密实砂土地层盾构隧道开挖面失稳离心模型试验研究_汤旅军

第35卷 第10期 岩 土 工 程 学 报 Vol.35 No.10 2013年10月 Chinese Journal of Geotechnical Engineering Oct. 2013 密实砂土地层盾构隧道开挖面失稳离心模型试验研究

汤旅军1，2，陈仁朋1，2*，尹鑫晟1，2，孔令刚1，2，黄 博1，2，陈云敏1，2

(1. 浙江大学软弱土与环境土工教育部重点实验室，2. 浙江大学岩土工程研究所，浙江 杭州 310058)

摘要：砂土地层中盾构掘进时，开挖面支护力不足极易导致开挖面失稳事故。通过3种不同隧道埋深比（C/D=0.5，1和2）的离心模型试验对密实砂土地层中盾构隧道开挖面稳定性问题进行了研究。离心试验研究发现，随着开挖面位移的增大，开挖面支护力先减小为极限值而后逐渐增大并最终趋于残余值；开挖面前方土体总体呈现“楔形体+棱柱体”

的失稳区；隧道相对浅埋时（如C/D=0.5），极限状态下失稳区已扩展到地表；隧道相对深埋时（如C/D=1和2），极限状态下失稳区尚处于地基内部；极限支护力随着隧道埋深比的增大先增加而后基本保持不变。最后，通过现有几种极限支护力理论计算模型对本文试验预测结果的比较分析，评估了上述理论方法的工程适用性。该研究成果对砂土地层中盾构开挖面稳定性控制具有指导意义。

关键词：离心模型试验；盾构隧道；开挖面稳定；极限支护力；失稳模式

中图分类号：TU41 文献标识码：A 文章编号：1000–4548(2013)10–1830–09

作者简介：汤旅军(1984–)，男，江苏海门人，博士研究生，主要从事城市地下工程设计与施工方面研究工作。E-mail: tljzjdx@https://www.wendangku.net/doc/739885392.html,。

Centrifugal model tests on face stability of shield tunnels in dense sand

TANG Lü-jun1, 2, CHEN Ren-peng1, 2, YIN Xin-sheng1, 2, KONG Ling-gang1, 2, HUANG Bo1, 2, CHEN Yun-min1, 2

(1. MOE Key Laboratory of Soft Soils and Geoenviromental Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China; 2. Institute of

Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China)

Abstract:When tunneling in sand using the shield machine, failure of the tunnel face occurs frequently due to the inadequate support pressure. Centrifugal model tests with different overburden-to-diameter ratios (i.e., C/D= 0.5, 1, 2) are performed to study the problem of tunnel face stability in dense sand. During the tunnel face failure, with the increase of the horizontal displacement of the tunnel face, it is found that the support pressure firstly decreases rapidly to the limit support pressure and then increases gradually to the residual support pressure. A “wedge-prism” failure zone occurs in front of the tunnel face after the face failure. For the relatively shallow buried tunnel (e.g. C/D=0.5), the failure zone has extended to the ground surface in the limit state. While for the relatively deep buried tunnel (e.g. C/D=1 and 2), the failure zone is still in the interior of the ground in the limit state. It is also found that the limit support pressure increases with the increase of relative depth C/D and then remains almost the same. Finally, after comparing the limit support pressures obtained from the existing theoretical methods with those from the centrifugal model tests, the engineering applicability of the existing theoretical models is discussed.

The results of this research may help to guarantee the face stability of the shield tunnels in sandy ground.

Key words: centrifugal model test; shield tunnel; face stability; limit support pressure; failure pattern

0 引 言

盾构法广泛应用于城市地下隧道工程。盾构在流动性较强的砂土地层中掘进时，开挖面支护力控制不当极易导致开挖面失稳，进而引发地表沉降过大、周围建构筑物倾斜或开裂等事故[1-2]，带来大量经济损失。因此，保证开挖面稳定是盾构法安全施工的关键。

国内外学者对砂土地层中开挖面稳定性问题进行了一些理论和试验研究。Anagnostou等[3]基于极限平衡原理，建立了开挖面极限支护力计算的经典“楔形体”模型。针对该模型存在的不足，相关学者[4-5]对此进行了修正。杨峰等[6]、吕玺琳等[7]基于极限分析原理，给出了平面应变条件下隧道开挖面极限支护力上

───────

基金项目：国家自然科学基金项目（51225804,U1234204,51178427）；

浙江省重大科技专项重点项目（2011C13043）；中央高校基本科研业务费与专项资金项目（2010KYJD006）；浙江省重点创新团队支持计划项目（2009R50050）

收稿日期：2013–03–25

*通讯作者

第10期汤旋军，等. 密实砂土地层盾构隧道开挖面失稳离心模型试验研究 1831

限解。Leca等[8]、Mollon等[9]则给出了三维隧道开挖面极限支护力上限解。Vermeer等[10]基于大量有限元计算结果建立了极限支护力计算经验公式。此外，有限差分法[11]、离散元法[12-13]也逐渐被用于开挖面稳定问题的分析。

模型试验能较为准确揭示开挖面失稳模式，直接测定开挖面极限支护力，因而受到普遍重视。迄今，1g条件下开挖面失稳模型试验研究[14-19]已取得较大进展，但由于1g试验应力水平较小，其研究成果尚无法直接用于工程。离心模型试验可以实现模型地基与实际地基的应力等效[20]，已成为解决复杂岩土工程边值问题的重要途径。Chambon等[21]开展了砂土地层开挖面失稳离心模型试验，研究了土体密度、隧道直径、隧道埋深等因素对开挖面极限支护力的影响规律。由于该试验采用应力控制式，因而无法准确评价土体软化对支护力变化规律的影响。此外，该试验模拟了整个隧道，只能在失稳后停机开挖地基给出失稳区大致范围，无法揭示开挖面渐进失稳规律。Oblozinsky等[22]亦开展了密实砂土地层中开挖面失稳离心模型试验，该试验模拟了一半的隧道，试验中通过拍摄对称面土层照片（已预埋标志点）较为粗略地揭示了开挖面渐进失稳机理。由于同样采用应力控制式，亦无法准确分析土体软化对支护力变化规律的影响。Idinger等[23]开展了松散砂土地层（初始相对密实度30%）隧道开挖面失稳离心模型试验，分析了隧道埋深对开挖面失稳模式及极限支护力的影响。

综上所述，现有密实砂土地层中开挖面失稳离心模型试验[21-22]大多采用应力控制式，无法准确评价土体软化对支护力变化规律的影响。受观测设备精度制约，上述离心模型试验[21-22]揭示的开挖面渐进失稳模式的准确性不高。可见，精细化的密实砂层盾构开挖面失稳离心模型试验还极为少见，一定程度上制约了对开挖面稳定问题的深刻认识。

本文以密实砂土地层中盾构开挖面稳定问题为研究对象，通过自行研制的位移控制式开挖面失稳模型试验装置，结合先进的颗粒图像测速技术PIV（particle image velocimetry）[24]，开展了3个不同隧道埋深比（0.5, 1,2

C D ; C为隧道拱顶埋深，D为隧道直径）的离心模型试验。文中重点探讨了失稳过程中开挖面支护力变化规律、开挖面渐近失稳模式、隧道埋深比对开挖面极限支护力的影响以及现有极限支护力理论计算方法的工程适用性。

1 离心模型试验设计

1.1 试验装置

本试验在浙江大学大型土工离心机（ZJU400）上进行，该离心机最大容量400 g·t，最大离心加速度为150g，吊篮有效旋转半径为4.5 m。离心机装配有光纤/液压滑环系统，可以实现信号的交换、数据的采集以及液/气压的精确控制。配备的水气联动温控系统能够实现试验过程中试验舱温度的稳定控制，避免了由于温度大幅上升带来的传感器测试偏差。

图1是自行研制的隧道开挖面失稳离心模型试验装置示意图，主要包括：刚性模型箱、模型盾构、开挖面伺服加载装置、分隔装置、支承箱。刚性模型箱内尺寸为1 m×0.45 m×1 m（长×宽×高），由4块侧板和1块底板组成，其中前侧板由高强铝框内镶高强透明特种玻璃制成，其余箱板由高强度铝材制成。模型盾构主要包括盾壳、开挖面和隔板。盾壳采用高强不锈钢线切割加工而成，横截面为“D”字型，内直径为100 mm。开挖面由“D”字型铝板及黏附在铝板上的泡沫条组成（图2），铝板厚为5 mm，直径为95.5 mm，泡沫条厚2.6 mm。隔板为一块直径100 mm、

图1 隧道开挖面失稳试验装置示意图

Fig. 1 Sketch of experimental devices for modeling face failure

1832 岩 土 工 程 学 报 2013年

厚5 mm 的“D ”字型铝板，其与盾壳通过螺丝固定，主要为加载杆提供导向作用。开挖面荷载伺服加载系统采用位移控制式，主要包括液压作动器、差动位移传感器（LVDT ）、加载杆、控制软件等。分隔装置主要用于分隔模型区和加载区，由2块竖直刚性铝板和1块水平刚性铝板组成，其中竖直板和水平板通过焊接进行连接，竖直铝板之间采用6根铝柱进行支撑。支承箱主要用于支承分隔装置、地基土、加载装置等，并使地基土完全在前侧板透明区域内。图3为各部件组装成整体后的试验装置实物图。

图2 隧道开挖面

Fig. 2 Tunnel face

图3 模型实物图 Fig. 3 Picture of test devices

1.2 试验方案

本文共开展了3组试验，隧道原型直径均为5 m ，埋深比C D 分别为0.5，1和2。试验过程中离心加速度保持50g 。

地基土材料为烘过的长江河砂[12]，含水率控制在0.3%～0.4%，土颗粒比重为2.65，最大干密度为1.71 g/cm 3，最小干密度为1.45 g/cm 3，颗粒级配曲线如图4所示。模型地基土密度为1.61 g/cm 3，相对密实度为65%，峰值摩擦角为37°。地基的制备采用落雨法，即通过固定的落距实现土体密实度的控制。

试验中布置了3种传感器（图1），即测试开挖面水平位移的LVDT 、测试开挖面支护力的轴力计、测试横断面地表沉降的激光位移传感器。此外，为准确获得开挖面失稳过程中隧道对称面土体位移矢量场，进而揭示开挖面渐进失稳机理，还设置了一套颗粒图

像测速系统PIV （图5），主要包括数码相机（佳能G10）、LED 灯带、远程拍照控制软件PSRemote 、颗粒图像位移分析软件GeoPIV8等[24]。为保证PIV 测试的精度，有机玻璃板内侧共设置36个控制点。

图4长江河砂颗粒级配曲线

Fig. 4 Particle size distribution curve of Yangtze River sand

图5 PIV 测试系统硬件部分 Fig. 5 Hardware of PIV measuring system

1.3 试验过程

试验主要过程如下：①将模型装置放入离心机吊篮，离心加速度逐步提高到50g 并稳定10 min ，此阶段通过伺服控制保持开挖面位置不变。②逐渐后撤开挖面，当开挖面水平位移s < 2 mm 时，开挖面后撤速度v = 0.1 mm/min ；当2 mm

开挖面板后撤过程中，面板与盾壳之间存在摩擦力，一定程度上影响了支护力测试的准确性。为了消除上述摩擦力对试验结果的影响，本文采用Idinger 等[23]提出的方法在50g 条件下标定获得了面板与盾壳的摩擦力f 1与开挖面位移s 关系（图6）。标定过程中，模型箱内不填土，离心加速度保持在50g ，面板后撤速度与正式试验保持一致。由于面板基本低匀速运动且盾壳刚度较大，可以认为此时轴力计测试获得的轴

力等于面板–盾壳摩擦力。

第10期 汤旋军，等. 密实砂土地层盾构隧道开挖面失稳离心模型试验研究

1833

图6 50g 下标定的面板–盾壳摩擦力与开挖面位移关系 Fig. 6 Calibration of frictional force between face plate and tunnel

shell against displacement of tunnel face at 50g

2 试验结果及分析

2.1 开挖面支护力–位移曲线

图7为开挖面支护力与位移关系曲线，其中开挖面支护力P =（轴力计实测值+标定获得的对应位移时面板–盾壳摩擦力）/面板面积。可以看出，开挖面支护力变化经历了两个阶段。第一阶段：随着开挖面位移的逐渐增大，支护力由初始支护力0P 逐渐减小，当开挖面位移s 约达0.5%m D （m D 为隧道模型直径）时，支护力减小至最小值min P ，即通常意义上的极限支护力lim P 。第二阶段：随着开挖面位移的进一步增大， 支护力由最小值min P 逐渐增大，并最终趋于残余值

res P 。上述支护力变化规律与密实砂层中“土拱”效应及“应变软化”特性有关。随着开挖面位移由零逐渐增大，开挖面前方逐渐形成失稳“楔形体”[14, 16]，某一时刻作用在“楔形体”顶部的荷载由于“土拱效应”达到最小值，此时开挖面支护力达到极限值lim P ；此后，随着位移的进一步增大，失稳区土体“应变软化”使作用在“楔形体”顶部的荷载逐渐增大并趋于稳定，加之 “楔形体”周围土体“应变软化”使得抗剪强度逐渐减小并趋于稳定，导致支护力逐渐增大并最终趋于稳定的残余支护力res P 。尽管前人已通过1g 试验

[14, 19]

观测到密实砂土地层中上述支护力变化现

象，但鉴于1g 试验应力水平与实际工程偏差较大，上述现象是否在实际工程中同样存在一直饱受疑问。Chen 等

[12]

曾采用离散元法初步证实了上述支护力变

化规律在接近实际工程应力水平下的准确性，但当时缺少相当应力水平的模型试验进行验证。本文离心模型试验结果（图7）很好地验证了1g 模型试验[14, 19]

及离散元模拟结果

[12]

的合理性，说明密实砂层中开挖

面失稳过程中支护力的确存在“先减小为最小值min P （即极限值lim P ）而后逐渐增大并最终趋于残余值

res P ”的两阶段变化规律。

图7 开挖面支护力–位移曲线

Fig. 7 Support pressure-displacement curves of tunnel face

2.2 开挖面失稳模式

图8为通过颗粒图像测速技术PIV 获得的不同埋深比(0.5, 1, 2C D =)时不同开挖面位移下隧道对称面土体位移场。由图8可以看出，开挖面支护力达到极限支护力后，开挖面前方逐渐形成 “楔形体+棱柱体”的失稳区。当隧道埋深相对较浅（如0.5C D =，图8（a ）），极限支护力时开挖面前方失稳区已经扩展到地表，此后随着开挖面位移的逐渐增大，失稳区内土体位移进一步增大。当隧道埋深相对较深（如12C D =和，图8（b ）和图8（c ）

），极限支护力时开挖面前方失稳区尚处于地基内部并未扩展到地表，此后随开挖面位移的增大，失稳区逐渐扩展到地表。由此可见，极限状态时开挖面前方土体失稳模式受隧道

埋深影响。上述影响主要体现在失稳区“棱柱体”高

1834 岩 土 工 程 学 报 2013年

图8 不同埋深比时不同开挖面位移下隧道对称面土体位移场

Fig. 8 Displacement fields on symmetric plane under different tunnel face displacements for various overburden-to-diameter ratios

度上，即当隧道埋深相对较浅时（如/0.5C D =，图8（a ）），棱柱体高度H 等于隧道拱顶埋深C 。当隧道埋深相对较深时（如/C D =1和2，图8（b ）和图8（c ）），棱柱体高度H 小于隧道拱顶埋深C 。本文揭示的极限状态时隧道埋深对开挖面失稳模式影响规律与Chambon 等[21]离心试验后开挖彩砂条地基后发现的规律较为吻合。图8还给出了本试验中极限状态时失稳区的大致范围（模型尺寸范围）：埋深比/0.5C D =时，“楔形体”和“棱柱体”长度约为m 0.3D ，“棱柱体”高度约为m 0.5D ；埋深比/C D =1和2时，“楔形体”和“棱柱体”长度约为m 0.3D ，“棱柱体”高度约为m 0.6D 。 2.3 开挖面地表沉降 图9为失稳过程中隧道原型横断面

（0.125X D =）地表沉降。可以看出，失稳过程中横断面地表逐渐显现典型的“沉降槽”，距隧道对称面越近沉降越大。当隧道埋深相对较浅（如/0.5C D =，图9（a ）），极限支护力时横断面（0.125X D =）上距对称面0.25D 处原型地表沉降已达5 mm ，此时失稳区已经扩展到地表。当隧道埋深相对较深（如/C D =2，图9（b ）），极限支护力时横断面（0.125X D =）上距对称面0.25D 处原型地表沉降仅约0.5 mm （几乎可以忽略不计），此时失稳区尚处于地基内部。由此可知，极限支护力时横断面沉降测试结果很好佐证了上文揭示的隧道埋深对“棱柱体”高度的影响。当支护力达到残余支护力时，不同埋深比下横断面（0.125X D =）上距

第10期 汤旋军，等. 密实砂土地层盾构隧道开挖面失稳离心模型试验研究 1835

对称面0.25D 处均测试到明显的沉降，说明了此时失稳区均扩展到地表。从图9还可以看出，失稳过程中横断面上沉降主要集中在距对称面0.75D 范围内，而距离隧道对称面0.75D 以外的地表沉降几乎可以忽略。

图9 隧道横断面(X =0.125D )地表沉降

Fig. 9 Surface settlements on longitudinal profile (X =0.125D )

2.4 开挖面极限支护力

（1）极限支护力测试值修正

由图7可得，本试验0.5, 1, 2C D =时，测试获得的开挖面极限支护力lim -0.5-t P ，lim -1-t P ，lim -2-t P 分别为

1.87，

2.12，2.47 kPa 。由于本试验仅模拟了一半隧道，而内衬透明有机玻璃板（图1（b ））表面非完全光滑，因而开挖面失稳时隧道对称面（即干砂–有机玻璃板界面）上存在摩擦力，这导致测试获得的极限支护力低于真实极限支护力。因此，必须对测试获得的开挖面极限支护力进行修正使其尽可能接近真实解。

通过直剪试验，测得干砂–有机玻璃板界面摩擦系数μ为0.42。为准确评估极限状态时隧道对称面上的摩擦力，对经典“楔形体”模型[3]进行了改进。本文模型（图10）中“楔形体”上方“棱柱体”高度H 受隧道埋深影响，其值由PIV 测试给出（本文1.2节）。图11为作用在“楔形体”ade-bcf 上的荷载，包括作用其上的重力G ，作用在其顶面cdef 的竖向荷载v σ，作用在其斜面abfe 上的荷载Q ，作用在其侧面bcf 上的法向力1N （图11中未标出）和切向力1T ，作用在其另一侧面ade 上的法向力2N （图11中未标出）和

切向力2T ，作用在开挖面abcd 上的极限支护力测试值lim -t F ，其中lim -t lim -t abcd F P S =?，abcd S 为开挖面面积。可以看出，作用在“楔形体”ade-bcf 侧面ade 上的切向力2T 的水平分力2-y T 是导致开挖面极限支护力测试值lim -t F 偏小的原因。

图10 隧道开挖面极限支护力计算模型

Fig. 10 Model for calculating limit support pressure on tunnel face

图11作用在“楔形体”上的荷载

Fig. 11 Loads on wedge

采用水平微条分法，容易获得作用在“楔形体”顶面cdef 上的竖向荷载v σ

v 1e 1e 1exp tan tan A U K H UK A γσ????

??=--+

? ?????

01e exp tan U q K H A ???

- ???

。 (1)

式中 γ为土体重度；A 为“棱柱体”cdef-hgji 水平横截面面积（即cdef S ），A B L =?，“棱柱体”cdef-hgji 水平横截面的宽度π8B D =，D 为隧道直径，L 为“棱柱体”cdef-hgji 水平横截面的长度，不同隧道埋深比时0.5120.3L L L D ===；U 为“棱柱体”cdef-hgji 水平界面的周长，()2U B L =?+；1K 为“棱柱体”cdef-hgji 侧压力系数，Anagnostou 等[3]建议1K 取0.8；e tan ?为“棱柱体”cdef-hgji 竖向4个侧面的等效摩擦系数（式（2）），?为土体峰值摩擦角，μ

为土体–有机玻璃板

1836 岩 土 工 程 学 报 2013年

界面摩擦系数；0q 为作用在“棱柱体”cdef-hgji 顶面hgji 上的竖向荷载，0=()q C H γ?-，C 为隧道拱顶埋深，H 为“棱柱体”cdef-hgji 高，不同隧道埋深比时，0.50.5H D =，120.6H H D ==。

()e tan 2+tan =

B L L

U

?μ?+ 。 (2) 假定“楔形体”ade-bcf 竖向应力z σ沿深度线性变化（图12），其变化梯度为γ，则容易获得作用在“楔形体”ade-bcf 侧面ade 上的切向力2T ，如式（3）

22v 13ade T =K D S σγμ??

+? ??? ， (3)

式中，2K 为“楔形体”ade-bcf 侧面ade 水平侧压力

系数，本文取210.8K K ==，ade S 为侧面ade 的面积，

0.5

ade S

DL =。

图12 “楔形体”竖向应力分布 Fig. 12 Distribution of vertical stress on wedge

2T 在水平方向的分力使得开挖面极限支护力减

少lim F ?，如下：

lim 2cos F T β?=?， (4)

式中，β为“楔形体”ade-bcf 斜面abfe 与水平面的夹角，1tan (/)D L β-=。

考虑开挖面单位面积上减小的极限支护力lim p ?，则

lim lim abcd

F

p S ??=

， (5)

式中，abcd S 为开挖面abcd 面积，abcd S B D =?。

容易得到修正后的开挖面极限支护力lim -m p ，如下：

lim -m lim -t lim p p p =+? 。 (6) 采用上述方法，最终得到了隧道对称面摩擦导致的极限支护力减小值lim p ?，修正后的极限支护力

lim -m p （见表1）

。 表1 极限支护力修正结果

Table 1 Modified results for limit support pressure

C /D

lim -t p /kPa lim p ?/kPa lim -m p /kPa 1 2.12 1.47 3.59

2 2.47 1.5

3 4

（2）极限支护力修正值与现有方法结果比较 为评价本文结果的准确性及现有极限支护力理论计算方法的工程适用性，笔者将本文获得的极限支护力（注：修正值；下同）与法国LCPC 离心模型试验结果（Chambon 等[21]）、经典“楔形体”模型计算结果（Anagnostou 等[3]）、考虑水平土拱效应的“楔形体”模型计算结果（Anagnostou [4]）、基于有限元的经验公式计算结果（Vermeer 等[10]）、极限分析上限解计算结果（Leca 等[8]）、改进的极限分析上限解计算结果（Mollon 等[9]）进行了对比分析（图13）。需要指出的是，除LCPC 离心试验[21]中土体材料为Fontainebleau 砂（峰值摩擦角38°～42°）以外，其它方法中土体材料均为长江河砂（峰值摩擦角37°）。鉴于本文试验和LCPC 试验[21]在隧道直径和土体重度上一致，且两者所用土体材料峰值摩擦角接近，本文获得的极限支护力的准确性可以通过其与LCPC 离心试验[21]结果的接近程度来评价。如图13，本文获得的极限支护力与LCPC

离心试验[21]

获得的极限支护力非常接近，这说明了本文结果较为准确。

从图13可以看

出，极限支护力随埋深比增大先增大而后趋于稳定。

图13

本文极限支护力与前人研究结果比较

Fig. 13 Comparison of limit support pressures from this study with

those from previous studies

如图13（a ），在假定土体黏聚力为0的前提下，

第10期汤旋军，等. 密实砂土地层盾构隧道开挖面失稳离心模型试验研究 1837

理论方法预测的极限支护力均大于本文试验结果，而理论上极限分析上限解[8-9]预测的极限支护力应小于极限支护力真实值，因此图13（a）中极限分析上限解[8-9]结果与试验结果存在矛盾。Chambon等[21]认为矛盾的原因是试验所用土体材料通常不绝对干燥而存在微黏聚力，LCPC离心试验[21]所用的 Fontainebleau 砂黏聚力约为0～5 kPa，本文试验所用的长江河砂存在约0～2.5 kPa的微黏聚力。图13（b）为土体黏聚力为2.5 kPa时本文极限支护力与前人结果的比较，可以看出此时上限解结果[8-9]基本均小于本文结果，微黏聚力的存在消除了上限解结果[8-9]与试验结果的矛盾。从上限解结果[8-9]与本文结果接近程度来看，Mollon等[9]提出的上限解比Leca等[8]提出的上限解更能准确预测极限支护力。如图13（b），经典“楔形体”模型（Anagnostou等[3]）预测极限支护力较为保守。考虑水平土拱效应的“楔形体”模型（Anagnostou[4]）在预测浅埋隧道极限支护力时准确性较好，对深埋隧道极限支护力的预测存在一定的偏差。基于有限元的经验公式（Vermeer等[10]）预测极限支护力的准确性要优于经典“楔形体”模型（Anagnostou等[3]），且与本文结果相比略偏安全，较适用于实际工程极限支护力的预测。

3 结 论

本文通过开展密实砂层中不同隧道埋深比的开挖面失稳离心模型试验，获得了失稳过程中开挖面支护力随位移的变化规律，揭示了开挖面渐进失稳模式，探明了开挖面极限支护力与隧道埋深比的关系，最终对现有理论方法预测开挖面极限支护力的准确性进行了评价，主要结论如下：

（1）密实砂层隧道开挖面失稳过程中，开挖面支护力的变化主要经历两个阶段。第一阶段，随着开挖面位移的增大，开挖面支护力由初始支护力

P逐渐减

小为极限支护力

lim

P。第二阶段，随着开挖面位移的

进一步增大，开挖面支护力由极限支护力

lim

P逐渐增

大，最终趋于残余支护力

res

P。

（2）开挖面支护力达极限支护力时，开挖面前方逐渐形成“楔形体+棱柱体”的失稳区，此后随开挖面位移的进一步增大，失稳区不断扩展。隧道埋深相对较浅时（如/0.5

C D=），极限支护力时对应的失稳区已经扩展到地表；隧道埋深相对较深时（如/

C D=1和2），极限支护力时对应的失稳区尚未扩展到地表。

（3）极限支护力随着隧道埋深比的增大先增加而后基本保持不变。

（4）经典“楔形体”模型（Anagnostou等[3]）预测极限支护力较为保守；Mollon等[9]提出的上限解预测的极限支护力与真实值较接近，但由于该预测结果理论上偏不安全，无法直接用于实际工程；Vermeer 等[10]基于有限元建立的经验公式预测的极限支护力稍大于真实值，较适用于实际工程极限支护力的预测。

致谢：感谢西澳大学D. J. White教授在PIV技术方面的指导；对“软弱土与环境土工”教育部重点实验室韩连兵老师、黄锦舒工程师、姚罡工程师在实验中给予的支持和配合深表谢意！

参考文献：

[1] 李希元, 闫静雅, 孙艳萍. 盾构隧道施工工程事故的原因

与对策[J]. 地下空间与工程学报, 2005, 1(6): 968–971. (LI Xi-yuan, YAN Jing-ya, SUN Yan-ping. Reasons and countermeasures of accidents happened during the shield tunnel construction[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2005, 1(6): 968–971. (in Chinese)) [2] CHEN Ren-peng, TANG Lü-jun, CHEN Yun-min. Stability

control of underground construction[J]. Engineering Sciences, 2010, 8(4): 31–36.

[3] ANAGNOSTOU G, KOVARI K. The face stability of

slurry-shield-driven tunnels[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 1994, 9(2): 165–174.

[4] ANAGNOSTOU G. The contribution of horizontal arching to

tunnel face stability[J]. Geotechnik, 2012, 35(1) : 34–44. [5] 魏纲, 贺峰. 砂性土中顶管开挖面最小支护压力的计

算[J]. 地下空间与工程学报, 2007,3(5): 903–908. (WEI Gang, HE Feng. Calculation of minimal support pressure acting on shield face during pipe jacking in sandy soil[J].

Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2007, 3(5) : 903–908. (in Chinese))

[6] 杨峰, 阳军生, 赵炼恒. 浅埋隧道工作面破坏模式与支

护反力研究[J]. 岩土工程学报, 2010, 32(2): 279–284.

(YANG Feng, YANG Jun-sheng, ZHAO Lian-heng. Collapse mechanism and support pressure for shallow tunnel face[J].

Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2010, 32(2): 279–284. (in Chinese))

[7] 吕玺琳, 王浩然, 黄茂松. 盾构隧道开挖面稳定极限理论

研究[J]. 岩土工程学报, 2011, 33(1): 57–62. (Lü Xi-lin, WANG Hao-ran, HUANG Mao-song. Limit theoretical study on face stability of shield tunnels[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(1): 57–62. (in Chinese))

[8] LECA E, DORMIEUX L. Upper and lower bound solutions

for the face stability of shallow circular tunnels in frictional

1838 岩土工程学报 2013年

material[J]. Géotechnique, 1990, 40(4): 581–606.

[9] MOLLON G, DIAS D, SOUBRA A H. Face stability analysis

of circular tunnels driven by a pressurized shield[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2010, 136(1): 215–229.

[10] VERMEER P A, RUSE N M, MARCHER T. Tunnel heading

stability in drained ground[J]. Felsbau, 2002, 20(6): 8–18. [11] 朱伟, 秦建设, 卢廷浩. 砂土中盾构开挖面变形与破坏

数值模拟研究[J]. 岩土工程学报, 2005, 27(8): 897–902.

(ZHU Wei, QIN Jian-she, LU Ting-hao. Numerical study on face movement and collapse around shield tunnels in sand[J].

Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2005, 27(8): 897–902. (in Chinese))

[12] CHEN R P, TANG L J, LING D S, et al. Face stability

analysis of shallow shield tunnels in dry sandy ground using the discrete element method[J]. Computers and Geotechnics, 2011, 38(2): 187–195.

[13] ZHANG Z X, HU X Y, SCOTT K D. A discrete numerical

approach for modeling face stability in slurry shield tunnelling in soft soils[J]. Computers and Geotechnics, 2011, 38(1): 94–104.

[14] KIRSCH A. Experimental investigation of the face stability

of shallow tunnels in sand[J]. Acta Geotechnica, 2010, 5(1): 43–62.

[15] TAKANO D, OTANI J, NAGATANI H, et al. Application of

X-ray CT on boundary value problems in geotechnical engineering – Research on tunnel face failure[C]// Proc Geocongress 2006, ASCE, Reston, Virginia, 2006.

[16] AHMED M, ISKANDER M. Evaluation of tunnel face

stability by transparent soil models[J]. Tunnelling and

Underground Space Technology, 2012, 27(1): 101–110. [17] 陈仁朋, 李君, 陈云敏, 等. 干砂盾构开挖面稳定性模

型试验研究[J]. 岩土工程学报, 2011, 33(1): 117–122.

(CHEN Ren-peng, LI Jun, CHEN Yun-min, et al. Large-scale tests on face stability of shield tunnelling in dry cohesionless soil[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011,

33(1) : 117–122. (in Chinese))

[18] 李君, 陈仁朋, 孔令刚. 干砂地层中盾构开挖面失稳模

式及土拱效应试验研究[J]. 土木工程学报, 2011, 44(7): 142–148. (LI Jun, CHEN Ren-peng, KONG Ling-gang.

Model test study of the failure mechanism of shallow tunnels in dry sands[J]. China Civil Engineering Journal, 2011, 44(7) : 142–148. (in Chinese))

[19] CHEN R P, LI J, KONG L G, et al. Experimental study on

face instability of shield tunnel in sand[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2013, 33: 12–21.

[20] TAYLOR R N. Geotechnical centrifuge technology[M].

London: Blackie Academic & Professional, 1995.

[21] CHAMBON P, CORTE J F. Shallow tunnels in cohesionless

soil: Stability of tunnel face[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 1994, 120(7): 1148–1165.

[22] OBLOZINSKY P, KUWANO J. Centrifuge experiments on

stability of tunnel face[J]. Slovak Journal of Civil Engineering, 2004, 3: 23–29.

[23] IDINGER G, AKLIK P, Wu W, et al. Centrifuge model test

on the face stability of shallow tunnel[J]. Acta Geotechnica, 2011, 6(2): 105–117.

[24] WHITE D J, TAKE W A, BOLTON M D. Soil deformation

measurement using particle image velocimetry (PIV) and photogrammetry[J]. Géotechnique, 2003, 53(7): 619–631.

《土力学》第二章习题集及详细解答

《土力学》第二章习题集及详细解答 第2章土的物理性质及分类 一填空题 1.粘性土中含水量不同，可分别处于、、、、四种不同的状态。其界限含水量依次是、、。 2.对砂土密实度的判别一般采用以下三种方法、、。 3.土的天然密度、土粒相对密度、含水量由室内试验直接测定，其测定方法分别是、、。 4. 粘性土的不同状态的分界含水量液限、塑限、缩限分别用、、测定。 5. 土的触变性是指。 6.土的灵敏度越高，其结构性越强，受扰动后土的强度降低越。 7. 作为建筑地基的土，可分为岩石、碎石土砂土、、粘性土和人工填土。 8.碎石土是指粒径大于 mm的颗粒超过总重量50%的土。 9.土的饱和度为土中被水充满的孔隙与孔隙之比。 10. 液性指数是用来衡量粘性土的状态。 二、选择题 1．作为填土工程的土料，压实效果与不均匀系数C u的关系：( ) （A）C u大比C u小好 (B) C u小比C u大好 (C) C u与压实效果无关 2.有三个同一种类土样，它们的含水率都相同，但是饱和度S r不同，饱和度S r越大的土，其压缩性有何变化？( ) (A)压缩性越大 (B) 压缩性越小 (C) 压缩性不变 3.有一非饱和土样，在荷载作用下，饱和度由80%增加至95%。试问土样的重度γ和含水率怎样改变？( ) (A)γ增加，减小 (B) γ不变，不变 (C)γ增加，增加 4.土的液限是指土进入流动状态时的含水率，下述说法哪种是对的？( ) (A)天然土的含水率最大不超过液限 (B) 液限一定是天然土的饱和含水率 (C)天然土的含水率可以超过液限，所以液限不一定是天然土的饱和含水率 5. 已知砂土的天然孔隙比为e＝0.303，最大孔隙比e max＝0.762，最小孔隙比e min＝0.114，则该砂土处于( )状态。 （A）密实（B）中密 (C)松散（D）稍密 6．已知某种土的密度ρ＝1.8g/cm3，土粒相对密度ds＝2.70，土的含水量w＝18.0％，则每立方土体中气相体积为( ) (A)0.486m3 (B)0.77m3 (C)0.16m3 (D)0.284m3 7.在土的三相比例指标中，直接通过室内试验测定的是（）。

隧道工程建设标准及施工技术

第四章隧道工程建设标准及施工技术 第一节隧道工程设计要求 客运专线铁路的隧道设计是由限界、构造尺寸、使用空间和缓解及消减高速列车进入隧道诱发的空气动力学效应两方面的要求确定的。研究表明，以上两方面要求中，后者起控制作用，但隧道工程设计及施工过程中以隧道横断面的限界、构造尺寸、使用空间为控制要点。 一、隧道横断面有效净空尺寸的选择 在确定隧道横断面有效净空尺寸之前，首先要正确地选择隧道设计参数。高速列车进入隧道时产生的空气动力学效应，与人的生理反应和乘客的舒适度相联系。这就要制定压力波动程度的评估办法及确定相应的阈值，目前较通用的评估参数是相应于某一指定短时间内的压力变化值，如3s或4s内最大压力变化值。我国拟采用压力波动的临界值(控制标准)为3.0Kpa/3s。 根据ORE提出的压力波动与隧道阻塞比关系可以推算出满足舒适度要求时，阻塞比β宜取为：当V=250km/h时，β=0.14；当V=350 km/h时，β=0.11。 隧道横断面形式一般为园形(部分或全部)、具有或没有仰拱的马蹄形断面。而影响隧道横断面尺寸的因素有： (1)建筑限界； (2)电气化铁路接触网的标准限界及接触网支承点和接触网链形悬挂的安装范围； (3)线路数量：是双线单洞还是单线双洞； (4)线间距； (5)线路轨道横断面； (6)需要保留的空间如安全空间，施工作业工作空间等； (7)空气动力学影响； (8)与线路设备的结构相适应。 二、客运专线隧道与普通铁路隧道的不同点 1．当高速列车在隧道中运行时要遇到空气动力学问题，为了降低及缓解空气动力学效应，除了采用密封车辆及减小车辆横断面积外，必须采取有力的结构工程措施，增大隧道有效净空面积及在洞口增设缓冲结构；另外还有其它辅助措施，如在复线上双孔单线隧道设置一系列横通道；以及在隧道内适当位置修建通风竖井、斜井或横洞。 2．客运专线隧道的横断面较大，受力比较复杂，且列车运行速度较高，隧道维修有一定的时间限制，复合衬砌和整体式衬砌比喷锚衬砌安全，且永久性好，故一般不采用喷锚衬

隧道结构设计模型概述

隧道结构设计模型概述 摘要：目前采用的地下结构设计方法可以归纳为以下四种设计模型：○1以参照过去隧道工程实践经验进行工程类比为主的经验设计法；○2以现场量测和实验室试验为主的实用设计方法如收敛——约束法。○3作用与反作用模型，即荷载—结构模型○4连续介质模型，包括解析法和数值法。针对各种模型特点谈谈一下对该四种模型的认识。 1隧道结构体系设计计算模型的建立原则 对于均匀介质中的圆形隧道，当它处于平面轴对称状态时，将围岩与支护结构的相互作用问题抽象为支护需求曲线和支护补给曲线的收敛—约束关系，从而求出围岩与支护结构达到平衡时的支护阻力Pa。有了这个值就可以计算出围岩和支护结构的应力状态。由此可以看出，即使对于如此理想的问题，都需要事先将研究对象的几何形状、初始应力状态、开挖和支护过程、岩体和支护结构的物理力学特性等条件转换为数学力学模型，然后运用数学力学方法求出模型的、作为设计标准的特征值(如应力、位移或极限荷载等)。一个理想的隧道工程的数学力学模型应能反映下列的因素： ①必须能描述有裂隙和破坏带的，以及开挖面形状变化所形成的三维几何形状。 ②对围岩的地质状况和初始应力场不仅要能说明当时的，而且还要包括将来可能出现的状态。 ③应包括对围岩应力重分布有影响的岩石和支护材料非线性特性，而且还要能准确地测定出反映这些特性的参数。 ④如果要知道所设计的支护结构和开挖方法能否获得成功，即想评估其安全度，则必须将围岩、锚杆和混凝土等材料的局部破坏和整体失稳的判断条件纳入模型中。当然，条件必须满足现行设计规范的有关规定。 ⑤要经得起实际的检验，这种检验不能只是偶然巧合，而是需要保证系统的一致性。 这样的理想模型对于科学研究是十分必要的，因为只有准确地模拟围岩性质和施工过程，才能更好地了解围岩与支护结构的实际工作状态，作出符合实际的决策。然而这种理想模型的参数太多又不易精确测定，将各种影响因素都机械地转换到模型中来也是十分困难的。因此，理想模型还不宜直接用于设计实践，必须在可能的情况下，由理想模型推演出一些较简单的计算模型，或称为工程师模型。

ABAQUS软件对隧道开挖过程的模拟

ABAQUS 软件对隧道开挖过程的模拟 一、ABAQUS 在岩土工程中应用简介： 岩土工程中的开挖问题主要是指隧道、基抗的开挖。这些问题的施工过程常常较为复杂，如分步骤开挖，支挡结构的施工等，常规的分析方法处理起来十分困难，往往需要通过有限元对支护结构的内力和变形，周围土体的位移等进行分析。 ABAQUS 由于其本身强健的非线性求解功能，在工业界被公认为技术最先进的非线性有限元分析软件，与传统商业软件不同，ABAQUS 是专门为解决工程中困难问题而发展并逐渐被广大用户推崇的超级通用有限元软件。 因此，本文将采用ABAQUS 软件对隧道开挖过程进行模拟及分析。 二、隧道开挖过程问题简介： 1、模型简介： 某个地下隧道，由一个混凝土的衬砌支持。建造这样一个隧道，涉及到一个非常复杂的土木工程过程。工程界希望能通过数值模拟预测和验证设计建造过程中的各种问题，以加快建造过程和优化建造成本，并且最大程度的保证安全性。 2、几何特性： 隧道直径8米，在地下20米，隧道周围黏土的本构简化为线弹性（E=200MPa ，0.2ν=，220kN /m γ=），混凝土衬砌（E=19GPa ，0.2ν=），厚度为0.15米。 图1 模型示意图

3、分析思路： 隧道的开挖和其他开挖问题类似，其实质主要是应力的释放。如果没有衬砌的施工，那问题很简单，只要在建立初始应力之后，移除开挖单元即可。但实际工程中，隧道的开挖施工步骤是十分复杂的，涉及到灌浆、卡极为、衬砌施工等。而在有限元计算中衬砌等支护结构施工的模拟尤为重要，特别是衬砌单元激活的时机，若在开挖区域单元移除之前激活不符合真实工程中的施工顺序，衬砌施工时土体应力已有所释放；而若在单元移除之后进行则应力早已完全释放，衬砌起不到支撑的作用。 为了解决这一问题，研究人员们提出了以下两种方法： 1、在衬砌施工前，将开挖区单元的模量降低，移除来模拟应力释放效应。 2、首先将开挖面上的节点施加约束，得到与初始应力平衡的节点力。然后放松约束，将节点力加到相应节点处，并让节点力的大小随时间递减，当减小某一程度时（如30%～40%）激活衬砌单元，再衰减余下的载荷。 三、问题的求解： 为对比起见，首先进行没有衬砌的隧道开挖问题求解。 1、没有衬砌时的隧道开挖： Step 1：建立部件。在Part模块中，Create Part，将Name设为soil，Modeling Space 设为2D Planar，Type设为Deformable, Base Feature 设为Shell。在图形编辑界面，绘制如图1所示的几何轮廓。如图2所示。 图2 part Step 2：设置材料及截面特性。在Property模块中创建E=200MPa，μ=0.2线弹

土力学_河海课后习题答案

土力学课后习题与答案 第一章 1-1 什么叫土？土是怎样形成的？粗粒土和细粒土的组成有何不同？ 1-2 什么叫残积土？什么叫运积土？他们各有什么特征？ 1-3 何谓土的级配？土的粒径分布曲线是怎样绘制的？为什么粒径分布曲线用半对数坐标？ 1-4 何谓土的结构？土的结构有哪几种类型？它们各有什么特征？ 1-5 土的粒径分布曲线的特征可以用哪两个系数来表示？它们定义又如何？ 1-6 如何利用土的粒径分布曲线来判断土的级配的好坏？ 1-7 什么是吸着水？具有哪些特征？ 1-8 什么叫自由水？自由水可以分为哪两种？ 1-9 什么叫重力水？它有哪些特征？ 1-10 土中的气体以哪几种形式存在？它们对土的工程性质有何影响？ 1-11 什么叫的物理性质指标 是怎样定义的？其中哪三个是基本指标？ 1-12 什么叫砂土的相对密实度？有何用途？ 1-13 何谓粘性土的稠度？粘性土随着含水率的不同可分为几种状态？各有何特性？ 1-14 何谓塑性指数和液性指数？有何用途？ 1-15 何谓土的压实性？土压实的目的是什么？ 1-16 土的压实性与哪些因素有关？何谓土的最大干密度和最优含水率？ 1-17 土的工程分类的目的是什么？ 1-18 什么是粗粒土？什么叫细粒土？ 习题1 1-1有A 、B 两个图样，通过室内实验测得其粒径与小于该粒径的土粒质量如下表所示，试绘出它们的粒径分布曲线并求出u C 和c C 值。 A 土样实验资料（总质量500g ） 粒径d （mm ） 5 2 1 0.5 0.25 0.1 0.075 小于该粒径的质量（g ） 500 460 310 185 125 75 30 B 土样实验资料（总质量30g ） 粒径d （mm ） 0.075 0.05 0.02 0.01 0.005 0.002 0.001 小于该粒径的质量（g ） 30 28.8 26.7 23.1 15.9 5.7 2.1 1-2 从地下水位以下某粘土层取出一土样做实验，测得其质量为15.3g ，烘干后质量为10.6g ，土粒比重为2.70，求试样的含水率、 孔隙比、孔隙率、饱和密度、浮密度、干密度及其相应的重度。 1-3 某土样的含水率为6.0%密度为1.60 3 g/cm ，土粒比重为2.70，若设孔隙比不变，为使土样完全饱和，问100 3 cm 土 样中应该加多少水？ 1-4 有土料1000g,它的含水率为6.0%，若使它的含水率增加到16.0%，问需要加多少水？ 1-5 有一砂土层，测得其天然密度为1.773 g/cm ，天然含水率为9.8%，土的比重为2.70，烘干后测得最小孔隙比为0.46，最大孔隙比为0.94，试求天然孔隙比e 、饱和含水率和相对密实度D ，并判别该砂土层处于何种密实状态。 1-6 今有两种土，其性质指标如下表所示。试通过计算判断下列说法是否正确？ 1.土样A 的密度比土样B 的大； 2.土样A 的干密度比土样B 的大； 3. 土样A 的孔隙比比土样B 的大； 性质指标 土样 A B 含水率（%） 15 6 土粒比重 2.75 2.68 饱和度（%） 50 30 1-7 试从定义证明： ⑴干密度 s w d s w G G (1n ) 1E ρρρ= =-+ ⑵湿密度s r w G S e 1e ρ ρ+= + ⑶浮密度' s w (G -1) 1e ρρ= + 1-8 在图中，A 土的液限为16.0%，塑限为13.0%；B 土的液限为24.0%，塑限为14.0%，C 土为无粘性土。图中实线为粒径分 布曲线，虚线为C 土的粗粒频率曲线。试按《土的分类标准》对这三种土进行分类。

隧道工程施工质量及安全控制要点[全面]

隧道工程施工质量及安全控制要点 1审核方案,检查“三通一平”和各种设备准备情况 重点审核隧道场地布置方案、地方料使用情况、交通运输状况、电力、通讯、供水、进场施工设备和检测设备; 1.1审核重点隧道施工场地总布置图方案 施工场地布置应结合工程规模、工期、地形特点、弃渣场和水源等情况,本着因地制宜、充分利用地形、合理布置、统筹安排的原则进行,并符合下列要求: (1)以洞口作业区为中心布置施工场地.施工场地应事先规划,分期安排,并减少与现有道路交叉和干扰. (2)长隧道洞外应有大型机械设备安装、维修和存放的场地. (3)机械设备、附属车间、加工场应相对集中.仓库应靠近公路,并设有专用线. (4)合理布置大堆材料(砂石料)、施工备品及回收材料堆放场地的位置. (5)生活服务设施应集中布置在宿舍、保健和办公室用房的附近,洞口段为不良地质时,不应在洞顶修建房屋高压水池和其他建筑. (6)运输便道、场区道路和临时排水设施等,应统一规划,做到合理布局、形成网络. (7)危险品库房按有关规定办理. (8)检查开工准备条件,审批开工报告. 1.2对地方料的使用进行审核 (1) 审查进场原材料质量证明文件.建设单位供应的原材料质量证明文件应齐全.施工单位自行采购的原材料,检查采购合同复印件、生产厂家资质证明等. (2) 通过外观检查、见证取样检测或平行检验等方式,按现行“验标”的规定对实物进行检查验收. (3) 检查原材料存放.要求施工单位对原材料进场时间、产地、数量、批次、品种、规格和检验情况分别作出明显标识. 1.3交通运输状况 对重点隧道洞口施工作业区的交通运输状况进行审核,重点审核运输方式、运输道路、运输路线、运输管理及运输设备满足施工需要,最大限度的减少施工中的相互干扰. 1.4电力

隧道作业指导书—断面尺寸 1

隧道工程作业指导书 武汉港湾工程检测有限公司 2015年7月

断面尺寸检测指导书 1、概述 隧道工程检测作业主要分为开挖质量检测、初期支护施工质量检测、混凝土衬砌质量检测、运营隧道健康检测以及通风和照明检测。 2、检测项目 断面尺寸，隧道开挖质量主要是通过两方面内容进行评定：一是检测开挖断面的规整度；二是超欠挖控制。通过对断面尺寸的检测，可以了解上述两方面的内容。 3、检测方法 3.1 断面尺寸检测 3.1.1 检测仪器 隧道激光断面仪主要由三大部分组成：检测主机、掌上电脑、数据处理软件。 主要技术参数： （1）检测半径：1~45m。 （2）测距精度：优于±1mm。 （3）测角精度：优于0.01°。 （4）方位角范围：30°~330°（仪器侧头垂直向下为0°），连续测量60°~300°。 （5）手动侧头转动方位角范围：0°~350°。 （6）定位测量方式：具有垂直向下激光定心标志、测距功能。 检测点数：测量点数可控化，断面特征点检测时可以手动控制选择特定的测点，常规断面检测一般采用等角自动测量，但是检测前可根据任务要求手动设置测量点数，一般为35个点/断面。 3.1.2检测断面点位和数量要求 检测频率：一般情况下初期支护为10m一个检测断面，二次衬砌为20m一个检测断面。 检测点数：一般设置35个点/断面，也可以根据实际检测要求而定。 3.1.3检测方法 检测前准备 ①根据检测任务要求确定检测频率和单个断面检测点数。

②采用隧道激光断面仪对隧道断面检测前，应先采用经纬仪或全站仪按一定间距放出测量点和对应方向点并记录该点的桩号、实际高程和与中线偏位值。 ③放点要求：隧道激光断面进行断面检测具有任意点检测的优势，检测时虽然无固定检测位置的要求，但为了便于后期数据处理，一般要求：a.条件允许情况下，检测点应放在隧道中点中线上：b.现场条件受限，不能在中点放点时，可以在非中线点处放点，但是应记录下其实际高程和与重点偏位值，并适当加密测点：c.直线隧道且检测距离较短情况下，可以用相邻测量点来确定检测方向无需事先放设法向点，但是曲线隧道和非中点放点情况下，必须事先放法向点。 隧道断面检测步骤 ①.将隧道激光断面仪置于所需检测断面的测量点上，安装并调整好仪器，使仪器水平且垂直归零后光点在测量点上。 ②.利用该测点的法向点或者利用相邻测点，确实断面主机方向，保证所检测的断面在垂直隧道轴线的断面内，且统一按特定旋转顺序检测。 ③.退出仪器手动调试界面进入主界面，选择“测量断面”。 ④.再选“测量断面中”选择等角自动测量，并输入所测量断面的桩号并设置好所量测断面的起始和终止测量角度及所需测量的点数等参数，最后点“测量”，仪器自动开始检测，检测时候注意观察掌上电脑上所显示检测断面曲线，如发现常测点，及时现场观察，以便确定是否为障碍物遮挡引起。 ⑤.测量结束，在提示栏中显示检测完的信息时即可退出，数据自动保存在掌上电脑中，然后进行下一个断面检测。检测断面数据带回室内进行处理，以减少在隧道内的时间，减少对施工影响。 本仪器需全站仪配合，其测量方式有以下几种： ①手动检测方法。由操作者控制移动检测指示光斑随意进行测量和记录。 ②定点检测法。可设置起止角度及测量点数等参数，仪器将按照所定参数自动测量并记录。 ③自动量测法。仪器依照内部设定的间隔，自动检测并记录数据。 3.1.4检测数据处理 3.1.5检测缺陷处理方法

海底隧道流固耦合模型试验系统的研制及应用_李术才

第32卷第5期岩石力学与工程学报V ol.32 No.5 2013年5月Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering May，2013 海底隧道流固耦合模型试验系统的研制及应用 李术才，宋曙光，李利平，张乾青，王凯，周毅，张骞，王庆瀚 (山东大学岩土与结构工程研究中心，山东济南 250061) 摘要：围岩与水体的流固耦合作用对海底隧道的稳定性具有重要影响，很有必要开展流固耦合模型试验研究。根 据流固耦合模型试验的特点，研制可用于模拟准三维平面应力和平面应变的新型流固耦合模型试验系统。该系统 的整体尺寸为3.4 m×3.0 m×0.8 m(宽×高×厚)，由钢结构架、钢化玻璃试验箱和水压加载装置组成。其中钢结构架 由6榀可独立操作的高强度合金铸钢构件通过高强螺栓连接组合而成；钢化玻璃试验箱结构，既能保证试验要求 的密封性，又便于可视化观察施工过程中海底隧道围岩渗流、变形特征。同时，采用研制的新型流固耦合模型试 验系统和独立研制的新型流固耦合相似材料依托青岛胶州湾海底隧道开展流固耦合模型试验研究，揭示海底隧道 施工过程中洞壁压力和围岩位移场、渗流场等的变化规律。研究方法技术及结果对类似工程研究具有一定的指导 和借鉴意义。 关键词：隧道工程；海底隧道；流固耦合；模型试验；相似材料 中图分类号：U 45 文献标识码：A 文章编号：1000–6915(2013)05–0883–08 DEVELOPMENT ON SUBSEA TUNNEL MODEL TEST SYSTEM FOR SOLID-FLUID COUPLING AND ITS APPLICATION LI Shucai，SONG Shuguang，LI Liping，ZHANG Qianqing，WANG Kai，ZHOU Yi， ZHANG Qian，WANG Qinghan (Research Center of Geotechnical and Structural Engineering，Shandong University，Jinan，Shandong250061，China) Abstract：Solid-fluid interaction between surrounding rock and water body has significant influence on the stability of subsea tunnel. It is necessary to analyze the solid-fluid interaction involved in the construction of subsea tunnels using a model test. According to the feature of solid-fluid coupling model test，a new type of system for solid-fluid coupling model test was presented to simulate the quasi-3D plane stress and plane strain. The model test system was designed as 3.4 m in length，3.0 m in height and 0.8 m in width，and composed of rack body with steel structure，test chamber with toughened glass and loading devices of water pressure. The steel structure rack body consists of 6 steel structure members operated independently and connected by screw bolts with high strength. Toughened glass was used to assure leakproof of the test chamber and easily inspect the seepage and deformation of surrounding rock during subsea tunnel construction process. Furthermore，based on a new type of simulation material，the proposed new type of model test system was applied to the solid-fluid coupling model test for the Kiaochow Bay Subsea Tunnel. The pressure on tunnel wall，the variation of seepage and displacement of surrounding rock mass can be captured using the model test. The research methods and 收稿日期：2012–10–09；修回日期：2012–12–24 基金项目：国家自然科学基金国际合作与交流项目(50820135907)；国家自然科学基金重点项目(51139004)；国家自然科学基金青年科学基金项目(50909056) 作者简介：李术才(1965–)，男，博士，1987年毕业于山东矿业学院土木工程系矿井建设专业，现任教授、博士生导师，主要从事裂隙岩体断裂损伤、地质灾害超前预报与防治等方面的教学与研究工作。E-mail：lishucai@https://www.wendangku.net/doc/739885392.html,。通讯作者：李利平(1981–)，男，现任副教授。E-mail：yuliyangfan@https://www.wendangku.net/doc/739885392.html,

FLAC在隧道开挖建造过程数值仿真模拟_袁轶超

价值工程 0引言 随着科学以及经济的告诉发展，使得城市建设越来越快，越来越多的地方需要开挖隧道，用于民用或者工业。在城市地下隧道，一般都修建在城市中心地带，隧道周围建筑物密集、地下管道网密布，且地面来往人群较多、交通拥堵，所以对隧道设计施工有着严格的要求[1]。 隧道的开挖过程中，周围土质的应力、应变以及其他物理特性对隧道开挖建设有着紧密的联系。这些变化可能 对地面造成不同程度的沉降[2][3]。特别是在软弱地区， 显得尤为重要，为避免施工造成不当后果引发的经济和人为损伤，且现场检测虽具有直观的显示，但成本过高，周期过长，隧道开挖施工模拟十分必要，且现在对于工程的应用 也十分广泛，可以对工程施工过程中做出有效的、 可靠的预测和预报。数值模拟方法在现今岩土工程问题中已成为了有效的工具。 FLAC 是指快速拉格朗日差分分析，目前已成为岩土 力学计算中的重要数值方法之一。 它可以准确模拟材料的屈服、 塑形流动、软化直至大变形，特别是在弹塑性分析、大变形分析以及模拟施工过程等方面有着较大的优点[4]。 1工程概况场地位于浦东，采用盾构法施工。各土层参数主要如 表1所示， 主要为②层的粉质黏土，③层的的淤泥质粉质黏土层和④层淤泥质黏土。 衬砌材料按弹性材料计算，厚度30cm ，密度2500kg/m 3，体积模量16.67×109Pa 。 1.1模型尺寸计算模型取隧道的其中一部分断面，X 正方向为沿隧道轴向，长度取42m ；Y 向分析总长度取为25m ；Z 轴正方向为垂直方向向上，取值15m ，模型上边界 为地表，整个模型大小为：X ×Y ×Z=42m ×25m ×15m ，隧道外 径为6m ， 衬砌厚为0.3m ，如图1隧道计算三维模型和图2隧道模型截面。 1.2计算假定1)不考虑隧道衬砌间接缝对地表沉降 和隆起的影响，而将隧道衬砌考虑成一个均质圆环体[5]； 2)对岩层材料采用理想弹塑性模型和Mohr-Coulomb 屈服准则，大应变变形模式，结构材料均采用线弹性；3)衬砌材料按线弹性材料考虑。 1.3单元类型所有单元均采用实体单元，地层土体采用摩尔—库仑本构模型，衬砌为线弹性本构模型。 1.4边界约束条件模型的左右侧面(X=±21面)设置水平约束，前后面(Y=0面、Y=10面)设置纵向约束，底面（Z=-12）设置竖向约束，上表面为自由面。 2数值模拟结果及分析2.1位移场分析工程实例中的隧道处于地面下13米处，由于上覆土厚度不是很大的原因，隧道周围的承载—————————————————————— —作者简介：袁轶超（1989-），男，上海人，上海大学在读研究生，研 究方向为软土地基处理。 FLAC 在隧道开挖建造过程数值仿真模拟 Numerical Simulation on the Process of Tunnel Construction by FLAC 袁轶超YUAN Yi-chao （上海大学，上海200072） （Shanghai University ，Shanghai 200072，China ） 摘要：本文结合具体的一项工程，运用三维快速拉格朗日差分分析计算软件FLAC-3D 建立一个隧道的计算模型，采用Mohr- Coulomb Elastic-Plastic Model ，对隧道的开挖建造过程进行数值仿真模拟计算研究，从而可以得到隧道建造开挖不同过程的应力、变 形位移等规律， 以此给予一个较好的模拟过程，通过研究结果为隧道设计以及之后的施工给予一定的参考意义和依据，使得工程建设更加安全、经济、合理。 Abstract:Combined with a practical engineering project,the article applies the FLAC-3D software which is about Fast Lagrangian Analysis of Continua to build up a model of a tunnel.The model applies the Mohr-Coulomb Elastic-Plastic Model to have a numerical simulation study about the construction of the tunnel,by means of which we can get some results of stresses and displacements.Based on the results,we can have a good simulation process and give some reference and bases,which made the practical projects more safe,economical and reasonable. 关键词：FLAC ；隧道；数值仿真模拟Key words:FLAC ；tunnel ；numerical simulation 中图分类号：U45文献标识码：A 文章编号：1006-4311（2013）12-0076-02 表1地层的计算参数 层号土层名称重度KN/m 3内聚力Kpa 内摩擦角φ(0) 压缩模量Mpa ② ③④ 粉质黏土淤泥质粉质黏土淤泥质黏土 18.517.516.9 18128 222823 4.553.122.02 ·76·

第一章土的物理性质及工程分类及答案

第一章土的物理性质及工程分类 一、思考题 1、土是由哪几部分组成的？ 2、建筑地基土分哪几类？各类土的工程性质如何？ 3、土的颗粒级配是通过土的颗粒分析试验测定的，常用的方法有哪些？如何判断土的级配情况？ 4、土的试验指标有几个？它们是如何测定的？其他指标如何换算？ 5、粘性土的含水率对土的工程性质影响很大，为什么？如何确定粘性土的状态？ 6、无粘性土的密实度对其工程性质有重要影响，反映无粘性土密实度的指标有哪些？ 二、选择题 1、土的三项基本物理性质指标是（） A、孔隙比、天然含水率和饱和度 B、孔隙比、相对密度和密度 C、天然重度、天然含水率和相对密度 D、相对密度、饱和度和密度 2、砂土和碎石土的主要结构形式是（） A、单粒结构 B、蜂窝结构 C、絮状结构 D、层状结构 3、对粘性土性质影响最大的是土中的( ) A、强结合水 B、弱结合水 C、自由水 D、毛细水 4、无粘性土的相对密实度愈小，土愈（） A、密实 B、松散 C、居中 D、难确定 5、土的不均匀系数C u 越大，表示土的级配（） A、土粒大小不均匀，级配不良 B、土粒大小均匀，级配良好 C、土粒大小不均匀，级配良好 6、若某砂土的天然孔隙比与其能达到的最大孔隙比相等，则该土（） A、处于最疏松状态 B、处于中等密实状态 C、处于最密实状态 D、无法确定其状态 7、无粘性土的分类是按（） A、颗粒级配 B、矿物成分 C、液性指数 D、塑性指数 8、下列哪个物理性质指标可直接通过土工试验测定（） A、孔隙比 e B、孔隙率 n C、饱和度S r D、土粒比重 d s 9、在击实试验中，下面说法正确的是（） A、土的干密度随着含水率的增加而增加 B、土的干密度随着含水率的增加而减少 C、土的干密度在某一含水率下达到最大值，其它含水率对应干密度都较小 10、土粒级配曲线越平缓，说明（）

隧道全断面开挖技术交底V

技术交底书 主控部门公司技术部编号项目工程部 项目名称XX项目 工程名称XXX隧道 设计文件图号XX施工图、XX施隧 施工部位隧道全断面开挖 交底日期XXXX年XX月XX日 一、技术交底范围 本交底适用于XX隧道Ⅱ、Ⅲ级围岩全断面人工开挖施工工序，适用于施工里程XX+XX～XX+XX，共XX m。 二、设计情况 隧道工程概况、地形地貌、工序施工地质水文条件及周边影响因素、结构类型、设计参数、平面位置、断面尺寸、建筑材料等方面进行阐述，必要时附图示或者参数表。 三、施工条件及施工准备 1.作业条件 1）挖掘机、装载机、自卸汽车、风钻等各种设备在操作前应检修保养完好，保证能正常运转，并符合安全要求规定。 2）施工前做好各种水、风、电的接长准备工作。 3）在开挖前提前加工各种机具等。 4）提前做好各种材料计划，并在自检合格后报监理验收。 5）对本段施工中存在的安全隐患进行梳理，并对作业人员进行岗前培训。 2.技术准备 1）施工前，认真熟悉并核对图纸、充分掌握施工技术要求和施工技术标准。 2）开工报告、施工组织设计、施工方案及开挖许可证等施工手续办理齐全。 3）根据设计图施工技术交底编制、审批完成，下发并对相关人员进行必要技术培训，考核合格后持证上岗。 3.主要施工机具 施工机械设备配置见表3-3-1。 表3-3-1 机械设备配置表 序号设备名称规格或型号数量 备注 1 全断面开挖台架自制 1 2 挖机XX 1

1 走开挖台架 2 清邦找顶 3 测量放线 4 打钻单眼 5 装药爆破 6 通风 7 爆破效果检查 合计循环进尺，断面65m3 五、施工工艺 1.施工流程 超前地质预报→测量放线→钻孔→装药起爆→通风排烟→清危排险→进入下道工序。 2.测量放线 开挖前先进行超前地质预报工作，根据超前地质预报结果指导现场施工，开挖台架到位后，进行人工排险，排险完毕后，由测量组按照钻爆设计图用全站仪在掌子面精确的画出隧道中线、开挖轮廓线及钻孔位置点。 3.钻孔 测量完毕后，首先用风钻施作超前钻孔：钻深5米，掌子面布置,设置数量5个，相邻两个循环搭接1m,用以探明前方围岩和释放岩层间积聚不良气体和涌水，严禁在前一轮残眼中继续钻眼，防止发生残留炸药引爆事故。然后按照已经定位的钻眼位置和设计的钻眼角度及深度施作炮眼。掏槽眼采用水平锲形掏槽方式，掏槽眼的深度比其他孔的深度长20cm。 图5-1全断面开挖施工实例图 4.装药 炮眼检查无误后，即可装药。装药前，用高压风吹出炮眼内残渣和泥浆。装药按自上而下顺序

最新精选隧道施工技术模拟考试(答案)

2020年隧道施工技术考核试题【含答案】 一、选择题 1．隧道在流沙地段施工时，施工需采用（C）“密闭支撑”、“边控边封”的方法。 A、先挖后护 B、边护边挖 C、先护后挖 2．以下那种施工方法是属于柱列式地下连续墙（B） A）连续挖槽分段灌注成墙法B）钻孔桩连接成墙法 C）分段挖槽灌注成墙法 3．使用敞口基坑法施工，不属于影响基坑边坡稳定的因素是（B） A）基坑降排水措施不利B）基坑坡顶堆载过小 C）基坑开挖后暴露时间过长 4．以下哪个不属于地下工程基本作业（A） A）监控量测B）支护C)衬砌 5．砼衬砌施工的顺序为A清除防水层表面灰粉并洒水湿润B对模板支架预埋件等进行检查C砼对称分层浇筑D拆模移动衬砌台车。（B） A、ABCD B、BACD C、DABC 6．净空变化速度持续大于(A)mm/d，围岩处于急剧变形状态，应加强初期支护系统。 A、5 B、10 C、15 7．喷射混凝土拌合物的停放时间不得大于(B)min。 A、20 B、30 C、10 8．当工地昼夜平均气温连续3d低于（C）度或最低气温低于-3度时，应采取冬季施工措施。

A、0 B、3 C、5 9．当围岩地质条件差，围岩自稳时间较短时，开挖前应在拱部设计开挖轮廓线（B）进行超前支护。 A、以内 B、以外 C、以下 10．流沙地段隧道施工，隧道结构应采用有（B）的封闭式衬砌。 A、锚喷砼 B、抑拱 C、先墙后拱 11．地质素描，随开挖进行，一般地段（B）米进行一次。 A）5B）15C）25 12．污浊空气经由隧道上部抽出洞外，新鲜空气由下部压入隧道，再经风管到下道坑工作面，是隧道机械通风中的（C）。 A、抽出或风管通风 B、压力或风管通风 C、混合式风管通风 13．采用环形开挖预留核心土法施工环形开挖每循环开挖长度不得大于（C）米。 A、0.3 B、0.8 C、1.0 14．隧道开挖采用台阶法开挖时，下台阶应在喷射混凝土达到设计强度（A）以上时开挖。 A、70% B、80% C、90% 15．在隧道开挖断面成形后，应及时进行断面测量，断面测量数据用于修正（C）参数，控制隧道超欠挖。 A、衬砌 B、初期支护 C、开挖

隧道施工质量控制要点

隧道施工质量控制要点 一、几个基本概念 岩体分级：以土木工程为对象，将岩体集合体（岩体）分成不同的若干级别。 围岩压力：隧道开挖后，因围岩变形或松散等原因，作用于洞室周边岩体或支护结构上的压力。 新奥法：新奥法是应用岩体力学的理论，以维护和利用围岩的自承能力为基点，采用锚杆和喷射混凝土为主要支护手段，及时地进行支护，控制围岩的变形和松弛，使围岩成为支护体系的组成部分并通过对围岩和支护的量测、监控来指导隧道和地下工程设计施工的方法和原则。 二、隧道施工现场围岩级别判定 1、围岩级别判定的重要性 影响结构安全影响生产安全成本易升高影响工程进度规范规定在详测阶段和施工设计阶段，特别是施工期间必须进行定性与定量相结合的分级，并应根据勘测测试资料和开挖揭露的岩体，观察量测资料，对初步分级进行检验和修正，确定围岩详细分级。 围岩级别划分依据：巨整体状结构巨厚层状结构厚层状结构镶嵌结构中厚层结构碎裂结构中薄层状结构压密结构松散结构松软结构等。 围岩级别划分是定性与定量分析相结合，提出围岩基本质量指标BQ或修正的围岩基本质量指标[BQ] B Q＝90+3Rc+250Kv [BQ]＝BQ-100(K1+K2+K3) K1－地下水影响修正系数 K2－主要软弱结构面产状影响修正系数 K3－初始应力状态影响修正系数 2、围岩级别判定的几点注意事项： l、学会围岩级别的判定方法，及时发现施工现场级别是否与设计的一致，不能盲目按设计施工，如有变化应按规定程序处理； 2、认真观察描述掌子面状态，满足监控量测和内业资料的需要，为详细地确定围岩分级提供依据； 3、发现围岩级别有变化，需立即拍照，标明位置并及时反映情况或作应急处理； 4、软、硬岩需有强度数据； 5、围岩级别与类别对照表是一种大致的对应关系，应用中可能会存在一些问题，特别是对于Ⅲ～V级划分并不完全对应，应开展专项研究； 6、应按隧道开挖的实际自稳能力作为检验围岩定级正确与否的标志。 三、隧道爆破施工控制要点 1、光面爆破和预裂爆破的概念 1)光面爆破 光面爆破是在设计开挖线上布置一排加密的光面孔，形成减弱的不偶合线装药，先爆破主体部位的岩石，再同时起爆光面孔，将主爆孔与光面孔间留下的保护层(也称光爆层)炸除，形成一个贯通各光面孔的平整的开挖面并保护边界外的岩体不受破坏。 起爆顺序：掏槽眼→辅助眼→周边眼→底板眼

隧道质量控制

隧道质量控制 一、概述 作为高等级公路的山岭隧道来说，它是大型的永久性的地下建筑物。国家对此地下工程的投资大，对其工程的永久性质量要求很高。为此在隧道的修建过程中，从开挖到修建完成的每道工序、每个环节的分部工程、分项工程的施工质量，国家从技术政策上做出了多种强制规定，并制订了质量标准, 这就是国家级的各种设计、施工规范与验收标准。 从总体上说：隧道工程的质量主要包括有： 1、隧道开挖工程质量； 2、隧道支护工程质量包括各种建筑材料的质量； 3、隧道排水工程质量包括防排水材料的质量； 4、隧道路面工程质量； 5、隧道洞口工程质量包括明洞工程质量，就是这五大块质量和总体。 二、隧道工程中各分项工程的控制 按《公路工程质量检验评定标准》的规定：每座隧道应是具有独立施工条件的单位工程。每个单位工程中又按照施工长度、结构部位、施工特点等划分出了9项分部工程，每项分部工程下又按不同的施工方法、材料、工序等划分出了若干个分项工程。总之由于隧道属地下隐蔽工程，其建设条件又不可预见，可变因素多的特点，影响总体工程质量的因素环节较多，为此，应严格按各种规范要求及验收标准的规定，层层把关，控制、验收，才能达到本高速路工程质量全优的质量目标。下面就将隧道工程中开挖、支护的重要性讲一下。 （一）隧道开挖 当隧道围岩类别及其相应的结构形式确定后，如何选用相适应的开挖方法和支护条件是关键的第 一步。设计文件根据通过结构计算和以往工程中所采用的支护所得成功经验，给定了不同围岩的开挖方法和支护参数。根据设计文件建议的开挖方法，执行具体施工的承包商应认真的研究与试验，应选择安全转换工序，快速的掘进方法：一般在H类围岩及以下的软弱围岩，一般采取多导坑的分部开挖法，如侧壁导坑法。开挖工艺应遵循短进尺，早封闭，强支护的要求。对于H - W类围岩及以下的软弱围岩，一般采用两步台阶法即长台阶法：上部断面先行，待全部完成或大部完成上部断面后再开挖下部断面。在开挖工艺上应遵循控制进尺，光面爆破，支护紧跟的要求；对W - W类围岩，一般采用全断面开挖法，其开挖断面应一步到位，在开挖工艺上，应通过多次试验选择合理的进尺爆破参数，采用光面爆破法。对局部因围岩岩层不利或层理、节理发育地段，及时采取锚网喷支护。 对于皿类-W类围岩地段的光面爆破开挖法，应通过多次试验，才能选择岀一套。从钻孔的布置方向、数量、深度、装药量，引爆顺序等多种因素控制的爆破参数。对于地下工程来说不论因内外的经验都证实这是在钻爆法开挖中对洞室围岩扰动最小，工程投资最省的方法。一般比较成熟的施工部 门也都愿意接受这种方法。从目前本高速路各隧道的掘进中均采用了此种方法，但是其效果有差异，有的隧道围岩条件能达到W -V类，围岩的结构性质也差不多，但开挖的内轮廓及超欠挖的情况大不一样。有的内挖边旁钻孔的方向控制不好（边旁钻孔是最难打的炮眼），在每循环进尺处留岀了很明显的错台，有的内挖钻孔布置不当，或装药量不当，也造成了超欠挖的现象，超挖多了，其回填数量多，相应资金投入多。怎样控制超挖，这对承包商的切身利益有关。这是承包单位不愿意看到的事。欠挖多了，必须放炮处理，这样隧道围岩的稳定性是极不利的。这就像一个人做手术一样，在同一部位开两次刀和开一次刀对人体的损伤大不

土力学答案(1)

第二章 2-2、有一饱和的原状土样切满于容积为21.7cm 3的环刀，称得总质量为72.49g ，经105℃烘干至恒重为61.28g ，已知环刀质量为32.54g ，土粒比重为2.74，试求该土样的湿密度、含水量、干密度及孔隙比（要求汇出土的三相比例示意图，按三相比例指标的定义求解）。 解：3 /84.17 .2154 .3249.72ρcm g V m === %3954.3228.6128 .6149.72ω===S W m m 3/32.17 .2154 .3228.61cm g V m S d =-== ρ 069.149 .1021.11=== S V V V e 2-3、某原状土样的密度为1.85g/cm 3，含水量为34%，土粒相对密度为2.71，试求该土样的饱和密度、有效密度和有效重度（先推导公式然后求解）。 解：（1）V V m W V s sat ρρ?+= W S m m m +=Θ S W m m = ω 设1=S m ρω +=∴1V W S S S V m d ρ= Θ W S W S S S d d m V ρρ?=?= ∴1 () () ()() ()() 3 W S S W S S W W sat cm /87g .1171.20.3411 71.285.1ρd ω11d ρω 1ρω1d 1 1ρω1d ρ ρω1ρρ ω1ρρ1ρω11ρ∴=+×+×=++=+++=+++=+++=W S d 有 （2）()3 '/87.0187.1cm g V V V V V V V m V V m W sat W V S sat W V W V W S S W S S =-=-=+-=-+-=-= ρρρρρρρρρ （3）3''/7.81087.0cm kN g =?=?=ργ 或 3 ' 3/7.8107.18/7.181087.1cm kN cm kN g W sat sat sat =-=-==?=?=γγγργ