加筋土整体式桥地震反应研究

摘要:加筋土整体式桥结合了整体式桥和加筋土的优点，是一种新型的桥梁形式，但目前对加筋土整体式桥的动力响应还很缺乏认识。该文对典型的单跨加筋土整体式桥的地震反应进行数值模拟，分析了地震峰值加速度对桥台弯矩、位移、筋材拉力的影响，并对比了另外3种桥型(整体式桥、加筋土简支梁桥、简支梁桥)在地震作用下桥台弯矩、位移和筋材拉力分布的区别。研究结果表明，地震作用下，简支梁桥台水平位移很大，有发生“落梁”的危险，整体式桥的水平位移更小，且加筋土整体式桥相比其他3种桥型抗震稳定性最高；地震时桥台弯矩和筋材拉力均显著增大；静力时每层筋材的最大拉力一般在筋材端部，而地震时是在筋材内部回填土滑移面附近。

整体式桥没有支座与伸缩缝，桥身与桥台刚性连结，可从根本上避免传统桥梁中支座和伸缩缝的破坏带来的维护问题，从而可降低桥梁全生命周期的维护成本[1－4]。有学者研究表明，一座整体式桥在全生命周期的费用大约只有相应传统简支梁桥成本的45%[5]。近二十年来，整体式桥广泛应用于欧美等国家的工程实践当中。2004年美国联邦公路局的调研显示，美国已建成的整体式和半整体式桥超过13000座，在很多州，整体式桥已经成为新桥建设或旧桥改造的首选桥型[1]。英国公路规范建议对中短跨度(≤60 m)的桥梁采用整体式桥型，以此来提高桥梁的耐久性[6]。

中国在积极推进城市化建设，全国范围内有大量在建、拟建的公路和铁路桥梁。据统计，截至2016年，我国共有公路桥梁约80.5万座[7]，而其中大部分是传统桥梁，设有支座和伸缩缝。自 1998年湖南益阳建成国内第一座整体式桥梁起，中国兴建了大概 30座整体式和半整体式桥梁。整体式桥维护低成本的优点使其在我国有广阔的应用前景。

我国是个地震多发国家，桥梁的抗震性能十分重要。桥梁作为地面交通的枢纽工程，地震中一旦发生破坏，将会严重阻碍灾后救援和重建工作。整体式桥由于桥身与桥台刚性连接，地震作用时不会有传统简支梁桥经常出现的桥身错位或者落梁破坏，从这方面看，整体式桥具有更好的抗震稳定性。

按照桥台形式不同，整体式桥台可以分为矮桥台和高桥台，其基础形式可以是扩展基础或桩基础。高桥台高度一般大于 4 m，在欧洲、日本等国家使用较多；矮桥台一般采用桩基础，在美国使用较多。本文研究对象是具有扩展基础的全高整体式桥。

然而，整体式桥台也有其自身的问题。由于没有伸缩缝，在季节交错产生温度变化时，桥身长度会周期性伸长或缩短，推动桥台产生水平位移，进而导致桥台后土压力分布发生变化。目前已有众多学者对此进行了研究，包括长期现场监测[8－12]，缩尺常重力模型试验[13]和离心机试验[14]，土单元应力路径实验[2―3,15―16]，以及数值模拟[17]。另一方面，地震动作用下，由于桥身巨大的惯性，桥台也会挤压回填土，导致土压力增大，影响结构安全[18―19]。

2008年，日本学者Tatsuoka等[20]将加筋土与整体式桥结合，提出了加筋土整体式桥(Geosynthetic-Reinforced Soil Integral Bridge)的概念(如图1)，并已在日本将此种桥型应用于工程实践[21―22]。Tatsuoka等通过一系列常重力1∶15模型实验，对比了传统简支梁桥、加筋土传统简支梁桥、整体式桥、加筋土整体式桥四种不同桥型在静力周期荷载与地震动荷载作用下的反应。Zadehmohamad等[23]通过常重力模型实验探究了加筋土整体式桥台在循环荷载作用下的土压力变化。但是，常重力缩尺模型中土的应力状态不符合工程实际，而土的力学行为与其应力状态密切相关，如砂土在低应力下有剪胀现象，而高应力下常表现出剪缩特性。另外，采用加筋土后，筋材、土、结构之间的相互作用更加复杂[24]，但除Tatsuoka等进行的常重力缩尺模型研究外，对这种新型的加筋土整体式桥的研究还十分有限。

图1 带扩展基础的加筋土整体式桥台
Fig.1 Geosynthetic-reinforced soil integral bridge with spread-footings

加筋土整体式桥由4部分组成，结构形式如图1所示。其施工顺序依次为:1)桥台扩展基础；2)桥台；3)桥身；4)加筋回填土。本文算例中筋材采用土工格栅，其端部与桥台连接，以约束桥台的水平位移，增加桥台的整体稳定性。

使用物理实验研究加筋土整体式桥在地震作用下的动力响应存在较大难度。① 足尺实验需要两个振动台对左右桥台同时施震，但整体式桥桥身较长，能够满足条件的实验室很少；② 对于缩尺模型实验，受限于振动台尺寸，模型一般不会很大，由于土的力学行为和应力水平相关，常重力下土所处的应力水平与真实差距较大，因此实验中土的行为可能并不可靠；③ 对于离心机实验，不同于挡土墙，研究整体式桥必须模拟桥身，而桥身很长，即使缩尺之后也很难放到模型箱中；如果将桥身缩短并进行配重以保证桥身质量，但是桥身的抗弯刚度也发生了变化。基于上述考虑，本文决定采用数值方法进行研究。

本文采用二维有限差分程序FLAC，对一座典型单跨加筋土整体式桥(IB-GRS)进行了数值模拟，并与无加筋整体式桥(IB)、传统简支梁桥(CB)、加筋土简支梁桥(CB-GRS)的动力结果进行对比，重点分析了桥台弯矩、桥台位移、桥台后筋材拉力等几个方面的差异。

1 计算模型简介

1.1 模型尺寸

本文基准算例(加筋土整体式桥)中，地基土厚4 m，地基下方为基岩。整体式桥跨度为20 m，桥台高度8 m，桥台厚度为0.6 m，桥台下部扩展基础宽度为4 m，厚度为1 m。筋材长度6 m，筋材竖向间距为0.6 m。整个模型长100 m，高12 m，具体尺寸见图2。

传统简支梁桥的尺寸与基准算例相同。理想的滑动支座不会传递水平力，由于存在摩擦力，实际上此支座也会传递少量水平力。但是此水平力大小很难测量，且支座与桥台摩擦系数较小，因此作为简化，模型中忽略了地震作用下桥身与桥台的水平相互作用，仅将因桥身自重产生的竖向作用力施加在桥台顶部。

1.2 模型参数

地基土和回填土均为无粘性的密实砂土，土体本构为摩尔-库仑弹塑性模型，土参数见表1。

表1 土体参数
Table 1 Parameters of soils

采用线弹性的beam单元模拟基础、桥台和桥身，不考虑结构的屈服失效。使用加筋土后，多层筋材可以更好地约束桥台水平变形，在满足一定的力学性能和变形要求的情况下桥台可以更薄[20－22]，其厚度可减小30%～40%，从而降低造价。本文中，使用加筋土的桥台厚度为 0.6 m，不使用加筋土的桥台厚度为 1.0 m。基础、桥台和桥身是现浇混凝土结构，桥身混凝土型号是C50，桥台和扩展基础混凝土型号是C40，对应的弹性模量分别为35 GPa和30 GPa。由于桥身上还有桥面板及护栏等附属设施，等效桥身厚度和密度分别取为 1 m和3815 kg/m3。另外考虑到混凝土开裂的影响，对桥台和桥身的惯性矩乘以0.4的折减系数[25]。具体见表2。

加筋土中使用的筋材常采用强度和刚度较大的土工格栅，数值模型中采用 cable单元模拟，在拉压力作用下呈现理想弹塑性关系。本文中土工格栅的型号为 EG130R[26]，5%伸长率时的拉伸力为65 kN/m。由于一般不考虑筋材沿纵向的抗压能力，模型中其抗压强度设为零。筋材与周围土体的相互作用使用 cable单元的 grout界面模拟[27－29]，该界面具有一定的粘结强度Sbond和剪切刚度Kbond以及界面摩擦角φ。此类界面的性质如图3所示。图中，

是界面处的最大剪切力，L是cable单元的长度，cσ是作用在cable单元上的平均正应力。依据下式可求出界面的最大剪切力:

图3 Cable单元的Grout界面性质
Fig.3 Grout material behavior for cable elements

土工格栅和筋材界面的参数取值参考已有研究[26]，具体见表3。beam单元与土体的接触采用薄层实体单元来模拟，厚度为 0.2 m。由于桥台、扩展基础的混凝土表面较光滑，因此薄层摩擦角取相邻土摩擦角的 1/2[30―31]，其他参数均与相邻土体相同，网格见图4。

表24种桥型参数
Table 2 Parameters of four bridge models

表3 土工格栅参数
Table 3 Parameters of soil reinforcement

图4 FLAC模型网格(局部)
Fig.4 Partial grid of numerical model in FLAC

1.3 网格划分与边界条件

在动力分析中，由于涉及动力波的传播问题，所以网格尺寸有特殊要求。研究表明[18,25]，动力问题中网格的边长需要小于或等于输入动力荷载最高频率波长的1/8～1/10。

本文的动力荷载选用 1995年日本阪神地震中的南北向加速度时程记录，以下简称Kobe波。Kobe波频率主要集中在10 Hz以下，则动力分析中允许的最大网格尺寸为 2 m。本文中土体网格最大尺寸为 1.0 m(宽)×0.2 m(高)(见图4)。

静力分析时，底边界为固定支座，左右竖直边界为滑动支座约束水平位移。动力分析时，将静力分析得到的速度场、位移场清零，在左右竖直边界施加自由场边界，模型底部输入地震波。

1.4 阻尼确定与地震波的输入

本文动力计算采用瑞利阻尼，阻尼大小的确定需要两个参数:最小临界阻尼比和最小中心频率。对于岩土材料，临界阻尼比一般在 2%～5%，本文取3%[17]。中心频率依桥台的自振频率取为4.7 Hz。

Kobe波峰值加速度为0.2g～0.4g，根据建筑抗震设计规范，其对应烈度为8度～9度。地震波的加速度时程如图5所示。

1.5 数值模拟过程

对加筋土整体式桥(IB-GRS)和整体式桥(IB)，模拟过程是:① 建立地基网格，模型底部施加竖向和水平约束，两侧施加水平约束，进行重力场平衡计算。② 建立整体式桥模型(依次为扩展基础、桥台、桥身)，分别计算重力场平衡。③ 分层填筑筋材和回填土(IB无筋材)，每完成一层均进行重力平衡。④ 模型两侧施加自由场边界，模型位移场、速度场清零，设置阻尼，模型底部施加加速度时程，进行动力计算。

对传统简支梁式桥(CB)和加筋土简支梁桥(CB-GRS)，模拟过程为:① 同上。② 先后建立基础和桥台，并计算重力场平衡。③ 分层施工筋材和回填土(CB无筋材)，每完成一层均进行重力平衡。填筑完成后，在桥台顶部施加等效的竖向荷载，再次进行重力平衡计算。④ 同上。

2 计算结果分析

2.1 基准算例(IB-GRS)

图4(a)中的加筋土整体式桥模型(IB-GRS)为基准算例，由于左、右桥台的动力响应规律具有相似性，本文均选择右桥台为分析对象。水平位移和桥台弯矩方向的定义如图6所示。定义右侧桥台顶部弯矩最大时为动力响应最大时刻，桥台位移、筋材拉力均在此动力响应最大时刻瞬时取值。

图6 水平位移和弯矩方向定义
Fig.6 Definition of direction of horizontal displacement and abutment moment

图7 是不同峰值加速度下的IB-GRS的计算结果。从图7(a)可以看出，回填土施工结束后，桥台最大弯矩出现在桥台顶部，而桥台中部和底部的弯矩值都较小。由图7(b)可知，在地震前，右桥台中部轻微向右(填土内)凸出，这主要是因为先施工桥身、后进行回填的施工顺序以及桥身具有较大自重所致。在地震作用下，随着峰值加速度的增大，桥台逐渐向远离回填土方向移动。桥台顶部因有桥身约束，水平位移较小，不足 5 mm；底部扩展基础没有桥身约束，已与地基土产生较大的相对滑动，桥台变形增大(图7(b))，使得桥台弯矩显著变大(图7(a))。当地震峰值加速度为 0.4g时，右侧桥台顶部和底部的弯矩分别为静力作用引起弯矩的5倍和-3倍(负号代表弯矩反向)。

从图7(c)可知，在动力作用下，位于桥台中下部的最大筋材拉力明显增加，且峰值加速度越大，下层筋材拉力越大，而上部筋材拉力增加不明显，这主要是因为桥台顶部和底部受到的水平约束不同。地震峰值加速度达 0.4g时，最底层筋材拉力达到17.7 kN/m(为筋材拉伸强度的15%，安全系数为6.7)，而静力时最大筋材拉力仅为0.52 kN/m。这表明，相较于静力状态下，地震作用时筋材发挥了更大作用，更好地协调了桥台和回填土的变形。

图7 不同峰值加速度动力响应最大时刻IB-GRS的桥台弯矩、水平位移、最大筋材拉力分布
Fig.7 Bending moment, horizontal displacement and maximum axial force of geosynthetic at maximum dynamic response time with different peak accelerations for IB-GRS abutment

2.2 静力时4种桥型对比

由于传统简支梁桥是个悬臂结构，其最大弯矩产生在桥台底部与扩展基础连接处；而整体式桥的最大弯矩在桥台顶部与桥身刚性连接处(图8(a))。当使用加筋回填土后，简支梁桥台底部弯矩减小约23%，整体式桥台顶部弯矩减小约43%，底部弯矩减小约26%。弯矩降低一方面是筋材对桥台具有约束作用，另一方面是加筋后桥台厚度降低、桥台柔性增加。

根据图8(b)，填筑完成后，整体式桥台(IB、IB-GRS)的水平位移远小于传统简支梁桥台(CB、CB-GRS)，这主要是结构形式的影响。整体式桥台顶部和桥身刚性连接，约束作用很强；而模型中简支梁桥桥台是悬臂结构，受到的水平约束很弱。这说明整体式桥比传统简支梁桥具有更好的静力稳定性。

对比图8(b)中的 CB和 CB-GRS，可以发现CB-GRS的水平位移大于CB的水平位移，主要是分层回填导致筋材对桥台的约束作用尚未充分发挥，另外加筋后桥台厚度减小、抗弯刚度降低。IB-GRS水平位移比IB位移略大，同样是桥台柔度增加所致。

图8 静力时刻4种桥台的弯矩、水平位移、筋材拉力分布对比
Fig.8 Comparison of bending moment, horizontal displacement and axial force of geosynthetic of four bridges before earthquake

图8 (c)表示两种桥台的筋材最大拉力对比，在静力作用时两种桥台的筋材拉力都很小，CB-GRS的拉力相对较大，但其最大值仅3.3 kN/m，不足拉伸强度的3%，筋材拉力未充分发挥。

2.3 动力响应最大时刻4种桥型对比

依据2.1的分析可知，动力分析中地震峰值加速度越大，引起的结构内力和位移也越大，因此，在对比4种桥型的动力响应时均采用在0.4g加速度(对应9度强震)下的动力计算结果。

由图9(a)可看出，在动力响应最大时刻，IB-GRS桥台顶部弯矩比IB桥台减小约28%，底部弯矩减小约53%；对简支梁桥型，CB-GRS桥台的底部弯矩较CB桥台减小约27%。桥台弯矩显著降低的原因是桥台厚度减小、抗弯刚度降低以及筋材对桥台的约束作用。

虽然CB-GRS桥台厚度较CB桥台更小，但是地震时 CB-GRS水平位移却远小于 CB(图9(b)，159 mm<318 mm)，这说明动力作用时筋材对桥台的约束效果十分显著。地震时，CB桥台位移超过300 mm，桥身极有可能脱落从而发生“落梁”事故；CB-GRS桥台位移超过150 mm，桥身错动较大，支座大概率发生破坏。相比之下，IB和IB-GRS水平位移小得多，基础向左(远离回填土)滑动约35 mm，桥台顶部位移仅有 5 mm，这表明整体式桥比简支梁桥具有更好的动力稳定性。

结合图9(a)、图9(b)，地震时，整体式桥(IB-GRS、IB)的水平位移比传统简支梁桥(CB-GRS、CB)小得多，而加筋整体式桥(IB-GRS)的桥台弯矩比对应的非加筋整体式桥(IB)更小，因此综合来看，IB-GRS是抗震性能最好的桥型。

图9 动力响应最大时刻4种桥台的弯矩、水平位移、筋材拉力分布对比
Fig.9 Comparison of bending moment, horizontal displacement and axial force of geosynthetic of four bridges at maximum dynamic response

对比图9(c)和图8(c)，可以发现在动力响应最大时刻，两种加筋桥型的筋材拉力均有较大增长，其中，最底层的筋材拉力增幅最大，CB-GRS底层筋材拉力最大值已达到 35.1 kN/m(拉伸强度的30%)。另外，静力和动力作用下的最大筋材拉力的分布规律也发生变化，静力时筋材拉力最大值出现在桥台中部，而动力作用时最大值出现在桥台底部，这主要和加筋土的作用机理有关。筋材产生拉力因筋材与回填土之间具有相对滑移趋势，拉力大小也与筋材受到的土压力相关。静力时，CB-GRS桥台顶部位移大，但是土压力小；底部的土压力大，但是桥台位移很小；桥台中部土压力和桥台位移均较大，因此此处筋材拉力最大。地震时，CB-GRS桥台各处位移均比较大(量级相同)，但是桥台底部土压力最大，因此底部的筋材拉力最大。对于IB-GRS，桥台顶部位移在静力和地震时均很小，且土压力小，所以顶部筋材拉力较小；静力时底部位移很小，动力时较大，又由于桥台底部土压力大，因而底层筋材拉力在静力时很小，动力时很大。

2.4 各层筋材拉力分布

图10和图11是各层筋材拉力沿筋材纵向分布图，需要注意的是，图10、图11四幅图的图例大小均不同，各层筋材最大轴力也在每图中注明。

图10 地震前静力时筋材拉力分布
Fig.10 Geosynthetic axial force of two bridges before earthquake

当回填土填筑完成时，各层筋材拉力最大值基本在筋材和桥台连接处附近(图10)，这由于筋材和回填土在桥台附近的相对位移最大。填筑过程中桥台整体位移较小(图8(b))，相对较大的CB-GRS桥台顶部移动18 mm，分层填筑会降低桥台移动对填土的影响，Matsuzawa等[32]的研究表明，此时桥台后回填土尚未达到主动极限状态，填土内部未出现明显滑移面，因此桥台附近筋材和回填土的相对位移最大。

在动力作用下，筋材的拉力最值并非在筋材端部，而是在筋材内部回填土的滑移面附近(图11)。由于桥台和扩展基础对底部土体有一定的约束作用，此处土体和扩展基础共同运动，可以看成“刚性核”(图11)。该“刚性核”斜边与水平面的夹角约为35º，与回填土内摩擦角相当。“刚性核”内部土体较为稳定，回填土滑移面绕过该“刚性核”区域并穿过扩展基础端部。滑移面两侧土体相对位移较大，滑移面附近的拉力是每层筋材的最大值。又由于底部的土压力最大，因而最底层筋材的拉力最大，且远超其他各层筋材。

图11 动力响应最大时刻筋材拉力分布
Fig.11 Geosynthetic axial force of two bridges at maximum dynamic response

3 结论

(1)地震时，简支梁桥(CB-GRS、CB)桥台的水平位移很大，很可能发生“落梁”和支座破坏；相比之下，整体式桥(IB-GRS、IB)的水平位移小得多，有更高的抗震稳定性。使用加筋土后，IB-GRS与IB桥台相比位移接近，弯矩更小，因而IB-GRS在4种桥型里动力稳定性最好。

(2)地震会引起桥台弯矩(对 4种桥型)和筋材拉力(对IB-GRS和CB-GRS)的显著增大，且弯矩和拉力大小随着地震峰值加速度的增加而增大。

(3)静力时，每层筋材拉力最大值一般出现筋材和桥台连接处附近，而地震作用下最大值出现在筋材内部回填土滑移面附近。地震时，由于多条滑移面通过扩展基础端部，最底层且穿过滑移面的筋材拉力很大，是各层筋材拉力的最值。

[1]Maruri R F, Petro S H. Integral abutments and jointless bridges (IAJB)2004 survey summary [C]. Integral Abutment and Jointless Bridges (IAJB 2005), 2005.

[2]Xu M, Clayton C R I, Bloodworth A G. The earth pressure behind full-height frame integral abutments supporting granular backfill [J]. Canadian Geotechnical Journal, 2007, 44(3): 284―298.

[3]Xu M, Bloodworth A G, Clayton C R I. Behavior of a Stiff Clay behind Embedded Integral Abutments [J].Journal of Geotechnical & Geoenvironmental Engineering, 2007, 133(6): 721―730.

[4]徐明, 刘鹏飞. 整体式桥台研究综述[J]. 工程力学,2016, 33(4): 1―8.Xu Ming, Liu Pengfei. Research on integral bridge abutments [J]. Engineering Mechanics, 2016, 33(4): 1―8. (in Chinese)

[5]Peng J, Shao X, Jin X. Research on lifetime performance-based bridge design method [J]. Bridge Maintenance, Safety, Management, Life-Cycle Performance and Cost. Cruz, Frangopol & Neves (eds),2006.

[6]Her Majesty’s Stationery Office. Design for durability[S]. Design Manual for Roads and Bridges, 1995, 1(3): 7.

[7]交通运输部. 2016年交通运输行业发展统计公报[J].交通财会, 2017(5): 92―96.Ministry of Transport of China. Statistical communique on the development of transportation industry [J].Finance & Accounting for Communications, 2017(5):92―96. (in Chinese)

[8]Barker K J, Carder D R. Performance of the two integral bridges forming the A62 Manchester road overbridge [J].TRL Report 436. Crowthorne: Transport ResearchLaboratory, 2000.

[9]Huntley S A, Valsangkar A J. Field monitoring of earth pressures on integral bridge abutments [J]. Canadian Geotechnical Journal, 2013, 50(8): 841―857.

[10]Hoppe E J, Gomez J P. Field study of an integral backwall bridge. Bridge Design [R]. Bridge Design,1996.

[11]Kim W, Laman J. Seven-year field monitoring of four integral abutment bridges [J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, 2012, 26(1): 54―64.

[12]Barker K J, Carder D R. The long term monitoring of stresses behind three integral bridge abutments [R].Camberley, Surry, UK: Concrete Bridge Development Group, 2006.

[13]England G L, Tsang C M, Bush D. Integral bridges – a fundamental approach to the time temperature loading problem [M]. London: Thomas Telford, 2000.

[14]Ng C, Springman S, Norrish A. Soil-structure interaction of spread-base integral bridge abutments [J]. Soils and Foundations, 1998, 38(1): 145―162.

[15]Clayton C R I, Xu M, Bloodworth A G. A laboratory study of the development of earth pressure behind integral bridge abutments [J]. Géotechnique, 2006, 56(8):561―571.

[16]徐明. 整体式桥台后粗粒土填料力学特性的试验研究[J]. 土木工程学报, 2010, 57(5): 136―141.Xu Ming. Test research of mechanical properties of coarse-grained soil filler behind integral abutment [J].China Civil Engineering Journal, 2010, 57(5): 136―141.(in Chinese)

[17]LaFave J M, Riddle J K, Jarrett M W, et al. Numerical simulations of steel integral abutment bridges under thermal loading [J]. Journal of Bridge Engineering, 2016,21(10).

[18]石丽峰, 徐明. 整体式桥台地震反应机理分析[J]. 岩土力学, 2014, 35(11): 3289―3297.Shi Lifeng, Xu Ming. Study of the seismic response of integral bridge abutments [J]. Rock and Soil Mechanics,2014, 35(11): 3289―3297. (in Chinese)

[19]Erhan S, Dicleli M. Parametric study on the effect of structural and geotechnical properties on the seismic performance of integral bridges [J]. Bulletin of Earthquake Engineering, 2017, 15(10): 1―29.

[20]Tatsuoka F, Hirakawa D, Nojiri M, et al. A new type of integral bridge comprising geosynthetic-reinforced soil walls [J]. Geosynthetics International, 2009, 16(4):301―326.

[21]Tatsuoka F, Tateyama M, Koda M, et al. Seismic design,construction and performance of geosynthetic-reinforced soil retaining walls and bridge abutments for railways in Japan [C]. Geo-Congress 2013: 1143―1157.

[22]Tatsuoka F, Tateyama M, Koda M, et al. Research and construction of geosynthetic-reinforced soil integral bridges [J]. Transportation Geotechnics, 2016, 8: 4―25.

[23]Zadehmohamad M, Bolouri Bazaz J. Cyclic behaviour of geocell-reinforced backfill behind integral bridge abutment [J]. International Journal of Geotechnical Engineering, 2017, 11(1): 1―13.

[24]刘华北, 汪磊, 王春海, 等. 土工合成材料加筋土挡墙筋材内力分析[J]. 工程力学, 2017, 34(2): 1―11.Liu Huabei, Wang Lei, Wang Chunhai, et al. Analysis methods for the reinforcement loads of geosynthetic-reinforced soil retaining walls [J].Engineering Mechanics, 2017, 34(2): 1―11. (in Chinese)

[25]Green R A, Olgun C G, Cameron W I. Response and modeling of cantilever retaining walls subjected to seismic motions [J]. Computer-Aided Civil and Infrastructure Engineering, 2008, 23(4): 309―322.

[26]杨广庆. 土工格栅加筋土结构理论及工程应用[M]. 北京: 科学出版社, 2010.Yang Guangqing. Theory and engineering application of geogrids reinforced soil structure [M]. Beijing: Science Press, 2010. (in Chinese)

[27]Bathurst R J, Hatami K. Seismic response analysis of a geosynthetic-reinforced soil retaining wall [J].Geosynthetics International, 1998, 5(1-2): 127―166.

[28]Purkar M S, Kute S Y, Publication I. Numerical model for reinforced soil segmental walls under surcharge loading [J]. International Journal of Civil Engineering &Technology, 2013, 4(1): 1―15.

[29]Yu Y, Damians I P, Bathurst R J. Influence of choice of FLAC and PLAXIS interface models on reinforced soil-structure interactions [J]. Computers & Geotechnics,2015, 65: 164―174.

[30]Bloodworth A G, Xu M, Banks J R, et al. Predicting the Earth Pressure on Integral Bridge Abutments [J]. Journal of Bridge Engineering, 2011, 17(2): 371―381.

[31]The Stationery Office. The design of integral bridges [R].Design Manual for Roads and Bridges, 1997, 1(3): 12.

[32]Matsuzawa H, Hazarika H. Analyses of active earth pressure against rigid retaining wall subjected to different modes of movement [J]. Journal of the Japanese Geotechnical Society Soils & Foundation, 1996, 36(3):51―65.

ANALYSIS OF THE SEISMIC RESPONSE OF GEOSYNTHETIC-REINFORCED SOIL INTEGRAL BRIDGE ABUTMENTS

Abstract:The geosynthetic-reinforced soil integral bridge combines the advantages of the integral bridge and geosynthetic-reinforced soil. However, there is great uncertainty about the dynamic response of this kind of new bridges. This paper presents the findings from a series of dynamic numerical simulations about the geosynthetic-reinforced soil integral bridges (IB-GRS)and compares the dynamic performance with three other types of bridges- the integral bridge (IB), geosynthetic-reinforced soil conventional bridge (CB-GRS)and simply supported bridge (CB). The results show that during an earthquake, the horizontal displacement of CB and CB-GRS is so large that the girder might collapse, while the horizontal displacement of IB and IB-GRS is much smaller. The IB-GRS bridge has the highest dynamic stability among the four bridge types. During the earthquake,the abutment bending moment and the axial force of geosynthetic layers have a remarkable increment. In the seismic process, the maximum axial force of each geosynthetic layer is found to take place inside the reinforcement across the slip plane of backfill, not at the end of the reinforcement near the abutment.

Key words:integral bridge; simply supported bridge; earthquake response; soil reinforcement; numerical analysis

刘鹏飞(1989―)，男，河南人，硕士生，主要从事地下工程方面的研究(E-mail: thuliupf08@163.com).

申大为(1991―)，男，河北人，博士生，主要从事地下工程方面的研究(E-mail: sdw13@mails.tsinghua.edu.cn);

通讯作者:徐明(1974―)，男，湖北人，副教授，博士，博导，主要从事岩土力学和地下工程的教学及研究(E-mail: mingxu@tsinghua.edu.cn).

基金项目:国家自然科学基金项目(41272280)；国家973计划项目(2014CB047003)