吸力式沉箱基础抗拔破坏标准研究

为了得到吸力式沉箱基础的抗拔破坏标准,针对长径比为4的吸力式沉箱基础开展了倾斜抗拔承载力模型试验。试验中考虑了不同荷载作用角度的影响。试验结果表明:荷载作用角度较小时,吸力式沉箱基础的荷载-位移曲线可分为位移平缓段和突变段,且有明显的拐点。依据荷载-位移曲线上的拐点所对应的位移,提出了一个确定吸力式沉箱基础破坏位移的公式。对于荷载作用角度为90°的情况,吸力式沉箱基础被拔出前发生的位移非常小,无法用位移来判断吸力式沉箱基础是否发生破坏,建议从控制外荷载大小的角度预防其破坏的发生。     

基于Prandtl破坏模式的吸力式沉箱基础抗拔承载力极限分析上限解

为了研究吸力式沉箱基础竖向抗拔荷载作用下极限承载力上限解,引入"反向地基承载力",基于Prandtl破坏机构,选择合适的地基破坏模式及机动位移速度场,使原Prandtl机构中主动区变为被动区,对数螺旋线反向,并考虑土体自重、黏聚力及土压力因素,推导吸力式沉箱基础抗拔荷载作用下极限承载力上限解。分析上限解与黏聚力、内摩擦角、土压力以及摩擦因数关系,采用Matlab软件编程计算出上限解,并与有关试验值和上限解进行对比分析。研究结果表明:反向Prandtl破坏机构符合实际受力情况。文中上限解与试验值相对误差基本上控制在40%以下,最大相对误差为44%,最小相对误差为3%,接近试验值,证明其破坏模式的合理性及方法的适用性。     

输电塔基础斜桩非线性p-y曲线

为了解黏性土中斜桩对侧向荷载作用的响应规律,利用非线性p-y(土抗力-挠度)曲线法研究了斜桩特性.基于试验得到的斜桩土抗力分布曲线,将斜桩理想化为梁单元,土体离散为弹塑性弹簧单元,通过自编计算机程序对斜桩非线性p-y曲线进行了计算和分析.结果表明:计算得到的p-y曲线与试验结果吻合较好,轴向荷载引起的负斜桩沉降小于正斜桩;在相同侧向荷载作用下,负斜桩桩身挠度和内力均小于正斜桩;负斜桩具有侧向承载力大而变形小的工程特性,工程设计应尽量采用负斜桩布置形式.     

粘土中水平受荷桩基计算方法

对黏土中实测p-y(水平抗力-水平位移)曲线方法进行总结和计算,认为该方法对于试验桩基和弯矩拟合函数的依赖性强,且形式复杂,普适性差.选用简单的理想弹塑性p-y曲线模型,并采用m值和统一极限抗力作为模型参数,对黏土中的水平受荷桩进行分析.与Matlock实测p-y曲线模型进行对比分析,证明理想弹塑性模型适用于不同直径桩基,尤其是大直径桩的计算.通过实例对比分析,证明了该模型适用于不同土性的黏土场地中桩基的计算.     

砂土中吸力式三筒基础水平承载特性试验研究

通过一系列小比尺模型试验对吸力式三筒基础水平荷载作用下的承载特性进行了研究,分析了长径比、荷载作用方向和筒间距对吸力式三筒基础承载力影响,试验包括3个长径比、3个荷载作用方向以及3个不同筒间距.试验结果表明:不同工况条件下得到的吸力式三筒基础荷载-位移曲线特性有所不同.相同筒重、不同筒间距下,增大筒的长径比有利于提高水平承载力,但在基础失稳前,沉箱基础模型水平位移随长径比的增加而增大.荷载作用方向对吸力式三筒基础联合工作区域影响显著,荷载最有利方向为0°,此时对应的联合工作效应区域最大;最不利方向为60°,此时筒-土间的联合工作效应最弱.相同尺寸和荷载方向条件下,随着筒间距的增加,承载力有不同程度的上升,长径比越大,承载力增加幅度越明显.     

考虑固结流变的软土地基单桩下拉荷载计算

为研究大面积堆载作用下软土地基中单桩下拉荷载计算方法,基于非达西流动定律引入软土流变模型,建立了拉格朗日坐标系中考虑固结和流变共同作用下软土地基大变形长期沉降非线性计算模型.模型中考虑了固结流变过程中孔隙比与渗透系数随孔隙水的排出而发生变化.进而以荷载传递法为基础,重点研究了固结流变土体中桩土相互作用时界面抗剪强度的时间效应,提出了软土地基在大面积堆载作用下考虑非达西流动固结与流变耦合效应时单桩下拉荷载理论计算方法,通过假定桩顶变形进行迭代求解,获得了桩身下拉荷载分布与中性点长期变化规律.最后与传统固结计算方法进行比较,并分析了平均固结度、非达西流固结参数、流变参数以及堆载大小对下拉荷载变化的影响.研究结果表明,基于传统土体固结理论的计算结果偏于保守,考虑固结流变共同作用对单桩受力的不利影响极为必要.     

不同应力状态下孔隙结构特征对土-水特征曲线的影响

针对传统土-水特征曲线测试仪无法实现荷载作用的不足,研制吸力控制式三轴试验装置,开展不同应力状态作用下土-水特征曲线试验,讨论应力状态对孔隙特征的作用,结果表明,固结压力和基质吸力均能使土体产生不可逆的收缩变形.固结压力越大,土颗粒就越紧密,孔隙比越小,孔隙尺寸和数量越小,渗透性越差,表现出较好的持水能力,空气难以进入土体,土体排水困难,导致进气值增大和减湿率减小.土-水特征曲线与孔隙结构特征的关系紧密,与应力状态无直接关系.固结压力对土-水特征曲线的影响是通过改变孔隙结构特征来体现的.孔隙结构特征相近时,应力状态对其土-水特征曲线不会产生影响.     

非饱和上海软土的土-水和变形特性

使用压力板法和滤纸法测量非饱和上海软土的吸力,得到第②,③,④层上海原状土和第②,③层上海重塑土的土-水特征曲线,以及土体脱水干燥过程中吸力和孔隙比之间的关系.土-水特性试验结果表明:第②,③,④层上海原状土和第②,③层上海重塑土的进气值分别为150～180,220～250,650～800,260～310,550～600 kPa.干燥收缩试验结果表明:上海黏土的收缩过程可分为3个阶段,即弹性阶段、弹塑性阶段和缩限阶段.当基质吸力较小时,收缩变形较小,土体处于弹性阶段;当基质吸力增大到一定值时,收缩变形明显,土体处于弹塑性阶段;当土体变形基本不随基质吸力变化时,土体处于缩限阶段。     

沉桩挤土效应分析

将平面圆孔扩张理论推广到空间轴对称条件，改进了沉桩引起的位移解析解；考虑土体的弹塑性和挤土引起的土体性质的变化，利用有限元法对沉桩进行了分析计算；对沉桩进行了离心模型试验．研究结果表明，沉桩挤土效应的求解应考虑空间轴对称条件，沉桩引起的挤土效应将影响桩基础的计算结果，解析解较有限元结果更接近试验值．     

深厚软黏土地基中大直径单桩基础现场水平受荷试验及 p-y 曲线适用性研究

基于某海上风电场开展的单桩水平受荷特性现场试验,研究了深厚软黏土中2.4. m 大直径钢管桩荷载-位移响应、桩身挠度及桩身弯矩规律;探讨了m法、 API 规范法和双曲线型p-y曲线在软黏土地基中的适用性,并建立数值模型对不同直径单桩基础的水平承载力贡献因素进行分析。结果表明: API 规范法与双曲线型p-y曲线在浅层土中p-y曲线初始刚度与桩周土抗力偏大,双曲线型p-y曲线在一定深度下能够较好地预测土反力随位移的变化关系,m法与双曲线型p-y曲线计算得出的水平位移较实测值偏小,结果偏向不安全, API 规范法计算结果相比实测值较大,计算结果较为保守;随着桩径增大,单桩基础的侧摩阻力和基底抗力对水平承载力贡献也会随之增大,双曲线型p-y曲线会严重低估单桩的水平承载力。     

黏土地基中斜向荷载作用下吸力式沉箱的承载性能试验研究

为了研究黏土地基中斜向荷载作用下吸力式沉箱的承载性能,开展了一系列室内模型试验,分析了斜向荷载作用下吸力式沉箱基础在不同角度和不同加载位置的极限承载力及荷载-位移变化规律.通过ABAQUS建立了吸力式沉箱基础的斜向受荷三维数值模型,分别采用长径比为3和6的模型探究了加载位置对基础极限承载力的影响,进而确定了沉箱基础最优系泊点的位置,并基于极限包络线方法提出了斜向荷载作用下吸力式沉箱基础极限承载力的计算方法.结果表明：当荷载方向与水平向的夹角小于30°时,加载位置深度对基础极限承载力的影响较大;当荷载方向与水平向的夹角大于45°时,加载位置深度对基础极限承载力的影响较小.在基础承载力受加载位置影响较大的斜向荷载角度范围内,随着荷载角度增加,其对应的最优系泊点位置有所上移.     

边坡段水平受荷桩桩前土抗力折减效应的模型试验研究

为解决由于边坡存在造成的土抗力折减问题,开展了黏性土中平地及不同边坡条件下的基桩水平加载室内模型对比试验.试验结果表明,两种工况下水平受荷桩的荷载变形曲线及内力变化规律基本一致,但位于坡体上的基桩的承载能力明显折减,而该折减效应与边坡角度及桩位于边坡的位置紧密相关.进一步量化分析了土抗力折减效应的影响因素,提出了折减效应与桩位于边坡的位置和边坡角度的定量关系.在此基础上,通过对坡体上极限土抗力和初始刚度的合理修正,建立了可考虑边坡处土抗力折减效应的水平受荷桩的p-y曲线计算公式.理论计算值与已有的试验结果的对比表明两者吻合较好.     

基于三剪强度准则的非饱和土库仑主动土压力

基于三剪强度准则,结合非饱和土抗剪强度理论,推导得到考虑多种因素影响的挡土墙库仑主动土压力表达式。该式考虑土体非饱和因素,更合理地反映中间主应力在土体强度中的作用,可用于复杂情况下的土压力计算,经算例验证了其推导合理性。相关影响因素分析表明,土压力计算值随三剪强度参数b的增大而减小;随基质吸力的增大非线性减小,而随基质吸力角的增大呈线性减小趋势,其中基质吸力变化对土压力影响较为显著。应用该式,合理确定相关土体参数,可优化设计,提高经济效益,为非饱和土地区工程实践提供了参考。     

RTT变位模式下考虑位移影响的被动侧土压力的计算与分析

采用位移土压力计算理论,结合室内模型实测值对RTT变位模式下考虑位移影响的被动侧土压力进行计算与分析.结果表明,土压力强度沿墙高度的分布、土压力合力大小以及合力作用点的位置均与实测值基本相符合,说明在RTT变位模式下采用计算理论公式计算被动侧土压力是可行的;与n=0.78时相比,n=0时符合更好,这可能与模型箱尺寸效应以及试验箱上部土体受到扰动较大有关;随着n值的逐渐增大,土体更易达到朗肯被动极限状态.     

冲刷对海上风力机单桩基础水平承载特性的影响

大直径单桩是用于海上风力机的一种典型基础形式.波浪与海流引起的桩基冲刷会削弱桩基的承载能力而危及结构安全.本文建立了模拟桩基与土体相互作用的三维有限元数值模型,并用试验结果对模型进行了验证.基于数值计算结果获得了一系列典型砂土及桩基参数下的桩土相互作用p-y曲线,拟合得到适用于砂土的大直径单桩基础p-y曲线参数化表达式.冲刷所致的桩基埋深变化可导致桩基变形向刚性桩模式转变.数值分析结果表明,刚性桩变形模式下桩基底面和桩基侧壁切向的土阻力对桩基承载力产生重要影响,而目前仅考虑桩土间水平作用力的p-y曲线法所预测的桩基变形偏大.对于距冲刷后泥面同一深度处的土体,p-y曲线的斜率随着局部冲刷深度的增加而逐渐增大,变化规律与基于离心机实验结果一致.随着冲刷坡角的减小,局部冲刷坑周围土体对桩基的约束逐渐弱化,p-y曲线修正方法中参数f的取值也逐渐减小.     

理想弹塑性材料平压头压痕试验过程的理论分析

针对理想弹塑性材料平压头压痕问题,对荷载位移关系曲线进行了理论分析,推导出分别对应材料不同塑性发展阶段阈值的2个压力特征值点,并利用有限元方法对压痕试验过程进行了数值模拟,验证了这2个压力特征值点和卸载曲线斜率的理论计算公式.以线性强化弹塑性材料为例,着重分析了压痕试验荷载位移曲线对塑性参数的敏感性.结果表明,可以通过压痕试验来确定材料的弹塑性参数.     

软粘土中水平荷载模型桩的试验研究

对水平静力荷载作用下软粘土中导管架海洋平台桩基的模型进行了试验研究.用多项式拟合法和加权残值法(WR)对试验数据进行处理,得到了土抗力的分布,并对两种方法进行了比较.将利用加权残值法得到的p-y曲线与API建议的软粘土p-y曲线进行了比较,并根据试验数据用折减系数法对API建议的软粘土p-y曲线进行了修正.研究结果表明,加权残值法比多项式拟合法得到的土抗力分布曲线更合理,试验软粘土的p-y曲线在泥面附近处低于API建议曲线,由修正的p-y曲线得到的模型桩的数值分析结果与试验值吻合较好.     

吸力式桶型基础水平静力加载试验承载特性与稳定性分析

吸力式桶形基础由于其经济、可重复利用、安装方便、适用性强等特点被广泛利用于海上风电基础.本文通过饱和细砂土中吸力式桶型基础水平加载试验,运用无量纲化的分析方法对试验结果进行分析,探究了不同长径比对吸力式桶形基础的水平承载特性的影响,发现随着基础长径比的增大,其水平承载力与桶顶极限位移量均增大;分析了基础桶壁受力前后侧土压力随深度以及水平荷载的分布规律;利用位移分析法和土压力分析法计算转动点位置,对比发现两种计算方法得到的基础转动点位置均位于0.6~0.9倍的桶高之间;揭示了加载过程中基础转动点位置随长径比增大向上移动的变化规律.     

确定循环荷载作用下吸力锚承载力的塑性上限法

塑性上限分析法是计算静荷载作用下吸力锚极限承载力的一种方法,依据塑性上限分析原理,为了计算静荷载与循环荷载共同作用下吸力锚的承载力,建议了一种基于塑性上限分析理论计算静荷载和循环荷载共同作用下软黏土中张紧式吸力锚循环承载力的方法.该方法首先假定在静荷载作用下吸力锚的破坏模式,并依据静力平衡原理计算静荷载在土体中产生的平均剪应力,然后依据循环强度与土体平均剪应力和循环破坏次数的相互关系确定相应的循环强度,将循环荷载对土体的作用转化成土体强度的变化,再假定吸力锚在循环荷载下的破坏模式与静荷载作用下其破坏模式一致,并依照塑性上限分析原理和土体的循环强度计算强度变化后的承载力.为了验证该方法的合理性,进行了1g条件下的吸力锚模型试验,并应用该方法对模型试验结果进行了预测,预测结果与试验结果吻合较好.     

刚性筏板下群桩基础共同作用实用分析方法

为了分析实际工程中大规模桩筏基础荷载分担及沉降特性,基于桩-土-筏相互作用理论提出了在竖向荷载作用下考虑土体弹塑性的刚性筏板下群桩基础共同作用的实用分析方法.桩-土-筏相互作用包括桩-土、桩-桩、筏-土和桩-筏相互作用,土体弹塑性考虑了土体模量的双曲线型变化特性.通过对不同尺寸条件下桩筏基础现场实测案例进行分析,介绍了计算过程中相应土体参数的取值方法,并基于基础沉降及桩-土荷载分担比实测和计算值对比结果,验证了该计算方法用于分析实际工程中大规模桩筏基础的合理性.同时基于某工程桩基优化分析,其计算结果表明:考虑筏板的荷载分担能显著降低桩基用量,桩数降为原设计1/3左右时,基础沉降并不会显著增加.