考虑扰动的饱和软黏土球形孔扩张弹塑性解

根据原位十字板试验扰动导致饱和软黏土不排水强度降低的事实,应用球形孔扩张理论,假设饱和软黏土在塑性阶段满足Tresca屈服条件,提出一种基于饱和软黏土灵敏度的扰动度函数。在考虑塑性区内不排水强度是扰动度的对数函数的基础上,得到了考虑扰动的球形孔扩张的弹塑性解答。通过与不考虑扰动的球形孔扩张理论进行对比,可发现考虑扰动后球形孔扩张的应力、超孔隙水压力明显地降低。     

扰动对饱和软粘土园柱形孔扩张问题的影响

根据原位十字板试验过程中,对饱和软粘土扰动导致其不排水强度降低的事实,应用圆柱孔扩张理论,假设饱和软粘土在塑性阶段满足Tresca屈服条件,提出了一种基于饱和软粘土灵敏度的扰动度函数D。考虑在塑性区内不排水强度su是扰动度D的线性函数,得到了考虑扰动的圆柱孔扩张的弹塑性解答。     

软土中静压桩贯入引起的超静孔压力理论分析

根据静压桩在软粘土中贯入的特点,用柱孔扩张理论模拟其贯入过程,引入软化系数和对数应变描述沉桩过程中桩周土体塑性区的大变形和应变软化等特征,推导出柱孔扩张时弹性区和塑性区产生的超静孔隙水压力解析式,与Vesic解进行了比较表明,本文推导的理论解适用范围更广。基于该理论解,结合昆山市某场地地质资料,分析讨论了软化系数、孔径大小和剪切应力对超静孔隙水压力大小和分布范围的影响,同时与现场监测数据对比分析,理论计算和实测结果吻合较好,表明该解析解对预测软土中由静压桩的贯入引起的超静孔隙水压力的大小和分布具有一定实用价值。     

K0固结结构性软黏土的本构模型

本文在修正剑桥模型的基础上综合考虑了软黏土的各向异性、结构性及其演变和屈服面硬化规则中塑性剪切应变的影响,将传统模型发展为适用于K0固结结构性软黏土的本构模型。本文模型借鉴Collins等人提出的符合热力学耗散原理的本构模型,同时在描述土体结构性演变的过程中参考了Asaoka等人的次加载/超加载屈服面本构模型,并采用了具有明确物理意义的内变量。与传统的修正剑桥模型相比,增加了3个分别表征软黏土各向异性和结构性的参数(θn,R和R*)以及两个演化参数(m和a),而参数R和R*的初始值则可由结构性土的屈服应力比YSR和灵敏度St获得。本文选取了典型的浙江温州软黏土和Bothkennar软黏土,对比了三轴压缩的计算和试验结果,体现了本模型在结构性软黏土计算上相对于传统本构模型优越性。     

湛江黏土动剪切模量的结构损伤效应与定量表征

湛江黏土是一种具有高结构强度的灵敏性黏土,其强度包络线在固结围压达到结构屈服应力时存在明显转折,为了考察小应变条件下该黏土的动剪切模量随围压水平演化规律,开展了原状样与重塑样在不同围压水平下的共振柱试验与三轴CU试验,探讨考虑土体结构性损伤影响的动剪切模量表征方法。结果表明,重塑土最大动剪切模量G_(max)随有效围压的变化可用Hardin公式很好表征,而原状土G_(max)随有效围压的变化呈现先增大后减小特征,其转折点对应围压大于结构屈服应力,但最大动剪切模量与不排水剪切强度比值或经孔隙比函数归一化后的最大剪切模量随有效围压变化的转折特征点与结构屈服应力相当。出现上述现象的缘由在于该黏土G_(max)同时受土体压硬性的正效应与结构损伤的负效应双重影响,当固结压力小于结构屈服压力时,正效应占主导,反之则相反。针对Hardin公式未考虑结构性损伤的影响与难以延伸极端应力水平的不足,提出具有更广适宜性的描述模式。基于不同固结压力下该黏土的静刚度与微观结构演变性状,阐明了结构性损伤对其动剪切模量影响的物理机制,并间接印证了提出表征公式的合理性。     

长期循环荷载作用下温州结构性软黏土的应变特性研究

针对软黏土存在的结构性特征,在不同围压下对天然温州软黏土进行了不排水静剪和大数目（50000次）循环加载试验,研究了结构性对土体强度的影响,并进一步分析了结构性软黏土在长期循环荷载作用下的应变特性。研究表明：围压较低时,土体的结构性在固结过程中没有或很少被破坏,软黏土表现为较高的归一化强度;随着围压的增大,归一化强度逐渐降低;当围压高于土体屈服压力时,土体结构性在固结过程中被完全破坏,此时土体的归一化强度达到稳定值,与重塑土强度相同。这种特性使得软黏土在循环加载试验中,即使在相同动应力比（mtml_13-0310_bak/img_0.png26.013.95= 0.45）下,不同围压下的应变行为也表现出明显的不同。这种区别表现在应力-应变滞回曲线、回弹特性和累积塑性应变等方面。     

深厚结构性软土地基的一维固结

1　前　　言 软土广泛分布于我国沿海、内河两岸和湖泊地区 ,厚度可达几十米甚至上百米 ,许多建筑物 (如高速公路、国际机场、大型油罐等 )建在软土地基上 ,因此对天然软土工程性质的研究具有重要意义。大多数天然土都有一定的结构性 ,结构性对土的工程性质有强烈影响[1] 。张诚厚对湛江黏土和上海黏土[2 ] ,Ｙｏｎｇ对Ｌｅｄａｃｌａｙ的研究表明[3] :结构性原状黏土具有明显的结构屈服应力 ,当应力增加到结构屈服应力附近时 ,则固结系数急剧降低 ,然后趋于重塑土固结系数 ,渗透系数也有相似的规律。大量试验和工程实测结果表明 :当压应力达到其结构屈服应力时即伴随土体结构的大量破坏 ,此时土体的压缩     

温州煤场软土结构性试验研究

以温州发电厂 2 # 、 3# 煤场工程为背景 ,通过现场静探、十字板试验和室内试验 ,分析煤场软土的工程特性、软基十字板强度及其排水板施工扰动影响 ;从各项试验的结果出发 ,探寻温州软土的结构性在试验中力学性状上的体现 ,指出三轴试验中结构性土样破坏的新规律 ,最后提出确定结构屈服应力、原位压缩曲线的新方法     

结构性土的次塑性扰动状态模型

通过定义与应力偏转角α相关的归一化应力比η,引入扰动状态概念并基于次塑性理论,按照由特殊(单调加载)到一般(复杂荷载)的思路建立了次塑性扰动状态弹塑性损伤模型,用来描述单调及复杂荷载作用下结构性土的强度和变形特性。利用该模型对单调及循环荷载作用下结构性土的强度和变形特性进行了模拟,并推导出相应的弹塑性损伤矩阵,以便有限元分析使用。     

黏土结构性参数测定研究

对人工制备结构性黏土进行了5种贯入速率下的室内孔压静力触探试验(CPTU)。把结构性黏土的流变分为滑移流变和损伤流变,在沈珠江堆砌体模型的基础上,采用过应力理论,建立结构性黏土流变模型。引入一个接触面模型,编制大变形固结程序并采用所建立的流变模型模拟结构性黏土室内孔压静力触探试验,验证了程序和模型的正确性。利用该程序模拟不同门槛损伤力q0的孔压静力触探,反演出该参数的原位测试公式。     

Ko固结饱和土沉桩引起的超静孔隙水压力

根据饱和粘土中沉桩特点,用柱孔扩张理论模拟其贯入过程,将扩张后周围土体分为塑性区和弹性区,由柱孔扩张基本平衡方程和边界条件,采用能够考虑天然状态土体实际固结性状的K_o固结土体本构模型的屈服面方程为屈服准则,以对数应变考虑桩周土体发生的大变形,结合Henkel孔压公式,推导出沉桩后桩周超静孔隙水压力的理论表达式。通过算例分析了土体剪切模量、临界状态应力比、超固结比和静止侧压力系数对超静孔隙水压力的影响。同时,与基于修正剑桥模型解答和工程实例进行对比分析,理论计算值和现场实测值吻合较好,表明理论结果的合理性与实用性。     

考虑土体三维强度特性的静压桩周超孔压解析及演变

 将饱和黏性土中静压沉桩过程近视看作柱孔不排水扩张问题,在充分考虑土体三维强度特性的条件下采用SMP准则改进的修正剑桥模型,推导得出柱孔扩张引起超孔压的基本解答。在此基础上,考虑桩周土竖向和径向固结,建立空间轴对称固结方程的定解条件,采用分离变量法求得桩周超静孔隙水压力消散的级数解答。分析桩周土体超静孔隙水压力随时间和空间的演变规律,揭示应力历史、径向和竖向固结系数以及剪切模量等因素对初始超孔压的产生和随后的固结速率的影响规律,并通过实例验证本文解答的合理性和适用性。通过与现场实测对比,本文解答较好地反映了静压桩周土体超静孔隙水压力的演变规律。此外,桩周土体的超静孔隙水压力随距桩侧径向距离增大呈对数衰减。剪切模量和竖向固结系数对桩周土体固结速率影响较小,而土体超固结比和径向固结系数对固结速率影响较为显著,表明超孔压消散主要发生在径向。研究成果对静压桩承载力的确定具有一定的指导意义。     

基于扰动状态概念硬化参量的结构性黏土边界面模型

在临界状态理论和边界面模型的框架内,引入结构性扰动对弹性变形、结构性屈服面大小、胶结吸力和屈服面各向异性的影响,建立一个基于扰动状态概念硬化参量的结构性黏土边界面模型。首先,通过定义3个结构扰动度R_c,R_b和R_a来定量反映塑性变形对结构性黏土的结构性屈服面、胶结吸力和屈服面各向异性的扰动程度,并对弹性特性进行各向异性和结构性影响的修正。然后,通过对天然沉积上海黏土和Vallericca硬黏土的三轴不排水剪切试验和一维固结压缩试验的模拟验证模型的预测能力。最后,通过模型与有限差分法相结合,以简单的平面应变试验模拟为例,展示模型能够描述结构扰动度的变化及其在土体中分布的模拟能力。     

圆柱形空腔固结解析解及应用

基于圆柱形空腔扩张理论的初始超静孔隙水压力分布,采用分离变量法,在考虑空腔壁处任意排水条件下,求解得到圆柱形空腔扩张引起的超静孔隙水压力消散的一般弹性解析解。讨论分析了剪应力和不同排水条件对超静孔隙水压力初始分布及其消散的影响;同时,与现场固结试验实测的孔压消散曲线进行了对比分析,理论计算与实测结果相符合,表明了该解析解对现场测定土体固结系数和分析打桩引起的孔压消散具有一定的实用价值。     

饱和土体柱形扩孔时大变形不排水统一解析解

 将柱孔周围的土体分为弹性区和塑性区,在弹性区中采用小变形理论,在塑性区中采用大变形理论和统一强度准则。根据应力平衡方程、应力和应变连续的边界条件,推导出考虑土体大变形和不排水时柱形扩孔问题的塑性区半径、极限扩孔压力和超孔隙水压力的理论解答。理论计算结果与现场实测结果较为接近,说明该理论具有一定的参考价值。通过计算分析还可知：扩孔压力随着参数b的增大而非线性增大,而超孔隙水压力则正好相反。     

深埋盾构隧道同步注浆施工扰动力学问题研究

为研究深埋盾构隧道施工过程中同步注浆对周边土体及既有连拱隧道的扰动影响,将同步注浆浆液对土体的作用简化为无限空间土体中的柱孔扩张问题,基于柱形扩孔理论和统一强度理论,考虑同步注浆时浆液渗流对土体的作用,建立了同步注浆施工扰动力学模型,推导了同步注浆扰动下周围土体弹塑性区内应力场、应变场及位移场的理论计算公式。并以西安地铁四号线航—航区间盾构隧道为例进行了算例分析,研究表明:(1)注浆渗透压力对塑性区范围的影响显著大于注浆压力对塑性区范围的影响,可通过控制注浆渗透压力来减少注浆扰动范围;(2)新建盾构隧道在近距离侧穿既有连拱隧道时,同步注浆产生的施工扰动影响显著,可实时调整同步注浆的注浆压力、注浆量及采取隔离加固措施,确保安全通过。     

冲击荷载作用下花岗岩残积土的动力损伤与破坏机理

为调查冲击荷载作用下花岗岩残积土的力学行为,开展了不同冲击频率(3～15 Hz)和振幅(100～400 kPa)影响的循环冲击试验,分析冲击荷载引起的超静孔隙水压力和变形的发展规律。结果表明:振幅和频率的影响均存在临界值,振幅与频率超过临界值时,土体损伤强烈会引起强度迅速衰减。低频与超高频冲击下更易产生较高孔压,从而导致有效应力降低进而引起强度下降。根据冲击应力与应变的滞回曲线的形态特征提出了花岗岩残积土冲击动力损伤的3个定量评价参数,并据此提出了3种冲击破坏类型与辨识方法,指出冲击能量耗散引起的结构损伤及塑形变形累积是花岗岩残积土产生冲击破坏的根本原因,其影响程度取决于土的原始结构强度与微观裂隙发育程度,也与冲击模式和应力水平导致的裂隙扩展规律和塑性累积变形大小有关。工程实践中应查明土体在冲击荷载下的临界振幅与临界频率,尽可能避免采用高振幅与低频率及超高频率荷载冲击土体。研究有助于了解冲击荷载的作用规律和土体力学响应,为中国花岗岩风化地层的施工与设计提供科学理论指导。     

饱和黏土中柱孔三维弹塑性扩张机制研究

 目前饱和黏土中柱孔弹塑性扩张问题解答均假定土体为理想弹塑性材料,因而柱孔扩张过程中土体剪切变形和剪切破坏的一致性无法体现,且既有研究成果无法综合考虑超固结比及土体的三维强度特性,使得理论计算值与实际存在较大偏差。为得出饱和黏土中柱孔不排水扩张问题的精确解答,采用基于SMP准则改进的修正剑桥模型(SMP-MCC),充分考虑土体三维强度特性和超固结比,在转换应力空间使用相关联流动法则,进而将柱孔扩张问题归结为一阶偏微分方程组的求解问题。在此基础上,根据弹塑性边界处的应力和位移条件,采用应力转换方法在转换应力空间建立偏微分方程组的定解条件,并通过数值方法得到柱孔扩张问题的精确解答,通过与修正剑桥模型解答相对比,研究柱孔扩张过程中孔壁周围土体应力的变化规律。结果表明,由于提出的三维弹塑性精确解答充分考虑了土体的三维强度特性,因而可以更加真实地反应柱孔扩张过程中土体应力场的变化规律。