超高路堤+拦渣坝整体沉降预测研究

分类号U416单位代码10618密级学号106250595硕士学位论文论文题目：超高路堤+拦渣坝整体沉降预测研究ResearchonPredictionofOverallSettlementHighEmbankmentandDebrisRetainingDam研究生姓名：左杨导师姓名、职称：吴国雄教授申请学位门类：工学专业名称：道路与铁道工程论文答辩日期：2009年4月4日学位授予单位：重庆交通大学答辩委员会主席：凌天清评阅人：杨锡武郑治2009年04月 重庆交通大学学位论文原创性声明本人郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师的指导下，独立进行研究工作所取得的成果。除文中已经注明引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写过的作品成果。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。本人完全意识到本声明的法律结果由本人承担。学位论文作者签名：日期：年月日重庆交通大学学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规定，同意学校保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权重庆交通大学可以将本学位论文的全部内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。同时授权中国科学技术信息研究所将本人学位论文收录到《中国学位论文全文数据库》，并进行信息服务（包括但不限于汇编、复制、发行、信息网络传播等），同时本人保留在其他媒体发表论文的权利。学位论文作者签名：指导教师签名：日期：年月日日期：年月日……………………………………………………………………………………………本人同意将本学位论文提交至中国学术期刊（光盘版）电子杂志社CNKI系列数据库中全文发布，并按《中国优秀博硕士学位论文全文数据库出版章程》规定享受相关权益。学位论文作者签名：指导教师签名：日期：年月日日期：年月日 摘要路基沉降计算一直是困扰公路建设和维护的一个技术难题，其准确与否直接影响高速公路建设质量。路基沉降预测的准确性、科学性对于保证路基修筑期的稳定和工后沉降具有十分重要的意义。本文以重庆市交通委员会2007年科技项目“多重荷载作用下巴东组泥灰岩填料高填方路堤稳定性及支护结构研究”为依托，对奉节—云阳高速公路奉节东立交超高路堤＋拦渣坝进行了整体沉降预测研究。主要完成了以下几个方面的研究工作：1．将灰色理论运用到沉降预测中，并对当原始序列为非等时距和当模型的精度不够高时以及随着沉降预测的延续如何处理新信息等方面进行了研究；2．选取有代表性意义的点进行曲线拟合沉降预测，就依托工程实际情况选用了指数曲线拟合预测，Asaoka法曲线拟合预测；3．通过plaxis有限元分析软件对超高路堤＋拦渣坝整体进行了数值模拟分析，把数值模拟计算出的结果与灰色理论、曲线拟合预测的沉降结果进行对比分析；4．在室内进行了超高路堤＋拦渣坝的土工离心模型试验，观测路堤模型的变形和沉降；同时，将室内土工离心模型试验与灰色理论预测、曲线拟合预测、数值模拟的结果进行对比，进一步对超高路堤＋拦渣坝的沉降进行分析评价。本文同时对路基沉降监测技术和监测方案进行了阐述和研究。论文从理论分析、数值模拟和模型试验三个方面对超高路堤+拦渣坝的整体沉降进行了系统的研究，得出了一些普遍性的结论，为简便计算路基的沉降提供了方法上的参考，对于进一步优化设计、合理安排施工时间，保证工程质量和加快工程进度有着重要的意义。同时，研究成果可对相近土木工程的设计和施工也有一定的参考价值。关键词：沉降计算；灰色理论；曲线拟合；数值模拟；土工离心模型试验 ABSTRACTCalculationonsubgradesettlementhasalwaysbeenadifficultproblemthatpuzzleshighwayengineersandtechnicians.Theaccuracyofsubgradesettlementwillhavedirecteffectonhighwayconstructionquality.Accuracyandscientificalnessonforecastofsubgradesettlementhaveveryimportantmeaningtoensuringstabilityofroadbedduringconstructionandalsopost-constructionsettlemnet.Thispaperisbaseonaprojectnamed“Badongformationmarlfillhighembankmentstabilityandsupportingstructurestudy”byCHONGQINGcommunicationcommitteein2007.ItinvestigatestheestimationofintegralsettlementtoFENGYUNhighwayHighembankmentanddebrisretainingdaminfollowingaspects:1．Usegraytheoryintheestimationofsettlement,investigatethecircumstanceswhenOriginalsequencefromanon-isochronous,ormodelaccuracyisnotenough,andhowtoprocesswithnewinformationalongwithcontinuingestimationonsettlement.2．Haverepresentativenesssignificanceselectedpointscurvefittingsubsidenceprediction,relyingontheactualsituationinselectedworksindexcurvefittingprediction,Asaokapredictioncurvefittingmethod.3．Useplaxisfiniteelementanalysissoftwaretodonumericalsimulationanalysis,comparetheresultofsettlementwiththeestimationbasedongraytheoryandcurvefitting.4．Buildindoorexperimentmodelofhighembankmentanddebrisretainingdamcentrifugalmodeltest,observethedistortionandsettlementofembankmentmodel,atthesametime,comparetheexperimentwithestimationbasedongraytheory,curvefittingandnumericalSimulation,thenhighembankmentanddebrisretainingdamsettlementisfurtherevaluated.ThispaperalsoexpatiatesandinvestigatesthemonitoringtechnologyandmethodofsubgradesettlementThispapersystematicallyanalyzesthehighembankmentanddebrisretainingdamintegralsettlementfromthreeangles–theoryanalysis,numericalsimulationandmodelexperiment.Somecommonresultsaregainedtoprovidemoreeasymethodoncalculationofsubgradesettlement.Italsohasimportantmeaningtofurtheroptimizingondesign,arrangingmorereasonableconstructiontimeandexpeditingprojectschedule.Meanwhile,theanalysisresultofthispaperalsocontributestodesignandconstruction ofSimilartothecivilEngineering.KEYWORDS:settlementcalculation;graytheoryCurveFitting;NumericalSimulation;centrifugalmodeltest 目录第一章绪论11.1问题的提出11.2经典沉降计算方法11.3沉降预测研究现状21.4研究目的和主要内容6第二章工程背景及填料物理力学特性研究72.1工程背景72.1.1工程概况72.1.2沿线自然地理概况72.2地质概述72.3路基填料性质研究82.3.1岩性变化概况82.3.2岩溶、风化引起的岩石力学性质变化92.4结论11第三章路基沉降监测技术及现场实地监测方案123.1路基沉降监测技术123.1.1沉降观测点的布置原则123.1.2观测内容及结果要求143.1.3监测元器件的选取及操作方法153.1.4沉降的评估方法与措施173.2超高路堤＋拦渣坝现场监测方案183.2.1监测目的183.2.2监测内容、方法与手段183.2.3监测点布置及仪器的埋设与安装18第四章灰色理论在沉降预测中的应用研究214.1概述214.2灰色系统理论应用的理论基础224.2.1灰色模型224.2.2沉降的灰色预估模型234.2.3沉降的灰色预估模型与Asaoka法的关系234.2.4灰色模型计算值与沉降理论计算值的关系244.3GM（1,1）模型在沉降预测中的应用244.3.2模型的精度检验264.4不等时距的GM（1,1）模型274.4.1非等时距时间序列的等时距变换274.4.2模型的建立284.5考虑荷载变化的路基沉降灰色GM（1,1）修正预测模型28 4.5.1沉降过程的相似性284.5.2GM（1,1）修正预估模型的建立294.6GM（1,1）残差模型294.7GM（1,1）模型的应用304.7.1奉云高速公路K084+010观测点304.7.2奉云高速公路K083+920观测点324.8本章小结34第五章曲线拟合法在沉降预测中的应用研究355.1概述355.2几种拟合曲线355.2.1双曲线355.2.2指数曲线365.2.3Asaoca法375.2.4其他曲线385.3曲线拟合实现395.3.1指数曲线拟合K084+010观测点观测数据395.3.2指数曲线拟合K083+920观测点观测数据405.3.3Asaoca法拟合K084+010观测点观测数据415.3.4Asaoca法拟合K083+920观测点观测数据425.4本章小结43第六章数值模拟计算分析446.1概述446.2有限元计算原理446.2.1有限元计算的理论基础446.2.2本构模型486.2.3Biot固结理论496.3有限元模型506.4有限元计算506.4.1I—I断面516.4.2II—II断面546.5数值模拟计算分析与灰色理论预测、曲线拟合预测结果对比576.6本章小结57第七章土工离心模型试验沉降稳定分析597.1土工离心模型试验技术的发展607.2土工离心模型试验的原理617.2.1离心试验模拟地基变形的基本原理617.2.2离心模型试验中的相似理论617.2.3离心模型试验的特点637.3离心模型试验的误差分析657.3.1模型的应力误差65 7.3.2科氏加速度引起的误差657.3.3离心机起动与制动误差677.3.4边界效应问题677.3.5粒径效应687.4土工离心模型试验设计687.4.1试验设备687.4.2模型比尺的选择697.4.3材料的选取697.4.4离心机的加载697.4.5模型的变形测试697.5离心模型试验成果与分析707.5.1第一组试验707.5.2第二组试验737.6本章小结76第八章结论与建议778.1结论778.2建议78致谢79参考文献80在学期间发表的论著及取得的科研成果82 第一章绪论1.1问题的提出在公路施工过程中，影响高速公路建设质量的最重要因素是路基的沉降，所以要在施工过程中保证路基的施工质量，必须及时掌握路基沉降的变化情况，特别是要能够较为合理地预估路基沉降的变化情况，并根据路基沉降的变化信息，及时调整或确定各结构层的施工时间，或在施工过程中及时采取有效措施，避免较大路基沉降对高速公路建设质量的影响，这些问题已成为高速公路建设中的一个重要问题。特别是目前或将来的高速公路建设，将有更多的路基穿越膨胀土等不良地基，因此路基的沉降问题就显得更为重要。近年来，由于高速公路的发展和工程软基的不断增多，信息化施工的方法已经开始应用于土木工程的膨胀土地基、高填方路基等不良地质段的施工。信息化施工就是在施工过程中有关工程的施工监测—信息反分析—指导施工或修改设计的方法。因此，采用信息化施工的方法可及时发现路基或复杂地质条件下沉降偏大的问题并及时消除路基隐患，对路面各结构层施工进度的合理安排能提供最科学合理的依据。路基沉降预测及沉降稳定控制指标的确定是路基信息化施工的重要内容。用土工试验指标按常规的一维固结理论进行计算是路基沉降计算常用的方法，但其结果往往与实测结果相距甚远，这是因为路基沉降多属于三维课题且实际情况又很复杂。因此，利用沉降观测资料推算后期沉降（包括最终沉降）有着重要的现实意义。论文选题来源于2007年重庆市交通委员会科技计划项目“巴东组泥灰岩填料高填方路堤稳定性及支护结构研究”。对于高填方路基，如何简便而准确地预测沉降的发展趋势是一个至关重要的课题，这对于指导进一步的优化设计、推算预报各结构层次的施工时间表，加快工程进度有着非常现实的意义。1.2经典沉降计算方法经典的沉降计算方法认为在荷载作用下地基中附加应力场是根据半无限空间各向同性弹性体理论计算的[2,3]，将沉降从变形机理角度分为瞬时沉降、固结沉降和次固结沉降三部分，而最终沉降量等于这三者之和。(1.1)式中：Sd—瞬时沉降；Sc—固结沉降； Ss—次固结沉降。瞬时沉降包括两部分：一部分是由地基的弹性变形产生的，另一部分则由地基塑性区的扩展，继而扩大所产生的侧向剪切位移引起的。目前有关瞬时沉降的计算方法，均针对前一部分而言，对于路基而言，瞬时沉降是在体积不变情况下由负载区域下的土体剪应变而引起的。对于固结沉降常采用分层总和法计算，次固结沉降常采用分层总和法根据蠕变试验确定参数求解[4]。Lambe在第八届国际土力学会议上的总报告中对这三种沉降的计算作了归纳。表1.1沉降计算公式归纳Table1.1Formulaforcalculatingthesettlement沉降分类计算公式指标取得指标的方法瞬始沉降(不排水)1.弹性理论公式Eu,μ=0.51.从经验公式Eu/Su=常数2.三轴固结不排水试验2.有限单元或差分法Eu,μ=0.5三轴固结不排水试验1.旁压试验;2.室内试验固结总沉降1.一维固结试验2.司开泼顿-别伦mv固结试验3.应力路径法量取垂直应变三轴固结不排水试验（测孔隙压力）三轴固结排水试验固结试验4.有限单元或差分法Eu,u,Cv三轴试验（总应力或有效应力）5.非线性有限单元C,Ψ,Rf,K,n,G,F,D固结试验次固结沉降1.一维简化法Ca三轴蠕变试验2.派尔沫顿c,ɑ,n,x1.3沉降预测研究现状在沉降预测推算方面，Terzaghi（1923年）提出了著名的一维固结理论。根据太沙基的固结理论，得到单向固结孔隙水压力解析解，对于弹性土体，反映孔隙水压力消散程度的固结度U与变形间关系，所以，土体的压缩过程理论符合指数曲线关系，沉降过程曲线也就拟合于指数曲线。尼奇波.罗维奇（1955年）根据一维固结理论公式，提出经验公式St=Sf [1-exp(-βt)]。曾国熙（1959年）根据沙井地基的三向固结度以及沙井以下土层的单向固结度结合，并考虑因侧向变形所引起的沉降，导出公式St=(Sf-Sd)[1-ɑexp(-βt)]+Sd,根据s-t曲线推算地基沉降。《地基处理手册》、《建筑地基处理技术规范》（JGJ-79-91）以及国内的一些文献推荐采用指数曲线法。指数曲线法要求恒载一年以上，计算时宜选择曲线变缓段，最初的一段和实际相差较大，尽量在曲线后段选择计算起始点，推算出来的最终沉降量越接近实测值。该方法适用于施工填土高度已达设计高程，并已经在施工期以后有较长时间的观测资料的路基沉降分析预测。双曲线法最早由尼奇波.罗维奇提出的，是目前常用的沉降变形推算计算方法之一，从沉降与时间曲线的后部分取任意两点，便可较理想地计算最终沉降量以及任意时间的沉降变形。双曲线法仅局限于沉降基本趋于稳定的曲线后段取点计算，在曲线前段应用便会出现较大偏差。TanTS和TanSA分别将双曲线法应用于大变形固结分析及竖井地基沉降确定，结果表明双曲线推算结果与实测值较接近。魏汝龙（1993年）根据一个工程实例的检验，认为软黏土压缩曲线的整个形状更加符合双曲线。国内不少工程也采用了双曲线法沉降推算方法。也有不少学者在此基础上，根据工程特定的工程条件，对传统双曲线法进行改进，如泊松比双曲线法、修正双曲线法及复合双曲线法。泊松比双曲线法采用公式yt=c/(1+ae-bt)来拟合沉降曲线，其表达式能反映线性加载或近似线性加载情况下沉降量与时间的关系。在一般双曲线法基础上，修正双曲线法对时间起点选择及公式进行了相应的修正。复合双曲线法是利用沉降观测曲线中连续几次观测填土高度不变的段落，所对应的沉降量观测值，用双曲线法来推得该填土高度下的最终沉降量S1，先假定地基土为线弹性变形，即最终沉降量与填土高度（荷载）呈线性关系，以此获得单位填土高度所引起的最终沉降量考虑到实际土体变形的非线性，乘以修正系数δ，从而推算出设计填土高度H2与实际填土高度H1之差所引起的最终沉降量δΔs,这样就可以得到设计填土高度下路基的最终沉降量。Asaoka（1978年）将Mikasa一维固结状态下以体积应变表示的固结方程，表示为一个包含待定系数的级数形式的微分方程，利用已有的沉降观测资料求出这些未知系数，然后根据这些系数预估总沉降量，即Asaoka法，也称浅岗法。灰色系统[5]是指系统因素及其时间关系不完全清楚，系统结构不完全知道，系统作用原理不完全明了，用常规的方法难以进行有效分析，而灰色理论则把一切随机过程都看作实在一定范围内变化的与时间有关的灰色过程，对灰色量不是从大量样本的统计规律进行研究，而是利用数据生成的方法（如对观测数据进行累加处理）来淡化随机因素的影响，进而提高系统分析的准确性和可靠性。如陆少伟[6]（1998）、韩汝才[7]（2000）利用灰色理论对地基进行不等时距预测，建立了不等时距的地基沉降预测GM（1,1）模型，后者利用模型对某12层住宅地基沉降进行了预测，预测结果精度高于常用的双曲线法推算结果。曾超[8] 等（2002）讨论了灰色系统理论在软土路基沉降预测中的应用，以京珠高速公路灵山段沉降观测数据为例，建立了灰色模型预测，并与三点法、双曲线法的预测结果以及实测结果进行了对比，结果表明，灰色预测模型的预测沉降量与实际沉降量更接近。李祝龙运用了模糊综合评判法对路基的沉降进行了预测[9]，该方法应用模糊数学方法中的模糊综合判断原理，对多种因素的沉降进行分析探讨，判断最终沉降量以进行预报和控制。当影响路基的最终沉降量的因素较多且具有模糊性时，可应用多级模糊综合评判法。其主要思想是先把每一个因素分为若干等级，如：好、较好、一般、较差、差等5个等级，建立每个因素及其各个等级论域上的模糊集，然后通过对一个因素进行综合评判，实现一个因素的单因素评判处理因素的模糊性，最后对所有因素进行综合评判得到评判结果。当因素具有多个层次时可先按最低层次的各个因素进行综合评判，一层一层依次向上评，一直评判到最高层次，得出总的评判结果。其主要步骤及过程是先建立因素集、备择集、权重集再根据等级评价矩阵来模糊综合判断确定沉降量。由于路基沉降是一个复杂系统，考虑因素很多，其权数主要靠人的主观判断，当因素很多时很难判断准确，故进行综合评判时有一定误差。针对具体地区不同地质情况应分别对待。J.Holland（1967年）首先提出了遗传算法，它是生命科学与工程科学相互渗透的结果。20世纪80年代中期以来，遗传算法已在诸如函数优化、组合优化、机器学习、模式识别、信息处理、地球处理反演等众多领域中得到广泛应用。遗传算法作为软土地基沉降计算的全新算法，克服了传统算法的弊端。遗传算法的编码操作保证在每一步迭代时能充分利用群解中的信息，且具高效并行性。同时搜索成群的解，使之有条件求得全局意义上的优解，有效避免了常规方法易陷入局部机值的缺陷。遗传算法在求解多参数非线性优化问题时，对目标函数没有苛刻要求，故其适用范围广。人工神经网络具有模拟部分人脑神经的功能，在处理非线性关系时具有独特的优越性，自20世纪80年代中后期以来，迅速发展为一个前沿研究领域，并广泛应用于各个学科。对岩土工程问题，人工神经网络提供了完全不同于力学建模的新思路。它不需要建立复杂的物理力学模型，而是直接通过实测数据建立模型。与其他方法相比，神经网络可处理很多不确定因素的数据，建立高度非线性的函数关系。对于应用神经网络解决路基沉降计算问题，国内已有学者进行了初步尝试（刘勇建，2000年）。其主要思路是利用神经网络的集体运算和自适应能力，通过联想、综合与推断，对已知路基沉降资料进行分析，记忆储存路基填土的基本性质，通过模拟填土性质、加载与变形之间复杂的函数关系，进行路基沉降的预测。 反演分析法是近十几年发展起来的一项新技术，它通过已有的沉降观测资料，反演得到正分析中的某些输入参数，使正分析得到的结果与实测沉降充分接近。如可以通过反演分析确定原位固结系数，再根据Terzaghi的一维固结理论推算最终沉降量及沉降发展过程。黄少杰[10]等用Merchant一维粘弹性固结模型进行了一维反演分析，在不考虑侧向变形的条件下，建立了沉降与沉降速率的计算式，该式包含四个计算参数，分别反映主固结与次固结的沉降大小和发展快慢，用实测沉降进行反演分析，求得这些参数，即可计算总沉降量和沉降速率。由于采用粘弹性模型，次固结的影响可以得到相应考虑。数值计算法是近代土力学研究的产物[46]。20世纪70年代以来，随着计算机和数值方法的飞速发展和对土体本构关系的不断深入，人们可以将复杂的地基沉降问题编制成计算机程序，通过计算机的运算，得到较准确的计算结果。其中常用的数值计算法是有限元法和有限差分法。有限元法是将地基和路堤作为一个整体来分析，将其划分网络，形成离散体结构，在荷载作用下求得任一时刻地基和路堤各点的位移和应力，其中路堤底面的竖向位移就是所要求的沉降。它所依据的试验是三轴压缩试验。理论上，有限元可以适用于任意的边界条件和加载方式，可以将地基作为二维甚至三维问题来考虑，以反映侧向变形的影响，可以考虑土层的不均匀性和土体应力应变关系的非线性特性等。目前根据固结理论，结合土的本构模型，提出了一些地基沉降计算的有限元法，如采用非线性弹性模型、弹塑性模型、大变形固结理论和损伤模型的有限元法等。但由于有限元法求解多采用增量法，而地基的初始应力往往难以可靠地确定；加上有限元法计算工作量大，参数确定困难，对工程技术人员的素质要求很高，所以有限元法在工程实际中未能得到普遍应用，目前主要应用于重点工程、重点地段。有限差分法是用差分网格离散求解域，用差分公式将地基沉降问题的控制方程（常微分方程或偏微分方程）转化为差分方程，然后结合初始条件和边界条件，求解线性代数方程组，得到所求问题的数值解。应用有限差分法可以得出所研究平面内在各个时期的孔隙水压力分布，从而导出瞬时沉降及任何时间或最终的固结沉降。使用这种方法时必须注意边界条件的变化（渗水或不渗水边界），注意固结系数的选取，应用到平面或轴对称问题时还需要加以校正。实际上，有限差分法是在常规计算方法的基础上，用差分法将土层的不均匀性、土性参数的非线性变化等因素纳入到计算程序中，所以它是传统计算方法的改进，而且这种方法比较直观，容易编程，比有限元法易于使用，但在处理复杂边界条件等问题时没有有限元法方便。 目前采用的各种沉降预测方法还不能完全满足工程应用要求，预报最终沉降和历程与实际观测相差较大。因此，在预测最终沉降时，因结合不同预测方法综合考虑，同时，凡是较大的软基工程目前都必须设置试验工程进行试验和监测，以修改和完善设计。而土工离心模型试验技术的逐渐成熟，无疑又为检验最终沉降增加了一个新的科学合理的办法。近年来，我国学者在运用离心机处治地基方面取得了不少有益的成果：刘宏等利用土工离心模拟技术研究了高填方地基的变形与稳定[33]，刘俊新等利用离心模型试验研究了碎石桩处治红层松软土地基的相关问题[34]，俞仲泉等利用离心模型试验研究土工织物对对地基的加固作用[35],谢永利等应用离心模型试验研究了软基的变形性状等[36]。1.4研究目的和主要内容本文通过灰色预测、曲线拟合预测、数值模拟验证以及土工离心试验验证，理论联合实践的方法，达到预测超高路堤＋拦渣坝段整体沉降发展过程的目的。同时，本论文的研究成果还对相近土木工程的设计和施工也有着重要的参考价值。论文的主要研究内容包括：①通过现场勘探、调研和资料搜集，全面掌握巴东组泥灰岩填料纵向、横向与竖向的分布范围与层次位置。并按照地质分段和不同地层取典型泥灰岩进行室内物理、化学、力学性能指标试验和原位测试，对其物理性质和力学性能进行评价，并为沉降及稳定性分析提供技术参数；②灰色理论在超高路堤＋拦渣坝段整体沉降预测中的应用，非等时距的灰色预测模型的建立，考虑路堤加载过程的灰色预测模型的建立，以及对GM(1,1)修正模型和残差模型的应用；③运用曲线拟合法对超高路堤＋拦渣坝段整体沉降进行预测，通过不同的曲线拟合方法推算最终沉降值；④运用PLAXIS有限元分析软件对超高路堤＋拦渣坝段整体沉降做出数值模拟，得出超高路堤＋拦渣坝段的沉降－时间曲线，对沉降进行分析稳定验证；⑤通过土工离心试验，对超高路堤＋拦渣坝段进行室内模型处理，试验完毕后观测地基的沉降与变形情况，与有限元数值模拟进行对比分析验证。 第二章工程背景及填料物理力学特性研究2.1工程背景2.1.1工程概况本次论文依托工程为“高填方路基、吴家湾拦渣坝工程”，属奉节东互通设计方案变更项目，设计拦渣坝位于吴家湾“V”型沟谷内，呈弧形，中间部分设计为重力式挡墙，采用群桩、承台基础，挡土墙墙身最高26m，承台高3.5m，最底承台顶标高148.5m；两端采用桩板式挡墙现浇结构，共设9根抗滑桩，最大桩深43m。挡墙主体工程包括31000立方混凝土的浇筑和近1000吨钢筋的制作安装。奉节东互通高填方区位于吴家湾“V”型沟谷内，沟下游拦渣坝距线路中心平面距离160m，垂直填筑最大高度为58m，填方坡脚至路面最大填方高85m，填方量108万方。填方主体部分位于175m三峡水位以下，受三峡水位变化影响较大。2.1.2沿线自然地理概况2.1.2.1地形、地貌棺材沟在财神梁隧道出口，由北东流向南西，沟谷呈“V”型，两岸地形坡角25°~65°，沟谷宽8~30m，沟谷纵坡度5%~15%，沟河切割深度30~200m。2.1.2.2气象特征奉节县属亚热带湿润季风气候区，气候温和，雨量充沛，四季分明。每年4~5月和9~10月阴雨连绵。多年平均降雨量1261.9mm，最大年降雨量1614.8mm，最少年降雨量941.4mm，最大日降雨量250mm，占全年降雨量的70%。2.1.2.3水文项目工程濒临长江支流梅溪河，工程受三峡水库影响很大。每年5~6月洪讯来临之前，水库水位降至防洪限制水位145m；6~9月汛期，水库一般维持低水位运行，仅当入库流量超出下游河道安全泄洪量时，水库才开始拦洪蓄水，洪峰过后，库水位仍降至145m运行；10月水库开始蓄水，水库水位逐渐升高至175m运行，特殊情况下延续至11月；11月至次年4月底，水库维持在较高水位。2.2地质概述财神梁隧道及其附近地层大部分属三叠系巴东组，属浅海—泻湖相碳酸岩盐—碎屑岩沉积，主要为泥质灰岩、泥灰岩、粉砂质泥岩及泥质粉砂岩。其中巴东组第三段地层为主要研究层组。岩性分段介绍如下：第一段（T2b1）：灰、深灰色薄层至中厚层状泥质灰岩、含泥质灰岩及少量黄色钙质页岩，顶部以软岩为主，其他则以较硬岩为主。 第二段（T2b2）：以紫红色粉砂质泥岩为主，夹浅紫色、薄至中厚层泥质灰岩，及石英粉砂岩，是“红色”的主要组成部分。第三段（T2b3）：底部是带有红色的岩层，灰绿色中厚层状泥质灰岩，夹紫红色页岩及中厚层状泥质石英粉砂岩、紫红色中厚层泥质灰岩和灰色、紫红色页岩夹薄层泥质灰岩。中上部为灰、深灰色薄层至中厚层状泥质灰岩、泥灰岩，局部夹含泥质灰岩及页岩。第四段（T2b4）：紫红色中至厚层含粉砂质泥质灰岩，夹紫红色泥岩及钙质页岩。2.3路基填料性质研究2.3.1岩性变化概况在整个超高路堤的施工过程中，巴东组第三段（T2b3）泥质灰岩是高路堤的主要填筑材料，而高路堤又处在大“V”型冲沟内，面临受雨水的冲刷和侵蚀，所以对泥质灰岩填料进行岩溶和风化研究非常重要。泥灰质岩石在岩溶过程中，除了其中的钙质成分被溶蚀外，泥质成分遭受风化，于是导致岩石力学性质变化，使岩体质量降低，地基失稳破坏。其岩溶和风化形式最为复杂。泥质灰岩和泥灰岩的溶蚀和风化一般具有同步加深的特点，在风化过程中，Fe氧化成Fe3十，由于Fe3十比例升高，岩石的颜色由灰色变为灰绿色、红色、褐色。在还原环境下，深灰色泥质灰岩变为杏黄色泥质条带。室内测试结果显示，在颜色变化的同时，由于溶蚀作用，CaCO3含量呈降低的趋势。岩石在重力和水流作用下形成各种松散堆积层。从施工现场选取隧道矿渣岩石进行化学成分分析，测试结果列于表2.1中。表2.1化学成分分析表Table2.1chemicalcompositionanalysistable岩石特征CaCO3/%化学成分(%)Fe2O3/FeOCO2CaOMgOSiO2Al2O3Fe2O3FeOK2ONa2OTiO2MnOP2O5深灰色56.1124.6726.251.6028.988.701.941.821.800.280.220.040.261.07 图2.1泥质灰岩中的溶孔2.3.2岩溶、风化引起的岩石力学性质变化2.3.2.1.原岩石力学性质本论文在工地取了5组原状岩石进行试验研究。对于未遭受溶蚀、风化和遭受溶蚀、风化轻微的深灰色泥质灰岩和灰色泥灰岩来说，岩石的力学强度较高（表2.2）。原岩样品中，浸水状态最高抗压强度达105.0MPa，烘干状态的最低抗压强度为57.1MPa，浸水状态的最低抗压强度为36.0MPa。表2.2泥灰质岩石单轴压缩试验结果Table2.2Marluniaxialcompressiontestresults样品编号CaCO3含量%含水状态容重r/g.cm-3抗压强度Rc/MPa变形模量Eb/GPa弹性模量Er/GPa泊松比μ软化系数Kd破坏描述190.26浸水2.65105.015.9116.820.230.58张破坏286.24烘干2.5560.26.366.560.230.59剪破坏浸水2.5936.05.295.360.250.59张剪破坏372.66烘干2.6883.115.2616.280.240.54剪破坏浸水2.7045.37.817.970.250.54张破坏465.32浸水2.3324.33.934.010.280.54楔张破坏555.92烘干2.5257.16.056.550.240.54张剪破坏浸水2.5830.64.474.970.250.54张剪破坏 2.3.2.2溶岩、风化过程中岩石的力学性质变化随着溶蚀和风化程度的加深，岩石的物理力学性质也随之变化。黄绿色泥灰岩样品的最大单轴抗压强度（烘干）为57.1Mpa，比原岩降低了46%；由于黄绿色泥灰岩烘干时往往发生崩裂，强度会大大降低。随着溶蚀和风化程度的加深，岩石的软化系数也有所降低。声波波速、动弹性模量和动剪切模量均有类似的变化（表2.3）。深灰色泥灰岩的Vp=4.3~5.328，由于样品内部结构缺陷，有的波速数据离散，但仍可显示出波速逐渐降低的总体趋势。随着溶蚀和风化作用的加深，动弹性模量、动剪切模量和动泊松比也逐渐降低。表2.3泥灰质岩石声波测试结果表Table2.3Marlacoustictestresultstable样品编号含水状态纵波速Vp/Km.s-1横波速Vs/Km.s-1动弹性模量Er/GPa动剪切模量Gd/GPa动泊松比μdVp/Vs试样结构与测试方式1烘干5.3283.04163.725.30.261.75均质完整2烘干4.3002.48340.116.10.251.73测试处无节理3烘干5.1072.82255.821.80.281.81完整浸水5.1852.85457.622.40.281.82完整4烘干3.1391.71118.06.90.291.83纹理5烘干4.1272.38636.614.60.251.73少数节理浸水4.3442.55241.416.80.241.70完整2.3.2.3松散土层的物理、力学性质泥质灰岩溶蚀、风化后形成了多种类型的松散碎石土，其中，最主要的为杏黄色泥质条带、黄绿色泥化夹层。随着化学成分、矿物成分的变化，它们的力学和水理性质也在不断变化（表2.4）。松散土层大多是溶蚀、风化岩石进一步遭受破坏的产物，其中，CaCO3含量降低，膨胀性的蒙脱石含量增加，它们的比表面积大，液限、塑限和塑性指数较高，亲水性强，抗剪强度低，是易滑层。 表2.4松散土层物理力学测试结果Table2.4Loosesoilphysicalmechanicaltestresults抗剪强度液限塑限塑性指数CaCO3含量%蒙脱石含量%比表面积PH值摩擦角(°)粘聚力12.959.4825.8533.6311.016.22175.177.572.4结论1．通过对以巴东组泥灰岩的隧道渣料作为路堤填料的材料试样进行物理力学性质的试验，并参考相关文献在本论文所在地的地质试验资料，获得了超高路堤填料的物理力学性质试验参数；2．财神梁隧道渣料为岩性较好，强度高的破碎砂岩（块石、片石、碎石），其透水性较于砂砾料的透水性相当；3．泥灰质岩石受溶蚀、风化作用具有普遍性，溶蚀、风化岩石普遍发育；4．泥灰质岩石在溶蚀、风化过程中，随着岩石成分的不断变化，岩石的力学强度会逐渐降低，有的已属于较软岩范围。泥灰质岩石溶蚀、风化形成的松散土层具有易滑性，易于发生变形破坏。因此，建议利用渣料进行填方时必须进行洒水压实，以保证压实质量和路基的稳定。 第三章路基沉降监测技术及现场实地监测方案3.1路基沉降监测技术路基沉降监测是在路基内埋设各种测试元件，通过测试元件获取路基各层的沉降变形数据及应力应变数据。沉降观测为沉降预测提供数据基础，沉降观测数据的准确性在很大程度上决定了沉降预测的精度和效果。所以在对沉降预测方法进行研究前，先对路基沉降监测技术作简要介绍。3.1.1沉降观测点的布置原则在对高速公路路基沉降进行预测时，一般应根据其沿线地质特点，采取全线观测、重点突破的指导思想。针对具体情况，选择具有代表性的典型断面进行分层观测，以研究了解不同地基条件、不同填料及半填半挖高填方路堤在施工期随填方高度增加而引起沉降变化的基本规律，进而明确这些条件下地基和路堤各分层沉降变化的内在机理。在此前提下，对不良地基进行全面的施工期沉降动态观测，以便随时了解施工过程中的地基沉降变化，发现异常及时采取相应的措施。在此同时，当路堤填至95区或93区后，对全线路堤进行总沉降观测，以便控制和预测底基层和面层施工前后的沉降变化速率，从而达到避免高路堤、不良地基、填挖交界（或半填半挖）、桥头台背填土的过大沉降或沉降差而导致路面开裂或桥头跳车现象的发生。观测点的布置按如下原则选择。①典型断面分层观测1)软基a.观测内容：施工期的孔隙水压、地下水位、地基及路堤的侧向位移及沉降观测，见表3.1。b.观测目的：了解不同类型或不同处理方法软基的固结与沉降情况，以及施工过程对软基沉降的影响情况，同时研究高填方路堤下不同厚度软基的最合理处理方案。c.观测地段：不同处理方法或不同类型的软土地基段。2)膨胀岩土等不良填土的高路堤a.观测内容：分层沉降观测及侧向位移。b.观测目的：了解较差填料在不同压实度、不同填方高度、不同气候条件变化、不同填土含水量情况下的路堤分层沉降变化规律。c.观测地段：膨胀岩土、填石路堤及高液限黏土等。 表3.1沉降和稳定动态观测Table3.1Settlementandstabilityofthedynamicobservation观测目的仪具名称观测目的地表沉降量地表型沉降仪用于沉降管理。根据测定数据调整填土速率；预测沉降趋势，确定预压卸载时间和结构物及路面施工时间；提供施工期间沉降土方量的计算依据表水平位移量及隆起量地表水平位移桩（边桩）用于稳定管理。监测地表水平位移及隆起情况，以确保路堤施工的安全和稳定地下土体分层水平位移量地下水平位移计（测斜管）用于稳定管理与研究。用作掌握分层位移量，推定土体剪切破坏的位置。必要时采用孔隙水压及地下水位观测孔隙水压力计观测地基孔隙水压变化，分析地基土固结情况3)岩溶发育区与采空区a.观测内容：分层沉降观测及侧向位移。b.观测目的：了解不同处理方法岩溶区的路基分层沉降变化规律，分析判断观测点周围岩溶发育情况，以及判断是否存在影响路基稳定的岩溶区。c观测地段：不同处理方法或高路堤岩溶区等。4)填挖交界或半填半挖a.观测内容：填方区与挖方区的分层沉降观测、侧向位移观测。b.观测目的：研究了解自然坡度较陡，填挖路堤高差大于8m的填挖交界处，或存在潜在滑动面，由于受挖方边界影响而导致的差异沉降变化规律及其与填方高度、填料、自然坡度等因素的关系及引起差异沉降的内在机理。②地基沉降观测1)观测地点：软基地段、采空区或岩溶发育区、其他不良地基段及极高填方段。2)观测内容：地基沉降观测。3)观测目的：判断在施工期地基沉降随填土高度增加而引起的沉降稳定变化情况，以便及时掌握地基处理的可靠性，及时了解施工过程对沉降的影响。③总沉降观测1)观测地点：填方高度8m以上的高路堤，填方高度6m以上的台背、填挖交界（半填半挖）及不良地基（如软基、岩溶发育区等）。 2)观测内容：竖向沉降观测。3)观测目的：了解高路堤的沉降稳定变化情况，为各结构层次的施工时间安排提供依据。3.1.2观测内容及结果要求①施工监测1)分层沉降观测在不同处理方法或不同类型的软基、填石高路堤、填挖交界、岩溶区及采空区等选择典型断面进行分层沉降观测，并根据实际情况设置侧向变形及孔隙水压等观测内容。2)地基沉降观测根据实际需要，分别在不良地基（如软基、岩溶区、采空区）地段及高填方地段，设置地基沉降观测点。一般软基路段沿纵向每隔100m设置一个观测断面；岩溶路段和采空区沿纵向每隔50m设置一个观测断面，在同一段内至少设置2个观测断面，桥头路段应设置2~3个观测断面；桥头纵向坡脚、填挖交界的填方端、沿河等特殊路段均应酌情增设观测点。3)总沉降观测在全线填方高度大于8m的一般路堤段或填方高度大于6m的桥头台背、填挖交界、软基等不良地基段分别在路堤填筑至93区或95区后，布置总沉降观测点。由于该段路基地形和地质条件变化大，所以布点间距原则上沿纵向每隔50m设置一个观测点，在同一段内至少设置2个观测点，在桥头台背需设置2~3个观测点，半填半挖沿横向设置2~3个观测点。②观测频率及观测精度要求在施工期间严格按设计或合同要求同步进行沉降和稳定的跟踪观测，每填筑一层应观测一次，若两次填筑间隔时间较长时，每3天至少观测一次，路堤填筑完成后，堆载预压期间观测视地基稳定情况而定，一般半个月或一个月观测一次，直至预压期结束，总沉降观测至少每月观测一次。由于路基沉降速率普遍较小，特别在路面结构层施工前的沉降速率基本在3~5mm/月以下，大部分则在3mm以下，因此对沉降观测结果的精度要求较高，竖向沉降观测的误差要求控制在0.1mm以下。③资料整理及成果报告 所有观测数据及时记录表内，随时计算、校核、汇总、绘制沉降过程曲线图并整理分析，发现问题及时复查或复测并处理。当沉降和水平位移速率骤增时，应及时进行动态跟踪观测，及时分析原因，以确保工程安全。资料整理应包括以下几个方面：1)荷载－时间－沉降过程线。2)路基横向沉降盆变化过程图。3)荷载－时间－地表水平位移过程线。4)地面横向位移分布图。5)土体内部水平位移随深度变化曲线。6)荷载－孔隙水压力－时间关系曲线。7)利用实测的各种关系曲线推测t时段内沉降和最终沉降S∞，或反算地基的固结系数Cv、CH,以及判断路基稳定性。3.1.3监测元器件的选取及操作方法①监测测试项目与仪器路基变形监测，以路基中心沉降监测为重点，包括路基面沉降监测、基地沉降监测、路堤本体沉降监测、深厚层软土的分层沉降监测，另外还包括软土或松软土地基路堤地段的边桩位移监测、复合地基的加筋（土工格栅）应力、应变监测等。路基基床检测与变形监测项目如表3.2所列。表3.2针对不同监测内容的监测仪器一览表Table3.2Fordifferentmonitoringinstrumentstomonitorthecontentsofatable监测内容监测方法或监测用仪器路基沉降监测沉降板单点沉降计路堤本体沉降监测单点沉降计或沉降板地基深层沉降监测串联式分层沉降计软土水平位移监测边桩、测斜仪加筋应力应变监测柔性位移计岩溶塌陷沉降差监测静力水准仪土压力监测土压力盒地下水渗流监测钻孔（¢100mm）渗压计 当路基基地或下卧压缩层为平坡时，路堤主监测断面为线路中心；当地表横坡或下卧土层横坡大于20%时，应于填方较高侧或压缩层较厚侧增加监测点。基地沉降监测与路堤本体沉降监测在一般路基（非试验段地基）地段监测点尽量一同布置于路基基底和基床底层顶面。同时在软土及松软土路基填筑时，沿线路纵向每隔30~50m在距坡脚2m处设置位移边桩，以控制填土速率。控制标准应为：路堤中心地面沉降速率小于1.0cm/d，坡脚水平位移速率小于0.5cm/d。②观测方法1)竖向沉降观测对竖向沉降观测采用沉降板，采取以下办法后不仅能达到不影响施工、保证观测精度的要求，而且沉降观测结果更可靠、更稳定。a.采用埋入式沉降板。沉降板由钢或钢筋混凝土底板、金属测杆和保护套组成。底板尺寸采用50cm×50cm×3cm（地基板）或40cm×40cm×1.2cm，测杆直径以3cm为宜，保护套管尺寸以能套住测杆并使标尺能进入套管为宜。随着填土的增高，测杆和套管亦相应接高，每节长度不易超过50cm。接高后的测杆顶面应略高于套管上口，套管上口应加盖封住管口，避免填料落入管内而影响测杆下沉自由度，盖顶高出碾压面高度不宜大于50cm。为避免沉降观测对路基施工的影响，建议采用埋入式沉降板，沉降板接管用管箍连接。接管顶部用护管帽盖住。施工人员按设计的桩号断面将沉降板埋入铺好的砂垫层上，管顶应低于原压实面5~8cm，随即测量管顶至底板高差，还土夯实至管顶，并测量管顶高程（初读数）。当第二层土施工完毕后，在管顶位置接上第二节钢管，接管时注意保护套管上口应加盖封住管口。观测时，每节管顶面上有上、下管顶高程，下节管顶面高用于计算第一层沉降量，上节管顶高程作为下次计算沉降量的数据。循环逐节升高，重复上述工作。b.沉降板观测采用带测微器的DS3型水准仪，配用3m长的铟钢水准尺，其精度可达到二等水准测量要求，观测精度小于0.01mm。2)水平位移观测及孔隙水压观测边桩一般采用钢筋混凝土预制，混凝土强度等级不小于C25，长度不小于1.5m。断面可采用正方形或圆形，其边长或直径以10~20cm为宜，并在桩顶预埋不易磨损的测头。边桩的埋设深度以地表以下不小于1.2m为宜，桩顶露出地面的高度不应大于10cm。埋设方法可采用打入或开挖埋设，要求桩周围回填密实，桩周上部50cm用混凝土浇筑固定，确保边桩埋设稳固。对于地势平坦、通视条件好的平原地区，水平位移观测可采用视准线法；地形起伏较大或水网地区以采用单三角前方交会法观测为宜；地表隆起采用高程观测法。孔压变化量是通过量测渗压计内的频率变化而换算求得。测斜管监测是通过测斜仪进入测斜管测定沿深度方向各点的水平位移值。3)分层沉降观测 串联式分层沉降计钻孔后埋设于软土地基中，通过量测仪器与沉降计组成的沉降测试系统进行观测，沉降变化量是通过量测沉降计内的频率变化而换算求得分层压缩量。对路基填筑体的分层沉降观测采用随填土施工进度分层埋设沉降板的方式进行观测，或结合采用串联式分层沉降计进行观测。3.1.4沉降的评估方法与措施在观测期，每个月均需对全线的沉降观测资料进行分析整理，并以月报的形式提供指挥部决策，并根据施工期各阶段的要求提供阶段总结研究报告，为各结构层次的施工时间安排提供决策依据，发现异常情况及时提供情况报告及分析意见。提供路基施工过程中的沉降时间过程线、水平位移时间过程线等，在路面施工前及时根据沉降观测报告提交沉降预测及各施工时间安排的建议报告。具体监测阶段的评估方法和措施如下。①路基填筑施工期的沉降监测在改阶段沉降监测数据的评估方法，我们采用的是考虑施工荷载变化、非等时距加载等影响的沉降预测方法和沉降反分析法，对地基沉降的变化规律及时加以分析预测。此阶段尽管由于填土加载尚未完成，分析预测的精度不高，但仍然能达到以下几个目的：一是根据沉降变化速率与填土速度的关系判断填土施工速度的合理性，当沉降速率偏大时，应及时调整施工进度；二是根据沉降速率与路基填土高度的变化关系及时判断地基处理的有效性与可靠性，以便在填土施工期就能及时发现地基中存在的质量问题，避免留下质量隐患；三是根据施工期的沉降数据能分析预测填筑完成后的路基沉降稳定趋势，大致预测路基的沉降稳定时间，使决策者能够根据沉降预测情况提前对填筑完成后的施工进度作出安排，对预计沉降可能难以满足要求的路段及时予以加固处理。②路基填土完成后自然沉落期或预压期的变形监测该阶段应对路基面沉降至设计高程（有预压土方时至预压土方的顶面）后，先持续监测不少于6个月的时间，根据这6个月的监测数据，绘制“时间－填土高－沉降量”曲线，按实测沉降推算法或沉降的反演分析法，分析并推算总沉降量、工后沉降值以及后期沉降速率，并初步分析推测最终沉降完成时间，确定路面结构层施工时间。根据分析结果，结合工期要求，验证、调整设计措施使地基处理达到预定的变形控制要求。当评估结果表明沉降还不能满足路面施工的要求时，则要研究确定是延长路基摆放时间继续监测，还是采取（或调整）地基加固措施（如调整预压土高度、确定预压土卸荷时间、调整或增加地基加固措施等），即进行“监测－评估－调整”循环，直至满足工期要求的时间为止，并满足路面施工要求。③路面结构层施工期的监测 由于该阶段路基受到的荷载发生了变化，不同地基条件、不同填方高度和不同填土种类的路基沉降规律将会发生相应的变化，因此该阶段应通过对沉降观测数据的分析预测，及时调整沉降预测方法，修正沉降预测结果，及时准确的指导施工安排。3.2超高路堤＋拦渣坝现场监测方案3.2.1监测目的通过拦渣坝及填土路基内部不同部位的应力、应变（变形）监测，与地表形变监测结果相结合，为准确分析评价加固工程（拦渣坝、抗滑桩等）及高筑填路基边坡的稳定性提供依据。3.2.2监测内容、方法与手段①拦渣坝坝体内的应力应变监测主要监测拦渣坝在施工后期及工程运营期间一定时间段内的整体受力情况。依据拦渣坝的受力特点，在承台内不同部位埋设应变计以确定承台内不同部位的受力状况；在挡墙背部不同高度埋设压力盒以确定墙背土压力的变化情况。②高填方路基深部（内部）变形监测主要监测高填方路基在工程运营初期及一定时间段内的垂向和水平向的变形情况。考虑到：1)该填方工程的实际情况，即高度大、范围广、以碎石土为填方筑料的特点；2)监测设备的易损程度和耐久性；3)对施工的影响程度等多方面综合因素，选择在高填方路基典型断面的不同部位（垂向与水平向两个方向）埋设测斜管及沉降计，观测高填方路基在垂向上的变形情况及水平向沿不同高度（深度）的变形情况，以确定高填方路基的稳定性。3.2.3监测点布置及仪器的埋设与安装依据拦渣坝及高填方路基的特点，在垂直路基及挡墙走向上选取三个典型监测断面，在不同断面的不同高度设置观测点，组成立体监测系统，以确保监测部位的合理性、全面性及监测数据的可靠性。①应变计的安装承台变形由布置于监测断面的埋入式应变计测量，应变计的等效弹性模量应与承台混凝土标号相匹配，以减小因应变计与混凝土刚度不同而引起的在二者连接面上的相对位移。受施工条件限制，承台内应变计需在混凝土浇筑前，用捆绑丝固定于托梁的钢筋上，以尽量保证应变计的轴线水平。考虑到选用应变计的刚度与钢筋的刚度差异较大，为减小由此而引起的量测误差，钢筋与应变计之间由垫木隔开。 混凝土施工时，为防止振捣器具破坏应变计，振捣器具与应变计的最小间距不小于0.5m。应变计与电缆线接头分别沿测斜管和挡墙墙背引出至挡墙顶部。当回填高度接近衡重台面高程时，开始承台变形监测。①压力盒的安装挡墙墙背土压力由布置于监测断面的土压力计进行监测。从变截面处往上1m处土压力计沿挡墙斜边长4m处布置1个，即沿各监测断面衡重台以上布置土压力计1只；在变截面以下，因为变截面处于同一高度，为保证各土压计在同一截面上，从而使其所得数据具有可比性，从变截面往下土压力计沿挡墙深度不等距布置，先在变截面处布置一个，然后按4~2m递减。压力盒在挡墙施工完成后，回填施工开始前进行安装或在施工工程中随施工进度逐步安装。前者根据设计在挡墙背及承台的相应位置进行放样，高度用吊垂线的方法测量。安装时在挡墙的墙背凿孔，嵌入压力盒，使其受力面与墙背平行，四周用砂浆固定，并在土压力盒外侧涂抹一层砂浆作为保护层。电缆线用砂浆固定于挡墙上，顺挡墙内面引出至地面，并将接线头置于挡墙顶部的集线坑内，用保护盖加以保护。后者则将压力盒用细铁丝捆绑在挡墙北部表面的钢筋网上，电缆线顺钢筋向上引出，随混凝土一起浇灌。以上观测仪器的安装与施工进度同步进行。②测斜管与沉降计的安装该部分监测设备的安装均在筑填路基施工完成后，通过地表打钻内布设。布设断面与前述监测断面基本对应，其中每个断面布设2~3个测斜孔和两个沉降观测孔，孔深30~50m；沉降观测孔主要布设在最高处的两侧附近，沉降计在钻孔中的垂向上每8~10m布设一个。 图3.1超高路堤+拦渣坝内部变形监测典型断面布置图Fig3.1Highembankmentanddebrisretainingdaminternaldeformationmonitoringtypicalsectionlayoutdrawing分层沉降观测孔测斜孔分层沉降观测孔测斜孔测斜孔 第四章灰色理论在沉降预测中的应用研究4.1概述灰色系统是指部分信息已知、部分信息未知的系统，灰色系统理论是研究解决灰色系统分析、建模、预测、决策和控制的理论，是20世纪80年代初由我国学者邓聚龙教授提出并发展的。灰色系统理论把一般概率论、信息论、控制论的观点和方法延伸到社会、经济和生态等许多抽象系统中，结合运用数学方法，发展了一套解决信息不完备系统即灰色系统的理论与方法。从1982年创立至今，灰色系统理论在短短的20余年时间里有了飞速的发展，已经渗透到了自然科学和社会科学的许多领域，完成了一大批工业、农业、化工、情报、医学、材料与水产等许多领域中的重大课题。灰色系统理论经过20余年的发展，已经基本建立起一门新兴学科的结构体系，其主要内容包括以灰色朦胧集为基础的理论体系，以灰色关联空间为依托的分析体系，以灰色序列生产为基础的方法体系，以灰色模型（GM）为核心的模型体系，以系统分析、评估、预测、决策、控制、优化为主体的技术体系，其中灰色模型是灰色系统理论的核心，是预测、决策、控制的基础。灰色模型是按照5步建模思想构建，通过灰色生产或序列算子的作用弱化随机性，挖掘潜在规律，经过灰色差分方程与灰色微分方程之间的互换，来实现利用离散的数据序列建立连续的动态微分方程。灰色模型正式基于GM模型作出的定量预测，按功能和特征可分为数列预测、灾变预测、季节灾变预测、拓扑预测和系统预测等5种类型。数列预测是对系统变量的大小与时间的关系进行预测，常用的数列预测模型是GM（1，1）模型，根据实际情况，也可以考虑采用其他灰色模型。灰色系统理论、模糊数学和概率统计是三种最常用的不确定性系统的研究方法，研究对象都具有某种不确定性，这是三者的共同点，正是研究对象在不确定性上的区别派生出三种各具特色的不确定性学科，它们之间的区别详见表4.1。路基沉降是一个复杂的过程，它的影响因素较多，如地基的环境条件、地基土的应力历史、路堤填土的工程性质、路堤填筑高度和施工工期等，这些因素都不同程度地影响和制约着路基沉降。尽管实测了其沉降值，但是由于这些因素之间的关系比较复杂，有些甚至难以作出精确的描述，所以可以考虑运用灰色系统理论，把路基沉降过程看成一个灰色系统，将沉降增量数据序列作为原始数据序列进行生产处理，建立灰色预估模型以分析路基沉降的发展变化。 表4.1三种不确定方法的区别Table4.1Thedistinctionbetweenthreetypesofuncertaintyways项目灰色系统概率统计模糊数学研究对象贫信息不确定随机不确定认知不确定基础集合灰色朦胧集康托集模糊集方法依据信息覆盖映射映射途径手段灰序列生产频率统计截集数据要求任意分布典型分布隶属度可知侧重内涵内涵外延目标现实规律历史统计规律认知表达特色小样本大样本凭经验4.2灰色系统理论应用的理论基础4.2.1灰色模型一般的灰色模型记为GM（n,h）模型，表示h个变量的n阶微分方程。考虑h个N维时间序列数据，其相应的一次累加生产时间序列数据为，相应的多次累减生产时间序列数据为，则可以建立如下形式的GM（n,h）模型：（4.1）记微分方程的系数向量为：（4.2）其中：A= B=在GM（n,h）模型中，n、h取不同的值可得到不同的模型。当h>1时，GM模型不能作预测用，只能用于分析因子间的相互关系。作预测用的GM模型一般为GM（n,1）模型，它是一个变量的n阶微分方程：（4.3）在此模型中，B矩阵退化为：（4.4）方程右边只有系数u,即系数向量退化为：（4.5）4.2.2沉降的灰色预估模型取沉降增量时间序列，作一次累加即可得到各时刻的累计沉降时间序列，由此可建立沉降的GM（n,1）预估模型：（4.6）根据灰色理论，式（4.6）中的系数是已知的，因此式（4.6）是一个常系数微分方程。当n值远大于1，即微分方程（4.6）的阶次太高时，微分方程的求解会很复杂，不便于应用，所以常用GM（1,1）模型。4.2.3沉降的灰色预估模型与Asaoka法的关系Asaoko(1978年)提出了一种根据实测沉降观测资料，预估最终沉降量和沉降速率的实用计算方法。他指出，由Mikasa(1963年)导出的垂直（体积）应变表示的单向固结偏微分方程：（4.7） 可以近似地用一个级数形式表示的普通微分方程来表示：（4.8）式中，s表示主固结沉降量，c1、c2、…、cn和b是取决于固结系数和土层边界条件的常数。Asaoka法就是利用沉降观测资料求出这些参数，然后利用这些确定的参数预估未来时刻的沉降量。比较式（4.6）和式（4.8）可知，沉降的GM（n,1）模型与Asaoka控制方程具有相同的形式，即两者在形式上是一致的。当然它们也有不同之处，比如方程建立的前提条件不同，Asaoka方程是从单向固结偏微分方程推导来的，沉降的GM（n,1）模型是根据实测沉降资料直接建立起来的；两个方程的解法也不同，由于Asaoka方程中的系数是未知的，所以无法从微分方程中直接得出沉降表达式，实际计算时可采用图解法求取，而沉降的GM（n,1）模型中的系数是已知的，可通过求解常系数微分方程来确定沉降表达式。4.2.4灰色模型计算值与沉降理论计算值的关系根据固结理论，固结度理论解可采用下面的普遍表达式表示：（4.9）在不考虑次固结沉降的情况下，时间t时的沉降为：（4.10）则(t,t+1)时间段内的沉降增量为：（4.11）式中：α和β为常数，。当施工方法和施工条件等确定后，α和β就确定了，Sc是一个定值，则c就是一个定值。另一方面，若原始数据是每时间步长中的沉降增量，当采用沉降的GM(1,1)预估模型时，模型计算值为：（4.12）式中：c、a—常数。比较式（4.10）和式（4.11）可知，灰色模型计算值与沉降理论计算值具有相同的表达式。基于以上分析，可以认为采用灰色模型来模拟沉降是合理的。4.3GM（1,1）模型在沉降预测中的应用所谓预测模型[11]，实质就是对已知序列数据作的曲线拟合，然后将此曲线延伸到未来。未来是过去和现在发展的结果，预测是拟合曲线的延续。这种拟合总是依赖于一种规则。GM（1,1） 模型依据的是最小二乘准则，因此其预测值可以认为是此曲线下最优曲线的延伸。4.3.1模型的建立取沉降观测点在相同观测时段内的沉降量为原始序列：（4.13）对S（0）作一次累加，可得到累加沉降量生成序列S（1）为：（4.14）式中：(i=1,2,…,n)令：式中：k=2,3,…,n(4.15)根据灰色理论GM（1,1）模型，可以建立灰色微分方程：（4.16）其白化形式的微分方程（影子方程）为:（4.17）记灰参数列为,则可按照最小二乘法求解：（4.18）其中：则白化形式微分方程的解（或时间响应方程）为：（4.19）离散响应方程为：k=1,2,...,n（4.20）取S（1）(0)=S（0）(1),有： k=1,2,…,n（4.21）还原序列为：（4.22）由式（4.22）可以看出，当时，表示的是最终沉降量，其值为。4.3.2模型的精度检验在建立了GM（1,1）预估模型和得到了模型预估值(还原值)后,为了评定预估的可信度,必须对模型的精度即模型拟合程度进行评定,常用的评定方法有：(1)残差大小检验。对模型值和实测值的残差进行逐点检验。记k时刻实测值和模型值之间的残差和相对残差分别为q(k)和e(k),对q(k)和e(k)进行逐点检验，其中：k=1,2,…,n（4.23）k=1,2,…,n（4.24）(2)关联度检验。检验模型值曲线与建模序列曲线的相似程度。(3)后验差检验。对残差分布的统计特性进行检验，它由后验差比值C和小误差概率P这两个指标共同描述。如表4.2所列。表4.2模型预估精度检验等级Table4.2Modelforecastaccuracytestlevel模型预估精度等级PC1级（好）2级（合格）3级（勉强）4级（不合格）记为的方差，和为q(k)中非零残差的平均值和方差，则： （4.25）外推性好的预估，C必然小，C小表示S1大、S2小；S1大，说明观测数据离散程度大，规律性差；S2小，说明残差离散度小，故C越小越好，它表示尽管原始数据规律性差，但残差摆动幅度小。外推性好则P大，P大表示残差与残差平均值之差小于指定值的点较多。所以C越小、P越大，其预估精度就越高。对照表4.2可评定模型精度，且模型精度等级＝max（P所在的级别，C所在的级别）。4.4不等时距的GM(1,1)模型由于沉降观测工作时间长，观测会受到天气、施工及人为因素等影响，所以实际得到的沉降数据序列常常是非等时距时间序列，而灰色模型要求建模数据必须等时距，为此，需要建立非等时距灰色预估模型，其建模方法与等时距序列基本相同，不同之处在于数据处理和模型值的还原生成上。4.4.1非等时距时间序列的等时距变换由于实测沉降增量数据序列为非等时距序列，所以要将非等时距序列变换成等时距序列，然后才能运用等时距序列建模方法建模。对于非等时距沉降增量时间序列：（4.26）各时段的时间间隔为：（4.27）式中，，这表示各时段间隔不相等。1)计算平均时间间隔（4.28）2)计算等时间间隔点的灰沉降增量当t=1时：（4.29）当t=n时：（4.30）当t=2,3,…,n-1时，利用lagrange插值函数分段线形插值，有： （4.31）从而得到等时距沉降增量时间序列为：（4.32）4.4.2模型的建立以式（4.32）的等时距序列作为原始数据序列，类同等时距序列的建模方法可以求出时间响应函数。（4.33）上式表示以平均时间间隔作为步长的外推预估值。为了能够与原始数据序列进行比较，将非等时距序列中的时间代入模型中，即：（4.34）（4.35）4.5考虑荷载变化的路基沉降灰色GM(1,1)修正预测模型在实际工作中，往往需要根据对已有沉降观测资料的分析来预估下一级加载后的路堤沉降，然后根据沉降变化来确定下一级加载。如果仍然根据利用已有沉降资料建立的模型来预估，则模型显然没有考虑下一级加载对路堤沉降的影响，误差可能会较大，因此需要根据施工中的加载过程来对原模型进行修正。4.5.1沉降过程的相似性通过对大量实际沉降观测资料和室内压缩试验资料的分析，发现在瞬时加荷条件下，不同荷载增量作用下的沉降过程具有相似性，即基础在第i级荷载作用下的沉降过程与第k级荷载作用下的沉降过程，当ti-ti,0=tk-tk,0时，其比值为一常数，即：()（4.36）式中：ti,0、tk,0—第i级、第k级荷载瞬时施加的时间，当为线性加荷时取加荷时间的中间值；—第i级、第k级荷载下的沉降观测时间； —第i级、第k级荷载施加时的沉降量，当为线性加荷时取加荷时间中间值对应的沉降量；Aik—第i级、第k级荷载下的沉降变化比。4.5.2GM（1,1）修正预估模型的建立1)由第i级荷载作用下的实测沉降资料建立灰色预估模型：（4.37）并预估在该级荷载作用下的最终沉降量。2)当地基土比较均一时，可近似地由式推算压缩指数Cc，并由式近似地计算新增荷载增量作用后路堤的最终沉降量，其中，H为地基压缩层厚度，,为压缩层平均自重应力。3)用第i+1级和第i级荷载作用下的最终沉降量计算沉降变化比,即（4.38）然后用式(4.37)建立第i级荷载增量作用下沉降的修正预估模型：（4.39）4.6GM(1,1)残差模型如果按照原始数据建立的GM（1,1）模型检验不合格或精度不够高，可以考虑建立残差模型对原模型进行修正。记残差为：k=1,2,…,n（4.40）取k=i,i+1,…,n，便有残差序列为： (4.41)为了便于计算和表示，改写为：n’=n-i(4.42)对q(0)建立残差GM（1,1）模型，有时间响应函数：(4.43)(4.44)将残差GM（1,1）模型加入到原模型中，得修正后的模型为：(4.45)式中：运用残差模型时需要注意：（1）如果残差为负值，应先对残差进行非负处理，方法为将残差序列各值均加上略大于最小残差绝对值的一个正数，得出还原残差值后，再减掉非负处理时加上的正数即可得原模型的补偿修正值。（2）一般不需用全部残差值建模，而是用部分残差值建模。（3）被残差修正的模型可以是生产模型，也可以是还原模型。4.7GM（1,1）模型的应用4.7.1奉云高速公路K084+010观测点奉云高速公路K084+010观测点位于整个超高路堤＋拦渣坝的I-I断面处，该观测点处路堤的最大填方高度为74.9米，该点处的沉降板埋设于路堤中央，其路基施工完毕后沉降数据见表4.3。表4.3K084+010的沉降观测数据Table4.3K084+010Subsidenceobservationdata时间（天）0~3030~6060~9090~120120~150150~180180~210总沉降量(mm)305.1333.8362.6382.2403.2417.5429.6 以0~120天的实测值建立GM（1,1）预估模型（记为模型I），则按式4.28计算沉降时间序列的平均时间间隔，可得为30。又S（1）＝｛305.1,333.8,362.6,382.2｝所以，B=求得＝(0.1666,83.4726)’将参数和实测沉降时间序列中的时间代入到式4.34中，可得该观测点的非等时距GM（1,1）预估模型（模型I）为：模型I的精度检验指标为P=1，C=0.03955,参照表4.2可知模型精度为好，不需采用残差模型修正。由模型I计算150d，180d，210d的沉降数值，结果见表4.4。表4.4K084+010观测点模型预估值与实测值对比Table4.4K084+010Modelobservationpointestimatescomparedwiththemeasuredvalues时间(d)实测沉降(mm)预估值(mm)误差(%)150403.2401.00.54180417.5416.40.26210429.6429.50.02绘出模型I的拟合曲线与实测曲线如图4.1所示。由图4.1可以看出，模型I的拟合曲线与实测曲线非常吻合，说明采用灰色预估模型分析K084+010观测点的实测沉降时可行的；同时，由表4.4可以看出，模型拟合值与实测值之间的误差较小，说明采用灰色预估模型分析该观测点的实测沉降也是比较准确的。由式4.22可知，K084+010观测点的最终沉降约为501.036mm。 图4.1K084+010观测点模型拟合曲线与实测曲线对比图Fig4.1K084+010Observationpointsmodelfittingcurvewiththemeasuredcurves4.7.2奉云高速公路K083+920观测点奉云高速公路K083+920观测点位于整个超高路堤＋拦渣坝的II-II断面处，该观测点处路堤的最大填方高度为56.8米，该点处的沉降板埋设于路堤中央，其路基施工完毕后沉降数据见表4.5。表4.5K083+920的沉降观测数据Table4.5K083+920Subsidenceobservationdata时间（天）0~3030~6060~9090~120120~150150~180180~210总沉降量(mm)190.2209.7226.5242.5254.8265.4275.3以0~120天的实测值建立GM（1,1）预估模型（记为模型II），则按式4.28计算沉降时间序列的平均时间间隔，可得为30。又S（1）＝｛190.2209.7226.5242.5｝所以Y=，B=求得＝(0.4624,783.4586)将参数和实测沉降时间序列中的时间代入到式4.34中，可得该观测点的非等时距GM（1,1）预估模型（模型II）为：模型II的精度检验指标为P=0.75，C=0.6245， 参照表4.2可知模型精度勉强，为确保预测沉降基本正确，重新选取沉降数据建立模型。以30~150天的实测值建立GM（1,1）预估模型（记为模型III），则按式4.28计算沉降时间序列的平均时间间隔，可得为30。又S（1）＝｛209.7226.5242.5254.8｝所以，求得＝(0.1445,48.8216)’将参数和实测沉降时间序列中的时间代入到式4.34中，可得该观测点的非等时距GM（1,1）预估模型（模型III）为：模型III的精度检验指标为P=1，C=0.0232，参照表4.2可知模型精度为好，不需采用残差模型修正。由模型III计算150d，180d，210d的沉降数值，结果见表4.6。表4.6K083+920观测点模型预估值与实测值对比Table4.6K083+920Modelobservationpointestimatescomparedwiththemeasuredvalues时间(d)实测沉降(mm)预估值(mm)误差(%)150254.8254.70.04180265.4265.8-0.15210275.3275.5-0.07绘出模型III的拟合曲线与实测曲线如图4.2所示，由图4.2可以看出，模型III的拟合曲线与实测曲线非常吻合，说明采用灰色预估模型分析K083+920观测点的实测沉降时可行的；同时，由表4.6可以看出，模型拟合值与实测值之间的误差较小，说明采用灰色预估模型分析该观测点的实测沉降也是比较准确的。由式4.22可知，K083+920观测点的最终沉降约为337.866mm。 图4.2K083+920观测点模型拟合曲线与实测曲线对比图Fig4.2K083+920Observationpointsmodelfittingcurvewiththemeasuredcurves4.8本章小结本章成功实现了将灰色理论应用到“拦渣坝+超高路堤”的沉降预测中去，通过运用GM（1,1）对超高路堤的数据分析，得出了以下几点结论：(1)K084+010观测点的预测模型结果与实测数据结果非常吻合，有力保证了预测值的准确性，可见GM（1,1）模型在沉降预测中是可行的；(2)K083+920观测点的预测结果说明，由0~120天的沉降值所得模型不合格，而由30~150天的沉降值所得的拟合曲线与实测曲线基本吻合，可见对于预测模型，合理选择原始数列预测沉降是一个非常重要的手段；(3)要准确预测沉降未来一段很长时间内的变化趋势，首先沉降数据应尽可能准确，同时要根据实际情况对初始数据加以处理，还应注意不断更新信息。 第五章曲线拟合法在沉降预测中的应用研究5.1概述在工程实际中，如何确定沉降速率指标、预估预压时间及工后沉降量，将直接影响到高速公路的质量、工期、造价等。这一切都与沉降量的计算准确与否有密切联系。由于理论计算上存在一定的缺陷，人们通过对沉降随时间的变化关系的研究，提出了拟合沉降—时间曲线的方法，通过拟合出的曲线方程来解决与沉降量有关的问题。很多学者对沉降—时间曲线作了深入的研究，多数认为沉降量随时间的变化呈双曲线关系[12,2,13,14,15,16,17]或指数关系[12,13,18]，但也有人认为呈其它特性，如泊松曲线[19]、对数曲线[2]、抛物线[20]。同时，有的学者把整个沉降—时间曲线分段拟合，如洪友堂[21]在分析某住宅楼的沉降认为在T=119天前由于施工速度为每月2~3层，此后为每月3~4层，因此T=119天以前的沉降进行线性拟合，对其后的沉降进行指数拟合，所得结果比较满意；许永明[20]通过对现场观测值的分析，认为固结曲线在完建后的沉降—时间对数坐标系（S—lgt）中由两部分组成，第一部分由抛物线拟合，第二部分也就是次固结部分由直线拟合，第一部分和第二部分发生的量级和时间取决于土层固结后达到的孔隙比所对应的当量固结应力，只要运营期的有效应力小于预压期末的该固结压力，次固结可以忽略不计，否则，就应该考虑次固结的影响。5.2几种拟合曲线5.2.1双曲线常用来拟合沉降－时间曲线的双曲线方程：（5.1）式中：S—待定的最终沉降量：St—在时间t（从施工期一半起算）时的实测沉降量，cm；a—经验系数，待定。式(5.1)经过变形可得如下形式：（5.2)—曲线上两个时间点，有的文献认为t1应取t/2，t为观察全过程的时间；S1，S2—对应于时间等于t1,t2时的沉降量。为了消除观测资料可能有的偶然误差，一般将S—t曲线后段的各组观测值St 及t都加以利用，分别计算出t/St与t的关系曲线。这条曲线近似于直线[22]，则此直线的斜率即为S。双曲线方程还有一些变形形式：（5.3）（5.4）（5.5）式中：S0—满载时的地基沉降量，其所对应的时间t=0；,—与地基及荷载有关的常数；Sd—瞬时沉降量；—t2与t1间的时间差；其余符号意义同前。双曲线方程试算结果与实测比较偏离较大[13]，推算的值也偏大，如果沉降过程的观测历时较长，而且在求算时着重于后一阶段的沉降曲线的话，就可得到较好的结果。5.2.2指数曲线指数曲线根据固结沉降表达式：（5.6）式中：St—地基土t时刻的沉降量；—地基土最终沉降量；—由地基土的地质条件及排水条件确定的常数。由式(5.6)推导出指数曲线法的表达式如下：(5.7)式中：S1,S2,S3意义同前；但有一点应引起注意的就是S1,S2,S3所对应的时间满足t2-t1=t3-t2=ΔT，并且ΔT尽可能大。指数曲线拟合法还有一种情况就是指数平滑处理方法：指数平滑是对变形观测原始数据作预处理，处理后的数据称“平滑值”，给定一个权系数a，则平滑值可按下列公式得到： 平滑值＝a×（新数据）＋(1-a)×（老数据）实际计算时，数据处理是按几级分作几次作的，并且常常记分别为t时刻的第1次，第2次，第3次的平滑值。假设指数平滑数学模型为：(5.8)其中yt+T为t+T时刻的预测值，而T就是以t为起点向未来伸展T时刻之后，即t以后模型的外推时间。为模型参数，其计算公式如下：(5.9)的计算公式如下：(5.10)依次类推。上述数据处理时须注意以下几点：a)权系数a的大小，一般经验给定，大多采用0.01~0.3这区间的某一值；b)后一级平滑值是通过前一级平滑值算出的。然而t=0时，无前一级平滑值，因此各级初始平滑值一般凭经验给出，实际处理过程中大多采用与其他实际数据比较接近的值。5.2.3Asaoca法Asaoka法也称浅岗法[1]，是Asaoka（1978年）提出的一种从一定时间所得的沉降观测资料来预计最终沉降量和沉降速率的方法。由Mikasa（1963年）导出的以垂直（体积）应变表示的固结微分方程为：(5.11)式中：—竖向应变； t—时间；z—距黏土层顶面的深度；Cv—固结系数。由沉降量，再结合排水边界条件，Asaoka解出了沉降量S可以由下面的微分方程表示：(5.12)式中：S为固结沉降量；a1、a2、…an和b是取决于固结系数和土层边界的常数。沉降—时间曲线S(t)可分离成：tj=j×Δt,j=1、2、3…，且Δt为常数，Sj为时间tj时的沉降量。式（5.12）用n阶递推关系表示如下：(5.13)对大多数情况，第一阶段近似（n=1）就已足够满足工程精度要求，则上式简化为：(5.14)也可用图解法求解，步骤如下：（1）将时间划分成相等的时间段Δt，在实测的沉降曲线上读出t1、t2所对应的沉降值S1、S2，并制成表格。（2）在以Si-1和Si为坐标轴的平面上将沉降值S1、S2以点（Si-1，Si）画出，同时作出Si＝Si-1的45o直线。（3）过系列点（Si-1，Si）作拟合直线与45o直线相交，交点对应的沉降为最终沉降值。Asaoka法推算的过程中Δt的取值对最终沉降量的推算结果有直接的影响，Δt过小会造成拟合点的波动性较大，拟合直线的相关系数较小。Δt过大，Si点过少，易产生较大的偏差，而且对是否已进行次固结阶段等不易作出判断。一般取Δt在30~100d之间。5.2.4其他曲线在沉降—时间对数(s~lgt)坐标系中，用来拟合曲线的抛物线方程有：(5.15)式中a,b,c—待定参数。被用来拟合沉降—时间曲线的泊松曲线方程为：(5.16) 式中：其中r为把总观测时间分成三段,每段所包含的时间项数。星野法认为沉降量s和时间t具有下列关系：(5.17)T0—某一观测时刻；S0—对应于t0的沉降量；A，k—待定参数。5.3曲线拟合实现5.3.1指数曲线拟合K084+010观测点观测数据观测数据同表4.3，由式(5.7)知，t2-t1=t3-t2=ΔT，并且ΔT尽可能大。选取30d，120d，210d的观测数据。＝505.2mm，即K084+010观测点的最终沉降约505.2mm。将K084+010观测点的观测数据以及=505.2代入式（5.6）拟合，拟合出的数值见表5.1，拟合曲线与实测曲线对比见图5.1。表5.1K084+010观测点指数曲线拟合值与实测值对比Table5.1K084+010Observationpointindexcurvefittingvalueandactualvaluecomparison时间(d)实测沉降(mm)拟合值(mm)误差(%)30305.1304.80.1060333.8335.3-0.4590362.6361.10.41120382.2383.1-0.24150403.2401.70.37180417.5417.40.02 210429.6430.8-0.28图5.1K084+010观测点指数拟合曲线与实测曲线对比图Fig5.1K084+010Observationpointindexfittingcurvewiththemeasuredcurves由图5.1可以看出，指数曲线拟合的数值与实测曲线非常吻合，说明采用指数曲线拟合分析K084+010观测点的实测沉降时可行的；同时，由表5.1可以看出，指数曲线拟合值与实测值之间的误差较小，说明采用指数曲线拟合分析该观测点的实测沉降也是比较准确的。5.3.2指数曲线拟合K083+920观测点观测数据观测数据同表4.5，由式（5.7）知，t2-t1=t3-t2=ΔT，并且ΔT尽可能大。选取30d，120d，210d的观测数据。＝330.5mm即K083+920观测点的最终沉降约330.5mm。将K083+920观测点的观测数据以及=330.5代入式(5.6)拟合，拟合出的数值见表5.2，拟合曲线与实测曲线对比见图5.2。由图5.2可以看出，指数曲线拟合的数值与实测曲线非常吻合，说明采用指数曲线拟合分析K083+920观测点的实测沉降时可行的；同时，由表5.2可以看出，指数曲线拟合值与实测值之间的误差较小，说明采用指数曲线拟合分析该观测点的实测沉降也是比较准确的。 表5.2K083+920观测点指数曲线拟合值与实测值对比Table5.2K083+920Observationpointindexcurvefittingvalueandactualvaluecomparison时间(d)实测沉降(mm)拟合值(mm)误差(%)30190.2189.80.2160209.7210.0-0.1490226.5227.3-0.35120242.5242.10.16150254.8254.70.04180265.4265.6-0.08210275.3274.90.15图5.2K083+920观测点指数拟合曲线与实测曲线对比图Fig5.2K083+920Observationpointindexfittingcurvewiththemeasuredcurves5.3.3Asaoca法拟合K084+010观测点观测数据由于在K084+010观测段的数据是等距观测的，所以在Asaoca法中Δt取30d；已（S30,S60）、（S60,S90）、（S90,S120）、（S120,S150）、（S150,S180）、（S180,S210）六点拟合曲线，与y=x的相交点即K084+010点的最终沉降，结果见图5.3（为看图清楚，在得出线性方程的基础上添加了与y=x相交的交点）。 图5.3K084+010观测点Asaoca法拟合曲线图Fig5.3K084+010ObservationpointsAsaocafittingcurve由图5.3可知，Asaoka法拟合的曲线线性高度相关，联立y=0.8429x+78.464与y=x，求出两直线方程的交点为（499.5,499.5），由Asaoka法可知，499.5mm即为K084+010观测点的最终沉降。5.3.4Asaoca法拟合K083+920观测点观测数据由于在K083+920观测段的数据是等距观测的，所以在Asaoca法中Δt取30d；已（S30,S60）、（S60,S90）、（S90,S120）、（S120,S150）、（S150,S180）、（S180,S210）六点拟合曲线，与y=x的相交点即K083+920点的最终沉降，结果见图5.4（为看图清楚，在得出线性方程的基础上添加了与y=x相交的交点）图5.4K083+920观测点Asaoca法拟合曲线图Fig5.4K083+920ObservationpointsAsaocafittingcurve 由图5.4可知，Asaoka法拟合的曲线线性高度相关，联立y=0.867x+44.977与y=x，求出两直线方程的交点为（338.2,338.2），由Asaoka法可知，338.2mm即为K083+920观测点的最终沉降。5.4本章小结本章通过运用指数曲线拟合，Asaoka法曲线拟合应用到“超高路堤＋拦渣坝”的沉降预测中，得出了以下结论：（1）对于本工程而言，指数曲线拟合与实测数据结果非常吻合，两者对比误差非常小，有力保证了预测值的准确性，说明曲线拟合法非常适用与本工程；（2）Asaoka法曲线拟合运用简便，其突出优点在于可以利用较短期的观测资料就能推倒较为可靠的最终沉降推算值；但也存在一些不足之处，Δt的取值对最终沉降量的推算结果有直接的影响。（3）在本工程对应的两个观测点，运用指数曲线拟合和Asaoka法拟合的最终沉降相差很小，可以认为原型最终沉降就是曲线拟合结果。 第六章数值模拟计算分析6.1概述本次沉降计算采用PLAXIS软件，PLAXIS是一个大地有限元分析软件，于1987年在荷兰公共工程与水源管理部（DutchDepartmentofPublicWorksandWaterManagement）的推动下，由海牙科技大学（Delft）完成初步开发。随着此软件不断发展及广受欢迎，1993年成立PLAXISBV公司，负责进一步的研发和改良。PLAXIS主要有以下功能：（1）可分析二维平面应变及三维轴向对称问题；（2）分析时所使用的元素包括有二维平面单元、界面单元、梁单元、土工布及锚杆单元等；（3）网格节点及边界条件均为绘图输入，网格建立为自动生成，并可调整疏密程度以配合分析时之精确性要求；（4）可提供的土体模型有：线性（Linearclastic）、库仑（Mohr-Coulomb）、土体软化（Softsoilmodel）、土体硬化(Hardeningsoilmodel)、土体蠕变（Softsoilcreepmodel）等；（5）在工程应用方面，可分析的种类有：隧道开挖、深基坑开挖、锚杆及土钉结构、加筋挡土墙、边坡路堤及土石坝等类型的土壤与结构互制问题；（6）可考虑大变形修正网格的分析；（7）可考虑各类型的开挖及回填工程问题的阶段性施工分析；（8）可考虑任意圆弧形的隧道断面（如圆形、椭圆形、马蹄形等）；（9）可考虑土壤为排水的不排水状况，水压力为静水压力。6.2有限元计算原理6.2.1有限元计算的理论基础用有限元法解土工问题就是将研究区域离散成有限数目的区域单元，对每个单元通过变分等方法把微分方程转化成有限元方程，然后结合初始和边界条件求解线性方程组得到问题的数值解[23]。它的突出优点在于可以用于解非线性问题。土工有限元分析可分为总应力分析有限元法和有效应力有限元法。总应力分析（TotalStressAnalysis）不区分土单元由土颗粒骨架或孔隙水分别传递和承受的应力（即有效应力或孔隙水压力），仅考虑土单元整体所承受的总应力，总应力分析一般用于不考虑渗流固结的情况。有效应力分析（EffectiveStress Analysis）则严格区分土体有效应力和孔隙水压力，将土骨架变形与孔隙水的渗透同步考虑，因而较总应力分析更能真实地分析土体的自身特性，能更合理地计算土体对荷载的响应。有效应力分析较总应力分析复杂，除需考虑平衡方程、物理方程、儿何方程外，尚需有效应力原理和连续方程。有限元法计算的基本过程如下：①连续体离散化这一步是把所要求求解的连续区域划分为一组虚拟的线或面构成的有限个单元的组合体，即把连续体内的某些点设为单元的节点，这些节点通过特定的方式连线成为一个个单元，即用这些有限个单元体的集合来代替原来的求解区域。一般由离散化的单元集成的组合体可以模拟原来求解区域。通过连续体离散化，求解无限自由度的问题就近似转化为求解有限自由度问题。离散化是有限元前处治的主要组成部分，通过化分可以得到以下信息：节点信息，主要是节点的编号和节点坐标；单元信息，主要为单元编号和单元中节点的编号顺序。在Plaxis程序中，网格类组被化为为三角形单元，其中有15和6节点单元可供选择，如图6.1所示。图6.1节点示意图Fig6.1Positionofnodespointsinsoilelments②确定位移模式离散化后对每一个单元来说，由于单元体很小，其内部的位移分布可以作一些近似假设。一般把单元体内某点的位移假设为单元各个节点位移的一个简单、合理的表达式。这种把单元体内位移和单元节点位移联系起来函数称为位移函数，也叫位移模式。确定位移模式是有限元法进行分析的关键，它关系到有限元计算的精度和收敛性，所选择的位移模式应具有完备性和协调性。完备性要求单元的位移函数必须能够反映刚体位移和常应变状态，在选用的多项式位移模式中，必须包含常数项和一次项；协调性要求所选的位移模式必须保证单元内部位移的连续性和相邻单元间位移的协调性，即是保证在受荷变形时，单元内和相邻单元不会出现开裂和重叠现象，相邻单元在其相交处具有惟一的位移函数。确定位移模式主要是建立以下方程： （6.1）式中，N为形函数矩阵，为单元节点位移列阵，m为一个单元节点个数，u(x,y)、v(x,y)是单元内任意点的位移。式（6.1）就是用形函数矩阵来连接单元内任意节点位移与单元节点位移。③单元分析单元分析的主要任务是建立单元刚度矩阵，即由单元的位移函数，再加上几何方程（应变－位移关系）和物理方程（应力－应变关系或本构关系），利用虚位移原理或最小势能原理建立单元刚度矩阵。以6节点单元为例。1）位移节点位移为基本未知量，位移场按分片插值得到。单元的位移插值模式是决定单元性能的关键因素。（6.2）（6.3）其中、（i=0，1，…，5）可用节点位移的线性组合来表示，进而位移场可改写为：（6.4）—插值函数，有如下性质：实际应用时，将各类单元形状标准化，建立局部坐标系，在局部坐标系中有统一的插值函数形式。局部坐标和整体坐标由同样的插值函数相联系。2）应变小变形条件下，应变可以由位移表示为：（6.5）将位移插值方程式（6.4）代入上式，可得（6.6）其中 3）应力由应力—应变关系式可计算应力：（6.7）4）单元刚度矩阵的建立单元刚度矩阵与单元结点位移矢量的积为单元等效结点力：（6.8）单刚矩阵的计算公式可由虚功原理或最小势能原理导出：(6.9)④整体分析由单刚矩阵可确定单元结点力和结点位移的关系，注意到同一结点的单元集成时内力相互抵消，则得出总体结点外力与结点位移的关系，即关于结点位移的线性代数方程组，其系数矩阵为总体刚度矩阵。由刚度矩阵的物理意义及矩阵与向量相乘的规则，可知总刚矩阵可由单刚矩阵对号入座集成得出。总刚矩阵具有稀疏性。由于仅同一单元的自由度才发生关系，故在总刚矩阵中，联系不在同一单元的二自由度的元素为0。适当的结点由于对称编号，可使总刚的非零元素局限于一个较小的带内，从而节省内存。⑤荷载向量上面我们己经得到关于结点位移的线性代数方程组。右端顶为结点力，故在用有限元时需将实际荷载（体积力、面力）化为等效结点荷载。基本思路是利用虚功等效，所得公式为：（6.10）式中，单位体积的体积力，q(s)为单位面积的面分布力，为单元所占的区域，为力边界条件与单元表面的交集。⑥边界条件及求解在求解之前需引入边界条件。边界条件可分为力的边界条件和位移边界条件两种，对边界力需化为等效节点力。对己知位移则要将其相应方程进行修改。 最后，解线性代数方程组，得出结点位移，进而可求应变、应力。6.2.2本构模型6.2.2.1莫尔－库伦模型在土力学中被广泛采用的强度理论要推摩尔一库伦强度理论。这一理论认为土的破坏是剪切破坏。因此，一旦土体内任一平面上的剪应力达到了土的抗剪强度土就发生破坏，而任一平面上的抗剪强度τf只是该面上法向应力σ的函数，即：(6.11)这一函数在法向应力与剪应力图上为曲线，称摩尔破坏包线或摩尔强度线。在一定的应力范围内，这一关系曲线可用线性方程，即库伦方程表达，于是式(6.11)就成为：(6.12)式中：c、φ—总应力强度参数，此时剪切破坏面上的法向应力以总应力表示。式（6.12）规定了土体单元到达极限平衡状态时的应力条件，故又称摩尔—库伦破坏准则。而基于摩尔—库伦理论的破坏准则可用多种形式表示。当用有效应力表示时为：(6.13)式中：c’、φ’—有效应力强度参数；σ’—剪切破坏面上的法向有效应力。在三轴试验中，一般大、小主应力为已知。因此，破坏准则常用试样剪切破坏时的大、小主应力表示。当以总应力表示时为：(6.14)当以有效应力表示时：(6.15)式中：、、、分别为破坏时的极限总应力圆和极限有效应力圆顶点的坐标。由于摩尔—库伦强度包线以直线表示，因此强度参数为常数。由式（6.14）可知，一组极限总应力圆顶点的连线将是一条直线，称后Kf线。同时,由于强度包线与坐标横轴的交点可看作处于极限平衡状态的点圆，因此，kf线亦必交横轴于该点，如图6.2所示。同样，一组极限有效应力圆顶点的连线则称为称kf′线。 图6.2抗剪强度线Fig6.2Shearstrengthenvelop6.2.2.2线弹性模型按弹性理论，线弹性本构关系一般可以表示为：（6.16）式中为材料的四阶弹性系数张量，它们的每一个分量都是以弹性模量系数表示的常数。一般有81个元素。对一般的均质连续各向异性弹性体，有21个元素是独立的；对三向正交各向异性弹性体，九个元素九可以确定；横观各向同性体是三向正交各向异性体的特殊情况，只要五个独立参数即可以确定；对各向同性弹性体，只有两个独立参数[24]。对各向同性材料，有不同的表达形式，从而得到各种形式的广义胡克定律。以E，ν为参数的本构方程为：（6.17）式中：E弹性模量；μ泊松比。式（6.17）可表示为：(6.18)式中：λ，μ为Lame弹性系数。还可以采用K-G形式的本构方程：(6.19)式中：K为体积变形模量；G为切变模量。6.2.3Biot固结理论 对于土体的固结，Plaxis采用的是比较完善的Biot固结理论，它反映出了固结过程中总应力随时间变化的规律，并揭示了这一规律的本质原因：土体固结过程中孔隙水压力消散和土骨架变形之间的藕合作用。Biot固结理论的基本公式包括平衡微分方程和连续方程两部分[3]。其平衡方程如下：(6.20)式中：G—土的剪切模量；▽2—拉普拉斯算子；u，v，w—分别是x，y，z三个方向上的位移；μ—土的泊松比；p—孔隙水压力；γ—土的容重。对于饱和土，还应满足连续性条件，即在一定时间内土体积的变化量等于流进和流出该元素体的流量差，并引进达西定律，从而推出如下连续方程：(6.21)式中：εv—土体应变；t—土体固结时间；k—土体渗透系数；γw—水的容重。6.3有限元模型本次计算的主要目的及假设如下：①估算超高路堤＋拦渣坝整体的最大沉降量；②拦渣坝废料填土采用三角单元模拟，采用摩尔库仑模型；③拦渣坝挡土墙和地基基岩采用三角单元模拟，采用线弹性模型。6.4有限元计算根据《拦渣坝施工设计图》，将超高路堤＋拦渣坝的几何数据输入PLAXIS有限元计算程序。表6.1超高路堤＋拦渣坝地基土层填料主要参数表Table6.1Highembankmentanddebrisretainingdammainparametersofthefoundationsoil packingtable饱和重度(kN/m3)粘聚力(kPa)内摩擦角(°)泊松比弹性模量(Mpa)拦渣坝废料21.45360.338混凝土挡土墙26.00.1428500地基基岩26.00.14345000在PLAXIS有限元分析中，将表6.1参数数据按层输入程序，如下图6.1所示图6.3PLAXIS有限元定义材料特性Fig6.3ThePLAXISdefinitionofmaterialpropertiesofthefiniteelement6.4.1I—I断面将材料特性定义后，给整个模型加上边界条件，底部在X方向及Y方向上的位移为0，两侧X方向上的位移为0。同时，考虑现场实际施工情况，将整个路堤填筑划分网格分层填筑，建模结果如图所示。由《拦渣坝施工设计图》可知，I—I断面为“V”型冲沟中间断面即K084+010处，挡墙为重力式挡墙。建模结果如图6.2所示。 图6.4超高路堤+拦渣坝(I—I断面)建模示意图Fig6.4Highembankmentanddebrisretainingdam(I-Isection)modelingdiagram6.4.1.1计算1.进行网格划分，如图6.5所示。图6.5网格划分Fig6.5Meshgeneration 2.采用分步施工步骤，并逐步分层激活拦渣坝废料填土。填料每层约高3.5米，填方最高区填土高74.88米，共划分了21层。图6.6激活第16层填料示意图Fig6.6Activationofthefirst16-sliceschematicdiagram3.全部填料填土激活后，激活行车分布荷载，同时点击计算程序，开始计算。6.4.1.2计算结果对于整个超高路堤＋拦渣坝（I—I断面），垂直位移与路堤高度关系如图6.7所示，总沉降示意图如图6.8所示。随着路堤填筑高度的不断增加，沉降量也逐渐增大，最大沉降发生在最高填土区，最大沉降约为508.08×10-3米。图6.7I-I断面垂直位移~填筑高度关系图Fig6.7I-Isectionverticaldisplacement~fillingheightdiagram 图6.8I—I断面沉降示意图Fig6.8I-Isectionsettlementdiagram图6.9I—I断面沉降趋势图Fig6.9I-Isectionsettlementtrenddiagram6.4.2II—II断面 将材料特性定义，给整个模型加上边界条件，底部在X方向及Y方向上的位移为0，两侧X方向上的位移为0。同时，考虑现场实际施工情况，将整个路堤填筑划分网格分层填筑，建模结果如图所示。由《拦渣坝施工设计图》可知，II—II断面为“V”型冲沟左侧断面即K083＋920，挡墙为桩板式挡墙。建模结果如图6.10所示。图6.10超高路堤+拦渣坝（II—II断面）建模示意图Fig6.10Highembankmentanddebrisretainingdam(II-IIsection)modelingdiagram6.4.2.1计算1.进行网格划分。2.采用分步施工步骤，并逐步分层激活拦渣坝废料填土。填料每层约高3.5米，填方最高区填土高56.8米，共划分了16层。3.全部填料填土激活后，激活行车分布荷载，同时点击计算程序，开始计算。6.4.2.2计算结果对于整个超高路堤＋拦渣坝（II—II断面），垂直位移与路堤高度关系如图6.11所示，总沉降示意图如图6.12所示。随着路堤填筑高度的不断增加，沉降量也逐渐增大，最大沉降发生在最高填土区，最大沉降约为333.02×10-3米。 图6.11II-II断面垂直位移~填筑高度关系图Fig6.11II-IIsectionverticaldisplacement~fillingheightdiagram图6.12II—II断面沉降示意图Fig6.12II-IIsectionsettlementdiagram 图6.13II－II断面沉降趋势图Fig6.13II-IIsectionsettlementtrenddiagram6.5数值模拟计算分析与灰色理论预测、曲线拟合预测结果对比表6.2不同方法预测最终沉降量结果Table6.2Differentmethodsofpredictionresultsoffinalsettlement观测点灰色理论预测指数曲线预测Asaoka法预测数值模拟预测K084+010501.00mm505.2mm499.5mm508.1mmK083+920337.9mm330.5mm338.2mm333.0mm由表6.2可以看出，K084+010观测点四种沉降预测方法最终结果，数值模拟预测出的最大沉降与Asaoka法预测出的最小沉降相差仅8.6mm，相对该观测点最大填方高度74.88米而言，彼此误差非常小；同样，K083+920观测点四种沉降预测方法最终结果，Asaoka法预测出的最大沉降与指数曲线拟合预测出的最小沉降相差仅7.7mm，相对该观测点最大填方高度56.8米而言，彼此误差也非常小。综合四种沉降预测方法，可以认为K084+010观测点的最终沉降介入499.5~508.1mm之间，K083+920观测点的最终沉降介入330.5~338.2mm之间。6.6本章小结本章通过Plaxis有限元软件实现了对超高路堤＋拦渣坝 的数值模拟分析，有限元得到的结果与灰色理论预测、曲线拟合预测结果彼此非常接近，有力验证了预测结果的准确性。 第七章土工离心模型试验沉降稳定分析土工结构材料性质十分复杂，即使是严密的理论，也必须经实践验证才具适用性。这正是目前土工结构计算仍然采用一些简便的计算方法加上系数的原因。在工程实践中，在施工期间和竣工后，对原型工程进行现场量测和试验，以验证计算中假定的可靠性，仍然是目前常用的工程研究方法之一。然而这些工作若能在工程之前完成，对工程进行预测，甚至验证，则意义就更为重要。为此，不少工程设计在施工之前，常利用小比例模型研究原型的整体或局部的表现，以免在工程上造成浪费。但小比例模型试验所取得的资料以定性为主。如果想取得定量的资料，就要制作较大的模型，甚至达到1:1比尺的原型来进行模型试验。但模型尺寸越接近实际结构物的尺寸，试验费用就越高，试验周期越长。同时，在控制试验的条件上相应也带来许多困难。另外，土的力学性状与土受力时所处的应力水平密切相关，土工结构和地基土层的应力、变形等性状主要由土体自重产生，对模型除必须与原型保持几何相似外，还应使模型和原型二者相对应的各点的应力—应变满足相似条件的要求。在一般的土工模型试验中，如挡土墙、边坡工程、浅基础等许多模型试验，虽然取得了有一定意义的成果，但其最大缺陷是不能模拟结构物所受的重力，因而对土与结构物的相互作用也不能反映原型的真实表现，于是这类土工模型试验的实用价值是有限的。土工建筑物或地基工程中，自重是一个主要的荷载，因此如何达到自重应力水平而又不改变土的基本性状，就成为土工物理模型试验中的关键问题。要解决这一问题，只有使模型置于加大的重力场中才能实现。于是，离心模型试验就成为工程施工之前，预测建筑物（构筑物）的工作性状，验证设计参数及计算结果和验证土的本构模型的强有力手段，对于特定工程在实施前作方案比选直至破坏研究方面，尤具独特的经济效益和社会效益，这就使土工离心模拟技术能够在土力学、岩土工程、路基工程的各个领域中得到广泛应用。土工离心模型的试验方法在国内外受到广泛的重视，试验技术也有了飞速的发展与进步，试验内容己涉及了儿乎所有的岩土工程研究领域。它在土力学、岩土工程研究中的作用与意义主要表现为以下几个方面：（1）新现象研究。研究自然现象与复杂工程结构物的工作机理和破坏机理，为建立解释这些复杂现象的理论提供试验依据；（2）模拟原型。研究实际工程问题，比选验证优化设计方案，了解工程运行状况，预测长期的运行安全性与可靠性；（3）参数研究。针对某些理论和工程设计中的关键技术参数，应用土工离心模型试验可以提供非常有用的试验数据资料，解决工程技术难题； （4）验证新理论和新方法。用土工离心模型试验的结果验证理论与计算方法，检验数学模型。7.1土工离心模型试验技术的发展土工离心模型试验最早是由法国人E.Phillips在1869年提出的，他最初设想的目的是用来解决英吉利海峡大铁桥复杂的结构力学问题以及地基基础问题[30]。但由于当时条件有限，这个设想并没有付诸行动。直到20世纪30年代，这个设想才被人们重新提起并开始进行试验研究工作。随后的约20年时间，前苏联先后建设完成了十多台离心机，研究领域涉及了土坝、土坡稳定、沼泽软土等土木工程的许多领域，成果卓著。但由于语言以及冷战等方面的原因，这些成果并没有得到更广泛的推广。60年代中期开始，土工离心模型试验技术有了新的发展，日本和英国首先开展了这方面的工作，用土工离心机对许多课题和土工工程问题进行了广泛的试验研究。值得一提的是，日本大阪市立大学的三笠正人教授使用半径为1m的土工离心机研究软黏土在自重条件下固结特性，由此分析地基的承载力和边坡的稳定性。80年代以后，土工离心模拟技术在更大的范围更广的领域有了新的发展。在这个时期开始，离心机的建设向着大尺寸、大型化的方向发展。而且随着计算机、微电子、自动化等高新技术大规模地应用于土工离心模型试验技术，土工离心模型试验朝着更加专业化的方向发展，各国也逐渐形成了数个专门的离心模型试验中心，并形成了各自的特色[31]。我国虽然早在50年代中期就已经意识到离心模型试验方法在模拟土工建筑物性状和研究土力学基本理论等方面的重要作用和巨大潜力，并开始研究离心模型试验技术的基本理论与基本方法，但是发展缓慢。直到80年代，以黄文熙教授为首的学者，先后赴英国和美国考察土工离心模拟技术以后，指出：“土工离心模型试验已成为验证计算方法和解决土工问题的一种强有力手段”，是“土工模型试验发展的里程碑”[32]。此后，北京水利电科学研究院、南京水利科学研究院、长江科学院、上海铁道大学等单位相继建立了土工离心模拟实验室，开展试验研究工作，并已取得了不少研究成果。与国外主要进行工程机理、验证理论的研究内容相比，我国在运用离心模型试验研究解决工程实际问题方面形成了自己的特色，先后结合三峡围堰工程、三峡高边坡工程、瀑布沟坝基防渗墙、小浪底斜墙堆石坝、天生桥面板坝、京九铁路加筋挡土墙、深圳五湾码头、上海地下铁道、南水北调穿黄隧道工程、苏通长江大桥超长桩基础等国家大型重点工程项目建设完成了大量的研究工作。在地基处治技术研究方面也取得了不少有益的成果：刘宏等利用土工离心模拟技术研究了高填方地基的变形与稳定[33]，刘俊新等利用离心模型试验研究了碎石桩处治红层松软土地基的相关问题[34] ，俞仲泉等利用离心模型试验研究土工织物对对地基的加固作用[35],谢永利等应用离心模型试验研究了软基的变形性状等[36]。7.2土工离心模型试验的原理7.2.1离心试验模拟地基变形的基本原理在地基工程中，其应力场主要由土的自重应力引起，土的力学性状与土受到的应力水平有关。在一般的土工模型试验中，土的材料无法用其它模拟材料代替，故需用原型材料制作缩尺成1/n的模型。但因土具有非线性特征，它的应力－应变关系随应力水平而变化，模型中的应力场与原型的自然重力加速度场不同，从而使模型的变形也不是原型的1/n。由于模型应力水平低，在原型中土体因应力达到一定强度而破坏时，模型中的土体则远未达到破坏状态。所以一般的土工模型试验在1g的重力加速度场中的应力—应变水平，远小于原型的应力水平，模拟原型的可靠度是不高的，而土工离心试验机解决了这一问题。若研究点的深度为H，地基土的容重为γ，则其自重应力为：（7.1）式中：ρ－土的密度；g－重力加速度。现以原型材料按1：n比例作一模型并置于离心力场中，则其相应点的模型自重应力如式（7.2）。（7.2）若令，则式（7.3）。（7.3）式（7.3）说明，只要使离心模型加速度加大到重力加速度的n倍，就可以使模型达到与原型等应力状态。7.2.2离心模型试验中的相似理论 相似在科学研究中有明确的含义。相似的概念首先出现在几何学里，如两个三角形的相似。各种物理现象也都可以实现相似。它们的各种物理量（如时间、力、速度等）都可以抽象为二维、三维或多维空间（即超空间）的坐标，从而把现象相似简化为一般的几何学问题。而所谓物理量的相似，是指原型物理量与模型物理量在方向、大小、分布上存在某种确定的关系，而且有一个确定的比例关系，可以表示为：相似现象具有什么性质？个别现象的研究结果如何推广到所有相似的现象中去？满足什么条件才能实现现象相似？弄清楚这些问题，才能相应地解答模型试验中的这样几个问题：模型试验需要测量哪些物理量？如何整理实验结果，使之推广到原型等相似现象中去？模型试验应遵守什么条件。以上问题的答案就在于相似三定理。①相似第一定理（相似正定理）：对于相似系统（相似现象），相似指标为1，或相似判据相等。相似第一定理是系统（现象）相似的必要条件，它揭示了相似系统（相似现象）的基本性质。设表示某系统中的第i个物理量，而表示另一相似系统中对应的物理量，这两个物理量之比为（7.4）式中，称为变换系数或相似常数。对于两个相似的系统，每个参数的值是严格不变的，不同的变换系数起着不同物理量的赋值作用。变换系数的选择，取决于所研究问题的性质和试验条件。相似系统的数学模型在相似变换中是不变的，因而任何两个相似的系统控制微分方程是重合的，即（7.5）用对上式左边进行求解，则式中，是各变换系数的函数关系式，显然（7.6）即两个系统相似的条件是联系各变换系数的函数等于1。式(7.6)称为条件方程。②相似第二定理（π定理）：设系统有n个物理量和k个基本量纲，则这n个物理量可以表示为（n-k）个独立的相似判据之间的函数关系，即（7.7）可改写为（7.8）在模型试验中，存在（7.9） 式中，脚标m和P分别表示模型和原型，下同。在实际应用中，上述各π项间真正的关系方程未必能够列出，但不影响使效果。同时，利用π定理构造模型时，式（7.9）未必能够全部得到满足，一般需要依靠经验，保证重要的几个物理量满足相似关系，其他物理量可以适当放松。③相似第三定理（相似逆定理）：对于同一类物理现象，即由文字结构相同的方程（组）所描述的物理现象，如果单值条件相似，而且由单值条件的物理量所组成的相似判据在数值上相等，则现象相似。单值条件包括：几何条件、物理条件、边界条件以及初始条件。相似第一定理和相似第二定理是在假定现象相似的前提下得出的相似后的性质，是现象完全相似的必要条件。相似第三定理由于直接和代表具体现象的单值条件相联系，并强调单值量相似，所以显示了它在科学上的严密性，是模型实验必须遵循的理论原则。7.2.3离心模型试验的特点相似的概念在科学研究及工程设计中起着十分重要的作用。目前，在各种工程技术领域中，一般都能接触到与相似有关的问题。特别是在近代科学试验工作中，总要应用相似概念及相似理论问题。相似的概念首先出现在几何学里，如我们说两个多边形相似，实际上是说它们的边数或角数相同，同时对应边保持相同的比例。反过来，如果两个多边形满足了这些条件，它们就是相似的。推而广之，各种物理现象也都可以实现相似。离心模型试验是力学相似性最好的物理模型试验方法之一，主要是从满足相似条件的角度来分析的。从连续介质力学的观点来看，物体的平衡可以用下面的方程来描述式（7.10）。（7.10）从方程可以得到模型与原型的相似条件式（7.5）。（7.11）式中：、、－相似常数，即原型物理量与模型物理量之比。在常规模型试验中（1g条件），模型尺寸缩小，即，如用原型材料制作模型，即。由式（7.11）的相似条件得到，，表示原型应力为模型应力的n 倍，即模型应力与相应的原型应力不相等。这样当原型的应力超过弹性极限进入塑性变形阶段时，模型还处于弹性阶段，因此常规模型试验只能在弹性范围内有效，进入塑性非线性阶段试验较为困难，不能进行破坏性试验研究。在离心模型试验中，模型中的每一点都受到一个比地球重力加速度(g)大n倍的离心惯性力，由于离心惯性力场的作用，模型的自重被加大到n倍，即，便得到在离心机的离心惯性力场的作用下产生的特殊相似条件。把几何条件代入式（7.11），得到，即离心模型的应力与原型应力相等。因此，离心模型试验是一个与原型应力相等的“全真型”模型试验方法。它满足主要的关键相似条件，可以进行直至破坏的全过程等应力力学模型试验，可以直接采用原型材料，比较简便地实现“全相似”。因此，离心模型试验方法被认为是迄今为止相似性最好的力学模型试验方法之一。离心模型试验中的相似比尺如表7.1所示。表7.1离心模型试验中的相似比尺Table7.1Similaritylawofcentrifugalmodeltest物理量相似比物理量相似比位移、沉降N渗透性N应力、应变N弹性模量1面积N2泊松比1体积N3剪切模型1力N2饱和度1质量N3颗粒尺寸1密度1颗粒强度1面压力、粘着力1固结、消散N2摩擦系数1蠕变、粘滞流1孔隙比1因此，将以原型材料按一定比例制成的模型置于由离心机生成的离心场中，通过加大土体的自重体积力，使模型达到与原型相同的应力状态，以此观测与原型相似的变形和破坏过程。7.3离心模型试验的误差分析 离心模型试验装置能够根据研究者的要求再现地层的重力场，越来越广泛地运用于岩土力学和岩土工程领域，它在促进岩土力学基础理论研究的发展、提高岩土工程的设计和施工水平上发挥着重要的作用，作为一种新型的试验手段显示了强大的生命力。但是目前离心机的旋转半径只有几米，离心模型试验中离心力远不及地层的重力那样分布均匀，在用离心模型试验模拟地层中因重力产生的现象时，离心模型试验结果必然有误差，而影响结果的可靠性。但是只要处理得当，能将误差减小到较小程度，并将其控制在可以接受的范围内，以满足科研实践的要求。7.3.1模型的应力误差离心模型试验借助于离心惯性力与重力等效的原理来实现模型应力水平与原型应力水平一致，但是离心力场与重力场还是有区别的，从而导致了离心模型试验的近似性。现以常见的转臂在水平面上旋转所形成的离心力场为例来进行分析。当离心机以角速度w旋转时，半径r处的质点m将受到离心力与重力的联合作用。设其合力为，则（7.12）其中为合加速度，其值为;（7.13）合力的方向为：（7.14）式中：g为重力加速度；为加速度与水平面的夹角。由式(7.14)可知，若w和r较大，可以近似表达为下式而不会有显著的误差。（7.15）由此可见，离心力场中的加速度不是一个常数，它随转动半径r的加大而增大，其方向径向向外，与原型重力场不一致。当模型的高度为H时，模型顶面与底面的加速度相差。因此，若保持模型底面的应力与原型一致，则顶部的应力就小于原型的应力；相反，若保持项面的应力与原型一致，则底面就会有较大的应力误差。模型与原型之间的误差随离心机半径R的增大而减小。根据文献[37]的分析，当模型高度小于有效半径的0.1739倍时，离心试验的应力误差将在允许的范围内。7.3.2科氏加速度引起的误差在稳定旋转的离心机所提供的离心力场中除了存在与原型重力加速度对应的离心加速度外，还存在一种科里奥里加速度（Coriolisacceleration）。科氏加速度实际上是反映模型内介质相对运动速度的一个力，这种作用力仅在模型内的土中才存在，原型中是没有的[38]。在稳定旋转的离心机所提供的离心力场中建立一个坐标系，如图7.1（a）所示。于是模型中任一点的坐标可以用极坐标表达为:（7.16） 图7.1坐标变换Fig7.1Coordinatetransformation将式(7.16)对t两次求导，得（7.17）为了更清楚说明问题，转换到模型内，如图7.1(b)所示，于是有：（7.18）对t两次求导后得到:（7.19）式中：为当模型移动时土单元在方向上的加速度；为在r方向相应的加速度；为对应于原型重力加速度的离心加速度；为科里奥里加速度，以表示。该加速度在原理中没有的，它将引起一定的误差。令，则 ，科里奥里加速度引起的误差为（7.20）由式（7.20）可见，这种误差就越小。但一般说来v值不会很大，所以在通常的试验中，它不会引起很大的误差。7.3.3离心机起动与制动误差离心机起动与制动时的加速和减速会引起切向加速度的变化，对试验结果会有一定的影响。若模型加荷过快，地基抵抗变形的能力来不及充分发挥，则会产生过大的剪切变形；反之，快速减荷时，离心机受到惯性力的作用，对边坡的稳定会产生不利的影响。然而，若启动或制动时间过长，则会导致模型受力状态与原型受力状态之间较大的差异，同样会引起试验结果的误差。文献[39]的研究表明，当:时，这种加速或减速的影响不大。其中:为水平切向力。所以，应根据试验研究的不同目的选择合适的启动速度。7.3.4边界效应问题离心模型试验中，必须把模型置于模型箱中，而由于模型箱侧壁对模型的摩阻力的影响，必然会引起边界受力条件或变形条件的改变，若这种作用影响到试验结果，则模型的性状就不能真实反映原型的性状。模型箱内的结构物距边界多远的距离才能有效避免这种边界效应为许多学者所关心，也针对这一问题提出了一些解决办法。如对于地基承载力试验的基础底板，如对于地基承载力试验的基础底板，一般要求其宽度不超过模型箱最小边长的1/5[40]。对于平面应变问题，应保证模型箱有足够的宽度。Santamarina和Goodings[41]在加筋土挡墙的模型试验相似性研究中发现，模型破坏时的加速度明显地受到其高宽比的影响。模型愈宽，破坏时的加速度愈小，说明受边壁摩擦的作用愈小。试验还表明，通过在模型耗内壁涂以硅脂并贴一层塑料膜的方法可在一定程度减小侧壁摩阻力的影响，但效果仍不令人满意，故试验结果仍需作必要的修正。前苏联的Y.N.Malushitsky[42]曾研究模型箱宽度对土体破坏滑动面的影响。他通过观测沿破坏后模型土体一斗高度处的水平截面图发现，在距侧壁8cm－12cm范围内，由于摩阻力的存在，滑动面带有明显的弯曲，只有中间部分土体的位移达到最大且大小相同，符合平面应变条件。Ovesen[43]研究模型相似性律时发现，当模型箱内径约等于5倍的基础直径时，侧壁摩阻力的影响将使承载力比预计值高出10%~20%，此时，（为基础边界与模型箱内壁的距离)。当时，可忽略边界效应。徐光明[44]等也用粗砂作为模型土料作了重复试验，得出与Ovesen类似的结论，即当时，模型盒的约束尽管存在，但它的影响并不明显，没有使试验结果偏离正常值。 7.3.5粒径效应在分析计算时，原型和土中的结果物尺寸B比土的粒径大很多，土体的特性满足连续性和均匀性假设。但在模型试验中，一般采用原型土料制模，并与原型土体保持相同状态。而在缩尺后结构物尺寸b仅为原型的1/n（n为离心加速度水平）。当原型土料为粗粒土时，b对就很有限，组成模型土体的土颗粒总数或模型中的结构物所接触到的土颗粒总数非常有限。此时，土体颗粒的不均匀性就会暴露出来，模型试验就可能存在所谓的粒径效应。大量的试验证实，细粒土不存在粒径效应。但在进行粗颗粒材料模型试验时，原型的颗粒粒径太大，必须通过缩尺来模拟材料。过多的缩尺会造成模型土料与原型土料在性质上有明显差异；但如果缩尺不够，又不足以避免粒径效应。因此，合理的做法是既不造成两者在性质上的明显差异，又能避免粒径效应。1979年，丹麦的Ovesen[43]通过干砂圆形基础承载力试验表明：只要基础直径与砂土的平均粒径的比值大于30时，模型土料的粒径不相似就不会对基础承载力特性有影响，但当该比值小于15时，则有明显的尺寸效应。1995年，南京水利科学研究院的徐光明和章为民的研究表明：当模型填料颗粒粒径很大时，模型土体中的土颗粒总数可能很有限，土体的性质显得很不均匀，这时地基已不能按连续体来看待，模型存在粒径效应；对于土体与结构共同作用的模型，只有当土体中的结构物接触到足够多的土颗粒时，土体的性质才与原型一样连续均匀，其界限是基础半径与土体最大颗粒直径之比大于23。英国的Craig[45]认为，如果原型土料需缩制的话，其级配必须缩制到使浅基础和桩这类结构物尺寸与最大颗粒径之比达到40才算符合要求。7.4土工离心模型试验设计7.4.1试验设备本次试验是在重庆交通大学土工离心试验室的TLJ－60型土工离心机（如图5.2所示）上进行的，其主要性能参数如下：①最大容重：60g·t；②最大荷载：100g时600kg，200g时300kg；③有效半径：2.0m；④最大加速度：200g；⑤加速度控制精度：±0.5%F·S；⑥模型箱尺寸：700mm×360mm×500mm；⑦集流环：60环；⑧电机功率：132KW； ⑨旋转接头：1通道供水，2通道供油；⑩启动时间：15min图7.2TLJ－60型土工离心机Fig7.2TLJ-60geotechnicalcentrifuge7.4.2模型比尺的选择由于本次试验模拟的超高路堤＋拦渣坝原型为一个长、大，坡度很缓的超高边坡，为了在试验室里完好的再现原型，本次试验模型比例尺为1：200。7.4.3材料的选取在离心模型试验的地基模拟中，为充分考虑土的结构性及土的应力历史对土应力应变性状的影响，模型采用原状土样制备，土样取自奉节财神梁隧道爆破废料。制备模型土样时，先将原料碾碎烘干，清除杂质后过9.5mm筛，大颗粒采用剔除法处治。然后按计算的含水量加水至饱和状态。7.4.4离心机的加载土工离心模型试验中，时间比的相似关系为1/n2，另外为模拟现场逐步分层填筑的的过程并考虑填筑过程中发生的沉降，应随时间逐步加大离心加速度，由此来反应实际的施工过程。由于离心试验耗时过长，因此在实际情况下可以相应的缩短整个模拟的旋转时间，同等条件下观测其最终沉降量来对比分析。7.4.5模型的变形测试根据目前国内同类试验采用的位移观测方法，试验采用物理观测法测试模型的变形，即在靠模型箱有机玻璃一侧模型断面上画网格线，观测点加载前后的坐标差即为各点的位移，位移观测包括水平方向和垂直方向。7.5离心模型试验成果与分析 根据试验目的、原型尺寸和实验室设备条件，本次试验包括3组模型，分别对应《拦渣坝施工设计图》上的I—I断面（即K084+010观测点）、II—II断面（即K083+920观测点）。7.5.1第一组试验本组试验主要模拟拦渣坝I—I断面(拦渣坝挡墙冲沟沟心最深处断面即K084+010观测处)在超高路堤全部施工完毕后的沉降变形性状。由于路堤结构的对称性，试验采取一半模拟即可，填料按含水量6％、93的压实系数压实，地基基岩和拦渣坝挡土墙用水泥混凝土模拟。试验模型在模型箱中填筑完成后如图7.3所示。图7.3试验前模型一(I—I断面)Fig7.3Pre-trestmodel1(I-Isection)图7.4试验后模型一(I—I断面)Fig7.4Aftertrestmodel1(I-Isection)离心机运行停止后模型一如图7.4所示。从图中可以看出，坡顶面没有明显的裂缝，边坡也没发生任何变形，路基处于稳定状态。对比模型一前后的坐标点读数差（表7.1和表7.2分别为 I—I断面试验前和试验后垂直方向坐标点读数），可以看出模型垂直方向读数前后变化较大的地方出现在填料最高区域，即试验后模型上部顶面一行数据约有0.2cm的变化，沿坡面的坐标读数有0.1cm的变化，其余大部分点的坐标读数前后没有变化。按实验比例1:200换算，即原型最顶上部约有40cm左右的沉降，沉降量较小。图7.5模型一垂直位移-填筑高度关系趋势图Fig7.5Model1verticaldisplacement~fillingheighttrenddiagram 表7.1模型一试验前Y方向坐标点读数Table7.1Pre-trestmodel1Ydirectionofpointsthecoordinatesofreading30.930.930.930.930.930.928.928.928.928.928.92929292926.826.826.726.726.826.826.826.826.826.826.826.926.926.924.724.724.824.824.924.924.924.924.924.924.924.924.924.924.924.924.923.123.123.123.123.123.12323232323232323232323232321.221.221.221.221.121.121.121.121.121212121212121.121.121.121.121.121.118.818.91919191919191919191919191919191919191919.119.119.117171716.9171717171717171717171717171716.916.916.917171717171715.315.215.215.115.115.115.215.215.215.215.215.215.215.215.215.215.215.215.115.115.115.115.115.115.115.115.113.113.113.113.113.113.113.113.113.113.113.113131313131313131310.910.910.910.910.910.910.910.910.91111111111118.58.58.58.58.58.58.58.58.68.68.6表7.2模型一试验后Y方向坐标点读数Table7.2Aftertrestmodel1Ydirectionofpointsthecoordinatesofreading　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　30.730.730.730.830.730.7　　　　　　　　　　　　　　　　　　　28.828.728.728.728.828.828.928.929　　　　　　　　　　　　　　26.826.726.626.626.726.726.726.726.826.826.826.926.926.9　　　　　　　　　　　24.724.724.724.824.824.824.824.824.824.824.824.924.924.924.924.924.9　　　　　　　　　23.1232323.123.123.1232322.922.9232323232322.9232323　　　　　　　21.221.121.121.12121.121.121.121.121212121212121.121.121.121.12121.1　　　　18.818.818.918.9191919191919191919191919191919191919.119.119.1　16.9171716.916.917171717171717171717171716.916.916.816.916.9171717171715.315.215.115.115.115.115.215.215.215.215.215.215.315.215.215.215.115.115.115.115.115.115.115.115.115.115.1　13.113.113.113.113.113.113.113.113.113.113.1131313131313131313　　　　　　　　10.910.810.910.910.910.910.910.910.91111111110.911　　　　　　　　　　　　　8.58.58.48.58.58.58.58.58.68.58.6　　　　　　　　　　　　　　　　　 7.5.2第二组试验本组试验主要模拟拦渣坝II—II断面（沿河沟左侧断面即K083＋920观测处）在超高路堤全部施工完毕后的沉降变形性状。由于路堤结构的对称性，试验采取一半模拟即可，填料按含水量6％、93的压实系数压实，地基基岩和拦渣坝挡土墙用水泥混凝土模拟。试验模型在模型箱中填筑完成后如图7.6所示。图7.6试验前模型二(II—II断面)Fig7.6Pre-trestmode21(II-IIsection)图7.7试验后模型二(II—II断面)Fig7.7Aftertrestmodel2(II-IIsection)离心机运行停止后模型二如图7.7所示。从图中可以看出，坡顶面没有明显的裂缝，边坡也没发生任何变形，路基处于稳定状态。对比模型二（II—II断面）前后的坐标点读数差（表7.3和表7.4分别为II—II断面试验前和试验后垂直方向坐标点读数），可以看出模型垂直方向读数前后变化较大的地方出现在填料最高区域，即试验后模型上部顶面一行数据有0.1cm的变化，沿坡面的坐标读数有0.1cm 的变化，其余大部分点的坐标读数前后没有变化。按实验比例1:200换算，即原型最顶上部约有20cm左右的沉降，与数值分析结果基本一致。图7.8模型二垂直位移-填筑高度关系趋势图Fig7.8Model2verticaldisplacement~fillingheighttrenddiagram 表7.3模型二试验前Y方向坐标点读数Table7.3Pre-trestmodel2Ydirectionofpointsthecoordinatesofreading　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　31.931.932323232　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　30303030303030　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　282828282828282828　　　　　　　　　　　　　　　　　　26.126.126.126.126.12626262626262625.9　　　　　　　　　　　　　　　24.324.324.324.324.224.224.224.224.224.224.124.124.124.12424　　　　　　　　　　　　　22.322.322.322.322.322.322.222.222.222.222.122.122.122222221.921.9　　　　　　　　　　20.220.120.120.120202020.120.120.120.120202019.919.919.919.919.919.919.8　　　　　　　　17.917.9181818181818181818181818181817.917.917.917.917.817.817.8　　　　　　　15.815.815.815.815.815.915.815.915.915.915.915.91616161615.915.915.915.915.915.915.915.9　　　　　1414141413.913.913.913.913.913.914141414141414　　　　　　　　　　　11.811.911.911.911.811.811.911.911.911.911.811.911.9　　　　　　　　　　　　　　　　9.59.59.59.59.59.59.59.69.6　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　表7.4模型二试验后Y方向坐标点读数Table7.4Aftertrestmodel2Ydirectionofpointsthecoordinatesofreading31.831.931.931.931.931.929.929.929.93029.929.9302827.927.927.928282827.927.92626.12626.1262625.925.925.925.92625.925.824.224.224.324.324.224.224.224.124.224.224.1242424.123.92422.322.322.222.322.222.322.122.222.222.12222.122.122222221.921.920.12020.120.120202020.120.120.120.120202019.819.919.919.919.819.819.817.917.918181817.918181817.918181818181817.917.917.81817.817.817.815.715.815.815.815.815.915.815.915.915.915.915.91616161615.915.915.915.915.915.915.915.81414141413.913.913.813.913.913.91413.914141414.11411.811.911.911.911.811.811.911.91211.911.811.911.99.59.49.59.59.59.59.59.69.6 7.6本章小结（1）本次试验条件下，离心试验模型在200g重力加速度场下运转后，坡面没有发生明显裂缝，边坡也没有任何变形，整个路基处于相对稳定状态；（2）两个试验模型相对发生位移的地方均集中在模型填料最高区域，这与数值模拟分析的结果较为接近，数值模拟的结果具有良好的可信度；（3）由模型的相对稳定状态说明，超高路堤＋拦渣坝原型在竣工后的沉降非常小，这与灰色理论预测、曲线拟合预测出的结果吻合。 第八章结论与建议8.1结论沉降计算是土力学中的重要研究课题之一，自上世纪初太沙基等人提出经典的沉降计算方法以来，对沉降计算方法的研究一直在不断进行，如何简便准确地计算路基的沉降量一直是困扰着土木工程技术人员的一个难题。由于土是一种变异性很大的工程材料，在其漫长的形成过程中，经历了自然和人为因素的作用，其性质十分复杂，因而通过勘察、取样、试验得到的土体参数是十分离散和不确定的，具有空间变异性，同时，从经济方面考虑，勘探的密度及试验的次数不可能达到绝对令人满意的程度，所有这些无形中都影响了计算结果的准确性。因此，至今还没有一种方法普遍适用于沉降计算。本文在阐述前人所做的相关工作的基础上，借助论文实际依托工程对路基沉降计算和预测这一岩土工程中的基本问题，进行了研究和探讨，得到一些研究成果，现总结如下：1．通过对以巴东组泥灰岩的隧道渣料作为路堤填料的材料试样进行物理力学性质的试验，并参考相关文献在本论文所在地的地质试验资料，获得了超高路堤填料的物理力学性质试验参数；2．运用GM（1,1）灰色模型对实测沉降进行拟合，拟合结果与实测曲线非常吻合，有力地保证了预测结果的准确性，说明运用GM（1,1）灰色模型用于沉降预测中是可行的；3．对于论文的依托工程，指数曲线拟合和Asaoka法拟合结果与实测数据吻合，对比误差非常小，说明曲线拟合法非常适用与本工程；4．通过Plaxis有限元软件对超高路堤＋拦渣坝进行了数值模拟；最终结果与灰色理论预测、指数曲线拟合预测、Asaoka法曲线拟合预测的结果彼此之间的数据吻合，误差很小，说明四种方法预测的最终结果具有很高的可信程度；5．在室内实验室进行的土工离心试验，试验结果显示模型坡面没有发生明显裂缝，边坡也没有发生任何变形，相对发生位移的地方仅出现在模型填料的最高区域，模型整体处于非常稳定的状态。同时，本论文也取得了一些有益的结论，总结如下：1．财神梁隧道渣料为岩性较好，强度高的破碎砂岩（块石、片石、碎石），其透水性较于砂砾料的透水性相当；2．泥灰质岩石受溶蚀、风化作用具有普遍性，溶蚀、风化岩石普遍发育； 3．泥灰质岩石在溶蚀、风化过程中，随着岩石成分的不断变化，岩石的力学强度会逐渐降低，有的已属于较软岩范围。泥灰质岩石溶蚀、风化形成的松散土层具有易滑性，易于发生变形破坏。因此，利用渣料进行填方时必须进行洒水压实，以保证压实质量和路基的稳定；4．在GM（1,1）灰色模型中，合理选择沉降数据建立灰色预测模型是一个非常重要的手段，不同的数据组建立的不同预测模型精度差别很大；5.要准确预测沉降未来一段很长时间内的变化趋势，首先沉降数据应尽可能准确，同时要根据实际情况对初始数据加以处理，还应注意不断更新信息；6．Asaoka法曲线拟合运用简便，其突出优点在于可以利用较短期的观测资料就能推倒较为可靠的最终沉降推算值；7．土工离心试验结束后模型整体处于非常稳定的状态。试验结果与灰色理论预测、指数曲线拟合预测、Asaoka法曲线拟合预测、数值模拟预测的结果对比分析，有力论证了预测结果的可靠性。8.2建议1本文所述的对于超高路堤＋拦渣坝沉降预测的方法只是基于在观测数据的基础上，具有经验性、普遍性的意义。对于其中某些预测方法的机理研究还不是很清楚，以及其应用于个别观测点的预测精度还有待于提高。2有限元数值模拟计算中所选模型的合理性以及模型参数准确性是超高路堤＋拦渣坝沉降计算结果高精度的保证。由于土石层的复杂性、实测数据的精度、施工对土层的扰动等因素的制约，决定了我们不能准确地反演各层土的每个模型的参数。对于巴东组泥灰岩隧道废渣这一特殊岩质填料，如何能完善地实现这一点，使各参数的物理意义更明显，除了要做大量的三轴等试验，通过大量数据研究其合理的流变模型，也是一个很重要的方面。3土工离心试验在模拟地基沉降方面优势明显，而且失去了烦琐的公式推导过程，得出的结果接近于土体的实际状态。但是由于模拟材料的差异、边界效应、量测误差、离心力不均匀性等不利因素的存在，使得离心试验的精确性受到了影响。在进一步的研究中，需要对这些因素做进一步的分析，以使土工离心试验的结果更接近于工程实际情况。 致谢本文是在导师吴国雄教授的悉心指导下完成的，从论文的选题、写作、审稿到定稿，都凝聚着导师的心血。在近三年的研究生学习生活期间，导师渊博的知识、严谨求实的治学态度、谦虚的风度和无私奉献、勇于创新的精神，使作者受益匪浅、终生难忘。在此，谨向导师致以深切的敬意和衷心的感谢！感谢丁静声老师、张春笋同学的帮助，在项目研究和实施过程中，他们给予了作者很多好的建议和意见，开拓了作者的眼界和思路。感谢王涛、郭国和、谭春霞等同门的鼓励和帮助，正是他们的无私援助使本论文得以更顺利的完成。感谢他们和作者共同奋斗、共同进步。感谢山区道路建设与维护技术重庆市重点实验室的杨锡武教授和其他老师的帮助和指导。在这里还要特别感谢我的父母和女友，正是多年来他们一如既往的鼓励和支持才使作者能在人生路上勇敢前进。再次向他们表达深情的谢意和祝福！感谢各位百忙之中评阅论文和参加答辩的老师、同学！最后，向所有关心、帮助过我的人致谢，祝他们一生平安幸福！左杨2009.03.27 参考文献[1]付宏渊，高速公路路基沉降预测及施工控制[M]．北京：人民交通出版社,2007[2]陈希哲，土力学地基基础（第二版）[M]北京：清华大学出版社，1989[3]龚晓南，高等土力学[M]杭州：浙江大学出版社，1996[4]DennesT.Bergado,CasanL.SampaceandA.S.Balasubramaniam,“SETTLEMENTSOFBANGNA-BANGPAKONHIGHWAYONSOFTBANGKOKCLAY”,JournalofGeotechnicalEngineering,Vol.116,No.1,January,1990pp:136－155[5]邓聚龙，灰色控制系统[M]武汉：华中理工大学出版社，1988[6]陆少伟，利用不等时距灰色理论预测地基沉降[J]世界采矿快报，1998,(7):44~46[7]韩汝才，利用灰色理论对基坑沉降进行不等时距预测[J]探矿工程，2000,(2)4~5[8]曾超，应用灰色模型（G,M）预测软土路基沉降量[J]安全与环境工程，2002,(1)17~19[9]李祝龙，青藏公路冻土路基沉降的模糊综合评判[J]公路，2000,(2)42~45[10]黄少杰，揭普高速公路软基处理与施工监控[J]广东公路交通，2005,(3)1~5[11]谢定义，21世纪土力学的思考[J]岩土工程学报，1997,7V19(4)111~114[12]俞三博，软基处理中沉降经验公式的应用[J]大坝观测与土工测试，1997,2V21(1)40~42[13]胡中雄，土力学与环境土工学[M]上海：同济大学出版社，1997[14]梁榕生，软基观测数据处理[J]公路，1995.5增刊27~30[15]NarasimhaRaoandK.Kodandaramaswamy“METHODTOPREDICTULTIMATECOMPRESSIONINCLAYS”JournalofGeotechnicalEngineeringVol.108,No.GT2,February,1982[16]罗嘉运，岩土工程与路基[M]北京：中国铁道出版社，1997[17]李仲秋，软土路基的信息化施工法[J]长江科学院院报，1997,9V14(3)58~61[18]郭广猛，用GM(1,1)模型和Verhulst模型进行建筑物沉降预测[J]岩土工程界，V3(100)33~34[19]宰今珉，成长曲线在地基沉降预测中的应用[J]南京建筑工程学院学报，2000.2SumNo.538~13[20]许永明，一种预测路基工后沉降量的方法[J]河海大学学报，2000,9V28(5)111~113[21]洪友堂，沉降预测数据处理方法的改进[J]北京测绘，1999,218~19[22]朱胜利，由实测沉降曲线推算地基最终沉降量的双曲线法[J]港口工程，1998.8第4期31~33[23]廖建红，岩土工程数值分析[M]北京：机械工业出版社，2006[24]龚晓南，工程材料本构方程[M]北京：中国建筑工业出版社，1995[25]吴大志，路基沉降计算方法及高路堤沉降稳定分析验证[D].中南大学硕士学位论文2001[26]李束，软土地基垃圾填埋场沉降的数值模拟[D]同济大学硕士学位论文2006 [27]冯国建，高填方数值模拟及沉降变形预测研究[D]贵州大学硕士学位论文2006[28]谢欣，湖南省高速公路路基沉降预测方法研究[D]中南大学硕士学位论文2006[29]廖俊棠，山区高液限土公路地基处治技术研究[D]重庆交通大学硕士学位论文2008[30]Philips,E.(1869)DeI’equiliredessolideselastiquessemblabes.C.R.Acad.Sci.Paris.68,pp：75-79[31]濮家骝，土工离心模型试验及其应用的发展趋势[J]岩土工程学报，1996,18(5):92-94[32]李德寅，结构模型试验[M]北京：科学出版社，1996[33]刘宏等，高填方地基土离心模型试验技术研究[J]地质科技情报，2005,24(1):103-106[34]刘俊新，离心模型试验在碎石桩处治红层松软土地基沉降中的研究[J]四川大学学报（工程科学版），2005,37（5）:36-40[35]俞仲泉，土工织物加固地基的离心模型试验[J]岩土工程学报，1989,11(1):67-72[36]谢永利，应用离心模型试验研究软基变形性状[J]岩土工程学报，1995,17(4):45-50[37]唐志成，土工离心模型试验原理及误差问题[J]重庆交通学院学报，1989,8(4):108-110[38]包承纲，土工离心模型的试验原理[J]长江科学院院报，1998,15(2):1-7[39]唐志成，刚性挡土墙的离心模型试验研究[D]西南交通大学硕士学位论文1992[40]南京水利科学研究院土工研究所，土工试验技术手册[M]北京：人民交通出版社，2003[41]SantamarinaJC,GoodingsDJ,CentrifugeModeling:aStudyofSimilarity.GeotechnicalTestingJr,1989,12（2）:163-166[42]MalushitskyYN.TheCentrifugeModelTestingofWaste~heapEmbankments.London:CambridgeUniversityPress,l975:511[43]OvesenNK.TheUseofPhysicalModelinDesign:TheScalingLawRelationship.Proceedingsof7thEuropeanConferenceonSoilMechanicsandFoundationEngineering.Brightong,1979,4:318-323[44]徐光明，离心模型中的粒径效应和边界效应研究[J]岩土工程学报，1996,18(3):80-86[45]CraigWH.SimulationofFoundationsforOffshoreStructuresUsingCentrifugeModelling.DevelopmentsinSoilMechanicsandFoundationEngineering－ModelStudies.London:AppliedSciencePublishLTD,1983,1-27[46]孙建波，高速公路路基沉降预测方法[J]公路与汽运，2005，10(5):60-62 在学期间发表的论著及取得的科研成果攻读学位期间发表的论文情况：[1]吴国雄，左杨，廖俊棠.碎石桩处理高液限土地基的离心试验研究.重庆交通大学学报（自然科学版），2008（6）[2]郭国和，朱清航，王涛，左杨.基于VB计算土工离心试验模型重心.重庆交通大学（自然科学版），2008增刊攻读学位期间参加的科研项目：1．多重荷载作用下巴东组泥灰岩填料高填方路堤稳定性及支护结构研究，2007年重庆市交通委员会科技项目交通科技项目2．石忠高速公路复杂地质环境条件下路基修筑技术研究，2006年重庆市交通委员会科技项目交通科技项目