《GB∕T 33521.32-2021 机械振动 轨道系统产生的地面诱导结构噪声和地传振动 第32部分：大地的动态性能测量.pdf》由会员分享，可在线阅读，更多相关《GB∕T 33521.32-2021 机械振动 轨道系统产生的地面诱导结构噪声和地传振动 第32部分：大地的动态性能测量.pdf（52页珍藏版）》请在taowenge.com淘文阁网|工程机械CAD图纸|机械工程制图|CAD装配图下载|SolidWorks_CaTia_CAD_UG_PROE_设计图分享下载上搜索。
1、ICS 17.160 J 04 中华人民共和国国家标准GB/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 机械振动轨道系统产生的地面诱导结构噪声和地传振动第32部分:大地的动态性能测量Mechanical vibration-Ground-borne noise and vibration arising from rail systems-Part 32:Measurement of dynamic properties of the ground 2021-08-20发布(ISO/TS 14837-32:2015,IDT)国家市场监督管理总局华+国家标准化管理
2、委员会保叩2022-03-01实施G/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 目次前言皿引言.凹1 范围.2 规范性引用文件3 符号.4 地面诱导结构噪声和地传振动的传播4.1 概述4.2地面诱导结构噪声与地传振动频率影响5 大地中波传播参数5.1 概述5.2 基波传播参数.4 5.3 材料损耗和非线性5.4 大地的几何效应、分层和横向变异性105.5 近场效应115.6 各向异性115.7 地下水的影响一一两相介质的岩土材料116 参数估算和测量方法126.1 大地分层和分类:钻孔柱状图和地震勘测126.2 士与岩石136.3 基于指标参数的经验估算方法u
3、6.3.1 概述136.3.2 有效(体积)质量密度136.3.3 波速和弹性剪切模量136.3.4 非线性和材料损耗因子156.4 基于岩土原位贯人试验的间接测定196.4.1 概述196.4.2 圆锥贯人试验196.4.3 标准贯人试验196.5 大地动态参数的直接原位测量m6.5.1 概述206.5.2 表面波测量n6.5.3 下孔(和上孔)测量一一地震CPTCS-CPT)266.5.4 跨孔法测量296.5.5 其他测量一一折射、多通道P波和S波反射，电阻率316.5.6 其他原位方法316.6 大地动态参数的实验室测量nG/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-3
4、2:20 15 6.6.1 概述326.6.2 压电测量326.6.3 共振柱测试346.6.4 循环兰轴，DSS和扭转剪切试验357 大地参数确定策略357.1 概述357.2 地传振动和地面诱导结构噪声的严酷度357.3 可用信息的参数估算357.4 原位测量与实验室测量总结357.5 直接测量振动和噪声传播作为测量大地动态性能和使用计算模型的替代方法36附录A(资料性附录)本部分中使用的缩写参考文献.38 H G/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 目。吕GB/T 33521机械振动轨道系统产生的地面诱导结构噪声和地传振动已经或计划发布以下部分:一
5、一第1部分:总则;第31部分:建筑物内人体暴露评价的现场测量指南;第32部分:大地的动态性能测量。本部分为GB/T33521的第32部分。本部分按照GB/T1.1-2009给出的规则起草。本部分使用翻译法等同采用ISO/TS14837-32:2015Vs且当。接近0.5时，Vp/Vs会急剧增大。泊松比。能通过两种基本体波的波速Vp和Vs由公式(5)计算得到:川一叭UJU一二2p-v-JfF-/,-一门/臼一一Nu(5)如引人杨氏模量Emax作为第二个弹性参数，其与剪切模量Gmax和泊松比。的关系见公式(6):Emax=20+。)Gmax(6)或者，引人体积弹性模量K川，能用两个弹性常数中的任一
6、表达。与剪切模量Gmax和侧限模量Mmax的关系见公式(7):K=h fGIYIax(7)图1给出了大地中应力和变形以及坐标系。受压为正，即0。剪应力的第一个下标表示方向，第二个表示所在平面。4 G/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 说明:a-x平面，xy=r yx;b一-y平面，今yz=zy;c一-z平面，今口=凡。SZ Y，SX Z 图1大地中应力和坐标系图2给出了模量与应力和变形的转换关系。另一组可选的弹性参数是两个拉梅常数。注:两个拉梅常数是一组可选的弹性特征参数。它们与前面定义的弹性特征参数唯一相关。当用于岩土材料时，尽管不常用，也可以通过下
7、标max这种简便方式来表示拉梅常数的低应变稳态值。拉梅常数与其他参数的关系如下:max=Mmax-2Gmax Gm X Z a)剪切模量G=A/Ab)侧限模量M=A，/Ae，说明:a).TZ=ru=YZ=Yz=Y;b)约束边界E:x=E:y=0，无横向应变;c)E:x=E:y=E:T自由边界A民=y=0，泊松比=，/E:z;d)x=y=z=户，E:x+y+E:z=vol。注:图示是以Z方向作为主方向。这些定义同样适用于X方向或Y方向作为主方向。图2各向同性大地的弹性常数和相关变形模式5 GB/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 它乡3If，c)杨氏模量E
8、=A，/At:，d)体积模量K=Ap/At:vol图2C续)岩土材料的阻抗和材料之间的比阻抗是评估两种材料界面之间能量传递效率以及在岩土材料体边界形成界面波的重要参数。然而对于与振动波长相比较薄的地层，要注意不同材料的比阻抗不再是决定振动能量反射和传播性能的重要参数，而是地层厚度。这在典型的隔振屏障性能评估时尤为重要。在弹性各向同性岩土材料体中平面波的比阻抗Z定义如下:a)平面膨胀波比阻抗Zp:Zp=Vp=品市b)平面剪切波比阻抗ZsZs=Vs=J pGmax 比阻抗的倒数被称为导纳，可替代使用。.C 8).C 9)比阻抗单位为帕秒每米CPa.s)/mJ，将波在传播中的动应力(循环应力)与相应
9、的质点速度相关联。质点速度为U的平面剪切波在剪切波比阻抗为Zs的大地中沿某一方向传播时，在波偏振平面中施加动态剪应力cy等于公式(0)的结果:相应的剪应变ycy按公式(1):cy=Zsv U Ycv=cy Vs C 10).C 11)相应的，质点速度U的膨胀波在传播方向上的法向应力cy和法向应变cy分别按公式(2)和公式(3):cy=Zpv U 二二一cy Vp C 12)C 13)公式OO)公式(3)仅适用于一个方向传播的单个基波分量。在驻波、表面波和界面波等多个波分量相互作用的情况下，需要考虑叠加效应，不能简单的应用上述关系式。在基本平面波分量的方向上以单个频率传播的平均机械功率通量密度p
10、，单位为瓦每平方米CW/m勺，按公式(4):6 P=;zv 式中:Z 波的大地比阻抗，单位为帕秒每米CPa.s)/mJ;一一波的单个频率分量的质点速度幅值，单位为米每秒Cm/s)。相应地，对于宽带振动传播，功率通量谱密度Spp按公式(5):C 14)G/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 S川=tA(f).(15)式中:S vv(/)一一波在大地振动传播过程中质点速度的功率谱密度函数，单位为平方米每二次方秒赫 m2/(s2 0 Hz)J;Spp(/)单位为瓦每平方米赫(Wom2)/HzJ。对于质点速度均方根值为VRMS的宽带振动，总功率通量Ptot为:P
11、tot=士灿的(16)式中，P川单位为瓦每平方米(W/m 2),V RMS单位为米每秒(m/s)。轨道系统振动属于瞬态和时变振动。当涉及质点速度、应变、应力和功率的典型值时，GB/T 33521.1-2017的7.4给出的运行均方根时域振幅或运行频谱值的形式可能最相关。此外根据经验，1s运行时间窗分析得到的典型值可以用来评估岩土材料的动态性能。针对1Hz左右的低频，需要较长积分时间，通常为3s5 s。然而此时宜小心，确保信号低频部分在这段时间内足够稳定。严格来说，上述公式仅适用于平面波。然而，它们能用来近似模拟轨道系统引起的地面诱导结构噪声和地传振动的真实波。只有在靠近振源(即近场)等特殊情况
12、下，可能需要考虑球面波理论。近场效应将在5.5中进一步讨论。注2:关于球面波理论，见参考文献90J。5.3 材料损耗和非线性对于轨道系统引起的地面诱导结构噪声和地传振动，岩土材料动应变大多在线性范围内。然而，即使在小应变下，岩土材料仍会出现一定程度的能量损耗，体现为少量的衰减。只有靠近轨道结构动荷载源、轨道附近、陡边缘以及不连续的位置，才能出现较大的动应变。当列车速度等于大地瑞利波波速(自界列车速度)和大于大地瑞利波波速时，即跨瑞利波波速，可能出现过大的轨道和大地振动，此时应变值很大，在仿真、分析和缓解措施的研究过程中需要考虑非线性t叫。研究地面诱导结构噪声和地传振动时，采用粘弹性模型(Kel
13、vin-Voigt模型)和材料损耗因子?既方便又具有足够精度。可定义按公式(17):式中:1 6W 币2WW 一一迟滞环(加载周期)中的势能，单位为焦(J);6W 一个加载周期中的能量损失，单位为焦(J)。如图3所示，材料损耗因子量化了振动波通过的每个加载周期能量损耗。.(17)7 GB/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 2 AW a)迟滞阻尼比定义与=/2=-;-4W 说明:1一一周期内峰值势量，W;2 一个周期内的能量耗散，6W;Yl 线性范围内应变幅值，即非常小的应变;Y b)Gmax和Gsec定义Y2一一非线性弹性范围内或更大的应变幅值(应变范
14、围的定义见图8和图10)。注:椭圆形迟滞环适用于具有清晰边界的迟滞阻尼或摩擦特性的粘性阻尼。图3岩土材料的迟滞阻尼定义Y 对剪切波和膨胀波，材料损耗因子可以采取不同值，分别为平s和平p。地震学、地质学等其他学科通过材料品质因子Q描述岩土材料的损耗特性。材料品质因子Q和材料损耗因子?关系如下:Q=l.HH-.(18)守在土动力学和岩土地震工程文献中叫，岩土材料兑迟滞损耗通常被定义为阻尼比或阻尼系数。注1:土动力学和岩土地震工程文献中使用的阻尼比或阻尼系数通常表示为，与材料损耗因子?相似，同样用迟6W 滞环的能量损耗来定义。然而，阻尼比定义为=一一一，即=/2。文中提到的阻尼比5是材料的迟滞4W
15、属性，不应该与SDOF力学系统中的iI面界阻尼(阻尼比)S tl昆淆。临界阻尼的定义为s=C/C=C/(2)，其中C、Ccc，k和m分别是SDOF系统的阻尼常数、临界阻尼常数、弹簧系数和质量常数。在SDOF系统中，当激励频率提高时，相合的弹簧和阻尼器将运用增大6W/W的迟滞环，相应增大。然而，当且仅当激励频率等于系统固有频率时，从该迟滞环的6W/W确定的迟滞阻尼比5才在数值上与C，k和m确定的系统的临界阻尼C相同。岩土材料的损耗特性具有摩擦和迟滞阻尼性质(轻微非线性)，而非粘性，因此对频率几乎不敏感。为了模拟迟滞损耗特性并同时保持线性粘弹性公式的方便性，引人与频率成反比的粘度参数。这消除了粘弹
16、性材料固有的频率相关性，而迟滞材料特性不具有频率相关性。这种损耗形式通常被称为线性滞回叫。采用Kelvin-Voigt公式，得到复刚度模量为:a)膨胀波的复侧限模量M兴:M拎=MC1十ir;p),(19)b)剪切波的复剪切模量G讲:G赘=GC1十i可s),(20)8 G/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 式中:i=。复模量也导致复波速和复波数。当用复数模量替代传统的实数模量时，上述的所有波传播公式都是适用的。注2:复波速和相应的复波数可分别表示为V祷=V1+iV2和=走1+iL。这里走2是表示波随传播距离的损耗衰减(阻尼)，与材料损耗因子的关系如一旦.
17、IJ!可-其中V是肢的传播速度。参考文献yV叮20+币2)20J和91J中详细介绍了复波速和复波数。振动波从距离R。传播到R时，岩土材料损耗因子对振动波衰减的作用能按公式(21)表示:e一(R-Ro)(21)通常被认为是与现场和位置相匹配的经验因子。然而，基于复模量和复波数，因子与距离衰减因子D的关系能按公式(22)表示:e CR-Ro)=e-ZJDCR-RO)/V=e-2CR-Ro)/;(22)式中:V一一波传播速度，单位为米每秒(m/s);f 频率，单位为赫(Hz);A 相应的波长，单位为米(m);D一一与损耗有关的距离衰减因子。对于低损耗因子.D能近似为D=r;/2.只要?低于约0.3.
18、该近似即可成立，图4给出了两者间的精确关系。差值R-R。是所讨论的波的实际传播距离。从公式(22)能看出，振动波在传递过程中每个波长距离的损耗衰减率为常数。注3:D和平之间的精确关系如下:卜川71。该公式对于任何损耗因子都是有效的，图4绘出了两者I 20+2)的关系。从该公式可以看出，D不可能超过0.35。y 0.6 0.4/0.2 0.2 0.4 说明:X 迟滞阻尼比，;Y一一距离衰减，D。注:数字需要乘以100以给出阻尼值的百分数。/0.6 0.8 X 图4与损耗相关的距离衰减D和迟滞阻尼比g9 GB/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 5.4 大地
19、的几何效应、分层和横向变异性在地面诱导结构噪声和地传振动随距离增加的衰减中，几何效应的影响通常超过士体自身损耗的影响，特别是低频时。基本的几何效应通常称为辐射衰减、距离衰减或几何衰减，是由于波在远离信号源传播扩散开时，波能量分布在越来越大的表面上。这导致传播距离越远，振动波功率密度越小，振动幅值也随之减小。大体上，当能量以波的形式从点振源向各向同性均匀介质远处传播时，几何衰减导致基本体波幅值的降低与传播距离呈正比。材料损耗机理更进一步加剧了波能的衰减。洼1:尽管几何衰减更常用，有时也用阻尼或辐射阻尼。对于均匀弹性半空间体，除了两个基本体波外，还存在一种表面波。表面波也叫瑞利波，在相同材料中，瑞
20、利波波速VR略低于剪切波波速Vs0 VR/VS的比值取决于泊松比，介于0.870.96之间。图5绘制了VR/VS和Vp/Vs与泊松比的关系。瑞利波沿自由表面传播，质点运动轨迹为逆向椭圆形，随着深度的增加而逐渐消失。大多数瑞利波仅在大约一个波长深的地层中传播。这意味着在半空间中，低频比高频的波渗透更深。来自点振源的瑞利波波能沿圆柱形表面而非球形表面传播。因此，这种几何能量传播导致瑞利波的振幅衰减与距离的平方根成正比。Y 3 2 一 一一一一一一一一一一-Y一。O 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 X 说明:1 剪切波(S波);2-P波;3 瑞利波;X 泊松比;Y 波传播速度相对于剪切波波速
21、归一化。图5瑞利波和P波波速与剪切波波速归一化比值与泊松比关系在许多情况下，表面波对轨道系统的地面诱导结构噪声和地传振动是至关重要的。首先，来自面振源的大部分能量转换为表面波;其次，表面波的距离衰减比体波小，因此传播距离越远表面波越占主导。对于均匀半空间，包含几何衰减和材料损耗衰减的总距离衰减能用公式(23)表示:=(生)e.(23)注2:衰减因子与材料损耗因子、频率、波类型以及波速的关系见5.3所述。在公式(23)中，川和U分别是距离振源Ro和R处的振动质点速度。对于均匀半空间，介质中体波(p波和S波)的指数为L表面瑞利波的指数为0.5，对于体波表面响应的指数n为2。公式(23)中10 G/
22、T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 第一项表示几何衰减，对于所有频率都是相同的。第二项如前所述表示损耗衰减，高频损耗衰减大于低频。从本质上讲，公式(23)仅适用于振动传播由单一波型控制的区域。如果来自隧道的传播由体波主导，则R-R。项是斜线距离。另一方面，如果传播由表面波主导，则R-R。是沿表面的距离。然而公式(23)在用于实际情况时已经进行了大量简化。除了近场效应之外，实际大地的分层和不均匀性均可能与该公式的预测结果有严重的矛盾。实际大地比均匀半空间要复杂得多。大地是几何分层的，层与层之间，士体与士体之间，材料组成和属性各不相同，在横向和垂直方向不均匀
23、，并且通常各向异性。在这种条件下，表面波表现为弥散波并呈现出多种波类型。弥散波传播速度具有频率和波长依赖性。弥散现象导致多种波形和不同模态出现在层问界面并沿该界面在层内传播。上述不同种类波型存在的程度、携带多少波的能量以及他们是如何衰减的，取决于频率和波长。当振动波传递至倾斜地层、相邻地层界面或岩石接缝处时，能量可能发生散射。因此，不同频率的振动，特别是地面诱导结构噪声和地传振动，在实际大地中传播和衰减特性可能是大不相同的。如果大地层理以及岩土材料的基本动态性能是已知的，那么这种复杂介质中的波传播在某种程度上能通过计算工具进行建模。然而，为保证理论模型可解，建模过程通常需要以可控的方式做大量简
24、化。在这方面需要注意，实际中地层边界是模糊的，并且可能起伏和倾斜，这些特征能对通过大地传播的波的共振特性和波导能力产生影响，表现为过大的附加阻尼，而这些因素在理想化的计算模型中能被忽略。因此如果这些影响未得到充分考虑，可能会使模型对振动传递效率产生高估。在大多数情况下，基于轮轨关系的列车和电车的长度比线路至所关注建筑物的距离长。而列车各个振源之间基本上不相干。因此，列车既不能视作为相干的线振源，也不能视作为点振源，而应视为一系列不相干的离散振源。对于沿着线路方向的离散点振源，导致产生相干振动的距离，低频比高频更长。5.5 近场效应靠近振源或靠近主波的反射面时，存在一个近场，此处波的模式比较远地
25、方更复杂。在近场，剪切波和膨胀波无法分离，表现为一个合成波。离开振源的距离超过约三个波长后，近场逐渐转变成远场。因此当频率低时，近场范围可能很大。在近场中振幅随距离衰减不是单调的，即使是在均匀大地条件下，近场中传递的波仍然比在远场中更加不规则。5.6 各向异性士和岩石通常具有各向异性的传播特性，即全局各向异性或材料各向异性。全局各向异性是由于大地分层、断层等原因引起的，而材料各向异性则可由矿物颗粒各向异性或各向异性的应力条件等引起。全局各向异性可显著影响轨道系统的地面诱导结构噪声和地传振动传播。散射和衍射会导致过多衰减，还导致界面波的分层现象，同时伴随着频率依赖的可变衰减。因此，在地面诱导结构
26、噪声和地传振动的预测和设计过程中需要考虑这些因素。该问题的详细讨论见5.4。材料各向异性通常没有全局各向异性显著，对波的传播特性影响较小。这种各向异性很难通过现场原位测试或实验室标准试样量化，建模也更加复杂。因此，在研究轨道系统的地面诱导结构噪声和地传振动时，往往忽略材料各向异性。当直接在某一地点进行大地的噪声和振动传播特性原位全尺寸测量时，测得该地点固有的全局各向异性或材料各向异性的影响。然而，如果将该测量结果推广应用于其他场地，则不同场地之间各向异性的差异可导致较大误差。5.7 地下水的影晌一一两相介质的岩土材料含水饱和度对波在土中的传播特性影响很大，特别是软士。对于断裂岩石，含水饱和度也
27、有一定影11 G/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 响，但相对而言并不显著。严格地说，对于矿物颗粒组成的湿士，颗粒间有一定空隙，当土处于完全或部分饱和状态时，遵循两相或兰相介质理论(例如，适用于多孔弹性的Biot理论问J)。然而对于轨道系统的地面诱导结构噪声和地传振动，主要特征频率属于低频范围，相应波长大于地面的颗粒结构尺寸。因此完全可以忽略士的两相属性和颗粒性质，不考虑特性，当作有效连续介质，采用前文所述的相应连续介质参数予以描述叫。但需要重点注意，由于与软土颗粒相比水的压缩性低，完全饱和松士的膨胀波波速Vp通常约为1 500 m儿，比其剪切波波速V
28、s至少高一个数量级。使得表层有效介质的泊松比。接近0.5，能给一些数值计算工具带来问题。更需注意，这种情况仅对完全饱和土适用。即使在孔隙水中存在微量空气或气体，也会急剧降低P波在有效介质中传播速度，数值接近Vp=2Vs见公式(28)和6.3。更多有关饱和士中波速的细节参考流体置换理论。同理，通过测量P波波速估算S波波速也是不合适的。对于波从饱和多孔介质传播到非饱和介质的情况，多孔弹性理论能代替波动弹性理论，如Biot慢波理论，由于未对损耗机理另外考虑，能导致过度衰减。注Biot-Gassmann流体置换理论中详细介绍了孔隙流体对岩土材料波速影响的研究，更多阐述见参考文献39J、40J、41J和
29、42J。变化的地下水位和季节性河流水位会以上述方式改变振动传播特征。然而，季节性变化的水位不能确保所有材料表面都被润湿，也不能确保土体相对于P波波速而言重新达到完全饱和程度。考虑饱和的意义在于获取准确的P波波速和体积密度。P波是地下轨道系统一个主要问题。相反地，对于地面轨道系统，S波和表面波在噪声和振动地面传播中是主导的，这两种波对含水饱和度极不敏感，但受地下水位深度的影响较大刊6J。6 参数估算和测量方法6.1 大地分层和分类:钻孔柱状图和地震勘测在对轨道系统产生的地面诱导结构噪声和地传振动进行评估之前，对现场土体状况和分层进行基本了解至关重要。关于士的类型、分层、横向延伸、到基岩或硬质基底
30、的深度、岩石类型和性质以及地下水位深度是必不可少的信息。在大多数情况下，这些基本信息已由标准的现场勘测获得，且已用于现场岩土或岩石力学设计，与地面诱导结构噪声和地传振动问题无关。然而重要的是，噪声和振动专家可以获取充分的岩土和地质信息，并了解如何利用这些信息。噪声和振动专家宜参与标准的现场勘测的设计，以确保足够的详细程度，因为噪声和振动的影响范围常常超出了岩土或岩石力学设计的主要范围。在早期规划阶段，特别针对噪声和振动问题能更高效地开展补充钻孔和勘测。岩土和工程地质现场勘测方法是专业化的，不同的国家和地区会根据当地情况做不同的调整。这些超出了本部分的范围。最常见的勘测方法概述详见参考文献14J
31、和19J。常用的岩土和岩石力学指标参数见参考文献16J。除了提供现场士和岩石类型和范围等一般信息外，传统的岩土和岩石力学勘测数据揭示的指标参数能用于对大地动态性能评估，从而用于噪声和振动计算。典型现场标准勘测方法包括一般回声探测法(根据当地实际情况不同会有调整)、圆锥贯人试验(CPT)、标准贯人试验(SPT)、取样实验室测试，还有常规的地震折射法。对于动力分析有用的指标参数是孔隙率(或孔隙比)、含水饱和度、不排水抗剪强度、塑性指数、超固结比、岩体质量指标。通过指标参数评估大地动态参数的方法见6.306.4介绍了通过原位贯人试验(CPT和SPT)间接确定动态参数的方法。6.5介绍了采用专门的原位
32、测试方法直接测量大地的动态性能，以获得更可靠的数据。通过机械钻芯取得的士和岩石试样可以在实验室中进行测试，除了主要的岩土和岩石力学数据之外，还可以直接获取动态性能数据。用于测量试样动态性能的专业实验室方法见6.6。12 G/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 6.2 土与岩石为了确定大地的动态性能，需要注意的是，士和岩石在大多数地质条件下的特征有明显区别。因此，为方便地评估其动态性能，应使用不同的方法。相关的士和岩石在下文中分别介绍。然而宜注意到，在某些地质和环境条件下，士与岩石之间的区别并不明显，这在存在残积士的热带地区较为常见。这些残积土从松散土缓慢
33、渐变到较坚硬岩石。对于残积士，明确区分矿物颗粒和空 隙可能是无效的，因为颗粒在潮温条件下，会破碎、吸收水分从而完全改变自然特性。6.3 基于指标参数的经验估算方法6.3.1 概述基于一般岩土和岩石力学指标参数以及传统的现场勘测和实验室检测数据，有大量的经验和半经验方法来估算岩土材料的动态性能，本条提供了一些预测公式。文献中也包含了可供选择的预测公式，能为特定和局部的地面条件提供更好的估算。公式能具有不同的形式，或者在常数和指数的取值上有差异。因此，建议对相同地理区域的早期经验进行文献检索和综述。在早期阶段或在地面诱导结构噪声和地传振动不是特别严重或其对士的特性不很敏感的项目中，这些预测方法可能
34、被认为足够准确。以下条中公式规定了岩土和岩石力学参数，更详细的定义和解释见参考文献16J。6.3.2 有效(体积)质量密度如果部分或完全饱和士的有效(体积)质量密度不能直接在工程现场原位测量或实验室测量，能通过公式(24)估算:=(1一)pmi町(24)式中:一一土的孔隙率;Sr 水的饱和度;mineral 构成颗粒的材料质量密度，对于石英材料，接近2700 kg/旷;water 水的质量密度，接近1000 kg/旷。6.3.3 波速和弹性剪切模量6.3.3.1土在评估和控制轨道系统产生的地面诱导结构噪声和地传振动时，剪切波波速Vs和相应的低应变剪切模量Gmax通常被认为是最重要的大地动态参数
35、。两者关系见公式(2)。Gmax和剪切波波速Vs取决于土特性和土中有效应力。如果剪切波波速Vs或Gmax没有直接在现场或实验室测量，可从原位应力状况和岩土材料指标参数中进行估算。对于无粘性的岩土材料，如沙子、粗粉砂、碎石、压碎岩、砾石和石堆，Gmax可按公式(25)得到较好的估算叫:Gmax=Bj川a(守r.(25)式中:B 一一无量纲常数，对于大多数砂和砾石通常接近700。f(e)士的空隙比e的无量纲函数川，具体为:f(e)=1/(0.3十0.7e2).(26)13 G/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 孔隙比e是孔隙率的替代量，两者关系为:e=p/
36、O一公式(25)和公式(26)适用范围限于孔隙比e1.2，与伊0.9999)。对于中饱和度和硬土，关系变得更加复杂，需 要应用更完善的Biot-Gassmann流体替代方案叫。关于波在水饱和颗粒材料中的传播深入探讨见参考文献40J42J和108J。6.3.3.2 岩石岩石中波速和波的衰减是一个广泛的课题，在参考文献38J和39J中做了详细论述。一个反映岩石性能的常用指标参数是岩石品质因子Qc参考文献43J对其进行了定义，参考文献38J做了进一 步阐释。Qc是岩体工程地质分类中由相对岩块尺寸、节理摩擦强度、水、膨胀以及上覆层应力效应等参数确定的一个无量纲参数。然而Qc值不应与公式(18)定义的材
37、料品质因子Q混淆。如果现场岩石的Qc从轨道系统项目的工程地质勘测中得到，按公式(29)能大致估算岩体的膨胀波波速Vp，单位为千米每秒(km/s)叫:Vp=!gQc十3.5(29)图7给出了不同岩石类型典型Vp值范围，在参考文献43J和38J中也提到了。对于大多数岩石，低应变泊松比。的值典型分布在0.20.3范围内，利用公式(4)能通过Vp来估算Vs。在这个泊松比范围，波速比Vp/Vs对。不是特别敏感，在该范围内评估Vs时不会引人较大不确定度。基岩水泥砾石智利里阿斯页岩(厄勒海峡白圭纪石灰石(厄勒海峡)中新世石灰石(利比亚)始寒武统/寒武纪彤、岩始新世石灰石利比亚)寒武-志留纪石灰石约特尼砂岩(
38、利马加里东石英岩片麻岩花岗岩变钙长辉长岩辉绿岩(利比里亚O 2 3 4 5 234 5 地震波波速Ckm/s)注:黑色条表示最常见的速度变化范围，白色条给出了可能的总变化范围。图7适用于微风化和中度断裂的岩石典型P波波速飞范围6.3.4 非线性和材料损耗因子6 7 6 7 轨道系统产生的地面诱导结构噪声和地传振动相关的大地动态应变通常很低，在这个范围内，岩土材料具有近似理想的线性弹性特性。然而，即使在这样的小应变情况下，材料也有少量的内部损耗r;min。对于较高的应变状态(如靠近振源，跨瑞利波波速等)，岩土材料表现出不断增加的迟滞非线性行为，并导致额外的迟滞损耗。图3阐明了迟滞剪应力应变环，并
39、定义了初始动态剪切模量Gmax和割线动态剪切模量Gsec以及迟滞材料损耗因子币，可定义见公式(17)。15 G/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 量化岩土材料动态非线性的一种简便方法是绘制标准剪切模量Gsec/Gmax相对于循环剪应变YC的关系图，如图8a)所示47J0 Gsec/Gm 曲线适用于砂，但注意，大多数颗粒状、非粘性、甚至低塑性粘性材料近似符合相同的曲线。在正常情况下，根据循环剪应变的范围，岩土材料动态(循环)行为可分为三个状态，参见文献29J、30J、45J和47J:a)非常小应变材料具有近似线性弹性行为，循环载荷作用下不会产生不可逆的退
40、化;b)小应变材料具有迟滞非线性行为，但仍不退化;c)中到大应变材料具有很强的迟滞非线性，随着循环次数增加，材料逐渐退化。对于状态c)进行不排水加载，随着循环次数增加，退化导致孔隙压力逐渐积聚，Gmax和Gsec减小。然而G5ec/Gmax比值一直保持合理不变，因此Gsec/Gmax曲线也适合退化材料。对于排水加载时，材料由于退化而压缩，导致Gmax和Gsec增大。即使在这种情况下，G 5ec/G max保持合理状态不受影响，曲线仍然有效。不同状态发生转变的应变值称为临界应变。线性循环临界剪应变Ytl成为非常小应变和小应变的分界点，体积临界剪应变Ytv成为小应变和中到大应变的分界点。对于颗粒状
41、、非粘性和低塑性粘性材料，YtI句5X 10-3%、Ytv句10-2%。图8b)绘制出相应的迟滞材料损耗因子可与循环剪应变Yc关系图，同样分为三个应变水平状态47J。该曲线也同样适用于所有颗粒状、非粘性，甚至低塑性粘性材料、非退化状态和退化状态。Yl 1.2 0.8 0.6 0.4 0.2。0.000 1 说明:1 线性范围;2 一一非线性弹性范围;3 非线性范围;4-1000次循环;5 一-1次循环;X 循环剪应变丸，%;几lYl 归一化剪切模量Gsec/Gmax;Y2一一材料损耗因子平，%。o.001 a)归一化剪切模量降低曲线图8无粘性土材料的典型非线性模量降低和阻尼变化曲线16 X G
42、/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 Y2 40 30 20 10 0 0.000 1 Y U 0.001 0.01 0.1 X b)材料阻尼变化曲线图8(续)对于更多的塑性粘性土(粘土)，可塑性程度会对归一化剪切模量Gsec/Gmax、损耗因子可与循环剪应变YC的关系产生影响。图9绘制了具有不同塑性指标11粘土的归一化剪切模量和阻尼曲线。29J其中11=1时曲线与图8中无粘性土材料相同。对于塑性粘士，应变临界值和循环行为状态区域取决于塑性指数。Y1 0.8 0.6 0.4 0.2。0.0001 0.001 0.01 0.1 10 X a)归一化剪切模量
43、降低曲线CN=l，ORC为115，对于一定范围的塑性指数值Ip为O200说明:1一-YIV范围;2二-YIV平均值;X 循环剪应变丸，%;Y1 归一化剪切模量G，ec/Gmax;Y2一一材料损耗因子币，%。图9不排水塑性土的典型非线性模量降低和阻尼变化曲线与塑性指数Ip17 G/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 Y2 50 10 lp=O 40 15 30 30 50 20 100 200。0.0001 0.001 0.01 0.1 10 X b)材料阻尼变化曲线(N=l，ORC为18，对于一定范围的塑性指数值Ip为O200)图9(续)图10绘制了Yt
44、I和Ytv与Ip关系。叫更多关于土体材料阻尼的信息见参考文献45J和47 J。Y 60 50 40 30 20 10 O 0.0001 0.001 l nu nu l nu x 说明:1一-Ytl均值线;2二-Ytv均值线;3 非常小应变;4一一小应变;5二一中到大应变;X 循环剪应变丸，%;Y 塑性指数Ip%。图10循环剪应变关于循环载荷晌应的分类一一线性和体积应变临界值与塑性指数18 G/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 对于严格遵循Masing准则的迟滞非线性材料，在Gsecl G max(Y c)曲线和市(Yc)曲线之间应该存在唯一的曲率关系，
45、详见参考文献28J。对于Gsecl G max(Y c)曲线平坦区段在非常小应变状态下没有曲率，传统的迟滞理论认为是零损耗。然而实际表明，岩土材料在非常小应变状态下也会产生小部分迟滞损耗，这个损耗因子被称为可mtn0由于循环应变幅值在这个范围内，这种损耗机理对于轨道系统产生的地面诱导结构噪声和地传振动的大多数问题都很重要。通常砂、砾石的低应变损耗因子和n为6%14%，粘士为4%10%。对于轨道系统产生的地面诱导结构噪声和地传振动，由于地层之间模糊过渡、土体不均匀性等，会引起明显的额外损耗，深入讨论见5.4。模拟波在实际大地中的轨道系统传播时，当包含这个效应时，表现的总损耗因子可能高达15%20
46、%。6.4 基于岩土原位贯入试验的间接测定6.4.1 概述采用圆锥贯人试验(CPT)和标准贯人试验(SPT)等方法收集的岩土原位测量数据，可通过经验公式粗略估算Gmax、Vs。6.4.2 圆锥贯入试验岩土土质在软到中等硬度条件下，圆锥贯人试验(CPT)是一种常用的岩土参数原位测定方法。该方法是基于标准圆锥体被连续压人地面，同时测量锥尖阻抗、孔隙压力和锥尖套管摩擦力。该方法详见参考文献l1J、17J、36J和93JoCPT测试中得到的可用于估算大地动态性能的关键参数是锥尖阻抗，该参数与贯穿深度q，(z)有关，单位为千帕(kPa)，可用于修正孔隙压力的影响。如果已知孔隙比e(z)随深度变化，对于粘
47、性士，如粘士，Gr能按公式(30)进行粗略估算:till-i、，/z-a(-DA 刊1一li!卜!liL口u-1-、，/Qeu-z n叫-J,-b 们r二、，/z/,G(30)基于参考文献20J，36J和48J，公式(30)是按国际单位制(Sl)重新表达。参考压力户100 kPa，与公式(2 5)中相同。按公式(30)得到的Gmax单位为千帕(kPa)。对于无粘性土，如砂，按公式(31)能从测量对应深度q，(z)的锥尖阻抗来粗略估算Gma川Gmax(z)=1634q,(z)0.2 5v(Z)0.375(31)(是大地中与贯穿深度有关的有效垂直应力。注意，Gmax、qt和;都需要采用单位千帕(k
48、Pa)，才能保证预测正确。注:公式(31来自参考文献73J。如果适用公式时可以明确区分粘性或无粘性士，上述两个公式可给出合理的估算。但如果适用时无法明确区分或为混合土体类型，可导致严重错误的结果。然而估算动态剪切模量或剪切波波速更可靠的过程来自CPT测探，正如在参考文献104J中做的阐述，这个过程将构成相当长的工作流程，其中一些最初的操作是对土类型进行分类。这比简单的公式更通用、可靠和普遍适用。6.4.3 标准贯入试验岩土土质在中等到硬粒状的条件下，标准贯人试验(SPT)是迄今为止最久、最常用的原位岩土工程勘测方法。该方法是将贯人采样器打人钻孔的底部土体中。在每个问隔，通常贯人器被打人士体46
49、 cm，穿透最后30cm所需的打击次数作为标准贯人击数N。该数值得到归一化值N川对实际的设备击打效率和覆盖层影响进行修正。采样器、驱动装置和击打速率在一定程度上是标准化的，但也有很多地区或国家做了调整。SPTN60因此被认为是一种相当粗略的测量土体抗力的方法。该方法的详细阐述见ISO22476和参考文献17J。然而如果没有更好的资料，SPTN值可通过以下经验公式对大地动态性能进行指示性预估。虽然19 G/T 33521.32-2021/ISO/TS 14837-32:20 15 还有其他的公式存在并被采用，这些经验公式还是作为例子被给出。Vs(z)=N 60(Z)b(32)式中:N60(z)-
50、SPT测探中对深度z归一化的锤击计数;，b 系数，取决于当地的土类型。典型值范围为80120;b接近1/3。参考文献33J，35J,100J和101J中提出了一些特定士的系数。所得到的剪切波波速单位为米每秒(m/s)。N值和Gmax之间关系按公式(33):Gmax(z)=4.38N 60(z)0.333/meanU)05(33)公式(33)中Gmax单位为兆帕(MPa)，fmean(z)是相应的与深度相关的平均有效覆盖层压力，单位为千帕(kPa)。公式(33)来自参考文献20J和34J，但转换为SI单位。对于粗粒士的预测是最可靠的，对细颗粒士的预测可靠性较差。通过岩土地质钻探结果来间接估算大地