天然沉积软黏土渗透系数随应力

范文一：天然沉积软黏土渗透系数随应力水平的变化规律

2 0 1 1 年 4月 Ap r. , 2011 JOURNAL O F GEOD ESY AND GEOD YNAM ICS

( ) 文章编号 : 1671 25942 2011 02 20084 205

天然地基强迫振动测试与分析

))))1 , 2 3 3 1 , 2 王岚郑水明吕景权朱文久

)1中国地震局地震研究所 ,武汉 4 30071

)2武汉地震工程研究院 ,武汉 43 0071

)3北京东方新星石化工程股份有限公司 ,北京 10 0083

摘要在试验块体分别为明置与埋置情形时 ,利用激振器对某工程场地天然地基分别进行竖向、水平回转及扭

转稳态强迫振动试验。试验结果表明 ,埋置情形试验的动力特性参数值均大于明置情形试验相应值 ; 同种试验情

形下 ,地基第一振型共振频率竖向最大 ,水平回转向其次 ,扭转向最小 ;土的参振质量均远大于基础本身质量。

关键词强迫振动 ;天然地基 ;动刚度 ;参振质量 ;动力特性

中图分类号 : TU413文献标识码 : A

DY NAM IC TEST ING A ND A NALY S IS O F SUBSO IL

) ) ) )1 , 2 3 3 1 , 2 W ang L an, L üJ inquan, Zhu W en jiuand Zheng Shu im ing

) 1 Institu te of S eism ology, C EA , W uhan 430071

) 2 W uhan Institu te of Ea rthquake Eng ineering, W uhan 430071

) 3 B eijing O rien t N ova Petrochem ica l Eng ineering C o. , L td, B eijing 100083

2 dyA b stra c t O n the texts of the ve rtica l, ho rizon ta l ro ta ry and to rsiona l ha rmon ic fo rced vib ra tion by exc ite r, nam ic p rop e rty of sub so il fo r p e trochem ica l enginee ring p ro jec t a re m ea su red unde r op en and em bedded cond ition s of conc re te te sting b lock. O n the ba sis of te sting da ta, the dynam ic p a ram e te rs of sub so il such a s dynam ic stiffne ss, dynam ic stiffne ss coeffic ien t, damp ing ra tio of 1 st vib ra tion mode and m a ss of vib ra tion so il a re ca lcu la ted. The ex2 p e rim en ta l re su lts show tha t the dynam ic p a ram e te rs unde r em bedded cond ition a re b igge r than tho se unde r op en cond ition. Fo r re sonance frequency of 1 st vib ra tion mode, the ve rtica l is b igge st, ho rizon ta l ro ta ry is b igge r and the to rsiona l is sm a lle st. It shou ldn’t be igno red tha t the m a ss of vib ra tion so il is mo re than to ta l m a ss of te sting con2 c re te b lock and exc ite r. In the cou rse of fo rced vib ra tion, the vib ra tion frequency of conc re te te sting b lock is no t con sisten t w ith the runn ing frequency of exc ite r.

Key word s: fo rced vib ra tion; sub so il; dynam ic stiffne ss; m a ss of vib ra tion; dynam ic p rop e rty

场、形变场以及固体潮应力场的重要物理力学特性 1 引言指标。

地基土动特性参数对于工程实践和地球科学研土层动力特性参数的确定 ,可以通过动力学理究 ,均具有重要意义。在工程实践中 ,它是动力基础论分析计算或现场试验获得 ,动力学理论分析计算 , 的设计依据 ; 在地球科学中 , 它是计算地壳中应力主要是质量 2弹簧理论和弹性半空理论。现场试验

3 收稿日期 : 2011 201 203

基金项目 :国家自然科学基金责报制项目 :湖北强震观察和研究

作者简介 :王岚 ,女 ,高级工程师 ,主要从事地震学和地震工程学方面的研究. E - m a ill: w l5747 @ 163. com

如下。方法主要有低频响应法、双基础试验法、自振频率

法、四参数模型法以及基于地球物理勘测的波动 ,机械式激振器竖向安装在基竖向振动试验时

[ 1 ]法等。本文利用双基础法 ,实测场地土的动力参础顶面中心处 ,用预埋地脚螺栓与基础紧密固定 ,扰

力为垂直向 ,并与试验基础重心和底面形心位于同数 ,研究土的动刚度、阻尼比、参振质量、自振周期等

一垂直线上。在基础顶面沿长轴方向中线的两端各动力特性指标。

() 布置一台竖向传感器测量基础竖向振动图 2 。 2 工程概况及测试仪器

根据工程勘察报告 , 其场地上部为素填土 , 厚

3. 1 m ,主要成分为粘性土 ,含少量砂砾和碎石 ;其下

为含碎石的粉质粘土 ,厚 3. 2 m ,碎石含量约 20 % ,

成分为风化玄武岩 ,场地地下水位 2. 1 m。土层下

伏薄层强风化玄武岩及厚层中风化玄武岩。本次测试仪器主要由激振设备、拾振器、记录仪图 2 竖向振动试验设备布设

( 3 部分组成。激振设备由激振器包括机械式激振F ig. 2 A rrangem en t p lan of equ ipm en ts fo r ve rtica l fo rced

) vib ra tion te st 器和电磁式激振器两种、变频器、功率放大器、信

号发生器、激振力监控系统等组成。机械式激振器水平回转振动试验时 ,机械式激振器水平安装为上海金勘岩土勘察设备有限公司生产的 JZQ 23 型在基础顶面中心处 ,用预埋地脚螺栓与基础紧密固变扰力式振动器 , 最大扰力 43. 20 kN , 上限频率为定 ,扰力为水平向 ,且与基础长轴方向中心轴一致 60 H z; 电磁式激振器为北京航空航天 702 所生产在基础顶面沿长轴方向中线的两端各布置一台竖向的 2101A 型电动振动台 ,正弦峰值力最大可达 2. 5 传感器测量基础回转角度 ,在顶面中间布置一台水 kN。拾振器与采集器为哈尔滨工程力学研究所生 () 平向传感器测量基础水平位移图 3 。产的 891 22 型速度传感器及 DA &P2B 01 型数据采集

系统。

3 试验块体设置 [ 2 ] 根据规范要求 ,两个试验块体尺寸均为 2. 0

m ×1. 5 m ×1. 0 m , 用 C25 强度混凝土现浇而成。两

块体侧面相距 5 m ,埋深 2 m。块体顶面预埋地脚螺

图 3 水平回转振动试验设备布设栓 ,地脚螺栓对角线交点与块体顶面形心重合 ,并用

F ig. 3 A rrangem en t p lan of equ ipm en ts fo r ho rizon ta l ro ta ry 水泥浆抹平 ,底部为厚 0. 1m 的混凝土垫层 ,强度等

fo rced vib ra tion te st () 级为 C10 图 1 。

扭转振动试验时 ,采用两台同型号的电磁激振

器同时对块体的两个对角进行激振 ,激振器信号来

自同一信号源 ,保证了两台激振器振动的相位相同

为了使激振器出力保持一致 ,在两台激振器上都安

装了测力传感器 , 用来监视激振力的大小和相位

当两个激振力不同时 ,分别调节控制激振器的功率

放大器输出电流的大小 ,使激振力大小相同。设备

安装时 ,两个激振器对称水平放置 ,保证它们在承台

两侧垂直中心线上进行水平激振 ,使基础产生绕中图 1 试块平面示意图心竖轴的扭转振动。尽量采用最大振动力间歇激 F ig. 1 P lane ske tch of te sting conc re te b lock 振 ,以增大扭转位移。在基础顶面沿长轴线的两端 [ 2 ] 4 测试方法 ,其水平拾振方向同相位对称布置两台水平传感器 () 与长轴线垂直图 4 。依据规范 ,块体基础动力参数测试应进行明置

明置情形下的强迫振动试验完成后 ,将开挖土与埋置两种情况下的强迫振动试验。每种情况分别

形下的试验。 5. 1 试验结果

根据试验各频率点的实测振动记录 ,计算相应的频率和振幅 ,绘制振幅 2频率响应曲线 A - f, 图 6

,8 分别为明置和埋置情形下试块竖向、水平回转及扭转强迫振动的幅频响应曲线。按照规范规定的

[ 2 ] 变扰力作用下取值方法及动参数计算公式 ,试块竖向、水平回转及扭转强迫振动试验计算结果分别

见表 1 ,3。扭转振动试验设备布设图 4 5. 2 试验结果分析 F ig. 4 A rrangem en t p lan of equ ipm en ts fo r to rsiona l fo rced 通过对天然地基强迫振动记录及试验结果分 vib ra tion te st )析 ,获得以下几点认识 : 1 从图 6可以看到 ,埋置与

明置情形下竖向强迫振动的幅频响应曲线上均出现5 试验结果与分析了明显的“鼓包 ”现象 ,计算取值时应避开鼓包区 ,试验数据采集系统采集点数为 1 024 ,激振器运 [ 2 ] 否则会导致结果产生较大的偏差。转频率由低向高逐渐增加 ,频率大小由变频器或信

)号发生器进行调控。试验过程中及时对测试数据进 2 从幅频响应曲线图 6 ,8 及表 1 ,3 可以看

行计算 ,严密监视基础共振频率。共振区以外的频出 ,同方向强迫振动试验时 ,埋置试验情形下第一振

率调控间隔取 2 H z,共振区内取 0. 5 ,1 H z。在激型共振频率、阻尼比、动刚度及其动刚度系数值均大振机简谐周期运动作用下 ,试验块体也开始简谐运于明置试验情形下的对应值 ,反映出基础的埋深会动时才可进行数据采集 ,图 5 为明置情形下变频器影响其动力参数 , 随埋深增加 , 动力参数值也会增 [ 3 ] 控制频率为 22 H z时水平回转试验振动记录曲线及大。因此 ,试验块体基础应与设计动力设备基础通过汉宁窗滤波处理后计算的傅氏谱。位于同一深度 ,否则设计计算时需对参数进行必要的深度修正。

)3 对比表 1 ,3 中同为明置或埋置情形下的试验计算结果 ,第一振型共振频率、阻尼比、动刚度及其动刚度系数值在竖向强迫振动试验时最大 ,水平回转强迫振动试验时其次 ,扭转时强迫振动试验时最小。

)4 比较表 1 ,2 中 1 号与 2 号试块在明置或埋置情形下的试验结果 ,虽然两相同试块相距仅 5 m , 但某些动参数值相差却较大 ,如表 1 中 2 号块体试验结果中阻尼比值较 1 号块体试验值小 38. 1 % ,表 2中 2号块体试验结果中抗剪动刚度及动刚度系数比 1 号块体试验结果小 29. 3 % 。

) 5 对比变频器或信号发生器调控频率与实测振动记录傅氏谱峰值频率 ,前者频率值大于后者 ,特别在高频振动试验时 ,两者差别较为明显。如图 5 所示 ,变频器的调控频率是 22 H z,而实测振动记录

傅氏谱峰值频率为 17. 5 H z。两者频率差异表明 ,试验过程中 ,试块与下部土体产生了相互作用 ,土体的粘滞作用使试块的振动频率有所滞后。

) 6 本次试验试块基础质量约为 7 吨 ,远小于表1,3中试验计算的参振质量 ,特别是竖向和水平向强迫振动时两者差别十分显著。这不仅证明了地基

[ 1 , 2 - 7 ] 基础振动中土的参振质量不可忽略 ,而且还说明土的参振质量如何取值是值得深入研究的。目 ( )( )图 5 水平回转试验振动记录曲线 a及相应傅氏谱 b 前 ,水平回转及扭转振动时土的参振质量取值相关( ) ( ) F ig. 5 R eco rd ing cu rve a and Fou rie r sp ec trum b of

ho rizon ta l ro ta ry fo rced vib ra tion te st

()图 6 竖向强迫振动幅频响应曲线左为明置情形 ,右为埋置情形 ( ) ( ) Fig. 6 R espon se cu rve s of amp litude versus frequence on vertica l fo rced vibra tion under open leftand embedded righ tcond ition

()图 7 水平回转强迫振动幅频响应曲线左为明置情形 ,右为埋置情形

( ) F ig. 7 R e spon se cu rve s of amp litude ve rsu s frequence on ho rizon ta l ro ta ry fo rced vib ra tion unde r op en aand em bedded ( ) righ tcond ition

()图 8 扭转强迫振动幅频响应曲线左为明置情形 ,右为埋置情形

( ) ( ) Fig. 8 R e sponse cu rves of amp litude ve rsu s frequence on to rsiona l fo rced vib ra tion unde r open leftand em bedded rightcondition

表 1 竖向强迫振动试验结果

Ta b. 1 Te st re su lts of ver t ica l forced v ibra t ion

参数试块状态 C fm AfffAAAK zmzm123123zζ 编号z 3 ( )( )(μ( )( )( )(μ(μ(μ( )) ) ) ) H z t m H z H z H z m m m kN /m ( )kN /m 明置 30. 86 31. 24 26. 18 21. 83 12. 50 22. 92 14. 60 2. 16 0. 202 240. 7 497 075 165 696 # 132. 26 16. 56 26. 88 18. 80 12. 38 12. 00 6. 24 1. 72 0. 271 345. 3 504 920 168 307 埋置

28. 25 42. 76 22. 94 17. 86 10. 94 21. 56 6. 92 1. 68 0. 125 280. 4 439 353 146 484 明置 # 2 31. 25 17. 60 26. 04 16. 61 10. 18 13. 28 5. 20 1. 52 0. 290 305. 3 461 991 153 997 埋置

( ) () 注 : f, A分别为竖向强迫振动第一振型共振频率及共振点峰值位移 ; f f, f, f, A A , A , A 分别为在幅频响应曲线上 0. 85 f以下选取 m m i 1 2 3 i 1 2 3 m

ζ的第 i点的频率及所对应的幅值 ;, m , K, C 分别为阻尼比 , 参振质量 , 抗压动刚度及抗压动刚度系数 z z z z

表 2 水平回转强迫振动试验结果

Ta b. 2 Te st re su lts of hor izon ta l ro ta ry forced v ibra t ion

参数试块状态 C C f A A A l m K K A x φ φ m l m l φφ1 φx z 1z2xlζ 编号xφl 3 3 (μ) μ(μ( ) ( )())()( )( )m (μ) H z m m m t kN /m ( )kN /m ( )m kN /m kN /m 明置 22. 52 105. 42 18. 18 65. 76 79. 26 1. 8 0. 087 32. 23 521 008 173 669 163 191 163 191 # 127. 03 48. 57 13. 98 29. 46 27. 99 1. 8 0. 145 404. 41 545 264 181 755 258 270 258 270 埋置

21. 74 109. 77 16. 95 71. 79 59. 19 1. 8 0. 077 33. 45 368 534 122 845 171 130 171 130 明置 # 2 26. 88 43. 95 14. 64 26. 43 20. 94 1. 8 0. 169 374. 89 473 413 157 804 271 565 271 565 埋置

注 : f, A分别为水平回转强迫振动第一振型共振频率及共振点峰值位;移 A 为幅频响应曲线上相应于 0. 707 f频率点幅值; A , A 分别为 φφm l m lm lz 1 z 2

ζ两竖向第一振型共振频率点峰值位移 ; l为两竖向传感器的间距 ;, m , K, K, C , C分别为阻尼比 , 参振质量 , 抗剪动刚度、抗弯动刚度 φφφ φ 1 xl xl x x

表 3 扭转强迫振动试验结果

Ta b. 3 Te st re su lts of tor s iona l forced v ibra t ion

参数试块状态 C fAA MmK ψψψψψm m x ψl ψ ζ 编号 ψl 3 ( )(μ(μ( )( )( )) ) H z m m KN /m t kN /m ( )kN /m

明置 20. 13 19. 37 10. 78 1. 84 0. 161 32. 31 255 260 255 260 # 122. 47 9. 83 6. 85 1. 84 0. 224 37. 14 346 779 346 779 埋置

19. 44 17. 66 9. 93 1. 84 0. 163 37. 49 275 814 275 814 明置 # 2 21. 66 10. 13 6. 78 1. 84 0. 210 41. 26 362 949 362 949 埋置

ζ注 : f, A分别为扭转强迫振动第一振型共振频率及共振点峰值位移 ; A 为幅频响应曲线上相应于 0. 707 f频率点幅值; , m, K, C分 mψ mψxψmψψl ψl ψ ψ

别为阻尼比 , 参振质量 , 抗扭动刚度及其动刚度系数

[ 1 ] m a ss su rround ing the em bedded founda tion on stiffne ss of 试验及研究均较少 ,竖向振动时土的参振质量取

sub so il [ J ]. Jou rna l of Enginee ring R econna issance, 1999, 值看法却不尽相同。竖向振动时 ,萨维诺夫认为土

[ 8 ] ( ) )1: 4 - 6 的参振质量约为基础质量的 20 % ,80 % ; 加拿大王锡康 . 对地基动刚度及惯性作用的研究 [ J ]. 岩土工程 4 [ 9 ] Novak结论为 20 % ,90 % ;我国试验表明 ,土的参 ( ) ( 学报 , 1984, 6 4 : 75 - 85. W ang X iwe . i R e sea rch on dy2 [ 10 ] 振质量与基础质量之比为 0. 43,2. 90,这些土的 nam ic stiffne ss and ine rtia of sub so il[ J ]. Ch ine se Jou rna l of

参振质量取值均远小于本次试验计算的结果。土的 ( ) )Geo techn ica l Enginee ring, 1984, 6 4 : 75 - 85

参振质量直接影响到地基动刚度的计算 ,因此有必 W h itm an R V and R ieha rt F E. D e sign p rocedu re s fo r dy2 5

( ) nam ica lly loaded founda tion [ J ]. A SCE, 93 SM 6 , 1967, 要对土的参振质量问题进行深入研究。

169 - 193.

王锡康 ,张华南 ,段士伟 . 对非匀质地基动力影响深度和 6 结语 6 ( ) 参振土质量的研究 [ J ]. 工业建筑 , 1999 , 29 12 : 22 - 25. 地基的稳态强迫振动试验结果表明 ,埋置情形 ( W ang X iwe i, Zhang H uanan and D uan Sh iwe i. R e sea rch 试验计算的动力特性参数值均大于明置情形试验结 on dep th and m a ss of vib ra tion so il of an iso trop ic sub so il 果 ;地基第一振型共振频率竖向最大 ,水平回转向其 ( ) [ J ]. Jou rna l of A rch itec tu re and B u ild ing, 1999 , 29 12 : 次 ,扭转向最小 ; 土的参振质量远大于基础本身质

)22 - 25 量 ,不可忽视 ,但如何取值 ,值得深入研究。

Awo job i A O. V e rtica l vib ra tion of a rigid c ircu la r founda tion 7 ( ) on gib son so il [ J ]. Geo techn ique, 1992, 22 2: 1972. 参考文献潘弘 ,谢永利 ,李翼棋 . 动力机器基础中地基土的惯性分 8 ( ) 析 [ J ]. 西安公路交通大学学报 , 1996, 64 4 : 19 - 22. 1 王锡康 ,谷耀武 . 水平旋转耦合振动下地基惯性及刚度的 ( Pan Hong, X ie Yongli and L i Yiq i. Ine rtia ana lysis of so il (研究 [ J ]. 建筑结构 , 1996, 12: 3 - 8. W ang X iwe i and Gu in founda tion of dynam ic m ach ine [ J ]. Jou rna l of X i’an Yaowu. R e sea rch on stiffne ss and ine rtia of sub so il on ho ri2 ( ) )Road Traffic U n ive rsity, 1996, 64 4: 19 - 22 zon ta l ro ta ry fo rced vib ra tion [ J ]. Jou rna l of B u ild ing Struc2 Novak M and B e radugo Y Q. V e rtica l vib ra tion of em bedded )tu re s, 1996, 12: 3 - 8 9 foo ting[ J ]. So ilM ech. and Found. Engrg. D iv. , A SCE, 98 中华人民共和国国家标准编写组 . 地基动力特性测试规2 ( ) 12, 1972: 41 - 48. ( ) 范 GB / T50269 ? 97 [ S ]. 北京 : 中国建筑工业出版社 ,

() 工程地质手册编委会 . 工程地质手册第四版 [M ]. 北 ( 1998. The N a tiona l Standa rd s Comp ila tion Group of Peo2 ( 京 :中国建筑工业出版社 , 2007. The Comp ila tion Group 10 p le’s R ep ub lic of Ch ina. Code fo r m ea su rem en t m e thod of

of A H andbook of Enginee ring Geo logy. A handbook of en2 ( ) dynam ic p rop e rtie s of sub so il GB / T50269 - 97 [ S ]. B e i2 ( ) ginee ring geo logy the fou rth ed ition[M ]. B e ijing: Ch ina )jing: Ch ina A rch itec tu re and B u ild ing P re ss, 1998 )A rch itec tu re and B u ild ing P re ss, 2007 郑建国 . 动力基础四周土体对地基刚度的影响 [ J ]. 工程3 ( 勘察 , 1999 , 1: 4 - 6. Zheng J ianguo. The influence of so il

范文二：压缩过程中重塑黏土渗透系数的变化规律

压缩蠕变力学试验的数值模拟研究

?? 王旭东付小敏

( )?甘肃省建筑设计研究院勘察分院兰州 730030

( )?成都理工大学环境与土木工程学院成都 610059

摘要由于蠕变试验费时长、耗资大 ,在实际操作中比较困难 ,长期以来制约着蠕变试验的发展。本文利用岩土分析软件 3DFLAC建立试验模型 ,对室内蠕变试验进行模拟研究。采用同实际试验相同的试验状态、加载设计和时间设置 ,得到了同实际情况相似的蠕变曲线并进行了蠕变变形分析 ,进而延伸到常规三轴压缩的试验状态。 3D 关键词 FLAC数值模拟蠕变试验研究

中图分类号 : TU45 文献标识码 : A

NUM ER ICAL S IM UL AT IO N TEST FO R PHY S ICAL COM PRESS IO N C REEP EXPER IM ENT

?? WAN G XudongFU X iaom in

( )?A rch itectu re D esign Institu te of Gansu, L anzhou 730030

( ) ?Chengdu U n iversity of Technology, Chengdu 610059

A b stra c t Physica l c reep exp e rim en t need s long tim e - con sum ing, co sts grea tly, and op e ra te s mo re d ifficu lt. The deve lopm en t of exp e rim en t is mo re d ifficu lt. Th is p ap e r e stab lishe s a num e rica l mode l u sing the rock so il ana lysis

3D softwa re FLAC, ca rrie s ou t sim u la tion te st fo r the indoo r c reep exp e rim en t. The num e rica l te st adop ts the te st sta te, load de sign and tim e se tting a s sam e a s tho se ac tua l p hysica l te st. It can ob ta in the sam e c reep cu rve of ac tu2 a l p hysica l te st. The sim u la ted re su lts can be u sed to ana lyze c reep d isto rtion. Mo reove r, the m e thod ha s been ex2 tended to the te st sta te of tri - axia l comp re ss c reep te st. It p rovide s a new road fo r c reep te st re sea rch.

3D Key word s FLAC, N um e rica l sim u la tion, C reep te st re sea rch

石力学研究越来越接近岩石所处的工程地质环境的

实际条件。但是由于室内蠕变试验费时长、耗资大 ,1 引言

在实际操作中比较困难。随着计算机软件技术的发

岩石蠕变试验研究的历史并不长。随着岩体工展 ,利用计算机数值计算法来模拟岩体的力学行为程的发展 ,特别是涉及能源、资源开发利用的大型岩以及大尺度的岩石力学试验 ,逐渐被人们认为是一体工程 ,这些工程的使用期限都是 50 a甚至上百年 , 种常规的研究方法。相对于岩石蠕变力学试验而这就要求考虑岩体的蠕变特性 ,考虑它的强度衰减。言 ,其在经济上和速度上具有试验无法比拟的优势。

因此 ,在岩石蠕变试验的同时 ,有必要进行岩石蠕变随着岩土工程的发展和测试条件的改善 ,使岩

3 收稿日期 : 2008 - 09 - 23;收到修改稿日期 : 2008 - 11 - 20.

第一作者简介 :王旭东 ,岩土工程专业. Em a il: 19816876 @ qq. com

的计算机数值模拟研究。本文利用计算机数值分析

3D软件建立试验模型 ,用岩土分析软件 FLAC对室内

蠕变试验进行模拟。

2 研究现状及不足

3D 杨根兰等利用 FLAC对小湾水电站的坝肩蚀

变岩抗力体进行了蠕变稳定性分析 ,并且考虑了各

种工况 ;曹文贵等采用岩体蠕变大变形有限元分析

的理论和方法 ,对金川矿岩体稳定性进行了研究 ;刘

3D建华等采用 FLAC中 PW IPP蠕变模型对小浪底水

利枢纽地下厂房岩体蠕变与稳定性进行数值分析 ; 图 1 单轴压缩蠕变试验状态 3D 尹雪英等利用 FLAC, 对金坛盐矿某区老腔 1 号 F ig. 1 The sta te of un i - axia l comp re ssion c reep 井、2 号井建库完成后的腔体稳定性以及腔体蠕变

规律进行了数值模拟 ; 刘建华等采用改进拉格朗日

数值计算方法对小浪底水利枢纽地下厂房洞室群围

岩蠕变行为进行了分析研究。章根德等在试验确定

边坡岩体开挖卸荷带及其参数的基础上 ,进行了既

考虑蠕变又考虑开挖卸荷效应的边坡数值分析 ; 丁

3D秀丽等采用 FLAC中 Cvisc蠕变模型对清江水布垭

坝址区马崖高边坡的时效变形及稳定性进行数值分

析 ,探讨了边坡在开挖卸荷及运行期等工程荷载作

用下岩体的蠕变变形及塑性区发展 ;

由上可知 ,数值模拟法目前主要用于对实际工

程的拟合反演和蠕变力学机制的研究 ,对蠕变试验图 2 室内试样蠕变曲线方法的模拟几乎没有。F ig. 2 The c reep cu rve of samp le 3 室内试验概述

4 单轴压缩蠕变试验的数值模拟

实际室内试验以云南某水电站工程项目为依

()托 ,在坝肩基岩体的不同部位选取有代表性的岩 4. 1 数值模型的原理分析样 ,进行室内单轴压缩蠕变试验。所有试样均制成

模型的运行条件与实际的室内试验条件相长 :宽 :高为 1: 1: 1 的立方体标准试件 ,采用分级加

() 模型体为立方体 ,网格采取均匀划分 ,划分的网格载的方式陈氏加载法施加荷载。以单轴抗压强

度的 75 %作为流变加载的总荷载 ,将总荷载分为 5 10 ×10 ×13 = 1300。上部施加均匀面荷载 ,底部级 ,逐级施加 ,各级荷载的持续时间根据岩石的蠕变加轴向约束。荷载为实际试验的多级加载值 ,模

()增量和蠕变速率确定 ,当蠕变增量为零低应力时的蠕变力学参数取值为实际试验所得。为了使模

() 或蠕变速率为常数高应力时 , 就施加下一级荷结果更具真实性和相似性 ,岩样的尺寸和加载的载 ,一直加到岩样破坏为止。室内保持恒温、恒湿间均与实际试验状态保持相同。 () 图 1 ,图 2 。经过分析发现 ,该类岩石的蠕变曲线与经典

临界应力值后 ,逐渐转化为不稳定蠕变。根据这一 ,且数值远小于轴向蠕变 ,直到模型破坏后侧向蠕变

3D 蠕变现象 ,蠕变模型选用 FLAC内置的 mode l cvisc向蠕变加速增长趋于轴向蠕变。每级应力作用下 ,

( )即伯格斯 bu rge r蠕变模型和摩尔 - 库仑模型合成顶端侧向稳定蠕变与轴向稳定蠕变的比值位于 0. 38的伯格蠕变粘塑性模型 ,采用蠕变大变形模式。为 ,0. 46之间 ,除第一级应力和最后一级应力作用下

的比值偏大外 , 其他各级应力作用下的比值均在了模拟该岩样的弹 - 粘弹部分的蠕变变形 ,即前 5

() 级荷载作用下的稳定蠕变阶段 , 在模型计算时将 0. 40附近图 6 。平均值为 0. 42 , 数据拟合值为

(M axwe ll体中的粘滞系数赋值为零相当于移去 0. 44 ,该岩样的泊松比为 0. 37。

) M axwe ll体中的粘壶 ,此时的蠕变模型退化成一个

弹簧和一个 ke lvin体串联。在最后一级荷载作用下

的破坏阶段 ,再将其粘滞系数赋上相对应的试验计

算值。

4. 2 数值模拟结果分析

4. 2. 1 绘制数值模型的蠕变曲线

数值模拟过程如图 3 所示。以时间为横坐标 ,

εε分别以轴向应变、顶端侧向应变为纵坐标绘制 z c

() 数值模型体的蠕变曲线图 4 和图 5 。由图 5 可

知 ,前 5级荷载作用下为稳定蠕变 ,蠕变曲线只包括初始蠕变阶段和稳定蠕变阶段 ; 最后一级荷载作用图 4 单轴条件下轴向蠕变曲线下 ,蠕变曲线表现为初始蠕变阶段、稳定蠕变阶段和

F ig. 4 V e rtica l c reep cu rve unde r un i - axia l 加速蠕变阶段 ,蠕变曲线总体布局与实际试验曲线

相同。每一级荷载作用下的稳定蠕变应变值与相应

的实际蠕变应变值相差不大。因此 ,无论是曲线形

态还是蠕变应变值 ,数值模拟都达到了预期目的。

图 5 单轴条件下顶部侧向蠕变曲线

F ig. 5 L a te ra l c reep cu rve unde r un i - axia l

图 3 蠕变过程示意图图 6 顶部应变比值 F ig. 3 The roadm ap of c reep F ig. 6 The ra tio of top stra in s 4. 2. 2 模型的蠕变变形分析

从图 4、图 5可知 ,顶部产生侧向蠕变滞后于轴

以时间为横坐标 ,分别以轴向蠕变、顶端侧向

() 变为纵坐标绘制数值模型体的蠕变曲线图 7 。 5 常规三轴压缩蠕变的数值模拟

5. 2 蠕变稳定变形与围压的关系分析室内常规三轴压缩蠕变试验是在给试样施加恒

定围压的条件下 ,施加轴向荷载 ,并保持轴向荷载不 ,无法印证由于三轴蠕变试验资料相当短缺变 ,测定试样轴向和侧向变形随时间的变化量值。值计算结果 ,此处只做假设性分析。由图 7可看

随着围压的增大 ,每级应力下的稳定蠕变变形均试验操作及控制难度远远大于单轴压缩蠕变试验。

若能利用数值模拟的方法 ,根据单轴压缩蠕变试验减小。当围压与轴压相近时 ,侧向应变产生了负

() 侧向变形向内压缩为负 ,向外扩张为正。为了结果 ,模拟三轴压缩蠕变试验 ,得到三向应力作用下

的蠕变力学参数 ,这样可以大大简化试验条件 ,缩短详细地了解围压对稳定变形的影响 ,现保持轴向

力不变 ,分别施加不同的围压 ,蠕变曲线如图 8。试验时间。本论文建模过程与上面的单轴压缩蠕变

数值模拟相同 ,包括模型体的参数和蠕变力学参数。由图 8可知 ,在轴压保持不变的情况下 ,围压

0M Pa增加到 5M Pa, 轴向应变从 0. 0077 减少唯一不同的就是对模型体施加不同的围压 ,进行三

轴压缩蠕变试验数值模拟研究。由于轴向应力最小 0. 0018 ,变化值为 0. 0059; 侧向应变从 0. 0032 减设计值为 0. 92M Pa,为了避免岩样轴向位移出现负到 - 0. 0019 ,变化值为 0. 0051。当模型体处于静

( σσσ) 值 ,围压必须小于轴压。轴向应力同单轴的相同 ,围压力状态下 === 1M Pa,轴向的压应 1 2 3

为 0. 0018 ,侧向的压应变为 0. 0019。压分别施加 0. 4M Pa、0. 8M Pa。

5. 1 绘制数值模型的蠕变曲线图

图 7 同一围压下的蠕变曲线

F ig. 7 C reep cu rve s unde r sam e confin ing

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Yang gen lan. A lte red - rock cha racte ristic s and its enginee ring re2 形的分析 ,得出了侧向蠕变约为轴向蠕变的 42 % 。

spondence s studying ——— Exemp lified by X iaowan H yd ropowe r ( )4 在常规三轴压缩条件下 , 得出随着围压的 Sta tion L ancang river. The doc to r a rtic le of cheng du un iversity of 升高 ,轴向蠕变和侧向蠕变的变化幅度近乎相同。 techno logy, 2007.

( σσσ当模型体处于静水压力状态下 = = = 1 2 3 曹文贵 ,速宝玉. 岩体蠕变大变形有限元分析及其在金川矿[ 11 ] ( ) 的应用 [ J ]. 矿冶工程 , 1999 , 19 3 : 22 ,24. ) 1M Pa,轴向的压应变为 0. 0018 , 侧向的压应变为

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范文三：渗透系数

渗透系数

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摘要

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渗透系数-渗透系数

hydraulic conductivity/permeability coefficient

渗透系数-正文

表示岩土透水性能的数量指标。亦称水力传导度。可由达西定律求得：

q ＝ＫI

式中q 为单位渗流量，也称渗透速度（米/日）; K 为渗透系数（米/日）；I 为水力坡度, 无量纲。可见, 当I ＝1时，q ＝K ，表明渗透系数在数值上等于水力坡度为 1时，通过单位面积的渗流量。岩土的渗透系数愈大，透水性越强，反之越弱。

渗透系数的大小主要不取决于岩土空隙度的值，而取决于空隙的大小、形状和连通性，也取决于水的粘滞性和容量，因此，温度变化，水中有机物、无机物的成分和含量多少，均对渗透系数有影响。

在均质含水层中, 不同地点具有相同的渗透系数; 在非均质含水层中，渗透系数与水流方向无关，而在各向异性含水层中，同一地点当水流方向不同时，具有不同的渗透系数值。一般说来，对于同一性质的地下水饱和带中一定地点的渗透系数是常数；而非饱和带的渗透系数随岩土含水量而变，含水量减少时渗透系数急剧减少。

渗透系数是含水层的一个重要参数，当计算水井出水量、水库渗漏量时都要用到渗透系数数值。渗透系数的测定方法很多，可以归纳为野外测定和室内测定两类。室内测定法主要是对从现场取来的试样进行渗透试验。野外测定法是依据稳定流和非稳定流理论，通过抽水试验(在水井中抽水，并观测抽水量和井水位) 等方法，求得渗透系数。

与渗透系数密切相关的另一参数为导水系数(coef-ficient of transmissivity)，它是渗透系数与含水层厚度的乘积，多用在地下水流的计算公式中。对某一垂直于地下水流向的断面来说，导水系数相当于水力坡度等于 1时流经单位宽度含水层的地下水流量。导水系数大, 表明在同样条件下，通过含水层断面的水量大, 反之则小。导水系数只有当地下水二维流动时才有意义，对于三维流动是没有意义的。

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范文四：常见渗透系数

岩体渗透系数

常见的不同岩土体的渗透系数归纳如下（参考《地下水水文学原理》余钟波、黄勇著），通常如果一种材料的渗透系数小于10-9m/s时，可以认为具有很低的渗透性，如黏土、泥岩等。

松散岩体：渗透系数（m/s）：

砾石 3×10-4 ~ 3×10-2

粗砂 9×10-7 ~ 6×10-3

中砂 9×10-7 ~ 5×*10-4

细砂 2×10-7 ~2×10-4

粉砂 1×10-9 ~ 2×10-5

漂积土 1×10-12 ~ 2×10-6

黏土 1×10-11 ~ 4.7×10-9

沉积岩：渗透系数：

礁灰岩 1×10-6 ~ 2×10-2

石灰岩 1×10-9 ~ 6×10-6

砂岩 3×10-10 ~ 6×10-6

粉砂岩 1×10-11 ~ 1.4×10-8

岩盐 1×10-12 ~ 1×10-10

硬石膏 4×10-13 ~ 2×10-8

页岩 1×10-13 ~ 2×10-9

结晶岩：渗透系数（m/s）：

渗透性玄武岩 4×10-7 ~ 2×10-2

玄武岩 2×10-11 ~ 4.2×10-7

花岗岩 3.3×10-6 ~ 5.2×10-5

辉长岩 5.5×10-7 ~ 3.8×10-6

裂隙化火山变质岩 8×10-9 ~ 3×10-4

岩体渗透率

渗透系数和渗透率之间的关系：

渗透系数={（密度*g）/动力粘度}*渗透率=（g/运动粘度）*渗透率

范文五：渗透系数

渗透系数

简介又称水力传导系数（hydraulic conductivity)。在各向同性介质中，它定义为单位水力梯度下的单位流量，表示流体通过孔隙骨架的难易程度，表达式为：κ=kρg/η，式中k 为孔隙介质的渗透率，它只与固体骨架的性质有关，κ为渗透系数；η为动力粘滞性系数；ρ为流体密度；g 为重力加速度。在各向异性介质中，渗透系数以张量形式表示。渗透系数愈大，岩石透水性愈强。强透水的粗砂砾石层渗透系数>10米/昼夜；弱透水的亚砂土渗透系数为1～0.01米/昼夜；不透水的粘土渗透系数<0.001米夜.="">

编辑本段正文表示岩土透水性能的数量指标。亦称水力传导度。可由达西定律求得： q =KI 式中q 为单位渗流量，也称渗透速度（米/日）; K 为渗透系数（米/日）；I 为水力坡度, 无量纲。可见, 当I =1时，q =K ，表明渗透系数在数值上等于水力坡度为 1时，通过单位面积的渗流量。岩土的渗透系数愈大，透水性越强，反之越弱。

与渗透系数密切相关的另一参数为导水系数(coef-ficient of transmissivity) ，它是渗透系数与含水层厚度的乘积，多用在地下水流的计算公式中。对某一垂直于地下水流向的断面来说，导水系数相当于水力坡度等于 1时流经单位宽度含水层的地下水流量。导水系数大, 表明在同样条件下，通过含水层断面的水量大, 反之则小。导水系数只有当地下水二维流动时才有意义，对于三维流动是没有意义的。

编辑本段意义及计算方法

渗透系数K 是综合反映土体渗透能力的一个指标，其数值的正确确定对渗透计算有着

非常重要的意义。影响渗透系数大小的因素很多，主要取决于土体颗粒的形状、大小、不均匀系数和水的粘滞性等，要建立计算渗透系数K 的精确理论公式比较困难，通常可通过试验方法(包括实验室测定法和现场测定法) 或经验估算法来确定K 值

编辑本段渗透系数的测定方法

渗透系数的测定方法主要分“实验室测定”和“野外现场测定“两大类。

1. 实验室测定法

目前在实验室中测定渗透系数 k 的仪器种类和试验方法很多，但从试验原理上大体可分为”常水头法“和" 变水头法" 两种。

常水头试验法就是在整个试验过程中保持水头为一常数，从而水头差也为常数。如图：试验时，在透明塑料筒中装填截面为A ，长度为L 的饱和试样，打开水阀，使水自上而下流经试样，并自出水口处排出。待水头差△h 和渗出流量Q 稳定后，量测经过一定时间 t 内流经试样的水量V ，则

V = Q*t = ν*A*t

根据达西定律，v = k*i，则

V = k*（△h/L）*A*t

从而得出

k = V*L / A*△h*t

常水头试验适用于测定透水性大的沙性土的渗透参数。粘性土由于渗透系数很小，渗透水量很少，用这种试验不易准确测定，须改用变水头试验。

变水头试验法就是试验过程中水头差一直随时间而变化，其装置如图：

水从一根直立的带有刻度的玻璃管和U 形管自下而上流经土样。

试验时，将玻璃管充水至需要高度后，开动秒表，测记起始水头差△h1，经时间 t 后，再测记终了水头差△h2，通过建立瞬时达西定律，即可推出渗透系数 k 的表达式。

设试验过程中任意时刻 t 作用于两段的水头差为△h ，经过时间dt 后，管中水位下降

dh ，则dt 时间内流入试样的水量为

dVe = －a dh

式中 a 为玻璃管断面积；右端的负号表示水量随△h 的减少而增加。

根据达西定律，dt 时间内流出试样的渗流量为：

dVo = k*i*A*dt = k*（△h/L）*A*dt

式中，A ——试样断面积；L ——试样长度。

根据水流连续原理，应有dVe = dVo，即得到

k = （a*L/A*t）㏑（△h1/△h2）

或用常用对数表示，则上式可写为

k = 2.3*（a*L/A*t）㏒（△h1/△h2）

编辑本段渗透系数的应用

地下水流速的确定：在地下水等水位图上的地下水流向上，求出相邻两等水位线间的水力梯度，然后利用公式计算地下水的流速V=kI

式中：V---地下水的渗流速度（m/d）

K---渗透系数（m/d）

I----水力梯度

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