软黏土层一维有限应变固结的超静孔压消散研究

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冲击荷载下饱和软粘土孔压增长与消散规律的一维模型试验

为在大的冲击能作用下，和软粘土地基中产生大的超孔隙水压力，击作用使土的结构发生饱冲破坏，乱了正常的排水通道，粘土的渗透性变差，孔隙水压力难以消散，粘土的强度降扰软超软
果，如改善地基土体的排水条件，量由小到大施加，击多遍，比能少以确保强夯时不使土体破坏等等施工工艺．彰明等［在深圳市宝安区一道路路基的地基处理中，用强夯法对厚４６李４采～ｍ的淤泥质粘性土地基进行了处理，设置水平与竖向排水体，填土１５１８进行两遍低先后．～．ｍ
验，试验和初步机理分析的角度来获得一些看法．验中考虑了不同击数Ｎ和不从试
同冲击能ＷＨ的影响，出了一些有益的结果．得
关键词：冲击荷载；饱和软粘土；孔隙水压力；模型试验
与基础工程学会会议中Ｍｉｈｌ＾在地基处理发展水平报告中认为饱和粘性土中的强夯效果ｔｅｌｃ＿
摘要：一般认为，和软粘土地基不宜或应慎重采用强夯法加固．击荷载作用饱冲下，压的增长与消散规律是研究强夯法加固饱和软粘土地基的基础与理论支持，孔本文就此问题进行了冲击荷载作用下饱和软粘土孔压增长与消散规律的一维模型试

桩周及下卧土层中超静孔压消散的数值模拟

理论编制了差分计算程序，并将计算的桩间土固结
度增长与实测桩承载力的增长进行了对比，两者的后期增长率吻合较好，表明可由桩间土固结度的增
ａｃ（）ｕ击ｒ＋ａ＝ｃ２
长来预估桩承载力的增长，但该研究未明确考虑下
卧土层的影响．唐世栋等通过对桩基施工过程中实测资料的分析，探讨了沉桩时单桩周围土中产生的超孑隙水压力的大小、Ｌ分布及影响范围，并与其他研究结果进行了对比．宰金珉等引入时间、深度参数，分析饱和软土中静压桩单桩沉桩引起的
作者简介：姚建雄（９５，，１７一）男福建省莆田市人，工程学院土木系讲师，福建硕士研究生，主要研究方向：岩土工程
第５期
姚建雄，高子坤：桩周及下卧土层中超静孑压消散的数值模拟Ｌ
・９・４
式中：，Ｃｉｉ，）ｕＣ＝１２分别表示超静孔压、（水平向固结系数和竖直向固结系数，中：＝１其ｉ表示桩
收稿日期：００—０２１４—２３
为便于计算机编程并考虑土性参数的分层设
置要求，将基本微分方程重新表述为式（）１．
Ｏｕｌ
ｒ
＝ｒ，Ｇ（ｕｃＩｖｒ１。ｏ＋。）（壹Ｏｕ
＝
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ｒ
ｃｒ２ｃ（ｕ（＋未ｒ２））ｏｕａ
第２第５期６卷
２１０１年１０月
平顶山学院学报
ＪｕｎｌｏｉｇｉｇｈｎＵｉｅｓｔｏｒａｆＰｎｄｎｓａｎｖｒｉｙ
Ｖ０．６Ｎｏ５１２．Ｏｃ．Ｏｌｔ２ｌ

超固结土的一维固结理论及其试验研究111

第26卷第2期应用力学学报Vol.26No.2 2009年6月CHINESE JOURNAL OF APPLIED MECHANICS Jun.2009文章编号:100024939(2009)022*******超固结土的一维固结理论及其试验研究*梁仕华1齐添2谢康和3王坤3(广东工业大学510006广州)1(广州穗监工程质量安全检测中心510150广州)2(浙江大学310058杭州)3摘要:基于超固结饱和土固结理论,针对变荷载、自重应力分布等条件下提出了相应的一维超固结土问题的控制方程,总结出六个超固结土的一维线性固结计算参数,并采用半解析法编制了求解该问题的For tr an计算程序。

利用GDS高级固结仪对萧山黏土进行超固结土的一维固结渗透联合试验以及一维固结压缩试验,将测定的一维超固结土计算参数引入理论程序中,分别对比了位移、平均固结度、底部孔压这三者随时间变化的理论和试验曲线。

结果表明:超固结土的一维线性固结理论比正常固结土的一维线性固结理论更接近试验结果,验证了超固结土的固结理论,表明了考虑土体应力历史对固结计算的重要性。

关键词:超固结土;一维固结;GDS高级固结仪;固结计算参数;试验曲线中图分类号:T U411文献标识码:A1引言软粘土地基固结沉降问题作为岩土工程中重要的研究课题,自T erzaghi建立饱和土体一维固结理论以来,取得了很大的发展[1]。

由于在实际问题中,软黏土地基大部分处于超固结状态而非正常固结状态,所以用现有的正常固结土的固结理论计算软土地基的固结沉降问题将与实际情况存在差距。

超固结饱和土是指历史上曾经受过大于现有覆盖土重的先期固结压力的饱和土体。

国内外学者对于考虑先期固结压力这一重要影响因素的一维固结理论展开了大量的研究[227]。

通过室内土体压缩和渗透试验测定一维超固结土的计算参数,并结合相关试验曲线来验证超固结土体的固结理论。

然而受限于试验仪器,对超固结土固结性状的试验研究目前还较欠缺。

软土地基监测技术

软土地基监测技术软基路堤的施工应注意观测填筑过程中和竣工后的固结、强度和位移的变化，这不仅是发展理论和评价效果的依据，同时也可及时防止因设计和施工不完善而引起的意外工程事故。

一、监测原则监测的一般原则如下：（1）监测点应设在观测数据容易反馈的部位。

地基条件差、地形变化大、设计问题多的部位和土质调查点附近也均应设置观测点。

（2）一般路段沿纵向每隔100～200m设置一个观测断面，桥头路段应设置2～3个观测断面，桥头纵向坡脚、填挖交界的填方端、沿河等特殊路段均应酌情增设观测点。

（3）沿河、临河等凌空面大且稳定性差的路段，必要时应进行地基土体内部水平位移的观测。

对于成层软土地基需进行土体内部竖向和水平向位移观测。

（4）测点的设置不仅要根据设计的要求，同时还应针对施工中掌握的地质、地形等情况增设。

（5）观测仪器应在软基处理之后埋设，并在观测到稳定的初始值后，方可进行路堤填筑。

（6）在施工期间应严格按设计或合同文件要求同步进行沉降和稳定的跟踪观测。

每填筑一层应观测一次；如果两次填筑间隔时间较长时，每3d至少观测一次。

路堤填筑完成后，堆载预压期间观测应视地基稳定情况而定，一般半月或每月观测一次。

对于孔隙水压力的观测，每填筑一层后，应每隔1h观测一次，连续观测2～3d。

（7）当路堤稳定出现异常情况而可能失稳时，应立即停止加载并采取果断措施，待路堤恢复稳定后，方可继续填筑。

二、监测项目与方法软土路基的观测项目包括三类：变形（位移）观测、应变观测和强度观测。

变形观测包括沉降观测和水平位移观测；应力观测包括土压力观测、孔隙水压力观测；强度观测仅指地基承载力观测。

其观测项目、目的、仪具如表6-5所示。

表6-5 路堤观测项目1.地表水平位移（1）埋设方法：位移观测边桩根据需要应埋设在路堤两侧趾部，以及边沟外缘与外缘以远10m的地方，并结合稳定分析在预测可能的滑裂面与地面的切面位置布设测点，一般在趾部以外设置3～4个位移边桩。

软黏土变形时效性的试验及经验模型研究

Abstract: A series of 1D secondary consolidation tests and undrained triaxial creep tests are conducted to investigate the creep characteristics of soft dredger fill in the estuary of eastern Shantou. In 1D secondary consolidation tests，the stress-stain relationship of the soft soil shows significant nonlinear characteristics. The deformations of primary compression and secondary compression in overconsolidation state is smaller than normal consolidation case; and preloading can increase the yield strength. Pore pressure develops over time in the undrained triaxial creep tests, i.e., effective stress decreases with time. When the deviatoric stress is smaller, the deformation of soil tends to be stable, and the strain rate decreases with time; however, once the deviatoric stess reaches the critical value, the deformation develops with time rapidly, and the soil sample is damaged due to the accelerated creep. The concept of fractional order derivative is introduced to establish the fractional derivative Merchant model; and the ranges of parameters are determined. By comparison with the fitting results of traditional Merchant model, it is found that the fractional Merchant model can simulate the creep deformation better. The fractional Merchant model has a simple form and a few parameters, which can be well applied to the practical engineering. Keywords: 1D consolidation tests; undrained triaxial creep test; time-dependent behavior; fractional derivative Merchant model

成层软黏土地基一维电渗固结理论研究

摘要：针对成层软黏土地基电渗固结问题研究甚少，在Ｅｓｒｉｇ一维固结理论的基础上，利用分层法结合差分法计算得出曲线模拟方程，并且建立了成层软黏土电渗固结理论，从而获得了孔压解析解，同时将双层软黏土的孔压值与在Ｅｓｒｉｇ的固结理论下的各单层土的形成对比，得出了在距离阴极前半段内，成层土孔压变化趋势与第一层土相比偏慢，在距离阴极后半段内，成层土孔压
Ｏｎｅ・・－ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｓｔｕｄｙｏｎｅｌｅｃｔｒｏ－ｏｓｍｏｔｉｃｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎ
ｏｆｌａｙｅｒｅｄｓｏｆｔｃｌａｙｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ
ｔｈａｔｔｈｅｐｏｒｅｐｒｅｓｓｕｒｅｏｆｌａｙｅｒｅｄｓｏｉｌｖａｒｉａｔｉｏｎｔｒｅｎｄｗａｓｓｌｏｗｅｒｔｈａｎｔｈｅｉｆｒｓｔｌａｙｅｒｏｆｓｏｉｌｉｎｔｈｅｉｆｒｓｔｈａｌｆｔｏｃａｔｈｏｄｅｄｉｓｔａｎｃｅ，ｔｈｅｐｏｒｅｐｒｅｓｓｕｒｅｏｆｌａｙｅｒｅｄｓｏｉｌｃｈａｎｇｅｔｒｅｎｄｗａｓｆａｓｔｅｒｔｈａｎｔｈｅｓｅｃｏｎｄｌａｙｅｒｓｏｉｌｉｎｔｈｅｓｅｃｏｎｄｈａｌｆｔｏｃａｔｈｏｄｅｄｉｓｔａｎｃｅ．Ｆｉｎａｌｌｙ，ｃｏｎｔｒａｓｔｉｎｇｔｈｅｐｏｒｅｐｒｅｓｓｕｒｅｕｎｄｅｒｔｈｅｈｉｅｒａｒｃｈｉｃａｌｍｅｔｈｏｄａｎｄｔｈｅａｖｅｒａｇｅｍｅｔｈｏｄａｎｄｄｒａｗｉｎｇａｃｏｎｃｌｕｓｉｏｎｔｈａｔｈｉｅｒａｒｃｈｉｃａｌｍｅｔｈｏｄｃｏｕｌｄｂｅｒｅｐｌａｃｅｄｂｙａｖｅｒａｇｅｍｅｔｈｏｄｉｎ

正常固结与超固结黏性土的孔压特性

ａｎｄ＂ｗａｉｔｄｗｅｌｆｒｔｅｏｒａｌｃｓｌｄｔｄｌｙ．ＴｈｅｃｆｉｉｎｉｒｌｔｄｓｆｔｅｌｏｈｎｍｌｙｏｎｏｉａｅｃａｓｏｅｆｃｅｔＣｓｅａｅｗｉｈｔｅｆｉｔｏｎｅｉａｌｅＴｈｅｆｒｔｈｒｃｉｎａｇｌｎｆｉｕｒ．ｏｍｕｌｔｏｆｔｒｅｓｒｏｆｉｉｎｓａｉｎｏｈｅｐｏｅｐｒｓｕｅｃｅｆｃｅｔｗａｄｅｃｄｂｈｅｕｓｆｔｉａｅａｉｎｓｐ．Ｔｈｅｒｄｃｅｏｒｐｅｓｅｃｅｆｃｅｓｄｕｅｙｔｅｏｈｅｌｎｅｒｒｌｔｏｈｉｐｅｉｔｄｐｅｒｓｕｒｏｆｉｉｎｔｖｒｎｔａｙｉｇｗｉｈ叩ａｅｌｗｉｈｔｏｓｅｃｅｙｔｅｐｏｅｐｒｓｕｅｆｒｕａｉｅｕｃｄｇｒｅｗｅｌｔｈｅｐｒｄｉｔｄｂｈｒｅｓｒｏｍｌｔｏｎｄｄｅ
中图分类号：ＴＵ４１８４．文献标识码：Ａ
Ｐｏｅｐｒｓｕｅｃｒｃｅｉｔｃｆｎｏｍａｎｄｏｅ — ｏｏｉａｅｌｙｒｅｓｒｈａａｔｒｓｉｓｏｒｌａｖｒｃｎｓｌｄｔｄｃａｓ
第２７卷第２期２１１年６０月
交
通
科
学
与
工
程
Ｖ０．７ＮＯ２１２．
ＪｏＵＲＮＡＬＯＦＴＲＡＮＳＰＯＲＴＳＩＣＥＮＣＥＡＮＤＮＧＩＥＲＩＥＮＥＮＧ

温州软黏土不排水真三轴试验的研究

温州软黏土不排水真三轴试验的研究毛浩燃;王亚军;施佳豪;王沙沙【摘要】利用英国GDS真三轴仪,针对原状温州软黏土进行恒定小主应力σ3下不同中主应力系数b的固结不排水试验。

在三维应力状态下,研究不同中主力条件下黏土的强度变形特性,利用相同应力路径下主应力旋转对比试验反映土的各向异性特性。

研究结果表明：在轴向压缩( TC)试验中,随着加载的进行,偏应力逐渐增大并趋于平稳；并随中主应力系数b呈现先增大后减小的趋势,b=0．8时出现峰值；广义剪应力峰值呈现先增大后减小的趋势,峰值在0．6~0．8之间；轴向压缩试验( TC)加载过程中；当b=0．4时,中主应变接近为0,可视为平面应变情况；在b=0．4~1．0之间时,剪缩效应受中主应力系数b影响较明显；b=1．0时,轴向压缩( TC)试验破坏强度高于轴向拉伸( TE)试验的破坏强度,其应力应变响应有显著不同；在π平面上,Lade-Duncan准则对试验点的拟合精度优于Mohr-Coulomb 准则和Matsuoka-Nakai准则。

%A series of consolidated undrained true triaxial tests on Wenzhou undisturbed soft clay samples with different b values under constant minor principal stressσ3 are carried out through the GDS true triaxial apparatus. Under the three dimensional stress state,the strength-deformation characteristics of clay in the different conditions of intermediate principal stress will be researched, as well the anisotropy features taking advantage of the principal stress rotation experiments. The test results show:in the axial compression ( TC) test, the shear of deviatoric stress increased gradually and leveled off, as the intermediate principal stress coefficient b increases, the shear stress peak value showed a trend of increases at first then decreases; The generalized shear stress peak valueshowed a trend of decrease after the first increase, the peak value between 0. 6 ~ 0. 8;When b=0. 4, the intermediate prin-cipal strain is close to0,which can be treated as plane strain condition;When b Between 0. 4 and 1. 0, the shear shrinkage effect affected by the principal stress coefficient b distinctly;when b=1. 0 , the failure strength in Axial compression ( TC) test is higher than that of axial tensile ( TE) test, which the stress and strain response is signifi-cantly different;the fitting precision of the results intheπplane is close to Lade-Duncan criterion, which is better than that of Mohr -Coulomb criterion and Matsuoka -Nakai criterion.【期刊名称】《科学技术与工程》【年(卷),期】2016(016)014【总页数】7页(P49-55)【关键词】饱和原状软黏土;真三轴;中主应力;中主应变;主应力旋转;孔压系数【作者】毛浩燃;王亚军;施佳豪;王沙沙【作者单位】浙江海洋学院，海运与港航建筑工程学院1，舟山316022;浙江海洋学院，海运与港航建筑工程学院1，舟山316022;温州大学建筑与土木工程学院2; 浙江省软弱土地基与海涂围垦工程技术重点实验室3，温州325035;浙江工业大学岩土工程研究所4，杭州310014【正文语种】中文【中图分类】TU443我国沿海地区是建筑、交通工程的密集区，而这一区域广泛分布着深厚的软黏土层。

考虑孔压消散时黏土的动变形研究

形主要来自于固结排水产生的轴向形变，且动剪切产生的动孔压与固结时的排水量随固结次数的增加而减小，并最
终趋于稳定．随着固结度的增加，不排水剪切时的动变形不断减小．
关键词：动变形；动孔压；固结；不排水剪切中图分类号：ＴＵ４４３文献标志码：Ａ．文章编号：０４９３ — ２１３７（２０１３）０３ — ０１９１ — ０６
ＺｈｅｎｇＧａｎｇ一，ＨｕｏＨａｉｆｅｎｇ一．ＬｅｉＨｕａｙａｎｇ，２ＺｈａｎｇＬｉｍｉｎｇ，
（１．ＳｔａｔｅＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＨｙｄｒａｕｌｉｃＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＳｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄＳａｆｅｔｙ，ＴｉａｎｊｉｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｔｉａｎｊｉｎ３０００７２，Ｃｈｉｎａ；２．ＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｙｒｏｆＣｏａｓｔＣｉｖｉｌＳｔｒｕｃｔｕｒｅＳａｆｅｔｙｏｆＭｉｎｉｓｔｒｙｏｆＥｄｕｃａｔｉｏｎ，ＴｉａｎｊｉｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｔｉａｎｊｉｎ３０００７２，Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｄｕｒｉｎｇｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｏｆｄｙｎａｍｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｏｆｓａｔｕｒａｔｅｄｃｌａｙ，ｕｎｄｒａｉｎｅｄｔｒｉａｘｉａｌｔｅｓｔｓａｒｅｕｓｕａｌｌｙｃｏｎｄｕｃｔｅｄ．Ｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｆａｃｔｔｈａｔｔｈｅｓａｔｕｒａｔｅｄｃｌａｙｗｉｌｌｃｅａｓｅｌｅｓｓｌｙｒａｄｉｎｏｖｅ￣ｉｍｅ，ｔｅｓｔｓｗｅｒｅｃａｒｉｅｒｄｏｕｔｔｏｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｔｈｅｕｎｄｒａｉｎｅｄｓｈｅａｒｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｓａｔｕｒａｔｅｄｃｌａｙａｆｔｅｒｔｈｅｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｏｆｅｘｃｅｓｓｐｏｒｅｐｒｅｓｓｕｒｅ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｓｔｉｆｎｅｓｓ

成层结构性软土一维非线性固结半解析分析

Abstract: To study the impact of structural properties on the consolidation behavior of multi-layered soft clay under time-dependent loading， the problem of nonlinear consolidation of structured soft clay was addressed by analyzing the nonlinear variable permeability and compressibility of structured soft clay and the variation of the yield stress with depth. First， the consolidation process in different drainage situations was analyzed in detail using the structured soft clay trilinear compression model and e-lg kv permeability model. Then，one-dimensional consolidation equations were established by semi-analytical method. A calculation procedure was developed to solve the problem， and the effectiveness of the proposed method was verified by comparison with the existing nonlinear consolidation results. Finally， in the engineering background of a four-layer soft clay ground， influences of time-dependent loading and structural properties on the consolidation behavior of multi-layered soft clay were investigated. The results show that when the ultimate load is fixed while loading rates are varying，the degree of consolidation defined in terms of effective stress (Up) is larger than that defined in terms of settlement (Us) at the early stage， but the opposite will occur at the late stage. On the other hand， when the loading rate

基于非牛顿指数渗流的饱和黏土一维流变固结分析

㊀第３７卷第３期２０２０年６月土木工程与管理学报ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇａｎｄＭａｎａｇｅｍｅｎｔＶｏｌ.３７Ｎｏ.３Ｊｕｎｅ２０２０收稿日期:２０１９￣０７￣２２㊀修回日期:２０１９￣１０￣２１作者简介:刘忠玉(１９６８￣)ꎬ男ꎬ河南延津人ꎬ博士ꎬ教授ꎬ研究方向为土力学与基础工程(Ｅｍａｉｌ:ｚｈｙｌｉｕ＠ｚｚｕ.ｅｄｕ.ｃｎ)基金项目:国家自然科学基金(５１５７８５１１)基于非牛顿指数渗流的饱和黏土一维流变固结分析刘忠玉ꎬ㊀黄家涛ꎬ㊀夏洋洋ꎬ㊀张家超ꎬ㊀崔鹏陆(郑州大学㊀土木工程学院ꎬ河南㊀郑州㊀４５０００１)摘㊀要:为了深入探讨黏性土变形的弹黏塑性和渗流的非达西特性对一维固结进程的影响ꎬ分别引入考虑时间效应的统一硬化(ＵＨ)本构模型和用非牛顿指数描述的非达西渗流模型ꎬ考虑随时间变化施工荷载的影响ꎬ修正了太沙基一维固结方程ꎬ并给出了有限体积法数值求解格式ꎮ通过与相关文献的退化算例进行对比ꎬ验证了本文算法的有效性ꎮ在此基础上ꎬ分析了次固结系数㊁非牛顿指数㊁施工荷载和施工工期等参数对饱和黏土流变固结的影响ꎮ结果表明:竣工初期地基底部不排水面处孔压异常升高的现象是由饱和黏土的黏滞性引起的ꎬ且考虑非牛顿指数渗流和减小施工荷载时ꎬ这一现象更为明显ꎻ增加施工荷载将使得竣工后地基中孔压的整体消散速度加快ꎻ相较于瞬时加载ꎬ施工工期对地基流变固结的影响主要体现在初期ꎮ关键词:土力学ꎻ㊀饱和黏土ꎻ㊀非达西渗流ꎻ㊀流变固结ꎻ㊀有限体积法ꎻ㊀弹黏塑性ꎻ㊀施工荷载中图分类号:ＴＵ４３３㊀㊀文献标识码:Ａ㊀㊀文章编号:２０９５￣０９８５(２０２０)０３￣０００１￣０７Ｏｎｅ￣ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌＲｈｅｏｌｏｇｉｃａｌＣｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＳａｔｕｒａｔｅｄＣｌａｙｗｉｔｈＮｏｎ￣ＤａｒｃｉａｎＦｌｏｗＢａｓｅｄｏｎＮｏｎ￣ＮｅｗｔｏｎｉａｎＩｎｄｅｘＬＩＵＺｈｏｎｇ￣ｙｕꎬＨＵＡＮＧＪｉａ￣ｔａｏꎬＸＩＡＹａｎｇ￣ｙａｎｇꎬＺＨＡＮＧＪｉａ￣ｃｈａｏꎬＣＵＩＰｅｎｇ￣ｌｕ(ＳｃｈｏｏｌｏｆＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬＺｈｅｎｇｚｈｏｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬＺｈｅｎｇｚｈｏｕ４５０００１ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｓｔｕｄｙｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｅｌａｓｔｉｃ￣ｖｉｓｃｏｐｌａｓｔｉｃｉｔｙｏｆｃｌａｙｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎａｎｄｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｎｏｎ￣Ｄａｒｃｉａｎｆｌｏｗｏｎｏｎｅ￣ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎｐｒｏｃｅｓｓꎬｔｈｅｕｎｉｆｉｅｄｈａｒｄｅｎｉｎｇ(ＵＨ)ｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅｍｏｄｅｌｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇｔｉｍｅｅｆｆｅｃｔａｎｄｔｈｅｎｏｎ￣Ｄａｒｃｉａｎｆｌｏｗｄｅｓｃｒｉｂｅｄｂｙｎｏｎ￣Ｎｅｗｔｏｎｉａｎｉｎｄｅｘａｒｅｉｎｔｒｏｄｕｃｅｄｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ.ＣｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｌｏａｄｖａｒｙｉｎｇｗｉｔｈｔｉｍｅꎬＴｅｒｚａｇｈｉｓｏｎｅ￣ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎｅｑｕａｔｉｏｎｉｓｍｏｄｉｆｉｅｄꎬａｎｄｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓｉｓｃｏｎｄｕｃｔｅｄｂｙｔｈｅｆｉｎｉｔｅｖｏｌｕｍｅｍｅｔｈｏｄ.Ｔｈｅｅｆｆｅｃｔｉｖｅｎｅｓｓｏｆｔｈｅａｌｇｏｒｉｔｈｍｉｓｖｅｒｉｆｉｅｄｂｙｃｏｍｐａｒｉｎｇｗｉｔｈｔｈｅｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎｅｘａｍｐｌｅｓｉｎｒｅｌａｔｅｄｌｉｔｅｒａｔｕｒｅ.Ｏｎｔｈｉｓｂａｓｉｓꎬｔｈｅｅｆｆｅｃｔｓｏｆｔｈｅｓｅｃｏｎｄａｒｙｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔꎬｎｏｎ￣Ｎｅｗｔｏｎｉａｎｉｎｄｅｘꎬｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｌｏａｄａｎｄｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｐｅｒｉｏｄｏｎｔｈｅｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎｏｆｓａｔｕｒａｔｅｄｃｌａｙａｒｅａｎａｌｙｚｅｄ.Ｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｅｄｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅａｂｎｏｒｍａｌｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｐｏｒｅｐｒｅｓｓｕｒｅａｔｔｈｅｉｍｐｅｒｍｅａｂｌｅｓｕｒｆａｃｅｏｆｔｈｅｓｏｉｌｌａｙｅｒａｔｔｈｅｉｎｉｔｉａｌｓｔａｇｅｏｆｃｏｍｐｌｅｔｉｏｎｉｓｃａｕｓｅｄｂｙｔｈｅｖｉｓｃｏｓｉｔｙｏｆｓａｔｕｒａｔｅｄｃｌａｙꎬａｎｄｔｈｉｓｐｈｅｎｏｍｅｎｏｎｉｓｍｏｒｅｏｂｖｉｏｕｓｗｈｅｎｔｈｅｎｏｎ￣Ｄａｒｃｉａｎｆｌｏｗｄｅｓｃｒｉｂｅｄｂｙｎｏｎ￣Ｎｅｗｔｏｎｉａｎｉｎｄｅｘｉｓｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄａｎｄｔｈｅｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｌｏａｄｉｓｒｅｄｕｃｅｄ.Ｉｎａｄｄｉｔｉｏｎꎬｉｎｃｒｅａｓｉｎｇｔｈｅｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｌｏａｄｗｉｌｌａｃｃｅｌｅｒａｔｅｔｈｅｏｖｅｒａｌｌｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｒａｔｅｏｆｐｏｒｅｐｒｅｓｓｕｒｅｉｎｔｈｅｓｏｉｌｌａｙｅｒａｆｔｅｒｃｏｍｐｌｅｔｉｏｎ.Ａｔｔｈｅｓａｍｅｔｉｍｅꎬｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｉｎｓｔａｎｔａｎｅｏｕｓｌｏａｄｉｎｇꎬｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｐｅｒｉｏｄｏｎｔｈｅｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎｏｆｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｉｓｍａｉｎｌｙｒｅｆｌｅｃｔｅｄｉｎｔｈｅｉｎｉｔｉａｌｓｔａｇｅ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｓｏｉｌｍｅｃｈａｎｉｃｓꎻｓａｔｕｒａｔｅｄｃｌａｙꎻｎｏｎ￣Ｄａｒｃｉａｎｆｌｏｗꎻｒｈｅｏｌｏｇｉｃａｌｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎꎻｆｉｎｉｔｅｖｏｌｕｍｅｍｅｔｈｏｄꎻｅｌａｓｔｉｃ￣ｖｉｓｃｏｐｌａｓｔｉｃｉｔｙꎻｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｌｏａｄ㊀㊀在饱和软黏土地区ꎬ地基土的固结和沉降问题向来都是学者们较为关注的问题之一[１]ꎮ而㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀土木工程与管理学报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２０年大量的试验表明ꎬ许多饱和黏土具有显著的流变性[２~６]ꎬ其中孔隙水的渗流也存在明显偏离达西定律的现象[７~１１]ꎮ但传统一维Ｔｅｒｚａｇｈｉ固结理论并没有考虑这些因素ꎬ因此学者们便从上述两个方面开始对Ｔｅｒｚａｇｈｉ固结理论不断进行修正ꎮ在流变方面ꎬＴａｙｌｏｒ等[２]首先引入Ｋｅｌｖｉｎ模型对一维固结试验中发现的蠕变现象进行了解释ꎮ随后先后有学者引入Ｍａｘｗｅｌｌ[１２]ꎬＭｅｒｃｈａｎｔ[１３]ꎬＶｏｉｇｔ[１４]等元件模型对一维固结问题进行了分析ꎮ但此类元件模型是由基本元件组合而成ꎬ有时为了更好地模拟实际情况ꎬ需要组合较多的元件ꎬ这会导致本构方程参数多而复杂ꎬ给应用带来不便ꎮ于是ꎬ一些学者[１５~１９]便引入分数导数描述流变固结问题ꎬ或引入流变经验表达式对一维非线性流变固结问题进行探讨ꎮ同时ꎬ一些学者[２０~２３]建立或扩展了弹黏塑性理论ꎬ其中Ｙａｏ等[２３]考虑了土体的蠕变效应ꎬ将基于修正剑桥模型的统一硬化(ＵｎｉｆｉｅｄＨａｒｄｅｎｉｎｇꎬＵＨ)模型推广至可以考虑土体的流变特性ꎬ即考虑时间效应的ＵＨ模型ꎮ由于该模型能够描述土体的大部分变形特性ꎬ且参数少ꎬ物理意义明确ꎬ并可通过常规试验方便获取ꎬ所以已被引入到一维固结分析中ꎬ且进一步解释了传统固结理论所不能解释的现象[２２ꎬ２４ꎬ２５]ꎮ另外ꎬＬｉｕ等[２６ꎬ２７]对萧山黏土和香港海相黏土进行了相关的理论模拟表明该模型具有较广的适用性ꎮ在非达西渗流方面ꎬ鄂健等[２８~３０]先后将Ｈａｎｓｂｏ渗流和非牛顿指数渗流引入到一维固结分析中ꎬ证明了考虑非达西渗流的必要性ꎮ随后ꎬ时刚[３１]在刘忠玉等[２９]的基础上引入了Ｍｅｒｃｈａｎｔ流变模型ꎮ李传勋等[３２]在考虑起始水力坡降渗流的同时ꎬ将四元件模型㊁Ｍｅｒｃｈａｎｔ模型㊁Ｍａｘｗｅｌｌ模型及线弹性模型进行了对比ꎬ强调了同时考虑非达西渗流和流变效应的必要性ꎮ但上述依然是元件模型研究范畴ꎮ后来ꎬ刘忠玉等[２５ꎬ３３]先后在考虑Ｈａｎｓｂｏ渗流的基础上引入了分数阶Ｍｅｒ￣ｃｈａｎｔ模型和考虑时间效应的ＵＨ模型ꎬ对一维固结问题进行了探讨ꎬ但对实际工程中施工荷载的影响未做分析ꎮ另外ꎬ在常用的非达西渗流模型中ꎬＳｗａｒｔｚｅｎｄｒｕｂｅｒ[９]提出的非牛顿指数渗流模型相比分段形式的Ｈａｎｓｂｏ渗流模型ꎬ参数更为简单ꎬ也能较好地拟合Ｈａｎｓｂｏ[７]的试验数据ꎮ因此ꎬ为进一步深入研究饱和黏土的流变固结特性ꎬ本文在考虑非牛顿指数渗流和变荷载的同时ꎬ引入考虑时间效应的ＵＨ本构模型ꎬ对一维固结方程进行重新推导ꎬ并用有限体积法进行了数值求解ꎬ然后着重分析了次固结指数㊁非牛顿指数㊁施工工期及外荷载对一维流变固结进程的影响ꎮ１㊀流变固结方程的推导及求解１.１㊀考虑时间效应的ＵＨ模型介绍考虑时间效应的ＵＨ模型一维应力应变增量型表达式为[２２ꎬ２３]:ｄεｖ＝ｄεｅｖ＋ｄεｓｐｖ＋ｄεｔｐｖꎬｄσᶄȡ０ｄεｅｖ＋ｄεｔｐｖꎬｄσᶄ<０{(１)式中:有效应力增量ｄσᶄ产生的弹性应变增量ｄεｅｖ㊁塑性应变增量ｄεｓｐｖ和延时应变增量ｄεｔｐｖ分别为:ｄεｅｖ＝Ｃｓｌｎ１０(１＋ｅ０)ｄσᶄσᶄ(２)ｄεｓｐｖ＝Ｃｃ－Ｃｓｌｎ１０(１＋ｅ０)Ｍ４Ｍ４ｆｄσᶄσᶄ(３)ｄεｔｐｖ＝Ｃαｌｎ１０(１＋ｅ０)ｄｔｔα＋ｔ０(４)式中:Ｃｓ为回弹指数ꎻＣｃ为压缩指数ꎻｅ０为初始孔隙比ꎻＣα为次固结系数ꎻｔ０为单位时间ꎻｔα为老化时间ꎻＭ和Ｍｆ分别为临界状态应力比和潜在破坏应力比ꎬ即(ｔａ＋ｔ０)/ｔ０＝Ｒ－α(５)Ｍ＝６ｓｉｎφᶄ３－ｓｉｎφᶄ(６)Ｍｆ＝６χＲ１＋χＲæèçöø÷－χＲéëêêùûúú(７)式中:χ＝Ｍ２/[１２(３－Ｍ)]ꎻα＝(Ｃｃ－Ｃｓ)/Ｃαꎻφᶄ为土的有效内摩擦角ꎻＲ为超固结参数ꎬ即Ｒ＝σᶄσᶄｃ０ｅｘｐ[－ｌｎ１０εｐｖ(１＋ｅ０)/(Ｃｃ－Ｃｓ)](８)式中:σᶄｃ０类似于先期固结压力ꎬ为回弹线与瞬时压缩线交点的竖向应力ꎻεｐｖ＝εｓｐｖ＋εｔｐｖ为塑性应变ꎮ１.２㊀问题的描述有一厚为Ｈ的均质饱和黏土地基(见图１)ꎬ顶面透水ꎬ底面不透水ꎬ且在初始有效应力σᶄ０作用下地基已完成固结ꎮ假设地基中孔隙水和土颗粒不可压缩ꎬ且只考虑地基中竖向的渗流和变形ꎮ现于地基顶面施加施工荷载ｐ(ｔ)(见图２)ꎬ荷载初值为０ꎬ终值为ｐ０ꎮｐ(ｔ)的线性表达式为:ｐ(ｔ)＝ｔｔｃｐ０ꎬ㊀ｔ<ｔｃｐ０ꎬ㊀㊀ｔȡｔｃìîíïïïï(９)式中:ｔｃ为工期ꎮ假定渗流用式(１)所示的基于非牛顿指数描２㊀第３期刘忠玉等:基于非牛顿指数渗流的饱和黏土一维流变固结分析述的非达西渗流公式来表达[９]ꎬ即:ｖ＝－ｋｉ－ｉ０(１－ｅ－ｉ/ｉ０)[](１０)式中:ｖ为渗流速度ꎻｉ为水力梯度ꎻｋ为渗透系数ꎻｉ０为ｖ￣ｉ曲线渐近线的截距ꎬ称为非牛顿指数ꎻｅ为孔隙比ꎮp t ()z Hp t ()u z t (),()z t ,0图１㊀分析模型t c p 0tp t ()0图２㊀施工荷载随时间变化关系曲线设在地基深度ｚ处ꎬ时刻ｔ的有效应力和超静孔隙水压力分别为σᶄ(ｚꎬｔ)和ｕ(ｚꎬｔ)ꎬ二者的关系可表示为:σᶄ(ｚꎬｔ)＝σᶄ０＋ｐ(ｔ)－ｕ(ｚꎬｔ)(１１)在式(１１)中对ｚ求偏导ꎬ可得:∂σᶄ∂ｚ＝－∂ｕ∂ｚ(１２)考虑渗流的连续性:∂ｖ∂ｚ＝－∂εｖ∂ｔ(１３)结合式(１)(１０)(１２)(１３)可得控制方程为:ψ∂２σᶄ∂ｚ２＝β∂σᶄ∂ｔ＋η(１４)式中:ψ＝１－ｅｘｐ－１γｗｉ０∂σᶄ∂ｚæèçöø÷ꎻβ＝γｗ[Ｃｓ＋(Ｃｃ－Ｃｓ)Ｍ４/Ｍ４ｆ]ｋ(１＋ｅ０)σᶄｌｎ１０ꎬｄσᶄȡ０γｗＣｓｋ(１＋ｅ０)σᶄｌｎ１０ꎬｄσᶄ<０ìîíïïïïïꎻη＝Ｃαγｗｋｌｎ１０(１＋ｅ０)(ｔα＋ｔ０)ꎻγｗ为水的重度ꎮ与图１对应的初始条件和边界条件分别为:σᶄ(ｚꎬ０)＝σᶄ０ꎬ０ɤｚɤＨ(１５)σᶄ(０ꎬｔ)＝ｐ(ｔ)＋σᶄ０(１６)∂σᶄ∂ｚｚ＝Ｈ＝０ꎬｔ>０(１７)１.３㊀方程的有限体积法求解由于式(１４)是非齐次偏微分方程ꎬ求其解析解很困难ꎬ所以本文借鉴刘忠玉[２９]等引入的有限体积法对其进行求解ꎮ首先把饱和黏土层从上到下均分为ｎ层ꎬ每层厚Δｚꎬ每层中点为该层的控制节点ꎻ以步长Δｔ对时间离散ꎬ那么在Δｔ时间间隔内(从时刻ｔｊ到ｔｊ＋１)ꎬ第ｍ个控制节点的方程为:ʏｔｊ＋１ｔｊʏΔｚψ∂２σᶄ∂ｚ２æèçöø÷ｄｚｄｔ＝ʏｔｊ＋１ｔｊʏΔｚβ∂σᶄ∂ｔ＋ηæèçöø÷ｄｚｄｔ(１８)式(１８)进一步展开为:ʏｔｊ＋１ｔｊψ∂σᶄ∂ｚＬ－ψ∂σᶄ∂ｚＮæèçöø÷ｄｔ＝ʏΔｚʏｔｊ＋１ｔｊβ∂σᶄ∂ｔ＋ηæèçöø÷ｄｔｄｚ(１９)式中:下标ＬꎬＮ分别代表该控制体积的下㊁上边界点ꎮ对式(１９)中有效应力关于时间ｔ和空间ｚ的偏导数进行差分ꎬ可得:ʏｔｊ＋１ｔｊψｍ＋１/２σᶄｍ＋１－σᶄｍΔｚæèçöø÷－ψｍ－１/２σᶄｍ－σᶄｍ－１Δｚæèçöø÷éëêêùûúúｄｔ＝βｊ＋１ｍ(σᶄｊ＋１ｍ－σᶄｊｍ)Δｚ＋ηｊ＋１ｍΔｚΔｔ(２０)为便于对上式等号左边积分ꎬ一般取时刻ｔｍ和ｔｍ＋１的有效应力加权平均值进行计算ꎮ如取时刻ｔｍ和ｔｍ＋１的权重分别为０和１ꎬ即为全隐格式ꎮ则式(２０)变为:σᶄｊ＋１ｍ＝σᶄｊｍ＋[ψｊ＋１ｍ＋１/２(σᶄｊ＋１ｍ＋１－σᶄｊ＋１ｍ)－ψｊ＋１ｍ－１/２ (σᶄｊ＋１ｍ－σᶄｊ＋１ｍ－１)]Δｔ/(βｊ＋１ｍΔｚ２)－ηｊ＋１ｍΔｔ/βｊ＋１ｍ(２１)１.４㊀初始条件和边界条件的处理初始条件式(１５)可离散为:σᶄ０ｍ＝σᶄ０ꎬｍ＝１ꎬ２ꎬ ꎬｎ(２２)对控制体积１ꎬ考虑透水边界式(１６)ꎬ则:∂σᶄ∂ｚＮ＝σᶄｊ＋１１－[ｐ(ｔ)＋σᶄ０]Δｚ/２(２３)式(２３)可离散为:σᶄｊ＋１１＝σᶄｊ１＋[ψｊ＋１３/２(σᶄｊ＋１２－σᶄｊ＋１１)－２ψｊ＋１１/２(σᶄｊ＋１１－ｐ(ｔ)－σᶄ０)]Δｔ/(βｊ＋１１Δｚ２)－ηｊ＋１１Δｔ/βｊ＋１１(２４)对于控制体积ｎꎬ考虑不透水边界式(１７)ꎬ即:∂σᶄ∂ｚＬ＝０(２５)将式(２５)代入式(１９)ꎬ然后再离散可得:σᶄｊ＋１ｎ＝σᶄｊｎ－ψｊ＋１ｎ－１/２(σᶄｊ＋１ｎ－σᶄｊ＋１ｎ－１)Δｔ/(βｊ＋１ｎΔｚ２)－ηｊ＋１ｎΔｔ/βｊ＋１ｎ(２６)至此ꎬ式(２１)(２２)(２４)(２６)构成的方程组３㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀土木工程与管理学报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２０年是封闭的ꎬ用迭代法求解各点的有效应力ꎮ然后ꎬ可得各点的超静孔隙水压力为:ｕｊｍ＝σᶄ０＋ｐ(ｔ)－σᶄｊｍ(２７)为表示地基的孔压消散速率ꎬ引入按孔压定义的固结度ꎬ即:Ｕｐ＝ｐ(ｔ)ｐｕ－ðｎｍ＝１ｕｊｍｎｐｕ(２８)同时按式(２９)计算地基的沉降:Ｓｔ＝Δｚðｎｍ＝１εｊｖｍ(２９)２㊀解法及流变模型的验证２.１㊀解法验证根据上述解法ꎬ编写相应的Ｆｏｒｔｒａｎ程序ꎬ并将本课题退化为与胡晶[２２]一样的课题ꎬ即达西渗流下的ＵＨ模型ꎮ参数取值如下:ｉ０＝０ꎬＲ０＝０.９５ꎬＭ＝１.１１２ꎬＣα＝０.０１０８ꎬＣｓ＝０.０１３１ꎬＣｃ＝０.０２１７ꎬＨ＝１ｍꎬσᶄ０＝１０ｋＰａꎬｐ０＝９０ｋＰａꎬｅ０＝０.５３ꎬｋ＝３.６３ˑ１０－７ｍ/ｍｉｎꎬｔｃ＝０ꎬｎ＝５０ꎬΔｚ＝０.０２ｍꎬΔｔ＝０.０００１ｍｉｎꎬ迭代误差为１０－７ꎬ计算结果见图３ꎮ从图３中可以看出本文的计算结果和胡晶的吻合很好ꎮ101010101010100806040200-20C =0.0216C =0.0108C =0.0054t / min[22]U /%图３㊀本文理论解与胡晶[２２]理论解对比２.２㊀ＵＨ模型的验证为进一步验证ＵＨ模型的适用性ꎬ取河南某地的黏土进行试验ꎮ取样深度为地表下２.５ｍꎮ为了保证土体的均匀性以及方便试验对比ꎬ参照Ｙｉｎ[４]的方法ꎬ首先将土样加水制成泥浆ꎬ并通过０.０７５ｍｍ的筛子以滤去杂质ꎬ然后加压制成重塑土样ꎬ其土工参数见表１ꎮ最后ꎬ在高压固结仪中进行了一维流变固结试验ꎬ沉降Ｓ与时间ｔ的关系见图４ꎮ按上述理论对试验结果进行模拟时ꎬ考虑到固结试验中试样厚度仅有２ｃｍꎬ非达西渗流对固结过程的影响难以体现[２９]ꎬ这里按达西渗流进行分析ꎬ即令ｉ０＝０ꎻＵＨ模型相关参数如压缩指数Ｃｃ㊁次固结指数Ｃα和回弹指数Ｃｓ均根据试验结果取值ꎬ而渗透系数ｋ和初始超固结参数Ｒ０根据试算取值ꎬ有效内摩擦角按经验取值φᶄ＝２０ʎ(Ｍ＝０.７７２)ꎬ如表２所示ꎮ理论曲线见图４ꎮ从图４可看出ꎬ试验结果与理论预测值吻合较好ꎮ表１㊀试样的基本参数参数含水量Ｗ/％密度ρ/ｇｃｍ－３比重ｄｓ液限ｗＬ/％塑限ｗＰ/％塑性指数ＩＰ孔隙比ｅ０数值３４.１４１.８６２.７１３９.４２２.３１７.１０.９５表２㊀参数的选取参数加荷级别/ｋＰａ５０~１００１００~２００２００~４００４００~８００８００~１６００Ｈ/ｃｍ１.９８８１.９５９１.８９９１.７８９１.５１２ｅ００.９４００.９１１０.８５２０.７４５０.６２２Ｃｃ０.４２Ｃｓ０.０６５Ｃα０.００３０.００９２０.０１３５０.０１９０.０１３５Ｒ００.５８０.５３０.６５０.６００.６６ｋ/１０－８ｍｍｉｎ－１１.２００.９００.４００.２００.０９0.111010010001000043210800~1600 kPa 400~800 kPa200~400 kPa100~200 kPa50~100 kPa t /minS /m m图４㊀沉降理论预测值与试验结果对比３㊀参数分析目前ꎬ基于非牛顿指数渗流的试验较少ꎬ其参数ｉ０的规律还不明朗ꎬ下面单因素分析时取ｉ０＝３.０ꎮ同时ꎬ在李西斌[３４]的基础上ꎬ选取其他分析参数如下:Ｒ０＝０.５ꎬＭ＝０.７７２ꎬＣα＝０.０３ꎬＣｓ＝０.０８ꎬＣｃ＝０.４５ꎬＨ＝５ｍꎬσᶄ０＝５０ｋＰａꎬｐ０＝１５０ｋＰａꎬｅ０＝１.５ꎬｋ＝３.０ˑ１０－７ｍ/ｍｉｎꎬｔｃ＝９０ｄꎬ并取ｎ＝１００ꎬΔｚ＝０.０５ｍꎬΔｔ＝０.０００１ｍｉｎꎬ迭代误差为１０－７ꎮ３.１㊀次固结系数Ｃα对流变固结的影响ＵＨ模型中表示土体黏滞性的指标是次固结系数Ｃαꎬ它对地基流变固结过程的影响如图５所示ꎮ图５ａ是不同Ｃα值下地基底部不排水面处的孔压随时间的变化曲线ꎮ从中可看出ꎬ在施工阶段ꎬ该处的孔压都随时间而累积ꎮ当不考虑土体黏滞性(Ｃα＝０)时ꎬ可认为是施工荷载增加的结果ꎮ但是当考虑土体黏滞性(Ｃα>０)时ꎬ该处的孔压可以大于对应时刻的施工荷载值ꎬ这就不能仅仅用施工荷载增加来解释ꎮ另外ꎬ在竣工后ꎬ当Ｃα＝０时ꎬ孔压将随时间增长而消散ꎻ但当Ｃα>０时ꎬ竣工后一定时期内ꎬ孔压还会继续累积ꎬ甚至４㊀第３期刘忠玉等:基于非牛顿指数渗流的饱和黏土一维流变固结分析超过最大荷载值ꎬ达到极值后再随时间增长而消散ꎮ此外ꎬ图５ａ还表明ꎬＣα越大ꎬ孔压达到的极值就越大ꎬ达到极值需要的时间也越长ꎮ这种现象与曼德尔效应相似ꎬ但实质上是不同的:曼德尔效应仅出现在二维或三维Ｂｉｏｔ固结中ꎬ而在太沙基固结理论范畴ꎬ以及不考虑黏滞性的一维固结分析或线性弹黏性一维固结分析中是不会出现的ꎮ正如Ｙｉｎ[２０]㊁胡晶[２２]㊁刘忠玉[２５]等学者的分析ꎬ这种现象源于饱和黏性土的黏滞性或主次固结耦合机制ꎮ刘忠玉[２５]等称之为类曼德尔效应 ꎮ次固结系数Ｃα对地基平均固结度Ｕｐ的影响规律见图５ｂꎮ从中可看出ꎬ增大Ｃα值ꎬ将使得固结度减小ꎬ地基孔压整体消散变慢ꎮ这与一般的线性弹黏性固结分析结果[１２ꎬ１４ꎬ１９ꎬ３２ꎬ３３]类似ꎮ但是ꎬ图５ｂ还表明ꎬ当考虑土体黏滞性(Ｃα>０)时ꎬ在施工阶段甚至竣工初期ꎬ固结度为负ꎬ这说明地基内较大范围内的孔压累积都超过了地面施工荷载值ꎮ图５ｃ是次固结系数Ｃα对地基沉降的影响曲线ꎮ图５ｃ表明ꎬ当Ｃα＝０时ꎬ地基沉降会随着孔压的消散而逐渐趋于稳定ꎻ当Ｃα>０时ꎬ地基沉降会在孔压完全消散后继续发展ꎬ并且Ｃα越大ꎬ地基沉降就越大ꎮ图５㊀Ｃα对流变固结的影响３.２㊀施工工期ｔｃ对流变固结的影响施工工期ｔｃ对地基流变固结的影响见图６ꎮ其中图６ａ表明ꎬ与瞬时加载相比ꎬ延长施工工期将使得固结前期的地基沉降变慢ꎮ但随着时间的增长ꎬ各条曲线基本趋于重合ꎬ即施工工期不会对后期沉降造成影响ꎮ另外ꎬ图６ｂ所示的固结度随时间的变化曲线与图６ａ规律相似ꎮ也就是说ꎬ施工工期对地基孔压的整体消散只在施工期及竣工初期有较大的影响ꎬ且工期越长ꎬ该期间孔压消散越慢ꎮ故在实际工程中可以通过合理安排施工工期来控制施工期和竣工初期的地基沉降速率和孔压消散速率ꎮ３.３㊀施工荷载ｐ０对流变固结的影响图７反映的是施工荷载ｐ０对地基流变固结的影响ꎮ图７ａ和图７ｂ表明ꎬ施工荷载ｐ０越大ꎬ地基的沉降就越大ꎬ地基中孔压的整体消散也就越快ꎮ这与黄文熙教授[１]的结论一致ꎬ也是太沙基固结理论和线性黏弹性理论所不能预测的ꎮ图７ｂ还表明ꎬ在固结初期ꎬ施工荷载ｐ０越小ꎬ固结度出现负值的时间就越长ꎬ其绝对值也越大ꎮ这说明地基中较大范围内出现了孔压累积现象ꎮ这也可与图７ｃ中的地基底部不排水面处孔压随时间的变化曲线相互印证ꎮ图７ｃ表明ꎬ施工荷载ｐ０越小ꎬ前期的地基中的类曼德尔效应就越显著ꎬ而后期的孔压消散也越慢ꎮ这与李传勋[３０]的1010101010101.00.80.60.40.20.0tttt=0 d=30 d=60 d=90 d10080604020-20S/mRtipCC=0.5=90 d=3.0=150 kPa=0.45=0.08t/minU/%RtipCC=0.5=90 d=3.0=150 kPa=0.45=0.08101010101010t/mintttt=0 d=30 d=60 d=90 d(a)t(b)t U图６㊀ｔｃ对流变固结的影响施工荷载越大ꎬ孔压消散越快的结论一致ꎮ３.４㊀非牛顿指数ｉ０对流变固结的影响图８为不同非牛顿指数ｉ０值下的流变固结曲线ꎮ从图８ａ中可以看出ꎬ非牛顿指数ｉ０值并不影响地基沉降变形的最终值ꎬ但却极大地影响着地基的沉降进程ꎮ与达西渗流(ｉ０＝０)相比ꎬ非牛顿指数越大ꎬ地基同一时刻的沉降就越小ꎬ达到同一沉降值需要的时间也越长ꎮ５㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀土木工程与管理学报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２０年1010101010101.00.80.60.40.20.0p p p 000=100 kPa =150 kPa =200 kPa100806040200-200.00.20.40.60.81.01.2S /mR t C i C C 00=0.5=90 d =0.03=3.0=0.45=0.08U /%R t C i C C 00=0.5=90 d =0.03=3.0=0.45=0.08p p p 000=100 kPa =150 kPa =200 kPat /min101010101010t /minu /p 0R t C i C C 00=0.5=90 d =0.03=3.0=0.45=0.08101010101010t /minp p p 000=100 kPa =150 kPa =200 kPa(a)p 0(b)p U 0(c)p 0图７㊀ｐ０对流变固结的影响㊀㊀图８ｂ描述了非牛顿指数ｉ０对平均固结度Ｕｐ的影响ꎮ与李传勋[３０]结果相似的是ꎬ图８ｂ表明ꎬ非牛顿指数渗流下的地基孔压的整体消散要慢于达西渗流ꎬ且非牛顿指数ｉ０越大ꎬ地基孔压的整体消散就越慢ꎮ图８ｃ描述的是不同ｉ０值下地基底部不排水面处孔压随时间的变化规律ꎮ图８ｃ表明ꎬ与达西渗流相比ꎬ非牛顿指数ｉ０使得类曼德尔效应更加显著:随着ｉ０的增大ꎬ孔压极值有所增大ꎬ且达到孔压极值需要的时间也相应延长ꎮ纵观整个流变固结过程ꎬ在施工阶段ꎬ孔压累积的速率并没有因为ｉ０的不同而有太大的差别ꎬ但在竣工后孔压的消散却随着ｉ０的增大而减慢ꎮ这表明ꎬ非牛顿指数ｉ０对地基流变固结的影响主要体现在竣工后ꎮ0.90.80.70.60.50.40.30.20.10.0Darcy =3.0=5.0=8.0=15.0=25.0i i i i i 00000100806040200-20020406080100120140160180S /mU /%u /k P a101010101010t /minR t C p C C 00=0.5=90 d =0.03=150 kPa =0.45=0.08101010101010t /minR t C p C C 00=0.5=90 d =0.03=150 kPa =0.45=0.08Darcy =3.0=5.0=8.0=15.0=25.0i i i i i 00000101010101010t /minDarcy =3.0=5.0=8.0=15.0=25.0i i i i i 00000R t C p C C 00=0.5=90 d =0.03=150 kPa =0.45=0.08(a)i 0(b)i U 0(c)i 0图８㊀非牛顿指数ｉ０对流变固结的影响㊀㊀４㊀结㊀论本文在考虑时间效应的ＵＨ模型的基础上ꎬ结合非牛顿指数渗流ꎬ重新推导了饱和黏土一维固结控制方程ꎬ并分析了在施工荷载作用下黏土地基的流变固结特性ꎬ得出如下结论:(１)土体的黏滞性是引起类曼德尔效应的主要原因ꎮ与不考虑黏滞性相比ꎬ随着次固结指数的增大ꎬ地基沉降速率变慢ꎬ且同一时刻地基的沉降量增大ꎮ即不考虑黏滞性的影响会低估地基的沉降变形量ꎬ高估地基的沉降变形率ꎮ(２)施工工期仅对施工期和竣工初期的地基沉降和孔压消散有影响ꎮ随着施工工期的延长ꎬ施工期和竣工初期的地基沉降变慢ꎮ(３)地基固结进程明显受施工荷载大小的影响ꎮ随着施工荷载的增大ꎬ 类曼德尔效应趋于不明显ꎬ且竣工后期地基内孔压的整体消散也变快ꎮ(４)非牛顿指数渗流增强了竣工初期的类曼德尔效应 ꎬ延缓了地基的沉降和竣工后期地基内孔压的整体消散ꎬ但不影响其最终沉降量ꎮ参考文献[１]㊀黄文熙.土的工程性质[Ｍ].北京:水利电力出版社ꎬ１９８３.[２]㊀ＴａｙｌｏｒＤＷꎬＭｅｒｃｈａｎｔＷ.Ａｔｈｅｏｒｙｏｆｃｌａｙｃｏｎｓｏｌｉｄａ￣ｔｉｏｎａｃｃｏｕｎｔｉｎｇｆｏｒｓｅｃｏｎｄａｒｙｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｔｈｅｍａｔｉｃｓａｎｄＰｈｙｓｉｃｓꎬ１９４０ꎬ１９(３):１６７￣１８５.[３]㊀ＢｊｅｒｒｕｍＬ.ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｇｅｏｌｏｇｙｏｆＮｏｒｗｅｇｉａｎｎｏｒｍａｌｌｙｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｅｄｍａｒｉｎｅｃｌａｙｓａｓｒｅｌａｔｅｄｔｏｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｓｏｆｂｕｉｌｄｉｎｇｓ[Ｊ].Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｑｕｅꎬ１９６７ꎬ１７(２):８３￣１１８.[４]㊀ＹｉｎＪＨ.Ｎｏｎ￣ｌｉｎｅａｒｃｒｅｅｐｏｆｓｏｉｌｓｉｎｏｅｄｏｍｅｔｅｒｔｅｓｔｓ[Ｊ].Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｑｕｅꎬ１９９９ꎬ４９(５):６９９￣７０７.[５]㊀ＣｈｅｎＸＰꎬＬｕｏＱＺꎬＺｈｏｕＱＪ.Ｔｉｍｅ￣ｄｅｐｅｎｄｅｎｔｂｅ￣ｈａｖｉｏｕｒｏｆｉｎｔｅｒａｃｔｉｖｅｍａｒｉｎｅａｎｄｔｅｒｒｅｓｔｒｉａｌｄｅｐｏｓｉｔｃｌａｙ[Ｊ].ＧｅｏｍｅｃｈａｎｉｃｓａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０１４ꎬ７(３):２７９￣２９５.[６]㊀ＦｅｎｇＷＱꎬＬａｌｉｔＢꎬＹｉｎＺＹꎬｅｔａｌ.Ｌｏｎｇ￣ｔｅｒｍＮｏｎ￣ｌｉｎｅａｒｃｒｅｅｐａｎｄｓｗｅｌｌｉｎｇｂｅｈａｖｉｏｒｏｆＨｏｎｇＫｏｎｇｍａ￣ｒｉｎｅｄｅｐｏｓｉｔｓｉｎｏｅｄｏｍｅｔｅｒｃｏｎｄｉｔｉｏｎ[Ｊ].ＣｏｍｐｕｔｅｒｓａｎｄＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃｓꎬ２０１７ꎬ８４:１￣１５.[７]㊀ＨａｎｓｂｏＳ.Ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎｏｆｃｌａｙｗｉｔｈｓｐｅｃｉａｌｒｅｆｅｒｅｎｃｅｔｏｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｖｅｒｔｉｃａｌｓａｎｄｄｒａｉｎｓ[Ｊ].ＳｗｅｄｉｓｈＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＩｎｓｔｉｔｕｔｅꎬ１９６０ꎬ１８:４５.６㊀第３期刘忠玉等:基于非牛顿指数渗流的饱和黏土一维流变固结分析[８]㊀ＤｕｂｉｎＢꎬＭｏｕｌｉｎＧ.ＩｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆａＣｒｉｔｉｃａｌＧｒａｄｉｅｎｔｏｎｔｈｅＣｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎｏｆＣｌａｙｓ[Ｍ]//ＣｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎｏｆＳｏｉｌｓ:ＴｅｓｔｉｎｇａｎｄＥｖａｌｕａｔｉｏｎ(ＳＴＰ８９２).ＷｅｓｔＣｏｎ￣ｓｈｏｈｏｃｋｅｎ:ＡＳＴＭＳｐｅｃｉａｌＴｅｃｈｎｉｃａｌＰｕｂｌｉｃａｔｉｏｎｓꎬ１９８６:３５４￣３７７.[９]㊀ＳｗａｒｔｚｅｎｄｒｕｂｅｒＤ.ＭｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎｏｆＤａｒｃｙｓＬａｗｆｏｒｔｈｅｆｌｏｗｏｆｗａｔｅｒｉｎｓｏｉｌｓ[Ｊ].ＳｏｉｌＳｃｉｅｎｃｅꎬ１９６２ꎬ９３(１):２２￣２９.[１０]ＳｌｅｐｉｃｋａＦ.ＣｏｎｔｒｉｂｕｔｉｏｎｔｏｔｈｅＳｏｌｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅＦｉｌｔｒａ￣ｔｉｏｎＬａｗ[Ｃ]//ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＵｎｉｏｎｏｆＧｅｏｄｅｓｙａｎｄＧｅｏｐｈｙｓｉｃｓꎬＣｏｍｍｉｓｓｉｏｎｏｆＳｕｂｔｅｒｒａｎｅａｎＷａｔｅｒｓ.Ｆｉｎｌａｎｄ:１９６０:２４５￣２５８.[１１]ＭｉｌｌｅｒＲＪꎬＬｏｗＰＥ.Ｔｈｒｅｓｈｏｌｄｇｒａｄｉｅｎｔｆｏｒｗａｔｅｒｆｌｏｗｉｎｃｌａｙｓｙｓｔｅｍｓ[Ｊ].ＳｏｉｌＳｃｉｅｎｃｅＳｏｃｉｅｔｙｏｆＡｍｅｒｉｃａｎＪｏｕｒｎａｌꎬ１９６３ꎬ２７(６):６０５￣６０９.[１２]陈宗基.固结及次时间效应的单向问题[Ｊ].土木工程学报ꎬ１９５８ꎬ５(１):１￣１０.[１３]ＬｏＫＹꎬＳｅｃｏｎｄａｒｙｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎｏｆｃｌａｙｓ[Ｊ].ＳｏｉｌＭｅ￣ｃｈａｎｉｃｓａｎｄＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｓＤｉｖｉｓｉｏｎꎬ１９６１ꎬ８７(４):６１￣８８.[１４]赵维炳.广义Ｖｏｉｇｔ模型模拟的饱水土体一维固结理论及其应用[Ｊ].土木工程学报ꎬ１９８９ꎬ１１(５):７８￣８５.[１５]ＢａｒｄｅｎＬ.Ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎｏｆｃｌａｙｗｉｔｈｎｏｎ￣ｌｉｎｅａｒｖｉｓｃｏｓｉ￣ｔｙ[Ｊ].Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｑｕｅꎬ１９６５ꎬ１５(４):３４５￣３６２. 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基于非达西渗流的饱和黏土一维固结试验与理论研究

2、数据处理：对采集到的数据进行整理、分析，绘制变形与压力关系曲线。
3、误差来源：在实验过程中，可能存在误差的来源包括测量设备的精度、实验操作的手动误差等。为了消除或减少误差，我们采取以下措施： a.对测量设备进行定范实验操作流程，尽量减少手动误差。 c.对实验数据进行多次采集和处理，以平均值作为最终结果，进一步降低误差。
2、通过计算机模拟等方法进一步分析非达西渗流现象的机理，以便为实际工程提供更为精确的设计和优化方案。
参考内容
本次演示旨在探讨软黏土地基电渗固结试验和理论研究的进展。首先，我们将介绍电渗固结试验和理论的发展历程，以提供背景信息。接着，我们将详细描述实验方法、实验装置的设计原理和实验过程中需要注意的问题。随后，我们将展示实验结果，并通过文字和图表等方式进行论证。
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3、数据采集方式：在实验过程中，采用高精度传感器对土壤变形进行实时监测，确保数据的准确性。
数据分析
在实验过程中，我们通过对不同压力条件下土壤变形的测量，得到了一系列数据。为了更准确地描述非达西渗流现象，我们采用以下方法对数据进行处理与分析：
1、测量方法：采用高精度传感器对土壤变形进行测量，同时通过压力室控制压力，获得准确的实验数据。
非达西渗流理论研究
在饱和黏土一维固结试验的基础上，我们对非达西渗流现象进行了理论研究。首先，我们探讨了非达西系数、有效应力、体积压缩系数等概念，并阐述了它们之间的关系。非达西系数表示流体在非达西区流动时的特性，有效应力则反映了土壤骨架对变形的抵抗力，体积压缩系数表征了土壤在压力作用下体积的变化程度。这些参数之间相互影响、相互制约，共同描述了非达西渗流现象。
六、结论与建议
通过本次研究，我们得出以下结论：

考虑蠕变和孔隙水压力消散的软土主固结时间的试验研究

Vol. 40 Ne. 4Dec. 2020第29卷第6期2020年4月自然灾害学报JOURNALOFNATURALDOSASTERS文章编号：1609 -4574(2020)06 -0091 -11DOO 4. 4577/j.ji. 2020.0605考虑蠕变和孔隙水压力消散的软土主固结时间的试验研究陈立国12，吴昊天3,陈晓斌3贺建清3（4中南大学土木建筑学院，湖南长沙44275 ； 2.湖南省水利水电勘测设计研究总院，湖南长沙410027；3.湖南科技大学岩土工程稳定控制与健康监测省重点实验室，湖南湘潭411201）摘要:利用GDS 高级固结系统，对矿物组成主要为白云母和绿泥石的原状和重塑试样进行标准固结试验和固结蠕变试验。

试验过程中，观测了逐级增加载荷下的变形和试样底部的孔隙水压力。

发现由孔隙压力消散法和拐点法确定的主固结时间随应力水平增加的变化规律与采用Taylor 法和Casagraie 法所确定的变化规律相反。

采用Taylor 法和Casagraie 法确定的主固结时间远小于采用孔隙压力消散法所确定的主固结时间。

在采用Taylor 法和Casagraie 法所确定的主固结时间，孔隙水压力通常未完全消除。

对于标准固结试验，通过拐点法、Casaaunde 法、Taylor 法得到的原状土样的主固结时间接近，但通过拐点法得到的重塑土样的主固结时间大于通过Casagraie 法和Taylor 法得到的主固结时间，且大于采用拐点法所确定的原状土的主固结时间；通过拐点法确定的主固结时间明显小于采用孔隙压力消散法所确定的主固结时间；在采用拐点法所确定的主固结时间，孔隙水压力表现为未完全消除。

对于固结蠕变试验，采用同一方法确定的原状土与重塑土的主固结时间基本一致，通过拐点法与孔隙压力消散法确定的主固结时间相当接近，应力水平不是特别高的条件下，在拐点法确定的主固结时间，孔隙水压力可视为基本消除，其固结行为大致与Terzaghi 有效应力原理吻合。

杭州黏土层一维压缩及蠕变特性试验研究

结压缩指数、回弹指数、渗透系数及次固结系数等基本力学特性的埋深分布。
关键词：黏土；基本力学特性；压缩；蠕变；固结
中图分类号：ＴＵ４１１
文献标志码：Ａ
文章编号：１００４ — ４６５５（２０１５）０１ — ００８０ — ０３
软黏土的压缩及蠕变特性一直是国内外岩土工程领域研究的内容之一，而且一维压缩试验测得的
变化大。同时古苕溪、古钱塘江多次改道，冲刷切
割，也使地层相变多而复杂。杭州地基为典型的软
土地基，软土厚度达３０～５０ｍ，地基土体具有含水
２杭州黏土一维压缩及蠕变特性２．１压缩特性
收稿日期：２０１４ — ０９ — ２９
压缩和回弹指数可由图１的ｅ — ｌｏｇｏ曲线进行确定，图ｌ中ａ）和ｂ）分别为非结构性软土（５．０ｍ）和结构性软土（１２ｉｎ）土样的压缩试验结果。
杭州黏土层一维压缩及蠕变特性试验研究
许雷挺’ ，赵益’ ，李海沙 ’ ，胡雪明
（１．杭州市城市基础设施建设发展中心，浙江杭Ｉｌ＇３１０００３；２．杭州市天恒投资建设管理有限公司，浙江杭州３１０００４）
仪，土样直径为６．１８ｅｍ，环刀高度为２ｅｍ。每次试验均在环刀内壁涂以硅脂减少土样与指数、回弹指数、渗透系数及次固结系数等基本力学特性的埋深分布。

分级加载下黏土中的超静孔压消散试验研究

分级加载下黏土中的超静孔压消散试验研究金成挺; 陈亿; 王兴亚; 宋林辉【期刊名称】《《科学技术与工程》》【年(卷),期】2019(019)026【总页数】6页(P319-324)【关键词】超静孔压; 饱和黏土; 分级加载; 固结【作者】金成挺; 陈亿; 王兴亚; 宋林辉【作者单位】南京工业大学数理科学学院南京 211800【正文语种】中文【中图分类】TU431固结是岩土工程中的重要课题，得到广泛而深入的研究。

目前太沙基一维固结理论应用的最广泛，但其中的一些假设与许多工程实际不相符。

对基本假定的修正完善一度成为热点，如Gibson等[1]修改了太沙基固结理论的小变形假设前提，提出了一维大变形固结理论。

谢康和等[2]考虑了渗透系数和压缩性特性的变化，得到了拉格朗日坐标下的大应变固结方程与解析解。

陈敬虞等[3]研究了有限应变固结理论和小应变固结理论计算分析软黏土层一维固结超静孔压值消散的差异。

Amiri 等[4]假定压缩性和渗透性随固结时间按指数函数关系变化，得到解析解。

此外还有很多拓展性工作，如文献[5—7]提出一个从透水到不透水的双面不对称连续排水边界条件，建立广义固结边界条件，并给出边界下两类一维固结理论的解答。

李传勋等[8,9]考虑土中渗流存在的起始水力坡降及非线性压缩渗透特性，建立固结模型并给出其有限差分解。

董兴泉等[10]、李刚等[11]基于大变形固结理论，考虑非Darcy渗流与渗透系数变化的耦合作用，建立平面固结问题的控制方程与有限元方程。

张云等[12]、官志等[13]研究了分级加载条件下的土体固结。

可见，当前的固结研究工作主要集中在变化不同的本构关系以及初始条件的理论求解上，对固结过程中超静孔压的测试较少。

现研制一套大尺寸固结装置，对饱和黏土进行分级加载，并采集固结过程中不同位置处的超静孔压、土样压缩量和底部土压力，以分析超静孔压的分布和消散规律。

1 试验方案1.1 试验土体试验用土取自某基坑开挖场地，勘察报告显示土体为黄色黏土，将其运至实验室，做晾干、粉碎处理后，进行颗分、比重和塑性限测试实验，表1所示为土体的实验参数，图1所示为土体的颗分曲线。

综述饱和土体一维固结理论的研究_secret

综述饱和土体一维固结理论的研究太沙基(Terzaghi)于1925年首先建立了饱和土体的一维固结理论。

自此之后，岩土工程研究者们通过对其基本假定的不断修正与完善，使一维固结理论围绕其基本假定取得了诸多发展，主要表现在如下几个方面：1 一维线性固结理论的研究现状太沙基一维固结理论中假定地基土体是均质的，但事实上，天然地基往往是成层分布或者是非均质。

对于成层地基一维固结问题，Gray (1945)最早给出了瞬时加荷下双层地基固结解析解。

Abbott (1960)利用有限差分法对多层地基的一维固结问题进行了计算分析。

随后Schiffman (1970)对多层地基一维固结问题利用解析方法进行了研究，但是其解答并不完整且不易于应用。

陈根媛(1984)对多层地基的一维固结计算方法进行了研究。

栾茂田(1992)利用分离变量法获得了双层饱和土体一维固结超孔隙水压力的解析表达。

Pyrah (1996)对具有相同固结系数不同压缩、渗透系数的双层地基进行数值计算，分析了双层地基的固结性状。

但是由于问题的复杂性，以上研究大多没有对成层地基线性固结问题给出完整的解答，而且对实际中普遍存在的变荷载考虑甚少。

鉴于此，Lee等(1992)及谢康和等(1994，1995) 先后对变荷载作用下双层、多层地基的一维线性固结问题展开研究，得到了任意变荷载作用下双层地基、成层地基一维线性固结超静孔隙水压力的完整解析解，同时着重指出对于成层地基而言，按变形定义的平均固结度和按孔压定义的平均固结度不再相等，并根据超静孔隙水压力的解析式分别给出了两种平均固结度的解析解。

Zhu & Yin(1999)考虑实际中的单级加载，并认为初始超静孔隙水压力沿深度线性分布，得到了该工况下双层地基线性固结的解析解。

Schiffman & Gibson(1964)最早对单层非均质地基的一维固结问题展开了系统的研究。

他们假定地基土体的渗透系数kv和体积压缩系数mv 分别是深度的多项式函数和指数函数，然后利用有限差分法对瞬时加载条件下软土一维固结问题进行数值求解。

软化岩土介质的应变局部化研究进展——意义·现状·应变梯度

化。因此，只有理想塑性和应变硬化材料在岩土的破坏面上，各点的剪应力同时达到抗剪强度方有可能[3]。即岩土材料的破坏存在局部破坏逐步扩展到整体破坏的过程[4]（应变局部化的发生及其发展过程）。因而考虑软化特性时，实际破坏区将比理想塑性大得多，我们必须重新评价应变软化材料的承载力。另外，由于应变软化的影响，结构变形稳定发展到一定程度时会突然失去变形稳定性，导致结构的动态破坏失效，直至造成灾难[5]。
摘要：如何准确描述岩土的应变软化已是岩土力学研究的难题，而岩土介质的软化性状与应变局部化的产生和发展直接相
关。阐述了研究岩土材料的软化性状的意义以及岩土材料的软化与应变局部化的关系。从实验研究、理论建模和数值模拟三
方面综述应变局部化在岩土力学中的研究现状；说明应变局部化发生时考虑应变梯度的必要性；就应变局部化研究在岩土力
传统理论在解释应变局部化现象时遇到了以下的疑难：难以合理预测局部化带的启动；难以预测局部化带的宽度和倾角；难以合理解释岩土强度的尺寸效应；难以预测局部化启动后的行为；计算时出现病态的网格依赖性等。因此，我们有必要对传统模型进行完善和推广。为了解决以上的疑难，研究人员提出了多种解决方案：分叉理论、复合体理论、非局部应变理论、Cosserat理论、梯度塑性理论。
第3期
赵冰等：软化岩土介质的应变局部化研究进展——意义·现状·应变梯度
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2 岩土软化性状与应变局部化的关系
软化材料变形到接近和超过峰值强度时，原来的均匀变形模式被一种局限在一个很狭窄的带状区域内的急剧不连续的位移梯度所代替，这种现象被称之为应变局部化现象[6, 7]。有时也将具有强烈剪切变形的窄带称为剪切带。
文章编号：1000－7598－(2005) 03－0494－06

软粘土地基非线性一维大变形固结的有限差分法分析

软粘土地基非线性一维大变形固结的有限差分法分析
刘祚秋;周翠英
【期刊名称】《中山大学学报（自然科学版）》
【年(卷),期】2005(044)003
【摘要】在几何非线性分析的基础上考虑软粘土的非线性本构关系,采用张量指标记号推导出物质描述的一维非线性大变形固结的控制方程,采用有限差分方法对非线性控制方程进行数值求解,编制了计算程序.数值计算结果表明:在相同的非线性本构关系前提下,软粘土地基的非线性大变形固结沉降始终小于非线性小变形固结沉降;且随着荷载水平的增大,大变形固结和小变形固结的沉降量的差别越来越大,几何非线性对软粘土地基沉降影响是不可忽略的.
【总页数】5页(P25-28,41)
【作者】刘祚秋;周翠英
【作者单位】中山大学应用力学与工程系∥中山大学地下工程与信息技术研究中心,广东,广州,510275;中山大学应用力学与工程系∥中山大学地下工程与信息技术研究中心,广东,广州,510275
【正文语种】中文
【中图分类】TU43;O241.3
【相关文献】
1.软粘土非线性一维固结有限差分法分析 [J], 李冰河;王奎华;谢康和
2.均布荷载下软土地基一维非线性固结的有限差分法 [J], 赵明华;贺成斌;马缤辉;
陈秋南;雷勇
3.软粘土地基一维固结平均固结度的概率特性 [J], 徐瑞军;吕忠新;汪明福;李小勇
4.饱和软粘土一维非线性流变——固结耦合分析 [J], 高彦斌
5.任意施工荷载作用下天然结构性软粘土的一维非线性固结分析 [J], 曹宇春;陈云敏;黄茂松
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