共查询到18条相似文献，搜索用时 171 毫秒
1.
《岩土力学》2021,(2)
针对吹填土地基内水平排水砂垫层位置的优化问题,考虑双层地基内设置单一砂垫层的情况,采用分离变量法求出了地基超静孔压和平均固结度的解析解答,通过解答退化和有限元方法验证了解答的正确性,并讨论了下-上层地基的渗透系数之比a、体积压缩系数之比b和厚度之比c对砂垫层最优位置的影响,最后通过算例对比了砂垫层设置在不同位置时地基的固结效率。结果表明:同一时间因数下,下-上层地基的渗透系数之比a 1时,砂垫层的最优位置随着a的增大逐渐向下移动,a 1时,则相反;下-上地基的体积压缩系数之比b 1时,砂垫层的最优位置随着b的增大逐渐向下移动,b 1时,则相反;下层地基的固结系数较大时,在固结前期,砂垫层的最优位置随着下-上层地基厚度之比c的增大逐渐向上移动,在固结后期则相反。算例计算结果显示:地基固结度达到90%时砂垫层设置在最优位置相比未铺设砂垫层能节省大量时间。 相似文献
2.
针对含水平排水砂垫层地基的固结问题,建立了线性加载下夹砂垫层地基的二维固结模型,并通过边界转换法、积分变换法给出了相应的半解析解。在通过对解答的退化以及数值法验证半解析解正确性的基础上,分析了砂垫层与地基土的几何及物理参数对地基固结的影响。研究表明：对于地基土,地基固结速率随土体水平渗透系数增大而提高,随地基宽度的增大而降低;对于砂垫层,固结速率随砂垫层厚度、水平渗透系数的增大而提高;对于外荷载,加荷速率越快,孔压达到峰值所需时间也越短,地基固结速率亦随之提高。此外,以地基顶面砂垫层为例,综合考虑砂垫层的渗透系数与厚度对砂垫层透水性的影响,当组合参数 时（ 、 、 、 分别为砂垫层厚度、水平渗透系数、土体宽度和竖向渗透系数）,砂垫层近似为完全排水边界。 相似文献
3.
针对吹填土地基水平排水砂垫层铺设深度优化问题,建立了初始孔压非均布下含砂垫层地基的一维固结模型,利用有限Fourier正弦变换法得出了超静孔压和地基整体平均固结度的解答并通过退化验证了解答的正确性。采用二分法分析了砂垫层的最优铺设深度随时间的演化规律,给出了砂垫层最优铺设深度与时间的关系图。研究表明：在固结初期,砂垫层宜放置在土中初始超静孔压较大的位置;在固结后期,砂垫层的最优设置深度为土体厚度的2/3（单面排水）或者1/2（双面排水）的位置。以预压地基平均固结度达到90%所需时间最短为例,当初始孔压倒三角形、正三角形与梯形分布时,单面排水条件下,应分别在0.52、0.72、0.62倍地基土深度处设置砂垫层;双面排水条件下,应分别在0.42、0.58、0.46倍地基土深度处设置砂垫层。最后通过算例分析了当地基土中砂垫层采用最优铺设深度时,与在中间位置铺设砂垫层、不设砂垫层的情况分别进行对比,当时间因子取0.09时,地基土平均固结度分别提高6%和54%。 相似文献
4.
《岩土力学》2021,(2)
针对含水平排水砂垫层地基的固结问题,建立了线性加载下夹砂垫层地基的二维固结模型,并通过边界转换法、积分变换法给出了相应的半解析解。在通过对解答的退化以及数值法验证半解析解正确性的基础上,分析了砂垫层与地基土的几何及物理参数对地基固结的影响。研究表明:对于地基土,地基固结速率随土体水平渗透系数增大而提高,随地基宽度的增大而降低;对于砂垫层,固结速率随砂垫层厚度、水平渗透系数的增大而提高;对于外荷载,加荷速率越快,孔压达到峰值所需时间也越短,地基固结速率亦随之提高。此外,以地基顶面砂垫层为例,综合考虑砂垫层的渗透系数与厚度对砂垫层透水性的影响,当组合参数h_Tk_(Th)/lk_v≥200时(h_T、k_(Th)、l、k_v分别为砂垫层厚度、水平渗透系数以及土体宽度和竖向渗透系数),砂垫层近似为完全排水边界。 相似文献
5.
采用简化的k-σ′和mv-σ′分段模型,通过把结构性土一维固结问题转化为上、下层土体厚度不断变化的双层地基一维固结问题,得出了变荷载下结构性土一维固结近似解,并与数值解对比验证了解的合理性。分析结构破坏后渗透系数和体积压缩系数的变化分别对结构性土固结特性的影响表明,在固结系数减小程度相同的情况下,渗透系数减小程度增加则按孔压定义的固结度减小程度加大,而体积压缩系数不断增加则按变形定义的固结度减小程度加大;固结过程中按孔压定义的固结度大于按变形定义的固结度,且随着体积压缩系数增加程度加大,二者的差距加大。 相似文献
6.
《岩土力学》2021,(3)
基于Barron砂井地基等应变固结理论及Gibson一维大变形固结理论,同时考虑了砂井的井阻效应、径向渗透系数的变化及竖向渗流等因素,推导建立了更具普遍性的砂井地基大变形固结方程,并采用有限差分法对该方程进行了求解。通过将所求的差分解答与已有的固结模型及小变形解析解进行比较,对差分解答的正确性进行了验证。基于差分解答,对砂井地基的大变形固结性状展开分析。分析表明:砂井的井阻效应会降低砂井地基的固结速率,但当砂井的渗透系数增大到一定程度时,砂井的井阻效应可忽略;径向渗透系数的变化模式会对砂井地基的固结速率产生较大影响,相比于线性变化模式,抛物线变化模式下的固结速率较快;竖向渗流加快了砂井地基的固结速率,当井径比较小时,应考虑竖向渗流对砂井地基固结速率的影响;压缩指数与渗透指数的比值越大,砂井地基的固结速率越慢。 相似文献
7.
将含竖向排水体地基的三维固结变形问题等效为平面应变问题进行数值分析时,砂墙地基二维固结解析解答是合理确定其等效固结计算参数的重要依据。为辨析现有砂墙地基等应变固结近似解答的适用性,针对微单元土体严格的二维固结微分方程,考虑对地基固结有重要影响的井阻作用,以及涵盖完全透水和不完全透水的更一般边界面排水条件,推求得到了其自由应变解答。并与现有解答进行对比分析,同时,分析了泊松比效应以及水平和竖向排水对地基固结的影响。结果表明,现有砂墙地基的等应变固结解答虽然近似,但已有足够精确;砂墙地基以水平向固结为主,竖向固结几乎可以忽略不计;地基固结速率随着泊松比的增大而增大,在将竖向排水体等效为砂墙时,应考虑其作用影响。 相似文献
8.
9.
在工程实践中,排水垫层厚度、渗透系数等设计参数高度依赖经验,建筑规范[1]认为粉细砂不宜用于排水垫层。结合上海某围垦工程粉细砂排水垫层的实践与原位观测成果,借助于非线性有限元,对粉细砂排水垫层的特性进行研究,探讨垫层渗透系数、厚度、长度以及堤身相对透水性等主要因素对地基固结排水的影响。在此基础上,提出以导水系数作为垫层设计控制参数,并提出可以考虑以上几个主要因素的垫层设计公式,可为粉细砂取代中粗砂用于垫层设计及施工提供了技术支持。实践证明淤泥地基上利用粉细砂充填土工管袋作为排水垫层是可行的。 相似文献
10.
采用Barron轴对称固结及大变形固结问题的某些简化与假定,推导建立了砂井地基大变形固结控制方程,利用建立的双层砂井地基大变形固结方程及编制的计算程序,通过引入软土渗透系数、有效应力与孔隙比之间的幂函数关系k =ced与e=a( )b,对瞬时加载下双层砂井地基固结性状进行算例计算。结果表明：（1）双层软土幂函数渗透关系及压缩关系中诸参数对双层砂井地基固结性状有重要影响：随着两层软土幂函数渗透关系中参数c1、c2的增加（渗透性增加）、或幂函数压缩关系中参数a1、a2的增加,各土层水平径向与竖向孔隙比减小更快,沉降发展速率与超静孔压消散速率也相应增加,且沉降发展速率快于孔压消散速率。（2）两层土在分界面处的孔隙比及平均超静孔压均出现明显的突变,将沿深度分布曲线分成形状不同的两段,表现出不同的固结性状。 相似文献
11.
利用自行设计高压固结仪对5种不同含砂率的饱和砂-黏土混合物开展一系列高压压缩试验,研究砂-黏土混合物压缩性和渗透性演化规律及其对矿物组分的依赖性。试验结果表明,饱和砂-黏土混合物的孔隙比-压力(e-lgP)曲线随着含砂率增高呈现出指数函数模式向双曲线函数模式转化,而e-P曲线在压力高于8.1 MPa则呈线性变化,其斜率依赖于含砂率。最优含砂率随固结压力的增大而逐渐从75%移向30%。不同含砂率的砂-黏土混合物的孔隙率、固结压力和含砂率存在统一的幂函数关系。渗透系数与含砂率有关,渗透系数与孔隙率符合指数函数关系。从砂-黏土混合物骨架结构和孔隙类型的角度出发,从本质上分析含砂率、固结压力对混合物压缩性和渗透性的作用规律。结合SEM微细观结构观测结果,验证砂-黏土混合物骨架结构与含砂率之间的相关性。 相似文献
12.
珊瑚岛礁常年处于复杂的海洋动力环境中,岛上堤坝围堰、基坑等构筑物的地基渗透变形甚至破坏会导致地基承载力失效的可能性变高。为探究橡胶纤维固化钙质砂的渗透特性和固结特性,采用常水头渗透试验和固结试验研究不同纤维含量下钙质砂的渗透规律和固结变形规律,并设置含纤维玻璃珠对照组。钙质砂具有颗粒形状极不规则、多棱角、内孔隙多等特点,为进一步研究颗粒形状的影响,采用高速动态图像粒度分析仪对钙质砂和玻璃珠的颗粒形状和粒径进行分析。试验结果表明,纤维含量对钙质砂试样渗透特性几乎无影响,但是含纤维玻璃珠试样中,随着纤维含量的增加,渗透系数先增加后减小。由于形状不规则橡胶纤维的加入,一定程度上填补了钙质砂之间的孔隙;钙质砂试样存在 800 kPa 的压力阈值,当压力超过800 kPa后,其压缩模量增幅变缓;不同纤维含量试样的e-lg p曲线可以用Harris模型表示,钙质砂组的材料系数 C= 5,玻璃珠组材料系数C= 3,此外,材料参数a、b与纤维含量有较好的线性关系。提出了合理的预测模型指导地基加固,具有十分重要的理论价值与工程实际意义。 相似文献
13.
桩基附近土颗粒的运动行为与宏观力学表现密切相关,对揭示界面剪切机制具有重要意义。利用自主研制的大型直剪仪,结合三维数字图像相关技术（3D-DIC）全场位移测量分析系统,开展了钢−钙质砂界面循环剪切试验,研究了界面附近砂颗粒的运动行为演化规律。结果表明：界面峰值剪切应力和发挥的界面摩擦角随循环次数的增大而增加,体变特性以剪缩为主;钙质砂颗粒左右移动的幅度与距界面的垂直距离成反比,钙质砂颗粒的位置随循环次数的增大逐渐向正剪切方向移动,试验结束时上剪切盒左侧区域的钙质砂颗粒向正剪切方向移动的距离最大;钙质砂颗粒在单个循环内出现有规律的上下移动,向下移动的幅值更大,位于上层的钙质砂颗粒向下移动的位移值大于下层;钙质砂颗粒的运动速度在沿单方向剪切时,呈现出慢−快−慢的变化规律,位于上剪切盒右侧区域的钙质砂的体变特性较左侧区域更显著;网格位移值和缺失数量随循环次数的增大而增加,在试验后期趋于稳定,试验结束时的破碎带厚度为 6.21 mm。 相似文献
14.
砂井联合水泥土桩复合地基是一种新型的复合地基加固技术,既可以加快软土地基固结时间,又可以增强软土地基的强度。针对该组合型复合地基的布桩特点,该类复合地基可以简化成以水泥土搅拌桩为中心的轴对称固结模型,并假定孔隙水沿径向渗流到砂井体内的流量等同于砂井体内排出的水量,考虑砂井的涂抹效应,推导出该类型下砂井联合水泥土搅拌桩复合地基固结方程。根据实际工程荷载多数单级施加和地基附加应力呈梯形分布的特点,得出了砂井联合水泥土桩复合地基固结解析解。通过对单级荷载情况下的复合地基固结解析解的退化,得出了瞬时施加荷载下的解析解。最后分别针对井径比、加荷历时、桩-土模量比、砂井渗透系数等影响因素,对复合地基固结性状进行了分析。该解答对提高此类复合地基的设计和计算水平有一定的理论指导意义。 相似文献
15.
通过对取自新疆克拉玛依风城油田重油储层的油砂进行室温和高温三轴固结排水压缩试验,研究了油砂基本力学和热学性质。研究结果表明：在常温试验条件下,油砂的偏应力-应变曲线可分为弹性阶段、塑性阶段和软化阶段,高温试验条件下则首先会出现压密阶段,不同围压下的体积应变变化规律显著不同;油砂的弹性模量和泊松比均与固结压力有较好的线性关系;高温对油砂的峰值强度、残余强度、泊松比和弹性模量影响很小;油砂的内摩擦角为34°,大小与粗粒土相近,凝聚力为0.47 MPa;油砂的热膨胀系数随围压的增大而增大,环向膨胀系数远大于轴向膨胀系数;围压?3 =5 MPa时存在临界温度,使得油砂的变形在低于或高于临界温度时表现出不同的特点,当温度小于临界温度时,试件的环向变形、轴向变形、体积变形均随温度的升高线性膨胀;当温度大于临界温度时,试件的环向变形、轴向变形、体积变形均随温度的升高线性收缩。最后将风城油砂的性质与加拿大Athabasca和Cold Lake两处的油砂进行了对比,发现3个地区的油砂在强度、变形等方面有很多相似之处,这对风城重油资源的开采具有重要的指导意义。 相似文献
16.
实际工程中通常为未经处理的天然非均质地基。低水力坡降下黏性土中渗流存在起始水力坡降的现象也逐渐被认可,但能考虑起始水力坡降的非均质地基固结模型鲜见报道。基于具有起始水力坡降的渗流模型,考虑实际中的变荷载,对压缩模量和渗透系数随深度变化的非均质地基固结问题展开研究。通过压缩模量随深度增加及渗透系数随深度减小考虑天然地基的非均质性,进而建立了单层非均质地基一维固结模型。分析了起始水力坡降i0,非均质地基参数?、x、? 和p对非均质地基固结特性的影响。结果表明：考虑起始水力坡降后非均质地基中孔压消散速率变慢,地基沉降以及固结速率随之降低;固结速率与参数?、x成正比,而地基的最终沉降量与之成反比;参数? 越大,p越小,固结速率越快,但渗透系数仅改变地基的沉降速率,不会影响非均质土层的最终沉降量。 相似文献
17.
目前考虑土体非线性压缩及渗透特性的双层地基非线性固结解均假定土体固结系数保持不变,能反映固结系数变化的双层地基非线性固结解还很鲜见。引入经典的e- 和e- 非线性关系描述土体的非线性压缩、渗透特性,在假定双层地基上、下土层压缩指数与渗透指数比值 相等且不等于1的基础上,得到变荷载下考虑土体固结系数变化的双层地基一维非线性固结近似解。该解答在 1条件下可退化为已有的 1时双层地基一维非线性固结解。基于此解探讨了双层地基上、下土层参数的相对比值对非线性固结性状的影响。结果表明：单面排水条件下 越小,下层土与上层土的相对压缩性越低、相对渗透性越高,则双层地基非线性固结速率越快;减小 值,增加双层地基中压缩性小、渗透性高的土层的厚度,会加快地基的固结速率。 相似文献
18.
The coefficient of consolidation is one of the most important parameters that control the rate of consolidation. Conventional consolidation theories assume that the coefficient of consolidation is constant during the whole consolidation process. In the case of sensitive clay, the coefficient of consolidation is strongly dependent on the level of effective stress of clay. With the dissipation of pore water pressure and the increase of effective stress, the soil structure of the upper subsoil is gradually destroyed downwards and its coefficient of consolidation becomes smaller. At the same time, the coefficient of permeability of the vertical drains drops down because of the kinking or bending effect. The destructured upper subsoil and the kinking of the vertical drain hinder the dissipation of the pore pressure in the lower subsoil. This paper presents a model to describe the above important phenomena during the consolidation of sensitive clay with vertical drain. The solution for proposed model can be obtained by extending the closed‐form solution of the consolidation of double‐layered ground with vertical drain by the interactive method introducing the concept of the moving boundary and the reduction of discharge capacity of vertical drain. The numerical results obtained from the finite element method package PLAXIS (Ver. 7.2) are adopted to compare those obtained from the present algorithm. Moreover, the rationality of the moving boundary is explained by the distributions of the excess pore water pressure in natural soil zone along the radial direction. Wenzhou airport project is taken as a case study in this paper. The results for the sensitive soil with decaying sand drain agree very well with the in situ measured data. The calculated results can properly explain two general phenomena observed in the consolidation of soft sensitive soil ground with vertical drains: one is that the time to achieve the same consolidation degree is much longer under heavy loading than that under light loading; the other is that the consolidation speed is much slower in the lower subsoil than in the upper subsoil. Finally, it is indicated that the vertical drains can decrease the hindrance effect of the destructured subsoil. Copyright © 2007 John Wiley & Sons, Ltd. 相似文献