砂土蠕变特性试验研究_杨奇
岩石材料的蠕变实验及本构模型研究
岩石材料的蠕变实验及本构模型研究蠕变是指材料在一定温度和应力条件下，随着时间的推移发生的持续变形。
在地质和工程领域，岩石是一种典型的蠕变材料。
岩石的蠕变行为对工程结构的长期稳定性和可靠性具有重要影响。
因此，对岩石材料的蠕变实验及本构模型研究具有重要的理论和实际意义。
岩石材料的蠕变实验主要分为应力松弛实验和恒定应力蠕变实验两种。
应力松弛实验是通过对材料施加一定的应力后，观察材料的应力随时间的变化，以及应变随时间的变化。
这种实验常常用来研究岩石材料的蠕变速率和蠕变变形的领导指数。
恒定应力蠕变实验则是在一定的应力水平下，观察材料的应变随时间的变化，并且通过实验数据拟合来得到本构模型。
岩石材料的蠕变行为可以通过多种本构模型来描述，其中最常用的是Norton、Burgers、Power-law以及Generalized Kelvin-Voigt模型。
这些模型可以通过实验数据进行参数拟合，从而得到对应的本构关系。
这些本构关系可以用来预测岩石材料在不同应力和温度下的蠕变行为。
此外，还可以通过拟合这些本构模型的参数，来研究岩石材料的蠕变机制。
研究表明，岩石材料的蠕变行为是由多种因素共同影响的，包括温度、应力水平、孔隙水压力、孔隙率等。
因此，在进行蠕变实验时，需要对这些因素进行控制和监测，以保证实验数据的可靠性。
同时，还需要考虑到实际工程环境中的应力和温度条件，从而得到更准确的本构关系。
总之，岩石材料的蠕变实验及本构模型研究对于预测岩石在地下工程中的蠕变行为具有重要的理论和实际意义。
通过研究岩石材料的蠕变行为及其本构关系，可以为地质和工程领域提供重要的科学依据，从而保证工程结构的长期稳定性和可靠性。
不同尺度下耕地土壤有机质和全氮的空间变异特征
第24卷第3期2010年6月水土保持学报Jour nal of Soil and W ater Conserv ationVo l.24No.3Jun.,2010不同尺度下耕地土壤有机质和全氮的空间变异特征杨奇勇,杨劲松(中国科学院南京土壤研究所,江苏南京210008)摘要:在GI S技术支持下,运用经典统计学和地统计学的方法探讨了禹城市耕地土壤有机质(O M)、全氮(T N)在县级和镇级两个尺度下的空间变异特征。
结果表明:土壤O M和T N的变异系数范围为0.278~0.376,均属中等变异强度,随着研究尺度的缩小,土壤有机质变异系数增大,全氮的变异系数减少。
空间异质性分析结果表明,两个研究尺度下,土壤O M和T N均在一定范围内存在空间相关关系,县级尺度下土壤O M和T N的空间相关距离较大,分别为11.5km和24.5km,镇级尺度土壤OM和T N的变程明显变小,均在3.0km左右;M o ran s I系数分析表明,随着研究尺度的减少,土壤OM和T N的自相关性减弱,结构性因素影响减弱,随机因素影响增强。
采用K r ig ing最优内插法对未测点进行了估值,绘制了空间分布图,两个研究尺度下的土壤OM和T N受地形、土壤类型、土壤改良等因素的影响,均表现出明显不同的分布规律。
关键词:不同尺度;有机质;全氮;空间异质性;地统计学中图分类号:S158.2 文献标识码:A 文章编号:1009-2242(2010)03-0100-05Spatial Variability of S oil Organic Matter and TotalNitrogen at Different ScalesYANG Q-i yong,YANG Jing-so ng(I nstitute of Soil Science,Chinese A cademy o f Sciences,N anj ing210008)Abstract:U nder the GIS technical suppo rt,classical statistics and g eo statistics w ere used for the analy sis o f the spatial variability of soil or ganic m atter(OM)and total nitrogen(TN)in Yucheng city w ith tw o sam pling scales.T he results show ed that the coefficients of variation(CV)for both OM and T N variables at tw o scales w ere in the range of0.278~0.376,w hich demonstrated a m oderate variatio n among.With the decreasing o f scale,the CV for the soil OM content w as increased,w hile the CV for the TN content w as r educed slightly. Sem iv ariance analysis show ed that both OM and TN variables of the tw o different scales w ere spatially corre-lation at differ ent lag distances.At the county scale,soil OM and TN content had a large spatial correlatio n distance,w hich w ere11.5km and24.5km,r espectively.H ow ever,the soil OM and TN content at the tow n scale had the smaller spatial correlation distance,w hich w ere close to3.0km.Mo ran s I coefficient analysis show ed that w ith the r esearch-scale reduction,the self-correlatio n of so il OM and T N are w eakened,and w eakened structural factor s,random facto rs increased.T he uno bser ved po ints w ere estim ated and the map o f spatial distr ibutio n w ere obtained using the kr ig ing interpo lation.T he results indicated that the spatial distr-i bution o f soil OM and TN content at two different scales w as obviously different.T he m ainly affected facto rs w ere the topolog y,soil ty pe soil im prov em ent etc.Key words:different scales;soil org anic matter;total nitro gen;spatial variability;geostatistic随着3S技术的不断发展,土壤特性空间变异性研究已成为土壤科学领域的热点之一[1-3]。
砂质泥岩的剪切蠕变特性和本构模型探究
认为：损伤模型是能够反映蠕变机理并且能够做出理 论解释的一类模型。鉴于此，本文将采用损伤模型来
模拟砂质泥岩的加速蠕变阶段。
式中，Ｄ。为先期损伤量，卢为材料参数，７。为稳定蠕变 阶段向加速蠕变阶段过渡时的蠕变量，ｙ为累积总蠕
变量。
万方数据
２０１１年第２期
Ｄ＝ｌ一（１一Ｄ。）ｅ８‘７２—７ｉ’ （７）
３泥岩损伤本构模型
由于元件模型是在线性黏弹性理论的基础上提出 来的，因此无论元件之间怎么组合都无法描述复杂的 非线性加速蠕变阶段。目前，能够模拟加速蠕变阶段 的蠕变模型主要有非线性模型、非定常模型和损伤模 型等。一个好的模型既要能够验证试验所获得的曲 线，又要能揭示更深一层次的蠕变机理，并能够作理论 上的解释。 在外载和环境的作用下，由于细观结构的缺陷 （如微裂纹、微孔洞等）引起的材料或结构的劣化过 程，称为损伤。岩石试件成型时，内部不可避免地存在 缺陷，在荷载逐渐增加或是长期作用下，岩石内部初始 缺陷处会产生新的裂纹；并且随着蠕变时间的推移裂 纹会演化得越来越多，裂纹积蓄到一定程度便会非线
７４ ＭＰａ，】０４ ７４ Ｍ Ｐａ．上Ｆ各浮曲曲 １３ Ｍ Ｐａ，
级，共做５块试样，故设计正应力值分别为Ｏ
ＭＰｎ．１ ３４
ＭＰａ。咒于剪血 恒
１剪切流变试验
ｌ＿１剪切流变试验概况
力的施加采用逐缀增量加载方法先对试样施加
定洼向应力，稳定２４ ｈ以Ｉ‘，然后由低到－舞分级施加 长期剪府力．试验过程ｒｈ当每天的位移址不＾于
万方数据
２０１１年第２期
砂质泥岩的剪切蠕变特性和本构模型探究
８３
１．２剪切流变试验结果分析 砂质泥岩剪切蠕变试验曲线如图２所示。
上海砂土蠕变变形特征的试验研究_张云
3.2 卸载条件下砂土变形与时间的关系 图 3 为土样 1 分别加载到 200 kPa 和 800 kPa， 并达到变形稳定后再全部卸载时的变形与时间的关 系曲线。从图中可以看出，卸载时砂土的变形与时 间在双对数坐标系中具有良好的线性关系， 在不同应
10-1 200 kPa 800 kPa
1 附近， m 值有显著增加； p / pc < 1 时，砂土的蠕
1227
用分级加、卸载方法，在每级荷载作用下，观测到 变形速率小于 0.005 mm/d 为止。 为了研究加载方式 对砂土蠕变变形的影响，试验采用了 5 种不同的加 载方式，加载顺序分别为：① 0、25、50、100、 200、400、800、1 600、3 200 kPa；② 0、800、0、
25、50、100、200、400、800、1 600、3 200 kPa； ③ 0、400、0、25、50、 100、 200、400、800、 1 600、 3 200 kPa；④ 0、200、0、25、50、100、200、400、 800、1 600、3 200 kPa；⑤ 0、50、200、800、 3 200 kPa。
－ 6]
。
但对砂土蠕变变形机制、加载方式对变形的影响等 研究得还不够。为此，本文结合上海地面沉降的研 究工作，通过试验研究上海砂土层的蠕变变形特 征。
2 砂土的蠕变试验
试验用砂土样取自上海第一至四承压含水层， 土样的物理力学性质如表 1 所示。试验在高压固结 仪上完成，试验砂土样的横截面积为 30 cm2，高为 2 cm。试验过程中，温度控制在 (23 ± 3) ℃。试验采
3 试验结果与分析
3.1 砂性土的蠕变变形规律 图 1、 2 分别是 4 个土样在加载方式①下对应于 不同荷载的蠕变曲线和对应于不同时间的等时线。 由图可见，在双对数坐标中，上海砂土样的蠕变曲 线和等时线都接近于直线，线性拟合的相关系数都 在 0.965 以上，说明上海砂土具有与常州砂性土相 同的蠕变规律，可以用式（1）[7]描述：
砂质泥岩的剪切蠕变特性和本构模型探究
的碎裂 岩体 及碎 块石 土 夹 粉质 黏 土 ， 滑 坡 的前 部 则 在 以粉质 黏土 为主 ， 以推 断 该 滑坡 是 沿 较软 弱 的砂 质 可
泥岩层 发 生蠕滑 变形 的 。因此很 有必要 开展砂 质泥 岩
由于 滑坡所 在 区构 造 应力 基 本 上 已经 释 放 完毕 ， 因此 在正 应 力 设 计 中只 考 虑 滑 床 以 上 滑 体 的 自重 应
度逐 渐 降低 ， 至导 致破 坏 ， 甚 蠕变 现象 现在 引起 了广泛
的关注 。而 要 研 究 岩 石 的 蠕 变 变 形 规 律 并 应 用 到 实 际工 程 中 ， 本 构模 型是 一 项极 其 重 要 的 内容 。研 其 究人 员 已经利 用各种 简单 元件 的组合 提 出了许多 岩石 蠕变 模 型 ， Ｍ ｘ ｅ 模 型 、 ｉｇ ａ 模 型 、 ｕｇｒ 如 ａｗ ｌ ｌ Ｂｎ ｈｍ Ｂ ｒ ｓ模 ｅ 型、 广义 Ｋ ｌ ｎ模 型以及 西 原 模 型 。由 于在 蠕 变 过程 ｅｉ ｖ
的剪切 蠕 变特性 及本 构 关 系 的研 究 ， 而 能够 为 天 台 从
乡滑坡 形成 机制 的探 索 和 蠕 滑过 程 的 数值 再 现 ， 以及
力， 经计 算 后 确定 设 计 值 为 ０ ７ Ｐ ， 下各 浮 动 两 ．４Ｍ ａ 上
级， 共做 ５块试样 ， 故设 计 正应 力值 分 别 为 ０ １ ａ ．３ ＭＰ ， ０ ４ ａ０ ７ Ｐ ，． ４ Ｍ ａ １３ ａ ． ４ＭＰ ，．４ Ｍ ａ １ ０ Ｐ ，． ４ ＭＰ 。关 于剪 应 力 的施 加采用 逐级 增 量加 载 方 法 ： 先对 试 样 施 加一 恒
关键 词 ： 质 泥岩 剪切蠕 变特 性 广义 Ｋ ｌ ｎ模 型 先期损 伤 量 砂 ｅｉ ｖ 中图分类 号 ：Ｕ ５ 文献标 识码 ： Ｔ ４７ Ａ 损伤 模 型
砂岩蠕变特性的水物理化学作用效应试验研究
摘要：针对干燥、饱水以及不同离子浓度和酸碱度水溶液循环流动作用至水–岩反应平衡后的砂岩试件，完成一
系列单轴压缩蠕变试验。根据试验结果，通过对不同应力水平下干燥砂岩和饱水砂岩的应变–时间关系、瞬时应
变、蠕变应变及蠕变速率的比较分析，揭示饱水砂岩蠕变特性的水物理作用效应与机制。在此基础上，分别针对
砂岩在酸碱度相同而离子浓度不同以及酸碱度不同而离子浓度相同这两类流动水溶液作用后，其应变–时间关系、
呈现出离子浓度越高则蠕变特性越显著的特点。研究成果对于岩石流变力学及水–岩相互作用领域的理论与应用
研究，具有良好的启示与借鉴意义。
关键词：岩石力学；砂岩；蠕变特性；水物理化学作用；试验研究；机制分析
中图分类号：TU 45
文献标识码：A
文章编号：1000–6915(2008)12–2540–11
EXPERIMENTAL RESEARCH ON CREEP BEHAVIOR AND MECHANISM OF SANDSTONES WITH HYDRO-PHYSICO-CHEMICAL EFFECTS
基于三轴蠕变试验砂岩非线性蠕变模型研究
基于三轴蠕变试验砂岩非线性蠕变模型研究朱昌星;黄增慧;韩宪军【摘要】针对观音堂煤矿2506工作面顶板坚硬砂岩三轴蠕变试验结果,引入能反映蠕变加速阶段的多项式元件,通过其与鲍埃丁模型串联,建立了新的坚硬砂岩非线性黏弹塑性蠕变模型,它能用统一数学表达式描述轴向、横向蠕变全过程.利用砂岩15 MPa围压下轴向分级加载蠕变试验数据,对建立的蠕变模型进行参数反演,获得了该模型蠕变参数.通过对砂岩三轴蠕变试验曲线拟合,验证了本文提出非线性蠕变模型的正确性及合理性.【期刊名称】《河南理工大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2015(034)004【总页数】4页(P468-471)【关键词】砂岩;蠕变;多项式元件;非线性蠕变模型;参数反演【作者】朱昌星;黄增慧;韩宪军【作者单位】河南理工大学深部矿井建设重点实验室,河南焦作454000;河南理工大学土木工程学院,河南焦作454000;山西沙曲煤矿,山西柳林033300;河南理工大学深部矿井建设重点实验室,河南焦作454000;河南理工大学土木工程学院,河南焦作454000【正文语种】中文【中图分类】TD872+9E-mail：***********.cn随着矿井开采深度不断增加，许多矿井都先后进入千米以下，部分硬岩巷道呈现出不同程度蠕变特征，如巷道大变形等，严重影响矿井安全生产。
软岩由于具有明显的蠕变特性，其研究成果颇多[1-3]。
在软岩蠕变模型研究成果中，元件蠕变模型由于概念简单、易编程，一直深受科研人员青睐，但传统的线性蠕变元件模型无法解释蠕变加速破坏，需引入非线性蠕变元件或损伤变量描述[4-6]。
坚硬岩石在矿井深部开挖中表现出明显蠕变现象，这引起科研人员兴趣，如姜兴东等对砂岩单轴蠕变进行研究时发现，当加载应力远小于屈服应力时，曲线只出现初始蠕变、等速蠕变阶段，试件没有破坏；当加载应力大于或小于但接近于屈服应力时，曲线出现蠕变三阶段，且加速蠕变过程中轴向方向出现3条裂纹，且裂纹相互扩展贯通，最终破坏，这说明加速蠕变应力门槛是岩石产生极非稳定型蠕变的一个临界值[8]。
粉砂质泥岩体积蠕变特性试验研究
１ 岩 石 基 本 物理 力 学 性 质
试 验所用 粉砂 质泥 岩取 自三峡地 区 巴东组二 段 弱一 微 风 化 的粉 砂质 泥 岩层 ． 对 粉砂 质 泥 岩 的基 本 物 理水 理性质 进行 了室 内 试验 测 定 ， 其 物理 水 理 性 质 指标 见表 １ ． 依 据 国际岩石 力学 学会试 验规 程制作 圆柱形 岩
岩 的峰值 抗压 强度 为 ２ ６ ． ６ ３ Ｍ Ｐ ａ ．
Байду номын сангаас
２ 蠕 变 试 验 方 法 与试 验 结 果
三轴 压缩蠕 变试验 在河 南省岩 土力学 与结 构工
程重 点实验 室 内进 行 ， 仪 器采 用 Ｒ Ｌ Ｊ Ｗ一 ２ ０ ０ ０岩 石
三轴 、 剪切 流变伺 服仪 ， 仪器 性能满 足岩石 蠕变 试验 要 求 ． 蠕变 试验采 用分 级加 载方 法 ， 试 验 围压 １ ＭＰ ａ ．
第３ ４卷 第 ４期
２ ０ １ ３年 ８月
华
北
水
利
水
电
学
院
学
报
Ｊ ０ “ ｒ ｎ ｏ ｆ Ｎ ｏ ａ ｈ Ｃ ｈ ｉ ｎ ａ Ｉ ｎ ｓ ｔ ｉ ｔ ｕ ｔ ｅ ｏ ｆ Ｗ ａ ｔ ｅ ｒ Ｃ ｏ ｎ ｓ ｅ ｒ ｖ ａ ｎ ｃ ｙ ａ ｎ ｄ Ｈ ｙ ｄ ｒ ｏ ｅ ｌ ｅ ｃ ｔ ｒ ｉ ｃ Ｐ ｏ ｗ ｅ ｒ
气饱 和法 ， 将试样 饱水 ２ ４ ｈ后作 为饱 和试样 用 于岩 石 常规力 学试 验 以及 三轴 压缩蠕 变试验 ．
泥岩吸水膨胀-蠕变试验
泥岩吸水膨胀-蠕变试验
泥岩吸水膨胀-蠕变试验是一种用于研究泥岩在吸水后的膨胀和蠕变行为的实验。
泥岩是一种沉积岩，主要由黏土矿物组成，具有吸水膨胀的特性。
当泥岩吸水后，其体积会发生膨胀，并可能产生蠕变现象。
蠕变是指材料在恒定应力或应变下，随时间发生缓慢变形的过程。
在泥岩吸水膨胀-蠕变试验中，通常会将泥岩样品置于水中，观察其吸水膨胀的过程，并记录膨胀量和时间的关系。
同时，还会对泥岩样品施加一定的应力或应变，观察其蠕变行为，并记录蠕变速率和时间的关系。
通过泥岩吸水膨胀-蠕变试验，可以了解泥岩的吸水膨胀特性和蠕变行为，为泥岩地区的工程建设和地质灾害防治提供重要的理论依据。
同时，该试验还可以为泥岩的工程力学性质研究和泥岩力学模型的建立提供基础数据。
在进行泥岩吸水膨胀-蠕变试验时，需要注意控制试验条件，如水温、水质、应力或应变的大小和加载速率等，以保证试验结果的准确性和可靠性。
同时，还需要对试验数据进行合理处理和分析，以提取有用的信息和规律。
2020年《地下空间与工程学报》总目次
2020年《地下空间与工程学报》总目次第1期・地下空间开发利用・基于系统动力学的地下物流系统对城市发展影响研究基于室内定位的地下商业综合体疏散引导策略研究…小城镇地下综合管廊规划建设与管理.............・理论与试验研究・岩石裂纹扩展诱发的强度弱化模型研究........... 围岩气体渗流解析计算中重要假设的数学证明....岩石动态断裂过程的能量分析...................压桩挤土位移变分模型及理论解答研究........... 圆形盾构隧道水土压力表示与计算半径取值分析•…水压作用含贯穿裂隙类岩石试件力学性能研究....黄土结构屈服损伤与其土水特征的关系............ 基于TSP和PCA-Bayes法的隧道围岩分级........次裂纹几何分布对裂纹岩体破坏机制影响研究....冻融腐蚀后大理岩变形局部化规律研究............ 龙游石窟5号洞室的破坏机理研究................高温热处理共和盆地干热岩力学特性实验研究.....压实膨润土膨胀应变时效性试验及模型研究.......生石灰膨润土泥浆土压盾构渣土改良试验研究……珊瑚砂微生物固化体三轴压缩声发射试验研究.....兰州红砂岩极限承载力深度修正方法试验研究.....扩大头构件受力机理的大比例尺模型试验研究……基坑支护倾斜悬臂桩受力变形特性试验研究......基于离散元方法的锚碇岩-碇接触力学性质研究……基于离心机模型试验的超深基坑受力变形研究.....・设计、施工、监测・长大单洞铁路隧道紧急岀口设置间距确定.......... 岩石群锚杆基础界限间距与群锚效率估算方法•……双锚固段新型锚索锚固机理数值分析及应用......高层建筑地下室上浮变形特征及处置措施研究……序贯高斯模拟在围岩质量预测中的应用............ 含石膏泥灰岩地质特点及隧道工程影响分析......•防灾与环境•基于有限元极限分析的双孔隧道稳定性分析......特大断面公路隧道地震动力响应分析.............. 基于HHT分析隧道围岩结构爆破累积损伤效应……花岗岩巷道岩爆声发射振铃计数波动规律研究.....含盐量和注浆对硫酸盐渍土中SRB还原效率影响…地埋管群全年蓄热取热同步模式下岩土传热特性……有限宽度土体主动土压力的离散元模拟研究.......颗粒级配对残积土MICP灌浆效果的影响评价.....泥石流软基消能排导槽流速与消能特性试验研究……嵌岩桩及较破碎岩石桩基影响系数探讨..........................杨涛，董建军,郭宗逵（1）...................耿康顺，张晓涛（7）高银宝，谭少华,谭大江，陈杰，曾献君（14）.............李晓照，戚承志，邵珠山（26）.................钟巍，田宙，王铁良（35）孙友杰，戚承志,朱华挺，郭云鹏,王玉琪（43）.............高子坤，朱海峰,傅长荣（50）黄大维，冯青松,唐柏赞，涂文博,梁玉雄（5刀••…董振兴，李勇，朱维申，蔡卫兵，徐翔（64）......................褚峰,邵生俊（73）.・吕擎峰，赵本海，潘松杰,霍振升，马博（80）.................李硕,宁宝宽，于群（87）..........孙琦，姚念希,张淑坤，于阳（97）............于超云，张慧慧,唐春安（106）……卢运虎，王世永，陈勉，金衍，杨帅（114）...........................赖小玲（122）...................黄志强，冯东林（128）申春妮，方祥位，姚志华,刘汉龙，黄涛（134）............李凯甜，邓荣贵,周其健（141）.....李永辉，陈陆杰，赵鹤飞,郭院成（149）.........孔德森，张杰，王士权，刘一（160）'张茂础，崔臻，盛谦，马亚丽娜,张善凯（169）..............郭海庆，陶善之，张泉（177）李琦，王明年，于丽，罗欣宇，李敏（187）................刘伟,董天文（194）................袁坤，张玉芳（201）……于贵，李星，舒中文,刘乃康（211）.........成涛，李晓军,陈建琴（219）..............许崇帮，王华牢（227）•赵明华，侯继超,彭文哲，张锐，赵衡（234）梁波，赵冯兵,任兆丹，张青松,李高歌（243）.....胡刚，费鸿禄，包士杰,杨智广（249）••…张艳博，张行，孙林，姚旭龙，梁鹏（260）...............彭述权，王凡，樊玲（267）••吴晅，周雅慧,路子业，刘卫，侯正芳（274）.............肖昕迪，李明广，吴浩（288）••靳贵晓，张瑾璇，许凯•黄明，邱继业（295）.............刘曙亮，游勇，李小勇（303）王田龙，詹黔花，帅海乐，黄质宏，宋勇（312）第2期•地下空间开发利用•城市CBD地下空间耦合规划方法探索..............................................宋博文，王卫东,谭栋杰（319）基于公共空间建构的地下特色街区开发研究................................................刘皆谊，程元泽（325）中心城区既有地下公共空间活力评价研究..............................................阎波，贾鑫铭,王尽遥（334）多因素耦合的新区综合管廊系统布局方法研究..........................................王俊佳，王成坤.陈郊（345）•理论与试验研究•节理起伏角对非贯通节理岩体力学特性的影响.....泥水平衡盾构中海水泥浆性质试验研究............成浆方式不同盾尾浆液的压缩与强度特性试验.....非饱和砂质黏性紫色土一维渗透特性试验研究.....基于摄影法的红黏土裂隙试验研究................行星式椭圆形顶管机直接切削管片试验研究........长江口软土的次固结特性试验研究及应用........大尺寸富水卵砾石样冻结状态下的力学特性........影响格栅加筋膨胀土拉拔试验的新因素分析.......土拱效应下的挂板式斜插桩板墙模型试验研究......考虑初始应变的成都黏土分数阶导数经验蠕变模型…未穿透覆盖层的自流井渗流模型与解析解..........不排水桩复合地基非线性固结解析解.............砂岩单轴压缩破坏全过程声发射主频特征分析.……加载速率对煤样破坏力学及声发射特征研究........冲击荷载作用下灰岩的能量耗散及损伤演化规律研究花岗岩残积土抗剪强度指标取值影响的研究......巷道开挖面抗剪承载结构形成和蠕变规律研究......横向荷载作用下扩底桩弯曲破坏性状分析..........环向螺栓锈蚀对盾构隧道承载性能的彫响........含裂纹试件双轴压缩裂纹扩展数值模拟研究........基于机器视觉的高铁隧道衬砌裂缝骨架拐点识别••…•设计、施工、监测•••…陈庆芝，张玉石,刘远明，王唯.曹凯（351）杨振兴，孙振川，游永锋，吕乾乾.陈瑞祥（359）.....武亚军，方敬奇，张孟喜.凌宇峰（366）.......李达,汪时机.李贤，毛新.曹挺（373）••熊俊豪，刘宝臣，刘磊，颜荣涛,张炳晖（381）...............袁一翔.庄欠伟，张弛（388）.....秦爱芳.赵忠义.孙德安，林哲鑫（395）胡双平，叶万军.张晓峰，胡智民，李长清（406）.......................万亮，杨和平（412）-屈俊童，段自侠.雷真，字晓雷,屈林河（420）....................任鹏，王鹏，唐印（431）.............王玉林，谢康和，李传勋（439）..........陈宙翔，郭彪，房锐，张文波（445）.............王创业，常新科,杜晓娅（451）.............高保彬，钱亚楠.吕蓬勃（463）..................方正峰，邹飞，唐旭（475）.....李静荣，赵占仑，曾令浓,汤连生（484）彭瑞，欧阳振华,朱建明，赵启峰,刘金海（493）..............................孔娟（502）........殷剑光，金浩，宫全美,周顺华（508）............................米文静（516）.........王睿，漆泰岳,万宇，于海莹（524）基于等摩擦耗能的滚刀多目标优化布局.....基于DTS的土体分布式导热系数测试方法••…不同均质度的粘土劈裂注浆特性及效果分析…基于现场监测统计的隧道围岩压力特征分析…基于两种DIC方法的含孔洞土样变形破坏观测超大直径空心变阶桩沉降算法研究及应用实例基于全息变形监测的隧道支护评估体系研究•••防灾与环境•基于经验方法的铁矿深井围岩岩爆倾向性预测…节理特性对顺层隧道破坏模式及稳定影响分析…冲击载荷下新型炮眼堵塞器的力学特征研究……含滑移界面复合式衬砌隧道地震响应边界元模拟火源高度对隧道烟气温度及质量流量影响研究•乔金丽，孟秋杰.刘建琴，徐源浩,薛桂香（531）..........桑宏伟.张春光，刘洋，张丹（540）.....唐亚周，雷进生.马波.戴康，李申（547）..................梁庆国，房军，贺谱（555）........王学滨，张博闻.董伟.侯文腾（567）••刘豆.耿大新.胡文韬，上官兴,徐长节（577）..........李涛.仇文革,程云建，李斌（583）...............朱永生，李振，梁久正（591）.....何长江，冯君，江南，张俞峰，黄林（599）杨东辉.宁掌玄.赵毅鑫.罗化峰.吕兆恒（608）..................刘中宪，李楠.黄磊（615）.....陶亮亮，周小涵，王浩然，曾艳华（629）第3期•地下空间开发利用•城市地铁与地下物流系统协同运输方式研究.............................陈一村.董建军，尚鹏程,陈志龙.任睿（637）运用空间叙事营造场景的地下空间研究刘皆谊.杨陈婷（647）城市地下空间综合管理关键问题研究.....................................................•理论与试验研究•刘荆，邹亮.羊娅萍（656）卸荷路径下花岗岩变形与破坏特征试验研究•…花岗岩高温疲劳效应研究.................... 水对微波辐射下硬岩劣化效果的影响试验研究…围压影响的盐岩压缩力学特性及非线性本构模型 孙雪，李二兵，韩阳，段建立，濮仕坤（665）..............田振兴，苏培东，孙强（680）•-戴俊,王羽亮，黄斌斌,王苑朴，李慧（691）……张华宾，张顷顷，王来贵,冉莉娜（697）千湿循环作用下硫酸盐渍土强度特性试验研究岩石破坏瞬间压机-岩石系统振荡特性研究…结构物-标准砂界面剪切机理试验研究.....考虑冲刷深度变化的桩基小型振动台试验研究.............马君泽，张卫兵，张笑（704）................董京楠.金衍.陈勉（714）郭聚坤.雷胜友.王瑞.寇海磊.荣文涛（722）黄显彬.侯松，刘晨阳.梅玉娇,郭子红（734）非开挖水平定向钻钻杆全尺寸疲劳试验研究李志杰.曾聪，杨善，董顺（741）基坑双排桩支护的桩间土等效计算模型研究曹净.钱国伟，高越，左怀西（749）含交叉裂隙岩体力学性质数值模拟研究.......混合型缓冲材料水分迁移及干缩开裂规律研究•… 密实砂土中竖向受压PCC 桩端阻力计算方法研究局部周期性应力波作用下地下结构动力响应•…… 冲击荷载下浅埋框架结构上的动载计算分析•…… 理想砂井地基径向弹黏塑性固结分析.........锚杆与围岩共同作用的围岩特性曲线修正分析•…下伏空洞岩石地基极限承载力计算方法研究…•… 运用等效应力法建立压剪型危岩破坏判据的研究 宽级配粗粒土的内部侵蚀试验及其稳定性判别“•设计、施工、监测•..... 张梅丽，梁正召，高敏，武娜（758）刘平.潘东坍,焦大丁，赵亮，杨鸿锐（770） 陈亚东，于艳，陆凡，蔡江东.王旭东（780） ••张裕,刘元雪，高屹，谢凌，谭仪忠（787）刘付威，余沛，张埴铭，高素芹，张伟（796）••-刘忠玉，朱新牧.夏洋洋,张家超（804） ........... 谭鑫.金宇轩,赵明华（812） ........... 雷勇.邓加政，刘一新（820） ................陈洪凯，张金浩（827） ........梁莉，田大浪，宁越，王雄（835）新型煤岩体加固注浆料制备及应用分析.............................................................王晓蕾（844）喷射混凝土力学时空特性在中东抽蓄中的应用 地铁隧道横向变形的激光扫描检测方法及应用 基于激光扫描的盾构隧道断面提取与变形研究 电磁辐射法在某水电站岩爆监测中的工程应用...........................徐全.吴家耀,褚卫江.曹爱武,刘加进（852）..........................................吴昌睿.黄宏伟，邵华（863）..........................................谢雄罐，黄炎.赵铭睿（873）...........................周春华，李云安，尹健民.崔志刚，汪洋（882）埋地平行铁质管线磁异常模拟与探测识别杆式多点位移计监测资料可靠性分析•… 赵丹丹，杜坚，郭智勇，徐伟，刘忠祥（891） ……陈菲.邓建辉，魏进兵.高春玉（897）•防灾与环境•地面出入式盾构隧道施工对周边地层扰动研究•基坑围护结构侧向变形引起的坑外土体变形研究悬挂式止水帷幕基坑降水控制措施研究.......深厚软土地区大型沉井突沉行为分析........单洞双向公路隧道火灾人员疏散救援研究……........高守栋，刘超，张子新，刘海（903） 杨庆光，梁凌川，柳雄，邓方根,杨治飞（915）..................李光明，李明生（921） ……张治成，邓燕羚，郑锋利，王金昌（933）-王星，屈建荣,夏永旭，王蕾，郑云辉（944）第4期•地下空间开发利用•北京市地下空间资源利用地质适宜性评价研究.............................何静,周圆心，郑桂森,王继明，刘予(955)不动产地下空间权利界限确定方法•理论与试验研究•周沛,熊文华(967)膨润土-砂混合物缓冲层热传导性试验研究……软土地区竹节桩复合地基承载特性试验研究……昆明泥炭土工程性质原生各向异性试验研究……湿陷性黄土场地孔内深层超强夯挤密桩试验研究能源地下连续墙温度应力的离心模型试验研究…聚丙烯纤维气泡混合轻质土抗压力学性能研究•钢管后压浆预压托换桩竖向承载力性能分析•………刘平，赵亮，焦大丁.杨鸿锐，潘东明(975)……郦亮,叶俊能，周晔.刘干斌,朱瑶宏(986) ........桂跃，方超，徐其福，缪宁，杨松(993)赵治海，徐张建,燕建龙.盛云鸥.刘学峰(1004) .....李淑勇.夏才初，朱建龙,程晓辉(1012) .......王宗建.孙志城，卢谅，李金博(1021)白苗苗，唐丽云,张淑云，杨更社，申艳军(1030)天津地铁1.2.n管片环间樺式接头抗剪性能分析…单向循环荷载下超固结软黏土的永久变形特性••…钻孔埋入式后压浆管桩水平承载特性研究.......不同包裹角度下GFRP复合桩水平承载特性研究••几种高硬度透明材料与砂土接触面力学特性研究…承台刚度对受荷群桩基础承载性状的影响研究••…海相软土热力学本构模型研究..................考虑下卧弹性基岩的地下结构抗震分析模型.....基于桩土相互作用的嵌岩能源桩传热计算.......基于数据融合的山岭隧道围岩稳定性评价方法••…木寨岭隧道大变形分级标准与支护时机研究.....缓冲材料热-水-力耦合模型试验研究...........裂隙岩体质量三维精细分级S-RMR””方法及可视化•设计、施工、监测•长大双洞公路隧道联络通道间距设置研究........基于损伤预测的粘土围岩深地质处置库碉距分析••基于GA-SVM岩土参数反演的改进PBA工法研究城市市区地下空间暗挖工法适应性研究..........上海运营地铁盾构隧道收敛变形规律研究.......基坑可拆卸双肢BFW活络端现场应用与试验验证•防灾与环境•........张稳军，张琪，张高乐,宋传辉(1040) ..............................孙磊(1048) .....杨之俊，方晴，吕布，梅灿，傅旭东(1056)张建伟，尹海峰,李荣翔，张鹏翔,娄蒙凡(1062) ............邓衍博，陆勇，祁文，姜雨(1069)单华峰.王春凌,夏唐代，卢玉华,陶海冰(1078) .......................刘鹏,黄容聘(1088) ...............杨喻声，禹海涛，袁勇(1096) .............黄庆伟，刘齐建.高文华(1102)••…谢欣，吕波，王利宁，薛亚东.黄宏伟(1108)••王永刚，丁文其，刘志强.王者超，李歲(1116)曹胜飞，刘月妙.谢敬礼，马利科.高玉峰(1123)•-陈庆发，刘恩江，高飞红,尹庭昌，高远(1130)..........王星，任博，王永东,夏永旭(1142)■-梁海安，胡清波，杨婷，刘平辉,刘晓东(1153) ......孙明志.戴文亭，孙思博,曹耀兮(1163) .......................袁贝，陈卫忠(1172) ...............邵华，黄宏伟,王如路(1183) ........张明聚，杨萌，李鹏飞,陈金刚(1192)交通荷载下城市路面塌陷问题的试验研究.....地下水开采引起的地面沉降计算方法及分析……下伏软弱夹层路基堆载对桩基影响及处治方法•隧道中硫化氢有毒气体分级防护体系.........施工环境对膨胀土基坑支护变形影响的模拟分析超大直径泥水盾构施工对相邻单桩位移影响研究松软煤层托顶煤巷道煤柱宽度优化及控制技术•基桩下伏矩形溶洞稳定性分析.....................时刚.王宇魂，武天仪.刘忠玉(1202)……李静伟，许成顺，罗文林,钟紫蓝(1210)董芸秀，冯忠居.冯凯.文军强,何静斌(1219)•-唐协，李世琦，周雄华，王俊，石锦岩(1230)康景文，任新红，刘永红,李可一，王岩(1238) ..........廖晨，刘超，张子新，刘海(1248)陈川，马振乾,官瑞冲，梁旭超,宋文献(1258) ........杨博铭，赵明华，肖尧，赵衡(1265)第5期•地下空间开发利用•杭州萧山钱江世纪城亚运村片区地下空间规划........................................................黄慷(1273)宁波老城区中小学校园操场地下空间利用研究.................................................赵圣洁.牛牧(1286)编制导则与需求导向视角下的地下空间规划探索...............................................刘君,易伟全(1294)省会试点城市综合管廊规划设计与方法探究........................................................崔海婕(13()4)地下空间出让价格评估方法分析与案例探讨........................................................张金娟(1312)•理论与试验研究•酸化前后碳酸盐岩微细观组构及力学性能研究.......粗糙度对土石混合体与结构接触面剪切特性的影响••…沉井基础设置根键及压浆后处理原位试验分析........ 砂性土层大直径浅埋隧道掘进试验及离散元模拟..... 静动载下筋材变化对加筋土挡墙性能影响分析........ 原状与重塑黄土抗拉强度差异性研究...............煤岩本构关系与冲击倾向指标的力学分析...........含黏粒砂土动力特性试验研究....................... PAC改进真空预压法加固软土地基试验研究..........地铁车站一次扣拱暗挖逆作体系模型试验研究.......冻融对固化钻井泥浆强度及重金属浸出量影响.......考虑地层变异的浅基础承载力分析.................. 洞室岩体质量的多维联系云评价模型................ GSI围岩评级系统下围岩新型统计损伤模型..........基于改进Harrh函数的黏土分数阶统计损伤模型..... 锚固围岩流变特性与隧道衬砌压力演化规律研究..... 地应力作用深大竖井受力机理及稳定性研究.........偏压荷载作用下顶管力学响应及其影响因素..........大直径钢管复合桩承载特性研究.................... 三维裂隙网络建模技术修正及其工程应用...........•设计、施工、检测•寒区隧道新型维护型防排水系统研究...............城市新建隧道下穿既有道路影响分区研究...........对两个基坑支护规范有关土钉检测值的探讨..........临时支撑阶段变截面沉管隧道力学响应特征及加固措施-刘厚彬.崔帅.孟英峰.朱达江.李玉飞(1321)陈美婷，赵光思,雪青华.任明辉.沙汝晨(1328) ......何春林.龚成中.潘鹏超.陈东旭(1338) ..............张志华.张谢东.吴飞翔(1345) ..........王家全.侯森磊，唐湮，唐毅(1352)吴旭阳，梁庆国.罗从双，李春清.王丽丽(1362)••…丁鑫，肖晓春.潘一山，吕祥锋，吴迪(1371) ..........宋晓丽，张瑾.张鹏.凌贤长(1383) .....................庞毅玲.胡岱文(1391)康富中.李翔宇.宫剑飞.高文生.杨秀仁(1397) .....程寅，于浩，李钦栋，陈景，李亚非(1405) -张东明.代鎮锋，王慧，黄宏伟,胡群芳(1412) ........汪明武.龙静云，王霄.金菊良(1420) .....................张树光.刘文博(1426) ....................任鹏.王鹏.唐印(1435) ..................邵珠山.吴奎.秦溯(1442) ..............冷希乔，严金秀.韩璃萱(1451) ......童恺旻，杨春山，高振宇，黄雪阳(1459) .....崔允亮，王海峰，王新，魏纲.周锋(1467) .....李冬伟，刘健，陈亮，成功，李炜强(1476)................邓成锋.夏才初，何佳(1484) ...............................易立(1490) ........................郝峰.周瑞国(1498) ......杨春山.魏立新.莫海鸿.陈俊生(15()4)基于主动式纠偏的曲线顶管施工力学特性研究•…深孔注浆条件下地铁施工地层位移预测研究.....综合管廊穿越黄土挖填方场地受力变形状态研究•基于CPTU贯入深度超前滞后效应的数值模拟研究•防灾与环境•......................王永东，胡强.张化川(1511)……….............王鑫.罗富荣.张飞.韩埴(1521)••播•汀••…段旭.董琪.叶万军.门玉明.张昌翌(1529)..............耿功巧，蔡国军，陈妍，刘松玉(1538)地下采场爆破炮孔堵塞效应及长度研究……基于损伤过程耦合的断层空间滞后突水分析…地铁盾构隧道管片接缝复合型密封垫防水研究重点排烟坡度隧道纵向机械补风量研究....人防工程市民认知和掩蔽心理反应研究.....梁瑞.吕亚茹.周文海.邓克飞.何学良(1546) ........陈坤福，吴阳，李帅，冯利军(1555) ......龚国栋，丁超，李宏亮,张稳军(1563) ..............姜学鹏.王正阳.向勇(1569) ......张勣翔.陈力新，张凯，许宏发(1580)。
蠕变实验报告
蠕变实验报告蠕变实验报告引言：蠕变实验是一种常见的科学实验，通过观察物质在不同条件下的变化，以揭示其内在的特性和规律。
本次实验旨在研究蠕变现象，并探究其对环境变化的响应。
实验材料与方法：实验材料包括一块普通的塑料蠕虫模型、一盆土壤、一盆水以及一盆沙子。
实验方法分为两个部分，首先将蠕虫模型放置在土壤中，观察其在不同湿度条件下的运动情况；然后将蠕虫模型放置在水和沙子中，观察其对不同介质的适应能力。
实验结果与分析：在土壤湿度方面，我们将蠕虫模型分别放置在干燥的土壤和湿润的土壤中进行观察。
结果显示，蠕虫在湿润的土壤中表现出更加活跃的运动，而在干燥的土壤中则显得较为迟缓。
这说明蠕虫对湿度的变化非常敏感，湿润的土壤提供了更适宜的生存环境，蠕虫在其中能够更好地生长和繁殖。
在介质适应能力方面，我们将蠕虫模型分别放置在水和沙子中进行观察。
结果显示，蠕虫在水中能够自如地游动，而在沙子中则无法前进。
这表明蠕虫对介质的选择有一定的偏好性，水作为一种流动的介质，对蠕虫的运动提供了更大的便利，而沙子则由于其颗粒较大、固定性较强，对蠕虫的运动产生了一定的阻碍。
结论：通过本次实验，我们可以得出以下结论：1. 蠕虫对湿度的变化非常敏感，湿润的土壤有利于蠕虫的生长和繁殖。
2. 蠕虫对介质的选择有一定的偏好性，水作为流动的介质对蠕虫的运动更为有利。
3. 蠕虫在干燥的土壤和沙子中的运动受到一定的限制，其活动范围受到环境条件的制约。
进一步探讨：蠕变实验不仅仅是对蠕虫这一生物的研究，更是对自然界中各种生物对环境变化的适应能力的探索。
在实际生活中，我们也可以通过类似的实验来观察和研究其他生物的蠕变现象，以更好地了解它们的生存环境和适应策略。
此外，蠕变实验还可以引发对生物多样性和生态平衡的思考。
不同生物对环境的适应能力不同，这也是生物多样性的体现。
而生物之间的相互作用和相互依赖，正是维持生态平衡的重要因素。
通过对蠕变现象的研究，我们可以更好地了解生物之间的关系，并为保护和维护生态平衡提供科学依据。
含水层饱和砂土蠕变试验及流变模型辨识研究
第３３卷第３期烟台大学学报（自然科学与工程版）Ｖｏｌ．３３Ｎｏ．３２０２０年７月ＪｏｕｒｎａｌｏｆＹａｎｔａｉＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ（ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＥｄｉｔｉｏｎ）Ｊｕｌ．２０２０ 文章编号：１００４８８２０（２０２０）０３０３５４０６ｄｏｉ：１０．１３９５１／ｊ．ｃｎｋｉ．３７１２１３／ｎ．１９１２０９ 收稿日期：２０１９１２０９ 基金项目：国家自然科学基金资助项目（４１６０２２８４）；烟台大学研究生科技创新基金资助项目（ＹＤＺＤ２００６）． 通信作者：徐进（ｊｉｎｘｕ１０３１＠１６３．ｃｏｍ），副教授，博士，主要从事岩土工程方面的教学与科研工作．含水层饱和砂土蠕变试验及流变模型辨识研究杨伟涛，徐 进，王少伟（烟台大学土木工程学院，山东烟台２６４００５）摘要：利用高压固结仪和梯度加载方法，对地面沉降地区的含水层砂土进行了室内蠕变试验，分别得到了多级荷载下应力－应变长期关系曲线与应力－应变等时曲线．试验结果表明：与弱透水层的黏性土一样，含水层砂性土也具有典型的蠕变特征，而且这种蠕变性与应力水平有关，在双对数坐标系中表现出明显的线性特点．在此基础上，利用Ｍａｔｌａｂ编写了计算程序，对试验数据进行了参数反演和模型识别，获得了能够反映含水层砂土蠕变特性的最优黏弹性流变模型．关键词：地面沉降；含水层；饱和砂性土；蠕变试验；流变模型中图分类号：ＴＵ４４１ 文献标志码：Ａ 含水层抽水引起地下水位降低，导致含水层土体骨架承受的有效应力增加，致使含水层固结压密，弱透水层释水变形，从而引起地面沉降，抽水引起的地面沉降包括含水层变形和弱透水层变形两部分［１］．传统观念认为在地面沉降中含水层砂土的贡献可以忽略不计，地面沉降主要是由弱透水层的压缩变形引起，而且弱透水层黏性土的蠕变是导致地面沉降长期发展的主要原因［２－５］．然而，近些年对于地面沉降的进一步研究发现，当含水层厚度较大时，地面沉降中砂性土的变形也占有一定的比例，甚至与弱透水层变形量相当［６－９］．同时，由于颗粒重组和颗粒破碎等机理，砂土也具有蠕变变形特征［１０］．因此，通过试验找出合适的流变模型来描述含水层砂土的蠕变特性，对于地面沉降长期变形的精确预测具有重要的理论意义．目前多采用经验流变模型和理论流变模型来描述土体的流变性［７，１０］．经验模型主要是在蠕变，应力松弛和恒应变率这些拟合试验结果的基础上得到［１０］．近年来，随着对土体流变特性的不断深入研究，各种经验模型在一些地区的含水层土体蠕变研究中得到了很好的应用．王艳芳等［１１］利用室内改装的应力控制式三轴仪对河北唐山京唐港饱和砂土进行排水蠕变特性研究，发现在应力水平不超过０ ８的情况下，Ｍｅｓｒｉ经验模型对该地区砂土的蠕变规律拟合效果较好．王非等［１２］利用常州和上海的地面沉降实测数据验证了用Ｓｉｎｇｈ经验模型计算含水层变形的有效性．经验模型容易求取、应用方便，但是由于缺乏物理意义，普适性较差，也不便于数值应用［１０，１３］．理论流变模型借助力学元件来模拟土体的弹性和黏性变形，概念直观，物理意义明确，可以直接代入数值计算用于地面沉降预测［１３－１４］．施小清等［６］对常州含水层饱和砂性土进行单轴压缩试验，从Ｍｅｒｃｈａｎｔ体、Ｂｕｒｇｅｒｓ体２个流变模型中识别出Ｂｕｒ ｇｅｒｓ体能够更好地描述该地区含水层砂土的流变性．杨奇等［１５］用三单元Ｍｅｒｃｈａｎｔ体和四单元Ｓｃｈｉｆｆｍａｎ体较好地描述了桩底砂土层的蠕变变形特性．孙晓涵等［１６］运用自行研制的高压固结仪，选取了西 第３期杨伟涛，等：含水层饱和砂土蠕变试验及流变模型辨识研究安市含水层具有代表性的中细砂样进行研究，提出了适合于西安地区含水层蠕变特性的广义Ｋｅｌｖｉｎ体．不同地区土体流变特性迥异，流变本构模型又形式多样．因此，除了参数反演，流变本构模型本身的反演问题（即如何根据实测资料辨识出最佳的流变模型）也同样重要［１４］．目前关于砂土流变特性的研究中，多是基于给定的一种或２种流变模型进行参数反演，从更广泛的流变模型中识别筛选出最优模型的相关研究仍然较少［１５－１８］．为此，本文选取长三角地面沉降区饱和砂性土进行单轴压缩试验，验证了砂性土具有蠕变特征并基于试验现象与结果，从Ｍｅｒｃｈａｎｔ体、开尔文体（Ｋ）、广义开尔文体（Ｈ－Ｋ）、Ｂｕｒｇｅｒｓ体、饱依丁－汤姆逊体（Ｈ－Ｍ）５个能表征衰减蠕变的流变模型中识别出最优的理论流变模型，以便能够更好地描述含水层饱和砂性土的流变特性，为后续的地面沉降理论计算和数值分析做参考．１ 单轴蠕变试验土样是选自长三角地面沉降区的饱和砂性土，利用环刀进行取样，试样高２０ｃｍ，面积为３０ｃｍ２，各项物理指标如表１所示．通过单轴高压固结仪，对试样进行室内高压固结试验，采用梯度加载法，加载比为３．设置了２组试验，如图１所示，分别在图中左右２台仪器中进行试验，通过２组试验的数据对比确保试验操作流程没有出现失误而导致数据失真．每级荷载施加后数据的读取按照１ｍｉｎ、１０ｍｉｎ、１５ｍｉｎ、２０ｍｉｎ、３０ｍｉｎ、４５ｍｉｎ、１ｈ、２ｈ、４ｈ、８ｈ、１２ｈ、２３ｈ、１ｄ、２ｄ（后期每隔一天读取一次）的时间间隔直至变形稳定，当变形量小于０００５ｍｍ／ｄ时视为变形稳定．起始压力和最大压力分别为５０ｋＰａ和３２００ｋＰａ，试验过程中温度始终保持在（２３±３）℃．表１ 饱和砂土的各项物理力学性质指标Ｔａｂ．１ Ｐｈｙｓｉｃａｌａｎｄｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｓａｔｕｒａｔｅｄｓａｎｄ含水量ｗ／％重度／（ｋＮ·ｍ－３）孔隙比ｅ土粒比重压缩系数凝聚力ｃ／ｋＰａ内摩擦角／（°）粒度组成／％２～０ ５０ ５～０ ２５０ ２５～０ ０７５０ ０７５～０ ００５２３１９ １０ ７３６２ ６９０ １３４３５ ９１７ ０４６ ６２２ ５１３９图１ 分级荷载下蠕变试验Ｆｉｇ．１ Ｃｒｅｅｐｔｅｓｔｕｎｄｅｒｇｒａｄｅｄｌｏａｄｓ２ 试验结果与分析通过２组试验数据对比发现其变形值近乎一致，表明试验未出现不当操作．选其中一组试样，该试样各级荷载作用下的蠕变曲线如图２所示，从图中可以发现蠕变曲线具有明显的阶段性．第一阶段为衰减蠕变过程，即加载初期变形随着时间的增加而增加，但相同时间增量内变形增量逐渐减小，最终变形趋向于与荷载有关的某个定值［１９－２０］．第二阶段即在加载后期变形继续增加，但变形速率基本保持不变，这是由于在室内高压固结试验中，试样受到了来自环刀的侧向约束，在轴向应力下土样不断被挤压密实，强度也因此不断提高，故没有出现因变形快速增加而导致试样被破坏的现象［１９］．烟台大学学报（自然科学与工程版）第３３卷 的透水性极强，固结沉降完成快，导致瞬时沉降与固结沉降已分不开．因此，前２种沉降完成的快，在后期变形中主要是次固结沉降即蠕变变形，所以该转折点所对应的时间可以看成是固结完成的时间［２１－２２］．!"#$%&'(#(('((('#((&(((&#((%(((%#(()*+,)-./0./0./0./0./0$$(./0&11(./0图４ 应力应变等时曲线Ｆｉｇ．４ Ｓｔｒｅｓｓ ｓｔｒａｉｎｉｓｏｃｈｒｏｎｏｕｓｃｕｒｖｅｓ３ 流变模型由试验现象和前面的分析可以看出，长三角地面沉降区饱和砂性土在高压应力下变形复杂，且同样具有蠕变特性．为了对该地区饱和砂性土的流变特性进行分析以及对地面沉降加以预测，需要在试验的基础上找出应力、应变和时间三者之间关系的数学表达式，即流变模型．所谓理论流变模型就是把砂土看作均质连续体，通过“虎克体”和“牛顿体”等基本元件的组合来模拟土体的复杂变形［１４，２３］．３ １ 模型的选择由试验可以看出该地区饱和砂性土在轴向应力的作用下，其变形为包括瞬时沉降、固结沉降和次固结沉降的衰减蠕变．因此在流变模型中必须要具有虎克弹簧来模拟土体在应力作用下所发生的瞬时沉降，且该虎克弹簧应与其他元件串联；其次为了模拟衰减蠕变的特征，流变模型中还应当具有牛顿黏壶．不同模型所含有的元件种类虽然相同，但其所具有的元件个数和组合方式却是各异的，考虑到各地区土体物理力学性质的差异性，流变本构模型本身的反演问题（即如何根据实测资料辨识出最佳的流变模型）显得尤为重要．为此，本文找出了目前常用的５个能表征衰减蠕变的流变模型（Ｍｅｒｃｈａｎｔ体、开尔文体（Ｋ）、广义开尔文体（Ｈ－Ｋ）、Ｂｕｒｇｅｒｓ体、饱依丁－汤姆逊体（Ｈ－Ｍ）），并将其蠕变公式和结构模型列于表２．３ ２ 模型的识别根据试验结果，采用Ｂｏｌｔｚｍａｎｎ叠加原理将分级加载下的应力应变曲线转换为不同荷载下的蠕变曲线［１４］．利用最小二乘法原则，结合各模型的蠕变公式建立目标函数见式（１），式中向量槇ε（ｔｉ）是试验测得的土体蠕变变形量，各流变模型公式中的σ０和ｔ都是已知常量．采用软件Ｍａｔｌａｂ编写反演分析程序，利用该程序对目标函数进行迭代求得各流变模型中的未知参数，反演结果列于表３．Ｑ＝∑［槇ε（ｔｉ）－ε（ｔｉ）］２，（１）求得未知参数之后，在相同的时间向量下，由各模型的蠕变公式求出土体的蠕变变形理论值，并将其与试验测得的蠕变变形量绘制在同一个双对数坐标系中．其中理论值用实线代替，试验真实值用散点代替，如图５．３ ３ 结果分析根据数理统计，当相关系数Ｒ在０ ４～０ ６之间时两变量为中等程度相关，在０ ６～０ ８之间时为强相关，在０ ８～１ ０之间时为极强相关．由表３中的相关系数可知，５个模型的相关系数均大于０ ５，即本文列出的５个流变模型对于该地区饱和砂性土变形的拟合在一定程度上都是可行的，也证明了饱和砂性土的流变性．６５３ 第３期杨伟涛，等：含水层饱和砂土蠕变试验及流变模型辨识研究表２ 常见流变模型的蠕变公式Ｔａｂ．２ Ｃｒｅｅｐｆｏｒｍｕｌａｆｏｒｃｏｍｍｏｎｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌｍｏｄｅｌｓ模型名称蠕变公式结构模型开尔文体（Ｋ体）ε＝σ０Ｅ１１－ｅ－Ｅ１ｔη１()ｔ广义开尔文体（Ｈ－Ｋ体）ε＝σ０Ｅ０＋σ０Ｅ１×１－ｅ－Ｅ１η１()ｔ＋σ０Ｅ２×１－ｅ－Ｅ２η２()ｔＢｕｒｇｅｒｓ体ε＝σ０１Ｅ０＋ｔη２＋１Ｅ１１－ｅ－Ｅ１η１()[]ｔ鲍依丁－汤姆逊体（Ｈ－Ｍ）ε＝σ０Ｅ０１－Ｅ１Ｅ１＋Ｅ０ｅ－Ｅ１Ｅ０（Ｅ１＋Ｅ０）η１()ｔ表３ 参数反演结果Ｔａｂ．３ Ｐａｒａｍｅｔｅｒｉｎｖｅｒｓｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓ模型名称σ０／ＭＰａＥ０／ＭＰａＥ１／ＭＰａＥ２／ＭＰａη１／（ＭＰａ·ｄ）η２／（ＭＰａ·ｄ）ＲＭｅｒｃｈａｎｔ体０ ０５１２ ６６５０５ ３４４４０ ００１９０ ６４５２０ ２１５ ８１９０１６ ５７４３０ ００６００ ５２６７０ ８４１ ７１６９４０ ７２３６０ ０１２００ ５４２５３ ２７６ １２４９１９３ １３９５０ ０７９７０ ５１８１开尔文体（Ｋ体）０ ０５３ ７５８８０ ００１１０ ６４５２０ ２８ ０９４２０ ００２１０ ５２６７０ ８２０ ６０６１０ ００４７０ ５４２５３ ２５４ ６１４００ ０１２８０ ５１８１广义开尔文体（Ｈ－Ｋ体）０ ０５７ ６３１８８ １８５２０ ００２７１８ ６９５５１８ ４８４２０ ９０３００ ２１５ ７３８４１８ １２５６０ ００４９７４ ２０９５４５ ９５８４０ ９７１３０ ８３５ ０７５７５４ ５５６６０ ０１２２１９６ ９２９１１４８ ０１９９０ ９３１３３ ２１０９ １８３８１２２ ６９３６０ ０１５６５０８ ６３５８１７７ ９５４８０ ９４９８Ｂｕｒｇｅｒｓ体０ ０５７ ４３７４８ １１３８０ ００３１４６ ７９６７０ ８８５２０ ２１３ ５７５６２１ ３３６１０ ００７１１９２ １８５５０ ８８７９０ ８３５ ７１４０５３ ４５９００ ０１１０３１８ ９４３３０ ７８４３３ ２８０ ２１８８ ４０ １１９９８ ６０ ８７２１鲍依丁－汤姆逊体（Ｈ－Ｍ）０ ０５３ ３９０１０ ４９４１０ ５９７９０ ８０１９０ ２８ ０９３２４ ５５７７０ ００１３０ ５２６７０ ８２０ ６０５０９ ０２３７０ ００２４０ ５４２５３ ２５４ ６１２６１３ ０１５６０ ００５６０ ５１８１７５３烟台大学学报（自然科学与工程版）第３３卷 ! $%!"#$ $&.*/01234*56%!8%!&#$ 8&.9/'()%!"#""!"#"!"#!!8%!"*+ 8&'"()*+""()*,""()*-+""()*.3/,-.()%!"#""!"#"!"#!!8%!&*+ 8&'"()*+""()*,""()*-+""()*.%/:;2<12=%!8%!&*+ 8&.1//01>234%图５ 模型计算结果与试验数据对比Ｆｉｇ．５ Ｔｈｅｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｅｄｒｅｓｕｌｔｓｏｆｍｏｄｅｌｓａｎｄｔｅｓｔｄａｔａ 对各流变模型在不同应力下的相关系数求平均值，结果见表４．可以看出广义开尔文体和Ｂｕｒｇｅｒｓ体的平均相关系数均大于０ ８，都属于极强相关，从表３各级应力下的相关系数也可以发现两者均能很好地对试验土样的蠕变特性进行拟合．其中广义开尔文体是五单元模型，Ｂｕｒｇｅｒｓ体是四单元模型，相比较而言广义开尔文体参数更多，但其拟合精度更高，相关系数高出Ｂｕｒｇｅｒｓ体９ ５％．表４ 各模型的平均相关系数Ｔａｂ．４ Ａｖｅｒａｇｅｃｏｒｒｅｌａｔｉｏｎｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｏｆｅａｃｈｍｏｄｅｌ平均相关系数Ｍｅｒｃｈａｎｔ体开尔文体广义开尔文体Ｂｕｒｇｅｒｓ体鲍依丁－汤姆逊体珔Ｒ０ ５５８１０ ５５８１０ ９３８９０ ８５７４０ ５９７３ 从表３各模型参数的反演结果发现，同一模型的各参数和应力水平有关，随着应力的增加其反演结果也随之增加．如果假设模型一旦给定，其中参数值也应为定值．因为当应力增加时，为了保持模量不变，应变也应当增加相应的倍数．但是，土体是具有三相特性的典型非线性体，且当土体被压密挤实到一定程度之后，其孔隙比也将缩减到一定程度，同时伴随内部土体颗粒的滑移调整和颗粒破碎导致的级配改变．因此，为了更好地描述土体的这种非线性特点，可以采用一些非线性元件（如非线性弹簧）来组合模型，使得各参数（如弹簧的模量Ｅ）随应力的变化而不同［６］．４ 结 论（１）试验结果表明，瞬时加载下饱和砂性土的变形是具有明显阶段性的衰减蠕变，其应力应变等时曲线也显示饱和砂性土的变形同样具有流变性．在地面沉降计算分析中，应该同时考虑弱透水层黏性土和含水层砂土流变性带来的变形滞后效应．（２）从常用的５个流变模型中识别出最佳模型．结果表明，广义开尔文体和Ｂｕｒｇｅｒｓ体都能对长三角地面沉降区饱和砂性土的蠕变趋势加以描述．其中广义开尔文体的平均拟合相关系数高出Ｂｕｒ ｇｅｒｓ体９ ５％，精度更高，是描述该地区饱和砂性土流变特性的最优模型；但Ｂｕｒｇｅｒｓ体所含参数少于广义开尔文体，相比较而言应用更方便．（３）由于所选的流变模型由线性元件组合而成，本文中同一模型在不同应力下所反演出的参数不同，不能用某一级应力下反演出的参数来描述其他荷载下的流变规律．为了更好地模拟土体这种非８５３ 第３期杨伟涛，等：含水层饱和砂土蠕变试验及流变模型辨识研究线性材料，有必要对模型进行改进，采用非线性元件，使得模型参数随着应力变化而改变，这方面仍有待开展进一步的理论和试验研究．参考文献：［１］ 罗东娜，曾婕，王旭东．抽注水作用下含水层砂土变形特征试验［Ｊ］．南京工业大学学报（自然科学版），２０１３，３５（３）：１１－１５．［２］ ＯＲＴＥＧＡ ＧＵＥＲＲＥＲＯＡ，ＲＵＤＯＬＰＨＤＬ，ＣＨＥＲＲＹＪＡ．Ａｎａｌｙｓｉｓｏｆｌｏｎｇ ｔｅｒｍｌａｎｄｓｕｂｓｉｄｅｎｃｅｎｅａｒＭｅｘｉｃｏＣｉｔｙ：Ｆｉｅｌｄｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｓａｎｄｐｒｅｄｉｃｔｉｖｅｍｏｄｅｌｉｎｇ［Ｊ］．ＷａｔｅｒＲｅ ｓｏｕｒｃｅｓＲｅｓｅａｒｃｈ，１９９９，３５（１１）：３３２７－３３４１．［３］ ＢＵＤＨＵＭ，ＡＤＩＹＡＭＡＮＩ．Ｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｃｌａｙｚｏｎｅｓｏｎｌａｎｄｓｕｂｓｉｄｅｎｃｅｆｒｏｍｇｒｏｕｎｄｗａｔｅｒｐｕｍｐｉｎｇ［Ｊ］．ＧｒｏｕｎｄＷａ ｔｅｒ，２０１３，５１（１）：５１－５７．［４］ ＸＵＹＳ，ＳＨＥＮＳＬ，ＣＡＩＺＹ，ｅｔａｌ．Ｔｈｅｓｔａｔｅｏｆｌａｎｄｓｕｂｓｉｄｅｎｃｅａｎｄｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎａｐｐｒｏａｃｈｅｓｄｕｅｔｏｇｒａｕｎｄｗａｔｅｒｗｉｔｈｄ ｖａｗａｌｉｎＣｈｉｎａ［Ｊ］．ＮａｔｕｒａｌＨａｚａｒｄｓ，２００８：４５（１）：１２３－１３５．［５］ ＧＡＬＬＯＷＡＹＤＬ，ＪＯＮＥＳＤＲ，ＩＮＧＥＢＲＩＴＳＥＮＳＥ．ＬａｎｄＳｕｂｓｉｄｅｎｃｅｉｎｔｈｅＵｎｉｔｅｄＳｔａｔｅｓ［Ｍ］．Ｒｅｓｔｏｎ：ＵＳＧｅｏｌｏｇ ｉｃａｌＳｕｒｖｅｙ，１９９９．［６］ 施小清，薛禹群，吴吉春，等．饱和砂性土流变模型的试验研究［Ｊ］．工程地质学报，２００７，１５（２）：２１２－２１６．［７］ 张云，薛禹群，施小清，等．饱和砂性土非线性蠕变模型试验研究［Ｊ］．岩土力学，２００５，２６（１２）：１８６９－１８７３［８］ 张云，薛禹群，吴吉春，等．上海砂土蠕变变形特征的试验研究［Ｊ］．岩土力学，２００９，３０（５）：１２２６－１２３０，１２１６．［９］ 施小清，薛禹群，吴吉春，等．常州地区含水层系统土层压缩变形特征研究［Ｊ］．水文地质工程地质，２００６，３３（３）：１－６．［１０］ 温亚楠，朱鸿鹄，张诚诚，等．砂土蠕变特性研究现状及展望［Ｊ］．工程地质学报，２０１５：２９４－３０１．［１１］ 王艳芳，蔡燕燕，蔡正银．饱和砂土蠕变特性实验［Ｊ］．华侨大学学报（自然科学版），２０１７，３８（１）：３１－３７．［１２］ 王非，缪林昌．抽水地面沉降中含水层长期变形特性研究［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２０１１，３０（Ｓ１）：３１３５－３１４０．［１３］ 路德春，苗金波，林庆涛，等．土的三维弹黏塑性应力路径本构模型［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２０１８，３７（Ｓ１）：３６３３－３６４４．［１４］ 孙钧．岩土材料流变及其工程应用［Ｍ］．北京：中国建筑工业出版社，１９９９．［１５］ 杨奇，冷伍明，聂如松，等．砂土蠕变特性试验研究［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２０１４，３３（Ｓ２）：４２８２－４２８６．［１６］ 孙晓涵，崔向美．高应力下西安含水层砂土蠕变特性的试验研究［Ｊ］．南水北调与水利科技，２０１５，１３（６）：１１３３－１１３７．［１７］ 李明霞．地下水控采条件下上海地面沉降特征研究［Ｄ］．南京：南京大学，２０１４．［１８］ 李帅．高氯盐细砂土流变模型的试验研究［Ｄ］．兰州：兰州交通大学，２０１５．［１９］ 王惠敏，张云，何佳佳．单向压缩状态下饱和砂性土蠕变特性试验研究［Ｊ］．地下空间与工程学报，２００９，５（Ｓ２）：１５８０－１５８４．［２０］ 汤斌．软土固结蠕变耦合特性的试验研究与理论分析［Ｄ］．武汉：武汉大学，２００４．［２１］ 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ｃａｌｃｒｅｅｐｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｗｈｉｃｈｉｓｒｅｌａｔｅｄｔｏｓｔｒｅｓｓｌｅｖｅｌｗｉｔｈｏｂｖｉｏｕｓｌｉｎｅａｒｉｔｙｉｎａｄｏｕｂｌｅｌｏｇａｒｉｔｈｍｉｃｃｏｏｒｄｉｎａｔｅ．Ｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｕｌｔｓ，ｔｈｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｉｎｖｅｒｓｉｏｎａｎｄｍｏｄｅｌｉｄｅｎｔｉｆｉｃａｔｉｏｎｏｎｔｈｅｔｅｓｔｄａｔａａｒｅｃａｒｒｉｅｄｏｕｔｂｙａｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎｐｒｏｇｒａｍｄｅｖｅｌｏｐｅｄｗｉｔｈＭａｔｌａｂ，ａｎｄｔｈｅｏｐｔｉｍａｌｖｉｓｃｏｅｌａｓｔｉｃｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌｍｏｄｅｌｗｈｉｃｈｃａｎｄｅｓｃｒｉｂｅｔｈｅｃｒｅｅｐｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｏｆａｑｕｉｆｅｒｓａｎｄｉｓｉｄｅｎｔｉｆｉｅｄ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｌａｎｄｓｕｂｓｉｄｅｎｃｅ；ａｑｕｉｆｅｒ；ｓａｔｕｒａｔｅｄｓａｎｄｙｓｏｉｌ；ｃｒｅｅｐｔｅｓｔ；ｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌｍｏｄｅｌ（责任编辑 苏晓东）９５３。
膨胀土蠕变试验特性研究
图 ４ ￣＝１００ｋＰａ。ｍ＝１６．２％时剪 应 力 一应 变等 时 曲线
＝２５ｋＰａ ＝５０ｋＰａ ＝７５ｌ（Ｐａ ＝１００ｋＰａ ＝１５０ｋＰａ
０ ２０００ ４０００ ６０００ ８０００ １００００ ｌ２０００
时间 （ｍｉｎ）
图 ３ ￣＝１００ｋＰａ。ｍ＝２２．５％时 剪 应 变 一时 间 曲 线
平 剪应力 ，并 记 录试 验 数据 ；（３）每级荷 载 持续 时 间为
７ｄ，当 １ｄ内的变 化 小于 ０．０１ｍｍ时进 入 下一级 加 载 。
最 后一 级加 载至 土样破 坏 。
４
３
表 ２ 剪 应 力 路 径 含 水 率 竖 向应 力
（％） （ｋＰａ）
剪 应 力 路 径 （ｋＰａ）
一 ７０ 一
第 ２０期 ２０１６年 ７月 一 一
９ ８ ７ ６ ５ ４ ３ ２ ｌ ０
江 苏科 技２信 息Ｏ ·技 ８— 术 ９６一６ 探 讨４ ２ ０
ｌ６０
Ｎｏ．２０ Ｊｕｌｙ，２０１６
ＴＳ＝２５ｋＰａ ｓ＝５０ｋＰａ
ｆｓ＝７５ｋＰａ ＝１００ｋＰａ
从 图 １—３中 可 以发 现 娄 益 高速 膨 胀 土具 有 如 下 蠕 变 特性 ：
（１）当夹杂 应 力 水 平较 低 时 ，膨 胀 土 的蠕 变 特性 试 验 曲线 表现 为衰 减稳 定蠕 变 。随着 剪应力 水 平变 大 时，膨胀土样蠕变现象 比较明显 ，并且随着 时间的逐 渐 发 展 ，剪 切 变形 呈 稳 定 蠕 变发 展 ，蠕变 进 入 稳 定 流 动 阶段 。当剪切 水平 继续 增 加时 ，剪 切变 形 逐渐 由等 速 蠕 变 向加 速 蠕 变 发 展 ，明显 地 经 历蠕 变 的 ３个 阶 段— — 衰减 蠕 变 、稳 定 蠕 变 和 加 速蠕 变 ；继 续增 加 剪 应力水平时 ，土样会 出现瞬时破坏 ，并且从加速蠕变 到 蠕变 破坏 历 时短暂 。
粉砂质泥岩体积蠕变特性试验研究
粉砂质泥岩体积蠕变特性试验研究于怀昌;刘激烈;王硕楠;刘艳刚;唐茂军【摘要】采用RLJW-2000型岩石流变伺服仪,在三轴压缩条件下进行了饱和粉砂质泥岩蠕变试验.依据试验结果,对岩石体积蠕变阶段进行了划分,分析了岩石的体积蠕变规律.在此基础上,进一步分析了岩石体积蠕变速率的变化规律.研究结果表明:粉砂质泥岩的体积蠕变曲线以及体积蠕变速率曲线可以划分为3个不同的阶段；应力水平9 MPa是粉砂质泥岩从以轴向压缩变形为主转变为以径向膨胀变形为主的临界应力；应力水平15 MPa是粉砂质泥岩体积产生扩容的临界应力.研究成果可以丰富和完善岩石流变力学理论,为岩石蠕变破裂失稳的研究提供科学依据.【期刊名称】《华北水利水电学院学报》【年(卷),期】2013(034)004【总页数】3页(P14-16)【关键词】粉砂质泥岩;三轴压缩;蠕变试验;体积蠕变;体积蠕变速率【作者】于怀昌;刘激烈;王硕楠;刘艳刚;唐茂军【作者单位】华北水利水电大学,河南郑州450045;中国建筑西南勘察设计研究院有限公司,四川成都610081;河南省地质工程勘察院,河南郑州450001;河南省地质工程勘察院,河南郑州450001;西北综合勘察设计研究院成都分院,四川成都610045【正文语种】中文【中图分类】TU458岩石体积蠕变及体积扩容现象是岩石、尤其是软岩所具有的一种特性，同时也是岩石流变力学特性研究的重要内容之一.目前，关于岩石体积蠕变特性，尤其是三向应力状态下的体积蠕变特性的研究成果还较少［1－3］.因此，笔者采用RLJW－2000 型岩石三轴流变伺服仪，对粉砂质泥岩进行三轴压缩蠕变试验，并基于试验结果，研究岩石蠕变过程中体积蠕变、体积蠕变速率的变化规律，以期丰富和完善岩石流变力学理论，为岩石蠕变破裂失稳的研究提供科学依据，对于保障工程的长期稳定与安全运营具有重要的意义［4－7］.1 岩石基本物理力学性质试验所用粉砂质泥岩取自三峡地区巴东组二段弱—微风化的粉砂质泥岩层.对粉砂质泥岩的基本物理水理性质进行了室内试验测定，其物理水理性质指标见表1.依据国际岩石力学学会试验规程制作圆柱形岩石试样［8］，试样尺寸φ50mm×100 mm.采用真空抽气饱和法，将试样饱水24 h 后作为饱和试样用于岩石常规力学试验以及三轴压缩蠕变试验.表1 粉砂质泥岩的主要物理水理性质指标采用TAWA－2000 岩石三轴压力试验机，对饱和粉砂质泥岩进行常规单轴、三轴压缩试验，采用轴向应变控制，加载速率为0.01 mm/s.粉砂质泥岩的单轴抗压强度为11.96 MPa，1 MPa 围压下粉砂质泥岩的峰值抗压强度为26.63 MPa.2 蠕变试验方法与试验结果三轴压缩蠕变试验在河南省岩土力学与结构工程重点实验室内进行，仪器采用RLJW－2000 岩石三轴、剪切流变伺服仪，仪器性能满足岩石蠕变试验要求［9］. 蠕变试验采用分级加载方法，试验围压1 MPa.将1 MPa 围压下常规三轴压缩试验得到的粉砂质泥岩试样抗压强度的75%～85%作为蠕变试验中拟施加的荷载，在岩石试样上分级施加.当试样变形增量小于0.001 mm/d 时，则认为岩石蠕变已达到稳定状态，可以施加下一级荷载.当试样发生蠕变破坏后，试验停止.试验过程中，试验数据由计算机自动采集，数据采集频率以及室内温度、湿度的设置参考文献［9］.此次蠕变试验，共施加9 级轴向荷载，图1 为试验得到的岩石分级加载蠕变曲线.曲线上的不同数值表示轴向应力水平值.图1 粉砂质泥岩分级加载的蠕变曲线3 体积蠕变规律体积应变不能直接由试验测得，可按下式计算，式中:εv为体应变;ε1为轴向应变;ε3为径向应变;各应变的符号以压为正、拉为负.基于岩石的轴向应变和径向应变试验结果，根据式(1)计算得到粉砂质泥岩体积蠕变曲线，如图2所示.图2 粉砂质泥岩体积蠕变曲线由图2 可知，岩石的体积应变可以划分为瞬时应变与蠕应变2 部分.前8 级应力水平下，体积蠕变曲线可分为衰减蠕变与稳定蠕变2 个阶段.在第9级应力水平下，体积蠕变曲线可以划分为衰减蠕变、稳定蠕变、加速蠕变3 个阶段.岩石体积应变与时间的关系要比轴向应变以及径向应变随时间变化的关系复杂.在每级应力水平下，体积蠕变曲线都表现出一定程度的波动，说明与轴向应变、径向应变相比，岩石的体积应变可以更准确地反映出试样承载力随时间增加而不断损伤弱化的过程. 由图2 还可以看出，随着时间的增加，粉砂质泥岩体积应变呈现非线性变化过程:岩石体积压缩、应变增加到应变逐渐减小再到扩容.当应力水平为3 MPa时，体积蠕变曲线变化较小.随应力水平增加，粉砂质泥岩被压缩，体积应变增加，但增加速率较小.从3 MPa 到9 MPa 历时373.3 h，体积应变由0.069%增加至0.093%，此时体积压缩应变达最大值，之后体积应变开始逐渐减小，表明应力水平9 MPa是试样从以轴向压缩变形为主转变为以径向膨胀变形为主的临界应力.当应力水平达15 MPa时，试样体积应变从0.014%迅速减小至0%，之后变为负值，此时岩样发生反向扩容，因此，15 MPa 应力水平是粉砂质泥岩体积产生扩容的临界应力.与轴向应变相比，径向应变增加速度快，因此岩样体积随着时间的增加发生持续扩容.在191.23 h 内由0%减小为－0.52%，反向增加0.52%，此时试样体积呈增加趋势.但在19.8 MPa 应力水平下，岩石体积变形几乎以与体积应变轴平行的增长趋势加速蠕变，发生瞬间破坏，体积扩容，体积应变达－0.696%，这一应变值是体积压缩应变最大值的7.48 倍，体积扩容效应非常明显.4 体积蠕变速率规律计算图2 中各时刻体积蠕变曲线的斜率，可得到不同应力水平下粉砂质泥岩体积蠕变速率曲线.为清晰起见，这里仅分析第8 级、第9 级应力水平下体积蠕变速率曲线，如图3 所示.图3 粉砂质泥岩体积蠕变速率曲线从图3 中可以看出，与体积蠕变阶段相对应，在第8 级应力水平(17.7 MPa)下，粉砂质泥岩体积蠕变速率可以划分为初始蠕变速率与稳态蠕变速率2个阶段.初始蠕变速率阶段:随时间的增加，体积蠕变速率快速衰减至一个恒定值;稳态蠕变速率阶段:体积蠕变速率随时间的增加基本保持不变.在第9级应力水平(19.8 MPa)下，出现加速蠕变速率阶段，随时间的增加，体积蠕变速率迅速增大，岩样发生蠕变破裂.在第8 级应力水平下，在初始蠕变速率阶段的0.5 h 内，体积蠕变速率由4.29×10－4 mm/h 减小为4.48 ×10－5 mm/h，之后进入稳态蠕变速率阶段;在第9 级应力水平作用下，初始蠕变速率阶段粉砂质泥岩的体积蠕变速率迅速增加，在0.8 h 内增加至6.07 ×10－4 mm/h，之后又迅速减小，进入稳态蠕变速率阶段，速率保持在1.85 ×10－5 mm/h 左右，在770 h 处进入加速蠕变速率阶段，体积蠕变速率迅速增加，导致岩样发生破裂.5 结语1)粉砂质泥岩体积蠕变曲线可划分为衰减蠕变、稳定蠕变及加速蠕变3 个蠕变阶段.与体积蠕变阶段相对应，体积蠕变速率曲线也可划分为初始蠕变速率、稳态蠕变速率及加速蠕变速率3 个阶段.2)应力水平9 MPa 是粉砂质泥岩从以轴向压缩变形为主转变为以径向膨胀变形为主的临界应力，应力水平15 MPa 是粉砂质泥岩体积产生扩容的临界应力.3)加速蠕变阶段，岩石体积蠕变量、体积蠕变速率增加非常迅速，从而使岩石的破裂具有突变性，不易控制.在工程中应对这一现象引起足够的重视.参考文献［1］杨圣奇，刘相如.不同围压下断续预制裂隙大理岩扩容特性试验研究［J］.岩土工程学报，2012，34(12):2188－2197.［2］杨圣奇.岩石流变力学特性的研究及其工程应用［D］.南京:河海大学，2006. ［3］王安明.层状盐岩变形机理及非线性蠕变本构模型［D］.武汉:中国科学院研究生院(武汉岩土力学研究所)，2008.［4］黄志全，陈贤挺，姜彤，等.小浪底水库1#滑坡体非饱和土强度特性试验研究［J］.岩土力学，2009，30(3):640－644.［5］黄志全，陈宇，宋日英，等.三门峡地区黄土状粉质黏土非饱和性质试验研究［J］.岩土力学，2010，31(6):1759－1762.［6］黄志全，吴林峰，王安明，等.基于原位剪切试验的膨胀土边坡稳定性研究［J］.岩土力学，2008，29(7):1764－1768.［7］王俊，李小雄，王常敏.水电工程高边坡变形机理与工程治理［J］.华北水利水电学院学报，2002，23(4):26－29.［8］International Society for Rock Mechanics.Suggested methods fordetermining the strength of rock material in triaxial compression［J］.International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences and Geomechanics Abstracts，1978，15(2):47－51.［9］于怀昌，李亚丽，刘汉东.粉砂质泥岩常规力学、蠕变以及应力松弛特性的对比研究［J］.岩石力学与工程学报，2012，31(1):60－70.。
砂质泥岩的剪切蠕变特性和本构模型探究
砂质泥岩的剪切蠕变特性和本构模型探究
李男;徐辉;简文星
【期刊名称】《铁道建筑》
【年(卷),期】2011(000)002
【摘要】软弱岩层的蠕变特性往往对边坡的稳定性有着重要的控制作用.本文以四川省宣汉县天台乡滑坡为研究背景,对其软弱岩层-紫红色砂质泥岩进行了剪切蠕变试验.利用广义Kelvin模型对砂质泥岩的剪切蠕变试验曲线进行了拟合,同时获得了各级剪应力下的模型参数,为了很好地描述砂质泥岩的加速蠕变阶段,提出了一种考虑先期损伤量的损伤模型,可以为类似工程提供参考.
【总页数】4页(P82-85)
【作者】李男;徐辉;简文星
【作者单位】岩土钻掘与防护教育部工程研究中心,武汉,430074;中国地质大学(武汉)工程学院,武汉,430074;浙江大学建筑工程学院,杭州,310058;岩土钻掘与防护教育部工程研究中心,武汉,430074;中国地质大学(武汉)工程学院,武汉,430074
【正文语种】中文
【中图分类】TU457
【相关文献】
1.粉砂质泥岩体积蠕变特性试验研究 [J], 于怀昌;刘激烈;王硕楠;刘艳刚;唐茂军
2.不同温度-应力场下泥岩蠕变特性及本构模型 [J], 袁前胜
3.花岗岩残积砂质黏性土的蠕变特性与本构模型 [J], 刘嘉
4.水-岩作用下粉砂质泥岩含水损伤本构模型 [J], 李安润;邓辉;王红娟;郑瀚;苟晓峰;潘远阳
5.饱水-失水循环条件下红层泥岩蠕变特性及本构模型研究 [J], 李安润;邓辉;王小雪;罗杰;张君
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饱和砂土蠕变特性实验
饱和砂土蠕变特性实验王艳芳;蔡燕燕;蔡正银【摘要】为证实和进一步了解砂土蠕变规律，利用室内改装的应力控制式三轴仪研究饱和砂土排水蠕变特性．实验结果表明：砂土蠕变受围压和密实度的影响较大，低围压下，砂样更易发生剪胀；密实砂蠕变变形量明显比中密砂小，密实砂比中密砂更易剪胀；侧向减载条件比轴向加载更易剪胀；在应力水平不超过0．8的情况下，Mesri蠕变模型对砂土蠕变规律拟合效果较好．%In order to verify and investigate further the sandy soil creep properties,the stress-controlled triax-ial apparatuses are used to study the drainage creep of saturated sand.The result shows that the creep of satu-rated sand is significantly affected by confining pressure and dense degree.Under low confining pressure,the sample shear dilatancy occurs easily.The creep deformation of dense sand is significantly smaller than the de-formation of middle dense sand,the dense sand shear dilatancy occurs more frequently by comparison with middle dense sand.When the stress level is less than0 .8 ,the Mesri creep model is fitted well for sandy soil creep.【期刊名称】《华侨大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2017(038)001【总页数】7页(P31-37)【关键词】砂土;排水蠕变特性;剪胀;密实度;Mesri蠕变【作者】王艳芳;蔡燕燕;蔡正银【作者单位】南京大学金陵学院，江苏南京 210093;华侨大学福建省隧道与城市地下空间工程技术研究中心，福建厦门 361021;南京水利科学研究院岩土工程研究所，江苏南京 210014【正文语种】中文【中图分类】TU447随着国民经济建设的发展，百年大计工程项目越来越多，对工程建设中地基和构筑物的长期稳定和变形问题提出了新的更高要求.不仅粘土的蠕变效应给工程项目的长期稳定和变形带来不利影响，无粘性土如坝体堆石料、砂土的蠕变[1-6]也对越来越多工程项目造成了不可忽视的影响.文献[7-13]通过室内实验和现场进行实测研究，发现长期开采地下水引起的地面沉降问题与砂土层压缩变形有密切关系，抽水或回灌引起水位升降导致砂层发生的变形并非弹性变形，而与时间存在一定关系，具有蠕变特性.对于软土，其蠕变多受含水量、土的结构、粘粒含量、有机质、应力历史、应力路径等主要因素影响[14-18]；对于软岩，其蠕变多受温度、湿度、应力路径等主要因素影响[19-22]；对于砂土，其蠕变多受土颗粒大小、形状、级配、密实度等因素影响[23-25].本文通过三轴试验研究饱和粉细砂的蠕变规律.1.1 试验方案王艳芳[26]通过对已建河北唐山京唐港10万t级遮帘桩板桩码头工程进行长期原位观测，发现泊位工程的前墙、遮帘桩、后锚定墙的侧向变形均存在时间效应，其原因为板桩结构两侧砂层蠕变位移.为此，文中取该区域一定数量粉细砂进行轴向加载和侧向减载条件下的三轴排水蠕变试验.砂样基本物理力学参数，如表1所示.表1中：γ为天然重度；Gs为土粒密度；ω为水的质量分数；Cq为粉细砂在固结快剪条件下的粘聚力；φq为内摩擦角；下标q表示的固结快剪条件.粉细砂的颗粒级配试验曲线，如图1所示.图1中；η为小于某直径的百分含量；d为试样直径.试验仪器采用改装后的应力控制式三轴仪，尺寸为d=39.1 mm，H=80 mm.实验有如下5个步骤.步骤1 制样.砂样直接在仪器基座上制备，称取相对密度(Dr)为60%，75%的粉细砂，并分3等份，分层击实.步骤2 饱和.分初始饱和与反压饱和两步进行.初始饱和历时约1 h，测定孔隙应力系数(B)值大于0.8即可.接下来，反压饱和后B值须大于0.95才可进入下一步骤. 步骤3 等向固结.施加围压σ3使试样完成等向固结，砂样稳定固结时间约2 h，并记录等向固结时间内体变管读数，进行试样尺寸修正.步骤4 不等向固结.以围压50 kPa为例，按k0=0.45，缓慢增加轴压至111 kPa，并静止.待试样完成k0固结，试样在24 h内轴向变形小于0.01 mm，视为完成不等向.固结此时体变管读数和轴向百分表读数，将其作为试样固结产生的初始体变、初始轴变值.步骤5 排水蠕变实验.砂样蠕变试验加载方案,如表2所示.每级荷载施加后，一天内多次记录百分表读数及体变管读数.当连续1天土样轴向变形小于0.01 mm时，认为蠕变变形已稳定，可继续施加下一级加载，或结束试验[27].1.2 试验结果分析按照Boltzmann叠加原理，将各级围压作用下分级加载方式转化为分别加载方式的蠕变曲线，则砂样在轴向加载及侧向减载条件下，剪应变和体应变随时间的变化曲线，如图2～5所示.图2～5中：εs为剪应力；εv为体积应力；S为偏应力比，S=q/qf=(σ1-σ3)/(σ1-σ3)f.由图2～5可知以下5点结论.1) 实验未设定体积蠕变稳定标准，单从剪应变随时间变化曲线可看出：砂土的蠕变变形随着应力水平的增大而变大，没有出现等速蠕变和加速蠕变，为衰减蠕变. 2) 当没有剪胀时，体积变形较易稳定，一旦发生剪胀现象，体应变较难稳定.图2(f)表现为剪缩，图4(f)先剪缩后剪胀，其他组砂样体变均为剪胀.说明低围压条件下，砂样更易发生剪胀，且密实砂比中密砂更易剪胀.3) 侧向减载条件下，砂样更易发生剪胀(图3，5).侧向减载条件下，所有砂样均为剪胀，说明应力路径会影响土体体积蠕变规律，且围压越低，剪胀效应越明显.4) 密实度对砂样蠕变变形影响较大.密实砂蠕变量明显比中密砂小，即便是高偏应力水平下，在土样未破坏之前，密实砂的变形值仅为2%～4%(图4，5).进一步增大偏应力值，砂样只会剪坏，而不会像中密砂突变稳定后，还能进一步发生蠕变变形(图3(c)).5) 砂土存在蠕变，砂土有良好渗透性，荷载作用很难引起超静孔压，几乎不存在次固结效应，其蠕变特性受围压和相对密实度的影响较大.因此，砂土蠕变机制细观上表现为在恒定荷载下，土颗粒位置的重新调整或部分破碎，宏观上表现为变形随时间而变化，即蠕变.2.1 Mesri模型基于蠕变试验结果，每级荷载下的总应变可分为瞬时应变及与时间有关的蠕应变两部分.蠕应变与应力、时间有关，一般可假设为式(1)中：f1和f2分别为应力和时间的函数.对于应力函数f1,Mesri借鉴Konder提出的应力-应变双曲线型方程[28-29]，即式(2)中：S为偏应力比；Su为不排水剪切强度，Su=(1/2)(σ1-σ3)f.对于排水试验，可以用Su=(1/2)(σ1-σ3)f代替.对于时间函数，Mesri模型选用了幂次函数作为应变-时间关系，即将式(2)，(3)相结合，得到Mesri模型，也即Mesri蠕变模型方程，其表达式为由式(4)知，蠕变速率的公式为Mesri模型共有等4个参数需要确定[30].2.2 模型参数的求取根据ln εa-ln t关系，直线段位置选取参考时间t1=100 min(因100 min之前，ln εa-ln t直线关系不明显)，并取此时的应变为初始蠕应变.根据不同应力水平下的ln εa-ln t，拟合直线关系的斜率，求取平均值,即为λ值.将式(2)作移项变换，有选取各级应力水平下参考时间t1=100 min时的轴向应变值，作ε1/S-ε1关系图，对关系曲线作直线拟合，则直线截距和斜率分别为参数，(Rf)1的值.据上述参数求取思路，当σ3=250 kPa时，中密和密实砂模型参数，如表3所示.2.3 Mesri模型适应性将表3中参数代入式(4)，拟合出砂土蠕变试验曲线如图6，7所示.图6,7中：εa为轴向应变;σ3=250 kPa.由图6,7可知：在应力水平不超过0.8的情况下，Mesri 模型对砂土蠕变规律拟合效果较好，基本不受土样的密实程度、加卸载应力路径的的影响.在高应力水平下，拟合效果不佳的原因有两个方面.一方面,在各级偏应力水平下，Mesri模型参数λ取ln εa～ln t拟合直线斜率的平均值，另一方面是经验模型本身精度所致.Mesri模型建议采用幂函数描述应变-时间关系曲线，幂函数拟合的曲线特点是缓慢地不断增长.曲线初期较陡，后期增加缓慢，导致其与试验曲线本身发展趋势的不完全吻合.而实际上λ是随着偏应力水平的变化而变化，相同围压、不同偏应力水平下的λ值相差也比较大.为此，建议可进一步修正Mesri蠕变法则，并将其与弹塑性模型相结合，建立起考虑砂土蠕变特性的弹粘塑性模型.考虑砂土蠕变规律与土体密实程度有关，尤其建议加入与密实度状态相关的参量，描述砂土蠕变规律.1) 不论是轴向加载还是侧向减载蠕变，砂土变形规律基本一致，均证实了砂土存在蠕变.砂土蠕变特性受围压和相对密实度的影响较大，其蠕变变形随着应力水平的增大而变大.土样未破坏前，不管应力水平的高低，砂土的蠕变规律均为衰减型，没有出现等速蠕变和加速蠕变.2) 试样体积应变明显小于剪应变，且低围压条件下，砂样易发生剪胀；密实砂比中密砂更易剪胀；侧向减载条件下，土体更易发生剪胀.当没有发生剪胀时，体积变形较容易稳定，一旦发生剪胀现象，体应变较难稳定.3) 密实砂蠕变变形量明显比中密砂小.即便是高偏应力水平下，在土样未破坏之前，密实砂的变形值仅为2%～4%.进一步增大偏应力值，砂样只会剪坏，而不会像中密砂突变稳定后，还能进一步发生蠕变变形，故砂土蠕变特性必须考虑密实度对其蠕变规律的影响，且必须考虑体积剪胀效应的影响.4) 依据Mesri经验蠕变模型，在应力水平不超过0.8的情况下，Mesri模型对砂土蠕变规律拟合效果较好，基本不受土样的密实程度、加卸载应力路径的的影响.对粉细砂或砂土而言，建议加入考虑与密实度状态相关的参量，以建立新的蠕变法则来描述其蠕变规律.【相关文献】[1] BJERRUM L.Engineering geology of Norwegian normally consolidated marine clays as related to the settlement of buildings[J].Geotechnique,1967,17(2):81-118.[2] 王者超,乔丽苹.土蠕变性质及其模型研究综述与讨论[J].岩土力学，2011,32(8):2251-2259.[3] 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单向压缩状态下饱和砂性土蠕变特性试验研究
单向压缩状态下饱和砂性土蠕变特性试验研究
王惠敏;张云;何佳佳
【期刊名称】《地下空间与工程学报》
【年(卷),期】2009(5)A02
【摘要】为研究单向压缩状态下饱和砂性土的蠕变特性,本文进行了饱和砂性土在常规加载(即加载比为1)与加载比为3及等梯度加载等不同加载方式下的蠕变试验并对试验结果进行对比分析。
结果表明:加载比不同时,3200kPa荷载下蠕变变形量基本相等;不同加载方式下,蠕变变形表现为与时间、荷载相关的非线性增长;将相邻荷载施加后同一时刻的蠕变增量定义为Δt,与常规加载试验中该参数随荷载量增加而不断增加相反,等梯度加载试验中Δt随荷载增大而减小并且逐渐趋于稳定,这是因为在等梯度加载试验中土体在每级荷载下都没有达到蠕变稳定,而且每级加载增量相对较小。
Δt达到稳定时的荷载与加载梯度的对数呈线性关系。
【总页数】5页(P1580-1584)
【关键词】饱和砂性土;加载比;等梯度加载;蠕变变形
【作者】王惠敏;张云;何佳佳
【作者单位】南京大学地球科学与工程学院
【正文语种】中文
【中图分类】TU411
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1.南宁非饱和膨胀土压缩蠕变特性试验研究 [J], 范志强;肖宏彬;张亦静
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5.饱和砂性土非线性蠕变模型试验研究 [J], 张云;薛禹群;施小清;宋震
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不同含水率砂岩蠕变试验及损伤模型研究
不同含水率砂岩蠕变试验及损伤模型研究
蒋成;张树光;刘新民;张研;刘文博
【期刊名称】《中国农村水利水电》
【年(卷),期】2022()9
【摘要】为了解全州某引水隧洞围岩在水劣化作用下蠕变变形规律,选取浸水后的隧洞岩样作为研究对象,开展不同含水率作用下的单轴加载蠕变试验,探究含水率对隧洞围岩蠕变的影响,进而建立一种考虑含水率和时间双重影响的新型的非定常蠕变模型,最后结合试验数据来验证模型的正确性与合理性。
结果表明:砂岩受载后的瞬时变形与蠕变变形量均随含水率的增加逐渐增大,且建立的非定常模型考虑了蠕变参数的含水劣化与时间劣化,使得蠕变模型可准确地描述不同应力和不同含水率状态下隧洞围岩的蠕变损伤过程。
而参数α_(1)能有效的控制了岩石的瞬时应变值的大小,参数α_(2)则控制了岩石黏弹性变形和速率的变量,参数α_(4)控制了黏塑性蠕变速率,参数α_(γ)在黏塑性黏壶发生作用时,对黏弹性变形向黏塑性变形转化的速率进行修正,有效保持模型曲线的准确性。
【总页数】6页(P65-69)
【作者】蒋成;张树光;刘新民;张研;刘文博
【作者单位】桂林理工大学土木与建筑工程学院;桂林理工大学广西岩土力学与工程重点实验室;中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室;中国科学院大学
【正文语种】中文
【中图分类】TV221
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动态冲击下红砂岩蠕变特性及损伤本构模型
动态冲击下红砂岩蠕变特性及损伤本构模型
樊赖宇;吴志军;储昭飞;翁磊;王智洋;刘泉声;陈结
【期刊名称】《岩土力学》
【年(卷),期】2024(45)6
【摘要】为研究岩石在动态扰动下的蠕变特性,在自行研发的冲击扰动蠕变试验装置上,对细粒红砂岩开展了多级冲击扰动蠕变试验,分析了不同蠕变应力与扰动能量下瞬时变形与蠕变行为,结合间接法得到了扰动能量对长期强度的影响。
结果表明:动态扰动在较低的蠕变应力下使试样致密,而当蠕变应力超过一定的应力阈值后加剧试样内部的损伤恶化,其引起的瞬时变形与蠕变应变则随蠕变应力表现出先减后增的规律;随着动态扰动能量的增加,试样的破坏应变越大,但长期强度越低;引入长期强度与扰动能量的相关性、动态扰动单元和扰动-损伤黏性元件,建立了黏塑性扰动损伤蠕变模型,结合试验数据验证了该模型的准确性,该模型可以准确地描述砂岩在静态恒载和动态扰动组合作用下的瞬态变形和蠕变行为。
该研究成果对于钻爆法隧道的支护设计以及安全生产具有重要的理论意义与应用前景。
【总页数】15页(P1608-1622)
【作者】樊赖宇;吴志军;储昭飞;翁磊;王智洋;刘泉声;陈结
【作者单位】武汉大学土木建筑工程学院;武汉大学岩土与结构工程安全湖北省重点实验室;重庆大学资源与安全学院
【正文语种】中文
【中图分类】TU456
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1.断续双裂隙砂岩三轴卸荷蠕变特性试验及损伤蠕变模型
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LABORATORY TEST STUDY OF CREEP BEHAVIOR OF SANDY
YANG Qi1，2，LENG Wuming1，NIE Rusong1，ZHOU Wenquan1，ZHU Wenbing1
(1. School of Civil Engineering，Central South University，Changsha，Hunan 410075，China；2. Mobile Post-doctoral Stations of Traffic and Transportation Engineering，Central South University，Changsha，Hunan 410075，China)
加载方案 Loading cases
?
1 200 1 400 压力 p/k线 p-
图2 Fig.2
9(2)层粉砂夹中粗砂土蠕变特性曲线
Creep characteristics curves of silty sand 9(2) containing medium and coarse sand
摘要：高速铁路对基础的变形要求十分严格，为研究高速铁路桥梁桩底砂土层的蠕变变形规律，获取其蠕变模型 和模型参数，开展桩底砂土的蠕变试验。针对超长桩桩端高应力环境，通过室内侧限高压单向压缩试验获得桩底 土样在多级荷载作用下的应力–应变–时间关系曲线。砂土的压缩变形主要经历瞬时变形、固结变形和衰减型稳 态蠕变变形 3 个阶段。砂土黏弹性蠕变模量受应力水平影响小，蠕变模型可不考虑非线性流变特性。研制蠕变参 数拟合程序(CPF)，并利用试验成果，对砂土蠕变模型进行识别和参数确定，结果表明，Schiffman 黏弹性模型能 较好地描述桩底砂土层的蠕变变形特性。研究成果可供持力层为砂土的超长桩基工后沉降计算及评估利用和参考。 关键词：土力学；砂土；蠕变试验；蠕变特性；流变模型；参数拟合 中图分类号：TU 47 文献标识码：A 文章编号：1000–6915(2014)增 2–4282–05
2
蠕变试验方案
试验工点位于上海市闵行区华漕镇附近的京沪
高速铁路蕴藻浜特大桥 7#，6#，5#桥墩，基础采用 群桩 3×7 钻孔灌注桩，桩径 1.0 m，桩长分别为 71， 73 和 73 m。3 个试验土样分别取自桩底 11 m 处 9(2)
• 4284 • 表2 Table 2
荷载值/kPa 25 50 100 200 400 800 900 1 100 1 200 1 600
3
蠕变试验结果及分析
试验获取的 9(2)层粉砂夹中粗砂蠕变特性曲线
各级荷载作用下的应变–时间曲线应变速率逐渐减 小并渐趋于 0，压缩变形经历较长的一段时间后收 敛并最终趋于稳定。这说明只产生第一阶段的衰减 型稳态蠕变 I ，总变形 0 I 。(2) 根据应力– 应变等时曲线，在不同的时间，其应力–应变曲线 具有相似的关系，近似为直线，这表明 9(2)层土可 近似为线性黏弹性体。应力–应变等时曲线逐渐靠 近，进一步说明只产生第一阶段的衰减型稳态蠕变。 (3) 各级荷载作用下土体的应变–时间( -t) 曲线的 线型基本一致，这也说明黏弹性蠕变模量与应力水 平基本没关，结合第(2)点可知，选用蠕变模型时可 不考虑 9(2)层土的非线性流变。
1
引
言
沉降控制提出了十分严格的要求 [1]，桥梁在整个线 路中占的比重很大，几乎都采用桩基础，且桩端很 多置于砂土上，为建立桩基工后沉降更为合理可靠
高速铁路高速度、高安全性的运营的特点，要
收稿日期：2013–05–02；修回日期：2013–06–01
基金项目：国家自然科学基金资助项目(51208518)；湖南省博士后科研专项(2013RS40)；中南大学博士后基金 作者简介：杨 奇(1982–)，男，2004 年毕业于中南大学土木工程专业，现任讲师，主要从事地基基础方面的教学与研究工作。E-mail：qiyang433@ DOI：10.13722/ki.jrme.2014.s2.111
土层号 9(2) 重度/ 土粒相对密 孔隙 含水量 黏聚力 c/ 内摩擦角 － (kN・m 3) 度 Gs 比e w/% kPa /(° ) 20.2 2.64 0.52 18.36 0 41.1
计算分析获知桩底砂土层竖向压力近 1 200 kPa， 试验最大加载取 1 600 kPa，必须采用高压固结仪进 行试验。试样高 2 cm，面积为 30 cm2。采用分级加 荷。 在试验过程中， 温度控制在 23 ℃±3 ℃。 与普通 单轴固结试验的不同在于每级荷载的持续时间较 长，为 7 d，直至观测到变形稳定，稳定标准取为变 形量小于 0.005 mm/d。 土的室内蠕变试验有 2 种不同的加载方式，即 分别加载和分级加载[15]。分别加载是对同一种土， 在尽可能相同的仪器、试验条件下，采用不同的应 力水平进行试验。但由于上述“相同”的试验条件 难以达到，同时受试验设备数量的限制，目前国内 外一般不采用该方法。分级加载，就是在同一试样 上逐级施加不同的应力，即在某应力水平下蠕变， 经历给定的时间或达到稳定后，将应力水平提高到 下一级，直至所需要的应力水平。该方法的理论依 据是假定土体是线性流变体，任意时刻的流变量等 于前面每级荷载增量在此时刻流变量的总和，即满 足著名的 Boltzmann 线性叠加，本试验采用分级加 载方式进行。根据基础施工过程中各级荷载作用下 桩底压缩层总应力的大小，拟定分级加载值及持续 时间，如表 2 所示，各级荷载下读数频次为：加载 开始起 24 h 内，按规程[16] 常规固结试验加载频率 进行，后期每隔 24 h 观测一次。
Abstract：The high speed railway has strict limitation for foundation settlement ，The creep test was performed to investigate the creep deformation law of the compressible soil layers beneath pile toe of the high-speed railway bridge and to obtain the creep model and its parameters. The soil samples were explored from sandy soil layer beneath super-long pile toe and stressed by high-pressure. Its stress-strain-time curves under multilevel pressure were obtained from high-pressure confined compression test. It is found that the compression deformation experience the three stages of instantaneous deformation ， consolidation deformation and damped creep deformation and that sandy soil behaved as non-linear creep characteristics for the negligible influence of pressure on creep modulus. A compute program of CPF was developed to determine the creep model and its parameters. The results indicate that the deformation characteristic of the sandy soil could preferably be simulated by the Schiffman viscoelastic model. The valuable reference are provided to calculate post-construction settlement of pile foundation with sandy soil layer beneath the pile toe. Key words：soil mechanics；sandy；creep test；creep behavior；rheological model；parameters fitting 求轨道结构具有持久稳定的平顺性，这对基础工后
第 33 卷
增2
杨
奇等：砂土蠕变特性试验研究
• 4283 •
的预估、评价方法，提高现有高速铁路桥梁桩基的 设计水平，必须研究桩端持力砂土层的长期蠕变特 性[2-3] 。近年国内外学者从室内试验到现场观测都证 实了砂土的蠕变变形。张 云等[4-6] 采用单向压缩试 验和筛分试验研究了常州饱和砂土和上海砂土的蠕 变特性及其机制。孙晓涵 [7]采用单向压缩试验研究 了西安含水层中细砂的蠕变特性并采用光学显微镜 和扫描电镜对蠕变机制进行了分析。王 非等[8-9]针 对抽水引起地面沉降问题和高层建筑基础工后沉降 问题，采用单向压缩试验研究了砂土蠕变行为，应 用 Singh 蠕变模型模拟砂土蠕变，并进行了基础长 期沉降变形计算，筛分试验表明砂土的破损和压碎 是蠕变形成的机制。P. V. Lade 和 C. T. Liu[10]采用室 内三轴试验测试饱和粉砂排水条件下的蠕变行为， 研究表明蠕变和塑性应变的本质趋同，都可通过硬 化塑性理论来计算。 P. V. Lade[11] 通过三轴试验研 究了羚羊谷砂土的蠕变和松弛变形特性。T. Kiyota 等[12]采用三轴试验对比研究了排水与不排水条件下 松砂的蠕变特性。R. Kuwano 和 R. J. Jardine[13]通过 三轴试验观测到砂土在各向异性和各性同性有效应 力条件都存在可观的蠕变变形。J. B. Burland 和 M. C. Burbridge[14]通过长时间的观测，发现置于砂砾层 上的基础存在较大的蠕变沉降。 综上可知，高压压缩试验研究不多，针对基础 工后沉降问题更少。高速铁路深厚软土区桥梁一般 采用超长桩，桩端砂土层上覆自重应力一般大于 800 kPa，处于高应力环境，这必须采用高压压缩试 验才能再现模拟桩端砂土层所受的应力水平，因此 有必要进一步深入开展高应力水平下的砂土蠕变变 形特性研究，以更好地探明桩基工后沉降产生机制 和提出合理计算分析方法。本文通过室内侧限高压 压缩试验获取了京沪高速铁路试验工点桩底土样在 多级荷载作用下的应力–应变–时间关系曲线。研 制拟合程序 (CPF)用于识别流变模型和对应参数， 结果表明，Schiffman 黏弹性模型能较好地模拟桩底 砂土层的蠕变变形特性。