Soil deformation and excess pore water pressure caused by excavation of twin-bored tunnels in soft soil
-
摘要: 以杭州地铁2号线某盾构区间工程为背景,推导饱和软土双线盾构掘进引起的土体变形及孔压理论解,结合实际工程参数分析土体及超孔压变化规律；控制切口附加推力、盾壳摩擦力和盾尾注浆压力的取值,研究不同施工参数对土体竖向变形的影响。结果表明：盾构接近研究断面时,施工参数对土体变形的影响较大；当双线盾构推进通过研究断面一定距离后,其施工引起的横向地表位移变化和切口附加推力作用下的超孔压变化趋于稳定；盾壳摩擦力对孔压的影响范围主要集中在盾构穿越一半长度内；当双线盾构远离研究断面后,盾尾注浆作用产生的超孔压力趋近于0；研究结果可为杭州软土区类似盾构工程提供指导建议。Abstract: The theoretical solutions for the soil deformation and excess pore water pressure caused by excavation of twin-bored tunnels in saturated soft soil are given. The data from a project of twin-bored tunnels of the Hangzhou Metro Line 2 is used to validate these solutions. The effects of additional thrust, friction between the shield and the soil and tail void grouting on the vertical deformation of the soil are investigated. It is shown that when the shield is close to the reference section, the influence of such parameters on the soil deformation is great. After the shield passing the reference section for a certain distance, the lateral displacement of the ground surface and the excess pore water pressure tend to be stable. The influence of the friction between the shield and the soil on the excess pore water pressure is limited within half the length that the shield has passed. When the shield leaves the reference section, the excess pore water pressure generated by the tail void grouting approaches 0. The research may provide guidance for future tunnel projects in similar soft soil as in Hangzhou.
-
Keywords:
- soft soil /
- twin-bored tunnel /
- shield tunneling /
- soil deformation /
- pore pressure change
-
0. 引言
土工格室是以高分子聚合物为原材料,经基材挤出或拉伸成型为条带,通过焊接、铆接、插接、注塑等工艺在两个条带相交处构成结点,展开后呈蜂窝状的立体网格加筋材料,如图1所示。与平面加筋材料相比[1],土工格室通过条带与土体之间的表面摩擦力和包裹力对土体进行侧向约束,进而提升结构承载力,以及减小变形[2]被广泛应用于岩土工程建设中,如地基处理[3]、边坡防护[4]和挡土墙[5]中。
刘蓓蓓等[6]对土工格室加筋公路路堤的效果进行了数值计算,结果表明土工格室能有效提高路堤整体稳定性,且结点间距越小、条带越高,加筋效果越明显。彭艾鑫等[7]认为条带高度对加筋土强度的贡献远大于结点间距,土工格室加筋可明显提高土体黏聚力,而对内摩擦角的影响相对较小。赵明华等[8]认为土工格室筋土界面摩阻力会对荷载进行重分配。高昂等[9]认为土工格室能显著提高路堤承受循环荷载的能力和减小竖向累积沉降量。晏长根等[10]通过三轴试验表明土工格室加筋后具有应变强硬化特征,且加筋效果明显优于土工格栅等平面加筋材料,这与Biabani[1]、赵明华等[11]的研究结果保持一致。上述研究主要集中在土工格室的工程应用、作用机理等方面,少数学者对土工格室条带进行了研究,并取得一些成果。
因为土工格室条带在土体中受力状态主要是环向受拉,所以对土工格室条带力学特性的研究主要是通过拉伸试验。杨利[12]通过拉伸试验得出拉伸速率对HDPE土工格室条带的应力–应变关系、峰值强度等参数会产生不同程度的影响。李俊伟等[13]认为拉伸速率对HDPE土工格室条带抗拉强度影响较大。上述文献主要研究了拉伸速率对HDPE土工格室条带力学性能的影响,而针对试样形状、试样尺寸对土工格室条带的强度及变形特性的研究较少。Liu等[14]按照《Standard Test Method for Tensile Properties of Plastics》(ASTM D638—2014)标准中推荐使用Ⅰ型–哑铃形试样（如图2（a）所示）,对HDPE土工格室条带进行了拉伸试验。而国内标准中《土工合成材料塑料土工格室》（GB/T 19274—2003）、《塑料–拉伸性能的测定》（GB/T1040.3—2006）推荐使用Ⅱ型–矩形试样,如图2（b）所示,由图2可知上述标准对试样的要求存在一定差异。
此外,生产土工格室条带的原材料,除高密度聚乙烯（HDPE）外,还有聚丙烯（PP）以及聚酯（PET）。上述文献均以HDPE土工格室条带为研究对象,而对PP、PET土工格室条带鲜有研究。另外,HDPE、PP、PET 3种不同材质的土工格室条带由于其成型工艺不同（HDPE土工格室条带主要为挤出型,PP和PET土工格室条带为拉伸型）,故对应宏观上条带的应力–应变模式也是不同的[13],因此需要进行深入研究。
基于以上分析,本文在参考国内外试验标准的基础上,选用由上述3种原材料制成的土工格室条带,采用拉伸试验机进行单轴拉伸试验,分别研究试样形状及尺寸对3种材料土工格室条带的强度及变形特性的影响,并对断裂后的3种材料土工格室条带进行扫描电镜SEM微观分析。试验结果可为土工格室条带拉伸强度、整体强度及加筋加固机理的研究提供参考。
1. 试验设备及材料
1.1 拉伸试验设备
拉伸试验采用DW1210土工合成材料电子强力试验机,如图3所示。
试验过程中,采用了平板式压缩夹具钳口,并在平板间放置PVC条带,以增加试样与平板间的摩擦力,避免试样滑动或在钳口处发生破坏。
1.2 土工格室条带
选用由HDPE、PP、PET 3种原材料制成的土工格室条带进行拉伸试验。3种材料的土工格室条带参数如表1所示。
表 1 土工格室条带参数Table 1. Parameters of geocell strips材料 生产工艺 格室高度H/ mm 格室片厚度T/ mm 结点距离A/ mm HDPE 挤出型 50 1.1 400 PP 拉伸型 50 0.6 400 PET 拉伸型 50 0.6 400 1.3 试验方案
首先按照图2中Ⅰ型–哑铃形和Ⅱ型–矩形试样进行制样,每种试样制取数量不少于5个,拉伸速率为50 mm/min。通过对比Ⅰ型–哑铃形和Ⅱ型–矩形试样,研究试样形状对土工格室条带拉伸力学性能的影响。
由于两种试样宽度存在差异,为了更清晰地研究试样尺寸对土工格室条带拉伸力学性能的影响,根据《公路工程土工合成材料试验规程》（JTG E50—2006）规定：窄条拉伸试验方法所用试样宽度为50 mm。因此,在论文所用高度为50 mm的土工格室条带上直接进行裁剪即可得到宽度为50 mm的矩形试样。为与Ⅱ型–矩形试样进行区分,将宽度为50 mm矩形试样命名为Ⅲ型–矩形试样。需要注意Ⅲ型–矩形试样除试样宽度与Ⅱ型–矩形不同外,其余参数均与其相同,以减小其他因素对结果的影响。通过对比Ⅱ型–矩形试样与Ⅲ型–矩形试样的抗拉强度、伸长率以及断裂模式,研究试样尺寸对土工格室条带拉伸力学性能的影响。
2. 结果和讨论
2.1 HDPE土工格室条带拉伸试验结果
HDPE土工格室条带3种试样的拉伸曲线如图4所示。由图4可知,3种试样的拉伸曲线变化趋势大致相同即在拉伸过程中均存在明显的屈服阶段,但也有一定的差异。其中,HDPE土工格室条带Ⅱ型-矩形试样和Ⅲ型–矩形试样在拉伸过程中表现为初始阶段拉伸强度与伸长率基本呈线性关系,在达到峰值后出现屈服点,然后逐渐趋于平稳直至断裂。但Ⅰ型–哑铃形试样在出现第一次拉伸屈服后又呈现出二次增长的趋势,即表现出明显的应变软化又硬化的特点。分析原因此种现象一方面与哑铃形的几何形状有关,另一方面也与HDPE土工格室条带的生产工艺有关。
![]()
图 4 HDPE条带3种试样的拉伸曲线Figure 4. Tensile curves of three specimens of HDPE geocell strips一方面,哑铃形试样中间狭窄区域称为标距区,标距区以外圆弧部分称为过渡区,如图2所示。Ⅰ型–哑铃形试样在轴向力作用时,标距区首先达到材料的屈服点,在拉伸曲线中表现为发生屈服。屈服点后进入应变软化,随着变形逐步扩展到过渡区,此时因过渡区圆弧横截面积较标距区大且复杂,即意味着欲使过渡区产生变形则需要提供更大的轴向拉力,因此在拉伸曲线上表现为二次增长即呈现出明显的应变硬化,但随着轴向拉力增长的同时,标距区所受的拉伸强度大于材料的许用强度,从而试样被拉断。
另一方面,由于HDPE土工格室条带为挤出型,没有定向拉伸,分子链未发生变化,因此在拉伸试验中首先表现出HDPE应变软化的特性,但当晶态高聚物超过屈服点时,非晶区分子链发生运动并沿外力方向开始取向,从而使得分子间作用力增加。此时需增加轴向拉力,才能克服分子间的相互作用力。当轴向拉力增大后,对应的拉伸强度也相应增大,此时分子间开始发生相对位移,但达到一定位移时,分子链发生断裂,宏观上即表现为材料的破坏。基于上述分析,可知试样形状对拉伸试验的结果有明显影响。
3种试样的抗拉强度及其对应的伸长率（下称,伸长率）从大到小均为：Ⅲ型–矩形、Ⅱ型–矩形、Ⅰ型–哑铃形。对比3种试样的拉伸曲线可知试样形状和尺寸对HDPE土工格室条带的抗拉强度和伸长率均有一定的影响。为了定量分析试样形状、尺寸对抗拉强度、伸长率的影响,提出了“强度比”与“伸长率之比”概念,即Ⅱ型–矩形、Ⅰ型–哑铃形试样的抗拉强度、伸长率与Ⅲ型–矩形试样对应抗拉强度、伸长率的比值,即式（1）,（2）所示,试验与计算结果如表2所示。
表 2 HDPE土工格室条带拉伸试验结果Table 2. Tensile test results of HDPE geocell strips试样形状 抗拉强度/(N·cm-1) 强度比/% 伸长率/% 伸长率之比/% Ⅰ型–哑铃形 391 93 36 61 Ⅱ型–矩形 398 95 58 99 Ⅲ型–矩形 421 — 59 — 强度比=σ*σⅢ型−矩形, (1) 式中,
σ* 为Ⅰ型–哑铃形试样或Ⅱ型–矩形试样的抗拉强度（N/cm）伸长率之比=ε*εⅢ型−矩形, (2) 式中,
ε* 为Ⅰ型–哑铃形或Ⅱ型–矩形试样的伸长率。分析表2,HDPE土工格室条带Ⅱ型–矩形较Ⅰ型–哑铃形试样的抗拉强度和伸长率更接近Ⅲ型–矩形试样。对比3种试样：Ⅰ型–哑铃形与Ⅱ型–矩形试样的强度比、伸长率之比分别相差2%,38%,Ⅱ型–矩形与Ⅲ型–矩形试样的强度比、伸长率之比分别相差5%,1%。分析可知试样形状对HDPE土工格室条带的伸长率影响较大,而试样形状对Ⅱ型–矩形试样与Ⅰ型–哑铃形试样的强度影响较低,仅为2%,即选用Ⅰ型–哑铃形试样与Ⅱ型–矩形试样均可,故从取样便捷的角度考虑,建议选取Ⅱ型–矩形试样。
此外,对比Ⅱ型–矩形和Ⅲ型–矩形两种试样,结果表明随试样宽度增大,抗拉强度、伸长率几乎无变化。Ⅱ型–矩形、Ⅲ型–矩形试样宽度分别为20,50 mm,即宽度比为1∶2.5,但二者的强度比及伸长率之比分别为1∶1.05和1∶1.01。分析原因是HDPE为韧性材料即应力敏感性较低,试样宽度对于抗拉强度及伸长率的影响较小,因此所测Ⅱ型–矩形试样与Ⅲ型–矩形试样的抗拉强度、伸长率较为一致。
HDPE土工格室条带3种试样的拉伸断裂模式,如图5所示。由图5（a）可以明显看到Ⅰ型–哑铃形试样在标距区与过渡区的交界处断裂,分析原因是标距区在屈服后,欲使过渡区产生变形,从而使拉力增加,此时标距区材料因达到其许用强度而被拉断。由图5（b）,（c）可以明显看到Ⅱ型–矩形试样、Ⅲ型–矩形试样均在标距区内出现颈缩现象,并在形成细颈然后断裂,这与文献[13]保持一致。此外,在细颈扩展部位与拉伸方向约成45°角的肩型斜面,在材料的断裂部位也可看到与拉伸方向大约成45°角的剪切断裂面。
![]()
图 5 HDPE土工格室条带3种试样的拉伸断裂模式Figure 5. Tensile fractured modes of three specimens of HDPE geocell strips通过扫描电镜SEM分别观察了HDPE土工格室条带试样断裂处放大250倍、1000倍、5000倍后的微观结构形态,如图6所示。由图6可知,HDPE土工格室条带的断裂面形貌较为丰富,表面比较粗糙,且布满了长短不一、粗细各异的微纤维,有明显的塑性屈服变形。分析原因是在轴向拉力作用下HDPE土工格室条带发生塑性形变,并产生流动造成的,具有典型的韧性断裂特征。
Ⅰ型–哑铃形试样的选择[15]主要是由于在拉伸过程中,试样在钳口处易产生应力集中而导致在该处断裂,从而使结果偏低。综合上述分析,一方面由图5可知HDPE土工格室条带在拉伸过程中没有在夹具处因应力集中而发生断裂,另一方面由图4可知HDPE土工格室Ⅱ型–矩形试样强度大于Ⅰ型–哑铃形试样强度,这说明HDPE土工格室试样在试验时应力集中不明显。此外由强度比、伸长率之比分析可知试样形状对伸长率有显著影响,而试样宽度则对于抗拉强度影响较小。另外,较大的试样宽度可以减小应力集中对测试结果的影响[15]。因此,为较真实反映HDPE土工格室条带的力学特性,且为进行试验检测时方便取样,建议选用Ⅲ型–矩形试样作为拉伸试验试样。
2.2 PP土工格室条带拉伸试验结果
PP土工格室条带3种试样的拉伸曲线、试验计算结果分别如图7、表3所示。由图7可知,3种试样的拉伸曲线变化趋势大致相同,均表现为拉伸强度与伸长率基本呈线性增加关系,达到峰值后迅速降低,试验过程中未出现明显屈服点。3种试样的抗拉强度及其对应的伸长率从大到小为：Ⅲ型–矩形、Ⅱ型–矩形、Ⅰ型–哑铃形。对比3种试样的拉伸曲线可知试样形状、尺寸对PP土工格室条带的抗拉强度和伸长率均有一定的影响。
表 3 PP土工格室条带拉伸试验结果Table 3. Tensile test results of PP geocell strips试样形状 抗拉强度/(N·cm-1) 强度比/% 伸长率/% 伸长率之比/% Ⅰ型–哑铃形 1738 80 13 72 Ⅱ型–矩形 1985 91 16 89 Ⅲ型–矩形 2183 — 18 — 分析表3,Ⅱ型–矩形较Ⅰ型–哑铃形试样的抗拉强度和伸长率更接近Ⅲ型–矩形试样。对比3种试样的强度比与伸长率之比,Ⅰ型–哑铃形与Ⅱ型–矩形试样的强度比、伸长率之比分别相差11%,17%,Ⅱ型–矩形与Ⅲ型–矩形试样的强度比、伸长率之比分别相差9%,11%。分析可知试样形状与试样尺寸均对PP土工格室条带的伸长率影响较大。对强度而言,试样形状对强度的影响略大于试样尺寸的影响,因此不可忽略试样形状对试验结果的影响。
此外,对比Ⅱ型–矩形和Ⅲ型–矩形两种试样,结果表明试样宽度越大,抗拉强度、伸长率越大。Ⅱ型–矩形与Ⅲ型–矩形试样宽度比为1∶2.5,但二者强度比及伸长率之比分别为1∶1.10和1∶1.12。分析原因是因为PP材料存在显著的应力敏感性,即PP 3种试样在拉伸试验过程中,当试样标距区某点一旦产生应力集中,随即会在标距区内产生微裂纹,进而使试样快速发生断裂,这与试验前对PP土工格室条带取样时,试样容易沿着拉伸方向出现脆性裂纹保持一致。
PP土工格室条带3种试样的拉伸断裂模式,如图8所示。由图8可知PP土工格室3种试样在拉伸破坏后,试样表面由光滑变为细丝状。分析原因是当试样受到轴向力时,材料内部经取向形成的微原纤具有特殊的密堆积,能有效阻止微原纤中的晶块产生塑性形变。当拉力继续增加时,微纤中的晶块解折叠,并且微纤与微纤间的微裂缝开始扩展,材料表面出现纤维化现象,此时微纤束之间依次分离,继而分子链中的主价键受到平行于分子链的拉力开始断裂,材料抵抗伸长率能力增加,直至大部分微纤断裂,材料即发生脆性破坏[16],这与图7中拉伸曲线骤降趋势保持一致。另外在图7中还发现拉伸强度在降低过程中存在一些残余变形,分析原因是由于PP试样脆性破坏的过程中,还有少数微纤未断裂。
![]()
图 8 PP土工格室条带3种试样拉伸断裂模式Figure 8. Tensile fractured modes of three specimens of PP geocell strips通过扫描电镜SEM分别观察了PP土工格室条带试样断裂处放大250倍,1000倍,5000倍后的微观结构形态,如图9所示。
由图9可知,PP土工格室条带拉伸后,部分分子链因发生沿拉伸方向的取向和延伸,故形成了一系列排列整齐的微纤束,但也有部分分子链仍以缠结无规卷曲状存在。此外分子链间在发生拉断分离后出现的小微纤也呈杂乱分布。
综合上述分析,一方面由图8可知PP土工格室条带在拉伸过程中未在夹具处因应力集中而发生断裂,另一方面由图7可知PP土工格室Ⅱ型–矩形试样强度大于Ⅰ型–哑铃形试样的强度,这说明PP土工格室试样在试验时应力集中不明显,此外由强度比分析可知试样尺寸对强度影响较小。因此,在进行室内试验时,为降低PP土工格室条带的应力敏感性且确保测试结果的合理性,建议选用Ⅲ型–矩形试样作为PP土工格室拉伸试验的试样。
2.3 PET土工格室条带拉伸试验结果
PET土工格室条带3种试样的拉伸试验曲线、试验数据分别如图10、表4所示。
![]()
图 10 PET土工格室条带3种试样形状拉伸曲线Figure 10. Tensile curves of three specimens of PET geocell strips表 4 PET土工格室条带拉伸试验结果Table 4. Tensile test results of PET geocell strips试样形状 抗拉强度/(N·cm-1) 强度比/% 伸长率/% 伸长率之比/% Ⅰ型–哑铃形 1620 82 17 50 Ⅱ型–矩形 1860 94 26 76 Ⅲ型–矩形 1987 — 34 — 由图10分析可知,3种试样的拉伸曲线变化趋势大致相同,表现为在拉伸试验初期随伸长率的增长,抗拉强度近似呈线性增加,在达到一定伸长率后表现出硬化的特点。伸长率继续增加到某值时,拉伸强度开始降低并迅速降为0,在拉伸试验过程中未出现明显的屈服点。3种试样的抗拉强度、伸长率从大到小均为：Ⅲ型–矩形、Ⅱ型–矩形、Ⅰ型–哑铃形。对比3种试样的拉伸曲线可以发现试样形状和尺寸对PET土工格室条带的抗拉强度和伸长率均有一定的影响。
由表4可知,Ⅱ型–矩形较Ⅰ型–哑铃形试样的抗拉强度和伸长率更接近Ⅲ型–矩形试样。对比3种试样的强度比与伸长率之比,Ⅰ型–哑铃形与Ⅱ型–矩形试样的强度比、伸长率之比分别相差12%,26%,Ⅱ型–矩形与Ⅲ型–矩形试样的强度比、伸长率之比分别相差6%,24%。分析可知试样形状与试样尺寸对PET土工格室条带的伸长率影响显著大于抗拉强度。对强度而言,试样形状对强度的影响较试样尺寸的影响大,因此不可忽略试样形状对试验结果的影响。
对比Ⅱ型–矩形和Ⅲ型–矩形两种试样,结果表明试样宽度越大,抗拉强度、伸长率越大。Ⅱ型–矩形与Ⅲ型–矩形试样宽度比为1∶2.5,但二者的强度比及伸长率之比分别为1∶1.06和1∶1.32。
PET土工格室条带3种试样的拉伸断裂模式,如图11所示。由图11可知3种试样在标距区内均未出现明显颈缩的现象,且断裂面较为平整。
![]()
图 11 PET土工格室条带6种试样的拉伸断裂模式Figure 11. Tensile fractured modes of three specimens of the PET geocell strips分析上述两种情况,是因为PET土工格室条带在拉力作用下,晶区结构先发生沿拉力方向的变形,此时变形为弹性形变。当继续受力时,晶区破碎,宏观上材料进入应变硬化阶段。由于PET的分子链由刚性的苯基、柔性的脂肪烃基组成,且相邻的苯环不在同一个平面上,因而使得PET分子链段不易旋转即分子结构刚性大,所以具有很高的模量,因此进入应变硬化阶段后变形至一定程度时,分子链突然发生断裂,材料即发生破坏。
通过扫描电镜SEM分别观察了PET土工格室条带试样断裂处放大250倍,1000倍,5000倍后的微观结构形态,如图12所示。
由图12可知,PET土工格室条带断裂面较平滑,主要由于其自身材质的原因。此外PET经拉伸取向后呈堆积片状结构,断口截面无明显塑性屈服变形,但是PET材料的破坏是介于脆性断裂和韧性断裂之间的一种破坏,属于硬韧性的破坏。
综合上述分析,由图11可知PET土工格室条带在拉伸过程中未在夹具处发生断裂,且由图10可知PET土工格室Ⅱ型–矩形试样强度大于Ⅰ型–哑铃形,说明PET土工格室试样在试验时应力集中不明显。此外由强度比分析可知试样形状对强度影响较小。因此,在进行室内试验时,为确保测试结果的合理性且方便取样,建议选用Ⅲ型–矩形试样作为PET土工格室拉伸试验的试样。
2.4 HDPE、PP、PET土工格室条带试验结果对比
由2.1节～2.3节中HDPE、PP、PET土工格室条带试样的拉伸力学特性分析可知,Ⅰ型–哑铃形和Ⅱ型–矩形试样的抗拉强度和伸长率均小于Ⅲ型–矩形试样。PP、PET土工格室条带试样的抗拉强度、伸长率表现为随试样宽度增大而增大,而HDPE土工格室条带为伸长率增大,抗拉强度变化不大。
不同试样形状及尺寸的土工格室条带之所以强度不同是因为PP和PET土工格室条带破坏接近脆性破坏。条带试样在拉伸过程中,PP、PET土工格室条带试样内部会出现银纹或空洞,银纹进一步扩展变为裂缝,并很快发生断裂,即具有较强的应力敏感性,在伸长率一定的条件下,试样动态破坏时的名义强度随着试样宽度的增加而增大。而HDPE土工格室条带虽然经过挤出取向,属于半晶聚合物,但伸长率–抗拉强度曲线仍符合结晶型聚合物,即具有一定的韧性,分子链运动发生强迫高弹形变,强度及伸长率取决于颈缩的出现时间和可延伸长度,在颈缩形成和逐渐发展的过程中,颈缩处截面积变小,真应力增大,剪切屈服进一步发展,分子之间会发生滑脱或者分子主价键发生断裂,消耗了大量的变形能和断裂能,随着颈缩的延长逐渐破坏,具有较低应力敏感性。在伸长率一定的条件下,试样动态破坏时的名义强度不随试样宽度的增加而增大。具体表现为,Ⅱ型–矩形试样的曲线与Ⅲ型–矩形试样拟合度较高。
HDPE、PP、PET 3种土工格室Ⅲ型-矩形试样抗拉强度–伸长率对比曲线如图13所示。
![]()
图 13 HDPE、PP、PET土工格室条带伸长率–拉伸强度曲线Figure 13. Plot of elongation versus tensile strength of the HDPE, PP and PET geocell strips由图13可知,PP土工格室条带的伸长率在3种材料土工格室条带中最小,HDPE土工格室条带伸长率最大,PET土工格室条带伸长率介于两者之间。从强度考虑,PP土工格室条带抗拉强度最大,PET土工格室条带略低于PP土工格室条带抗拉强度,HDPE土工格室条带强度最小。综合强度、伸长率分析可知,PP土工格室条带具有显著的强度优势,HDPE土工格室条带具有显著的变形优势,而PET土工格室条带兼具了PP和HDPE两者土工格室条带的优点,即既可满足强度的要求,又可满足变形的要求。
3种材料土工格室条带之所以强度不同,是与生产工艺有关。PP、PET土工格室条带的生产工艺为拉伸型,而HDPE土工格室条带为挤出型。PP、PET土工格室条带在成型过程中沿着一个方向拉伸,则其中的分子链会沿着拉伸方向作整齐、择优排列,从而使分子间作用力增加,故在拉伸方向的拉伸强度会显著提高。而HDPE土工格室条带为挤出型,即在成型中没有拉伸定向,故分子链未发生变化或变化很小。因此HDPE土工格室条带的抗拉强度明显低于PP、PET土工格室条带。
3. 结论
本文通过单轴拉伸试验,分别对HDPE、PP、PET土工格室条带的拉伸力学性能进行了一系列研究。研究了Ⅰ型–哑铃形试样、Ⅱ型–矩形试样和Ⅲ型–矩形试样对强度和变形特性的影响,并对土工格室条带的断裂处进行了微观分析,最后给出进行室内试验时建议选用的土工格室试样,便于今后评估和提升土工格室产品的质量以及提高土工格室加固工程质量的可靠性。主要得出以下结论：
（1）HDPE土工格室条带在拉伸过程中有明显的屈服点。由于Ⅰ型–哑铃形试样过渡区横截面积较标距区大且复杂,故在拉伸过程中拉伸曲线呈现出明显的二次增加趋势,此外还与HDPE土工格室条带的生产工艺有关。Ⅱ型–矩形和Ⅲ型–矩形试样拉伸破坏时在细颈扩展部位与拉伸方向约成45°角的肩型斜面。
（2）PP、PET土工格室条带在拉伸过程中均未出现明显的屈服点。PP土工格室条带拉伸破坏后,试样表面由光滑变为细丝状。PET土工格室条带拉伸断裂后断裂面较为平整。
（3）HDPE、PP、PET土工格室条带的伸长率均对试样形状敏感,且Ⅰ型–哑铃形伸长率小于Ⅱ型–矩形试样。试样形状、尺寸对HDPE土工格室条带的强度影响较小。PP、PET土工格室条带的强度受试样形状影响较大,且Ⅰ型–哑铃形强度小于Ⅱ型–矩形试样。
（4）扫描电镜下HDPE、PP、PET土工格室条带试样断口的微观结构形态呈现明显差异。HDPE土工格室条带断口形貌丰富,粗糙,有明显的塑性屈服变形；PP土工格室条带断口呈既有排列整齐的微纤束,也有杂乱分布小微纤。PET土工格室条带断口较整齐无明显塑性屈服变形。PET土工格室条带兼具了PP和HDPE两者土工格室条带的优点。
（5）HDPE、PP、PET土工格室条带的应力集中现象不明显且具有一定的表征,故为了确保测试结果的合理性,建议土工格室条带进行室内拉伸试验时选用Ⅲ型–矩形作为拉伸试样。
-
![]()
图 6 双线盾构施工引起的纵向地表变形
Figure 6. Deformations of longitudinal surface caused by double-shield construction
![]()
图 7 双线盾构施工引起的横向地表变形
Figure 7. Deformations of lateral surface caused by double-shield construction
![]()
图 8 双线盾构施工切口附加推力引起的水平轴线孔压变化
Figure 8. Variation of horizontal axis pore pressure caused by additional thrust of double-shield construction
![]()
图 9 双线盾构施工盾壳摩擦力引起的水平轴线孔压变化
Figure 9. Variation of horizontal axis pore pressure caused by friction of shield shell of double-line shield construction
![]()
图 10 双线盾构施工盾尾注浆压力引起的水平轴线孔压变化
Figure 10. Variation of horizontal axis pore pressure caused by grouting pressure at shield tail of double-line shield construction
![]()
图 11 双线盾构3种施工参数引起的水平轴线孔压累计变化
Figure 11. variation of horizontal axis pore pressure caused by three construction parameters of double-line shield
表 1 各层土体参数
Table 1 Parameters of soil strata
主要土层 含水率w/% 重度γ/(kN·m-3) 黏聚力c/kPa 内摩擦角φ/(°) 压缩模量ES/MPa ①1杂填土 — 18.0 8.0 12.0 3.0 ①1素填土 — 18.5 10.0 10.0 2.5 ②1黏土 33.7 18.0 12.0 14.0 4.5 ④1淤泥质黏土 46.0 17.6 7.0 13.0 1.6 ④1淤泥质粉质黏土夹粉土 36.5 18.3 8.0 20.0 3.5 ④1淤泥质粉质黏土 42.1 18.0 9.0 15.0 3.0 ⑥1淤泥质黏土夹粉土 40.1 17.8 12.0 16.0 3.8 
下载: 导出CSV
-
[1] 丁智, 王凡勇, 魏新江, 等. 饱和土盾构施工引起的三维土体变形及孔隙水压力研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2018, 37(9): 2189-2199. doi: 10.13722/j.cnki.jrme.2018.0356 DING Zhi, WANG Fan-yong, WEI Xin-jiang, et al. Three-dimensional deformation and pore pressure caused by shield construction in saturated soil[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2018, 37(9): 2189-2199. (in Chinese) doi: 10.13722/j.cnki.jrme.2018.0356
[2] PECK R B. Deep excavations and tunneling in soft ground[C]//Proceedings of the 7th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, 1969, Mexico: 225-281.
[3] ATTEWELL P B, FARMER I W. Ground deformations resulting from shield tunnelling in london clay[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1974, 11(3): 380-395. doi: 10.1139/t74-039
[4] MAIR R J, TAYLOR R N, BRACEGIRDLEA . Subsurface settlement profiles above tunnels in clays[J]. Géotechnique, 1993, 43(2): 315-320. doi: 10.1680/geot.1993.43.2.315
[5] ZHAO W, JIA P, ZHU L, et al. Analysis of the additional stress and ground settlement induced by the construction of double-o-tube shield tunnels in sandy soils[J]. Applied Sciences, 2019, 9(7): 1399. doi: 10.3390/app9071399
[6] CHEN R P, ZHU J, LIU W, et al. Ground movementinduced by parallel EPB tunnels in silty soils[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2011, 26(1): 163-171.
[7] 丁智, 王凡勇, 魏新江. 软土双线盾构施工地表变形实测分析与预测[J]. 浙江大学学报(工学版), 2019, 53(1): 66-73. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZDZC201901007.htm DING Zhi, WANG Fan-yong, WEI Xin-jiang. Prediction and analysis of surface deformation caused by twin shield construction in soft soil[J]. Journal of Zhejiang University (Engineering Science Edition), 2019, 53(1): 66-73. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZDZC201901007.htm
[8] 潘泓, 苏文渊, 翟国林, 等. 小曲率半径转弯隧道盾构施工扰动实测分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2017, 36(4): 1024-1031. doi: 10.13722/j.cnki.jrme.2016.0869 PAN Hong, SU Wen-yuan, HUO Guo-lin, et al. Soil disturbance induced by shield advancing through a small radius path[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2017, 36(4): 1024-1031. (in Chinese) doi: 10.13722/j.cnki.jrme.2016.0869
[9] OH J Y, PARK H, KIM D, et al. Study on the effect of tail void grouting on the short-and long-term surface settlement in the shield TBM Tunneling using numerical analysis[J]. Journal of Korean Tunnelling and Underground Space Association, 2017, 19(2): 265-281. doi: 10.9711/KTAJ.2017.19.2.265
[10] LI Y, CUI Z D, TAN J. Numerical simulation of longitudinal settlement of shield tunnel in the coastal city Shanghai[J]. Marine Georesources & Geotechnology, 2017, 35(3): 365-370.
[11] 宋锦虎, 缪林昌, 戴仕敏, 等. 盾构施工对孔压扰动的三维流固耦合分析[J]. 岩土工程学报, 2013, 35(2): 302-312. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201302016.htm SONG Jin-hu, MIAO Lin-chang, DAI Shi-min, et al. 3D coupled mechanical and hydraulic analysis of pore water pressure disturbed by shield tunnelling[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013, 35(2): 302-312. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201302016.htm
[12] LUO Z J, LI Z, TAN J, et al. Three-dimensional fluid–soil full coupling numerical simulation of ground settlement caused by shield tunneling[J]. European Journal of Environmental and Civil Engineering, 2018, 26(1): 1-15.
[13] LI Z, LUO Z J, XU C H, et al. 3D fluid-solid full coupling numerical simulation of soil deformation induced by shield tunneling[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2019, 90(8): 174-182.
[14] SAGASETA C. Analysis of undrained soil deformation due to ground loss[J]. Géotechnique, 1987, 37(3): 301-320. doi: 10.1680/geot.1987.37.3.301
[15] VERRUIJT A, BOOKER J. R. Surface settlement due to deformation of a tunnel in an elastic half plane[J]. Géotechnique, 1996, 46(4): 753-756 doi: 10.1680/geot.1996.46.4.753
[16] LOGANATHAN N, POULOS H G. Analysis prediction for tunneling-induced ground movement in clays[J]. Journal of Geotechnicaland Geo-environmental Engineering, 1998, 124(9): 846-856. doi: 10.1061/(ASCE)1090-0241(1998)124:9(846)
[17] LEE K M, ROWE R K, LO K Y. Subsidence owing to tunneling(I): estimating the gap parameter[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1992, 29(6): 929-940. doi: 10.1139/t92-104
[18] GUO C X, GUAN X M, SHI LL, et al. The influence of earth pressure balanced shield tunnel underpassing coastal water body on stratum deformation[J]. Journal of Coastal Research, 2018, 83(S0): 237-246.
[19] 魏纲, 庞思远. 双线平行盾构隧道施工引起的三维土体变形研究[J]. 岩土力学, 2014, 35(9): 2562-2568. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201409020.htm WEI Gang, PANG Si-yuan. Study of three-dimensional soil deformation caused by double-line parallel shield tunnel construction[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(9): 2562-2568. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201409020.htm
[20] 陈春来, 赵城丽, 魏纲, 等. 基于Peck公式的双线盾构引起的土体沉降预测[J]. 岩土力学, 2014, 35(8): 2212-2218. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201408013.htm CHEN Chun-lai, ZHAO Cheng-li, WEI Gang, et al. Prediction of soil settlement induced by double-line shield tunnel based on peck formula[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(8): 2212-2218. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201408013.htm
[21] 陈振建. 半无限饱和土内部作用集中力的初值解[J]. 水利水运科学研究, 2000(2): 33-38. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SLSY200002006.htm CHEN Zhen-jian. Initial solution of semi-infinite saturated soil loaded by internal concentrated force[J]. Journal of Nanjing Hydraulic Research Institute, 2000(2): 33-38. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SLSY200002006.htm
[22] MCNAMME J, GIBSON R E. Displacement function and linear transform applied to diffusion through porous elastic media[J]. Quarterly Journal of Mechanics and Applied Mathematics, 1960, 13(1): 98-111.
[23] SNEDDON I N. Fourier Transforms[M]. New York: McGraw-Hill, 1951: 52-57.
[24] 许宏发, 吴华杰, 郭少平, 等. 桩土接触面单元参数分析[J]. 探矿工程(岩土钻掘工程), 2002(5): 10-12. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TKGC200205003.htm XU Hong-fa, WU Hua-jie, GUO Shao-ping, et al. Study on the parameters of pile soil contact surface element[J]. Prospecting Engineering (Rock and Soil Drilling Engineering), 2002(5): 10-12. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TKGC200205003.htm
[25] 魏新江, 周洋, 魏纲. 土压平衡盾构掘进参数关系及其对地层位移影响的试验研究[J]. 岩土力学, 2013, 34(1): 73-79. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201301010.htm WEI Xin-jiang, ZHOU Yang, WEI Gang. Research of EPB shield tunneling parameter relations and their influence on stratum displacement[J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(1): 73-79. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX201301010.htm
-
期刊类型引用(14)
1. 王志强，杨广庆，蒲昌瑜，梁训美. 碳纤维土工格栅加筋沥青路面面层组合体抗车辙性能研究. 公路. 2025(04): 16-25 . 
百度学术
2. 刘鑫，刘刚，孙健，张莹晨，许淋颖，丁海军，沈宇鹏，张雪东. 铆接型聚酯土工格室加筋土单元压缩试验研究. 路基工程. 2025(02): 79-84 . 百度学术
3. 孔永博，李浩，张建伟，李俊杰，杨晓华. 拼装式土工格室挡墙受力变形测试分析. 中外公路. 2024(02): 18-26 . 百度学术
4. 方济升，刘杰，张耀辉，赵阳. 土工格室与沙漠沙界面特性大型直剪试验. 公路交通科技. 2024(06): 65-73 . 百度学术
5. 李庆斌. 公路工程填方路基承载特性研究. 江西建材. 2024(09): 189-191 . 百度学术
6. 戴维，罗旻，罗安军，祝俊华，周阳，胡敏，罗世清，罗建勋，熊华. 开孔土工格室条带拉伸力学性能研究. 江西建材. 2024(11): 278-282 . 百度学术
7. 黄玉纯，吴廷楹，王宁，林志航，耿大新. 土工格室加筋对挡墙填方路基承载性的影响. 华东交通大学学报. 2023(01): 19-24 . 百度学术
8. 杨晓华，李浩，赵旭，孔永博，曾浩，晏长根，许江波. 粉细砂填料柔性挡墙受力变形特性模型试验. 工程地质学报. 2023(02): 680-687 . 百度学术
9. 杨晓华，李浩，曾浩，孔永博，晏长根. 粉细砂填料土工格室柔性挡墙工程性状研究. 中国公路学报. 2023(06): 24-35 . 百度学术
10. 孙健，杨广庆，左政，梁训美，王奇伟. 熔接型聚丙烯土工格室拉伸特性试验研究. 科学技术与工程. 2023(20): 8788-8794 . 百度学术
11. 王志杰，齐逸飞，杨广庆，蔡永明，刘伟超. 土工格室加筋碎石复合体大型三轴试验研究. 铁道学报. 2023(09): 161-169 . 百度学术
12. 薛洋. 公路改扩建工程中土工格室加固效果及影响参数分析. 西部交通科技. 2022(01): 96-99 . 百度学术
13. 左政，杨广庆，王贺，许淋颖，靳静，梁训美. 土工格室规格对加筋土剪切性能的影响. 岩土工程学报. 2022(06): 1053-1060 . 本站查看
14. 王秉泽，苏鹏辉，杨广庆. HDPE焊接型有穿孔土工格室条带拉伸力学特性试验研究. 交通世界. 2022(30): 135-137 . 百度学术
其他类型引用(8)
计量
- 文章访问数: 321
- HTML全文浏览量: 18
- PDF下载量: 175
- 被引次数: 22
