正常压密饱和粘土的抗剪强度理论_魏汝龙
土力学与地基基础习题及答案
一、判断题1-1 已知甲土的含水量大于乙土，则甲土的饱和度大于乙土。
（）1-2 甲土的饱和度大于乙土，甲土的含水量就一定比乙土高。
（）1-3 塑性指数 IP 越大，说明土中细颗粒含量越大，而土处于可塑状态下的含水量范围越大。
（）1-4粘粒在最优含水量时压实密度最大，同一种土的压实能量越大，最优含水量越大。
（）1-5 两种不同的粘性土，其天然含水量相同，则其软硬程度相同。
（）1-6 软粘土的震陷是由于土结构受扰动后强度降低造成的。
（）1-7矩形均匀荷载作用下基础角点下某深度处的附加应力бzA与基础中心点下同一深度处附加压力бzO的关系是：бzA<бzO /4 。
（）1-8 地基中应力扩散现象是由土中孔隙水压力消散而造成的。
（）1-9 土中超静孔隙水压为是由动荷载引起的。
（）1-10 土的压缩模量为在侧限条件下土的竖向应力增量与竖向应变增量之比。
（）1-11 土的侧压力系数没有大于 1 的情况。
（）1-12 按规范法计算地基的沉降量时，地基压缩层厚度 Zn 应满足的条件是：бz = 0.2 бcz ( )1-13 《建筑地基基础设计规范》（ GBJ7-89 ）规定对某些二级建筑物可不做地变形计算是因为这些建筑物的变形问题不必考虑。
（）1-14 局部倾斜是指单独基础内两端点沉降之差与此两点水平距离之比。
（）1-15 地基土层次固结变形速率与土层的厚度无关。
（）1-16 土中水的渗透速度即为其实际流动速度。
（）1-17甲土层是一面排水，乙土层是双面排水，其它条件都一样，两土层的时间因数也一样。
（）1-18单元土体中破坏面上剪应力等于土的抗剪强度时，该面一般为具有最大剪应力的那个面。
（）1-19 固结排水剪与固结不排水剪有效应力强度指标相差很大。
（）1-20强超固结土在受剪过程中体积有增大的趋势，在不排水受剪时，其孔隙水压力将减小。
（）1-21 以总应力法慢剪或排水剪得到的抗剪强度指标即为土的有效强度指标。
公路毕业设计文献综述
本科生毕业论文（设计）题目文献综述文献综述随着改革开放的深入，交通运输在生活中的作用越来越明显，高速公路的建设成为了国民建设中的一个重大问题。
由于高速公路具有汽车专用，分隔行驶，全部立交，控制出入以及高标准，高要求，设备功能完善等功能，与一般公路相比具有很多优点，所以具有很强的实用性。
目前，我国高等级公路建设正处在“质”与“量”并重的重要发展阶段。
从大陆第一条高速公路——沪嘉高速开始，中国大陆高速公路建设进入了一个崭新的时期。
高速公路在二十多年间展现出了巨大的优越性，在以建成的高速公路沿线及腹地迅速兴起了工业企业建设的热【1】潮，地价增值，地方税收增加，投资环境发生巨大变化。
目前我国的高速公路主要分布在东南沿海，我国的沿海地带，大部分是淤泥质海岸。
因此，沿海特别是大江大河河口附近多为河相、海相或泻湖相沉积层，在地质上属于第四纪全新纪Q4 土层，多属于【2】东南海岸土的类别多为淤泥，淤泥质亚黏饱和的正常压密黏土。
土。
这类地基的主要特点是：具有高含水量、大孔隙、低密度、低强度、高压缩性、低透水性、中等灵敏度等特点；具有一定的结构性。
由于这类地基存在这些特点，在软粘土地基上建造建筑物普遍存在稳定及变形的问题。
以高速为例，由于高速的路堤高度不大，所以稳定问题并不突出，但是变形问题很明显。
目前高速桥头跳车以及高填方段、填挖结合部等位置因地基差异沉降对路面结构造成的不良影响已引起公路建设、设计、监理、施工等部门的日益重视。
如何解决高等级公路桥头跳车问题已成为刻不容缓的大事。
造成桥头跳车的原因【3】有很多：1、土质不良引起的地基沉陷：土质不良，由此产生沉陷是桥头跳车的主要原因。
桥涵通常位于沟壑地方，地下水位较高，此类土天然含水量大于液限，天然孔隙比大，常含有机质，压缩性高，抗剪强度低，一旦受到扰动，天然结构易受破坏，强度便显著降低，桥头路基填筑高度较大，产生基底应力相对较大，在车辆荷载作用下，更容易引起地基沉陷，且变形稳定历时往往持续数年乃至更长的时间。
毛细作用下的红黏土饱和度与抗剪强度及其指标关联性研究
毛细作用下的红黏土饱和度与抗剪强度及其指标关联性研究摘要：本文通过对广西壮族自治区桂林市临桂区代表性红黏土进行直剪试验，得到抗剪强度及其指标随饱和度改变的变化规律。
经过大量的工程经验，发现实际工程案例中极少出现饱和度小于75的原状土，主要受到毛细作用。
黏聚力随着饱和度的减小先上升后小幅度下降，内摩擦角的变化幅度整体很小，分三个段式变化，而抗剪强度变化呈半抛物线形式。
1 绪论红黏土广泛分布于广西、贵州、云南等地，由于其含有大量Fe3+、Al3+离子，色泽通常呈红褐色或红色，由此而得名。
红黏土矿物成分主要由高岭石组成，因此具有明显的膨胀性和收缩性，各项力学指标受饱和度的影响较大。
土体抗剪强度作为在工程设计中判别土层稳定性的重要依据，具有很强的研究意义。
红黏土具有高孔隙比、低密度的特点，但是却具有与其不对应的较高的强度和较低的压缩性。
目前对于抗剪强度的计算，大多使用莫尔－库伦破坏理论，其原理计算原理简单，且安全系数较高，因此在设计中大量引用，但是根据大量数据表明，其计算所得抗剪强度与实际情况相差甚远，过于保守的强度估计会导致资源浪费和增加基础自重，因此，准确的抗剪强度计算公式不仅利于环境保护也能减少工程事故。
近年来，有大量学者对非饱和土抗剪强度指标进行了实验，Bishop[1]提出了经典非饱和土抗剪强度公式：图2、3分别是黏聚力和内摩擦角与饱和度之间的关系。
黏聚力随着饱和度的减小，这是由于在毛细作用阶段，失去的水份为自由水，自由水不具有粘性，且会减小由于双电子层力造成的吸附作用，因此当饱和度降低时，黏聚力随之升高，到了一定阶段后，有轻微的下降，随后稳定，这是由于红黏土具有明显的双孔隙结构[7]，普通的干燥方法只能挥发大孔隙中的水分，小孔隙或微孔隙中的水分保持不变，一部分大孔隙由气体充满，土样内部从连续介质变为不连续，水的“拉力”变小，因此对黏聚力有轻微的抑制作用。
内摩擦角的变化可以大体分为3个阶段：小幅度变化－快速变化－保持稳定，这与内摩擦角的影响因素相关。
喷射钢纤维混凝土施工中的要点
２０ 年 第 ８ ０８ 期
西 部探矿 工程
８ ７ ６ ５ ４
１ ９
３ ２ ｌ
喷射 钢 纤维 混凝 土施 工 中 的要点
苟廷海
（ 西安科岩土工程有限责任公 司， 广 广西 南宁 ５０ ０ ） ３０ ０
摘 要： 通过 对喷 射钢 纤 维混凝 土 施 工 工 艺流 程 的 介 绍 ， 解析 喷 射 钢 纤 维 混凝 土施 工 中应 注意 的 问
１ 准 备 工 作
１ Ｉ 技 术方 面 ．
喷射钢 纤维 混凝 土 之前 ， 作业厂 队技 术人员 必须 收 集 和研究 所 有相关 的 技 术资 料 ， 括 设计 图纸 、 关通 包 相 知单 及施 工操 作规范 ， 定喷 射钢纤维 混凝 土 的具体部 确 位 和设计 要求 。
有普通混凝土的优良性能 ， 而且具有 良 的抗拉 、 好 抗弯、 抗剪 、 阻裂、 耐疲劳 、 高韧性等性能 。钢纤维混凝土作为
喷射钢纤维混凝土之前 ， 应确保 已经完成了以下工 作： 测量队人员已将要喷射的部 位详细标 注（ 包括高程 与桩号）并 已对开挖断面进行绘测 ， ， 确认存在欠挖 的部
种很好的改性材料 ， 很强 的支护功能 ， 具有 在工程 中 得到广泛应用。以某工程地下洞室喷射钢纤维 混凝 土
一
支护为例 ， 介绍喷射钢纤维混凝土的施工过程。凸
［］ 魏汝龙 ． １ 开挖 卸载与 被动 土压 力计算 Ｅ］岩 土工 程学 报 ， Ｊ．
１ ９ ， ９ ６ ８ －２ ９ ７ １ （ ）：８ ９ ．
ｌ０ ０ １０ ５ ２０ ０ ２０ ５
压力 （ Ｐ ｋ）
Ｅ］ 魏汝龙． ２ 正常压密饱 和粘土 的抗 剪强度 理论 Ｅ］岩 土工程 Ｊ．
一种基于全流触探的饱和黏土试样强度及应变软化参数测量装置[实
专利名称：一种基于全流触探的饱和黏土试样强度及应变软化参数测量装置
专利类型：实用新型专利
发明人：于龙,韩云瑞,杨庆,王忠涛
申请号：CN201821437758.1
申请日：20180904
公开号：CN208888043U
公开日：
20190521
专利内容由知识产权出版社提供
摘要：一种基于全流触探的饱和黏土试样强度及应变软化参数测量装置，属于岩土、地质和环境研究技术领域。
该装置主要包括上覆压力加载系统与全流触探系统两部分。
本实用新型主要针对饱和黏土应用全流触探仪对土体强度及应变软化参数测量中存在的土体不完全回流问题，应用传统固结仪工作原理，通过对土样竖向加压保证土体的回流，提高了全流触探仪在土体强度及应变软化参数测量方面的适用性，对实验研究及海洋工程设计具有重要的实用价值。
应用该设备可对实验室土样以及海洋勘查中的原状土样进行测量，获得样本土样的不排水抗剪强度、充分扰动之后的土体强度以及土体的软化参数。
最终为海底管线、海洋基础等设施的设计和稳定性评价提供可靠的土体材料参数。
申请人：大连理工大学
地址：116024 辽宁省大连市甘井子区凌工路2号
国籍：CN
代理机构：大连理工大学专利中心
更多信息请下载全文后查看。
考虑饱和度的压实填土抗剪强度研究
１０００－７５９８ （２０１１） １０－３１４３－０５考虑饱和度的压实填土抗剪强度研究骆以道１，２１．武汉大学土木建筑工程学院，武汉４３００７２２．深圳市勘察测绘院有限公司，广东深圳５１８０２８摘要：压实填土一般为典型的非饱和土，广泛存在于各类工程中，其物理力学性质受填土含水状态的影响。
因基质吸力测量困难，非饱和土强度理论难以在压实填土工程中应用。
研究含水状态变化对压实土抗剪强度影响的大小，寻找一种简化实用的非饱和压实土抗剪强度确定方法。
从非饱和土理论出发，对含水状态影响压实土抗剪强度的机制进行了分析，重新整理并分析了５种压实土的非饱和三轴试验结果，对一些压实土工程资料中的直剪试验强度指标进行了收集和整理。
分析表明，基质吸力对压实填土抗剪强度的贡献占有相当大的比例；含水率变化对压实填土抗剪强度的影响是非常显著和不容忽视的。
工程资料中压实土饱和度对数值与黏聚力指标有良好的线性相关关系，提出了一个考虑饱和度影响的压实填土抗剪强度简易计算方法。
压实填土；抗剪强度；非饱和土；基质吸力；含水率ＴＵ４３２ＡＲｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｃｏｍｐａｃｔｅｄ ｓｏｉｌｓ ｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇ ｓａｔｕｒａｔｉｏｎ ｄｅｇｒｅｅ ＬＵＯ Ｙｉ－ｄａｏ２０１１－０４－２５国家自然科学基金项目资助（Ｎｏ．５０９７９０８０）；交通部西部交通建设科技攻关重点项目资助（Ｎｏ． ２００５３１８７４０１０）。
骆以道，男，１９７５年生，博士研究生，从事非饱和土、边坡工程、地基处理等方面的研究、设计和施工。
Ｅ－ｍａｉｌ： ｌｕｏｙｉｄａｏ＠ １２６．ｃｏｍ３１４４３１４５３１４６＠＠［１］ ＦＲＥＤＬＵＮＤ Ｄ Ｇ， ＭＯＲＧＥＮＳＴＥＲＮ Ｎ Ｒ， ＷＩＤＧＥＲ Ｒ Ｓ． Ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｓｏｉｌｓ［Ｊ］． Ｃａｎ． Ｇｅｏｔｅｃｈ． Ｊ．， １９７８， １５（３）： ３１３－３２１．＠＠［２］ ＦＲＥＤＬＵＮＤ Ｄ Ｇ， ＲＡＨＡＲＤＪＯ Ｈ． Ｓｏｉｌ ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｆｏｒ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｓｏｉｌｓ［Ｍ］． ［Ｓ． １．］： Ｊｏｈｎ Ｗｉｌｅｙ ＆ Ｓｏｎｓ， １９９３．＠＠［３］ ＲＡＨＡＲＤＪＯ Ｈ， ＨＥＮＧ Ｏ Ｂ， ＣＨＯＯＮ Ｌ Ｅ． Ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ａ ｃｏｍｐａｃｔｅｄ ｒｅｓｉｄｕａｌ ｓｏｉｌ ｆｒｏｍ ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｅｄ ｄｒａｉｎｅｄ ａｎｄ ｃｏｎｓｔａｎｔ ｗａｔｅｒ ｃｏｎｔｅｎｔ ｔｒｉａｘｉａｌ ｔｅｓｔｓ［Ｊ］． Ｃａｎ． Ｇｅｏｔｅｃｈ． Ｊ．， ２００４， ４１：４２１ －４３６．＠＠［４］ 缪林昌，殷宗泽．非饱和土的剪切强度［Ｊ］．岩土力学， １９９９， ２０（３）：１ －６． ＭＩＡＯ Ｌｉｎ－ｃｈａｎｇ， ＹＩＮ Ｚｏｎｇ－ｚｅ． Ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｓｏｉｌｓ［Ｊ］． Ｒｏｃｋ ａｎｄ Ｓｏｉｌ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ， １９９９， ２０（３）： １－６．＠＠［５］ ＸＵ Ｙ Ｆ． Ｆｒａｃｔａｌ ａｐｐｒｏａｃｈ ｔｏ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｇｅｏｔｅｃｈｎｔｃａｌ ａｎｄ Ｇｅｏｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， ２００４， １３０（３）： ２６４－２７３．＠＠［６］ ＷＡＮＧ Ｑ， ＰＵＦＡＨＬ Ｄ Ｅ， ＦＲＥＤＬＵＮＤ Ｄ Ｇ． Ａ ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｃｒｉｔｉｃａｌ ｓｔａｔｅ ｏｎ ａｎ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｓｉｌｔｙ ｓｏｉｌ［Ｊ］． Ｃａｎ． Ｇｅｏｔｅｃｈ． Ｊ．， ２００２， ３９： ２１３－２１８．＠＠［７］ 陈正汉．重塑非饱和黄土的变形、强度、屈服和水量变 化特性［Ｊ］．岩土工程学报，１９９９，２１（１）： ８２－９０．ＣＨＥＮ Ｚｈｅｎｇ－ｈａｎ． Ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ， ｓｔｒｅｎｇｔｈ， ｙｉｅｌｄ ａｎｄ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｃｈａｎｇｅ ｏｆ ａ ｒｅｍｏｌｄｅｄ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｌｏｅｓｓ［Ｊ］． Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， １９９９，２１（１）： ８２－９０．＠＠［８］ 王钊，骆以道，肖衡林，等．运城黄土吸力特性的试验 研究［Ｊ］．岩土力学，２００２，２３（１）： ５１－５４．ＷＡＮＧ Ｚｈａｏ， ＬＵＯ Ｙｉ－ｄａｏ， ＸＩＡＯ Ｈｅｎｇ－ｌｉｎ， ｅｔ ａｌ． Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｓｕｃｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｌｏｅｓｓ ｉｎ Ｙｕｎｃｈｅｎｇ ｒｅｇｉｏｎ［Ｊ］． Ｒｏｃｋ ａｎｄ Ｓｏｉｌ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ， ２００２，２３（１）： ５１ －５４．＠＠［９］ 凌华，殷宗泽．非饱和土强度随含水率的变化［Ｊ］．岩石 力学与工程学报，２００７，２６（７）： １４９９－ １５０３． ＬＩＮＧ Ｈｕａ， ＹＩＮ Ｚｏｎｇ－ｚｅ． Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｓｏｉｌ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｗｉｔｈ ｗａｔｅｒ ｃｏｎｔｅｎｔｓ［Ｊ］． Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， ２００７， ２６（７）： １４９９－ １５０３．＠＠［１０］ ＧＡＬＬＡＧＥ Ｃ Ｐ Ｋ， ＵＣＨＩＭＵＲＡ Ｔ． Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｗｅｔｔｉｎｇ ａｎｄ ｄｒｙｉｎｇ ｏｎ ｔｈｅ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ａ ｓｉｌｔｙ ｓａｎｄ［Ｃ］／／Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ ｏｆ ｔｈｅ １４ｔｈ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｃｏｎ ｆｅｒｅｎｃｅ ｏｎ Ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ Ｓｏｉｌｓ． Ａｒｉｚｏｎａ， ＵＳＡ： ［ｓ． ｎ．］， ２００６： １２４７－ １２５８．＠＠［１１］ ＴＨＵ Ｔ Ｍ， ＲＡＨＡＲＤＪＯ Ｈ， ＬＥＯＮＧ Ｅ Ｃ． Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓ ｏｎ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｅｎｖｅｌｏｐｅｓ ｆｒｏｍ ｃｏｎｓｔａｎｔ ｗａｔｅｒ ｃｏｎｔｅｎｔ ａｎｄ ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｅｄ ｄｒａｉｎｅｄ ｔｒｉａｘｉａｌ ｔｅｓｔｓ［Ｃ］／／ Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ ｏｆ ｔｈｅ Ｆｏｕｒｔｈ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ ｏｎ Ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ Ｓｏｉｌｓ． Ａｒｉｚｏｎａ， ＵＳＡ： ［ｓ． ｎ．］， ２００６： １２１２－ １２２２．＠＠［１２］ ＺＨＡＮ Ｌ Ｔ， ＣＨＡＲＬＥＳ Ｗ Ｗ Ｎ． Ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ａｎ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｅｘｐａｎｓｉｖｅ ｃｌａｙ［Ｊ］． Ｃａｎ． Ｇｅｏｔｅｃｈ． Ｊ．， ２００６， ４３：７５１ －７６３．＠＠［１３］孟黔灵，姚海林，邱伦锋．吸力对非饱和土抗剪强度的 贡献［Ｊ］．岩土力学，２００１，２２（４）： ４２３－４２７． ＭＥＮＧ Ｑｉａｎ－ｌｉｎｇ， ＹＡＯ Ｈａｉ－ｌｉｎ， ＱＩＵ Ｌｕｎ－ｆｅｎｇ． Ｔｈｅ ｃｏｎｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｍａｔｒｉｃ ｓｕｃｔｉｏｎ ｔｏ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｓｏｉｌｓ［Ｊ］． Ｒｏｃｋ ａｎｄ Ｓｏｉｌ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ， ２００１， ２２（４）： ４２３－４２７．＠＠［１４］ ＶＡＮＡＰＡＬＬＩ Ｓ Ｋ， Ｆｒｅｄｌｕｎｄ Ｄ Ｇ， ＰＵＦＡＨＬ Ｄ Ｅ， ｅｔ ａｌ． Ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｔｈｅ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｗｉｔｈ ｒｅｓｐｅｃｔ ｔｏ ｓｏｉｌ ｓｕｃｔｉｏｎ［Ｊ］． Ｃａｎ． Ｇｅｏｔｅｃｈ． Ｊ．， １９９６， ３３： ３７９－３９２．＠＠［１５］沈珠江．广义吸力和非饱和土的统一变形理论［Ｊ］．岩 土工程学报，１９９６，１８（２）： １－９． ＳＨＥＮ Ｚｈｕ－ｊｉａｎｇ． Ｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄ ｓｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｕｎｉｆｉｅｄ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｔｈｅｏｒｙ ｆｏｒ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｓｏｉｌｓ［Ｊ］． Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， １９９６， １８（２）： １－ ９．＠＠［１６］ ＦＵＴＡＩ Ｍ Ｍ， ＡＬＭＥＩＤＡ Ｍ Ｓ Ｓ， ＬＡＣＥＲＤＡ Ｗ Ａ． Ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｔｒｏｐｉｃａｌ ｓｏｉｌ ｉｎ Ｏｕｒｏ Ｐｒｅｔｏ， Ｂｒａｚｉｌ［Ｃ］／／Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓ ｏｆ ｔｈｅ Ｆｏｕｒｔｈ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ ｏｎ Ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ Ｓｏｉｌｓ． Ａｒｉｚｏｎａ， ＵＳＡ： ［ｓ． ｎ．］， ２００６： １２００－ １２１１．＠＠［１７］党进谦，李靖．非饱和黄土的结构强度与抗剪强度［Ｊ］． 水利学报，２００１，３２（７）： ７９－８３．ＤＡＮＧ Ｊｉｎ－ｑｉａｎ， Ｌｉ Ｊｉｎｇ． Ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｌｏｅｓｓ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｈｙｄｒａｕｌｉｃ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， ２００１， ３２（７）： ７９－ ８３．＠＠［１８］卢肇钧．黏性土抗剪强度研究的现状与展望［Ｊ］．土木 工程学报，１９９９，３２ （４）：１ －９．ＬＵ Ｚｈａｏ－ｊｕｎ． Ｐｒｏｂｌｅｍｓ ｏｎ ｔｈｅ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｆ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｃｌａｙｅｙ ｓｏｉｌｓ［Ｊ］． Ｃｈｉｎａ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｊｏｕｒｎａｌ，１９９９， ３２ （４）： １ －９．＠＠［１９］中国建筑科学研究院．ＧＢ５０００７－２００２建筑地基基础 设计规范［Ｓ］．北京：中国建筑工业出版社，２００２．＠＠［２０］杨庆，张慧珍，栾茂田．非饱和膨胀土抗剪强度的试验 研究［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２００４，２３（３）：４２０－４２５．ＹＡＮＧ Ｑｉｎｇ， ＺＨＡＮＧ Ｈｕｉ－ｚｈｅｎ， ＬＵＡＮ Ｍａｏ－ｔｉａｎ．Ｔｅｓｔｉｎｇ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｕｎｓａｔｕｒａｔｅｄ ｅｘｐａｎｓｉｖｅ ｓｏｉｌｓ［Ｊ］． Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， ２００４， ２３（３）： ４２０－４２５．考虑饱和度的压实填土抗剪强度研究作者：骆以道， LUO Yi-dao作者单位：武汉大学土木建筑工程学院,武汉430072;深圳市勘察测绘院有限公司,广东深圳518028刊名：岩土力学英文刊名：Rock and Soil Mechanics年，卷(期)：2011,32(10)被引用次数：3次1.FREDLUND D G;MORGENSTERN N R;WIDGER R S The shear strength of unsaturated soils[外文期刊] 1978(03)2.FREDLUND D G;RAHARDJO H Soil mechanics for unsaturated soils 19933.RAHARDJO H;HENG O B;CHOON L E Shear strength of a compacted residual soil from consolidated drained and constant water content triaxial tests[外文期刊] 2004(3)4.缪林昌;殷宗泽非饱和土的剪切强度[期刊论文]-岩土力学 1999(03)5.XU Y F Fractal approach to unsaturated shear strength 2004(03)6.WANG Q;PUFAHL D E;FREDLUND D G A study of critical state on an unsaturated silty soil 20027.陈正汉重塑非饱和黄土的变形、强度、屈服和水量变化特性[期刊论文]-岩土工程学报 1999(01)8.王钊;骆以道;肖衡林运城黄土吸力特性的试验研究[期刊论文]-岩土力学 2002(01)9.凌华;殷宗泽非饱和土强度随含水率的变化[期刊论文]-岩石力学与工程学报 2007(07)10.GALLAGE C P K;UCHIMURA T Effects of wetting and drying on the unsaturated shear strength of a silty sand 200611.THU T M;RAHARDJO H;LEONG E C Effects of hysteresis on shear strength envelopes from constant water content and consolidated drained triaxial tests 200612.ZHAN L T;CHARLES W W N Shear strength characteristics of an unsaturated expansive clay 200613.孟黔灵;姚海林;邱伦锋吸力对非饱和土抗剪强度的贡献[期刊论文]-岩土力学 2001(04)14.VANAPALLI S K;Fredlund D G;PUFAHL D E Model for the prediction of shear strength with respect to soil suction[外文期刊] 199615.沈珠江广义吸力和非饱和土的统一变形理论[期刊论文]-岩土工程学报 1996(02)16.FUTAI M M;ALMEIDA M S S;LACERDA W A The shear strength of unsaturated tropical soil in Ouro Preto,Brazil 200617.党进谦;李靖非饱和黄土的结构强度与抗剪强度[期刊论文]-水利学报 2001(07)18.卢肇钧黏性土抗剪强度研究的现状与展望[期刊论文]-土木工程学报 1999(04)19.中国建筑科学研究院GB 50007-2002,建筑地基基础设计规范 200220.杨庆;张慧珍;栾茂田非饱和膨胀土抗剪强度的试验研究[期刊论文]-岩石力学与工程学报 2004(03)1.胡娜.谭晓慧.唐飞跃.沈梦芬.余伟膨胀土强度指标的试验研究及变异性分析[期刊论文]-合肥工业大学学报（自然科学版）2013(3)2.彭淑君.谢婉丽.马闫.王家鼎含水率对不同加筋方式黄土强度的影响[期刊论文]-水土保持通报 2013(4)3.赵吉坤.陈佳虹降雨条件下土体坡度及含水率对边坡稳定性影响的试验研究[期刊论文]-山东大学学报（工学版） 2013(2)引用本文格式：骆以道.LUO Yi-dao考虑饱和度的压实填土抗剪强度研究[期刊论文]-岩土力学 2011(10)。
岩土体稳定理论章2土抗剪强度课件
排水式排中气C，为因孔此隙流V体s 的压V缩v ，性，即n ：为土样的孔隙率。由于土样不允许
C s V (3 u 3 ) C n u V 3
2024/7/23
9
u3
1 1nC
•3
B3
Cs
式中 B——为围压增量 3 作用下的孔隙压力系数；
它是 C Cs 及 n 的函数。
效应力原理。——土的变形和强度性质是由有效应力支配的。
=-u
2024/7/23
2
2.1.2 土的有效应力一般表达式
自然界中的土多以三相土为其普遍存在情况，二相土只是其特例。为 了表明一般土中的总应力，孔隙压力与有效应触的土颗粒的微观模型进行 分析。图中F为总断面积，Fs为土颗粒接触面积，Fw、Fa分别为孔隙中水和 气同土颗粒的接触面积，设σs、uw、ua分别为外荷重P作用下产生的粒间 平均接触应力、平均孔隙水压力和平均孔隙气压力，若不考虑颗粒间分子 力等作用，则由断面上力的平衡条件有
a x (1 a )u R A
式中 A、R—分别代表土颗粒间的吸力和斥力与总断面积的比值。
2024/7/23
5
同样不考虑 a ，并令 g a ，则式(4—4)变为
guRA
得饱和细粒土有效应力为
' u(RA)
从上式看出，饱和细粒土的有效应力表达式与饱和粒状土的表达 式不同，它是粒间应力和分子力的综合作用。
2024/7/23
15
上述孔隙压力的表达式设有考虑中主应力 2 值。 Henbkel 用正常固结威尔德粘土作三轴饱和不排水压缩与伸长 试验，发现压缩试验的 Af 0.94 ，而伸长试验的 Af 1.28 ，两者相差很 大。因此，在 1960 年他提出考虑中主应力的影响，采用应力不变量 或八面体应力的变化 oct和 oct 来确定饱和土的孔隙压力方程，即
正常固结原状饱和黏性土的三剪统一结构性本构模型
正常固结原状饱和黏性土的三剪统一结构性本构模型
董肖龙;胡小荣;陈晓宇
【期刊名称】《土木建筑与环境工程》
【年(卷),期】2018(040)003
【摘要】基于扰动状态概念,采用非线性弹性本构模型来表征原状黏性土的相对完整状态,将三剪统一强度准则与修正剑桥模型相结合来表征原状黏性土的完全调整状态,提出了饱和原状黏性土结构性本构模型.通过坐标平移法确定的破坏应力比使所提出模型能够反映全应力状态变化下的强度区间效应和拉压差,也能够描述黏聚力在土体受力过程中的作用.为验证所提出模型的正确性,以江西原状饱和红黏土为试验土样,做了排水和不排水条件下的常规三轴压缩试验,将模型计算结果与试验结果进行对比,结果表明,所提模型能够较好地反映江西原状饱和红黏土的力学和变形特性.
【总页数】8页(P86-93)
【作者】董肖龙;胡小荣;陈晓宇
【作者单位】南昌大学建筑工程学院,南昌330031;南昌大学建筑工程学院,南昌330031;南昌大学建筑工程学院,南昌330031
【正文语种】中文
【中图分类】TU432
【相关文献】
1.饱和黏性土的结构性本构模型 [J], 胡小荣;樊晓梅;董肖龙
2.含统一屈服面的非饱和黏性土弹塑性本构模型 [J], 李涛;史世波
3.基于坐标平移法的正常固结非饱和土三剪弹塑性本构模型 [J], 胡小荣;蔡晓锋;瞿鹏
4.正常固结非饱和黏性土的三剪边界面模型研究 [J], 胡小荣;蔡晓锋;陈昊
5.正常固结非饱和黏性土的三剪弹塑性本构模型 [J], 胡小荣;蔡晓锋;李春博;章志荣;瞿鹏
因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
第五章第二三节 土的抗剪强度
二 土的剪切试验
•
测定土抗剪强度指标的试验称为土的剪切试验。 土的抗剪强度指标可通过室内或现场试验测得，也可 以通过直接试验与某些现场原值测试指标的相关关系 估算，或者通过与土的某些物理性质指标的相关关系 获得。
剪切试验，按常用的仪器分类，室内试验主要有 直剪试验、三轴试验、无侧限抗压强度试验；现场原 位试验主要有十字板剪切试验等。
1．总应力法
•
•
•
•
•
总应力法是用剪切面上的总应力来表示上的抗剪 强度，即 τf＝σtgυ+C (5-26) 将孔隙水压力的影响，通过试验时控制孔隙水的排出 程度的不同来体现。 排水剪：使土样在垂直压力作用下，充分排水固 结达稳定后，再缓慢施加水平剪力，使剪力作用下也 充分排水固结，直至土样被剪坏。排水剪的实质是使 土样在应力变化过程中的孔隙水压力完全消散。这种 试验常需很长时间，又称“慢剪”。其强度指标分别 用如υd、Cd 表示，抗剪强度公式为 τf ＝σtg υd + Cd (5—27)
• 必然得出三种不同大小的强度指标，一般是υd最大， υu最小，υcu居中；而C值也有差别。
• 2．有效应力法
• • •
有效应力法是用剪切而上的有效应力来表达土的 抗剪水压力，由 总应力减去孔隙水压力，用有效应力来表达土的抗剪 强度，确定强度指标，υ¯ 和C¯ 分别称为有效内摩擦角 和有效内聚力。
在解决土体强度和稳定问题时，应根据具体工程中的实际排
水情况选取相近似的试验方法测定抗剪强度指标(参见表5—5)。
3．峰值强度和残余强度
• 在对坚硬粘土和超固结粘土进行剪切试验时，在 某有效压力作用下，剪应力τ和剪切位移r的关系曲线 (如图5—25a)所示。)。
•
饱和粘性土的抗剪强度
u 0
cu
f
1 3
2
u
为不排水内摩擦角c，u
为不排水抗剪强度
实验证明：不排水剪条件下B＝1，改变围压只引起孔压变化， 不改变有效应力，试件剪切前的有效应力相等，故抗剪强度不变，
不固结不排水强度主要取决于土体的原有强度
饱和粘性土的抗剪强度
二、饱和粘性土的固结不排压杆
四、粘性土的抗剪强度影响因素 1、土自身性质：组成、种类、结构、孔隙比、 饱和度、应力历史； 2、周围环境：排水条件 3、外部荷载：加荷速率、应力路径等
饱和粘性土的抗剪强度
五、抗剪强度指标的选择
分析地基的长期稳定性
饱和软粘土的短期稳定 问题
一般工程问题
有效应力强度指标
采用不固结不排水试验或 快剪试验的强度指标
介于以上两种情况
固结不排水或固结快剪 试验结果
谢谢
Thank you
超固结
正常固结 c
cu
b
a
Ccu
有缘学习更多＋谓ｙｇｄ３０７６考证资料或关注桃报：奉献教育（店铺）
饱和粘性土的抗剪强度
2、超固结饱和粘性土固结不排水试验曲线与强度包线
从试验结果可知：以有效应力表示，由于超固结土剪破时产生负孔压，有
效应力圆在总应力圆右方；正常固结土剪破时产生正孔压，有效应力圆在
总应力圆的左方。根据有效强度包线可以确定有效强度指标’、c’。
uf 1 (')
饱和粘性土的抗剪强度
1、正常固结饱和粘性土固结不排水试验曲线与强度包线
根据试验结果可以看到： Ø 固结压力为0的正常固结粘土:
当正常固结粘土试样的固结压力为0时，亦即其历史上的最大固结压力
是0，表明这种土历史上从未受过任何应力的固结的土，必定处于很软
饱和粘土的渗透固结理论
2
二维、三维渗透固结课题
u u 1、太沙基一维渗透固结方程： C v 2 t z
2
2、1936年，Rendulic将Terzaghi一维固结理论推广到二 维、三维问题，得出Terzaghi- Rendulic扩散方程，为：
2 2u 2u 2u 2u 2u u // u Cvx 2 Cvy 2 Cvz 2 Cv ( 2 2 2 ) t x y z x y z
防止地基有害变形的措施
外因方面： 1.尽量避免复杂的平面布置，并避免同一建筑物各组成 部分的高度以及作用荷载相差过多。 2.在可能产生较大差异沉降的位置或分期施工的单元连 接处设置沉降缝。 3.设计中尽量使上部荷载中心受压，均匀分布。 4.加强基础的刚度和强度，如采用十字交叉基础、箱形 基础。
防止地基有害变形的措施
地基沉降与时间关系计算步骤
具体计算见教材P153例4-4
地基沉降与时间关系的经验估算
双曲线式
t st s at
对数双曲线式
st 1 e
at
s
地基沉降计算的其他情况
地基最终沉降的组成
变 形 机 理
1、瞬时沉降 2、主固结沉降 3、次固结沉降
•
•
固结沉降是粘性土地基沉降的最主要组成部
n
次 固 结
斜率Cs 时间（对数坐标）
塑性大的土，有机土 ≥0.03
超固结土(OCR＞2)
＜0.001
CS的大小取决于土的类型，在 缺乏资料时可以参考选用或者 按天然含水量来估计：
CS 0.018w
相邻基础对沉降的影响
• 1）相邻基础对附加应力的影响 • 2）相邻基础对沉降差的影响
土力学问答题_名词解释
一、名词解释1 . 塑限答:粘性土从可塑状态转变为半固体状态的界限含水率，也就是可塑状态的下限含水率。
2 . 不均匀系数答：定义为Cu= d60/ d10, d10 , d60分别为粒径分布曲线上小于某粒径土的土颗粒含量分别为10％和60％。
3 . 有效应力原理答：由外荷在研究平面上引起的法向总应力为σ，那么它必由该面上的孔隙力u和颗粒间的接触面共同分担，即该面上的总法向力等于孔隙力和颗粒间所承担的力之和，即σ=σ＇＋u。
4. 被动土压力答：当挡土墙向沿着填土方向转动或移动时，随着位移的增加墙后受到挤压而引起土压力增加，当墙后填土达到极限平衡状态时增加到最大值，作用在墙上的土压力称为被动土压力。
5 . 代替法答：代替法就是在土坡稳定分析重用浸润线以下，坡外水位以上所包围的同体积的水重对滑动圆心的力矩来代替渗流力对圆心的滑动力矩。
6 . 容许承载力答：地基所能承受的最大的基底压力称为极限承载力，记为fu．将f除以安全系数fs后得到的值称为地基容许承载力值fa,即fa＝fu／fs7. 塑性指数液限和塑限之差的百分数值（去掉百分号）称为塑性指数，用表示，取整数，即：—液限，从流动状态转变为可塑状态的界限含水率。
—塑限，从可塑状态转变为半固体状态的界限含水率。
8. 临界水力坡降土体抵抗渗透破坏的能力，称为抗渗强度。
通常以濒临渗透破坏时的水力梯度表示，称为临界水力梯度。
9.不均匀系数不均匀系数的表达式：式中：和为粒径分布曲线上小于某粒径的土粒含量分别为60%和10%时所对应的粒径。
10.渗透系数当水力梯度i等于1时的渗透速度（cm/s或m/s）。
11.砂土液化液化被定义为任何物质转化为液体的行为或过程。
对于饱和疏松的粉细砂，当受到突发的动力荷载时，一方面由于动剪应力的作用有使体积缩小的趋势，另一方面由于时间短来不及向外排水，因此产生很大的孔隙水压力，当孔隙水压力等于总应力时，其有效应力为零。
根据太沙基有效应力原理，只有土体骨架才能承受剪应力，当土体的有效应力为零时，土的抗剪强度也为零，土体将丧失承载力，砂土就象液体一样发生流动，即砂土液化。
饱和粘土中静压桩沉桩机理及挤土效应研究综述pdf
第19卷第3期水利水电科技进展1999年6月第一作者简介:陈文,男,硕士,助教,从事软土特性及地基处理研究.饱和粘土中静压桩沉桩机理及挤土效应研究综述陈 文 施建勇 龚友平 孙邦宾 (河海大学岩土工程研究所 南京 210098) (淮阴市人防指挥办 江苏淮阴 223001)摘要 在分析饱和粘土中静压桩的贯入机理的基础上,对静压桩沉桩分析的圆孔扩张理论、应变路径法、有限元分析、滑移线理论和模型槽试验等五种方法逐一进行评述,并提出在传统的平面圆孔扩张理论基础上加以改进,采用准静态空间轴对称方程组对静压桩贯入过程进行模拟,从而得出土体位移、应力、初始超孔压的空间解析解,同时采用有限元分析、模型槽试验相互印证的研究方法.关键词 饱和粘土;静压桩;挤土效应;圆孔扩张理论 桩基工程较多地采用打入桩施工,但其锤击和振动所产生的噪音、地层扰动、废气、漏油、烟火等公害问题愈来愈严重.在城市建设中,对公害污染的限制要求愈来愈高[1],因此,静压桩以其振动小、噪音低、对环境影响小的优点,在我国越来越受到重视.静压桩在江、浙、沪、粤等沿海软土分布较广的地区以及人口密集的大城市的应用很广,取得了良好的效果,是一项很有发展潜力的施工技术.就本质而言,静压桩属于挤土桩.虽然较之打入桩,静压桩的贯入过程要平稳得多,但它在贯入过程中将使下部土体侧向移动,地表隆起,因而不可避免地要对相邻建筑物产生影响,地基土的侧向位移和隆起现象必将对已入土的邻桩产生径向压力及垂直向拉拔力,从而使邻桩产生一系列不良后果,如桩身弯曲、倾斜、水平位移等,给工程带来不良影响[2].另外,先压入的桩将使地基土产生挤密作用,一方面使土体密实度增大,地基承载力增加;另一方面可能产生后续施工压桩力增大的负面影响.人们迫切需要对静压桩的沉桩机理及挤土效应有较为明确的认识.国外对挤土桩的研究较早,但主要注重于打入桩的研究,而对静压桩的研究甚少;国内的研究工作始于80年代初[3],取得了一定的成果,但尚限于初步认识.因此,对粘性土中静压桩沉桩机理及挤土效应研究,不但有利于提高理论上的认识,而且对于估计静压桩的施工影响和指导设计具有现实意义.1 饱和粘土中静压桩的贯入机理静压桩施工时采用专用机架自重和配重或结构物自重,通过压梁或压柱将整个桩架自重和配重或结构物自重反力,以卷扬机滑轮组或电动油泵液压方式施加在桩顶或桩身上,当施加给桩的静压力与桩的入土阻力达动态平衡时,桩在自重或静压力作用下逐渐压入地基土中.压桩过程中,沉桩速率一般保持在一定数值以内,故可将桩体贯入视为匀速直线运动.静压桩在贯入过程中造成了桩周土体的复杂运动,桩尖以下土体产生压缩变形.随着桩贯入压力的增大,当桩尖处土体所受压力超过其抗剪强度时,土体发生急剧变形而破坏,桩侧土体产生塑性流动(粘性土)或挤密侧移和拖带下沉(砂性土),桩尖下土体被向下和侧向压缩挤开.地表处,粘性土体会向上隆起,地面深处由于上覆土层的压力,土体主要向桩周挤开,使贴近桩周土体结构完全破坏,周围土体亦受较大的扰动影响,而桩身受到土体强大的法向抗力所引起的桩周摩擦力和桩尖阻力的抵抗.同时,对于饱和粘性土,由于瞬时排水固结效应不明显,桩体的贯入产生超静孔隙水应力,随后孔压消散、再固结和触变恢复,在桩周形成硬壳层[1].对于静压桩,由于其贯入过程近乎匀速,因此,从理论上讲,采用准静态条件下的静力平衡对其模拟是合适的.2 静压桩沉桩机理及挤土效应的研究进展国际上对于静压桩的研究方法大致可以分为圆孔扩张理论(cavity expansion method ,简称CE M )、应变路径法(strain path method ,简称SPM )、有限元分析法(finite element method ,简称FE M )、滑移线理论和模型槽试验五类.2.1 圆孔扩张理论(CE M )圆孔扩张理论首先假设土体是理想弹塑性体,材料服从Tresca 或M ohr 2C oulomb 屈服准则,根据弹塑性理论给出无限土体内,具有初始半径的柱形孔或球形孔,被均匀分布的内压力p 所扩张的一般解.由于桩体贯入时,一定深度处的土体逐渐出现半径为桩径的孔洞,周围一定范围土体进入塑性状态,因此,一般采用柱形孔扩张来模拟除去靠近桩端和桩尖土体的变形情况[4,5].Butterfield 和Banerjee [5]首先提出将平面应变条件下的柱形孔扩张用来解决桩体贯入问题.他们假定:①土是均匀的、各向同性的理想弹塑性材料;②土体饱和、不可压缩;③土体屈服满足M ohr 2C oulomb 强度准则;④小孔扩张前,土体具有各向等同的有效应力.随着内压p 的增大,围绕柱形孔的柱形区域将由弹性状态进入塑性状态.塑性区随p 的增大而不断扩大,以外土体仍保持弹性状态.扩张过程如图1所示.图1 沉桩桩周应力、变形状态对于柱形孔扩张的平面应变轴对称问题,在极坐标下,平衡微分方程为d σr d r -σr -σθr =0(1)塑性边界上满足M ohr 2C oulomb 屈服准则σr -σθ=2C u (2)边界条件为r =R u , σr =p u(3) 按照土体体积不变的原理,求出该微分方程的解答,推出σr ,σθ及径向位移u r 的表达式.对于压桩引起的瞬时超孔隙水应力,则采用亨克尔的孔压方程导出:Δu =βΔσ0+αΔτ0(4) CE M 提出之后,经过Vesic [4],Carter 等[6],Ran 2dolph 等[7]的发展,已经成为解决沉桩对周围土体影响应用最为广泛的一种方法,这与CE M 形式简单、易于求解是密不可分的.CE M 具有以下优点:①径向对称的平面应变假定将问题简化为一维问题,未知变量数目很少;②控制方程由一套复杂的偏微分方程减为一个一次微分方程,可直接求解;③由于求解方法的简单性,可以对该贯入问题的许多复杂方面进行考虑,如大应变、高梯度、多重介质等.近年来,CE M 还发展到可以考虑材料应变硬化、应变软化[7～10]等,这反映在土体本构模型的采用由简单的M ohr 2C oulomb 模型发展为可以考虑应变硬化的修正剑桥模型[7]和应变软化的应力一次跌落模型[11],从而有利于考虑土体的实际变形特性,如剪胀等.这是CE M 的一大进步.国内的王启铜[10]等提出考虑土体拉、压模量不同时的柱形孔扩张解答.另外,施建勇[12]和蒋明镜[11]等还拟将“损伤”概念引入沉桩研究中,这也是CE M 的发展方向之一. 但是,应当指出,经典的CE M 具有一个很大的缺点,即其将一维的圆孔扩张解应用于桩体贯入这样一个三维轴对称问题,它假设应力只与径向坐标r 有关,而与竖向坐标z 无关,忽略孔壁竖向摩擦力τrz 的影响.然而,如前所述,沉桩过程中τrz 显然是存在的[1],它对土体中应力和位移必定要产生影响,CE M 对之未加考虑即予以忽略,这是不恰当的.CE M 模拟静压桩沉桩有其合理的内核,但尚存在上述问题,应当在CE M 的发展中对其进行改进.2.2 应变路径法(SPM )为克服CE M 的缺点,Baligh [13]提出了应变路径法.他假设土体变形可在不考虑本构关系的情况下,推广对速度积分求得变形,然后由微分求出应变.将桩体贯入模拟为单个边界以速度v 扩大的球形孔沿竖向匀速运动,通过对应变路径的描述,即三个偏应变εi (i =1,2,3)的分析,从而得出桩体贯入工程中土体位移和应变的变化情况,并得到了一些有意义的结论[14]:①发现桩周一定范围内土体存在“应变反转”和主应力旋转现象,土体有可能由“压”变为“拉”,这种现象将对应力和孔压产生显著影响,而CE M 忽略土单元的应变路径,无法对其加以解释;②证实了沉桩时土体可分为“塑性区”和“弹性区”两部分.CE M 对弹性区的应力和孔压估计较为合理;③指出了考虑土体“扰动”后性质变化的重要性.较之CE M,SPM优点在于,一方面可以考虑竖向贯入过程中,土体变形与竖向坐标的关系;另一方面可以考虑匀速贯入的连续性.所以,Baligh等人的研究有其独到之处,它可以给出贯入过程中土体应力、位移分布的大致情况.但是,SPM也有其缺点,它本质上只是一种近似的方法,而且计算较为繁琐.可以将之与CE M联合起来考虑,互为补充.2.3 有限单元法(FE M)有限单元法广泛地用于桩基计算中,它是十分有力的计算工具.许多学者已将之引入桩体贯入过程分析中.桩体的有限单元分析有采用小应变和大变形模型两种类型.a.小变形分析.在小应变分析中,将桩体置入预先钻好的孔中,周围土体仍处于初始应力状态,然后进行增量的塑性破坏计算,并假定破坏荷载等于贯入阻力.该过程并非完全正确,因为在静力贯入中,在桩侧将产生很大的侧向应力.正如所料,所产生的桩侧应力将导致实际阻力比小应变结果要大.静力贯入问题的小应变研究首先由de Borst和Ver2 meer[15]给出.G riffiths[16]对具有光滑表面的贯入仪阻力进行了分析.国内的周健采用变网格有限元对静压桩沉桩进行了数值模拟,得到了一些关于沉桩挤[17].b.大变形分析.在以往的分析中,尤其是经典的CE M中,一般均基于小变形假设,但事实上,在桩体贯入过程中应变很大,靠近桩周的土体中应变可达10%～20%[13],呈现出材料与几何双重非线性,这时用小变形假设显然不合实际.而采用大变形有限元则有可能克服上述缺陷.在静压桩的沉桩机理及挤土效应研究中,为考虑土体材料、几何双重非线性,以及静力贯入对初始应力条件的影响,有必要采用大变形有限元.Banerjee和Fathallah[18]发展了一套欧拉方程,通过应力变化率和应变变化率之间的关系,用有限元计算得出了沉桩过程中的应力和孔隙水应力.Sikora等[19]同样在假设大变形的拉格朗日方程基础上,用时间积分的方法得出其有限元解答.虽然Banerjee等人的工作克服了前人的研究中不考虑几何非线性的不足,但其所用的欧拉方法却很不方便,所以K iousis[20]等对此提出了改进.近年来,国内的谢永利[21]开展了土体固结大变形的研究,鲁祖统[22]建立了空间轴对称问题考虑大变形和弹塑性耦合的有限元方程和采用修正Lagragian算法的表达式,应用虚功原理推得了空间轴对称问题采用修正Lagragian格式的Biot固结有限元方法,并对单桩压入饱和粘土中桩和土体变形情况进行了研究.应该说,有限元在静压桩的沉桩机理及挤土效应研究的分析中显示出很强的生命力.从理论上讲,有限元方法可在工程计算中较为通用,它可以全面地反映土体中的应力、位移、孔压情况.大变形有限元在理论上较为完美,但在现阶段,有限元模拟桩基贯入还存在以下实际问题:①贯入过程难以精确地模拟;②有限元计算精度严重依赖于本构模型的选用,以及参数的确定.而现有土工试验试样制备难度较大,模型参数确定的难度可想而知.试验中一般采用重塑土的土性指标来代替天然土的土性指标,而这两者差别很大,其带来的误差往往比不考虑大变形要大得多.因此,对静压桩贯入的有限元模拟以及更广泛意义的沉桩过程(包括打入式、钻入式)的数值模拟作一些探索具有十分积极的意义.但是,将大变形有限元法的理论成果应用于实际分析,使其研究成果得到工程界的广泛接受,尚有待于进一步的探索. 2.4 滑移线理论Mayerhof等学者提出将贯入问题视为承载力问题,并采用滑移线理论来解决[23].K oum oto曾运用它对与静压桩类似的静力触探贯入问题用差分法进行了三维分析[24].虽然本方法在数学上简便,但似乎可靠性不高,因而采用的人也不多.2.5 模型槽试验由于对土体中静力贯入问题的严格分析难度较大,所以人们纷纷借助于模型槽试验[23],以建立贯入阻力和土体性质之间的经验关系式.上述经验关系可分为三类:①与相对密度的关系;②与摩擦角的关系;③与状态参数的关系.模型槽试验中,一个重要的问题是土体位移和应力及超孔压的量测.人们已在这方面取得了许多实际经验.Banerjee[26]在桩体上安装摩擦力和侧压力测量元件,测定模型槽中桩体贯入过程中的应力.至于土体位移的量测,刘祖德等[27]提出了显微镜跟踪法,应用于模型试验中.河海大学岩土工程研究所已于1996年建造起一座大型多功能模型试验槽,尺寸为3m×2m×3m,侧面设有有机玻璃观察窗.丁佩明[28]利用该模型槽进行了砂土中的静压桩试验,通过在土体中按一定的距离在垂直于试槽玻璃方向埋设长度小于5mm的大头针,取得了有关压桩产生的土体位移的一些成果.由于模型槽尺寸有限,土体、桩体均按比例缩小,因此所得结果与现场实际将有出入.因为试验结果依赖于模型槽的尺寸和采用的边界类型,试验值和现场实测值之间的差别将十分显著.虽然模型槽试验广泛用来得到贯入阻力和土体性质之间的关系,它仍具有以下一些不足之处:①模型槽尺寸有限,因此,在未对其结果作修正之前,无法应用于工程实际;②在建立基于模型槽试验结果的关系式时,土体刚度常被忽略;③一种土体中所得的模型关系式不能直接用于另一种土体;④模型缩小之后,土体自重的影响与实际情况不符,因此只能作为定性分析,而无法得到精确的定量成果.3 对饱和粘土中静压桩的沉桩机理及挤土效应研究的展望 对以上各种沉桩贯入研究方法的分析可知,静压桩沉桩机理与挤土效应的研究涉及以下方面:①桩侧土压力(包括径向压力σr,侧壁摩擦力τr z)的分布问题;②土体中应力大小和分布;③超孔隙水应力的大小和分布;④土体位移和影响范围,⑤桩周土体密实度的变化.在上述方法中,极限承载力理论过于简单;应变路径法则过于复杂,较少有人采用;有限元模拟的力学原理清晰,但其模型参数难以确定;圆孔扩张理论则是几种理论中应用最广的方法,它抓住了问题的本质,可以较好地模拟沉桩过程土体的侧向扩张,且使用方便,但同时,该方法也有其不足之处,主要体现在其不考虑竖向坐标的影响,将空间柱体的扩张简化为平面应变问题.其解答,若应用于旁压仪等竖向坐标影响很小的问题分析是合适的,但对于静压桩贯入这种空间课题,不加讨论即将z坐标忽略,势必带来理论和结论上的偏差.因此,可以从理论分析出发,汲取CE M的合理内核,并对其加以改进,从土体非线性、桩土共同作用、空间性等方面对静压桩的沉桩机理及挤土效应的最本质的特性进行分析,而对于大变形问题,则有待今后进一步的研究.经典的平面圆孔扩张理论对静压桩沉桩进行模拟时,为便于推导,均假设问题为平面应变情况,即孔壁内压沿深度保持不变,同时忽略孔壁摩擦力,土体中应力与z坐标无关.这种假定不但忽略土体自重的影响,而且忽略孔壁压力和摩擦力随深度的变化,所求得的位移、应力和超孔压值也与z坐标无关.对于桩长不大时,z坐标的影响有限,但对于桩长为20～30m的长桩,z坐标的影响不容忽视.许多研究者已逐渐注意到这个问题.大量的实测资料表明,桩体或触探仪贯入过程中,不但桩壁侧压力,而且桩侧摩擦力亦随深度变化.美国麻省理工学院的Azzouz[29]和Mas ood等[30]分别采用P LS(piezo2lateral stress cell)和CPT(cone pene2 tration test)对沉桩过程中侧壁应力σr,τrz和超孔压Δu进行量测,发现它们沿桩长呈线性增大分布.因此,对饱和粘性土中静压桩的沉桩机理及挤土效应进行空间理论分析,将具有十分重要的理论意义和工程价值.其具体实施可按如下步骤进行:首先在平面应变圆孔扩张理论的基础上,建立空间的平衡微分方程组;然后通过室内和现场试验实测数据的分析,确定其应力边界条件;通过寻找适当的应力函数,推导出上述问题的弹性区的应力、位移、超孔压解析解空间轴对称解答,在塑性区采用M ohr2 C oulomb屈服准则,求解方程组,推导出桩侧塑性区应力、位移、超孔压解析解;通过静压桩离心模拟试验,模拟土体竖向自重的影响,测定压桩产生的土体位移、超孔压实测值,并与上述理论值相比较,检验是否满足公式的规律性,并建立反映整个土体位移、超孔压理论计算公式;利用工程实测数据,检验上述理论公式的正确性;采用“位移边界”有限元对离心模拟试验进行数值分析,并将有限元计算值、实测值和理论公式计算值进行对比;进一步对理论公式进行验证,从而得出较为合理的结论.本文作者已经在这方面开展了大量的工作,得到了较为合理的结果[31].4 结 语通过静压桩沉桩机理和挤土效应研究历史和研究方法的分析,本文提出的在平面圆孔扩张理论基础上发展空间轴对称解析方程,并结合有限元分析和静压桩离心模拟试验相互论证考虑问题的空间性的方法,相对于平面分析更具现实意义.该课题在以后的发展中可以将“大变形”和“损伤”等概念引入研究中.饱和粘土中静压桩的沉桩机理及挤土效应问题的解决,将有助于对静压桩的施工影响范围进行评估,从而为设计和施工提供更好的依据,带来良好的经济效益.并且,其空间应力、位移、超孔压解答还可应用于静力触探应力分析、孔压触探、桩基承载力分析等相关课题中,具有广泛的工程应用前景.因此,对饱和粘土中静压桩的沉桩机理及挤土效应开展一系列深入的研究是十分有益的.参考文献1 《桩基工程手册》编写委员会.桩基工程手册.北京:中国建筑工业出版社,19952 C ooke R W,Price G,T arr K.Jacked piles in London clay:a study of load trans fer and settlement under w orking conditions.G eotechnique,1979,29(2):113～1473 施鸣升.沉入粘性土中桩的挤土效应探讨.建筑结构学报,1983(1):60～714 Vesic A S.Expansion of cavity in in finite s oil mass.Jour S oil Mech F ound Div,ASCE,1972,98(3):265～289(下转第59页)c.在2,3坝段钻孔或灌浆过程中,孔壁、孔底页岩发生软化、泥化,造成孔壁塌孔,影响钻灌,且因泥化页岩易堵塞岩层裂缝,影响灌浆质量.采用改性水泥后,由于它对页岩的渗透被覆作用,使页岩不再软化和塌落,提高了钻灌速度和灌浆质量.国内湿磨水泥、Cx灌浆水泥等超细水泥的应用,除上面提到的新安江水电站外,在三峡一期工程、五强溪水电站、清江隔河岩水电站、基院寺水库、黄河上的公伯峡水电站、黄山脚下的毛坦砌石拱坝等工程的帷幕灌浆、固结灌浆、接缝灌浆和漏水处理施工中得到了应用.改性灌浆水泥的开发,由于其基本性能较其它超细水泥要好,在某些方面已超过化学灌浆材料,灌浆工艺也较简单,随着今后不断试验研究,在水利水电工程施工中将会得到更广泛的应用.参考文献1 刘英伟.日本超细水泥灌浆技术发展状况.水利水电钻探,1991,(1)2 谭洪.新安江水电站大坝二、三坝段帷幕补强新材料的应用.水利水电钻探,1993,(1)(收稿日期:19980518 编辑:马敏峰)(上接第41页)5 Butterfield R,Banerjee P K.The effects of pore water pressures on the ultimate bearing capacity of driven piles.In:Proc2nd S outh East Asian Regional S oil Mech F ound Engrng,T yky o, 1970.385～3946 Carter J P,Booker J R,Y eung S K.Cavity expansion in cohesive frictional s oils.G eotechnique,1986,36(3):349～3587 Randolph M F,Carter J P,Wroth C P.Driven piles in clay—the effects of installation and subsequent cons olidation.G eotech2 nique1979,29(4):361～3938 Salgado R,Mitchell J K,Jamiolkowski.Cavity expansion and penetration resistance in sand.Jour G eotech G eoenvior Engng, ASCE,1997,123(4):344～3579 Provest J H,H ong K.Analysis of pressuremeter in strain2s often2 ing s oil.Jour G eotech Engng Div,ASCE,1975,101(8):717～72110 王启铜,龚晓南,曾国熙.考虑探讨拉、压模量不同时静压桩的沉桩过程.浙江大学学报,1992,26(6):678～687 11 蒋明镜,沈珠江.考虑材料应变软化的柱形孔扩张问题.岩土工程学报,1995,17(4):10～1912 施建勇,赵维炳,陈文.土体变形规律研究.水利水电科技进展,1998,18(1):24～2613 Baligh M M.S train path method.Jour G eotech Engng Div, ASCE,1985,111(9):1108～113614 Baligh M M.Undrained deep considition,I:shear stresses.G eotechnique,1986,36(4):471～48515 de Borst R,Vermeer P A.Finite element of analysis of static penetration tests.In:Proc2nd Europ Symp on Penetration T est2 ing,1982.457～46216 G riffiths D V.E lasto2plastic analysis of deep foundations in co2 hesive s oils.Int J Numer and Analytical Methods in G eomech, 1982(6):211～21817 周健.排土桩对周围土体挤密作用的动态模拟:[学位论文].南京:河海大学,199618 Banerjee P K,Fathallah R C,A Eulerian formulation of the fi2 nite element method for predicting the stress and pore pressures around a driven pile.In:Wittke ed.Proc3rd Int C on f Numer Meth G eomech Aachen.R otterdam:Netherland Press,1979.1053～105919 S ikora Z,G udehus G.Numerical simulation of penetration in sand based on FE M.C omputers and G eomechanics,1990(9): 73～8620 K iousis P D,V oyiadjis G Z,Tumay M T.A large strain theory and its application in the analysis of the cone penetration mechanism.Int Jour Numer Analy Methods G eomech,1988, 12:45～6021 谢永利.大变形固结理论及其有限元分析:[博士学位论文].杭州:浙江大学,199422 鲁祖统.软粘土地基中静力压桩挤土效应的数值模拟: [博士学位论文].杭州:浙江大学,199823 Mayerhof G G.The ultimate bearing capacity of wedge2shaped foundations.In:Caquo A ed.Proc5th ICS MFE.Paris:Dunod Press,1961.105～10924 K oum oto T,K aku K.Three2dimensional analysis of static cone penetration into clay.In:Verruijt A,et al,eds.Proc2nd Europ Symp Penetration T est.Amsterdam:Netherland Press,1982.635～64025 陈维家,陈映南.砂土静力触探机理分析,岩土工程学报,1990,12(2):64～7226 Banerjee P K,Davis T G,Fathallah R C.Behavior of axially loaded driven piles Chapter7.In:Banerjee P K,Butterfield R eds.Developments in S oil Mechanics and F oundation Engi2 neering.New Y ork:E lsevier Science Publishing C o Inc:1982 27 刘祖德,王钊,夏焕良.显微镜位移跟踪法在土工模型试验中的应用,岩土工程学报,1989,11(3):1～1028 丁佩明.砂土中静压式模型桩沉桩试验及考虑挤密效应的桩土共同作用分析:[学位论文].南京:河海大学, 199829 Azzouz A S,M orris on M J.Field measurements on pile in tw o clay deposits.J G eotech Engng,ASCE,1988,114(1):104～12130 Mas ood T,Mitchell J K.Estimation of in situ lateral stresses in s oils by cone2penetration test.J G eotech Engrg,ASCE,1993, 119(10):1624～163931 陈文.饱和粘土中静压桩沉桩挤土效应的空间理论分析与离心模拟试验研究:[学位论文].南京:河海大学,1999(收稿日期:19980310 编辑:熊水斌)Abstract The regulation of the Huaihe River is discussed from the view point of sustainable development. It is considered that the establishrment of a flood control system for the Huaihe River is the premise of sustainable development of the Huaihe basin.The strategy of harnessing the Huaihe River inv olves overall and long2 term planning.Suggestions are put forward about flood retarding and discharging,regulation of flood plains,urban flood control and utilization of waterfront.It is als o suggested that the long2term strategic plan for the Huaihe River regulation should be formulated without delay.K ey w ords Huaihe River;river regulation;river planning;flood plain;sustainable developmentScientific R esearch in Three G orges Project and Application of R esearch AchievementsΠDai Huichao (China Yangtze Three Gorges Project Development Corporation,Yichang,Hubei443002)Abstract A brief introduction to scientific research in the Three G orges Project(TG P)and the applications of research achievements is given,which include treatment of newly slited layer on the foundation of the first stage earth2rock cofferdam,dum ping bottom technique of river closure in deep water,construction of cut2off walls in the second stage earth2rock cofferdams,32D com puter simulation of river closure,concrete casting alternatives and selection of major construction equipment for the second stage construction optimization of durability of raw materials of concrete,deep sliding resistance and stability of the intake dam section,the section of the intake of the power station,the intake penstock of the power station, lay out and hydraulics problems of shiplocks,stability of high slopes of shiplocks,and optimization of the system structural anchor bars to reduce the risk of cracking in the concrete wall and700MW turbine generator units.K ey w ords cofferdam;river closure;concrete construction;shiplocks;high2slopes;turbine generator units;TG PA B rief I ntroduction to T aiw an W ater ConservancyΠNiu Zhan(Hydrologic Bureau o f YRCC,Zhengzhou 450004)Abstract According to a preliminary investigation about T aiwan water conservancy,this paper introduces the features of rains and river floods,the policies for constructions of projects with em phasis laid on water res ources development and distribution and flood prevention,the measures to handle river sediment,the general concept of water conservancy planning and environmental protection,etc.in T aiwan.It can be seen that,on the basis of its great success,T aiwan water conservancy keeps the situation of continual construction and that efforts are still being made to deepen management as the economy develops and the demand rises.K ey w ords water conservancy construction;water conservancy project;water res ources;flood control; sediment;environment water conservancy;T aiwanR evie w of Penetration and Soil Compaction E ffect of Pile Jacks in Saturated ClayΠChen Wen,et al(College o f Civil Engineering,Hohai Univ.,Nanjing210098) Abstract Reviewed are five methods for the analysis of the penetration of jacked2in piles,namely,cavity expansion method,strain path method finite element method,slip line method and calibration m odel test.A fter analysis,it is pointed out that it is m ore rational to adopt sub2statical spatial axisy numerical formulas based on traditional plane2strain cavity expansion method in the analysis.A fter spatial closed2form s olutions are obtained for s oil m ovements,stresses and initial excessive pore pressures generated durihy pile penetration are found out. It is suggested that finite element analysis together with centrifugal m odel test be used in verifying the results.K ey w ords saturated clay;jacked2in pile;s oil com paction effect;cavity expansion methodApplication of GPS T echnique in River Closure of Three G orges ProjectΠHu G uangyang(Surveying and Mapping Technique Company,China G ezhouba Group, Yichang City,Hubei Province,443002)Abstract The success ful control survey and underwater topography survey are introduced for the2nd stage cofferdams with G PS technique,with em phasis laid on the application of real2time diffrence G PS in the underwater topography survey.The problems of large loads of w ork and high technical requirement of the project are s olved, and the essential technical data for the river closure of the Three G orges Project are provided.K ey w ords G PS technique;control survey;underwater topography survey;navigation guide;digital mapping。
稳定分析中的强度指标问题
稳定分析中的强度指标问题魏汝龙;张凌【期刊名称】《岩土工程学报》【年(卷),期】1993(15)5【摘要】稳定分析一般可以分为三类:①不排水的稳定问题,以总应力法进行分析;②排水的稳定问题,以有效应力法分析;③部分排水的稳定问题,以有效固结应力法分析。
实际上,土坡或地基的失稳通常都是在一些不利因素的触发下突然发生的,其破坏过程基本上由不排水条件控制,故用有效应力法得出的安全系数往往偏高,而总应力法给出的安全系数则又大多偏低。
比较合理的是采用有效固结应力法进行分析,它既能考虑土体在施工过程中有效应力增长的有利因素,又不忽视不排水破坏过程中剪切引起孔压的不利影响,弥补了上述两种方法的不足。
但是,在现行方法中,对于固结不排水三轴压缩试验得出的强度指标的定义及其实际应用,还存在着一些明显的误解和不协调。
本文对此进行讨论并提出改进。
最后,以一个工程实例说明现行方法可能引起的误差及其影响。
【总页数】7页(P24-30)【关键词】稳定分析;强度指标【作者】魏汝龙;张凌【作者单位】南京水利科学研究院土工所【正文语种】中文【中图分类】TV223.31【相关文献】1.非线性强度指标坝坡稳定可靠度分析有关问题讨论 [J], 吴震宇;陈建康;许唯临;李艳玲;张平2.软土地基稳定性计算中抗剪强度指标的相关分析 [J], 吴玉辉;侯晋芳;闫澍旺3.施工期软土边坡稳定分析中抗剪强度指标的确定方法 [J], 侯晋芳;刘爱民;闫澍旺;孙万禾4.滑坡稳定性分析中的抗剪强度指标的确定方法 [J], 陈尧;万谦5.土体非线性抗剪强度指标在土坝边坡稳定分析中的应用 [J], 姚坤;王众;张禾因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
试论饱和黏土层内的孔隙水压力
试论饱和黏土层内的孔隙水压力
陈丽萍
【期刊名称】《科技与企业》
【年(卷),期】2015(000)012
【摘要】在注册岩土工程师考试及岩土工程勘察设计工作中，经常会在地层有效应力计算过程涉及到饱和黏土层内部有效应力如何计算的问题，因此也就涉及到饱和黏土层内的孔隙水压力的分布状态，而此类问题在土力学类的出版物中并没有详细解释，本文是根据土力学基本原理对此问题的一次试探性的阐述。
【总页数】2页(P204-205)
【作者】陈丽萍
【作者单位】冀北中原岩土工程有限公司河北廊坊 065000
【正文语种】中文
【相关文献】
1.带状均布荷载作用下饱和CA砂浆层内孔隙水压的弹性解
2.饱和黏弹性土层中桩扭转耦合振动研究
3.带状均布荷载作用下饱和CA砂浆层内孔隙水压的弹性解
4.任意荷载下双面半透水边界分数阶导数黏弹性饱和土层一维固结
5.循环荷载下黏弹性饱和土层的一维固结
因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
饱和度对土的三轴不固结不排水试验强度指标的影响研究
3 试验结果分析
从试验结果中, 可以看出, 土的饱和度的不 同 , 对它的抗剪强度指 标的大小有较大的影响 , 很 明显地看出 , 饱和度越大 , 抗剪强度指标就越小 。 也就是说 , 如果将原状 土加工成试件后 , 不考虑原 来的饱和度是多少 , 一 律将试件进行抽气饱和 , 那 么 , 得出的结果会有很 大的差异 , 不能真 实地反映 土的抗剪强
中铁十六局集团一公司关角隧道项目采用超前
导管注浆 , 微台阶法开挖 , 开挖后及时以间距 50cm 架设工字钢 , , 喷射混凝土 , 局部围岩较差段落架设 双层钢拱架 , 铺底混凝土中埋设钢架与拱墙钢架连 接成环 , 确保钢架封闭成环 。 同时严格围岩监控量 测及地质超前预报管理 。 通过加强初期支护 , 取消 二衬施工 , 加快了施工进度 , 为确保工程总工期奠定 了坚实的基础 , 在一定程度上降低了施工成本 。 目 前 , 2#斜井已经顺利通过 F2、F2 -1断层破碎带进入 主洞施工 , 围岩监控量测数据表明 , 初期支护已经稳 定 , 验证了断层的施工方法的安全可靠性 , 也为主洞 断层施工积累了丰富的经验 。
参考文 献
[ 1] 中华人民共和国水利电力部 .土工试验规程 [ S] , 北京 :水利电 力出版社 , 1987.
[ 2] 吕永高 , 纪 庆 .三轴固结不排水剪切实验研究 [ J] .岩土工程 界 , 2006, (1).
世界高原第一长隧关角隧道 2#斜井顺利通过断层并进入主洞施工
近日 , 由中铁十六局集团一公司施工的世界高 原第一长隧关角隧道 2#斜井顺利通过断层并进入 主洞施工 。
实验中所用土的物理性质如表 1。
土样 名称
粉质 粘土
液限 /%
27.1
表 1 实验土样物理性质
三轴和直剪试验的固结快剪指标
三轴和直剪试验的固结快剪指标
魏汝龙
【期刊名称】《大坝观测与土工测试》
【年(卷),期】1998(022)001
【摘要】地三轴试验中固结不排水剪阻角的常规定义提出修正，并给出根据常规和修正后的定义确定的两个剪阻角的关系式。
该式一度曾被有些人误解为表示三轴和直剪试验测出的固结忆剪强度指标之间的关系，文中讨论了如何合理评价这些指标的差异。
【总页数】3页(P23-24,41)
【作者】魏汝龙
【作者单位】南京水利科学研究院
【正文语种】中文
【中图分类】TU411.7
【相关文献】
1.地基土固结快剪与直接快剪指标相关性规律研究 [J], 安旭;陶梦玲;毛立杰
2.广东常见筑坝土料固结快剪与慢剪抗剪强度指标试验成果的对比 [J], 吴国永;钱树生
3.直剪饱和固结快剪与三轴固结不排水剪切试验比较 [J], 宋效兰
4.直剪试验固结快剪强度指标影响因素探讨 [J], 刘天韵
5.剪切速率对直剪固结快剪试验指标的影响浅析 [J], 程平
因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
中国石油大学期末考试复习题060151土力学及地基基础-18
中国石油大学期末考试复习题060151土力学及地基基础-18《土力学及地基基础》复习资料一、选择题1、下列叙述正确的是：(A)压缩系数越大，土的压缩性越高,(B)压缩指数越大，土的压缩性越低(C)压缩模量越大，土的压缩性越高2、当土为超固结状态时，其先期固结压力p c 与目前的上覆压力γz 的关系为：(A) p c >γz (B) p c =γz (C) p c <γz3、土的三相比例指标包括：土粒比重，含水量，密度，孔隙比，孔隙率和饱和度，其中哪些指标为直接指标：(A) 含水量、孔隙比、饱和度 (B) 密度、含水量、孔隙比 (C) 土粒比重，含水量，密度4、砂性土的分类依据主要是：(A) 颗粒粒径及其级配 (B) 孔隙比及其液性指数 (C) 土的液限及塑限5、土的可塑性范围与比表面大小有关，下列说法正确的是(A)粘土的比表面比砂土大，所以可塑性范围大(B)粘土的比表面比砂土小，所以可塑性范围大(C)粘土的比表面与砂土相似，颗粒细，故可塑性范围大6、土体压缩性可用压缩系数a 来描述：(A) a 为常熟 (B) a 越大，侧限模量s E 越小 (C) a 的大小与压缩性无关7、上部结构传至基础底面荷载相同的两个基础，埋置深度相同但其面积不同，试问它们的计算沉降有何不同？(A) 基础面积大的计算沉降量大 (B) 两基础计算沉降量相同 (C) 基础面积大的计算沉降量小8、所谓土的固结，主要是指：(A) 总应力引起超孔隙水应力增长的过程(B) 超孔隙水应力消散，有效应力增长的过程(C) 总应力不断增加的过程9、松砂或软土，在剪切破坏时，其体积会发生何种变化？(A) 不会变化 (B) 体积膨胀 (C) 体积缩小10、现场十字板试验得到的强度与室内哪一种试方法测得的强度相当？(A) 慢剪 (B) 固快 (C) 快剪11、按朗金土压力理论计算挡土墙背面上的主动土压力时，墙背是何种性质的平面？(A) 大主应力作用面 (B) 小主应力作用面 (C) 滑动面12、符合朗金条件挡土墙后填土发生被动破坏时，滑动面的方向如何确定？(A) 与水平面夹角呈45°+?/2 (B) 与水平面夹角呈45°-?/2 (C) 与水平面夹角呈45°13、土的液限是指土进入流动状态时的含水量。
不同固结状态下黏土抗剪强度与剪切速率的关系
不同固结状态下黏土抗剪强度与剪切速率的关系史卜涛;张云;王哲成;吴吉春;于军;龚绪龙【期刊名称】《水文地质工程地质》【年(卷),期】2015(042)006【摘要】利用直剪仪针对不同固结状态下的饱和黏性土,在不同剪切速率条件下进行了系统的试验研究,探讨了剪切速率与剪应力-剪切位移曲线变化规律,分析了剪切速率对强度参数的影响及原因.试验结果表明:对于正常固结土,剪切速率越大,峰值剪应力越小,内摩擦角越小.不同的固结状态下,剪切速率对抗剪强度参数影响不同.超固结比为2时,内摩擦角随着剪切速率的增大而减小,黏聚力随着剪切速率的增大而增大;超固结比为3时,内摩擦角随剪切速率的影响较小,黏聚力随着剪切速率的增大而增大.另外,从黏聚力和内摩擦力的角度,分析了不同剪切速率条件下土体抗剪强度变化的主要控制因素.最后,从孔隙水压力的角度分析了不同剪切速率对抗剪强度的影响.在相同的法向应力下,对于正常固结土,不同剪切速率引起的剪切带周围孔隙水压力变化量与破坏剪应力变化量成正比关系;对于超固结土,黏聚力变化量减去破坏剪应力变化量的差值与孔隙水压力的增量成正比.【总页数】6页(P59-64)【作者】史卜涛;张云;王哲成;吴吉春;于军;龚绪龙【作者单位】南京大学地球科学与工程学院,江苏南京210046;南京大学地球科学与工程学院,江苏南京210046;南京大学地球科学与工程学院,江苏南京210046;南京大学地球科学与工程学院,江苏南京210046;江苏省地质调查研究院,江苏南京210018;江苏省地质调查研究院,江苏南京210018【正文语种】中文【中图分类】TU411.7【相关文献】1.不同剪切速率下煤散体抗剪强度试验研究 [J], 曹剑锋;迟学海2.土的抗剪强度与剪切速率关系及临界速率的探讨 [J], 莫永京;姚禹肃3.金属刀具切削黏土时剪切速率对界面抗剪强度的影响 [J], 桑伟;王保田;张浩;刘文彬4.饱和软黏土不同固结程度下的抗剪强度特性研究 [J], 郑泽宇;徐可5.十字板剪切速率对粉质黏土不排水抗剪强度的影响 [J], 徐靓;朱鸿鹄;程刚;王静;张春新;张诚成因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
从实测沉降过程推算固结系数
从实测沉降过程推算固结系数魏汝龙【期刊名称】《岩土工程学报》【年(卷),期】1993(15)2【摘要】按照Terzaghi固结理论,直接从土体压缩时间过程定出控制孔压消散速率的固结系数,暗含固结度U_σ和压缩度U_ε等同的假设。
由于土的应力应变关系是非线性的,所以U_σ和U_ε并不等同。
在应力增量(△p/p)较大时,特别是对于高压缩性的软粘土来说,上述假设可能引起相当大的误差。
本文采用双曲线型和半对数型的压缩曲线,推导出固结度U_σ和压缩度U_ε之间的两种解析关系,并提出从实测沉降过程推算现场土层平均固结系数的方法。
经工程检验,证明从双曲线型压缩曲线求出的U_σ和U_ε之间的关系优于从半对数型压缩曲线求出者。
最后指出,只须对古典固结理论中的线性化假设作出适当修改,从假设固结过程中土的压缩性m_υ和透水性k不变,改为假设固结系数C_υ或C_h不变(k/m_υ=常数),则在采用非线性应力应变关系时,仍能运用古典理论进行计算。
这样,就可避免那种明显不合理的U_σ和U_ε等同的假设,使实用时的误差大大减小。
【总页数】8页(P12-19)【关键词】土体;沉降过程;固结;计算【作者】魏汝龙【作者单位】南京水利科学研究院土工所【正文语种】中文【中图分类】TU441.8【相关文献】1.沉降速率法推算固结系数在某工程中的应用 [J], 吴雄伟;谢何铭;张民强2.由实测孔隙水压力数据推算软黏土的固结系数和固结度 [J], 姜远文;吉随旺3.对由实测沉降过程线推算固结参量法的探讨 [J], 林本义4.真空预压实测沉降推算固结度的几种方法探讨 [J], 郑仁耀5.堆载预压排水固结法在软基加固过程中的沉降量和固结度推算分析 [J], 裴伟民;廖德华;何文润因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。