地铁行车荷载作用下淤泥质黏土累积特性的试验研究

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地铁荷载下隧道周围加固软黏土应变累积特性

摘要：过对上海地铁பைடு நூலகம்四号线海伦路站附近隧道周围加固软通黏十进行应力控制的循环三轴试验，研究了列车循环荷载作用Ｆ固软黏土的累积变形特性．加充分考虑土体围压、固结比、轴向循环压力的大小及频率的影响，到了加固软黏土得各个因素综合影响下的残余应变的变化规律．通过研究发现．叮以用对数关系曲线来描述加固软黏土残余应变随振动次数的变化情况．通过回归分析，确定了各影响因素对预测
ｖｂａｉｎｌａｉｇｉｒｔｏｄｎ．ｏＫｅｒｓｕｗａｉｒｔｎｌｏｄｎｙｗｏｄ：ｓｂｙｖｂａｉａａｉｇ；ｒｉｆｒｅｏｔｃａｏｌｅｎｏｃｄｓｆｌｙ；
ｄｎｍｉｔｉｘａｙａｃｒａｉｌｒｌｔｎｈｐｃｒｅｅａｉｓｉｕｖｏｔｓ；ｅｔｒｓｄａｅｉｕｌｓｒｉ；ｔａｎｌｇｒｔｍｉｏａｉｈｃ
ｒｉｆｒｅｎｆｔｅｓｉａｏｎｕｗａｕｎｌ，ｕｌｆｅｎｏｃｍｅｔｈｏｌｒｕｄｓｂｙｔｎｅｓｂｔａｓｏｏｏ
ｇｅｔｔｅｒｔａｖｌｅａｄｐａｔａｍｅｎｎｏｔｅｌｎ —ｅｍｒａｈｏｅｉｌａｕｎｒｃｉｌａｉｇｔｈｏｇｔｒｃｃｓｔｌｍｅｔｐｅｉｔｎｏｏｔｃａｒｕｄｔｎｅｎｅｕｗａｅｔｅｎｒｄｃｉｆｓｆｌｙａｏｎｕｎｌｄｒｓｂｙｏｕ

土体小应变条件下紧邻地铁枢纽的超深基坑变形特性数值分析

(1. 同济大学地下建筑与工程系，上海 200092；2. 上海陆家嘴金融贸易区开发股份有限公司，上海 200127)
摘要：以上海地区一紧邻地铁枢纽的超深基坑工程为分析对象，考虑土体的小应变刚度特性，建立地铁区间隧道
和邻近基坑的二维有限元分析模型，探讨土体小应变条件下超深基坑的变形特性。算例分析表明，考虑土体小应
本文以上海地区一紧邻地铁枢纽的超深基坑工程为分析对象，由于该工程的重要性，设计要求地面最大沉降量及围护墙水平位移必须满足规程[4]。在如此严格的变形控制要求下，土体变形将处于小应变区域。因此，在变形分析时有必要考虑土体的小应变刚度特性。本文采用 Plaxis 软件，建立地铁区间隧道和邻近基坑开挖的有限元模型，通过参数分析，探讨土体小应变条件下紧邻地铁枢纽的超深基坑变形特性。
非常小应变京地区典型土体的小应变刚度特性并以0001小应至00011以及大应变10挖地铁工程为例采用plaxis软件对隧道下穿越高精度的小应变试验揭示了小应变区域内土体刚度有桥梁的变形影响进行分析与监测结果的对比表随着应变的增加而发生剧烈衰减有代表性的现象明考虑土体小应变特性可提高计算结果的精度是应变为1时所对应的刚度比其最大刚度要小一预测值与实测值较为吻合
2 工程概况
“世纪大都会”2–3 地块工程位于上海浦东新区由世纪大道、张杨路及福山路形成的三角形地带，占地面积约 38 000 m2。拟建地面建筑物由多幢高层办公楼和商业裙楼组成，地下空间按地下 4 层(局部二、三层)考虑，地下室深度 14.75～22.8 m，功能为商场和车库。整个地块与地铁位置关系复杂，基坑南侧紧邻地铁世纪大道站，作为上海目前惟一的四线换乘枢纽，地铁 2#，4#，6#和 9#线在此交汇，特别是轨道交通 6#线明挖区间更是以地下一层的形式直接穿越整个地块，将地块一分为二。因此，6# 线是该基坑工程最为重要的保护对象，轨道交通与该地块的相对位置关系如图 1 所示。

地铁循环荷载作用下老黏土动孔隙水压力试验研究

通的快速发展，其环境造成了一些不容忽视的影响。
土样含水量天然密度比重液限塑限孔隙比
／％ｇ／ｃｍ－３／％／％
粉质粘土２５．６７
１．９６
２．７３３４．６１９．３０．７５
（２）加荷方式列车荷载作为一种特殊的循环荷载，既不
同于静荷载，也不同于地震荷载，它在路基中产生的动应力波形并非规则的双向对称正弦波，而是长时间往复施加的循环荷载是一种单向脉
通过图２可知，在围压为２００ｋＰａ，固结比分别为１．０５、１．２５、１．５０三种应力状态时，将孔压变化进行归一化，孔压比随振次的变化规律基本一致，试
验结验结状样
。
考虑剑试
于是，深入研究粘土的动力特性、变形和破坏机理，分析地铁运营时产生的振动对其线路本身及周围
环境的影响，不仅可指导地铁工程的设计施工、地铁沉降的准确预测评价及采取有效的防治措施等，
冲。此循环荷载只是引起路基的循环压缩（无拉伸），故本试验选用经修正的正弦波，波形如
下孔压的主要影响因素为：围压、循环振次、超固结比、动应力比、振动频率等。考虑到试验的具体条件、粘土动孔压的滞后现象及各影响因素的影响程

淤泥质土性质

西北地区残积淤泥类土的工程地质特性余侃柱提要残积淤泥类土分布于我国西北地区，它具有成层性差，结构、构造不均一，厚度变化大，抗剪强度低，中压缩性，非湿陷性，高灵敏性，承载力低，在饱水状态下，还具有触变、流变性等特点。

该文以临厦—临洮、定西—榆中盆地等为代表该类土的资料为基础，深入研究该类土的工程特性。

关键词残积淤泥类土工程特性评价处理措施ENGINEERING GEOLOGICAL PROPERTIESOF THE RESIDUE MUCKY SOIL IN NORTHWEST REGIONSYu Kanzhu(Institute of Water Conservancy and hydropower Investigation and Design, GansuProvince)Abstract The residue mucky soils are distributed in the northwest region of China. They possess the characteristics of bad stratification, nonuniformity of strcture and texture, large variance in thickness, low shear strength, medium compressibility, non-collapsibility, high sensitivity and low bearing capacity. Under saturated condition, they also possess characteristics of thixotropy and rheology. The paper takes the data from Linxia-Lintao and Dingxi-Yuzhong basins as representatives of these soils. On this basis, it deeply studies the engineering properties of these soils.Keywords residual mucky soil; assessment of engineering characteristics; treatment measures1 前言我国西北地区一些地槽、盆地中普遍分布着残积淤泥类土，它有别于我国沿海一带分布的典型淤泥质土，它是一种区域性特殊类型土。

循环交通荷载下软土路基长期沉降理论解_吕玺琳

（2）
d y
2 pdxdy 1 2 z a 3 y z a 8π 1 R13 R15
1 2 3 z a 4 z a
3 R2

30ay 2 z z a
7 R2

3 3 4 y 2 z a 6a z a 1 2 z 2 a
5 R2

4 1 1 2 y2 y 2 1 2 R2 R2 z a R R z a R 2 2 2
436
岩
土
力
学
2016 年
强度参数的影响对其进行改进。姚兆明等[5]和钱建固等考虑交通荷载下路基土中的主应力旋转效应，通过开展空心圆柱扭剪试验，研究了交通荷载心形循环加载下软黏土循环累积塑性应变和累积孔压发展规律。边学成等[7]基于 Li-Selig 的指数模型，通过 2.5 维有限单元法计算地基动应力，研究了路基沉降。马霄等[8]基于经验显式模型，采用等效有限元法对软土路基长期沉降进行了数值模拟分析。姚兆明等 [9]基于饱和软黏土循环动三轴试验结果，结合有限元计算路基动应力分布，建立了交通荷载下长期沉降计算方法。然而，基于循环动三轴试验确定的软黏土循环累积变形和循环累积孔压，不能合理地反映真实交通荷载下路基土主应力轴循环旋转效应，导致计算沉降偏小。另一方面，基于有限元模拟计算动应力的方法较复杂，不便于工程应用。本文在上述研究基础上，对循环交通荷载下软土路基长期沉降进行了研究。通过弹性力学基本解，获得了拟静力条件下的路基动应力分布，采用黄茂松等[10]有关累积应变和孔压的经验显式模型，基于主应力循环旋转的空心圆柱扭剪试验结果[11]，拟合得出软黏土累积塑性应变模型和累积孔压参数，建立了基于分层总和法的软土路基长期沉降计算模型，通过工程案例分析，并与实测数据和以往分析结果[12]对比，验证了本文模型的合理性。

长期循环荷载作用下饱和软黏土的应变速率

１试验仪器及试验土样
１１试验仪器．
试验在ＣＳ２０ＴＳ．９１Ｓ型土体三轴流变试验机上进行．试验机由主机、向测控系统、轴围压测控系统、孔隙水流量测量系统、计算机控制系统等部分组成，如图ｌ所示．其主要技术参数如下：围压范围为０～２Ｐ，ａ控制精度为０１Ｐ，Ｍ．ｋａ轴向最大荷载为１ｋ，０Ｎ控
摘要：为探讨长期循坏荷载作用下饱和黏土的变形性状，对珠江三角洲的典型淤泥质饱和软黏土进行了室内循环三轴试验，点研究了饱和黏土的残余应变速率．重通过对试验结果的分析发现：长期循环荷载作用下，土的应变速率随时间延长而减小，变速率在黏应对数与时间对数间的关系可用直线描述；始静偏应力与动偏应力的耦合作用以及不同初
的排水条件对黏土的残余应变速率有较大影响．文中结果为长期循环荷载作用下饱和黏
土变形机理的进一步研究提供了理论基础．
关键词：长期循环荷载；饱和软黏土；应图分类号：Ｕ４Ｔ４３
文献标识码：Ａ
交通、波浪等引起的荷载一般被认为是长期循环荷载，与短期循环荷载（如地震荷载）比，相长期循环荷载的特点为：作用时间长、频率低、荷载强度小（低于土体的破坏强度）位于我国东南沿海的 …．珠江三角洲广泛分布着深厚的软黏土层，年来在近这些软黏土地基上兴建了大量的高速公路、铁路和地铁．这些道路的地基不仅受到路面结构和路堤重量产生的静荷载作用，还受到由于车辆运行而传递到地基上的循环动荷载．在这种长期循环动荷载的作用下，软土地基会产生不同程度的沉降，严重的会影响交通安全．本道路协会对交通荷载作用下低日路基软土地基的沉降进行了实测＿，比路堤施工２对期和开放交通期不同位置的沉降仪实测结果，发现开放交通期产生的附加沉降达１～１ｃ约为道路０５ｍ，建设期沉降量的一半．凌建明等对上海市外环线北翟路ｌ交通开放两年后的实测结果表明，路残：ｌ道

淤泥质土性质

该文以临厦—临洮、定西—榆中盆地等为代表该类土的资料为基础，深入研究该类土的工程特性。

【国家自然科学基金】_淤泥质黏土_基金支持热词逐年推荐_【万方软件创新助手】_20140802

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
2012年序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21
推荐指数 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
2011年序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51
科研热词饱和黏土波浪荷载强度弱化复杂循环剪切加固处理黏土饱和软黏土预应力混凝土管桩钱塘江超固结比荷载分担比草炭土累积应变粒度分析简易计算环境演化物质成分淤泥质黏土沉积相欠固结土桩间距有效土塞高度晚第四纪旁压试验旁压模量em 整体稳定微观结构循环三轴试验强度参数工程地质性质季冻区孔隙水压力孔隙分布孔压静力触探孔压消散试验基坑降水地铁行车荷载地铁荷载地层结构土拱土塞高度增长率土塞效应土动力试验固结状态参数变形特性压应力侧向基床反力系数kh 侧压力系数体积变形二阶段固结法 k0试验
2014年序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9
科研热词黏性土饱和黏土重塑土软化指数珠海隧道循环荷载压缩特性剪切模量人工制备
推荐指数 1 1 1 1 1 1 1 1 1
科研热词淤泥质黏土高温非线性蠕变阻尼比软黏土苏州第四纪土现场测试热探针程序法灰度深基坑开挖海侵作用沉降水平位移导热系数天津滨海土层深度单向流动剪切模量比临界起动流速三轴蠕变试验 merchant模型

交通荷载下路基土动应变特性及永久变形预测研究

一爨一 ∞ 通臀图２一图５为循环单轴压缩试验得到的不同含水量下及不同应力水平
这些研究通常未能重视交通荷载对工后变形的贡献，一般只重于分析和计算路基在路堤静荷载未完成的固结变形及次固结变形。到目前为止，路基土在交通荷载下的永久变形还没有成熟的计算方法，这也是公路路基工后沉降长期以来预测不准的一个原因。本文在循环荷载单轴压缩试验及模型模拟试验的基础上，结合Ｓｈａｋｅｄｏｗｎ理论，系统地探讨了路基
通荷载引起的变形约占总沉降的３０９。经分析，这些异常的沉降相当部
分是由超出静荷载作用的交通荷载引起的。
从上世纪三十年代开始，有关路基变形的研究就一直进行着，但是
三、路基土永久变形预测方程
１．动应变与动应力、荷载次数的函数关系
恢复，将出现不可恢复的塑性应变，这种路基土由完全弹性应变向弹塑性应变过渡的临界应力值，这里称之为路基土的临塑应力水平。２．如果路基土中动应力比较大，超出某一应力水平范围，路基土的塑性应变将迅速累积，而在高于此应力水平加载作用下，路基处于不稳定状态，即Ｓｈａｋｅｄｏｗｎ理论中的 “ 增量崩溃状态 ” ，该应力水平称之为路基
载次数的函数关系，建立了交通荷载下路基土永。
【关键词】交通荷载路基土永久变形预测方程中图分类号：Ｕ４１６文献标识码：Ａ文章编号：１００９ — ４０６７（２０１３）１７ — ２４７ — ０２
Ｎ一加载次数；Ｐ，ｑ一与应力水平及含水量有关的系数。其中Ｐ是ＩｎＮ —ｅ关系曲线的斜率；ｑ是ｌＩｌＮ一８关系曲线的截距。

淤泥质土的粘聚力和内摩擦角

淤泥质土的粘聚力和内摩擦角1. 什么是淤泥质土？嘿，大家好！今天咱们聊聊淤泥质土，听起来是不是有点拗口？其实它就是那种看上去有点湿滑、感觉像是“泥巴”的土壤。

这种土壤可不是我们随便捏捏就能搞定的，它有自己的“脾气”和“性格”，特别是在建筑和工程领域，淤泥质土可是个“大人物”。

淤泥质土的粘聚力和内摩擦角这两个概念，像是这个“人物”的名片，得好好捋一捋。

1.1 淤泥质土的特性先说说淤泥质土的特性吧！这个土壤通常是由细小的颗粒和水混合而成的，简单来说，就是一个湿漉漉的“粘糊糊”的混合物。

当你走在这样的土地上，感觉就像是在踩着一层棉花糖——有点软，有点粘，甚至有点滑。

你别小看这种土，虽然看起来不起眼，但它的粘聚力可是一流的，能把各种东西黏在一起，别说建筑了，就是你那颗迷失的心，也能被它牢牢抓住。

1.2 粘聚力的重要性说到粘聚力，大家可能会想，这不就是个简单的“黏”吗？可实际上，这个“黏”可是建筑工程中的关键因素。

淤泥质土的粘聚力决定了它在承载重物时的表现。

如果粘聚力不足，哎呀，那可就麻烦了，建筑物可能会出现沉降，甚至倾斜，搞得一团糟，真是“欲哭无泪”。

所以，工程师们在设计的时候，得好好计算这个值，才能保证咱们的房子稳稳当当，不怕风吹雨打。

2. 内摩擦角的奇妙之处2.1 什么是内摩擦角？接下来，咱们聊聊内摩擦角，这个词听起来是不是有点高深？其实简单说，就是土壤颗粒之间的“摩擦力”。

你想想，咱们在沙滩上走，脚下的沙子会有点滑，但如果是淤泥质土，那种感觉就截然不同。

淤泥质土的内摩擦角往往比较小，这就意味着它的颗粒不太能相互抵抗，这时候可就得小心了！2.2 内摩擦角的影响这个内摩擦角对淤泥质土的稳定性影响可大了去了。

如果内摩擦角太小，土壤在重力作用下就容易发生滑动，哎呀，那可就像打滑的冰面，尤其是当上面有重物的时候。

建筑师和工程师们可得擦亮眼睛，得仔细计算这个值，确保咱们的家不会在不经意间变成“滑滑梯”。

所以说，淤泥质土的内摩擦角就像是它的“安全带”，保护着每一个在上面行走的我们。

饱和软土二维-三维列车振动响应对比分析

饱和软土二维-三维列车振动响应对比分析黄强;叶斌;黄宏伟;张冬梅;张锋【摘要】针对岩土工程中常用二维模型等效三维模型进行数值计算的方法,对列车运行引起的二维和三维动力响应进行了分析.根据钢轨-扣件-隧道-地基纵向模型得到作用于隧道道床上的振动荷载,基于循环流动本构模型和土-水完全耦合理论,计算了列车平均时速下饱和软土层二维和三维的振动响应规律.研究结果表明:两种模型的地表振动加速度、位移以及隧道周围超孔隙水压力在横截面内规律基本相似但数值相差较大;二维-三维地表加速度比和位移比最大值分别可达9倍和6倍,加速度振级相差可达15 dB;隧道周围的二维-三维超孔压比在1.5 ～3.5之间,单次振动超孔压累积值可达4.36 kPa和1.69 kPa,且在隧道竖轴左右45°及135°位置处超孔压力累积最为明显;振动荷载形式、纵向土层振动、固结速度是造成饱和土软土二维-三维列车振动响应差异的主要原因.%As for the common practice that the two-dimensional(2D) model is approximately employed to the three-dimensional(3D) model in numerical calculation of geotechnical engineering,2D and 3D dynamic responses induced by the metro train vibration were analyzed.Train vibration load on the track bed was determined firstly according to the rail-fastener-tunnel-subgrade longitudinal model,then 2D and 3D dynamic responses of the tunnel and the saturated soft ground were simulated based on the cyclic mobility model and the fully coupled soil-water theory when the metro train moved at an average speed.The results show that:dynamic responses of the ground surface acceleration,displacement and excess pore water pressure (EPWP) around the tunnel in 2D and 3D models are similar but significantdifferences exist in the quantitative manner.The maximum acceleration and displacement ratios between 2D and 3D models can be as much as ninefold and sixfold,with a maximum acceleration level discrepancy of 15 dB;the ratio of EPWP around the tunnel ranges from 1.5 to 3.5,and the accumulated EPWP in 2D and 3D models reach 4.36 kPa and 1.69kPa,respectively,the accumulation of EPWP is obvious at the locations of 45° and 135° around the tunnel.Train vibration load,longitudinal soil vibration and consolidation rate are the three reasons accounting for the response discrepancy between 2D and 3D models.【期刊名称】《西南交通大学学报》【年(卷),期】2017(052)006【总页数】9页(P1121-1129)【关键词】饱和软土;列车振动荷载;循环流动模型;最大振动加速度;超孔隙水压力;二维-三维振动响应【作者】黄强;叶斌;黄宏伟;张冬梅;张锋【作者单位】同济大学土木工程学院,上海200092;同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室,上海200092;同济大学土木工程学院,上海200092;同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室,上海200092;同济大学土木工程学院,上海200092;同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室,上海200092;同济大学土木工程学院,上海200092;同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室,上海200092;国立名古屋工业大学,爱知县名古屋466-8555【正文语种】中文【中图分类】TU93城市地铁列车运行引起的环境振动问题一直是国内外研究的热点.在分析地铁列车引起的振动响应时,数值计算方法是最常用的手段之一,国内外对此已有大量的研究[1-5].数值计算大多通过二维或三维模型模拟列车动载作用下隧道-地层自由场响应.三维模型可以反映列车在空间内的行进效应,一般认为计算结果可以真实地反映列车的振动,但是,三维模型动力计算规模大且效率低,特别是荷载作用时间较长,计算代价高.一些研究者采用了2.5维[6-7]以及边界元方法[8-9],但实际应用表明,这些方法也难以显著提高计算速度.因此,在实际工程振动中大多采用平面模型有限元方法[10].对于二维模型的动力计算近似效果,目前的研究还不够深入.Anderson等[8]比较了二维与三维有限元-边界元耦合模型的列车振动响应,认为二维模型与三维模型结果只是在定性程度上相近,用三维模型计算列车振动响应更为合理;Real等[11]计算了两种不同列车振动荷载形式下二维模型的响应结果,并与三维模型的响应结果对比,发现两种模型的计算结果相差较大,原因是二维模型不能反映列车纵向上的行进效应和振动波传播,二维的振动荷载形式与实际的荷载空间分布不一致;王田友等[10]基于钢轨-隧道-地基纵向模型确定了隧道上的轮载时程,比较了二维和三维模型在该时程荷载下的地表竖向振级,指出该轮载时程适合于三维计算,二维模型的计算结果显著偏大;Xu等[12]分析了固定式和钢弹簧浮置板两种轨道结构下三维模型的振动响应结果,并与不同荷载等效形式下二维模型结果对比,确定了两种轨道结构下的二维模型的动荷载合理等效形式,认为沿列车整个长度内荷载等效使得二维-三维振动响应最接近.尽管关于二维与三维的动力响应差异有了一定的研究,然而,这些研究都是基于隧道-地层自由场响应得到的,将地层视为单相介质,很少考虑到饱和地层的情况,对于饱和软土层下列车振动响应不一定完全适用,另外,这些研究中二维模型所采用的列车振动荷载形式差别较大,这也是引起二维-三维列车响应差异的一个原因.因此,有必要对二维与三维动力响应差异作进一步研究. 近年来,沿海地区深厚饱和软黏土地层中地铁行车荷载诱发的地基塑性累积变形以及局部的差异沉降等问题越来越受到关注[13-14].地铁列车振动具有持续时间长、频次高、动力-静力交替作用的特点,当采用数值方法来预测列车振动引起的长期沉降时,尽管三维动力计算符合实际情况,但是二维模型计算在计算效率和成本上比三维模型更有优势,于是饱和软土二维与三维列车动力响应差异就成为一个需要考虑的问题.基于此,本文从饱和软土层二维-三维的列车振动响应计算入手,详细比较了两种计算模型下单次列车驶过时饱和软土的时程响应特征.采用反映土体循环动力特性的循环流动模型[15]以及完全耦合的土-水二相混合体理论,比较了二维-三维模型下地表振动以及超孔隙水压力的差异,为将来采用二维模型计算列车振动引起的长期隧道沉降结果提供参考.建立二维和三维隧道-饱和软土有限元模型,土层参数、尺寸如图1所示.二维模型单元数为1 706,节点数为1 808.三维模型沿纵向划分为20等份,总单元数为34 120,节点数为37 968.隧道覆土深度为12 m,外径为6.2 m,内径为5.5 m,衬砌和道床都采用弹性实体模拟,地层为上海地铁隧道所处的淤泥质黏土层.二维和三维模型位移边界均设底部为固定边界,侧向为粘性边界,以减少边界反射.二维与三维模型的排水边界均设为底部边界不排水,其余边界都为排水边界,水位线在地表以下 1 m. 采用钢轨-扣件-隧道(含道床)-地基纵向模型(道床和隧道衬砌为一个整体)来确定隧道内列车移动时传递到道床上的振动荷载,如图2所示[10].图2中:ρ1、ρ2分别为钢轨和隧道衬砌的密度;E1I1、E2I2分别为钢轨和隧道衬砌的横向抗弯刚度;k1、c1分别为扣件的压缩刚度和阻尼;k2、c2分别为地基的压缩刚度和阻尼;y1、y2分别为钢轨和隧道的竖向振动位移.列车被简化为移动恒载,钢轨和隧道简化为纵向长梁,扣件和地基用弹簧-阻尼器单元模拟,假设两者纵向间距相同,为0.60 m,模型的参数如表1所示[16].采用文献[17]方法,将扣件间的钢轨区段细分为5等份,然后在生成的节点上依次施加轮轨荷载,相邻节点的荷载存在相等的时间差,以模拟列车沿钢轨连续移动过程.轮轨荷载被简化为三角形脉冲荷载形式,脉冲时间为相邻节点时间差的两倍.列车轮轨荷载经过扣件传递至道床上,则列车振动荷载为F(t)=k1(y1-y2)+c1(-).假设轮轨荷载为80 kN,利用有限元软件计算得到8节编组列车通过时道床上荷载时程曲线,如图3所示.将图3的时程荷载作为三维模型的列车动载,对于二维平面应变模型,列车动载变为单位长度内荷载.考虑到列车轮载分布,二维模型的等效振动荷载为P(t)=F(t),式中:N为单节车厢的轮对数,取值为4;L为车厢的长度,以地铁A型车为例,取值为22.8 m.荷载时程如图4所示.采用ZHANG F等[15]提出的循环流动本构模型(cyclic mobility model, CM模型).CM模型是在修正剑桥模型基础上,引入了超固结比R、结构比R*、应力诱发的各项异性ξ 3个状态量,在描述循环荷载作用下土体的累积变形、结构强度弱化以及屈服面旋转等动力特性上具有显著优势,目前在岩土动力数值计算中已有诸多应用[18-20].CM模型屈服面示意图如图5所示[15].淤泥质黏土的物理参数及本构模型参数[21],见表2、3.表2中:γ为重度;eint为初始孔隙比;Es0.1-0.2为压缩模量;c为固结不排水剪粘聚力;φ为固结不排水剪摩擦角;k为渗透系数.表3中:λ、κ、M、ν、e0为剑桥模型参数;m、a、br分别为超固结比发展系数、结构衰退系数和各向异性发展速度控制参数分别为超固结比、结构比和各向异性状态变量初始值为参考正常固结应力. 和分别为p′-q应力空间中当前应力状态以及对应正常屈服面和上负荷面上的应力状态,此时下负荷面的表达式为f=ln+ln+ln-=0.相关计算变量为ξ=, Cp=,p′=, R*==(0<R*≤1),R==(0<R≤1).饱和软土可视作二相混合体,基于比奥波动理论,假设土颗粒不可压缩变形,则土骨架与水的耦合效应可采用u-p形式的场方程表示.二相混合体的运动平衡方程式为式中:ρ为混合体的密度;为固相加速度;bi为体积分布力.二相混合体的连续方程式为式中:ρf为液相密度;Pd为超孔隙水压力;n为孔隙比;k为渗透系数;Kf为液相体积模量.采用自主编制的有限元程序DBLEAVES[22]完成数值计算,动力方程离散后采用Newmark-β法求解.地铁列车的平均运行速度为 40 km/h,故二维模型振动时间为16.63 s,三维模型中沿道床纵向等时间差依次施加节点荷载,每个节点的振动存在时间差.首个节点(y=2 m)的作用时间为0.00～16.63 s,最后一个节点(y=38 m)为3.24～19.87 s,二维与三维模型计算时步长都为0.01 s.选取三维模型纵向对称面(y=20 m)的振动响应结果与二维平面应变模型结果进行对比.地表数值监测点如图6所示.地表横向(X向)和竖向(Z向)最大加速度对比如图7所示.从图7可以看出: 二维和三维的加速度变化规律总体相似,但二维加速度幅值比三维大得多,在横向上波动更剧烈,存在明显的加速度放大区,三维模型加速度沿横向变化则平缓许多,二维-三维横向和竖向加速度幅值比分别可达到 9倍和 7倍,如表4、5所示;根据《城市区域环境振动评价标准GB10070—88》[23],得到二维与三维模型最大竖向振级分别为77.9 dB和62.8 dB,相差15 dB;以隧道近处一点(x=8 m)地表竖向加速度时程响应为例,见图8,看出二维-三维模型的时程响应规律基本一致,但二维时程响应更为剧烈且在数值上明显更大.文献[10,12]以单相介质的二维-三维振动响应为例,也得到类似的结论,文献[10]中二维的地表振级比三维大30 dB.二维-三维模型下列车振动引起的最大振动位移,如图9所示.同样,二维的位移响应比三维大,尤其是地表竖向位移,两者最大差距超过5倍,二维的地表竖向位移沿横向波浪式衰减更为明显.仍以x=8 m处竖向位移时程响应为例,见图10,二维-三维模型的位移变化趋势存在明显不同,二维模型的地表位移在列车动载往复作用下不断增长,而三维模型的位移增长不明显,列车驶离后有轻微恢复.造成差异的原因是考虑了软黏土的累积塑性变形,在等效荷载作用下,二维模型软黏土会受到的扰动更大,以致土体的塑性变形大且累积速度快,在荷载作用下表现为持续的累积变形,波动特征不明显,主要呈现增加的趋势,而三维模型每一次列车振动过程累积变形较小,波动特征就较明显.对比两者的位移响应机制,表明采用弹塑性循环本构模型时二维模型计算的地表振陷值会明显偏大.列车产生的振动从隧道内部向外土层传播,因此比较隧道结构自身的动力响应有利于理解二维-三维模型的差异,如图11、12所示.由图11可以看出,在隧道拱底两者的加速度响应峰值较为接近,不同的是,二维模型的加速度响应呈脉冲式响应,与其振动荷载时程曲线相类似,而三维模型的加速度响应则较平缓,幅值变化不剧烈.两者的差异表明三维模型可以有效地缓冲列车脉冲荷载时程引起的振动,使得传递到隧道结构底部的振动强度减少.图12进一步对比两种模型下位移发展模式的区别,与图10地表的沉降规律类似,二维模型的隧道沉降随列车循环振动呈波动式增加,单次列车引起的隧道振陷达0.237 0 mm.三维模型的隧道沉降在列车振动下波动增加后恢复,仅为0.065 8 mm,两者相差近4倍.通过比较隧道结构的二维-三维列车振动响应差异,可知当振动传递至地表时,两者的时程响应相似但是差距会进一步扩大.基于土-水耦合理论,可得隧道周围土体单元的超孔压分布,以右侧为例,如图13所示,数据如表6所示.列车引起的土体超孔压时程最大值为最大超孔机票压,列车间隔内超孔压值消散后的累积值为累积超孔压,θ角以隧道顶部为起点,顺时针转为正.由图13可以看出:二维-三维模型的超孔压分布基本类似,如隧道下半部超孔压大于隧道上半部,而横向起拱线处的超孔压最小;两者的超孔压分布又有所不同.列车振动作用下二维-三维超孔压比在1.8～3.5之间,累积超孔压比值在2.0～3.0之间,二维的结果仍偏大,且在隧竖轴线两侧45°和135°处超孔压累积更明显.这是因为二维模型中土体振动更加剧烈,造成隧道竖轴线两侧45°和135°等土体剪应力较大部位超孔压累积,而三维模型中土体振动响应强度偏弱,超孔压累积减弱,在隧道下半部累积为主,与文献[24]数值计算的隧道周围超孔压规律基本一致.图7、9、13对比了二维-三维模型列车运行引起的加速度、位移和超孔压.从对比结果看,二维模型的计算结果偏大,响应剧烈,两种模型差异较为明显.可以从以下3个方面分析:(1) 参照静力计算将三维的集中荷载等效为单位长度内二维线荷载的常规做法不一定适合动力计算.如图11所示,尽管在振动波向外传播前,经荷载等效后二维与三维模型的加速度振动峰值较为接近,但两者的响应时程已有明显的不同.这种荷载等效方式可以做到隧道内作用的荷载幅值接近,但是忽略了两种荷载形式在时程上的差别.由于三维中列车荷载在纵向上是不断移动的,在纵向单位长度内产生的振动荷载效应难以与二维的等效荷载时程一致,该等效方式造成二维模型荷载产生的振动效应仍大于三维荷载.三维模型近似于简谐振动,而二维模型近似脉冲振动.(2) 二维模型不能反映平面外土体的振动能量耗散效应是二维-三维动力响应差异最主要的原因.如图11所示,尽管在隧道内产生的振动强度两者相差不大,但三维模型中列车引起的振动通过刚度很大的隧道衬砌传递到整个纵向范围,使得土层振动响应变得平缓,因而冲击振动有很大部分的能量通过纵向传播而消散,从而减少了模型横断面内的振动,使得三维平面内的响应比二维模型小,产生的超孔压也偏小. (3) 二维和三维模型的固结速度差别也是导致两者位移响应差异的原因之一.地表沉降除与列车循环振动引起的地层塑性变形有关外,还与固结速度有关,且固结引起的地表沉降占绝大部分[25].二维模型累积超孔压比三维大,排水固结速度也更快,故孔压消散引起的沉降会比三维模型大.所以二维模型中地表位移在列车循环振动下不断累积,而三维模型沉降累积小,如图10、12所示.针对地铁列车振动作用下饱和软土二维与三维模型下的响应问题进行分析,得到以下结论:(1) 二维平面应变模型与三维模型的地表振动响应和超孔隙水压力响应规律大体相似,但二维模型的计算结果明显偏大.列车正常速度下,二维-三维模型地表加速度和位移比可达9倍和6倍,累积超孔隙水压力比在2.0～3.0之间.表明用二维模型来近似三维模型的计算结果会明显高估地铁列车的振动影响.(2) 二维模型不能反映土体纵向上的振动能量耗散效应是造成动力响应结果偏大最直接的原因.列车运行引起的地层振动本质上是一个移动荷载作用下的地层三维动力响应问题,直接将三维的集中荷载沿列车长度等效为单位长度内的线荷载时程,只是荷载等效的一种常规处理方式,二维模型的等效荷载形式还需进一步探索.另外,固结速度的差异也是影响二维-三维的地层沉降差距的重要因素.【相关文献】[1] 刘维宁,夏禾,郭文军. 地铁列车振动的环境响应[J]. 岩石力学与工程学报,1996,15(增刊): 586-593.LIU Weining, XIA He, GUO Wenjun. Study of vibration effects of underground trains on surrounding environment[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 1996, 15(Sup.): 586-593.[2] 陈卫军,张璞. 列车动载作用下交叠隧道动力响应数值模拟[J]. 岩土力学,2003,23(6): 770-774. CHEN Weijun, ZHANG Pu. Numerical simulation of dynamic response of overlap tunnels in close proximity due to train’s vibrating load[J]. 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铁道工程试验检测备课课件第十章：液塑限联合测定

• 利用圆锥质量为76g的液塑限联合测定仪测得土在不同含水率时的圆锥入土深度，并绘制其关系直线图
赵秀绍赵小平耿大新
试验原理概述
• 在图上查得圆锥下沉深度为10mm所对应得含水率即为液限，查得圆锥下沉深度 2mm所对应的含水率即为塑限。
赵秀绍赵小平耿大新
主
• 液塑限联合测定仪
要
状态时的分界含水量。
液限wL 流动状态与可塑状态间的分界含水量塑限wp 可塑状态与半固体状态间分界含水量缩限ws 半固体状态与固体状态间分界含水量
（亦即粘性土随着含水率的减小而体积开始不变时的
含水率。） 0
塑限ωP
液限ωL
ω
固态或半固态可塑状态流动状态
粘性土的界限含水量图
本试验目的
测定粘性土的液限与塑限进行粘性土的定名进行粘性土的软硬程度判别
• 5.2 绘图求解
试验 • 以含水率为横坐标，圆
结果整理
锥下沉深度为纵坐标，
在双对数坐标纸上绘制
关系曲线，三点连一直
线（如A线）。
赵秀绍赵小平耿大新
试验结果整理
• 当三点不在一直线上，可通过高含水率的一点与另两点连成两条直线，在圆锥下沉深度为2mm处查得相应的含水率。当两个含水率的差值≥2％时，应重做试验。
碟式仪液限试验
• 在但对书坐标上，以含水率为纵坐标，击数为横坐标，绘制含水率与击数关系曲线。
击数25此对应的含水率，即为该试样的液限。
粘性土的物理特性
粘性土的塑性指数和液性指数
塑性指数IP是液限和塑限的差值(习
惯上不带%表示)，即土处在可塑状态的含水量变化范围。
I p L P
粘性土的物理特性

杭州淤泥质粉质黏土小应变硬化土模型参数试验及工程应用

杭州淤泥质粉质黏土小应变硬化土模型参数试验及工程应用孟瑞军
【期刊名称】《成都理工大学学报（自然科学版）》
【年(卷),期】2024(51)2
【摘要】小应变硬化土(HSS)模型被广泛用于软土地区分析基坑开挖对周边环境的影响。

淤泥质粉质黏土是一种高灵敏性土,对基坑开挖工程有很大影响。

本文介绍HSS模型13个参数及其确定方法。

选取杭州淤泥质粉质黏土,开展标准固结试验、三轴固结排水试验、三轴固结排水加载—卸载—再加载试验和弯曲元试验等一系
列室内试验,确定杭州淤泥质粉质黏土HSS模型参数的取值及其比例关系。

依托杭州2个典型工程案例,分别建立基坑开挖三维有限元模型,分析围护结构深层水平位移和支撑轴力,并对比实测数据和数值模拟结果,验证杭州淤泥质粉质黏土HSS模型参数取值合理性。

该研究可为淤泥质粉质黏土地层基坑开挖数值模拟HSS模型参
数取值提供参考。

【总页数】13页(P303-315)
【作者】孟瑞军
【作者单位】中铁建设集团有限公司华东分公司
【正文语种】中文
【中图分类】TU447
【相关文献】
1.浅谈砂质粉土夹淤泥质粉质黏土地层连续墙施工技术
2.厚层淤泥质粉质黏土的动力特性参数对地表地震动参数的影响
3.粉质黏土小应变硬化本构参数研究
4.杭州湾淤泥质粉质黏土排水蠕变试验及元件蠕变模型
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宁波轨道交通4号线盾构隧道联络通道多种工法实践研究

关键词: 轨道交通; 联络通道; 盾构法; 顶管法; 冻结法; 沉降变形; 施工工效
DOI: 10. 3973 / j. issn. 2096-4498. 2021. 06. 013
文章编号: 2096-4498(2021)06-1007-08
中图分类号: U 455. 4 文献标志码: A
注: H 为联络通道长度方向中心截面的中心埋深,简称联络通道中心埋深; l 为联络通道位置两主隧道中心距离。
穿越土层 ③2、④1b、④2b ②2d、③1b、③2 ②2c、④1b、④2a ④1b、④2a ⑤1b、⑤1T、⑤4a ⑤1b、⑤4a ⑤1b、⑤1T ②2b、③2、⑤1b ②2c、③2、④1a、⑤1b ③2、④2b ⑤1b、⑤1T ②2b、③1a、④1b ②2c、④1b ②2c、③2 ③1a、③2 ③2 ③2、④1a ④1a ④1a ④1a、④1b ②2b
第 41 卷
挖[2] 。该方法虽然已应用多年,但仍然面临施工工期长、运营沉降问题凸显等诸多挑战[3-7] 。机械法联络通道施工在南京、上海等地已有初步应用[8-11] ,但其在施工工艺上仍存在一定不足,无法在微加固条件下直接应用于软土地层地铁隧道的联络通道施工。为了解决以上问题,宁波轨道交通在软土地层中对机械法( 盾构法、顶管法)联络通道修建进行了系统试验和研究[12-16] ,研究内容主要包含施工过程的结构受力特征、环境影响规律,行车荷载作用下的结构动态响应等。
宁波轨道交通盾构隧道主隧道常规段采用通用环管片[1] ,管片外径为 6. 2 m,管片内径为 5. 5 m,管片厚度为 0. 35 m,管片宽度为 1. 2 m。每环管片包含 6 块管片,分别为: 1 块封顶块( F) 、2 块邻接块( L1、L2) 、3 块标准块( B1、B2、B3) 。管片块与块之间采用 2 个环向弯螺栓连接而成,环与环之间采用 16 个纵向弯螺栓连接而成。

地铁行车荷载作用下淤泥质黏土累积特性的试验研究

地铁荷载下隧道周围加固软黏土应变累积特性

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铁道工程试验检测备课课件 第十章：液塑限联合测定

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淤泥质土性质

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