蒲黍絛，葉 斌，王海誠(chéng)，郭維祥，陳再謙

(1. 中國(guó)電建集團(tuán)貴陽(yáng)勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司, 貴州 貴陽(yáng) 550081； 2. 同濟(jì)大學(xué) 地下建筑與工程系, 上海 200092)

0 引 言

近年來(lái)，由于城市規(guī)模的不斷擴(kuò)大，人口日益增多，城市土地供應(yīng)、交通、環(huán)境等問(wèn)題困擾著城市的發(fā)展。在這一背景下，地鐵作為一種新型交通工具，由于其占用土地和空間少、運(yùn)輸量大、速度快、環(huán)境污染小，在中國(guó)許多城市得到了蓬勃發(fā)展。截至2014年底，中國(guó)已有22個(gè)城市建成地鐵22條，運(yùn)營(yíng)里程達(dá)2 900 km，預(yù)計(jì)2020年，運(yùn)營(yíng)里程將達(dá)6 000 km。此外，還有一大批城市的地鐵建設(shè)項(xiàng)目獲得批準(zhǔn)，將會(huì)掀起一輪新的地鐵建設(shè)熱潮。但是由此引發(fā)的工程環(huán)境問(wèn)題不容忽視，其中以地鐵運(yùn)行誘發(fā)的振動(dòng)對(duì)環(huán)境的影響尤為顯著。

地鐵運(yùn)行產(chǎn)生的交通荷載是一種不同于靜荷載的特殊循環(huán)荷載，屬于長(zhǎng)期循環(huán)荷載范疇?？紤]到地鐵循環(huán)荷載的這種特殊性，引起土體在運(yùn)營(yíng)期的沉降主要是考慮在這種循環(huán)荷載作用下的累積效應(yīng)。從20世紀(jì)50年代以來(lái)，眾多國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)循環(huán)荷載作用下土體的動(dòng)力特性進(jìn)行了研究，并取得了較多有價(jià)值的研究成果。

室內(nèi)試驗(yàn)方面，H. B. SEED等[1-2]進(jìn)行了一系列循環(huán)荷載作用下土體的動(dòng)力響應(yīng)研究。通過(guò)三軸壓縮試驗(yàn)研究了壓實(shí)黏土在不同頻率的循環(huán)荷載作用下的強(qiáng)度及變形特性。L. K. LEE[3]首次比較系統(tǒng)地進(jìn)行了循環(huán)荷載作用下土體的殘余變形等問(wèn)題的研究，并建立了循環(huán)加載次數(shù)與殘余應(yīng)變之間的經(jīng)驗(yàn)公式。W. N. HOUSTON等[4]通過(guò)對(duì)黏土施加雙向和單向循環(huán)應(yīng)力進(jìn)行三軸試驗(yàn)研究，建立了循環(huán)強(qiáng)度同循環(huán)應(yīng)力比之間的關(guān)系，同時(shí)指出應(yīng)力轉(zhuǎn)向?qū)ρh(huán)破壞的影響。K. YASUHARA等[5-6]通過(guò)大量的試驗(yàn)，提出了預(yù)測(cè)高塑性重塑黏土在不同的側(cè)限壓力、加荷頻率和循環(huán)應(yīng)力水平下的退化特性，推導(dǎo)了基于表現(xiàn)超固結(jié)比的預(yù)測(cè)強(qiáng)度變化的計(jì)算公式。T. MATSUI等[7]、D. W. AIREY等[8]對(duì)重塑正常固結(jié)、超固結(jié)黏土進(jìn)行了循環(huán)應(yīng)力控制三軸試驗(yàn)，研究結(jié)果表明等效超固結(jié)比同循環(huán)軸向應(yīng)變及循環(huán)次數(shù)有關(guān)，并據(jù)此建立了不排水條件下強(qiáng)度退化和剛度退化特性的公式。周健等[9]在試驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上，提出了動(dòng)力荷載作用下軟黏土殘余變形計(jì)算模式。并將計(jì)算結(jié)果與不排水和排水情況下的孔隙水壓力進(jìn)行比較，兩者吻合良好。雖然目前在循環(huán)荷載作用下土體動(dòng)力響應(yīng)三軸試驗(yàn)研究成果很多，但試驗(yàn)中往往施加較大的動(dòng)應(yīng)力，并不能代表實(shí)際中地鐵循環(huán)荷載作用下土體的動(dòng)應(yīng)力值，因此室內(nèi)試驗(yàn)成果并不能完全反映地鐵循環(huán)荷載作用下土體的動(dòng)力響應(yīng)特性。

數(shù)值計(jì)算方面，J. T. KENNEY等[10]采用擬靜力方法計(jì)算了Winkler梁模型的動(dòng)力響應(yīng)，但沒(méi)有考慮時(shí)間作用上的連續(xù)性影響，因此所得到的結(jié)果只在荷載移動(dòng)速度等于波的傳播速度時(shí)才有效。J. C. CHAI等[11]對(duì)日本Saga機(jī)場(chǎng)道路在交通荷載作用下進(jìn)行了附加沉降計(jì)算，但是沒(méi)有考慮由于循環(huán)加載作用下累積孔隙水壓力消散產(chǎn)生的固結(jié)沉降計(jì)算。邊學(xué)成等[12]建立了列車運(yùn)行荷載作用下軌道和地基動(dòng)力相互作用的三維分析模型，求解不同運(yùn)行速度列車荷載作用下路堤下臥層地基中動(dòng)偏應(yīng)力的分布。數(shù)值計(jì)算中存在輸入荷載不容易確定的問(wèn)題，且現(xiàn)有的一些本構(gòu)不能考慮循環(huán)荷載作用下土體的累積效應(yīng)和超孔隙水壓力，只能模擬一種土的力學(xué)特性，不能實(shí)現(xiàn)本構(gòu)模型的統(tǒng)一。

針對(duì)上述存在的問(wèn)題，筆者以上海地鐵9號(hào)線為工程背景，在現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的基礎(chǔ)上，采用計(jì)算程序DBLEAVES[13-16]研究地鐵循環(huán)荷載作用下隧道周邊軟黏土的動(dòng)力響應(yīng)特性；計(jì)算程序DBLEAVES基于完全耦合兩相體理論，u-p形式的靜動(dòng)力有限元算法，發(fā)展了新的超固結(jié)比函數(shù)，能夠考慮大量循環(huán)荷載作用下土體的累積變形效應(yīng)和超孔隙水壓力，并能夠統(tǒng)一地描述在循環(huán)荷載作用下飽和砂性土和黏性土的排水和非排水力學(xué)特性及循環(huán)流動(dòng)性，實(shí)現(xiàn)了本構(gòu)模型的統(tǒng)一。通過(guò)研究得到了一些有益的結(jié)論，以期為地鐵工程設(shè)計(jì)、施工及地鐵沉降的預(yù)測(cè)評(píng)價(jià)和防治提供一定的借鑒參考。

1 工程背景

上海地區(qū)地鐵隧道主要埋設(shè)于第③層淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土和第④層淤泥質(zhì)黏土中，這兩層土特別軟，對(duì)動(dòng)荷載非常敏感。工程點(diǎn)位于上海地鐵9號(hào)線醉白池-松江南站的區(qū)間隧道。本段區(qū)間隧道縱坡為“V”型坡，最大坡度2%。隧道頂部埋深為9.63～17.57 m，最小平面曲線半徑350 m。

上海地鐵9號(hào)線位于瀉湖沼澤相與濱海平原相交匯地帶，場(chǎng)地地勢(shì)較平坦，地面標(biāo)高(吳淞高程)約3.12～5.58 m。沿線地基土在55 m深度范圍內(nèi)均為第四紀(jì)松散沉積物，主要由填土、飽和黏性土、粉性土及砂土組成，一般具有成層分布的特點(diǎn)。地下水主要有淺部黏性土層中的潛水，水位埋深0.74～3.00 m。潛水測(cè)試區(qū)間隧道位于第④層淤泥質(zhì)黏土和第⑤層黏土之間，地下水位2.8 m。

2 地鐵振動(dòng)有限元模型建立

2.1 有限元模型

筆者針對(duì)列車單向運(yùn)行時(shí)隧道周邊軟黏土的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行研究。由于地基為半無(wú)限空間，有限元計(jì)算時(shí)通常截取一定范圍的地基土體。呂愛鐘等[17]的計(jì)算結(jié)果表明，當(dāng)計(jì)算模型的水平范圍取為8D～10D(D為隧道直徑)以上時(shí)可獲得較好的計(jì)算精度。根據(jù)上海地鐵9號(hào)線測(cè)試區(qū)間隧道段的土層分布情況，同時(shí)考慮到模型的對(duì)稱性，筆者分析中半截面的尺寸取為80 m×60 m(水平距離×高度)，幾何模型如圖1，其中隧道直徑為6.2 m，隧道埋深為13.2 m。

圖1 幾何模型(單位：m)Fig. 1 Geometric model

2.2 有限元模型網(wǎng)格劃分

根據(jù)幾何模型進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分，如圖2，單元總數(shù)為2 519個(gè)(均為四邊形單元)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為2 639個(gè)。劃分網(wǎng)格過(guò)程中采取了一定的稀疏度控制，離隧道軸線越遠(yuǎn)網(wǎng)格較為稀疏，反之，則較為緊密。計(jì)算的邊界條件：

位移邊界：模型的頂面設(shè)置成自由邊界面；底面完全固定，不允許發(fā)生任何位移；模型左、右邊界固定X方向位移，Y方向位移自由。

排水邊界：第2層土底面、整個(gè)模型底面及右邊界面都設(shè)置成排水邊界。襯砌與土體接觸處設(shè)置成為非排水面。另外，襯砌和道床單元設(shè)置成為干燥單元，不參與水土耦合計(jì)算。同時(shí)，考慮地下水位位于地下2.8 m。

圖2 有限元網(wǎng)格Fig. 2 Finite element mesh

2.3 材料參數(shù)的選取

材料參數(shù)的選取將直接影響數(shù)值計(jì)算結(jié)果的可靠性，因此合理選取參數(shù)對(duì)于數(shù)值模擬至關(guān)重要。根據(jù)室內(nèi)試驗(yàn)提供的數(shù)據(jù)，再結(jié)合以往對(duì)上海軟黏土的模擬經(jīng)驗(yàn)，綜合確定了本次數(shù)值計(jì)算的參數(shù)，如表1。其中填土、粉質(zhì)黏土、道床及襯砌采用彈性模型模擬，其他土層采用計(jì)算程序DBLEAVES中的本構(gòu)模型加以模擬。

表1 各土層的動(dòng)力計(jì)算參數(shù)Table 1 Dynamic calculation parameters of various soil layers

2.4 數(shù)值模擬工況

整個(gè)模擬過(guò)程分為動(dòng)力計(jì)算工況和靜力固結(jié)計(jì)算工況，分為如下兩個(gè)步驟來(lái)模擬：

1)自重應(yīng)力計(jì)算，得到初始應(yīng)力場(chǎng)；

2)在初始應(yīng)力場(chǎng)的基礎(chǔ)上做動(dòng)力計(jì)算和靜力固結(jié)計(jì)算。列車的振動(dòng)荷載并不是一直持續(xù)的，當(dāng)列車經(jīng)過(guò)某個(gè)斷面時(shí)，會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)荷載；當(dāng)列車通過(guò)以后，則會(huì)進(jìn)入間歇期，直至下一趟列車到來(lái)。列車的這種運(yùn)行模式可以用“動(dòng)+靜”來(lái)概括，其中“動(dòng)”對(duì)應(yīng)于列車經(jīng)過(guò)時(shí)對(duì)土體持續(xù)施加振動(dòng)的情況，而“靜”則對(duì)應(yīng)于列車駛過(guò)后土體在自重作用下固結(jié)的情況。列車駛過(guò)的8 s(振動(dòng)期)左右，在道床上施加振動(dòng)荷載，列車駛過(guò)后的4 min(間歇期)左右，停止施加振動(dòng)荷載，土體在自重下固結(jié)。隨后下一班列車到來(lái)進(jìn)入另一個(gè)振動(dòng)期，如此“振動(dòng)期+間歇期”為一個(gè)循環(huán)，一天的循環(huán)量按150次計(jì)，本次計(jì)算時(shí)間共計(jì)200天(考慮工作站工作狀態(tài)的最大加載循環(huán)次數(shù))。實(shí)現(xiàn)加載的過(guò)程是：首先設(shè)置好計(jì)算參數(shù)、振動(dòng)荷載及加載的總循環(huán)次數(shù)，然后運(yùn)行程序，做完第1次循環(huán)加載后，自動(dòng)進(jìn)入第2次循環(huán)加載計(jì)算，以此往復(fù)循環(huán)，直到做完第30 000次循環(huán)加載的計(jì)算，整個(gè)計(jì)算過(guò)程終止。

2.5 列車荷載的模擬

關(guān)于動(dòng)力問(wèn)題的研究，最為關(guān)鍵部分就是列車荷載如何確定。目前關(guān)于列車荷載的確定有如下4種方法。第1種方法是基于簡(jiǎn)化的擬靜力模型，將列車荷載簡(jiǎn)化為移動(dòng)的周期力和慣性力[18]，但其因過(guò)于簡(jiǎn)化而達(dá)不到計(jì)算精度；第2種方法是軌道不平順?lè)╗19]，該方法是基于造成列車隨機(jī)激勵(lì)振動(dòng)荷載主要原因是軌道不平順，忽略車體的影響，僅僅考慮列車簧下質(zhì)量在3個(gè)典型軌道不平順下的動(dòng)力反應(yīng)，但是列車振動(dòng)荷載涉及車輛系統(tǒng)、軌道系統(tǒng)及隧道結(jié)構(gòu)等因素，是一個(gè)復(fù)雜的系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)問(wèn)題；第3種方法是多自由度的仿真分析[20-23]，但因計(jì)算量較大且耗時(shí)較多不適用于工程實(shí)踐；第4種方法是現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，是最能直觀反映列車荷載的方法，雖然每一次測(cè)試都是一個(gè)隨機(jī)過(guò)程，但現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試能全面地反映影響地鐵振動(dòng)特性的各方面的因素，因此筆者將采用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)列車荷載進(jìn)行研究。另外，閆維明等[22]研究表明地鐵振動(dòng)對(duì)周圍環(huán)境的影響以豎向振動(dòng)為主，水平振動(dòng)和豎向振動(dòng)的量級(jí)相差較大，因此筆者主要考慮豎向振動(dòng)的影響。

根據(jù)上海地鐵9號(hào)線醉白池振動(dòng)測(cè)試分析報(bào)告[23]，圖3給出了列車運(yùn)行速度為60 km/h時(shí)實(shí)測(cè)地鐵輪軌垂向力。

圖3 實(shí)測(cè)地鐵輪軌垂向力Fig. 3 The measured wheel-rail force

但筆者的數(shù)值計(jì)算實(shí)際所需要的是道床上的力，借鑒列車-軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型，將模型中的車輛模型用圖3所示的實(shí)測(cè)地鐵輪軌垂向力代替，簡(jiǎn)化模型如圖4。

圖4 列車-軌道耦合動(dòng)力學(xué)簡(jiǎn)化模型Fig. 4 Simplified model of train-track coupling dynamics

道床采用枕式整體道床，枕木采用2.1 m長(zhǎng)梯形斷面的長(zhǎng)枕木，間距0.6 m。軌道采用60 kg的無(wú)縫鋼軌，截面特性見表2。

表2 鋼軌的截面特性Table 2 Section properties of steel rail

根據(jù)列車-軌道耦合動(dòng)力學(xué)簡(jiǎn)化模型建立有限元模型，并進(jìn)行有限元?jiǎng)恿馕?，得到作用在道床上的力，有限元模型如圖5。

圖5 有限元模型Fig. 5 Finite element model

在有限元模型中，軌枕等效為一質(zhì)量單元，軌枕與鋼軌和道床之間的扣件連接等效為彈簧連接，用剛度系數(shù)和阻尼系數(shù)來(lái)表征，其數(shù)值參考文獻(xiàn)[24]中的軌道動(dòng)力學(xué)模型參數(shù)，鋼軌墊片的剛度系數(shù)k1=8×107N/m，鋼軌墊片的阻尼系數(shù)c1=5×104N·s/m，軌枕墊片的剛度系數(shù)k2=1×108N/m，軌枕墊片的阻尼系數(shù)c2=5×104N·s/m。鋼軌采用梁?jiǎn)卧?，等?.6 m布置節(jié)點(diǎn)，在節(jié)點(diǎn)A上施加圖3所示實(shí)測(cè)地鐵輪軌垂向力，通過(guò)動(dòng)力解析得到作用在道床上B點(diǎn)的動(dòng)力荷載，如圖6。

圖6 道床上列車振動(dòng)荷載Fig. 6 Vibration load on the track bed

3 計(jì)算結(jié)果及分析

自重計(jì)算主要是考慮土體在自重作用下的固結(jié)，以此模擬工程中實(shí)際土體的應(yīng)力狀態(tài)。圖7為土體豎向有效應(yīng)力變化云圖。從圖7可以看出頂面應(yīng)力幾乎為0，底端應(yīng)力最大值約為520 kPa。土體豎向有效應(yīng)力從上到下逐漸增大。土體豎向有效應(yīng)力云圖顏色逐漸變化，反映了自重應(yīng)力場(chǎng)隨深度的變化。

圖7 土體豎向有效應(yīng)力變化云圖(單位：kPa)Fig. 7 Vertical effective stress nephogram of soil

3.1 豎向位移響應(yīng)分析

3.1.1 云圖分析

圖8為200 d時(shí)的豎向位移分布云圖。由圖8可見，豎向位移發(fā)展的總體規(guī)律是：在地鐵列車循環(huán)荷載作用下，隧道周邊土體的豎向位移以弧形擴(kuò)散的方式從隧道向周邊土層擴(kuò)散，其沉降值越來(lái)越小，直至影響范圍邊界。在本次計(jì)算時(shí)間內(nèi)，最大豎向位移值約為10.3 mm，發(fā)生在隧道正下方土體；云圖上虛線外側(cè)區(qū)域其沉降值接近于0，說(shuō)明該區(qū)域土體在地鐵列車循環(huán)荷載作用下受到的影響很小，是影響范圍的邊界。

圖8 200 d時(shí)的豎向位移分布云圖(單位：mm)Fig. 8 Nephogram of vertical displacement distribution of 200 days

圖9為計(jì)算時(shí)間T=200 d時(shí)刻地表沉降發(fā)展曲線，呈沉降槽形式分布。

圖9 地表沉降發(fā)展曲線(T=200 d)Fig. 9 Surface subsidence development curve(T=200 d)

由圖9可見，距離隧道位置越近，其沉降值越大，反之沉降則越小，最大沉降在隧道正上方位置，約為7.4 mm。隨著水平距離的增加，一開始沉降減小趨勢(shì)比較??；在距隧道水平距離約10 m處(A點(diǎn))沉降槽曲線有一個(gè)拐點(diǎn)，拐點(diǎn)后的沉降減小趨勢(shì)加快，一直到水平距離距隧道40 m左右(B點(diǎn))，沉降幾乎呈線性減??；在水平距離約距隧道40 m以后，沉降減小趨勢(shì)變緩，一直到模型的右邊界。

3.1.2 最終沉降量預(yù)測(cè)

圖10是模型上沉降值最大點(diǎn)在200 d內(nèi)的豎向位移隨時(shí)間發(fā)展曲線。由圖10可見，在地鐵循環(huán)荷載作用下，隨著計(jì)算步數(shù)的增加，土體的沉降逐漸增大，在本次計(jì)算時(shí)間200 d內(nèi)，隧道周圍土體的最大沉降量達(dá)到了10.3 mm；可以預(yù)見，隨著計(jì)算步數(shù)的進(jìn)一步增加，土體的沉降將進(jìn)一步增大并逐漸趨于收斂。為了預(yù)測(cè)土體的最終沉降量，對(duì)圖10所示曲線進(jìn)行擬合，擬合曲線如圖11。

圖10 最大沉降點(diǎn)的豎向位移隨時(shí)間發(fā)展曲線Fig. 10 Vertical displacement curve of maximum settlement pointchanging with time

圖11 土體最終沉降量擬合曲線Fig. 11 The fitting curve of final settlement of soil

擬合曲線的數(shù)學(xué)表達(dá)式為

S=-19.77+19.76e-t/275，R2=0.99

(1)

通過(guò)擬合得出在地鐵循環(huán)荷載作用下，隧道周圍土體最終沉降量為19.77 mm，本次計(jì)算時(shí)間內(nèi)沉降約為最終沉降量的52.3%；當(dāng)計(jì)算時(shí)間發(fā)展至3 a左右時(shí)，土體沉降趨于收斂，通過(guò)式(1)可以知道其沉降值約為19.40 mm，占最終沉降量的98%。

3.2 加速度響應(yīng)分析

列車運(yùn)行時(shí)，車輛靜載及附加產(chǎn)生的動(dòng)荷載通過(guò)鋼軌傳遞到軌枕、道床和襯砌，最后傳遞到土體。在通過(guò)列車-軌道-隧道結(jié)構(gòu)系統(tǒng)后，列車運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的能量已大部分衰減，但仍有一部分能量在隧道周圍一定范圍土體內(nèi)傳播，使土體產(chǎn)生沉降。前文已提及地鐵振動(dòng)對(duì)周圍環(huán)境的影響以豎向振動(dòng)為主，因此以下分析主要考慮豎向加速度。

通過(guò)選取土體內(nèi)一些參考點(diǎn)分析其加速度時(shí)程曲線，參考點(diǎn)在模型上的位置如圖12。圖13為參考點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線。

圖12 參考點(diǎn)位置分布Fig. 12 Location of reference points

圖13 參考點(diǎn)加速度時(shí)程曲線Fig. 13 Acceleration time-history curve of reference points

由圖13可見，344號(hào)節(jié)點(diǎn)加速度峰值最大，約為0.136 m/s2；其次為399號(hào)節(jié)點(diǎn)和543號(hào)節(jié)點(diǎn)，加速度峰值分別約為0.133和0.102 m/s2。從各節(jié)點(diǎn)加速度峰值大小來(lái)看，在地鐵循環(huán)荷載作用下，隧道右下方土體產(chǎn)生的加速度比右上方土體加速度大。

為了更加全面地看出加速度在土體內(nèi)的分布，給出隧道周邊土體的最大加速度等值線，如圖14。

由圖14可見，加速度空間分布形式同沉降規(guī)律一致，呈弧形擴(kuò)散的方式向外傳播。隧道右下方土體內(nèi)的加速度及其衰減速度均略大于右上方土體，最大加速度分布在隧道下方，約為0.32 m/s2。

3.3 超孔隙水壓力響應(yīng)分析

圖15為200 d時(shí)的超孔隙水壓力分布云圖。由圖15可見，在地鐵列車循環(huán)荷載作用下，超孔隙水壓力在隧道下方黏土層內(nèi)積聚，隨著時(shí)間的增加，慢慢向粉砂層和淤泥質(zhì)黏土層逐步擴(kuò)散，最后到達(dá)模型的邊界(排水邊界)。最大超孔隙水壓力發(fā)生在隧道下方黏土層內(nèi)，約為10.75 kPa。其空間分布形式同豎向位移發(fā)展規(guī)律類似，以弧形擴(kuò)散的方式從隧道向周圍土層擴(kuò)散，逐漸到達(dá)模型的邊界。另外，產(chǎn)生的超孔隙水壓與土體的豎向有效應(yīng)力相比非常小，說(shuō)明隧道下方土體在地鐵列車循環(huán)荷載作用下不會(huì)產(chǎn)生液化現(xiàn)象。

圖16為163號(hào)單元的超孔隙水壓力發(fā)展曲線。由圖16可見，在荷載加載初期，超孔隙水壓力發(fā)展很快，幾乎呈直線上升，隨著計(jì)算步數(shù)的增加，超孔隙水壓力開始趨于穩(wěn)定；隨著計(jì)算步數(shù)的進(jìn)一步增加，超孔隙水壓力開始有所消散。在本次計(jì)算時(shí)間內(nèi)，單元163的超孔隙水壓力峰值約為11.58 kPa。

圖16 163號(hào)單元超孔隙水壓力時(shí)程曲線Fig. 16 Time-history curve of excess pore water pressure of element 163

4 結(jié) 論

筆者通過(guò)對(duì)地鐵循環(huán)荷載作用下隧道周邊軟黏土的動(dòng)力響應(yīng)特性的研究，得到以下結(jié)論：

1)在地鐵循環(huán)荷載作用下，隧道周邊軟黏土的沉降規(guī)律為繞隧道向外弧形擴(kuò)散，沉降值越來(lái)越小，直至影響范圍邊界，地表沉降呈沉降槽形式發(fā)展；最大沉降發(fā)生在隧道正下方，通過(guò)擬合得出土體的最終沉降量為19.8 mm。

2)加速度響應(yīng)的空間分布形式同沉降規(guī)律，隧道右下方土體內(nèi)的加速度及其衰減速度均略大于右上方土體。

3)在循環(huán)荷載加載初期，土體內(nèi)的超孔隙水壓力上升很快，幾乎呈線性發(fā)展；隨著循環(huán)次數(shù)的增加，逐漸趨于穩(wěn)定并向邊界消散；超孔隙水壓力比土體的有效應(yīng)力小得多，隧道下方土體在循環(huán)荷載作用下不會(huì)發(fā)生液化現(xiàn)象。