季冻区水平和立体加筋土体防冻胀融沉效果研究

孙若晗; 刘润; 王晓磊; 张欢

doi:10.11779/CJGE2024S10025

季冻区水平和立体加筋土体防冻胀融沉效果研究 English Version

孙若晗^{1, 2,},
刘润^2, ,,
王晓磊³,
张欢⁴

1.
天津理工大学海洋能源与智能建设研究院, 天津 300384
2.
水利工程智能建设与运维全国重点实验室(天津大学), 天津 300350
3.
河北工程大学土木工程学院, 河北邯郸 056038
4.
四川川交路桥有限责任公司, 四川广汉 618300

详细信息

作者简介:
孙若晗(1990—)，女，讲师，主要从事土-结构相互作用方面试验和数值模拟研究。E-mail: sunruohan@tju.eedu.cn

通讯作者:
刘润，E-mail: liurun@tju.edu.cn

中图分类号: TU433
计量
- 文章访问数: 109
- HTML全文浏览量: 14
- PDF下载量: 20
出版历程
- 收稿日期: 2024-04-30
- 刊出日期: 2024-07-31

Effects of horizontal and three-dimensional reinforcement on frost-heaving and thawing-settlement in seasonally frozen soils

SUN Ruohan^{1, 2,},
LIU Run^2, ,,
WANG Xiaolei³,
ZHANG Huan⁴

1.
Institute of Marine Energy and Intelligent Construction, Tianjin University of Technology, Tianjin 300384, China
2.
State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Intelligent Construction and Operation, Tianjin University, Tianjin 300350, China
3.
School of Civil Engineering, Hebei University of Engineering, Handan 056038, China
4.
Sichuan Chuanjiao Road & Bridge Co., Ltd., Guanghan 618300, China

摘要

摘要: 冻胀融沉是季节性冻土区建筑物破坏的主要原因，实际应用表明，土工合成材料加筋路基具有良好的抗冻融循环损伤能力，然而不同加筋形式的有益影响尚未被量化。针对四川阿坝地区典型季节性冻土，开展了水平及立体加筋土冻融循环试验及平板载荷试验，研究了冻融循环对加筋土和未加筋土力学性能的影响，对比了水平加筋及立体加筋土的防冻胀融沉效果。研究发现：水平加筋和立体加筋均可一定程度上抑制土体的冻胀融沉，提高冻融循环后土体的承载力，抑制冻融循环的弱化作用。立体加筋加固效果优于水平加筋。经过5次冻融循环后，水平加筋使冻胀隆起和融化沉降分别减少5%，6%，立体加筋使冻胀隆起和融化沉降分别减少4%，17%；水平加筋对冻融循环土体的承载力和刚度分别提高75%，29%，立体加筋对冻融循环土体的承载力和刚度分别提高388%，40%。
- 冻融循环 /
- 季节性冻土 /
- 冻胀融沉 /
- 水平加筋 /
- 立体加筋
Abstract: The frost heaving and thaw-induced settlement is the primary causes of structural damage in the areas with seasonally frozen soils. Practical applications have demonstrated that the roadbeds reinforced with geosynthetic materials exhibit excellent resistance to cyclic frost-thaw damage. However, the beneficial effects of various forms of reinforcement have not been quantified. To address this gap, the freeze-thaw cycle tests and plate-load tests are conducted on soil samples, horizontally or three-dimensionally reinforced, collected from a representative seasonal frozen soil site in the Aba area, Sichuan Province. The effects of freeze-thaw cycle on the mechanical properties of the reinforced soil are compared to those of unreinforced soil. Additionally, a comparative analysis of the mitigation effects of frost-heaving, thawing-settlement and bearing capacity is performed between the horizontally and three-dimensionally reinforced soils. The study reveals that the frost-heaving and thawing-settlement in the soils can be effectively mitigated by both the horizontal and three-dimensional reinforcements. Moreover, these reinforcement methods enhance the post-freeze-thaw bearing capacity of the soils and counteract the weakening effects of freeze-thaw cycles. Notably, the three-dimensional reinforcement demonstrates a superior reinforcing effect in comparison to the horizontal reinforcement. Following five freeze-thaw cycles, the horizontal reinforcement results in a 5% reduction in the frost-heave and a 6% reduction in the thaw-induced settlement, while the three-dimensional reinforcement yields a 4% reduction in the frost heave and a 17% reduction in the thaw-induced settlement. The horizontal reinforcement enhances the bearing capacity and stiffness of freeze-thaw cyclic soil by 75% and 29%, respectively. In contrast, the three-dimensional reinforcement significantly improves the bearing capacity and stiffness of the freeze-thaw cyclic soils by 388% and 40%, respectively.
- freeze-thaw /
- seasonally frozen soil /
- frost-heaving and thawing-settlement /
- horizontal reinforcement /
- three-dimensional reinforcement

HTML全文

0. 引言

白鹤滩水电工程最大坝高289.0 m,水库蓄水后上下游水头差在200 m以上,坝址区地下水流速大,传统的Darcy线性渗透定律不再适用,渗流场中水力梯度变化大的区域都可能出现非线性流状态,而渗流规律直接影响岩体渗流与稳定分析^[1-2]。对于非线性流可以用Forchheimer方程刻画流速和水力坡降的非线性关系^[3-8]。目前为止,对于非线性井流问题的解析解研究较多,例如,Sen^[9-13]基于Boltzmann变换方法推得一种特殊形式的非线性井流解析解。Wen等^[14-17]基于Boltzmann变换求解承压含水层中非线性井流解析解。同时,Wen等^[18]证明了Boltzmann变换只能是一种近似的非线性井流解析解。此外,Camacho等^[19]指出Boltzmann变换不能用来解决非线性非稳定井流动问题。Wen等^[20-21]采用线性化方法与拉普拉斯变换求解非线性非稳定承压含水层井流问题。同时,很多学者基于Forchheimer方程对非线性流进行了数值求解。Mathias等^[22]、Choi等^[23]、Wu^[24-25]和Ewing等^[26]采用有限差分格式模拟非线性流,而Ewing等^[27]、Kolditz^[28]提出基于有限元方法的非线性流数值模拟方法。这些解析方法和数值方法研究大都处于理论和方法上的探索,并没有在实际工程中得到应用验证。实际应用中,由于非线性渗透的Forchheimer方程中水力梯度是流量的二阶（或m阶）多项式函数,如何确定关系式中的系数也是解决非线性渗透的最关键问题之一,而上述解析方法和数值方法都没有很好解决确定关系式中系数的问题。

对于错动带渗透性以往一般可通过室内或现场渗透试验基于Darcy定律确定渗透系数（周志芳等^[29-31]）。也可以根据常规压水试验,通过经验公式计算出渗透系数。但是问题在于当大坝上下游水头差大于200 m的情况下,坝址区错动带的渗透大都处于非线性流状态。对于岩体结构面非线性流及渗透参数的确定成果也不少,胡少华等^[32]通过开展岩石单裂隙不同粗糙起伏、水力梯度及法向荷载作用下的非线性渗流特性室内试验,研究了裂隙非线性渗流特征与发生机制；李文亮等^[33]研究了不同围压下破碎花岗岩非线性渗流特性试验。但这些成果几乎都是在室内小尺度岩样试验基础上获得的,如何在现场通过简单、可行的原位试验获取错动带非线性流渗透参数是一个非常有实用价值的问题。只有获取错动带非线性流渗透参数,才能正确表征岩体在高渗压、大水力梯度条件下的渗透特性,才能使工程防渗系统的设计有可靠的理论依据,才能使渗流场的分析和渗控系统的安全性评价符合工程实际。

1. 试验原理和方法

1.1 试验原理

错动带广义非线性流Forchheimer方程为

$J = a v + b v^{m}$ ,

(1)

式中,J为错动带水力坡降,a,b为非线性流渗透参数,v为渗透速度,m为参数,当m=2时,即为Forchheimer方程,且

$a = \frac{1}{K}$ ,

(2)

K为错动带线性流（Darcy流）情况下的渗透系数。

完整井流条件下,由方程（1）得

$- \frac{d H}{d r} = a \frac{Q}{2 π r M} + b {(\frac{Q}{2 π r M})}^{m}$ 。

(3)

式中 M为错动带透水介质厚度；Q为压（注）水试验时压水稳定流量； $r$ 为以试验孔轴心为原点的径向距离；H为以试验孔轴心为原点、半径为 $r$ 处的水头（图1）。

图 1 压水试验示意图

Figure 1. Schematic graph of pressure water tests

下载: 全尺寸图片幻灯片

假定试验孔半径为 $r_{w}$ ,对应水头为 $h_{w}$ ；半径为 $r$ 处观测孔的水头为 $h$ 。

由方程（3）得

$- \int_{h_{w}}^{h} d H = \int_{r_{w}}^{r} [a \frac{Q}{2 π r M} + b {(\frac{Q}{2 π r M})}^{m}] d r$ ,

(4)

积分后

$h_{w} - h = a \frac{Q}{2 π M} ln \frac{r}{r_{w}} + b {(\frac{Q}{2 π M})}^{m} \frac{1}{1 - m} (r^{1 - m} - r_{w}^{1 - m})$ ,

(5)

由式（5）可以求得

$b = \frac{(h_{w} - h - a \frac{Q}{2 π M} ln \frac{r}{r_{w}}) (1 - m)}{{(\frac{Q}{2 π M})}^{m} (r^{1 - m} - r_{w}^{1 - m})}$ 。

(6)

根据式（6）得出不同流量、水压对应的错动带非线性流渗透参数,由此可以计算不同水压对应的错动带非线性流渗透参数的平均值。

注意到压强 $Δ p = h γ_{w}$ ,其中 $γ_{w}$ 为水的重度,等于9.8 kN/m³；而压强1MPa=10⁶ N/m²,因此1 MPa的压强 $Δ p$ 近似等于水头 $h$ 为100 m。

1.2 试验场地

试验场地位于金沙江河段的白鹤滩水电站。白鹤滩水电站为混凝土双曲拱坝,坝顶高程834.0 m,最大坝高289.0 m,水库正常蓄水位为825.0 m,水库总库容206.27亿m³,装机容量16000 MW,多年平均发电量640.95亿kW∙h。

坝址区的峨眉山组玄武岩共划分为11个岩流层,各岩流层顶部凝灰岩层中发育缓倾角、贯穿性的层间错动带,岩层向SE倾斜。其中层间错动带C₂、C₃和C₄位于水库蓄水位以下,对地下厂房渗透稳定性有直接影响。由于层间错动带沿着原有的岩流层顶部凝灰岩发生不同程度的构造错动,对错动带两侧玄武岩影响小,错动带两侧的影响带基本不存在相互连通的网络裂隙,多以对渗流不起作用的死端裂隙为主,试验研究层间错动带渗透性时忽略了错动带两侧的影响带。在2015年11月15日至2015年12月20日和2017年8月25日至2017年9月22日两次现场专门对玄武岩错动带渗透性开展试验。采用的主要试验方法有：振荡试验、注水试验、压水试验（渗透破坏试验）。

左岸目标试验段为C₂层间错动带,右岸目标试验段为C₃、C₄层间错动带。左岸试验点高程为659,636和570 m,距金沙江的直线距离约为800,754和980 m,右岸试验点高程为570 m和620 m,距金沙江的直线距离约为450和620 m（如图2所示）。试验期间金沙江的江水位约为590 m。

图 2 试验现场位置示意图

Figure 2. Schematic graph of test site

下载: 全尺寸图片幻灯片

对于左岸C₂层间错动带在2015年和2017年进行了两次专门的现场水文地质试验,其中在2017年第二次试验还选择了2个位置开展专门试验。其中左岸尾闸通气兼安全洞内开展的试验较为成功,布设了5个试验孔,孔位呈十字形分布。孔口地面高程为570 m,相应的试验孔编号为CZK51-0、CZK51-1、CZK51-2、CZK51-3和CZK51-4（如图3）。钻孔CZK51水位稳定后,测得钻孔稳定水位埋深均在距地面0.2 m附近。C₂错动带出露深度如图3所示,错动带平均出露厚度为0.45 m,包含上下围岩破碎带的平均厚度为1.0 m。

图 3 C₂钻孔(CZK51)布置图

Figure 3. Illustration of boreholes (CZK51) in C₂

下载: 全尺寸图片幻灯片

对于右岸C₃层间错动带在位于右岸厂房引水下平段14号机位开展试验,共布设了4个试验孔,孔口地面高程为570 m,相应的试验孔编号依次为CZK68-1、CZK68-2、CZK68-3和CZK68-4（如图4）。钻孔完成钻进后,采用高压清水进行洗孔处理,并对钻孔内情况进行钻孔电视记录。待钻孔水位稳定后,测得钻孔稳定水位埋深均在距地面0.2 m。

图 4 C₃钻孔(CZK68)布置图

Figure 4. Illustration of boreholes (CZK68) in C₃

下载: 全尺寸图片幻灯片

根据钻孔电视记录和钻孔岩芯编录成果,钻孔中C₃错动带出露深度如图4所示,平均出露厚度为0.36 m。以各钻孔C₃错动带出露的顶部计算,其出露起伏角为6.95,以各钻孔C₃错动带出露的底部计算,其出露起伏角为7.03,两次计算均值为6.99。

对于右岸C₄层间错动带,试验场地位于右岸排水廊道RPL5-2与RPL5-4的交汇处,共布设5个试验孔,孔口地面高程为620 m,相应的试验孔编号依次为CZK88-0、CZK88-1、CZK88-2、CZK88-3和CZK88-4（如图5）。钻孔完成钻进后,采用高压清水进行洗孔处理,并对钻孔内情况进行钻孔电视记录。

图 5 C₄钻孔(CZK88)布置图

Figure 5. Illustration of boreholes (CZK88) in C₄

下载: 全尺寸图片幻灯片

根据钻孔电视记录和钻孔岩芯编录成果,钻孔中C₄错动带出露深度如图5所示,平均出露厚度为0.68 m。待钻孔水位稳定后,测得钻孔稳定水位埋深分别为：0.96 m（CZK88-0）,0.87 m（CZK88-1）,0.87 m（CZK88-2）,0.9 m（CZK88-3）和1.28 m（CZK88-4）。

1.3 试验方案

（1）试验孔的设置

根据前期试验和水文地质资料,C₂错动带试验将CZK51-3定为压水孔,其余4个钻孔为观测孔；C₃错动带试验将CZK68-2定为压水孔,其余3个为观测孔；C₄错动带试验将CZK88-0定为压水孔,其余4个钻孔为观测孔。

（2）压力阶段设计

压水试验采用梯级升降压法,先进行升压试验,再进入降压阶段。结合现场试验情况,对不同试验设计了不同的升降压力过程。

CZK51-3试验压力阶段设置为0.3→0.5→0.7→ 1.0→1.5→0.7→0.3 MPa；其中0.3～0.7 MPa 3个阶段均加载了80 min,1 MPa阶段加压180 min,后3个阶段分别加载时间为60,35和25 min。

CZK88-0试验压力阶段设置为0.3→0.5→0.7→ 1.0→1.5→2.0→2.5→3→3.5→3→2.5→2.0→1.5→1.0→0.7→0.5→0.3 MPa,其中3 MPa之前的阶段均加载了80 min,3 MPa加载了210 min,3.5 MPa阶段持续了250 min,随后的降压阶段,除0.5 MPa时加载了20 min之外,其他阶段均持续了30 min。

CZK68-2试验压力阶段设置为0.3→0.5→0.7→ 1.0→1.5→1.0→0.7→0.5→0.3 MPa。

为了保证在每一个压力段期间地下水运动能达到稳定,每级压力试验时间都足够长,待压水孔处流量稳定后方可进入下一压力阶段的试验。

（3）监测数据的记录

利用数据采集与处理系统（FEC-GJ3000）,记录压水孔的流量和注水压力变化情况,其余观测孔的水位,采用电子探头的形式自动记录。

2. 非线性流渗透参数计算确定

首先在各孔中做微水试验、低水头注水试验^[29-31],确定错动带线性流情况下的平均渗透系数值。微水试验和低水头注水试验共取得了45组试验渗透系数值,按CZK51、CZK68和CZK88三个试验场地分别统计出C₂、C₃和C₄错动带线性流情况下的平均渗透系数值为6.53×10^-2 cm/s,2.12×10^-3 cm/s和1.88×10^-1 cm/s。由式（2）可计算出C₂、C₃和C₄错动带非线性渗透参数a值为15.31,471.70和5.32 s/cm。

根据各次试验的试验孔压力、试验孔与观测孔水头差 $h_{w}$ - $h$ 、试验孔稳定的压水流量Q、试验孔与观测孔距离r、错动带厚度M和错动带非线性渗透参数a,由式（6）试代不同的m值,可以得到各次试验的非线性系数b,最终给出相对稳定的b值和所对应的m值如表1,2和3所示。

表 1 CZK51-3孔非线性系数b计算结果（m=0.5）

Table 1. Calculated results of nonlinear coefficient b of borehole CZK51-3（m=0.5）

试验孔CZK51-3		观测孔非线性系数b/(s²·cm^-2)
压力/MPa	Q/(cm³·s^-1)	CZK51-1	CZK51-2	CZK51-0	CZK51-4
0.3	1.50	8.18×10²	8.57×10²	1.04×10²	5.42×10²
0.5	22.83	4.30×10²	3.65×10²	4.44×10²	2.31×10²
0.7	133.33	2.67×10²	2.11×10²	2.56×10²	1.33×10²
1.0	190.00	3.26×10²	2.52×10²	3.06×10²	1.59×10²
备注	稳定值	r=447 cm	r=500 cm	r=400 cm	r=1000 cm
备注	稳定值	M=67.5 cm	M=32.5 cm	M=37.5 cm	M=27.5 cm

下载: 导出CSV

| 显示表格

表 2 CZK88-0孔非线性系数b计算结果（m=2）

Table 2. Calculated results of nonlinear coefficient b of borehole CZK88-0（m=2）

试验孔CZK88-0		观测孔非线性系数b/(s²·cm^-2)
压力/MPa	Q/(cm³·s^-1)	CZK88-1	CZK88-2	CZK88-3	CZK88-4
0.3	0.59	7.03×10⁸	1.57×10⁹	5.89×10⁸	2.03×10⁹
0.5	1.14	5.66×10⁸	7.13×10⁸	5.32×10⁸	9.25×10⁸
0.7	0.86	1.64×10⁹	1.73×10⁹	1.57×10⁹	2.25×10⁹
1.0	0.71	3.84×10⁹	3.64×10⁹	3.73×10⁹	4.73×10⁹
1.5	1.25	2.00×10⁹	1.75×10⁹	1.95×10⁹	2.27×10⁹
2.0	4.48	2.17×10⁸	1.83×10⁸	2.13×10⁸	2.38×10⁸
2.5	5.38	1.92×10⁸	1.59×10⁸	1.89×10⁸	2.06×10⁸
3.0	7.50	1.20×10⁸	9.79×10⁷	1.18×10⁸	1.27×10⁸
备注	稳定值	r=200 cm	r=300 cm	r=400 cm	r=600 cm
备注	稳定值	M=40.0 cm	M=35.0 cm	M=40.0 cm	M=40.0 cm

下载: 导出CSV

| 显示表格

表 3 CZK68-2孔非线性系数b计算结果（m=2）

Table 3. Calculated results of nonlinear coefficient b of borehole CZK68-2（m=2）

试验孔CZK68-2		观测孔非线性系数b/(s²·cm^-2)
压力/MPa	Q/(cm³·s^-1)	CZK68-1	CZK68-3	CZK68-4
0.3	1.18	4.78×10⁸	4.08×10⁸	5.29×10⁸
0.5	0.78	1.80×10⁹	1.53×10⁹	1.99×10⁹
0.7	0.93	1.76×10⁹	1.50×10⁹	1.95×10⁹
1.0	1.37	1.16×10⁹	9.88×10⁸	1.28×10⁹
1.5	5.52	1.06×10⁸	9.02×10⁷	1.17×10⁸
备注	稳定值	r=100 cm	r=200 cm	r=300 cm
备注	稳定值	M=37.5 cm	M=35.0 cm	M=40.0 cm

下载: 导出CSV

| 显示表格

分析非线性系数b值、m值大小变化可能与错动带的充填物类型和结构有关。C₂、C₃和C₄错动带充填物岩性都是紫红色凝灰岩,C₂层间错动带的岩芯主要以碎粒状和碎块状凝灰岩为主,而C₃错动带以短柱状凝灰岩为主,C₄错动带则以短柱状、碎块状凝灰岩为主。m值的取值一般在1.5至2.0之间。由表1看出m=0.5,非线性系数b值相对稳定,但量级上远小于C₃、C₄层间错动带非线性系数b值。分析其原因认为是由于高压压水试验过程中,原来错动带连通性较差孔隙在高压水作用下形成了贯通的优势流通道,导致相同压力下的压水量大幅增加。由表2和3看出C₃、C₄层间错动带m=2,符合非线性流Forchheimer方程,非线性系数b值相对较为稳定,变化不大。

根据表1～3,各次试验错动带C₂、C₃和C₄的非线性系数b求得统计平均值为3.49×10² s²/cm²、7.00×10⁸ s²/cm²和6.80×10⁸ s²/cm²（如表4）。

表 4 不同错动带非线性参数汇总表

Table 4. Summary of nonlinear parameters of different shear zones

错动带编号	C₂	C₃	C₄
a/(s·cm^-1)	15.31	471.70	5.32
b/(s²·cm^-2）	3.49×10²	7.00×10⁸	6.80×10⁸

下载: 导出CSV

| 显示表格

依据表4计算得到的C₂、C₃和C₄错动带非线性参数a和b代入式（1）中,可以得到C₂、C₃和C₄错动带水力坡降随地下水流速的变化关系曲线,如图6所示。

图 6 各错动带水力坡降随流速变化曲线

Figure 6. Variation of hydraulic gradient with flow velocity in different shear zones

下载: 全尺寸图片幻灯片

从图6看出,在试验阶段错动带C₂,C₃和C₄水力坡降随地下水流速的变化呈明显的非线性关系,表明原位测试方法选择的压水孔和测试孔之间的距离是合适的。

为了进一步检验计算结果的可靠性,根据Forchheimer方程定义非线性程度影响系数β ^[32],

$β = \frac{b {(\frac{Q}{2 π r M})}^{m}}{a \frac{Q}{2 π r M} + b {(\frac{Q}{2 π r M})}^{m}}$ ,

(7)

$β$ 表示非线性项占优程度, $β$ 愈大非线性占优程度愈高。 $β$ 值大于50%时,非线性项占优,以非线性流为主,反之线性流为主。有学者研究认为,在实际水利工程中 $β$ 值大于10%就可以认为是非线性流^[34]。

依据表4计算得到的C₂、C₃和C₄错动带非线性参数a,b和m值代入式（7）中,计算得到观测孔位置的 $β$ 值如表5所示。

表 5 非线性程度影响系数β计算结果

Table 5. Calculated results of nonlinear degree coefficient β

错动带编号	试验孔	β
错动带编号	试验孔	最小值	最大值
C₂	CZK51-3	97.68%	99.99%
C₃	CZK68-2	93.91%	99.99%
C₄	CZK88-0	99.83%	100.00%

下载: 导出CSV

| 显示表格

由表5看出,高压压水试验过程中压水孔和测试孔之间非线性项占绝对优势,地下水的运动状态均为非线性流,也再次说明原位测试方法选择的压水孔和测试孔之间的距离是合适的。

3. 结论

文章基于广义非线性渗透的Forchheimer方程,提出了一种确定错动带非线性流渗透参数的原位试验方法,结合白鹤滩水电工程对错动带C₂,C₃和C₄开展了钻孔高压压水试验,计算得到了错动带非线性流渗透参数。结论如下：

（1）非线性系数b值、m值的稳定性与错动带的充填物类型和结构有关。C₂层间错动带m=0.5,非线性系数b值相对稳定,但量级上远小于C₃,C₄层间错动带非线性系数b值。C₃,C₄层间错动带m=2,非线性系数b值相对较为稳定,变化不大。

（2）根据非线性程度影响系数β计算判别,高压压水试验过程中压水孔和测试孔之间非线性项占绝对优势,地下水的运动状态均为非线性流,说明原位测试方法选择的压水孔和测试孔之间的距离、压力梯级变化是合适的。

（3）如果高压压水试验忽略试验水流处于非线性流状态,采用线性流公式计算、分析渗流场和工程防渗系统设计将给渗控系统的安全性评价带来不确定性。

（4）白鹤滩水电工程现场试验验证表明,错动带非线性渗透参数的原位试验方法不仅理论严密,而且具有试验过程简单、易操作,获取的参数齐全、精度高等优点,因此有很好的推广应用价值。

图 1 试验装置示意图

Figure 1. Schematic of test devices

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 土工格栅及土工格室示意图

Figure 2. Schematic of geogrid and geocell

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 土工格栅/格室加筋地基示意图

Figure 3. Schematic diagram of geogrid/geocell reinforced foundation

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 冻融循环过程中土体的热电偶布置示意图

Figure 4. Layout of thermocouple in clay sands during freeze-thaw cycle

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 一次冻融循环过程中土工格栅/格室加筋土与未加筋土温度随时间的变化曲线

Figure 5. Temperature evolution of geogrid/geocell-reinforced soil and unreinforced soil with time during one freeze-thaw cycle

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 一次冻融循环过程中的冻胀演化曲线

Figure 6. Frost-heave under one freeze-thaw cycle

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 每次冻融循环后非加筋土和加筋工况下土体的冻胀

Figure 7. Frost-heave of unreinforced and reinforced sands after each F-T cycle

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 不同冻融循环次数加固及未加固地基荷载-沉降曲线

Figure 8. Load-settlement curves of reinforced and unreinforced clay sands with different freeze-thaw cycles

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 模型试验组别

Table 1 Details of model tests

试验编号	试验材料	冻融循环次数	温度监测	冻胀监测	平板加载试验
GR-1	未加筋土体	0	否	否	是
GR-2		1	是	是	是
GR-3		5	是	是	是
GR-4	土工格栅水平加筋土体	0	否	否	是
GR-5		1	是	是	是
GR-6		5	否	是	是
GC-7	土工格室立体加筋土体	0	否	否	是
GC-8		1	是	是	是
GC-9		5	否	是	是

下载: 导出CSV

参考文献(10)

[1]	孙静, 公茂盛, 熊宏强, 等. 冻融循环对粉砂土动力特性影响的试验研究[J]. 岩土力学, 2020, 41(3): 747-754. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX202003004.htm SUN Jing, GONG Maosheng, XIONG Hongqiang, et al. Experimental study of the effect of freeze-thaw cycles on dynamic characteristics of silty sand[J]. Rock and Soil Mechanics, 2020, 41(3): 747-754. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX202003004.htm
[2]	JIE H, YAN J. Use of geosynthetics for performance enhancement of earth structures in cold regions[J]. Sciences in Cold and Arid Regions, 2013, 5(5): 517. doi: 10.3724/SP.J.1226.2013.00517
[3]	ZHAO R F, ZHANG S N, GAO W, et al. Factors effecting the freeze thaw process in soils and reduction in damage due to frosting with reinforcement: a review[J]. Bulletin of Engineering Geology and the Environment, 2019, 78(7): 5001-5010. doi: 10.1007/s10064-018-1430-3
[4]	SAVAGE B M. Use of geogrids for limiting longitudinal cracking in roads on permafrost[R]. Alaska: State of Alaska, Department of Transportation and Public Facilities, 1991.
[5]	苏艺, 许兆义, 王连俊. 青藏高原多年冻土区铁路加筋路堤的变形特征研究[J]. 岩土工程学报, 2004, 26(1): 115-119. http://cge.nhri.cn/cn/article/id/11349 SU Yi, XU Zhaoyi, WANG Lianjun. Study on deformation characters of reinforced embankment in permafrost regions of Qinghai-Tibet Railway[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2004, 26(1): 115-119. (in Chinese) http://cge.nhri.cn/cn/article/id/11349
[6]	陈榕, 王喜强, 郝冬雪, 等. 季节性冻土中土工格栅加筋特性试验研究[J]. 岩土工程学报, 2019, 41(6): 1101-1107. doi: 10.11779/CJGE201906014 CHEN Rong, WANG Xiqiang, HAO Dongxue, et al. Experimental investigation on reinforced characteristics of geogrids in seasonal frozen soil[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2019, 41(6): 1101-1107. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE201906014
[7]	HENRY K, OLSON J P, FARRINGTON S, et al. Improved performance of unpaved roads during spring thaw[R]. Vicksburg: US Army Corps of Engineers, Engineer Research and Development Center. 2005.
[8]	POKHAREL S K, MARTIN I, NOROUZI M, et al. Validation of geocell design for unpaved roads[C]//Proceedings of Geosynthetics 2015, Oregon, 2015.
[9]	HUANG M, LIN C, POKHAREL S K, TURA A, et al. Model tests of freeze-thaw behavior of geocell-reinforced soils[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2021, 49: 669-687.
[10]	CHEN J F, GUO X P, SUN R, et al. Physical and numerical modelling of strip footing on geogrid reinforced transparent sand[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2021, 49(2): 399-412. doi: 10.1016/j.geotexmem.2020.10.011

施引文献(3)

期刊类型引用(3)

1.	补约依呷，洪佳敏，高勇. 白鹤滩水电站地下厂区防渗排水系统设计. 大坝与安全. 2022(01): 8-13+19 . 百度学术
2.	周志芳，王哲，李雅冰，沈琪，李思佳，陈朦. 基于钻孔高压压水试验非线性流模拟计算错动带渗透参数. 工程地质学报. 2021(01): 197-204 . 百度学术
3.	周志芳，沈琪，石安池，庄超，陈朦，李鸣威. 白鹤滩水电工程左岸玄武岩层间错动带渗透破坏预测与防治模拟. 工程地质学报. 2020(02): 211-220 . 百度学术