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如何合理地描述超固结地层静止侧压力系数K0分布规律对岩土工程有重要的理论意义和应用价值。通过超固结地层形成过程的应力发展分析,开展了侧应力松弛试验,研究了超固结粉质黏土水平应力释放规律,建立了残余超固结水平应力σ’hef与超固结比OCR的联系,提出了基于水平应力释放的超固结土K0计算方法,并用原位土体水平应力KSB试验和室内试验进行了验证。提出的超固结土K0计算方法物理意义清晰,并在中高OCR条件下实现了与前人归纳经验公式的统一。结果表明:超固结水平应力σ’hef经历回弹与松弛2个释放阶段后稳定于残余值σ’hef,粉质黏土σ’he释放主要发生在回弹阶段;超固结水平应力残余值与初始值之比σ’hef/σ’he0随OCR增大而增大,但在OCR达到一定值OCRr后趋于稳定。研究成果可供超固结地层中的挡土结构物土压力计算和数值分析提供参考和借鉴。 相似文献
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依托广州地铁18号线横沥站—番禺广场站区间岩土工程勘察项目,通过数值模拟方法进行扁铲侧胀探头贯入土体的三维有限元模拟,采用总应力法进行分析,尝试研究侧胀水平应力指数KD与静止土压力系数k0、超固结比OCR的相互关系,提出了适用于黏性土的静止土压力系数k0、超固结比OCR的计算公式,并将计算结果与现场实测数据进行比较。研究表明：使用弹塑性本构模型并遵循最大切应力失效准则的总应力分析方法可以很好地模拟扁铲侧胀的贯入过程,经验公式获得的计算结果与现场数据及室内试验结果具有良好的一致性。 相似文献
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欠固结土是在自重作用下尚未固结完成的土,欠固结土的超固结比（overconsolidation ratio,简称OCR）取值在现有文献中可见两种不同的表述,分别是等于1和小于1,这容易导致概念混淆和超固结比取值误用等问题。对国内外使用较为广泛的土力学教材中超固结比相关内容进行了整理,发现超固结比有两种不同的定义表达式,这两种表达式中分母的不同是导致欠固结土超固结比取值差异的根源。采用知识图谱法,对超固结比和欠固结土的概念内涵、历史源头和研究应用等进行了综合分析,结果表明：研究欠固结土相关问题时,采用固结度或固结状态参数作为分析变量可完全替代超固结比的作用;将超固结比定义为前期固结应力与现有有效应力的比值（即OCR = pc /p′0,pc为前期有效固结压力,p′0为竖直有效应力）,契合应力历史对土体工程特性影响的内在机制,也符合概念的历史渊源。 相似文献
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本文利用扁铲侧胀试验对超固结砂土的土力学参数进行测试,目的是获取砂土的超固结比OCR和静止土压力系数k_0。经过一系列室内试验箱砂土物理模型试验的精确测试,分别得到在加载和卸载阶段的P_0压力值和P_1压力值,并换算成各项扁铲侧胀试验指标。试验结果表明,在扁铲侧胀试验指标中,侧胀水平应力指数K_D更能反映粗颗粒砂土的超固结比,因此,可用相对密实度D_r和侧胀水平应力指数K_D建立超固结比OCR的表达式;由于K_D/k_0和E_D/σ'_m之间有共同的因子,即状态参数ψ,因此可建立两者的关系式来计算静止土压力系数k_0。 相似文献
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采用三维离散元法（DEM）对不同初始孔隙比的粒状土进行一维压缩 试验模拟。对比了传统定义静止土压力系数 以及增量型定义静止土压力系数 ,分析了静止土压力系数的影响因素（初始应力状态、初始孔隙比和应力历史）,检验了Jaky公式及Mayne和Kulhawy公式的适用性。结果表明,对于初始等向围压试样,随着竖向压力的增大, 减小,则 先增大到峰值后再减小;对于初始 状态试样, 、 随着竖向压力的增大均减小。 、 分别在竖向压力达到初始等向围压6～10倍及4倍左右达到稳定值,即真实的 值; 、 随孔隙比减小而明显减小。应力历史对 有显著影响,对于相同应力状态的加载和卸载阶段 差别很大。Jaky公式及Mayne和Kulhawy公式计算结果与数值模拟结果有一定差 异,采用峰值摩擦角比采用残余摩擦角的公式计算结果更接近数值模拟结果。 相似文献
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在实际工程中,土体往往因卸载、再加载等复杂应力路径而处于超固结状态,而现有的圆孔扩张问题的计算模型往往不能反映超固结土中剪胀、软化等一些特殊性质。为了解决这一问题,基于相似性原理和统一硬化（UH）模型,结合相关联的流动法则和大变形理论,采用相似求解技术求解了超固结土不排水扩张问题的半解析解答。通过理想化算例分析了圆孔扩张挤土产生的应力和孔压响应,并通过分析不同超固结比OCR的土体应力路径的变化规律,讨论了UH模型的适用性。结果表明：对于轻超固结土,空腔周围土体孔压在塑性区沿径向单调递减,随着OCR增大,塑性区内孔压分布呈现出“S”形的趋势,孔壁附近的孔压逐渐减小,孔壁周围甚至出现负孔压。随着OCR增大,压力?扩张曲线收敛变慢。在扩孔过程中正常固结土一直处于剪缩硬化阶段。而对于超固结土,土体则经历了临界状态→剪胀硬化阶段→临界（特征）状态→剪缩硬化阶段。该研究成果不仅丰富了相似求解技术的应用,而且为超固结土中桩基承载力、隧道围岩变形预测和原位测试参数等岩土工程问题的计算提供了理论依据。 相似文献
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为了探究不同固结状态下的饱和软土固结系数的变化规律，在太沙基固结理论的基础上，利用渗透系数和孔隙比的关系、孔隙比和固结应力的关系，分别推导出了在正常固结和超固结状态下固结系数（Cv）随固结应力变化的关系式，将关系式代入Terzaghi方程，进而获得考虑应力历史和固结应力影响的修正Terzaghi一维固结方程；通过室内固结试验和工程应用分析对固结系数关系式和修正的Terzaghi一维固结方程的准确性进行验证.结果表明，对于正常固结的软土，当固结应力小于前期固结应力时，固结系数随应力的增大而增大；当固结应力大于前期固结应力时，固结系数随应力的增大而减小.对于超固结状态的软土，固结系数随应力的增大而增大，最后趋于平缓.当上覆荷载较小时，修正前后的Terzaghi一维固结方程计算结果相近；但当上覆荷载较大时，修正后的Terzaghi一维固结方程计算的固结度明显滞后于修正前的计算结果.前期的应力历史和后期的固结应力对软土固结系数的影响是不容忽视的，修正后的Terzaghi一维固结方程更能真实反映土体的固结性状. 相似文献
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海相结构软土的次固结研究 总被引：4，自引：2，他引：2
现有次固结计算方法没有考虑土结构性的影响,但自然沉积土大都具有结构性。海相软土一维次固结试验研究表明,对于结构性土,次固结不仅在超固结状态时与荷载有关,且在土体结构破坏的过程中也与荷载有关。当固结压力小于先期固结压力时,次固结系数随压力增长较快;当固结压力大于先期固结压力且小于结构完全屈服压力时,次固结系数随固结压力增长缓慢;当固结压力大于结构完全屈服压力时,次固结系数不随固结压力变化。次固结系数变化与否的荷载分界点不是先期固结压力,而是结构完全屈服压力。对于海相结构软土,其次固结系数变化在超固结、结构破坏、正常固结3个阶段随荷载变化的规律不同。最后,提出了考虑土结构性的一维次压缩计算方法。 相似文献
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高填方暗道在西部沟壑地区得到越来越广泛的应用,但有关高填方暗道周边土压力分布的计算尚不十分清楚,需要进一步研究。通过对山西平朔东露天煤矿输煤暗道周边土压力现场测试资料分析,得出了高填方输煤暗道周边土压力分布和变化规律,对暗道周边的应力状态有了更为清晰地了解。试验结果表明,高填方暗道结构顶部存在竖向土压力集中现象,高填方暗道侧部竖向土压力分布呈现如下规律：当填土高度较低时,土压力随填土高度增加较快;当填土高度较大时变化缓慢。高填方暗道竖向土压力计算时,当填土高度较低时,宜采用土柱法;填土高度较大时宜选用顾安全公式法。与暗道结构相比,公路桥涵与地下埋管尺寸和刚度较大,建议计算侧向土压力系数采用静止土压力系数。 相似文献
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静止土压力系数探究 总被引：5，自引：0，他引：5
静止土压力系数是岩土工程领域中一个至关重要的参数,是确定水平场地的应力状态和计算静止土压力的基础。但目前对静止土压力系数的研究还不够。对自然堆积而成处于临界状态的砂堆内应力状态进行分析,推导出自然固结土的静止土压力系数的理论表达式,并与砂性土静止土压力系数表达式k0 =0.95-sin?和黏性土静止土压力系数表达式k0 = 1-sin?进行对比,结果表明,推导的静止土压力公式与砂性土常用表达式非常吻合,与黏性土常用表达式存在一定偏差。文中给出的静止土压力系数公式和推导,较为科学合理地阐述了常用静止土压力系数的由来,有效弥补了当前这块研究的空白,为静止土压力系数的室内、现场试验和经验公式的推导提供了理论支撑,起到了一定的推进作用。 相似文献
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静止土压力系数K0与其他物理力学性质相互制约,变化特征复杂,加之试验条件、理论假设条件不同,表达形式多样,结果迥异。依托济南地铁工程勘察,采用原位土体水平压力测定仪（KSB）对济南西北部黄河厚冲积层现场测试,将测试结果与原位旁压试验、室内侧压力仪K0试验结果,以及考虑黏性土内摩擦角、塑性指数的K0计算公式进行对比,分析表明：KSB测试结果以指数形式插值推算原位静止土压力系数更优;20 m深度范围内黄河冲积层黏性土可近似为正常固结饱和状态,K0介于0.4～0.7之间并随埋深减小,而Jaky公式计算值偏高,室内土工试验K0值偏低;以固结快剪内摩擦角 或等效内摩擦角 修正Jaky公式的计算结果更接近KSB实测值。 相似文献
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无黏性土中筒型基础负压下沉模型试验 总被引：1，自引：0，他引：1
筒型基础是海洋结构物特别是海上风力机的重要基础型式之一,其下沉阻力的研究是该种基础型式成功应用的关键。目前对于无黏性土中下沉负压的计算方法主要有以静力触探为基础的(CPT-Based)方法与基于贯入过程中筒体受力平衡的解析方法,但计算结果与工程实测数据均存在偏差。开展了3种不同厚径比筒型基础的负压下沉模型试验,测量了下沉过程中筒内外侧壁、端部土压力以及周围土体的孔压变化;分析了2种方法中计算参数对结果的影响,给出了推荐的参数取值范围;根据实测孔压与数值模拟结果建立了临界负压计算公式。研究表明：砂土中筒型基础负压下沉时筒土间摩擦系数约为0.2,推荐CPT-Based方法中的外侧摩阻力系数为0.002 6～0.007 0,内侧摩阻力系数为0.001,端阻力系数为0.2～0.6;解析法中侧向土压力系数介于静止土压力系数与被动土压力系数之间,端阻力承载系数为40;考虑土体渗透破坏保护机制的临界负压计算公式可以有效地提高筒型基础下沉控制的临界负压,更加接近实际情况。 相似文献
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采用库仑土压力理论的假设：挡土墙土压力是由墙后填土在极限平衡状态下出现的滑动楔体产生,在该滑动楔体上沿竖向取水平薄层作为微分单元体,通过作用在单元体上的水平力、竖向力,建立挡土墙上土压力分布的基本分析方程,结合整个滑楔体的力矩平衡条件,先确定土侧压力系数、再建立土压力分布和土压力合力及作用点高度的理论公式。算例计算值与实测值吻合很好,这表明该方法不仅可行,而且可靠。 相似文献
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黏性土填料下考虑土拱效应的非极限主动土压力计算方法 总被引：1，自引：0，他引：1
不论挡土墙填料采用砂性土,还是黏性土,其墙背主动土压力与墙体倾角和位移关系存在较大的联系,因而研究黏性土填料下的非极限主动土压力计算理论具有重要意义。通过应力状态分析给出了非极限状态下考虑土拱效应的侧向主动土压力系数,然后采用水平微分层析法给出了倾斜墙下非极限主动土压力解析解。通过与室内模拟试验及已有理论进行对比,验证了该方法的合理性。最后研究了相关参数包括位移比?,墙土摩擦角与内摩擦角之比? /?,墙体倾角?,黏聚力c等对主动土压力分布及其作用点高度的影响。结果表明：土体由静止状态向极限主动土压力状态发展时,土拱效应的影响会越来越大。随着? /?的不断增大,土压力分布曲线非线性强度会不断增强,土压力合力作用点高度呈上升趋势,并且? /?对土压力的影响会随着位移比? 的增大而增大。随着挡土墙墙背倾斜角度? 的不断增大,土拱效应对非极限主动土压力的影响减小。随着土体填料黏聚力的不断增大,上部张拉裂缝高度也会随之增加,且土压力合力作用点越低。给出的考虑土拱效应的非极限主动土压力计算方法对于丰富挡土墙土压力计算理论具有重要意义。 相似文献
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渐近状态土压力计算方法 总被引：1，自引：1，他引：0
挡土墙侧向土压力主要取决于墙体位移条件。在考虑土体平面应变简单加载条件下不同方向主应力的大小关系以及砂土剪胀特性的基础上,由砂土渐近状态公式得到挡土墙主动位移土压力区和被动位移土压力区任意墙体位移条件下侧向土压力系数K的计算公式。与已有方法相比,通过引入渐近状态准则,考虑了砂土剪胀特性对土压力大小的影响,计算参数确定方法试简单。通过与模型试验的对比,验证了该公式的合理性。 相似文献