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关于道砟加固土工格栅的实验室拉拔实验研究及离散元建模
本文对土工格栅加固铁路道砟的性能进行了评估，对影响道砟与土工格栅相互作用的关键参数进行了实验研究。实验结果表明，三轴土工格栅比双轴土工格栅性能好，土工格栅孔径对性能的影响大过肋形与节点形对其的影响。采用离散元法模拟大箱拉拔实验，并与实验结果进行对比，建立道砟与土工格栅相互作用的数学模型，数值模拟结果表明，该方法能较好地预测土工格栅道砟加固系统的拉拔阻力，并能较好地反映系统的接触力分布。因此，标定后的土工格栅模型和采用块状模型模拟道砟颗粒对研究土工格栅与道砟颗粒之间的相互作用、优化压载性能具有重要意义。
关键词:抗拔试验;道砟;土工格栅;联锁;离散元模型
1.简介
在过去的几十年中，土工格栅已经成功地用于铁路轨道的加固。土工格栅可以放置在道砟层内，减少压载变形，延长养护周期约3.0倍，也可以放置在路基顶部，增加轨道基础承载力(Tensar 2009)。传统的双轴土工格栅具有较高的纵向和横向刚度，方形孔径，以适应道砟级配。三轴土工格栅的发展涉及到网格孔径形状从矩形到三角形的变化，这是一个更稳定的几何形状的结构效率(Tensar 2010)。大箱拉拔试验被认为是研究道砟/土工格栅相互作用中基础力学的合适方法。
Brown等人(2007)利用双轴土工格栅进行了一系列实验，研究了影响其性能的关键参数。他们发现最佳孔径尺寸是60-80毫米，用于大约50毫米大小的道砟颗粒。然而，提供最大连结力的三轴土工格栅的最佳几何形状尚不清楚。此外，影响压载土工格栅加固的其它关键参数如肋刚度、肋截面形状和节点强度还需要研究。离散单元法(DEM) (Cundall and Strack 1979)允许监测颗粒间接触力和颗粒位移的演化;这在实验室里是做不到的。
Zhang et al.(2008)利用PFC2D对土工格栅的拉拔行为进行了DEM模拟，并与实验结果进行了对比，结果显示了一定的一致性。此外，还介绍了如何使用PFC3D建模压载颗粒，以及如何连结块体(Lim和McDowell 2005, Lu和McDowell 2007)。McDowell等(2006)利用DEM对压载和双轴土工格栅进行建模，并通过小箱拉出实验进行验证仿真结果。他们发现土工格栅孔径尺寸与骨料尺寸的最佳配比应在1.4左右。
本文首先对不同类型的双轴和三轴土工格栅进行了大箱拉拔试验。这些试验旨在比较双轴和三轴土工格栅的性能，并研究影响土工格栅性能的关键参数土工格栅加固。在DEM模拟中，采用两颗粒簇模拟道砟颗粒，采用平行粘结球模拟双层土工格栅模型。对土工格栅模型的微参数进行了标定通过对土工格栅进行拉伸和旋转试验，确定土工格栅的刚度和强度。然后对土工格栅加固系统进行了模拟大箱拉拔试验，并与试验结果进行了对比，以期对土工格栅道砟加固的连结机理有一定的认识。
2. 大箱拉拔试验
2.1测试描述
一个典型的抗拔试验由关颖珊(2006)是在一个尺寸为200毫米宽300毫米长400毫米高的小木箱进行的。然而，由于小盒子的边界条件和被测孔径的减少，解释不可重复的拉出试验结果仍然是一项困难的任务。此外，Palmeira和Milligan(1989)在小规模试验中发现，由于箱体前内壁的摩擦，土与配筋之间的内摩擦角可能被严重高估。他们建议润滑正面，增加测试的规模。因此,一个更大的长400毫米宽600毫米高400毫米即四倍体积于小盒子的盒子用于这些实验拉拔力测试。图2为大箱拉拔试验原理图。箱内装有140公斤级配道砟，其中土工格栅层位于箱体中部，从箱体右侧壁上的缝隙中伸出。在栅格的两侧放置一层薄塑料膜，通过栅格的开口覆盖孔径，以防止栅格节点和栅格之间的集料卡槽。它大大提高了测试结果的可靠性和重复性。采用3kN容量的测压元件测量液压千斤顶的拉拔力，液压千斤顶以近似恒定的速度将土工格栅拉出。一个表盘测量位移间隔超过拉出距离50毫米。
在这些实验中，道砟的平均尺寸约为40mm，初始密度约为1458 kg/m3。双轴型和三轴型聚合物土工格栅如图3所示。
2.2实验结果
对6种土工格栅分别加0和0.5 kN的预载进行拉拔试验。所有测试土工格栅的摘要如表1所示。每种拉拔试验进行三次，以确保重复性。图4为双轴土工格栅SSLA30在附预加载0和0.5 kN时，拉拔力作为拉拔位移的函数的重复试验结果。可以看出三条曲线的重复性好。为了有效地评价这些土工格栅的性能，将每个土工格栅的平均峰值力进行比较，如图5所示。可见，随着土工格栅孔径的增大，平均峰值力增大，从而证实了双轴和三轴土工格栅孔径的大小直接影响颗粒-土工格栅联锁，从而产生拉拔阻力。此外，SS40的孔径尺寸为32毫米，由于太小，无法与道砟颗粒进行适当的联锁。
TG1土工格栅孔径形状和尺寸与TX130土工格栅相同，但肋截面形状不同，详见表1。取土工格栅平面为水平平面，TX130具有水平矩形截面,TG1有一个垂直的矩形截面，这使得TG1的肋在垂直平面上的弯曲更强，但在水平平面上的弯曲更弱，由于在弯曲轴上减小的面积的二阶矩。图5中的相对性能显示，TG1在0 kN加载时提供了更好的联锁功能，但在0.5 kN加载时提供的联锁功能更少。这可能是由于肋的弯曲刚度不同造成的，如图3c所示。在增加加载和联锁的情况下，肋板更容易变形在土工格栅平面上(Y方向)产生的拉出阻力减小。
另一个可以用肋形效应来解释的问题是，SSLA30土工格栅的性能明显优于SSLA20。SSLA20和SSLA30的方形孔径大小相同，为65 mm，但SSLA30的肋比SSLA20的肋厚(见表1)，具有更好的压载限制。对比SS40和SSLA20，可以明显看出，SSLA20(孔径为65 mm，肋条抗拉强度为20 kN/m)比SS40(孔径为32 mm，肋条抗拉强度为40 kN/m)与道砟颗粒的平均联锁更大，峰值力也更高。这表明，与肋片的抗拉强度相比，孔径尺寸在联锁中占主导地位。
土工格栅的拉拔阻力包括两个组成部分:沿纵向肋(横向肋的拉拔阻力较小)发生的界面剪切阻力和对横肋前部产生的承载力(Koerner et al. 1989)。。如图6所示，除了孔径形状不同外，TG1、Tx130、SSLA20和SSLA30对单个加固单元的覆盖面积大致相同。由图5可知，在0.5 kN的加载下，三轴土工格栅(TX130, TG1)的性能优于双轴土工格栅(SSLA20, SSLA30)。这种改进可以用图6中的几何图形来解释。对于双轴土工格栅，大部分的拉拔阻力来自于横肋上的轴承。三轴的土工格栅，非横向肋在纵向和横向上都承担着载荷，提供额外的阻力。因此，在相同的土工格栅面积下，三轴土工格栅比双轴土工格栅具有更大的拉拔阻力。此外,双轴土工格栅主要有两个方向的抗拉刚度。三轴土工格栅刚度三个主要方向,进一步加强的三角几何通过360◦提供刚度(Tensar 2010)。
3.大箱拉拔试验离散元模型(DEM)
3.1离散元素建模研究
采用离散单元法模拟复杂土体/集料土工格栅相互作用(Konietzky et al. 2004, McDowell et al. 2006, Zhang et al. 2007, 2008)。该数值模拟方法充分考虑了碎石颗粒与土工格栅的相互作用，再现了土工格栅的实际几何形状，并合理地分配了颗粒和土工格栅的性质，完全能够模拟碎石颗粒与土工格栅的相互作用。在该方法中，力位移定律适用于不同的单元粘结条件，运动定律控制着每个单元(球和墙)的运动和接触。Konietzky et al.(2004)和McDowell et al.(2006)最近的工作专注于聚集和土工格栅相互作用和模型约束效应。DEM研究的结果包括土工格栅与周围土体/骨料在三轴和小箱拉拔试验中的相互作用、接触力分布、变形和颗粒重排。模拟结果表明，由于连锁作用，土工格栅区域附近产生了强大的接触力。他们还发现，在土工格栅的上方和下方大约10厘米处可以看到一个明确的加固区，不过这将取决于团聚体的大小和土工格栅的类型.
3.2双轴土工格栅离散单元建模
图7a为Tensar双轴土工格栅的双层模型，每个孔径包含816个小颗粒。首先通过创建节点，然后通过在节点之间添加肋骨来执行模型设置。肋骨包括不同大小的球，以较小的球在肋骨的中心，以提供所需的几何形状。所有粒子通过平行键结合在一起，平行键作用于两个相互接触的粒子之间的圆形截面上，传递一个力和一个力矩(Itasca 2003)。需要注意的是，如图7b所示，X、Y方向平行键(黑色)与Z方向平行键(红色)不同。
Konietzky et al.(2004)通过三种不同的试验对土工格栅参数进行了标定:单肋试验、单节点试验和面内旋转试验。在破坏应变为10.5%时，单肋试验的破坏力为1.37 kN，在破坏应变为9.2%时，单节点试验的破坏力为1.26 kN。对于平面内旋转试验，平面内旋转刚度为0.79 Nm/°。根据刚度和强度进行了标定。图8和图9显示了拉伸试验的几何形状和仿真结果。单节点试验采用三个节点进行建模。将上节点固定，模拟结夹，在下一行粒子上施加恒定速度。采用与单结点试验相同的模型对单肋试验进行建模。在粒子的上行和下行都施加了恒定的速度。在试验过程中监测了轴向应变和颗粒上下两排的合力。在PFC3D中，平行键被描绘成一个弹性材料圆柱体。因此，土工格栅模型具有完美的线弹性。实验表明，在较大的应变下会发生一些较小的塑性变形，但在模拟中这些变形可以忽略不计。然后进行数值平面内旋转试验，如图10所示，尽量与实验结果吻合。四个圆(圆柱墙)和相邻的平面墙被用来定义一个没有尖角的刚性块，用来旋转网格。这些墙体(即砌块)的运动决定了墙体的转动，转动刚度由趋势线选择，如图10b所示，是一条简单的最优拟合线。显然，更好的匹配不会改变总体行为。表2为PFC3D中校准的参数集。这些微观力学参数可以细分为变形参数(平行粘结刚度)和强度参数(平行粘结强度)。
3.3拉拔试验数值模拟程序
图11显示了使用两个颗粒簇来表示每个道砟的大箱拉拔试验的数值模型。拉出箱体尺寸、土工格栅尺寸、位置与实验室实验相同。样品制备过程遵循实验样品制备。在准备样品的开始，在盒子的顶部生成一个球体的初始样品，没有重叠，然后扩展到它们的最终尺寸(40mm)。然后找到每个球的位置，然后球体被体积相同的两球团块所取代，颗粒簇的方向是随机的。在重力加速度的变化下，颗粒簇从98.1 m/s2逐渐减小到9.81 m/s2，直接沉积在拉出盒中，循环平衡。然后删除位于槽中部以上的块。然后，将槽下的剩余试样通过水平壁面循环加载压实。然后将土工格栅试件安装在槽的中间，土工格栅伸出槽外。为了防止土工格栅层在拉拔过程中穿过右边的土工格栅层，在槽附近形成了两堵无摩擦的土工格栅墙。由于PFC3D中的“软接触”方法，球体和墙壁重叠产生接触力，根据接触定律，球体有可能穿透墙壁。这将人为地增加拉出阻力。上半部分样品再次用同样的膨胀方法生成，用两个颗粒簇代替，然后压实并循环至平衡。为了使下半部分和上半部分的样品密度尽可能的一致，删除了基于土工格栅位置的大于200mm的上半块样品。然后系统再次被压缩。在实验拉拔试验中，放置一个略小于箱体内部尺寸的木块来加载。类似地，在顶部表面使用一个由600个平行结合球组成的模拟块来施加垂直载荷，如图11a所示。模拟块周围的球体是光滑的，以防止模拟块与拉出盒之间的套牢。恒定的加载是由加载球体的自重提供的，这些球体使用适当的密度来提供所需的加载。对于两颗粒簇的试样，考虑了两种不同的垂直载荷情况:0 kN和0.5 kN。图11c为本阶段模拟中嵌入土工格栅的两颗粒簇试样。样品中含有1605个两颗粒簇和6672个平行粘结球的土工格栅。在这些模拟中，颗粒的法向刚度和剪切刚度分别为
1.0times;108 N / m和墙的刚度相同的值作为粒子。球、箱体、土工格栅摩擦系数均设为0.6。加载颗粒密度为2600 kg/m3。对土工格栅右边的球体，给出了5 mm/s的水平拉拔速率。为了避免任何的动态影响，拉出率在开始时随时间线性增加，从0增加到最终速度。模拟结束时，总拉拔位移(即土工格栅右端位移)为60mm。需要注意的是，在实验室测试中，总拉拔位移仅为50mm。模拟过程中记录了拉拔力、拉拔位移、纵筋轴向变形和孔隙率(采用PFC3D测量球体，如图11c所示)。应该指出的是，PFC3D中没有计算由每个颗粒簇中两个以上颗粒组成的颗粒簇样品孔隙度的工具。
3.4结果与讨论
图12为两颗粒簇试样在不同加载条件下的总拉拔力发展情况。它清楚地表明，位移大约为20毫米时，加载越大，峰值力越大。然而，由1.0 kN加载引起的限制似乎并没有增强超过峰值拔出力的联锁效应。这可能是由于土工格栅在峰值力低于1.0 kN时发生了严重的不可恢复变形。图13为两颗粒簇样品测量球体内颗粒孔隙度的演化过程。说明试样收缩至位移约8mm后膨胀。此外，最大拉拔力时的位移与测量球体给出的试样的最大膨胀速率有关。
图14显示了拉拔试验中几个阶段接触力分布的发展情况。应当指出的是，接触力都是按同样的比例绘制的。这些图显示了土工格栅区域附近的强接触力，清晰地显示了联锁效应。这与McDowell等人(2006)模拟的结果一致。从图中可以看出，在拉拔过程中，压载颗粒在各横肋处拱起。此外,拱在大约50毫米位移后集中在后面的两个横肋。主联锁区域的土工格栅两侧厚度约为10厘米。
对比实验结果，从图15可以看出，DEM模拟的拉拔力预测效果较好，尤其是在20mm左右位移时。然而，DEM模拟似乎低估了位移约20 mm后的拉拔力。认为由于两颗粒簇的棱角较小，颗粒与土工格栅间的联锁相对于含有更多棱角颗粒的真实实验来说减少了。此外，宽级配试样比单尺寸试样具有更高的抗剪强度。因此，未来的工作将为更多角度的颗粒簇建立一个分级样本模型。图16为轴向应变的演变过程经度肋间的几个观测点AE。
正值表示土工格栅节点距离较远;负值表示网格节点靠得更近。随着加载的增加，肋距BC处各肋的轴向应变增大，节点间距增大。图17
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资料编号：[2705]
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