Liquefaction of deep overburden layers in zones with high earthquake intensity
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摘要: 砂土的振动液化受很多因素的影响,埋深（应力状态）就是一个非常重要的影响因素。为了研究深埋砂层地基的动力反应和液化规律,进行了离心机振动台试验。针对离心机振动台无法模拟深厚土层的问题,设计了模拟上覆土层荷载的加载气囊,通过控制气囊压力,可以模拟不同埋深砂层地基的地震反应情况,从而满足了深埋地基应力相似条件。试验共设置了4种工况,分别对应两种埋深和两种振动频率。研究揭示了不同埋深条件下砂土地基中的加速度反应规律和超静孔隙水压力反应规律,探讨了振动频率对深埋砂土地基振动特性的影响,为深埋砂土地基地震液化判别提供了较好的研究手段。Abstract: The vibrating liquefaction of sandy soils is subjected to various factors, among which, the embedment depth (stress state) is a very important factor. The centrifugal shaking table tests are carried out to investigate the dynamic response and liquefaction rules of deep sand layers. For the problem that the deep soil layers cannot be simulated by the centrifugal shaking table, a loading air bag to simulate loads of overburden layers is designed. By controlling the pressure in the air bag, the seismic response situations of sandy layers with different embedment depths can be simulated. Accordingly, the stress similarity conditions of deep foundations are satisfied. Four kinds of test conditions are arranged, which respectively correspond two kinds of embedment depths and two kinds of vibrating frequencies. The response rules of acceleration and excess pore water pressure in the sand foundation with various embedment depths are released, and the influences of the vibrating frequency on the vibrating characteristics of deep sand foundations are discussed. It may provide a satisfactory way for judging the seismic liquefaction of deep sand foundations.
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0. 引言
随着城市化进程的发展,地铁网逐渐加密[1]。在城市中心修建盾构隧道过程中,经常遇到无法避让桩基的情况[2-4],穿越既有结构物桩基的情况越来越多。传统的方法是将上部构筑物拆除,进行原地拔桩。这种方式虽然相对安全成熟,但是存在着对周围环境影响大、成本高、工期长、严重影响城市交通等不足。常规盾构机基本不具备切削桩基的能力,若能对盾构机改进加强直接破除并穿越桩基,将可为盾构隧道线路规划提供更多的可选性与灵活性,也可避免给繁忙的城市交通带来不利影响。
盾构直接切削处理障碍桩的优势明显、经济社会效益显著,但磨桩技术无论是理论研究还是技术实践都远未成熟[5]。Wang等[6]提出盾构穿越桥梁的磨桩技术中,涉及到筏板基础的扩展加固和复合地基的改善,但是并没有对磨桩刀盘布置展开具体研究；滕丽[7]采用400 mm盾构模拟平台,研究指出刀盘上应适量增配先行刀和贝壳刀,推进速度应小于10 mm/min,改造后的刀盘可切削C20素混凝土、加削解剂的C30玻璃纤维混凝土,但仍无法切削Φ20 mm钢筋混凝土。常规的盾构刀具并不适合磨桩,磨桩对刀具要求很高,不但要能够有效切削钢筋混凝土,而且也要有足够强度的抗磨损能力；刘浩[8]采用具有较高强度和刚度的滚刀,在磨桩过程中未切削钢筋之前就将钢筋挤压变形,无法直接切断钢筋,导致钢筋缠绕在滚刀上,将滚刀转轴堵死,无法发挥其切削钢筋的能力。在磨桩施工案例上,未见有国外的磨桩施工相关报道,国内也只有切削小直径桩基的个别施工案例[9-10],其中广州地铁三号线泥水平衡盾构采用滚刀切削19根500～800 mm灌注桩,上海地铁七号线土压平衡盾构增配65把先行刀后切削10根350 mm×350 mm立柱桩。并且由于螺旋机叶片和套筒内部存在间隙,切桩产生的钢筋,能否从螺旋输送机顺畅排除,也是巨大的挑战和疑惑。以上的种种挑战和困难,都严重制约着磨桩技术的应用。
本文基于杭州地铁2号线凤起桥盾构穿越6根Φ1000 mm桥桩工程的需要,拟开展以下工作：磨桩刀盘刀具设计与布置、盾构机系统的改造、推进过程中的施工控制,结合沉降监测结果说明本磨桩技术的合理性,可供今后类似磨桩工程借鉴。
1. 工程概况
1.1 凤起桥概况
杭州轨道交通2号线全长43.3 km,均为地下线,共设33座车站,连接余杭、拱墅、西湖、下城、江干、萧山6个区,南段预留临浦轨道,北段预留安吉城际轨道。根据轨道交通2号线的线路规划,建国北路站—中河北路站区间隧道将从凤起路上的凤起桥桩基间穿越。凤起桥位于建国北路与凤起路交叉口西侧100 m左右,距离建国北路站西端头井为60 m。该桥为单跨简支梁结构,两个桥墩,桥面宽20.54～23.62 m。上部结构采用20 m后张法预应力混凝土空心板,梁高为95 cm,下部结构为轻型桥台,Φ1000 mm钻孔灌注桩基础。由于凤起桥位于市中心,周边环境复杂,交通流量大,拆桥重建存在巨大困难,因此对原有桥梁进行改造加固,桥面加宽至36.4 m,成为盾构隧道施工要求的最佳选择。
盾构穿越凤起桥,覆土6.1 m,需要磨削2排Φ1000 mm的钻孔灌注桩,桩基混凝土标号为C25,Φ22主筋；混凝土按C25考虑。上行线（列车从起点驶向终点的轨迹线）磨Φ1000 mm桩2根；下行线（列车从终点驶向起点的轨迹线）磨Φ1000 mm桩4根。所磨桩位基本与隧道线垂直,现状桥与待建地铁关系见图1。
1.2 工程地质条件
工程区第四系地层厚度为50 m左右,场地浅表层分布有厚度2.8～5.7 m不等的填土,其下属钱塘江冲海积厚度8.0～15.1 m的粉土和砂层。区间盾构穿越凤起桥隧道断面地层主要有③6粉砂夹砂质粉土、③7砂质粉土和⑥1淤泥质粉质黏土。同时隧道覆土较浅,约为6.1 m。覆土主要由③6粉砂夹砂质粉土、③3砂质粉土夹粉砂、③7砂质粉土以及少量淤填土。场地地基土层分布及特征如表1所示。
表 1 土层的主要物理力学参数Table 1. Physical and mechanical parameters of soil strata序号 土层名称 重度γ/(kN·m-3) 压缩模量Es/MPa 黏聚力c/kPa 内摩擦角φ/(°) ②2 砂质粉土 18.9 7.5 4.0 25.5 ③3 砂质粉土夹粉砂 19.1 10.0 3.0 29.0 ③6 粉砂夹砂质粉土 19.1 11.0 1.0 30.0 ③7 砂质粉土 19.4 7.0 6.0 18.0 ④2 淤泥质粉质黏土 18.4 2.8 13.0 10.0 ④3 黏质粉土 18.2 4.0 6.0 18.0 ⑥1 淤泥质粉质黏土 17.7 2.5 14.0 10.5 1.3 凤起桥改建加固
为尽量减小对既有桥梁的影响,决定保留原桥桥台,新建U型基础与老桥桥台共同受力。同时为满足承载力及沉降要求,采用高压旋喷桩对桥下土体进行加固。高压旋喷桩采用直径80 cm,桩长15.5 m双重管旋喷桩,旋喷桩主要由两类加固,第一类是强加固区高压旋喷桩布置,四角中心间距80 cm布置；第二类是弱加固区高压旋喷桩加固布置,分别由120 cm×120 cm等边三角形布置和160 cm×160 cm等边三角形布置。强加固区主要布置在桥台两侧,弱加固区120 cm×120 cm主要布置在隧道通过的范围内,弱加固区160 cm×160 cm主要布置在隧道通过的范围外,如图2所示。盾构磨桩前需对凤起桥基础的托换加固,以筏型基础代替原桩基础来承受上部带来的荷载,主要托换盾构穿越范围的桥梁基础,托换宽度为23.6 m。新建筏基长20 m,宽23.6 m,厚1 m,如图3所示
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图 3 桥梁桩基加固A—A立面图Figure 3. Plan view of reinforcement of A-A section of bridge foundation2. 磨桩刀具设计与布置
根据软土地区及大直径桩基特点进行刀具选型分析,结合Advant Edge FEM有限元软件模拟对贝壳刀的角度进行设计,并且对刀具布置方式进行研究,保证其耐磨性以及能够有效的切削钢筋混凝土桩基,避免在切削过程中刀具磨损严重而影响工程质量。
2.1 刀具选型与磨桩的适应性分析
根据已有的磨桩施工案例,在贝壳刀或滚刀并配以刮刀的方式进行对比布置。一方面在磨桩之前,盾构要在软土地层中掘进,滚刀转轴容易堵死,难以旋转,从而失去滚刀的功能。另一方面由于滚刀刚度较大,在没有切削钢筋之前就将钢筋挤压变形,无法直接切断钢筋,导致钢筋缠绕在滚刀上,而无法发挥其切削钢筋的能力[11]。采用贝壳刀作为先行刀与刮刀高低配置,则可以较大刚度和较粗壮的贝壳刀切削钢筋混凝土桩,且贝壳刀作为先行刀高度高于刮刀,对刮刀有一定的保护作用[8]。贝壳先行刀在刮刀切之前先破除桩的表层混凝土并切削钢筋,为刮刀创造良好的切削条件。贝壳刀及相应的刀具配置如图4所示。
参照刀刃的掘削方向,图5中,若后角
β>0 ,在掘进方向上,承受刀盘推力和切削桩身的仅为刀尖部分,此种情况下刀具磨损速度将会极快；若前角α>0 ,则楔角γ< 90°为锐角,一方面刀尖切削过程中碰到钢筋和混凝土粗骨料时,易产生应力集中而发生断裂,另一方面参考金属切削加工领域成果[12],正前角刀具切削金属时,前刀面附近存在拉应力场,故较易产生刀刃合金崩损。因此切削钢筋混凝土桩基,刀刃选用负前角和零后角为宜。![]()
图 5 贝壳刀刀刃不同前后角磨桩示意图Figure 5. Schematic diagram of grinding piles with different front and rear angles of shell knife edges贝壳刀的刀刃形状有单面刃或双面刃两种可供选择,如图6所示,两种刀刃的不同点在于：双面刃的刀头较钝,故耐磨性和抗崩裂性优于单面刃；反过来,单面刃由于其较为锋利,其切断钢筋所需的切削面积AS2小于双面刃对应的切筋面积AS1,切筋效率更高。鉴于刀刃的耐磨性和抗崩裂性能直接关系到工程安全,因此选用双面刃的贝壳刀[13]。
2.2 贝壳刀的刀刃角度设计
根据2.1节的分析,盾构切削钢筋混凝土桩基应采用负前角、零后角的刀刃。在金属切削加工领域,为利于连续切除并方便排屑,刀刃基本上采用正前角形式,故该领域成果较难对盾构刀刃切筋提供直接借鉴；另一方面,钢筋截面为圆形,不同于矩形工件,被切削时也有其特殊的受力和变形特征。为研究负前角刀刃对钢筋的切削效果和机理,本文建立切削钢筋模型,采用二维模型进行分析。
材料模型及参数：刀刃材料为碳化钨硬质合金,采用刚体进行模拟；钢筋采用Johnson-Cook模型,以剪切失效准则作为切削分离准则,钢筋材料参数取值参照与之基本近似的45号钢[14]；模型中输入的刀刃与钢筋的参数如表2,3所示。
表 2 刀刃和钢筋的物理力学参数Table 2. Physical and mechanical parameters of blade and reinforcement项目 弹性模量E/GPa 泊松比μ 密度ρ/(g·cm-3) 剪切模量G/GPa 刀刃 650 0.23 15.7 264 钢筋 200 0.25 7.85 80 表 3 钢筋Johnson-Cook本构模型及失效参数Table 3. Johnson-Cook constitutive model and failure parameters of rebars本构模型参数 失效参数 A/MPa B/MPa n C m d1 d2 d3 d4 507 320 0.28 0.064 1.06 0.1 0.76 1.57 -0.84 实际工程中桩基主筋直径一般Φ16～22 mm,故选择Φ22 mm钢筋作为研究对象,刀具角度选用前角10°零后角、前角-30°零后角、前角-45°后角10°,切削深度取3 mm,通过AdvantEdge FEM有限元软件模拟,得到切削钢筋模型典型时刻的应力云图,刀具刀刃部分温度对比图以及切削力对比图,如图7～11所示。
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图 7 前角10°零后角刀刃切削钢筋应力云图Figure 7. Stress nephogram of blade cutting steel with front angle of 10°and zero back angle![]()
图 8 前角-30°零后角刀刃切削钢筋应力云图Figure 8. Stress nephogram of blade cutting steel with front angle of -30°and zero back angle![]()
图 9 前角-45°后角10°刀刃切削钢筋应力云图Figure 9. Stress nephogram of blade cutting steel with front angle of -45°and 10°back angle如图7～9所示,可得出以下结论：①变化范围,前角10°零后角刀刃应力变化范围750～1700 MPa；前角-30°零后角刀刃应力变化范围450～1500 MPa；前角-45°后角10°刀刃应力变化范围700～1750 MPa。②变化规律,前角10°零后角和前角-45°后角10°刀刃产生应力集中,刀刃易磨损,不适合切削钢筋。如图10,11所示,刀刃切削过程中,3种方案刀刃温度随着切削长度的增加总体呈先升高后降低的趋势,最大温度分别为626.4℃,525.5℃,593.3℃,其中前角-30°零后角刀刃温度峰值比前角10°零后角刀刃降低16.1%,相比前角-45°后角10°刀刃降低11.4%。3种方案所需的切削力大小随着切削长度的增加总体呈先增大后减小的趋势,最大切削力分别为16335.5,14500.5,16933.3 N,其中前角-30°零后角刀刃切削力峰值比前角10°零后角刀刃减少11.2%,相比前角-45°后角10°刀刃减少14.3%。
综合比较3种情况,选用前角-30°零后角刀刃应力变化范围小且应力分散,切削过程中,产生的温度和切削力低,对刀具损伤小,最适合切削钢筋。
2.3 刀具布置方式
在推进力的作用下,排列在刀盘上的贝壳刀紧压桩面,随着刀盘的转动,桩面被碾出一系列同心圆,当超过桩面受力极限时,两个同心圆之间的桩体中间裂缝贯通,桩片被剥落,从而达到磨桩的作用。贝壳刀的刀间距是指相邻刀刃刃口相对刀盘中心距离之差,即在掘进时相邻刀刃形成的轨迹之间的距离。
盾构机刀盘上相邻两把贝壳刀在刀盘推力作用下切入桩体的深度为h,磨桩宽度为P,相邻两把贝壳刀之间的最合理刀间距是S,如图12所示。
当刀盘转动一周时,单把贝壳刀的磨桩宽度为
P=2htanθ, (1) 要使刀盘全断面磨桩,则相邻两贝壳刀之间不应存在累积混凝土脊,因此需满足
S<2htanθ。 (2) 由式（1）可知,磨桩宽度与刀盘的每转掘进深度h和单把贝壳刀磨桩时桩面开裂的夹角θ有关,增加掘进深度h可使磨桩宽度P加宽,进而减少贝壳刀数量。但是磨桩宽度越宽,贝壳刀刃口的应力越大,磨损增加,同时需要加大盾构刀盘的推力。因此需要在有效磨桩的同时,设置合理的掘进深度,同时减小相邻两贝壳刀之间的距离,增加相邻贝壳刀磨桩重叠量,减小贝壳刀刃口应力,减小磨损。根据已有的工程案例选取两贝壳刀之间的距离为
S=0.62P ,在合理利用盾构刀盘有效推力的前提下,增加贝壳刀的磨桩量,提高掘进效率。刀具磨损和地质条件、刀具材质以及刀具安装位置都有关系[15]。根据刀具磨损等寿命原则[16],为了保证刀盘上刀具磨损量基本一致,需要调整不同半径上磨耗系数,保证不同刀具的寿命基本相等。当配置n把刀具时其磨耗系数为
Kn=K/n0.333。 (3) 式中 n为每圆周上切刀的数量；K为1条掘削轨迹布置1把刀具时的磨耗系数。
关于刀盘群刀配置方式,有阿基米德螺旋线布置法[17]和同心圆布置法[8]两种形式。考虑到已有的釆用贝壳刀磨柱的案例中,如切削沈阳地铁1号线启工街—保工街区间的卫工桥,上海地铁7号线北延伸陆翔路站—潘广路站盾构区间穿越公司工业厂房桩基,天津津滨轻轨中山门西段标盾构区间在穿越房屋施工过程等均采用同心圆布置法,故本次设计也采用同心圆布置新型贝壳刀。同心圆布置可以通过同一切削轨迹上的几把刀具共同对所在切削轨迹的岩土体进行切削破除,有利于降低刀具的磨损。相邻贝壳刀切削轨迹间距的确定,应以能全覆盖面切削桩身混凝土,同时满足轴对称的布置原则,使刀盘在理论上不受倾覆力矩的作用,刀具的对称布置需要满足刀盘正反两个方向转动的要求。
3. 盾构机系统的改造
3.1 盾构机刀具改进
待磨桥梁桩基最大直径为1000 mm,由于原为软土刀盘设计,不具备有效切削钢筋混凝土桩基的能力。因此需要对刀盘刀具进行改进,包括普通先行刀改为切混凝土先行刀、新型齿刀改为重型齿刀、鱼尾式的中心软土刀改为突出式中心刀。本次设计的大贝壳刀高200 mm,高出刮刀120 mm,以充分保护刮刀,采用同心圆等间距的方式布局大贝壳刀,同心圆间距为100 mm,刀盘外圈在每个轨迹上布刀数量多于刀盘内圈,共布置49把大贝壳刀。焊接型切削先行刀高度为170 mm,刀盘中心、中间部位每个轨迹上布置1把刀,外周部位每个轨迹上布置3把刀,共40把。进行三段高差立体刀盘改造,刀具分布如图13所示。
3.2 盾构螺旋机改造
通过增加螺旋机叶片、螺旋机套筒内壁的耐磨性能和厚度,减小两者之间的间隙,降低切削下来的钢筋卡在两者之间的风险。增加螺旋机前闸门功能,保证在穿越东河和磨桩过程中螺旋机的密封性能。
前三节轴及叶片表面全部堆焊耐磨层,其余轴及叶片表面堆焊致密网格耐磨层；前3～5节螺旋叶片周边镶耐磨合金块；前端节内筒壁堆耐磨焊；固定节内筒壁前1500 mm堆耐磨焊,通过增加螺旋机叶片、螺旋机套筒内壁的耐磨性能和厚度,减小两者间隙至5 mm,降低切削下来的钢筋卡在两者之间的风险,如图14所示。
4. 盾构推进过程中施工控制
4.1 盾构机增加低速泵系统
增加一台小流量低速推进泵推进系统,磨桩时使用低速功能时,将原推进泵停止,只使用低速泵定速推进,保证盾构机切削桩基时能够低速、稳速推进,可避免由于盾构原自带的大流量千斤顶其单次调整流量幅度较粗,速度忽快忽慢而导致对原桥梁桩基及上部结构产生的影响,可达到刀盘切削时应让刀具每次只“啃”一点,即以“磨削”为基本切桩理念。
4.2 盾构推进参数设定
盾构在接近桩基3 m处,推进时必须放慢推进速度,推进速度由正常推进3～5 cm/min调整至1 cm/min,为了防止前面土体形成泥饼,适量向刀盘加注润滑剂,所述润滑剂为泡沫剂,可改善土体顺利出土。盾构机刀盘贴近桩基,推进速度进一步放慢,控制在1～2 mm/min,推力控制范围为13000～18000 kN,扭矩控制范围为2500～3500 kN·m,刀盘转速控制在1.2～1.5 rpm。土压稳定保持在一个高位,具体可通过“闷推”来实现：先完全关闭排土闸门,盾构机“闷推”前进,待土压升高到比设定土压高后,自动出土,控制闸门开口率不超过10%,土压降到设定土压后立即关闭闸门,继续“闷推”,如此循环。盾构机磨桩过程中姿态严格控制,采用稳坡法、缓坡法推进,确保磨桩时刀盘和桩体的全面接触；盾构磨桩通过后,采用性惰浆进行同步注浆。表4为盾构推进控制参数。
表 4 盾构推进控制参数表Table 4. Control parameters of shield driving盾构施工内容 土压力/MPa 刀盘转速/rpm 推进速度(磨桩)/(mm·min-1) 注浆压力/MPa 注浆量/m3 出土量/m3 推力/MN 刀盘扭矩/(MN·m) 施工参数控制表 0.16~0.22 1.2~1.5 1~2 0.3~0.5 2.8~3.3 37~39 13~18 2.5~3.5 5. 盾构穿越凤起桥实测数据分析
5.1 测点布置
图15为桥面沉降监测点布置图,QCJ1～QCJ12为桥面沉降监测点,三断面布置,QCJ1～QCJ4为断面1,QCJ5～QCJ8为断面2,QCJ9～QCJ12为断面3,排间距为10 m,每一排的测点间距也是10 m,均匀布置。
图16为桥台沉降监测点布置,QC1～QC8为桥台沉降监测点,二断面布置,QC1～QC4为断面1,QC5～QC8为断面2,间距为18 m,每一侧的测点间距为8 m,8 m,7 m,后期U型结构的施工,U型结构与桥台相连接,桥台监测点移植到U型结构上。
5.2 监测结果分析
图17（a）～（c）分别为盾构隧道上、下行线施工过程中桥面沉降变化图,桥面沉降三断面监测点穿越桥梁桩基的总曲线图。盾构隧道先施工上行线后施工下行线,磨桩过程中的环数是从第47环开始,第78环结束。图中沉降量正值为桥面点上升,负值为桥面点下降。
如图17所示,可得出以下结论：①变化范围,上行线通过,监测数据变化范围为-5.18～3.18 mm,下行线通过,监测数据变化范围-4.50～1.03 mm。②变化规律,上行线施工通过后,桥面出现倾斜现象,最大沉降差6.74 mm。下行线施工过程中虽变化范围比上行线小,但局部点的沉降速率大于上行线。QCJ6,QCJ7为下行线中间断面左右两侧的测点,在盾构穿越阶段,出现较大的沉降,而其余点变化小。盾构离开阶段,盾尾注浆后,QCJ6和QCJ7沉降有明显的上升,最后其余测点几乎相平。盾构推进的3个阶段数据变化有规律性。
图18（a）～（c）分别为盾构隧道上、下行线施工过程中桥台沉降变化图,桥台沉降二断面监测点穿越桥梁桩基的总曲线图。盾构隧道先施工上行线后施工下行线,磨桩过程中的环数是第47环开始,第78环结束。图中沉降量正值为桥台点上升,负值为桥台点下降。
如图18所示,可得出以下结论：①变化范围：上行线通过,监测数据变化范围-4.00～4.31 mm,下行线通过,监测数据变化范围-1.68～2.93 mm。②变化规律,上行线施工通过后,桥台多数测点出现逐渐沉降现象。而下行线施工通过后,桥台多数监测点出现先隆起后稍有沉降现象。即在下行线盾构穿越阶段,所有测点上升,在盾构离开阶段略有下降,最后趋于稳定。
各项实测数据反映,在双线盾构隧道通过前后,桥梁整体变形较小,变形特征合理。因此对磨桩刀具设计与布置具有合理性,将结果应用到刀盘改进,并配合盾构推进过程中的施工控制,盾构磨桩过河区间中桥面平均累计沉降仅-3.09 mm,未对凤起桥及河流产生明显影响,切削钢筋效果较好且只有极少部分钢筋缠绕在刀具上,在整个磨桩过程中是稳定、有效的。
6. 结论
本文根据软土地区及大直径桩基特点进行刀具选型研究,结合Advant Edge FEM有限元软件模拟对贝壳刀的角度进行设计,并且对刀间距及群刀布置方式进行研究。通过沉降监测结果验证了该技术的合理性,主要得到以下3点结论。
（1）选用贝壳刀切削钢筋混凝土桩,能够破除桩表层混凝土并切削钢筋,刀刃选用零后角和负前角,形状选择双面刃,能提高耐磨性和抗崩裂性,有效切削钢筋混凝土桩基。
（2）刀间距选用
S=0.62P ,结合先行刀与刮刀,采用同心圆三段高差立体刀具布置对盾构刀盘做出相应改进,配合盾构机系统改进和推进过程中施工控制,切削桩基效果最佳。（3）监测结果表明,盾构磨桩过河区间中桥面平均累计沉降仅-3.09 mm,未对凤起桥及河流产生明显影响,研究结果成功应用于杭州地铁2号线凤起桥磨桩工程,可为今后类似盾构区间的刀具选型设计和盾构施工提供借鉴。
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图 9 10 m埋深下土层加速度峰值衰减系数
Figure 9. Attenuation coefficient of acceleration peak in 10 m-embedded layer vs. depth
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图 10 30 m埋深下土层加速度峰值衰减系数
Figure 10. Attenuation coefficient of acceleration peak in 30 m-embedded layer vs. depth
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图 11 10 m埋深下的超静孔压时程曲线
Figure 11. Excess pore pressure curve under embedment depth of 10 m
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图 12 30 m埋深下的超静孔压时程曲线
Figure 12. Excess pore pressure curve under embedment depth of 30 m
表 1 离心模拟相似率
Table 1 Scaling factors of centrifuge modelling
物理量 模型 原型 质量密度 1 1 振动时间 1 50 振动频率 1 1/50 加速度 1 1/50 速度 1 1 力 1 502 位移 1 1/50 质量 1 503 应力 1 1 应变 1 1 做功 1 1/503 
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表 2 孔压计参数
Table 2 Parameters of pore water pressure transducers
类型 编号 通道 标定系数/(mv·v·MPa-1) 量程/MPa P1 德鲁克229 CH8 11.819 1.5 P2 德鲁克226 CH9 11.751 1.5 P3 德鲁克703 CH10 23 0.7 P4 德鲁克698 CH11 23 0.7
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表 3 加速度计参数
Table 3 Parameters of acceleration transducers
类型 编号 通道 标定系数/(m·s2·5μv·5v-1) A1 FW4520021 CH1 0.9558 A2 FW4520020 CH2 0.9642 A3 FZ0370029 CH3 1.027 A4 FZ0370023 CH4 1.01
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