbol{M}_{\text{c}}})\boldsymbol{\dot b} - \frac{1}{2}{\boldsymbol{b}^{\text{H}}}({\boldsymbol{K}_{\text{k}}} + {\boldsymbol{K}_{\text{c}}})\boldsymbol{b} 。 \end{align}$

(9)

此时，b， $\boldsymbol{\dot b}$ 因边界条件存在，含有线性相关系数，无法变分，结合前述定义的与时间相关未知向量 ${\boldsymbol{d}_j}$ ，对周期边界条件进行处理得

$\left. \begin{array}{l}{u}_{\text{s}}(-a, {y}_{\text{s}})-{u}_{\text{s}}(a, {y}_{\text{s}}){\text{e}}^{-\text{i}{k}_{x}(2a)}=0\text{ }\text{，}\\ {v}_{\text{s}}(-a, {y}_{\text{s}})-{v}_{\text{s}}(a, {y}_{\text{s}}){\text{e}}^{-\text{i}{k}_{x}(2a)}=0\text{ }\text{，}\\ {u}_{\text{s}}({x}_{\text{s}}, -a)-{u}_{\text{s}}({x}_{\text{s}}, a){\text{e}}^{-\text{i}{k}_{y}(2a)}=0\text{ }\text{，}\\ {v}_{\text{s}}({x}_{\text{s}}, -a)-{v}_{\text{s}}({x}_{\text{s}}, a){\text{e}}^{-\text{i}{k}_{y}(2a)}=0\text{ }。\end{array} \right\}$

(10)

令 ${{\text{e}}^{ - {\text{i}}{k_x}(2a)}} = \lambda x$ ， ${{\text{e}}^{ - {\text{i}}{k_y}(2a)}} = \lambda y$ ，其中k_x，k_y分别为x，y方向的波数，将上式以矩阵形式表达为

$\left[\begin{array}{cc} {\left[f\left(-a, y_{\mathrm{s}}\right)-f\left(a, y_{\mathrm{s}}\right) \lambda x\right]^{\mathrm{H}}} & 0 \\ 0 & \left.f\left(-a, y_{\mathrm{s}}\right)-f\left(a, y_{\mathrm{s}}\right) \lambda x\right]^{\mathrm{H}} \\ \left.f\left(x_{\mathrm{s}},-a\right)-f\left(x_{\mathrm{s}}, a\right) \lambda y\right]^{\mathrm{H}} & 0 \\ 0 & \left.f\left(x_{\mathrm{s}},-a\right)-f\left(x_{\mathrm{s}}, a\right) \lambda y\right]^{\mathrm{H}} \end{array}\right] \boldsymbol{b}=\mathbf{0},$

(11)

即 $\boldsymbol{Gb} = {\text{0}}$ 。

对于桩土接触界面，设其在两个坐标系中的横坐标为x_r，其纵坐标为y_r，且 $x_r^2 + y_r^2 = {r^2}$ 。在本研究中，假设桩与土体之间为固结，即

$\left. \begin{array}{l}{u}_{\text{s}}({x}_{r}, {y}_{r})={u}_{\text{p}}({x}_{r}, {y}_{r})\text{ }\text{，}\\ {v}_{\text{s}}({x}_{r}, {y}_{r})={v}_{\text{p}}({x}_{r}, {y}_{r})\text{ }。\end{array} \right\}$

(12)

将式（12）以矩阵形式表达，即

$\left[\begin{array}{cccc} {\left[f\left(x_r, y_r\right)\right]^{\mathrm{H}}} & 0 & {\left[-g\left(x_r, y_r\right)\right]^{\mathrm{H}}} & 0 \\ 0 & {\left[f\left(x_r, y_r\right)\right]^{\mathrm{H}}} & 0 & {\left[-g\left(x_r, y_r\right)\right]^{\mathrm{H}}} \end{array}\right] \boldsymbol{b}=0,$

(13)

即 $\boldsymbol{Hb} = {\text{0}}$ 。

1.4 零空间技术求解

总的约束条件矩阵J=[G；H]，其中“；”表示为矩阵列项排列，则有Jb=0，求解关键在于需要找到一组满足所有约束条件的允许函数，采用惩罚函数或拉格朗日乘子法等常规方法处理涉及到结果收敛性问题，均较为复杂。Deng等^[18]提出一种新型零空间计算方法（NSM），其核心思想是从约束条件开始计算零空间基本解，然后假设系统的特征方程可由这些基本解的线性叠加组成，因此最终特征频率的解将同时满足运动方程和约束条件，通过此方法不需要原始的容许函数来满足约束条件。利用零空间处理得

$\boldsymbol{Z}=\text{null}(\boldsymbol{J}) 。$

(14)

式中：Z为Jb=0的基础解系组成的集合，b可以表示为b=Zd，d为基础解系的未知系数列向量，它们之间线性无关，则桩土单元总能量泛函可以表示为

$\begin{align}\boldsymbol{\varPi} = &\frac{1}{2}{(\boldsymbol{Z\dot d})^{\text{H}}}({\boldsymbol{M}_{\text{k}}} + {\boldsymbol{M}_{\text{c}}})(\boldsymbol{Z\dot d}) - \\& \frac{1}{2}{(\boldsymbol{Zd})^{\text{H}}}({\boldsymbol{K}_{\text{k}}} + {\boldsymbol{K}_{\text{c}}})(\boldsymbol{Zd}) 。 \end{align}$

(15)

结合Eular-Lagrange方程 $\frac{\partial }{{\partial t}}\left( {\frac{{\partial {\Pi }}}{{\partial \boldsymbol{\dot d}}}} \right) - \left( {\frac{{\partial {\Pi }}}{{\partial \boldsymbol{d}}}} \right) = 0$ ，桩土周期结构的运动方程可以改写为

$\left\{ {{\boldsymbol{Z}^{\text{H}}}({\boldsymbol{K}_{\text{k}}} + {\boldsymbol{K}_{\text{c}}})\boldsymbol{Z} - {\omega ^2}[{\boldsymbol{Z}^{\text{H}}}({\boldsymbol{M}_{\text{k}}} + {\boldsymbol{M}_{\text{c}}})Z]} \right\}\boldsymbol{d} = {\text{0}} 。$

(16)

式中：ω为周期排桩结构的频率。

由于周期排桩结构的几何对称性，Bloch波矢仅需在第一不可约布里渊区中取值，即可代表所有的Bloch波矢。通过Matlab编程扫描第一布里渊区（First Brillouin Zone） ${k_x} \times {k_y} = \left[ {0, \frac{{\text{π }}}{{2a}}} \right] \times \left[ {0, \frac{{\text{π }}}{{2a}}} \right]$ 的波数，可以得到波矢量与频率的对应关系，绘制周期排桩结构的振动频散曲线。

2. 数值分析

2.1 收敛性分析

求解过程中，型函数 ${f_i}(x, y)$ 的个数i在很大程度上影响了计算结果的准确性，需要对i取值进行收敛性分析。桩的周期长度和半径分别取a=2 m，r=0.65 m，桩土材料参数如所示，其中μ为材料泊松比，计算了单相土中周期实心排桩的频散曲线，从频散曲线中随机选取3条曲线波数位于 ${k_x} = {k_y} = {\text{π }}/a$ 处的频率为研究对象，其结果如图 3所示。

表 1 桩土材料参数

Table 1. Parameters of pile-soil materials

材料	ρ/(kg·m^-3)	E/Pa	$\mu$
土	1900	2×10⁷	0.35
混凝土	2500	3×10¹⁰	0.20

下载: 导出CSV

| 显示表格

图 3 型函数个数取值收敛性分析

Figure 3. Convergence analysis of number of shape functions

下载: 全尺寸图片幻灯片

当型函数 ${f_i}(x, y)$ 取12以上时，得到的波模态频率值已经趋于稳定，基本不再变化，认为结果已收敛于周期性边界。

2.2 准确性分析

为验证提出方法计算周期排桩结构带隙的准确性，首先计算了单相土中周期实心排桩的频散曲线，并与传统周期理论的平面波展开法计算结果^[19]及COMSOL有限元计算结果进行了对比。桩的周期长度和半径分别取a=2 m，r=0.65 m，桩土材料参数见表 1，得到周期排桩的频散关系曲线（见图 4）。

图 4 正方形周期排桩结构频散曲线

Figure 4. Dispersion curves of square periodic row pile structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

从图 4可以看出，三者结果符合良好。当频率落在A区域时，在任何传播方向上均没有对应矢量K的实波数，也就是说，在该频率范围内不存在任何传播波模态，即为完全带隙。此外，当频率落在B区域时，在ΓX方向上没有对应矢量K的实波数，称为方向带隙。带隙下边界对应频率称为起始频率（lower bound frequency，简称LBF），上边界对应频率称为截止频率upper bound frequency，简称UBF），带隙所包含的频率段称为带隙宽度（width of attenuation zone，简称WAZ），通过分析带隙特性，可以有效的评估周期排桩结构的减振性能。

除前文提到的正方形类型，常见周期排桩还有六边形单元类型，如图 5所示，r为桩体半径，a为周期长度。

图 5 六边形周期排桩

Figure 5. Hexagonal periodic row piles

下载: 全尺寸图片幻灯片

对于图 5所示的六边形周期性排桩，有

$\begin{array}{l}{\rho }_{土}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})\\ =\left\{ \begin{array}{l}\text{if }{\left(\pm \frac{\sqrt{3}}{3}{x}_{\text{s}}+{y}_{\text{s}}\right)}^{2}＞\frac{{a}^{2}}{3}\text{ or }\sqrt{{x}_{\text{s}}^{\text{2}}+{y}_{\text{s}}^{\text{2}}}＜r\text{ , 0}\\ \text{else , }{\rho }_{\text{s}}\end{array} \right.\text{，}\end{array}$

(17)

$\begin{array}{l}{E}_{土}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})\\ =\left\{ \begin{array}{l}\text{if }{(}^{\pm }＞\frac{{a}^{2}}{3}\text{ or }\sqrt{{x}_{\text{s}}^{\text{2}}+{y}_{\text{s}}^{\text{2}}}＜r\text{ , 0}\\ \text{else , }{E}_{\text{s}}\end{array} \right.。\end{array}$

(18)

桩的周期长度取a=2 m，填充率p取0.4，即 $r = \sqrt {p \times \frac{S}{{\text{π }}}} \approx 0.66{\text{ m}}$ ，S为六边形面积，桩土材料参数如表 1所示，利用区域分解法得到周期排桩的频散关系曲线，并与有限元结果进行对比验证，如图 6所示，两者结果符合良好。

图 6 六边形周期排桩结构频散曲线

Figure 6. Dispersion curves of hexagonal periodic row pile structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.3 计算效率分析

对周期结构带隙的计算主要有基于周期理论的数值计算法及有限元仿真等。以上述所提正方形周期排桩结构为例，文献[19]采用平面波展开法进行计算，用时约为232742 s；同配置下采用COMSOL有限元计算，用时仅为78 s，明显优于传统计算方法。为验证本方法的计算效率，在相同配置下，保持计算精度一致，进行6组不同算例并记录对应计算时长如表 2所示。各算例结果符合良好，区域分解法相较于有限元法，计算效率平均提高3~4倍以上，可见具有显著优势。

表 2 计算时长结果对比

Table 2. Comparison of calculation time results

序号	单元结构类型	ρ/(kg·m^-3)		E/Pa		填充率p	扫描波数	时长/s
序号	单元结构类型	土	混凝土	土/10⁷	混凝土/10¹⁰	填充率p	扫描波数	有限元	区域分解
1	正方形	1900	2500	2.0	3	0.35	30	38	10.6
2	六边形	1900	2500	2.0	3	0.35	30	43	12.1
3	正方形	2000	2600	2.5	4	0.40	60	72	20.5
4	六边形	2000	2600	2.5	4	0.40	60	76	22.7
5	正方形	2100	2700	3.0	5	0.45	100	131	31.5
6	六边形	2100	2700	3.0	5	0.45	100	167	41.9

下载: 导出CSV

| 显示表格

3. 带隙特性分析

在设计周期性排桩时，土的弹性模量、密度及排桩的填充率是重要的设计参数，在表 1材料参数的基础上，假定其他参数不变，单独调整土体弹性模量、密度及填充率，图 7给出了正方形与六边形两种周期单元带隙随土体弹性模量的变化情况。通过分析首阶禁带的起、止频率以及对应的带隙宽度，能够较为清晰地评价周期排桩减振效果，由图 7可知，随着土体弹性模量的增长，带隙的起始频率、截止频率均快速增长。

图 7 带隙随土体弹性模量的变化

Figure 7. Change of band gap with elastic modulus of soil

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8给出了带隙随土密度的变化情况，可见土体密度对带隙的影响程度相对弹性模量较小，而且随着土体密度的增大，带隙起始频率、截止频率和宽度都相应减小。

图 8 带隙随土体密度的变化

Figure 8. Change of band gap with soil density

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9给出了带隙随填充率的变化情况，可见完全带隙的起始频率、截止频率和宽度随填充率的增加而增加，且六边形周期排桩结构在相同土体弹性模量、密度、排桩填充率条件下，各项量值均高于正方形周期排桩结构。综上，土体的弹性模量及填充率对周期排桩结构的带隙有较大的影响，土体密度影响相对较小，在进行周期排桩设计时，应充分考虑材料的弹性模量，并通过增加桩半径的方式来增加完全带隙的宽度；当需要隔离低频振动时，可以选择正方形排布的排桩形式，当需要隔离较高和较宽频的振动时，可选择六边形排布的排桩形式。

图 9 带隙随排桩填充率的变化

Figure 9. Change of band gap with filling ratio of row piles

下载: 全尺寸图片幻灯片

4. 结论

（1）运用区域分解结合零空间技术，能够有效克服周期性排桩结构中桩土参数畸变、型函数构造中边界依赖等问题，实现带隙的高效准确求解，相较于COMSOL有限元法，计算效率提高约3倍以上。

（2）周期排桩带隙计算结果表明，土体弹性模量与排桩填充率是影响带隙的主要因素。土的弹性模量和填充率越大，带隙的起始频率、截止频率和带隙宽度越大；相较于正方形布置的周期排桩，六边形布置时可以获得较高的起始频率、截止频率和带隙宽度。

图 1 颗粒级配曲线

Figure 1. Grain-size distribution curve

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 环刀取样图

Figure 2. Taking samples by ring knife

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 14 d土体体积含水率变化图

Figure 3. Change of water content during 14-day curing period

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 燕麦根系加固土裂缝图

Figure 4. Cracks in oat root-reinforced soil

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 14 d土体电导率变化图

Figure 5. Change of electrical conductivity during 14-day curing period

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 100 kPa下土体剪应力与剪切位移关系曲线

Figure 6. Relationship between shear stress and displacement at 100 kPa

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 200 kPa下土体剪应力与剪切位移关系曲线

Figure 7. Relationship between shear stress and displacement at 200 kPa

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 300 kPa下土体剪应力与剪切位移关系曲线

Figure 8. Relationship between shear stress and displacement at 300 kPa

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 4种工况土体抗剪强度包线对比

Figure 9. Comparison of shear strengths for four treatment conditions

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 试验方案

Table 1 Experimental program

变量	方案
试样类型	纯土、燕麦根系加固土、β葡聚糖加固土燕麦-β葡聚糖联合法加固土
电导率	植物生长期间,每隔24 h测量记录
含水率	植物生长期间,每隔 24 h 测量记录
直剪试验	生长初期（第7天）及后期（第14天）进行

下载: 导出CSV

表 2 4种工况土体抗剪强度指标

Table 2 Parameters of shear strength for four treatment conditions

类型	初期		后期
类型	c/kPa	φ/(°)	c/kPa	φ/(°)
纯土	0	24.5	0	24.7
β葡聚糖加固土	2.676	25.8	0.045	25.5
燕麦根系加固土	2.908	26.9	3.069	28.3
燕麦-β葡聚糖联合法加固土	5.023	27.8	3.313	29.2

下载: 导出CSV

参考文献(22)

[1]	赵森, 曾芳金, 王军, 等. 絮凝-真空预压加固吹填淤泥试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2016, 35(6): 1291-1296. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201606022.htm ZHAO Sen, ZENG Fang-jin, WANG Jun, et al. Experimental study of flocculation combined with vacuum preloading to reinforce silt foundation[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016, 35(6): 1291-1296. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201606022.htm
[2]	倪静, 朱颖, 陈有亮, 等. 循环荷载作用下竖向排水板加固软黏土的孔隙水压力累积特性研究[J]. 岩土力学, 2016, 37(2): 383-389, 398. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201602011.htm NI Jing, ZHU Ying, CHEN You-liang, et al. Cumulative pore water pressure behaviour of soft clays installed with prefabricated vertical drains under cyclic loads[J]. Rock and Soil Mechanics, 2016, 37(2): 383-389, 398. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201602011.htm
[3]	ŚWITALA B M, ASKARINEJAD A, WU W, et al. Experimental validation of a coupled hydro-mechanical model for vegetated soil[J]. Géotechnique, 2018, 68(5): 375-385. doi: 10.1680/jgeot.16.P.233
[4]	王元战, 刘旭菲, 张智凯, 等. 含根量对原状与重塑草根加筋土强度影响的试验研究[J]. 岩土工程学报, 2015, 37(8): 1405-1410. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201508011.htm WANG Yuan-zhan, LIU Xu-fei, ZHANG Zhi-kai, et al. Experimental research on influence of root content on strength of undisturbed and remolded grassroots-reinforced soil[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2015, 37(8): 1405-1410. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201508011.htm
[5]	GONZALEZ-OLLAURI A, MICKOVSKI S B. Plant-soil reinforcement response under different soil hydrological regimes[J]. Geoderma, 2017, 285: 141-150. doi: 10.1016/j.geoderma.2016.10.002
[6]	EAB K H, LIKITLERSUANG S, TAKAHASHI A. Laboratory and modelling investigation of root-reinforced system for slope stabilisation[J]. Soils and Foundations, 2015, 55(5): 1270-1281. doi: 10.1016/j.sandf.2015.09.025
[7]	MICKOVSKI S B, VAN-BEEK L P H. Root morphology and effects on soil reinforcement and slope stability of young vetiver (Vetiveria zizanioides) plants grown in semi-arid climate[J]. Plant and Soil, 2009, 324(1/2): 43-56.
[8]	王元战, 刘旭菲, 张智凯. 草根加筋土渗透性和强度试验研究[J]. 防灾减灾工程学报, 2017, 37(1): 140-147. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-DZXK201701022.htm WANG Yuan-zhan, LIU Xu-fei, ZHANG Zhi-kai. Experimental research on permeability and strength of grassroots-reinforced soil[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigationg Engineering, 2017, 37(1): 140-147. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-DZXK201701022.htm
[9]	CHEN C H, WU L, PERDJON M, et al. The drying effect on xanthan gum biopolymer treated sandy soil shear strength[J]. Construction and Building Materials, 2019, 197: 271-279.
[10]	CHANG I, PRASIDHI A K, IM J, et al. Soil treatment using microbial biopolymers for anti-desertification purposes[J]. Geoderma, 2015: 39-47.
[11]	CHANG I, IM J, CHO G-C. Introduction of microbial biopolymers in soil treatment for future environmentally- friendly and sustainable geotechnical engineering[J]. Sustainability, 2016, 8(3): 251. doi: 10.3390/su8030251.
[12]	FATEHI H, ABTAHI S M, HASHEMOLHOSSEINI H, et al. A novel study on using protein based biopolymers in soil strengthening[J]. Construction and Building Materials, 2018, 167: 813-821.
[13]	HATAF N, GHADIR P, RANJBAR N. Investigation of soil stabilization using chitosan biopolymer[J]. Journal of Cleaner Production, 2018, 170: 1493-1500.
[14]	CHANG I, CHO G C. Shear strength behavior and parameters of microbial gellan gum-treated soils: from sand to clay[J]. Acta Geotechnica, 2019, 14(2): 361-375.
[15]	KHATAMI H R, O'KELLY B C. Improving mechanical properties of sand using biopolymers[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2013, 139(8): 1402-1406.
[16]	CHANG I, CHO G C. Strengthening of Korean residual soil with β-1, 3/1, 6-glucan biopolymer[J]. Construction and Building Materials, 2012, 30: 30-35.
[17]	杨才. 有机燕麦生产[M]. 北京: 中国农业大学出版社, 2010. YANG Cai. Organic Oat Production[M]. Beijing: China Agricultural University Press, 2010. (in Chinese)
[18]	公路路基设计规范：JTG D30—2015[S]. 2015. Specifications for Design of Highway Subgrades: JTG D30—2015[S]. 2015. (in Chinese)
[19]	土工试验方法标准：GB/T 50123—2019[S]. 2019. Standard for Geotechnical Testing Method: GB/T 50123—2019[S]. 2019. (in Chinese)
[20]	周星妍, 曾红玲, 王遵娅, 等. 2018年中国气候主要特征及主要天气气候事件[J]. 气象, 45(4): 543-552. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-QXXX201904009.htm ZHOU Xing-yan, ZENG Hong-ling, WANG Zun-ya, et al. Climatic characteristics and major meteorological events over China in 2018[J]. Meteorological Monthly, 45(4): 543-552. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-QXXX201904009.htm
[21]	MÖLLER A, MÜLLER H W, ABDULLAH A, et al. Urban soil pollution in Damascus, Syria: concentrations and patterns of heavy metals in the soils of the Damascus Ghouta[J]. Geoderma, 2005, 124(1/2): 63-71.
[22]	周成, 路永珍, 黄月华. 香根草加固不同含水率膨胀土的侧限膨胀和直剪试验[J]. 岩土工程学报, 2016, 38(2): 30-35. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC2016S2005.htm ZHOU Cheng, LU Yong-zhen, HUANG Yue-hua. Oedometer expansion and direct shear tests on vetiver root-reinforced expansive soil with different water contents[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2016, 38(2): 30-35. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC2016S2005.htm