3D nonlinear seismic response characteristics for the junction of undersea shield tunnel-shaft
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摘要: 海底盾构隧道–竖井连接部位在地震作用下易发生损坏。以汕头海湾海底隧道为例,考虑海床土体和混凝土的非线性,利用多点约束与连接单元模拟管环间的螺栓连接,经幅值标定的不同特性的强震记录作为输入基岩地震动,采用动力时程法（纵轴向+横向+竖向震动、纵轴向+竖向震动）与广义反应位移法（纵轴向+横向+竖向震动）对比分析了盾构隧道–竖井连接部位的三维非线性地震反应特性。不同特性的地震动作用下,多点约束与连接单元能有效模拟盾构隧道管环间的变形特性,管环拱顶与外拱肩处的张开量较大；竖井在与竖轴共轭45°方向上的损伤严重、应力集中显著；低频丰富的地震记录激励比高频发育的地震记录激励对该连接部位的影响更大。隧道–竖井接头处的地震变形与应力远大于距离接头较远处隧道管环的地震变形与应力,且横向地震激励的影响不容忽视。两种方法计算的连接部位沿隧道纵向的地震反应特征一致,但广义反应位移法计算的隧道、竖井的地震反应明显大于动力时程法的结果。Abstract: The junction of the subsea shield tunnel-shaft is prone to damage subjected to strong earthquakes. Taking the subsea shield tunnel crossing under the Shantou Gulf, China as a case study, the three-dimensional seismic response characteristics of the junction of the subsea shield tunnel-shaft are analyzed using the dynamic time-history analysis method (longitudinal axial + transverse + vertical shakings, longitudinal axil + vertical shakings) and the generalized response displacement method (longitudinal axial + transverse + vertical shakings), which considers the nonlinear dynamic behaviors of the seabed soil and concrete, the simulation of the bolt joints between ring segments by using multi-point constraints and connection elements as well as the ground motions produced by scaling from the strong earthquake records. The results show that under all the input bedrock motions with various characteristics, the deformation features between segment rings can be simulated effectively by the multi-point constraints and connection elements, and the opening widths between ring segments at the ring top and outside spandrel are larger. Serious seismic damage and stress concentration exist at the conjugate with direction of 45° of shaft. The seismic responses of the tunnel-shaft junction subjected to the earthquake motions with rich low frequency components are much stronger than those of earthquake motions with rich high ones. The seismic deformation and stress of the tunnel-shaft junction are much greater than those of the ring segments, and the influences of the horizontal shaking along the transverse direction of the tunnel on the seismic responses of the ring segments and the tunnel-shaft junction cannot be ignored. The spatial variation of the seismic responses of the ring segments along the tunnel longitudinal axis and the tunnel-shaft junction calculated by the two methods is consistent, whereas the seismic responses calculated by the generalized response displacement method are much larger than those calculated by the dynamic time-history analysis method.
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0. 引言
分散性土是一种在水力坡降很低条件下由于土颗粒间的排斥力超过吸引力而导致土体产生分散流失的黏性土[1-2]。它的抗冲蚀能力低,渗透稳定性差,在雨水侵蚀、河水冲刷及土层中渗流水的作用下,土体颗粒之间的黏聚力大部分甚至全部消失,呈团聚状的颗粒体分散成原级的黏土颗粒,土体原有的强度被破坏,在工程中容易发生管涌破坏或淋蚀破坏[3-5]。因此,若在工程实践中发现分散性土,则必须进行处理。常用的分散性土处理方法可大致分为物理保护、化学改性等。对于物理保护方法,在施工方案上多将分散性土与水进行物理隔离,封堵土体渗流通道,如采用防渗土工膜等渗透系数较小的材料覆盖到分散性土的表面使其与水体隔离,设置适当级配的反滤层减少土体细颗粒的流失等方法。对于化学改性方法,则多采用具有胶结性能或含有高价态离子的改性材料,这些改性材料加入土后发生诸如水化水解反应、团粒化作用、碳酸钙反应、阳离子交换反应等。常用的改性材料包括石灰[6-7]、水泥[8]、粉煤灰[9-10]和炉渣[11]。随着研究的深入与材料科学的发展,人们在分散性土改性的研究中还使用无机盐[12]、木质素磺酸盐[13]、纳米黏土[14]和MICP技术[15]等。
目前,由于生态环境越来越受到重视,人们逐渐认识到,常规的土体改性材料,如水泥和石灰,不仅原材料开采对环境造成破坏,而且在生产过程中会消耗大量的能源。因此,岩土工程师非常关注环境友好型土体改性材料的研制与应用。本文基于黏性土的分散机理研究和岩溶作用中碳酸氢钙与碳酸钙的相互转化过程,提出一种仿岩溶碳酸氢钙改性分散性土的方法。通过物理化学以及微观结构等试验,探究碳酸氢钙溶液与土体混合后,土水悬液的电导率、分散性土的分散性、颗粒级配、酸碱度、微观结构和元素成分的变化,研究仿岩溶碳酸氢钙改性分散性土的影响因素与作用机理。
1. 试验材料与方法
1.1 试验材料
（1）分散性土
为了研究的可靠性,本文选取的分散性土为人工配制的土样,即在杨凌黄土中加入0.16%的Na2CO3,经过加水浸泡、风干粉碎等处理,并采用针孔试验、碎块试验、双比重计试验等对土体的分散性进行鉴定,确定土体属于分散性土[16]。土样的基本物理化学性质见表1,2。
表 1 土样的物理性质Table 1. Physical properties of soil sample土样名称 颗粒相对质量密度 液限 wL /%塑限 wP /%塑性指数 IP 最大干密度 ρdmax /(g·cm-3)最优含水率wop/% 分散性土 2.70 38.3 21.5 16.8 1.69 19.7 表 2 土样的化学性质Table 2. Chemical properties of soil sample土样名称 易溶盐含量/(g·kg-1) 难溶盐含量/(g·kg-1) 有机质含量/(g·kg-1) 酸碱度 分散性土 2.3 119.6 8.4 9.78 （2）仿岩溶碳酸氢钙
仿岩溶碳酸氢钙溶液的制备采用“一种利用土体固化溶液加固土体的方法（国家发明专利申请号：201811569453.0）”中的方法,装置示意图如图1所示。将一定细度的碳酸钙粉末放入耐高压的容器中,加纯水,盖顶盖,先通入一定量的气体二氧化碳,用以排除容器中的空气。然后密封,持续通入气体二氧化碳,并维持在设定压力0.4 MPa,在搅拌作用下经过2 h形成仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液。化学反应方程式为
CaCO3(s)+H2O+CO2(g)⇌Ca2+(aq)+2HCO−3(aq)。 (1) ![]()
图 1 仿岩溶碳酸氢钙溶液制备装置示意图Figure 1. Diagram of devices for calcium bicarbonate formed by pseudo-karstification1.2 试验方法
（1）液固比和土水分离方式的说明
液固比的定义为仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液的质量与固体干土质量的比值,包括0.5∶1,1∶1,2∶1,3∶1,4∶1,5∶1,6∶1七种配比。土水分离方式包括自然风干（静置）、抽滤风干、抽气抽滤风干3种方式,各种处理方式的操作见表3。
表 3 土水分离方式的操作说明Table 3. Instructions of soil-water separation mode处理方式 操作说明 自然风干（静置） 将土体与碳酸氢钙溶液按不同液固比混合后,置于通风处,土水悬液中水分自由蒸发 抽滤风干 将土体与碳酸氢钙溶液按不同液固比混合后,采用真空泵进行抽滤,促使土水分离；然后将湿土土样置于通风处风干 抽气抽滤风干 将土体与碳酸氢钙溶液按不同液固比混合后,放入真空泵的饱和缸中抽气2 h,然后再抽滤风干 （2）试验方法
采用的主要试验包括土水悬液的电导率测定、针孔试验、碎块试验、双比重计试验、酸碱度试验以及扫描电镜与能谱分析等。
电导率试验采用上海雷磁仪器厂DDS-11A型电导率仪,酸碱度试验采用奥豪斯仪器（常州）有限公司ST2100实验室pH计。扫描电镜（scanning electron microscope,SEM）和能谱分析（energy dispersive spectrometer,EDS）的试验仪器为美国FEI公司生产的Quanta 600 FEG场发射扫描电镜仪,分辨率为1 nm,放大倍数的范围为100～40万倍,其可进行物体的形貌分析和元素分析。针孔试验、碎块试验、双比重计试验分别按照ASTM(American Society for Testing and Materials)的D4647[17]、D6572[18]、D4221[19]进行。
2. 试验结果分析与讨论
2.1 不同土水分离方式对土水悬液电导率的影响
仿岩溶碳酸氢钙溶液加入土体中,在土–水–气–电解质系统中,由于水分蒸发、二氧化碳气体逸出、土体吸附等作用,使得碳酸氢钙分解形成碳酸钙,达到改性土体不良工程性质的目的（见式（1）的逆反应）。为了提高改性效率与速率,研究了不同土水分离方式对碳酸氢钙分解形成碳酸钙的影响。
溶液的电导率与离子的种类和电解质浓度有关,是反映水中溶解的总无机盐的浓度的重要指标。本研究对经仿岩溶碳酸氢钙溶液处理的土水悬液进行电导率测定,间接判断不同土水分离方式对碳酸氢钙分解速度与碳酸钙生成量的影响。按表3的自然风干（静置）、抽滤风干、抽气抽滤风干3种方式进行前期处理（分别简称之为静置、抽滤、抽气）。待处理好后采用电导率仪测定澄清液的电导率,同时各处理方法均设置对照。澄清液的电导率与液固比的关系如图2所示。
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图 2 澄清液电导率与液固比的关系Figure 2. Relationship between clarified liquid conductivity and liquid-solid ratio经测定,本文制备的仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液的电导率约1200
μS /cm。由图2可看出,当仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液加入一定质量的土体中后,由于溶解了土体的可溶性物质,包括所有的易溶盐、部分中溶盐等,使得土体中澄清液的电导率增大。。在静置的条件下,澄清液的电导率随液固比的增加基本没有变化,电导率约1600μS /cm。在抽气抽滤条件下,澄清液的电导率降低至800μS /cm左右,约为静置条件下澄清液电导率的50%；随着液固比的增加,电导率缓慢呈下降趋势。在抽滤条件下,随着液固比逐渐增大,澄清液的电导率呈明显的下降趋势,并且抽滤的曲线与静置的曲线在液固比3∶1和4∶1之间相交。这由于在交点的左边由于抽滤时有部分水留在了土体中,溶剂水的质量降低,溶液的浓度增大,电导率增大；在交点的右边,由于液固比的增加,抽滤时间延长,使得比较多的碳酸氢钙转化为碳酸钙沉淀,溶液的浓度降低,电导率下降。对照试验的结果表明,随着液固比的增加,由于溶剂水质量的增加,澄清液的浓度降低,电导率降低。3种处理方式中静置和抽气抽滤的电导率基本重合,抽滤的电导率稍大,这与抽滤导致了部分水滞留在土体中、抽气引起水体中可溶性气体减少有关。土体中加入仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液后,静置、抽滤和抽气抽滤3种处理措施下,澄清液的电导率均高于各自的对照组电导率,这说明仿岩溶碳酸氢钙溶液加入到土体后,并不会完全分解形成碳酸钙,部分未分解碳酸氢钙仍存在于澄清液中。
电导率的测定结果表明,与自然风干（静置）相比,抽滤风干、抽气抽滤风干的处理方式可促使碳酸氢钙较多的分解形成碳酸钙,而且能够快速使得土水分离,提高改性效率与速率,但碳酸氢钙没有分解彻底,仍有部分存在于澄清液中。
2.2 不同土水分离方式对分散性土改性效果的影响
本文采用的分散性鉴定试验包括针孔试验、碎块试验和双比重计试验。在综合判别时,以针孔试验结果为主,同时参考碎块试验和双比重计试验的试验结果。在采用抽滤风干的土水分离方式时,考虑到土水悬液中溶解在水溶液中离子的流失,同时土体酸碱度也会因土水分离发生一定变化,而这些因素会影响分散性土鉴定试验判断的准确性,故对抽滤风干设置纯水对照组。表4是按不同的液固比和土水分离方式处理后,分散性土的分散性鉴定试验结果。
表 4 仿岩溶碳酸氢钙改性分散性土的试验结果Table 4. Results of stabilized dispersive soil with calcium bicarbonate formed by pseudo-karstification土样处理方式 液固比 针孔试验 碎块试验 双比重计试验 综合判定 自然风干（静置） 0.5∶1 分 过 — 分 1∶1 分 过 — 分 2∶1 分 非 — 分 3∶1 分 非 — 分 4∶1 分 非 — 分 5∶1 分 非 — 分 6∶1 分 非 — 分 抽滤风干 0.5∶1 分 分 分 分 1∶1 分 分 过 分 2∶1 分 分 过 分 3∶1 过 过 过 过 4∶1 非 非 过 非 5∶1 非 非 非 非 6∶1 非 非 非 非 抽气抽滤风干 0.5∶1 分 分 — 分 1∶1 分 分 — 分 2∶1 分 分 — 分 3∶1 过 过 — 过 4∶1 非 非 — 非 5∶1 非 非 — 非 6∶1 非 非 — 非 纯水对照组（抽滤风干） 0.5∶1 分 分 分 分 1∶1 分 分 分 分 2∶1 分 分 分 分 3∶1 分 分 分 分 4∶1 分 分 分 分 5∶1 分 分 分 分 6∶1 分 分 分 分 注： 分表示分散性土,过表示过渡性土,非表示非分散性土。由表4可看出,在自然风干（静置）处理条件下,随着液固比的增加,针孔试验表明碳酸氢钙改性分散性土均没有效果,土样依然呈分散性,但碎块试验表明土样逐渐从过渡性转变为非分散性土。这说明,仿岩溶碳酸氢钙对于分散性土是有一定的改性效果。针孔试验和碎块试验的结果不一致,这可能是由于土体的结构受到破坏而引起的。针孔试验是将土样风干后进行粉碎磨细重新制样,而碎块试验是土样自然风干过程中,在含水率较大时取自然沉积的样品进行的试验,前者破坏了土体的微胶结,后者保留了土体中的微胶结。在抽滤风干和抽气抽滤处理条件下,针孔试验、碎块试验和双比重计试验表现比较一致的特性,即随着液固比的增加,土样逐渐由分散性土转变为过渡性土,进而转变为非分散性土。典型针孔试验、碎块试验过程照片见图3。
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图 3 不同液固比抽滤风干处理后土样的针孔和碎块试验Figure 3. Pinhole and crumb tests on soil samples after suction filtration and air-dried with different liquid-solid ratios纯水对照组试验表明,经过纯水浸泡并采用抽滤风干处理后,土样的分散性没有发生明显的变化,依然保持较强的分散特性,即碳酸氢钙溶液浸泡土样后水对土样的分散性没有影响,而是其中的碳酸氢钙对土样的分散性具有改性效果。
值得提及的是,虽然自然风干可使碳酸氢钙溶液中的所有碳酸钙沉积在土体中,但是大部分都在土体表面,没有有效地胶结土颗粒。抽滤或抽气抽滤的处理,虽然在水中有部分碳酸氢钙没有分解形成有效碳酸钙,但是在土体中形成的碳酸钙沉积在土体内部,对土颗粒形成了有效胶结。这从水分蒸发后土体的表层特征上就可看出来（见图4）,自然风干的土体表层有一层白色的碳酸钙,抽滤和抽气抽滤后的土体表层没有白色的碳酸钙。
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图 4 不同处理后（液固比4∶1）土样干燥表面情况Figure 4. Dry surface conditions of soil samples after different treatments (liquid-solid ratio 4∶1)分散性鉴定试验表明,仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液能够有效改善土体的分散性,随着液固比的增加,改性效果增强,液固比达到4∶1以上时,改性效果稳定。采用自然风干、抽滤风干和抽气抽滤滤风干都有效果,但是自然风干的效果不稳定,而且改性时间长；采用抽气或抽气抽滤的方式处理效果几乎相同,而且两者比自然风干处理速度快,改性效果好。结合电导率试验结果,认为抽气抽滤处理的效果最好,抽滤次之,自然风干处理效果最慢,而且效果不甚理想。
2.3 不同液固比对土体酸碱度的影响
酸碱度与黏土分散性的有密切关系,主要表现其影响土颗粒表面负电荷的变化,若土体碱性较强,负电荷增加,当土体中钠离子含量较高时,土颗粒表面吸附较多的钠离子,土颗粒双电层厚度增加,土体分散性增强。碳酸氢钙为强碱弱酸盐,常温常压下碳酸氢钙水溶液的pH为8.13左右,但本文制备的仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液中,由于溶解了大量的二氧化碳,使得碳酸氢钙溶液呈微酸性（pH<7）。当加入到土体中时,必定会引起土体酸碱度的变化。图5为采用抽滤风干处理后,不同液固比改性土的pH值变化情况。
图5表明,分散性土的pH为9.78,属于强碱性土。加入碳酸氢钙溶液后,随着液固比的增加,土体的pH逐渐降低,在6∶1的液固比下,土体的pH已由9.78降低至8.98。同时在对照组的试验中可看出,随着液固比的增加,土体的pH逐渐降低,但降低幅度很小,在6∶1的液固比下,其pH仍高于9.5,属于强碱性土。
未经碳酸氢钙处理的土体中的pH值较高,土颗粒表面的净负电荷数量较大,负电荷数量的增加导致土颗粒表面双电层厚度增大,不同颗粒间的排斥力增加,碱性环境为土体的分散化提供了条件,加剧了土体的分散趋势。将碳酸氢钙溶液加入到土体中后,溶液中含有的
HCO−3 离子作为酸式根离子,会和土体中存在的OH-离子发生反应生成正盐根离子CO2−3 和水H2O。整个反应过程中消耗了土体中OH-,故随着碳酸氢钙溶液的添加逐渐增加,土体的pH值逐渐降低,土颗粒有效负电荷数减少,土颗粒之间的斥力减少,土体分散性降低。2.4 不同液固比对土样颗粒组成的影响
由于常规的颗分试验中会加入分散剂并煮沸,导致改性形成的碳酸氢钙胶结的土体又重新分散,团粒结构被破坏。为了探究碳酸氢钙溶液改性后土体的颗粒组成的变化,确定团粒结构的胶结程度,结合双比重计试验方法,对抽滤风干不同液固比处理后的土样进行了非常规颗粒级配试验（即不煮沸不加六偏磷酸钠分散剂）,试验结果见图6。
从图6中可看出,当液固比从0.5∶1逐渐增加时,土体中大于0.075 mm粒径（粉粒）的土颗粒数量质量百分数逐渐增多,黏粒的质量百分数逐渐降低。当液固比为1∶1时,土体中的黏粒含量降低至原分散性土的一半左右；当液固比为2∶1时,土体黏粒含量降低的幅度较大,其含量仅为4.6%；当液固比为3∶1,4∶1,5∶1和6∶1时,土体的颗粒级配曲线变化最为显著,土体中的黏粒含量仅为1%左右,同时土中有95%以上的土颗粒的粒径大于0.01 mm。
在试验过程中发现,量筒中土水悬液的浑浊程度的区分也较为明显。图7为试验开始后2 h时量筒中土颗粒的表观特性,从左往右液固比依次为0.5∶1,1∶1,2∶1,3∶1,4∶1,5∶1和6∶1。可以看出,随着液固比的增加,土体的沉降速度逐渐增加,以2∶1和3∶1时的区分最为明显,当液固比大于3∶1时,量筒中的土体发生了明显的分层,上方的悬浮澄清液中几乎不含有黏粒的悬浮物,溶液较为清澈,土水之间的界面明显。
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图 7 不同液固比非常规颗粒级配试验开始后2 h量筒情况Figure 7. Results of unconventional particle tests with different liquid-solid ratios after 2 h in graduated cylinder2.5 仿岩溶碳酸氢钙改性分散性土的机理研究
（1）仿岩溶碳酸氢钙改性分散性土的微观结构变化
对液固比为4∶1的仿岩溶碳酸氢钙溶液自然风干沉积处理后的分散性土进行扫描电镜和能谱分析,并以纯水作为对照处理。试验时对表面和从表面至底层的断面进行分段扫描并分析每段上钙元素的含量,从微观结构上及钙元素含量探究碳酸氢钙对分散性土的改性作用。试验结果见图8,9和表5。
表 5 能谱分析钙元素试验结果Table 5. Results of mineral analysis tests on calcium content谱图（a） 谱图（b） 序号 Ca含量/% 序号 Ca含量/% 谱图1 7.17 谱图1 0.29 谱图2 6.22 谱图2 0.53 谱图3 5.78 谱图3 0.39 谱图4 3.31 谱图4 0.30 谱图5 5.95 谱图5 0.35 谱图6 4.08 谱图6 0.48 谱图7 4.30 — — 谱图8 2.79 — — 最大 7.17 最大 0.53 最小 2.79 最小 0.29 平均值 4.95 平均值 0.39 图8（a）为碳酸氢钙的液固比为4∶1,土体断面的扫描电镜试验结果,谱图1的位置为土体的上表面,谱图8的位置为土体的下表面。图b为相同液固比的纯水处理对照组,谱图1的位置为土体的上表面,谱图6的位置为土体的下表面。表5为图8扫描电镜试验中各个对应的谱图位置点中钙元素的含量。
从图8中可看出,自由沉降的土体内部的层次和结构较为清晰,在土样沉积的底层中颗粒粒径较大,从底层到表层,土颗粒的粒径越小,且上层土体较为致密,下层土体较为松散。表8表明,采用仿岩溶碳酸氢钙自然风干处理后,土样表层沉积的碳酸钙含量较多（7.17%）,随着土体厚度增加,碳酸钙的含量逐渐降低,最底层土体的碳酸钙含量较少,约为2.79%,整个土体剖面中碳酸钙含量的平均值约为4.95%。在纯水处理的对照组中,土体表面到土体底部碳酸钙含量无明显差距和规律性的变化,整个土体剖面中碳酸钙含量的平均值约为0.39%,明显低于仿岩溶碳酸氢钙处理后土体中碳酸钙的含量。
图9给出了土体表层和内部的局部区域扫描电镜和能谱分析的结果。可以看出,由于水分自然蒸发,导致大量碳酸钙沉积在土体表层,表层的碳酸钙呈四方棱柱型,表层有不完整的条纹。在碳酸钙含量较多的区域,晶体成片平铺在土体的表面,相互之间交错存在,形成整体覆盖在土体的表面。在土体内部形成的碳酸钙,主要以较小的晶体或凝胶状出现,能谱分析结果表明这些部位的钙元素的峰值强度较高。因此,碳酸钙通过附着在体积较大的土颗粒表面与颗粒的间隙中起填充作用,或分布在较小的颗粒周围起胶结作用,将不同粒径的土胶结起来,形成具有一定结构的团粒。
碳酸钙是土体团粒形成过程中的主要胶结物,其特点呈现出碳酸钙含量越多,团粒越大的趋势。扫描电镜和能谱分析表明,分散性土经碳酸氢钙处理后,沉积形成的碳酸钙可以单个的颗粒（晶体）或微胶结作用（无定型）存在,前者可起到物理填充作用,后者可以胶凝形式存在,将细小的土颗粒胶结起来形成团粒结构。
（2）仿岩溶碳酸氢钙溶液在土体中的化学反应
基于岩溶化学、土壤化学、土壤物理学等相关理论,可知仿岩溶碳酸氢钙溶液中存在H2CO3、H+、
HCO−3 、CO2−3 和Ca2+等离子或成分,溶液呈微酸性。当仿岩溶碳酸氢钙溶液加入土体中后,发生了如下的物理化学反应。酸碱中和反应：
H2O+CO2=H2CO3, (2) H2CO3=H++HCO-3, (3) HCO-3=H++CO2−3, (4) H++OH-=H2O。 (5) 分解反应：
Ca(HCO3)2=CaCO3↓+H2O+CO2。 (6) 复分解反应：
Na2CO3+Ca(HCO3)2=CaCO3↓+2NaHCO3。 (7) 交换吸附反应：
土-(2Na+) +Ca2+→土-(Ca2+)+2Na+。 (8) 通过这些反应,土体的碱性降低,钙离子绝对量增加,钠离子相对含量减少,并且土颗粒吸附钙离子,置换了吸附的钠离子,降低了土颗粒的双电层厚度,土颗粒的排斥力降低,黏结力增强,使土体的分散性降低,水稳性增强。
综合分析认为,土体经过碳酸氢钙溶液处理后,降低了pH值,土颗粒间双电层厚度减薄,生成的碳酸钙可将土颗粒胶结起来,或填充于土颗粒的孔隙中,形成比较大的团粒结构,提高了土体的水稳性,降低了土体的分散性和水敏特性,增强了土体的工程性能。
3. 结论
（1）与自然风干（静置）相比,抽滤风干、抽气抽滤风干的处理方式可促使碳酸氢钙较多的分解形成碳酸钙,而且能够快速使得土水分离,提高改性效率与速率,但是碳酸氢钙没有分解彻底,仍有部分存在于澄清液中。
（2）仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液能够有效改善土体的分散性,随着液固比的增加,改性效果增强,液固比达到4∶1以上时,改性效果稳定。
（3）仿岩溶碳酸氢钙溶液改性分散性土的机理主要是增加了土体中钙离子的含量,降低了土体的碱性,新沉积生成的碳酸钙具有填充和胶结作用,提高了土体的抗水蚀性,降低了土体的分散性。
（4）仿岩溶碳酸氢钙溶液在制备以及改性过程中,反应物和生成物中没有有毒有害的物质,整个改性过程只是碳酸钙的形态发生转化,因此是一种环境友好型的土体改性材料。在今后的研究中,可通过采用物理、化学及生物的措施,提高碳酸氢钙的溶解度及沉积速率,达到工程实践应用的目的。
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图 1 沿隧道纵向轴线断面地质示意图
Figure 1. Geological sketch of section along longitudinal axis of tunnel
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图 2 三维动力时程分析的精细化有限元模型
Figure 2. Refined finite element model for three-dimensional dynamic time-history analysis
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图 3 基于Timoshenko壳–梁单元的广义反应位移法模型
Figure 3. Model for generalized response displacement method based on Timoshenko shell-beam elements
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图 5 海底隧道场址典型土的G/Gmax–γ和λ–γ试验曲线
Figure 5. G/Gmax–γ and λ–γ curves of typical soils for subsea tunnel site
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图 6 管环间荷载传递机理示意图
Figure 6. Schematic diagram of load transfer mechanism of ring segment joints
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图 7 管环多点约束及连接单元示意图
Figure 7. Schematic diagram of multi-point constraints and connection elements of ring segments
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图 8 基岩输入地震动加速度时程及其傅氏谱（规准到PGA = 0.1g）
Figure 8. Time histories of acceleration and Fourier spectra of input bedrock motions (0.1g level produced by scaling)
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图 10 隧道–竖井接头各测点峰值张开量
Figure 10. Peak opening widths of monitoring elements at junction of tunnel and shaft
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图 11 不同方法计算的环间张开量极值
Figure 11. Maximum values of opening widths at ring intersegment calculated by different methods
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图 12 三向震动下隧道–竖井接头各测点峰值Mises应力
Figure 12. Maximum Mises stresses of monitoring elements at junction of tunnel and shaft under tri-directional ground motions
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图 13 三向震动下不同方法计算的管环间Mises应力极值
Figure 13. Peak Mises stresses at ring intersegment calculated by different methods under tri-directional ground motions
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图 14 三向震动下隧道–竖井连接部位损伤分布云图
Figure 14. Cloud diagram of damage indexes at junction of tunnel and shaft under tri-directional ground motions
表 1 海床土的本构模型参数
Table 1 Parameters of constitutive model for subsea soils
土层 A B /(10-4) 淤泥 1.03 0.40 5.1 淤泥质土 1.01 0.39 6.7 中粗砂 1.20 0.37 7.4 粉质黏土 1.12 0.41 9.0 花岗岩 1.30 0.40 10.0 
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表 2 混凝土损伤模型参数
Table 2 Parameters of concrete from plasticity tests
弹性模量Ec /GPa 泊松比μ 初始屈服应力σco /MPa 抗压强度σcu /MPa 抗拉强度σtu /MPa 膨胀角Ψ/(°) 偏心率δ fbo/fco Kc 黏性系数u 36 0.2 33.27 47.57 3.88 38.0 0.1 1.16 2/3 0.0005 注： fbo / fco为双轴与单轴极限抗压强度比；Kc为拉伸子午面和压缩子午面上的第二应力不变量之比。
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表 3 基岩输入地震动的原始地震记录信息
Table 3 Information of original earthquake recordings for input bedrock motions
地震名称 台站 震级Ms 震中距/km 分量 PGA/g 持时D5-95 /s 卓越频率fp /Hz Darfield Page Road Pumping(PRP) Station 7.1 53.53 NS 0.230 22.29 0.34 EW 0.198 21.98 0.38 UD 0.318 15.08 11.22 Iwate IWTH27 7.2 56.85 NS 0.347 20.44 8.54 EW 0.237 20.32 4.38 UD 0.128 22.4 14.21 Kumano KUMANO 6.5 68 NS 0.014 19.08 3.52 EW 0.013 20.14 3.93 UD 0.012 20.26 0.46
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