淮河干流香浮段疏浚泥固结度室内试验研究

针对淮河干流香庙—浮山段高含水率疏浚泥进行了能够测试底部孔压的一维固结试验,研究了土样变形和底部孔压随固结时间的变化规律,探讨了基于太沙基固结理论建立的变形时间曲线法(Casagrande法)和超静孔压消散法得到的两种固结度的差异性状。结果表明:Casagrande法判断主固结完成时,超静孔压消散没有完成,残余超静孔压约为荷载增量的10%～20%;随着竖向荷载的增加,利用两种方法确定的主固结沉降的差异程度随外加荷载呈半对数线性变化;以真空排水工法为例,分析了基于Casagrande法和超静孔压消散法得到的主固结沉降差异程度。     

基于孔压静力触探的连云港海相黏土的固结和渗透特性研究

针对连云港海相黏土,分别进行室内试验和孔压静力触探原位测试,并通过现场监测资料进行反分析,比较固结参数的差异性。不同方法得到的结果比较表明:孔压静力触探消散试验确定的水平固结系数为(3.0～6.5)×10-3 cm2/s,通常比竖向固结系数高2～4倍;变水头渗透试验得到的水平渗透系数和孔压静力触探测试现场得到的水平渗透系数值一致性很好;反分析得到的水平固结系数值略低于孔压静力触探测试得到的的水平固结系数值。对连云港海相黏土,地基处理设计采用孔压静力触探方法确定的固结参数能很好地符合工程实际。     

排水板真空度损耗的排水固结解析解

无砂真空预压吹填软土在国内造地工程中广泛应用,但实践表明传统固结解析解已不足以预测其加固性状和加固效果。从固结方程出发,在原有的等应变假设基础上,在定解条件中增加了吹填土特有的高度欠固结特性和无砂真空预压特别明显的真空度损耗,重新推导得到径向和竖向完全协调的新的等应变解析解——JJJ解答,以解决无砂真空预压吹填软土的排水固结设计理论问题。JJJ法作为固结方程的原生解答,兼容以往所有该类解析解的同时,增加了针对高度欠固结土类和排水板真空度损耗严重的排水固结问题的解决能力。经现场和试验验证,JJJ解析解可相当精确预测无砂真空预压吹填软土的复杂固结过程和加固土体超孔压分布和孔压消散分布,该解答同时也适用于堆载和真空预压的工况。     

关于固结系数的一点讨论

目前的堆载预压工程设计中,通常假定软土的固结系数在加载过程中为常数。本文从实际工程出发,利用现场实测的孔压资料,以砂井固结理论和太沙基一维固结理论为基础,反演得出Ch、Cv随有效应力变化关系图,发现Ch、Cv在超过初始有效应力的某一压力值附近有较大的变化,由此认为软土的固结系数在加载过程中不宜视为常数,并且进一步探讨了固结系数陡变的原因。     

软土固结中孔压消散的有限元方法

本文介绍了在有限元中实现土体固结时孔压消散的两种方法，并对一实例作了分析，比较了它们的异同。     

孔压滞后现象及其对固结系数的影响

从常规固结试验入手,对固结系数进行了相关的研究。利用底部可测孔压的固结仪做了常规固结试验,发现试样底部孔压出现滞后现象。孔压峰值出现的前后,沉降曲线出现第 1 次转折,孔压完全消散后,沉降曲线出现第 2 次转折。因为孔压与位移有着紧密的联系,所以孔压的滞后会影响固结曲线,进而影响固结系数的确定。因此,进行了进一步的分析,指出常规试验中侧壁摩阻力和试样的饱和度会对试样内孔压的分布产生滞后的影响。通过对底部孔压滞后现象的分析,在确定固结系数时考虑了孔压滞后效应的影响。最后对室内测定固结系数的方法进行了讨论。     

基于微观分析的软土修正固结模型及计算

排水固结过程中土体的微观结构特征及孔隙特征随固结压力和时间不断变化,微观因素的变化促使软土渗透性、压缩性发生变化,进而引起固结特性的改变。以广州软土为研究对象,从微观角度建立基于孔隙压缩规律和渗流机制的排水固结模型,将计算结果与太沙基模型结果及试验数据比较后发现,修正模型得到的孔压消散规律与太沙基模型基本一致,但消散速度明显变缓,固结后期两者孔压的相对误差超过100%。固结后期(固结度U65%)太沙基模型处于"失真"状态,而修正模型值与实测值的误差控制在5%以内。说明基于微观试验的修正固结模型从软土固结的微观本质出发,能真实地反映软土排水固结的实际情况,可以对深厚软土地基基础沉降起很好的预测作用。     

动力排水固结法处理软土地基孔压和变形问题研究

通过动力排水固结法处理饱和软粘土地基现场试验测试数据。寻求动荷载作用下饱和软粘土的孔压和变形的发展规律。发现同一深度土体超静孔隙水压力的消散与变形具有一致性关系。对动力排水固结法加固淤泥类软土地基的作用机理研究和工程实践具有指导意义。     

考虑自重应力和Hansbo渗流的饱和黏土一维弹黏塑性固结分析

考虑地基土沿深度方向变化的自重应力,引入考虑时间效应的统一硬化(UH)本构模型描述饱和黏土固结过程中的弹黏塑性变形,同时采用Hansbo渗流方程描述固结过程中的非Darcy渗流,对太沙基饱和黏土一维固结方程进行修正,并给出有限体积法数值求解格式。通过与固结试验结果对比,验证了UH模型的适用性。然后探讨了土体自重应力、黏滞性、Hansbo渗流参数、土层厚度及外荷载大小等因素对弹黏塑性固结过程的影响。结果表明:在加载初期,土体的黏滞效应在地基不排水面附近引起了超静孔压升高的现象,且土体自重应力和Hansbo渗流对此均有增强作用,但是随外荷载的增大,这一现象有所减弱;同时,考虑土体自重应力将延缓加载初期饱和黏土地基中超静孔压的整体消散速率,但加快加载中后期饱和黏土地基的固结速率;并且,随着次固结指数、土层厚度及Hansbo渗流参数的增大,饱和黏土地基中超静孔压整体消散滞后,但增大外荷载却加快了饱和黏土地基的固结速率。     

考虑自重应力和Hansbo渗流的饱和黏土一维弹黏塑性固结分析

考虑地基土沿深度方向变化的自重应力,引入考虑时间效应的统一硬化(UH)本构模型描述饱和黏土固结过程中的弹黏塑性变形,同时采用Hansbo渗流方程描述固结过程中的非Darcy渗流,对太沙基饱和黏土一维固结方程进行修正,并给出有限体积法数值求解格式。通过与固结试验结果对比,验证了UH模型的适用性。然后探讨了土体自重应力、黏滞性、Hansbo渗流参数、土层厚度及外荷载大小等因素对弹黏塑性固结过程的影响。结果表明:在加载初期,土体的黏滞效应在地基不排水面附近引起了超静孔压升高的现象,且土体自重应力和Hansbo渗流对此均有增强作用,但是随外荷载的增大,这一现象有所减弱;同时,考虑土体自重应力将延缓加载初期饱和黏土地基中超静孔压的整体消散速率,但加快加载中后期饱和黏土地基的固结速率;并且,随着次固结指数、土层厚度及Hansbo渗流参数的增大,饱和黏土地基中超静孔压整体消散滞后,但增大外荷载却加快了饱和黏土地基的固结速率。