天然饱和黏土中新、旧桩荷载–沉降关系研究EI北大核心CSCD

天然饱和黏土中静压桩沉桩结束后其桩周土体逐渐固结,由于旧桩周围土体已完全固结,其桩周土体的力学特性与新桩有显著差异,承载特性亦有较大区别。针对新、旧桩单桩的荷载–沉降特性,在考虑土体初始各向异性、沉桩效应的基础上,基于柱孔不排水扩张后桩周土体应力与孔压基本解答,研究新、旧桩周土体力学特性的差异。在此基础上,根据新、旧桩周土体的力学特性和桩侧土体在加载过程中的力学特性,提出分别适用于新桩与旧桩的荷载传递模型,并通过与现场试验结果对比进行验证。研究结果表明,该荷载传递模型能较好地预测新、旧桩的荷载–沉降关系,对新、旧桩混合桩基承载机制的深化认识及其优化设计理论的完善都具有重要意义。     

考虑时效性的静压桩荷载–沉降关系预测方法

考虑天然饱和黏土地层的原位力学特性,采用圆孔扩张模型考虑沉桩效应,结合太沙基一维径向固结理论推导了桩周土再固结过程中土体强度和剪切模量的解析解。在此基础上,根据桩基加载过程中桩侧土体的剪切变形特性,采用指数函数型荷载传递曲线分别建立了静压桩的桩侧和桩端荷载传递模型,提出了考虑时效性的静压桩荷载–沉降关系理论预测方法。通过现场试验对本文解答进行验证,研究了沉桩结束后静压桩荷载–沉降特性随时间的变化规律,分析了静压桩沉桩后不同历时的荷载传递特性。研究结果表明,沉桩结束后静压桩承载特性的变化主要是由于桩侧承载特性的提高;特定休止期后的静载试验结果与静压桩真实承载特性存在一定差异。因此,实际工程中应根据桩周土体力学特性的改变结合静载试验合理确定静压桩的承载特性。     

荷载传递法研究单桩荷载-沉降关系进展综述

荷载传递法概念明确,能反映桩土体系的荷载-沉降主要工作机理,同时具有计算简单、实用性强的优点。根据桩侧和桩端土体的物理力学特性,利用荷载传递方法来确定桩的荷载-沉降关系,是近年来国内外学者广泛关注的问题,对工程界来说,研究这种方法也是很有必要的。分别从荷载传递函数类型、数值计算方法和参数选取及其优化等方面加以概括,总结了单桩荷载传递法近年来的最新进展。今后的工作中,应更加重视通过荷载传递机理分析和试验对比,得出较为实用的地区经验参数,指导设计和施工。     

单向循环荷载作用下饱和砂土中单桩沉降模型试验研究

通过饱和砂土中模型桩在单向循环荷载比(循环荷载幅值与桩的极限承载力的比值)分别为12.5%,25%,50%三种情况下的沉降试验,研究了模型桩在不同动力循环加载情况下的桩顶累积沉降和动位移幅值随振动次数的变化而改变的规律,拟合了沉降试验曲线的回归方程。对试验结果进行分析后得出:循环荷载比和循环次数是影响饱和砂土中单桩桩顶累积沉降的主要因素。     

双线性荷载传递函数的单桩荷载沉降关系统一解

0　前　　言采用荷载传递函数法研究单桩的荷载沉降关系,因其形式简单,便于应用,而受到普遍关注。常用的有双线性函数、双曲线函数、对数及指数函数等[1] 。其中,双线性函数在模拟桩周土的软化特性上较其它函数有相对优势[2 ] 。然而,现有的基于双线性函数的单桩荷载沉降关系解析解答只是针对某种特定工况(比如摩擦桩[3] )或特定模型而提出来的,比如,桩侧土强度随深度不变,桩周土为硬化模型[4 ] 或理想弹塑性模型[5,6 ] ,或桩侧土强度随深度线性变化且为理想弹塑性模型而桩端土为硬化模型[7] 。现有解答形式多样且散乱,不便于对实际工程进行设计分析和应用。本文采用双线性荷载传递函数模拟桩侧土和桩端     

单桩荷载——沉降关系的解析算法

基于桩身整体平衡和边界条件分析并推导了桩顶荷载—沉降关系及单桩刚度的解析表达式,反映了单桩刚度同传递模型参数的关系,可进一步结合现场单桩静载荷试验的Q—S曲线资料识别出各模型参数。     

打入桩荷载–沉降性状的时间效应分析

关于沉桩结束后打入桩承载力的时效性现象，目前已经开展大量的研究。然而，有关试桩荷载–沉降曲线时效性的模拟方法却鲜见报道。首先，简要分析打入桩时效性的产生机制。然后，基于荷载传递法，提出一种估算沉桩后单桩荷载–沉降性状时效性的新方法。2个量纲一的时间效应系数被加入到传统的荷载传递函数中，以分别描述桩侧摩阻力和桩端阻力随时间的变化。修改后的荷载传递函数可考虑沉桩后任意间歇期的单桩荷载–沉降性状。采用该方法对一个工程实例的打入桩荷载–沉降性状进行验证分析，计算结果与试桩荷载–沉降实测曲线吻合较好。     

饱和黏土中热交换桩承载力特性模型试验研究

在28℃,28℃→55℃,28℃→55℃→28℃三种工况下,开展宁波饱和黏土中热交换桩承载力特性模型试验研究,先对桩土加热(降温),再进行静载荷试验,测定土体的温度和孔隙水压力、地表沉降及桩顶位移、桩身轴力和荷载–沉降试验数据,研究土体的热固结过程及桩负摩阻力的形成机制;其次,以模型试验为原型,利用Abaqus软件建立了考虑热流固耦合作用的桩–土有限元模型,将计算结果与试验结果进行对比验证,进而讨论温度对桩身轴力和桩侧摩阻力的影响,结果表明:加热升温后,桩、土发生膨胀变形,土中出现超静孔隙水压力;随着孔压的消散,土体发生热固结现象,且其固结沉降量大于桩体沉降量,地基最终表现为沉降变形,而桩侧出现下拉荷载,产生负摩阻力;随温度的升高,沿深度方向,桩身轴力衰减,热固结后土体的强度有所提高,桩侧摩阻力增大,单桩极限承载力随温度的升高而增大。     

饱和黏土地基基础施工后固结沉降分析

以山东省烟台市某多层建筑筏板基础为研究对象,运用现场实测的方法研究饱和黏土在地基基础施工后的固结沉降变化特征。研究结果表明,不同监测点位置饱和黏土固结沉降随着楼层的增高其变化趋势大致相同,均呈非线性单调增加的趋势,饱和黏土的最大固结沉降值为39mm;不同监测点的固结沉降值随深度的变化趋势均大致相同,为非线单调降低趋势,筏板基础以下3.0m最大固结沉降值降低至15mm;在筏板基础中心处的饱和黏土固结沉降最大,距离筏板中心越远,固结沉降值越小。     

长期循环荷载下饱和软黏土安定性模型

鉴于传统显式、隐式模型计算饱和软黏土长期循环荷载下轴向塑性累积应变的不足,在建立饱和软黏土总应力弹塑性模型基础上,考虑软黏土在长期小动应力比循环荷载作用下具有安定性特点,结合过应力模型及安定性理论提出计算饱和软黏土长期循环荷载下轴向塑性累积应变安定性本构模型.安定性模型能合理描述饱和软黏土循环荷载下的变形特性,模型只考...     

循环荷载作用下饱和软黏土应变累积模型研究

通过对杭州饱和软黏土进行应力控制的循环三轴试验,研究循环应力比、振动频率、超固结比及固结比对累积塑性应变对饱和软黏土循环软化特性的影响.试验结果表明,随着累积塑性应变的增加,软化指数减小;在循环初期,软化指数衰减缓慢;随着累积塑性应变的逐渐增加,软化指数衰减显著,但当累积塑性应变达到一定时,软化指数未见明显衰减.随着循环应力比的增加,累积塑性应变增长加快,软化指数与累积塑性应变关系曲线显著右移;当振动频率较低时,随着振动频率增加,软化指数与累积塑性应变关系曲线逐渐左移;但当振动频率较高时,不同振动频率下软化指数与累积塑性应变关系曲线近似重合.随着超固结比的增加,曲线左移,软化指数与累积塑性应变关系曲线逐渐向右、向上移动.在试验的基础上通过引入综合影响参数对试验数据进行归一化,建立饱和软黏土累积塑性应变模型.通过将该模型引入到修正的Iwan模型,并对饱和软黏土的应力-应变关系进行描述,并得到了与实测值较吻合的结果,从而也证明所提出累积塑性应变模型的合理性.     

循环荷载作用下饱和软黏土应变软化模型研究

循环荷载作用下,饱和软黏土将发生应变软化现象。而以往的研究中往往忽略土体的各向异性固结对软黏土循环软化特性的影响,并且以往对循环软化的研究大多采用低频循环荷载方式。通过对杭州饱和软黏土进行应力控制的循环三轴试验,研究循环次数、循环应力比、固结比、频率、超固结比对土体应变软化的影响。试验结果表明,循环次数的增加,循环应力比的提高,都将加快土体软化;循环荷载作用下,软黏土存在临界循环应力比,当循环应力比较小或较大时,软化指数与lgN近似为线形关系,而当循环应力比在临界循环应力比左右时,两者表现为明显的曲线关系。随着频率的提高、土体超固结性的增强,土体软化程度降低。当土体为各向异性固结时,在循环应力比较小的情况下,随着固结比的增加,软化指数逐渐减小;当循环应力比较大时,在循环初期,土体的各向异性固结加速了土体的软化,但随着循环次数的增加,各向异性固结土体的软化指数逐渐要大于各向同性固结土体。同时,在试验的基础上推导反映土体软化规律的经验公式,利用该公式并结合修正的Iwan模型对软黏土的动应力–应变关系进行描述。     

偏心荷载下双层饱和黏土地基承载特性

在海洋与近海工程中,海洋建筑物地基受到水平荷载、竖向荷载和弯矩荷载的共同作用,地基土体非均质成层分布。因而,复合加载模式下层状地基的极限承载力与破坏机理研究是海洋工程设计的关键问题。针对竖向荷载(V)和弯矩荷载(M)共同作用下双层饱和黏土地基的极限承载力与破坏机理进行有限元分析。土体采用理想弹塑性模型,屈服准则为Mohr-Coulomb准则;基础与地基间假定切向完全黏结、竖向可分离。通过有限元计算,得到双层地基在V-M荷载空间的破坏(极限)荷载包络线,归纳得出地基的破坏模式。计算结果表明,双层地基的破坏包络线随着上层土体的厚度与基础宽度比值、上下土层的抗剪强度指标比值的增大而不断扩大,最终达到一个稳定值;在V-M复合加载条件下,地基可能发生深层整体剪切破坏或浅层局部剪切破坏。     

单向循环荷载作用下饱和软黏土的性状研究

模拟交通荷载的作用,对珠江三角洲地区的高液限饱和软黏土和低液限饱和软黏土分别进行单向加载的循环三轴试验,研究饱和软黏土在压缩循环荷载下的轴向累积应变和累积孔压的发展情况,并充分考虑轴向循环压力大小、围压与塑性指数等因素对饱和软黏土性状的影响。试验结果表明:(1)单向循环荷载作用下,饱和黏土存在着临界循环应力,对于同一种土、不同围压下的临界循环应力,可引入临界循环应力比,用饱和黏土在各个围压下的不排水强度对临界循环应力进行归一化处理。(2)临界循环应力比的大小与饱和黏土的塑性指数有关,塑性指数越大,临界循环应力比越小。(3)循环应力大于临界循环应力时,累积轴向应变与累积孔压随循环次数变化的曲线是破坏型的。(4)循环应力小于临界循环应力时,累积轴向应变与累积孔压随循环次数变化的曲线是衰减型的,在相同的加载条件下,塑性指数大的试样累积变形和累积孔压均比塑性指数小的累积变形和累积孔压发展得快。(5)在单向循环荷载作用下,饱和黏土破坏时,孔压均没有达到围压值,只有围压的60%～70%。该研究成果可为交通荷载作用下软土地基沉降分析提供有益的参考。     

饱和黄土碎石桩地基沉降计算

本文总结了采用碎石桩加固饱和黄土的效果。作者在指出国内外现有桩土应力比理论计算式的不足之后,应用应力剪胀理论,提出了考虑到桩土剪胀性的桩土应力比和沉降折减系数的简明实用计算公式。利用十多项工程的近80个载荷试验结果和冶院饱和土碎石桩地基的桩土三轴试验资料,对该计算公式进行了论证,并与国外有关理论解进行了广泛的对比。本文还给出了这种复合地基的沉降计算方法,并通过实例说明本文方法是可靠的。该法也可用于其它软弱土碎石桩地基的沉降计算。     

含砾黏土CFG桩复合地基沉降特性研究

结合科研课题,对采用CFG桩加固后的含砾黏土地基的沉降特性进行研究。采用理论计算、现场监测、曲线拟合等方式,对沉降计算方法、工后沉降预测方式进行了研究论证,提出了短桩复合地基或者堆载预压处理方案。     

后压浆桩增强效应作用机制及荷载沉降关系研究

基于台州湾大桥及接线工程开展的6个标段场地10根大直径超长钻孔灌注桩现场静载荷试验结果,分析后压浆桩的荷载传递特性,并在后压浆桩增强效应作用机制的基础上,采用双曲线函数的荷载传递模型,给出了后压浆桩荷载沉降关系的计算方法,并确定了不同土层桩侧和桩端增强系数,最后通过工程实例验证了该方法的合理性。结果表明,桩端压浆对桩端土体产生预压作用,使桩端阻力在竖向荷载作用下提前发挥,改善了桩端阻力与桩侧阻力发挥的异步性和不协调性;后压浆桩是在浆液对桩端土的加固、桩端压浆的预压作用、压浆形成桩底扩大头及浆液上返对桩侧加固四方面因素共同作用下显著增强桩端阻力和桩侧阻力,而忽略浆泡半径的影响或不考虑浆液上返段的作用都不能很好的预测压浆桩的极限承载力。     

灌注桩单桩荷载-沉降关系的新陈代谢灰色预测模型

建立了带残差修正的一维新陈代谢灰色模型 ,根据工程实际试桩资料对未压坏桩荷载 沉降性状进行了预测分析 ,探讨了灰色模型用于单桩荷载沉降关系曲线预测的具体技术和可行性。对未压坏桩后半段荷载 沉降曲线进行预测时发现 ,桩的破坏模式对预测的效果影响较大。对于渐进型破坏桩的预测 ,可取得很好的预测精度 ,且有良好的适用性 ;而对于陡降型破坏桩 ,预测效果较差。通过采取加密预测取点法和引入修正系数的措施 ,使得对于陡降型桩的预测精度有较大提高。     

地铁振动荷载作用下隧道周围饱和软黏土分形研究

以上海地铁2号线静安寺站-江苏路站区间隧道周围饱和软黏土为研究对象,在现场监测和室内GDS(多功能循环三轴试验系统)试验的基础上,利用压汞仪微观试验研究方法,对隧道周围饱和软黏土微结构进行定量研究。研究结果表明,孔隙分形维数在隧道不同深度处的变化规律可以用不同的循环应力比CSR来体现。随着深度的增加,循环应力比CSR也随之增大,分形维数随着循环应力比CSR的增加先是下降然后又逐渐上升。研究成果为软土地区饱和软黏土中地铁隧道轴线变形和隧道经过区域地面沉降作了有价值的探索,也为探讨地铁行车荷载作用下饱和软黏土的破坏机制、造成地铁隧道轴线变形与地面沉降研究提供一定的理论支持。     

双向循环荷载下饱和软黏土变形特性的试验研究

利用GDS双向振动仪进行不排水三轴试验。循环荷载分别被简化成单向(轴向)正弦波和双向(轴向和径向)正弦波形式。对比研究径向振动对萧山软黏土变形特性和循环强度的影响;给出不同轴向循环应力幅值和不同径向循环应力比(径向应力幅值与轴向应力幅值之比)情况下的轴向应力-振次曲线。研究表明:在变形发展初期,不同径向循环应力比的应变曲线比较接近;随着应变的增大,应变曲线之间的差别越来越大;且径向循环应力比越大,轴向应变发展越快;轴向循环应力越大,不同径向循环应力比的应变曲线之间的差异越大;将5%定义为破坏应变,给出不同径向循环应力比的动强度曲线;双向循环荷载作用下的循环强度曲线要比单向循环荷载作用下的曲线低,但是,当径向循环应力比超过0.5时,不同循环强度曲线之间的差别非常小;径向循环应力对最小极限循环强度的影响非常小,因此双向循环荷载作用下的最小极限循环强度值可以用单向循环荷载作用下的结果代替。