位移特性曲线范文

位移特性曲线范文（精选3篇）

位移特性曲线 第1篇

国内外科研人员结合工程建设对相关理论和技术问题进行探索性研究, 但对复杂地质条件下急曲线盾构施工过程位移特性、施工参数对位移影响及其作用机理等还缺乏系统研究。

本文以宁波地铁1号线滨海相淤泥质软土地层中急曲线盾构隧道为依托, 通过建立符合工程特点的三维FEM模型, 系统研究急曲线盾构隧道推进工程土体扰动位移特性、土体损失率及注浆压力等施工参数的影响。

1 FEM数值模型及计算参数

整体模型及其几何尺寸如图1所示。模型尺寸为653 m80 m40 m, 数值模拟中采用弹性模型。建模对象主要包括:土层、管片、注浆层及盾构壳体。研究目的在于对整个模型进行数值分析, 但计算量较大。因此选取曲率半径最小、曲线最长的盾构段作为研究对象 (曲线长度225.6 m, 曲率半径R=300 m) , 并向两侧延伸34.8 m。

单元选择与处理如下:土体单元类型采用实体单元 (C3D8I) ;盾构管片为钢筋混凝土通用管片, 采用壳体单元 (S4) ;盾构壳体为钢材, 计算中处理为壳体单元 (S4) ;盾尾注浆、同步注浆中, 考虑浆液在间隙中的填充是一个空间动态变化过程, 处理为弹性模量渐变的实体单元 (C3D8I) 。

模型所涉及的土体共12个土层, 基本参数如表1所示。

结构材料参数:管片混凝土弹性模量E=3.45104 MPa, 泊松比v=0.2;注浆层浆液弹性模量E随着时间变化, 模拟中初凝取15 MPa, 终凝为300 MPa, 泊松比v=0.2;盾构壳体厚度为0.05 m, 弹性模量E=2.06105 MPa, 泊松比v=0.3。

2 施工工况模拟方法和结果分析

根据盾构施工工艺过程, 考虑土体开挖、盾壳临时支护、管片拼装同步注浆、注浆凝固过程等主要工艺环节, 将隧道施工划分为19个施工模拟步段和65个模拟步段, 分别进行完全仿真模拟和工艺参数比较模拟;进行非线性求解, 得到双线小半径曲线盾构施工的数值计算结果。

2.1 盾构推进过程最大位移

以注浆压力等于15%覆土静载荷、土体损失率0.91% (5%的卸载) 为例, 图2为全线掘进过程土体竖向位移变化。开挖施加注浆压力时, 单线和双线掘进完成后土体的最大竖向位移分别为86.57 mm和91.00 mm, 隧道顶部下沉分别为54.98 mm和26.86 mm。

通过分析可以看出, 曲线盾构掘进开始和结束时位移较大, 由于掘进开始和掘进结束位于曲线盾构曲率半径较小处, 即最大土体的最大竖向位移位于曲率半径较小位置;全线掘进完成后竖向位移有所增大;双线掘进较单线掘进底板最大上浮量有所增大, 约6 mm;双线掘进较单线掘进顶板最大下沉量和地面最大沉降量增大仅为0.5 mm。

2.2 扰动位移参数敏感性

急曲线盾构隧道施工位移反应的敏感因素包括盾尾间隙、推进速度、注浆压力、管片拼装、注浆材料等, 在FEM数值模拟计算中可归纳为土体损失率和壁后注浆压力。其中, 导致地层损失的因素包括开挖面土体移动、盾构后退、土体挤入盾尾空隙、改变推进方向、隧道衬砌产生的变形、盾构挤压扰动的影响等;注浆压力则直接对土体及隧道管片产生力学作用引起结构变形、土体位移。注浆压力的大小、注浆量的多少直接影响地表的沉降, 盾构数值模拟中有必要考虑注浆的影响。

1) 土体损失率影响。注浆压力等于15%覆土静载荷、不同土体损失率 (0.26%、0.6%、0.91%、1.02%、1.12%) 条件下单线曲线盾构掘进过程和双线曲线盾构掘进过程土体竖向位移变化汇总如图3和图4所示。

由图3和图4可以看出以下几点。

(1) 无论单线隧道或双线隧道, 盾构进出急曲线段时, 顶底板土体竖向位移显著增大, 最大位移增量值为正常曲线段位移的1.47倍。

(2) 土体损失率变化对扰动位移有显著影响, 土体竖向位移随着土体损失率的增大而增大, 但峰值位移沿隧道轴向的分布特征不变。

(3) 注浆压力等于15%覆土静载荷、土体损失率为0.26%至1.12%范围变化时, 单线和双线掘进完成后土体的最大隆起量分别在65.41~92.42 mm以及73.93~96.01 mm范围之间变化, 最大沉降量分别在31.01~64.51 mm以及17.39~52.25 mm范围之间变化。

(4) 双线掘进较单线掘进土体的最大隆起量幅值有所增大, 最大沉降量幅值有所减小。

由此看出, 曲线盾构掘进开始和结束时位移较大, 由于掘进开始和掘进结束位于曲线盾构曲率半径较小处, 即最大土体的最大竖向位移位于曲率半径较小位置;全线掘进完成后竖向位移有所增大。

盾构隧道施工全过程顶底板土体竖向位移峰值随土体损失率变化如图5、图6所示。

由图5和图6可以看出, 土体损失率越大, 隧道底部上浮量越大, 同时隧道顶部及地面下沉量也越大, 土体竖向变形与土体损失率呈幂指数关系。尤其值得注意的是当土体损失率<0.6%, 随土体损失率增大隧道竖向位移增加缓慢;但土体损失率>0.6%时, 土体损失率增大会导致隧道竖向位移急剧增加, 工程建设中应引起足够重视。

鉴于隧道竖向位移与土体损失率相关关系特征, 对急曲线盾构隧道施工过程土体损失规律及其对隧道竖向位移影响是:盾构在曲线段推进时, 盾构姿态的不断变化会产生较大的地层损失。由廖少明[2]介绍的几何原理可知, n次纠偏的地层损失见式 (1) 。

式中:L为盾构机长度, m;D为盾构机直径, mm;B为管片环宽度, mm;R为曲线段的曲率半径, m。

由盾构姿态调整所形成的外侧挤压区对临近地铁隧道的隆起影响显著, 故采用铰接盾构预先调整盾构姿态, 以减少对临近地铁隧道的扰动。

以宁波地铁1号线东环南路站天童庄车辆基地出入段线盾构段为例, 起讫里程为RK0+146.934~RK0+800, 入段线长653.066 m, 最小曲线半径300 m, 线间距10.7~12.0 m。盾构机长度L=10 m, 直径6 340 mm, 管片环宽度1 200 mm。

按式 (1) 计算, 曲线段施工土体损失率增加量为0.193%。按盾尾间隙计算, 直线段施工土体损失率0.034 6% (仅考虑几何关系) , 半径300 m急曲线段隧道施工土体损失率增加0.193%, 总的土体损失率为0.539%, 隧道顶底板竖向位移增量处于缓慢增加阶段。

若考虑施工过程土体水位变化、纠偏扰动影响导致直线段隧道土体损失率≥0.6%, 则急曲线段施工引起的土体损失率增加将使总体土体损失率增大至0.8% (甚至更大) , 隧道顶底板竖向位移将进入急剧增加阶段。

2) 注浆压力影响。土体损失率为0.91%、不同注浆压力 (为隧道中心处土体自重应力的15%、25%、35%) 条件下单线曲线盾构掘进过程和双线曲线盾构掘进过程土体竖向位移变化汇总如图7和图8所示。可以得出, 土体竖向位移随着注浆压力的增大而减小;土体损失率为0.91%、注浆压力为隧道中心处土体自重应力的15%~35%范围变化时, 单线和双线掘进完成后土体的最大隆起量分别在57.51~86.57 mm以及65.91~91.00 mm范围之间变化, 最大沉降量分别在20.26~54.98 mm以及7.078~42.90 mm范围之间变化;双线掘进较单线掘进土体的最大隆起量幅值有所增大, 最大沉降量幅值有所减小。

图7和图8亦可看出, 土体的最大竖向位移随着注浆压力的增大而减小, 且呈线性关系。因此, 注浆压力不宜过小, 过小则会导致地表沉降严重;同时注浆压力过大则可能导致地面隆起。

隧道顶底板竖向位移随注浆压力变化如图9所示, 注浆压力变化对隧道顶板沉降影响显著, 随着注浆压力增加, 顶板沉降量近似呈线性减小;注浆压力大小对隧道底板上浮位移影响甚微。

3 结语

1) 急曲线盾构隧道施工工程中, 盾构进入及离开曲线段时土体施工扰动位移显著增大, 与直线盾构隧道施工相比, 曲线盾构尤其应注意扰动位移的变化特征。

2) 土体损失率对急曲线盾构隧道施工扰动位移影响显著, 施工过程总体峰值位移与土体损失率呈幂指数非线性关系。

3) 隧道顶板土体沉降与注浆压力呈反比例线性关系, 在合理范围内增大注浆压力对抑制隧道顶板沉降乃至上覆土体沉降有显著作用。

摘要：针对软土地层急曲线盾构隧道施工扰动位移及其预测控制问题, 采用FEM仿真模拟分析研究。结果表明:急曲线盾构隧道施工工程中, 盾构进入及离开曲线段时土体施工扰动位移显著增大, 与直线盾构隧道施工相比, 曲线盾构尤其应注意扰动位移的变化特征;土体损失率对急曲线盾构隧道施工扰动位移影响显著, 施工过程总体峰值位移与土体损失率呈幂指数非线性关系;隧道顶板土体沉降与注浆压力呈反比例线性关系, 在合理范围内增大注浆压力对抑制隧道顶板沉降乃至上覆土体沉降有显著作用。

关键词：急曲线盾构隧道,FEM仿真模拟,扰动位移,参数敏感性

参考文献

[1]KASPER T, MESCHKE G.A numerical study of the effect of soil and grout material properties and cover depth in shield tunnelling[J].Computers and Geotechnics, 2006, 33 (4-5) :234-247.

小灯泡伏安特性曲线实验报告 第2篇

1、学习测量非线性元件的伏安特性，掌握测量方法、基本电路;

2、描绘小灯泡的伏安特性曲线，并分析曲线的变化规律;

3、验证公式UKI的正确性，并计算出K和n的值;

4、学会对非线性关系的线性化处理。

5、掌握用变量代换法把曲线改直线进行线性最小二乘法进行曲线拟合。

6、掌握建立经验公式的基本方法。

二、实验器材

学生电源(6～10V直流)，小灯泡(“6。3V 0。15A”)，电流表(内阻较小)，电压表(内阻很大)，滑动变阻器，开关和导线。

三、实验原理

(1)测量伏安特性曲线

电学元件的电流和电压之间关系曲线称为伏安特性曲线，不同电学元件的伏安特性曲线不同。电阻的伏安特性曲线――线性，小灯泡的伏安特性曲线――非线性，二极管(正向和反向)的伏安特性曲线――非线性。

I UR I1R

根据部分电路欧姆定律，可得U，即在U~I坐标系中，图线的斜率等于电阻的倒数。但由于小灯泡的电阻会随温度的改变而变化，小n灯泡在一定电流范围内其电压与电流的关系为UKI，K和n是灯泡的有关系数。

表示非线性元件的电阻有两种方法，一种叫静态电阻(或叫直流电阻)，用RD表示;另一种叫动态电阻(或叫微变电阻)，用rD表示，它等于工作点附近的电压改变量与电流改变量之比。动态电阻可以通过伏安曲线求出，如图1所示，图中Q点的静态电阻rD dUdI RDUQIQ，动态电阻rD为n1 dkIdxnknI。 IQ

位移特性曲线 第3篇

本文通过弯曲梁实验方法,首先分析研究不同尺寸(1cm,1.5cm,2cm)钢纤维对自密实混凝土荷载-位移曲线的影响,确定钢纤维在自密实混凝土中最佳混杂尺寸和掺量;以此为基础,探讨相同尺寸不同钢纤维掺量对自密实混凝土荷载位移-曲线的影响,从而确定自密实混凝土中掺入钢纤维的尺寸和掺入量。

1 试验设计

本次试验设计了2个系列自密实混凝土配合比,即钢纤维尺寸、掺量2个影响因素,每个配合比均只有一个变量,其他组分不变。因钢纤维体积掺量较低,在掺量较低时,对自密实混凝土流动性影响较小,故采用和素自密实混凝土一致的配合比来研究钢纤维尺寸(1 cm,1.5 cm,2 cm)及掺量(体积掺量为0.1%,0.15%,0.2%)对自密实混凝土荷载-位移曲线的影响表1。

2 掺入单一尺寸钢纤维自密实混凝土荷载-位移曲线

自密实混凝土掺入钢纤维后的荷载-位移曲线如图1所示。钢纤维挠度加入显著延缓了试件开裂后到达极限荷载的时间,基准自密实混凝土和掺入较低体积掺量钢纤维的自密实混凝土试件荷载-位移曲线的下降曲线都较陡;与基准自密实混凝土荷载-位移曲线相比,当钢纤维体积掺量为0.2%时,上升枝曲线明显变快,表明其微裂纹扩展范围显著增大,且试件断裂后承载能力显著增大。不同体积掺量钢纤维对自密实混凝土断裂极限荷载的影响如图2所示。随钢纤维掺量的增大,试件的Pmax也随着增大。当钢纤维掺量为0.1%,0.15%,0.2%时,试件的Pmax分别为3.10,3.20,3.39(kN),比基准自密实混凝土增大了较大幅度。掺入不同尺寸(1cm,1.5cm,2cm),钢纤维体积掺量为0.2%时,自密实混凝土试件荷载-位移曲线如图3所示。随钢纤维尺寸的增加,自密实混凝土试件开裂后到断裂试件延长,上升枝曲线明显变缓,下降枝陡降后,出现平缓区域,且荷载-位移曲线包围面积增大。这表明随着钢纤维尺寸的增加,微裂纹扩展过程范围增大,且试件断裂后承载能力增加,钢纤维尺寸越大承担荷载能力越强。从图4看出,钢纤维在低体积率时,对自密实混凝土试件的Pmax无显著影响,如掺尺寸为1 cm和2cm自密实混凝土试件的Pmax分别为3.18kN和3.39 kN,Pmax提高的部分非常有限。

3 混掺钢纤维自密实混凝土荷载-位移曲线

掺入不同大小的钢纤维(1 cm:1.5cm,1.5cm:2cm,1cm:2cm)按1:2混掺,体积掺量为0.2%,钢纤维自密实混凝土荷载-位移曲线如图5所示。与单一尺寸钢纤维试件的荷载-位移曲线相比,不同大小钢纤维混杂,上升段曲线变缓,试件断裂时加载点位移增大,平缓区对应的荷载下降。这表明不同大小的钢纤维混掺增大了微裂缝扩展范围和试件的抗裂性。图6为不同尺寸钢纤维混掺时,自密实混凝土试件的断裂极限荷载。与掺单一类型钢纤维试件Pmax相比,混掺钢纤维试件Pmax略有降低,1cm:1.5cm,1.5cm:2cm,1cm:2cm掺入砂浆时,对应的断裂极限荷载分别为2.99kN,3.12kN,

不同尺寸钢纤维混掺自密实混凝土荷载-位移曲线如图7所示。与掺单一尺寸自密实混凝土荷载-位移曲线相比,不同尺寸纤维按1:3混掺时,荷载-位移曲线上升段曲线曲率增大,其试件断裂时对应的加载点位移减小,平缓区对应的荷载减小。这表明钢纤维砂浆试件微裂缝扩展过程范围减小。不同尺寸钢纤维混掺对试件断裂极限荷载如图8所示,单掺2 cm钢纤维试件的Pmax为3.39 kN,尺寸为1 cm和2 cm按1:3混杂时试件的Pmax为3.85kN,混合掺入后对自密实混凝土断裂极限荷载有一定幅度的增加。

4 结束语

本文基于弯曲梁试验,在自密实混凝土中调整钢纤维尺寸大小及混掺比率,根据试验测试所得的试件断裂极限荷载-位移曲线,可获得以下结论。

(1)在自密实混凝土中加入钢纤维,随着钢纤维尺寸增加,微裂纹扩展过程范围增大,且试件断裂后承载能力增加,钢纤维尺寸越大,承担荷载能力越强。

(2)钢纤维在低体积率时,对自密实混凝土试件的断裂极限荷载无显著影响。

(3)钢纤维不同尺寸混掺,当掺入钢纤维体积率一定时,大尺寸钢纤维比率增加则试件的断裂极限荷载有一定幅度的提高。

摘要：在自密实混凝土中加入能起到增加强度和抵抗裂缝发展的钢纤维,从而形成一种新型复合材料,即成为钢纤维自密实混凝土。其克服了自密实混凝土的脆性问题,能有效提高混凝土强度和韧性。通过弯曲梁实验方法,分析研究了钢纤维不同尺寸、不同掺入率对自密实混凝土荷载位移曲线的影响,从而可进一步分析确定自密实混凝土中掺入钢纤维的尺寸类型和掺入量。

关键词：钢纤维,自密实混凝土,荷载-位移曲线

参考文献

[1]丁一宁,刘思国.钢纤维自密实混凝土弯曲韧性和剪切韧性试验研究[J].土木工程学报,2009.

[2]王冲,林鸿斌,杨长辉,等.钢纤维自密实高强混凝土的制各技术[J].土木工程与建筑环境,2012,35(2):129-134.

[3]曹旗,程银亮,王晓峰.纤维自密实混凝土综述[J].预拌混凝土,2016,315(1):123-126.

[4]高丹盈,蔡怀森,袁媛,等.钢纤维自密实混凝土抗压性能试验研究[J].郑州大学学报,2010,40(2):119-135.

[5]李停驰.自密实混凝土综述[D].保定:河北软件职业技术学院学,2006.