吸力贯入式板锚安装过程与承载特性变化规律

在宏单元模型的基础上编写了吸力贯入式板锚(Suction Embedded Plate Anchor, SEPLA)旋转上拔过程的Fortran计算程序,分析了锚眼的切向偏心和泥面角对SEPLA的埋深损失、承载力及板锚旋转角的影响.结果表明：SEPLA的锚眼应设计在板锚中心下方0.2B～0.4B(B为矩形锚板的宽度);随着泥面角的增加,埋深损失增加,但板锚稳定时的承载力系数变化不大,泥面角对锚板承载力系数的影响很小;切向偏心比对SEPLA的承载力影响很大,随着切向偏心比的减小,SEPLA的最大和最终承载力系数减小,当切向偏心比大于0时,最终承载力系数随着旋转角的增加,先快速增长,而后增长速率趋缓,当切向偏心比小于0时,最终承载力系数随着旋转角的增大而增大,到达极值后又开始衰减.     

砂土中水平锚板抗拔特性试验研究

运用改装的试验装置和数据采集系统,对锚板在砂土中的抗拔特性进行系统的试验研究。分析不同砂土密实度条件下锚板抗拔力和位移的关系曲线特征,研究不同埋深比下抗拔力、破坏系数和破坏位移的变化规律,并根据破坏力与破坏位移随埋深比的变化趋势得到不同密实状态下的临界埋深比。研究结果表明:砂土密实度对锚板的抗拔性能有非常大的影响,增加砂土的密实度可以大幅度提高锚板的抗拔承载力,并显著减小锚板的位移变形;增加锚板的埋置深度同样可以大幅度提高锚板的抗拔承载力,但抗拔承载力的增加幅度受临界埋深比的限制,临界埋深比随密度增加有增大的趋势。以上试验结果可为建立锚板上拔预测模型提供参考依据。     

吸力贯入式板锚锚眼位置优化的宏单元分析

为确定吸力贯入式板锚锚眼最优位置,建立了预测SEPLA旋转上拔过程的宏单元模型,在Matlab下编制了相应的计算程序,分析了板锚锚眼切向偏心、法向偏心和泥面角对SEPLA的埋深损失、承载力及板锚旋转角的影响.结果表明:随着切向偏心比增加,板锚的旋转角和锚眼角近似线性增大,板锚埋深损失先减小后增加;随着切向偏心比增加,锚链作用线与板锚平面之间的夹角逐渐减小,这不利于发挥板锚的承载作用.随着法向偏心比增加,旋转角减小,且减小速率逐渐趋缓,当法向偏心比为0.6时,再增加法向偏心比,旋转角基本不变,锚链拉力方向与板锚近似垂直,有利于板锚承载;随着法向偏心比增加,板锚承载力系数增加,但增加速率逐渐趋缓.当板锚的法向偏心比为0.6后,承载力系数基本不再增长;随着泥面角增加,板锚的埋深损失、旋转角和锚眼角都增加,但锚链作用线与板锚的夹角不变,板锚的承载能力也基本不变;SEPLA板锚的切向偏心比不宜超过0.1~0.2,法向偏心比宜为0.6,泥面角宜为30°.     

法向承力锚极限抗拔力影响因素的二维有限元分析

法向承力锚(VLA)是一种新型深海工程系泊基础,锚板的极限抗拔力是反映其工作性能的主要指标.基于假设海底软黏土为符合Mises屈服准则的理想弹塑性材料以及锚板为一刚性体,采用大型有限元软件ABAQUS建立二维有限元模型,利用接触对模拟锚板与周围土体间的相互作用.从锚板粗糙程度、埋置深度、埋置角度、宽厚比以及荷载作用位置等多角度研究影响VLA极限抗拔力的因素及其影响规律.结果表明:当锚板埋深较小时,法向承载力系数随着锚板埋深和埋置角度增加而逐渐增大;当法向荷载作用在锚板形心处时其法向承载力系数大于法向荷载作用在非形心处时的法向承载力系数.     

黄土中联合板索基础的抗拔承载力变化规律及其影响因素

 假设黄土为符合Mohr-Coulomb 屈服准则的理想弹塑性材料且锚板为刚性体, 采用有限差分模拟软件FLAC^3D建立三维数值模型, 利用接触面单元分析联合板索基础锚板上拔过程中黄土变形破坏机理, 研究了锚板抗拔承载力的变化规律及其影响因素。结果表明, 锚板的抗拔承载力随着锚板埋置深度的增加呈现近似线性增大, 但当埋深超过临界深度时锚板抗拔承载力趋于定值;增大锚板面积能够提高总承载力, 但单位面积承载力会下降;相同面积条件下, 圆形锚板抗拔承载力最大, 方形锚板次之, 矩形锚板抗拔承载力随着长宽比的增大而逐渐减小;锚板抗拔承载力随土体抗剪强度的增大而增大, 提升地基土体的抗剪强度指标(特别是黏聚力), 能够有效提高联合板索基础的抗拔承载力。     

非线性破坏准则下法向受力条形浅锚抗拔力上限计算方法

在上限定理、相关联流动法则基础上,根据非线性破坏准则对法向受力条形浅锚极限抗拔力上限进行计算,其方法是:通过"切线法"引进变量,把锚板上填土的非线性抗剪强度指标ct和φt作为变量参数,对锚板上部填土建立含有变量的速度场,根据外力功率与内部耗能相等原理获得极限抗拔力的目标函数与约束条件;基于MATLAB软件平台,利用"序列二次规划算法"对该问题进行优化求解.计算结果表明:当非线性破坏准则变为线性破坏准则时,计算结果与实际结果相符;非线性参数对锚板的极限抗拔力有重要影响,对非线性岩土体进行线性简化不利于正确评价抗拔基础的承载性能,恰当引入岩土体破坏准则的非线性更加符合工程实际;提高岩土抗剪强度,加大锚板埋深,提高锚板板面粗糙度和锚板倾斜埋置均有利于提高法向受力浅埋条锚基础抗拔承载力.     

正常固结黏土中圆形锚板抗拔承载力

以往对吸力沉箱锚板的抗拔承载力研究多集中在均质土中,并且很少考虑安装过程对承载力的影响．为此采用弹塑性大变形有限元法研究了该类锚板在正常固结黏土中的承载力,并考虑了安装过程对承载力的影响．在大变形分析中采用了RITSS技术,从而可以模拟锚板在土中的大位移过程．研究结果表明,在土体强度梯度k〉0．5kPa／m时,锚板底部与土体可以分开情况得到的承载力系数要低于不可分开情况下的承载力系数．锚板与土分离的条件与均质土中的分离条件基本相同．考虑安装过程得到的承载力要低于预置锚板的承载力．     

地下水对地基承载力和浅基础沉降的影响

采用OptumG2有限元软件,分析不同水位埋深对地基承载力和浅基础沉降的影响.研究发现,随着水位的降低,黏聚力和内摩擦角愈大,地基极限承载力愈大,基础沉降愈小.水位埋深较小时黏聚力和内摩擦角对地基承载力和基础沉降的影响较大,随着水位埋深的增大,影响逐渐减小;对于同一水位埋深,黏聚力和内摩擦角愈大,其对地基承载力和基础沉降的影响愈小;相对于内摩擦角而言,黏聚力对地基承载力和基础沉降的影响大.     

暗挖海底隧道地震动水压力响应分析

考虑黏弹性人工边界与流固耦合作用,建立了衬砌结构-土-海水相互作用的力学模型,基于Newmark算法,利用ANSYS有限元软件分析了在不同地震激励和埋深条件下动水压力的影响机理与隧道衬砌的振动响应规律.计算结果表明:在含有竖向分量的地震激励下,动水压力对浅埋海底隧道的内力影响较大,分析时不容忽视;当隧道埋深超过一定值后,结构地震反应变化微小可忽略.同时,针对圆形海底隧道进行的有限元计算结果可为海底隧道的工程抗震设计提供参考.     

静压沉桩引起的土体应力与孔压分布特征

通过开展一系列离心模型试验,对饱和粉质黏土中沉桩挤土应力和孔隙水压力分布特征进行研究.利用微型传感器监测沉桩过程中土体的应力和孔压变化,并根据试验结果对已有的圆孔扩张模型进行修正,提出考虑地表隆起的沉桩挤土模型,对其可靠性进行验证.研究结果表明,桩周土体总应力和超孔压变化特征主要由距桩的水平距离和埋深控制,对于确定埋深处的土体,当桩尖接近并经过其埋深位置时,应力和孔压先增大后减小;当水平距离相同时,埋深越大,沉桩引起的应力和孔压增量越大,分析认为是地表自由边界的存在影响了浅埋土体中应力变化;当沉桩深度达到7～7.5倍的桩径时,地表边界效应的影响不再明显.     

倾斜螺旋锚片锚杆上拔性能室内试验研究

螺旋锚片锚杆（简称螺旋锚）是一种利用深层土体抗力的锚固结构。笔者通过室内模型试验对螺旋锚的倾斜角度对其上拔承载力的影响及其上拔破坏机理进行了研究和探讨。根据试验结果，利用方差分析得到了一些结论     

螺旋锚垂直抗拔承载力室内试验研究

通过室内螺旋锚上拔模型试验，探讨了单节螺旋锚在砂土和粉土中的埋置深度和锚板直径对其上拔承载力的影响。提出了单节螺旋锚上拔破坏的模式及极限抗拔承载力的计算公式。经过比较，单节螺旋锚的极限抗拔承载力按本文中提出的公式计算，结果与试验实测值比较一致。     

临坡抗拔条形锚板破坏模式及 极限承载力上限分析与试验验证

考虑土体材料的非线性特征,用非线性强度准则及其关联流动法则构造临坡条形锚板上拔时的机动许可速度场,并基于上限定理导出其曲线型破坏模式及抗拔承载力上限解.此后,借助DIC图像关联技术开展了一系列临近砂土边坡条形锚板的室内抗拔模型试验,得到了不同边坡角度及不同临坡比情况下条形锚板的抗拔承载力及上方土体破裂面发展模式.对比结果表明,临坡条形锚板的抗拔承载力与本文上限解计算结果误差在13％以内,土体破裂面模式也基本吻合,从而验证了本文理论解的合理性.最后,对抗拔条形锚板的临界临坡比进行了探讨,分析结果表明临界临坡比随埋置深度和初始黏聚力的增大而增大,随单轴抗拉强度的增大而减小.     

全长黏结岩石抗浮锚杆承载性能现场试验

抗浮锚杆具有地层适应能力强、锚固力高、造价低、工期短等优点,具有广阔的工程应用前景.开展了4组13根岩石抗浮锚杆的极限抗拔承载试验,在1根试验锚杆上安装光纤光栅应变传感器进行应力测试,所有试验锚杆均加载至极限破坏状态,从荷载-锚固体顶面位移曲线、锚筋轴力分布、锚筋剪应力分布规律及界面黏结强度等方面进行了分析.结果表明,抗浮锚杆主要出现锚筋-锚固体界面剪切滑移破坏、锚固体-周围岩体界面剪切滑移破坏及锚筋拔断3种破坏形态.试验条件下,黏结长度为2.0 m的抗浮锚杆其极限抗拔承载力为240 kN,黏结长度不小于3.0 m的抗浮锚杆其极限抗拔承载力不低于320 kN,承载力高、变形小,能够满足抗浮要求.锚筋轴力自上而下逐渐衰减,锚筋在距锚固体顶面3.0 m以下范围内不受力,建议中风化花岗岩中抗浮锚杆的黏结长度设计值取3.5～4.0 m.锚筋剪应力沿深度呈先增大后减小的趋势,在距锚固体顶面0.45 m的位置达到峰值,约为2.7 MPa.锚筋-锚固体界面平均黏结强度为1.14～1.36 MPa,锚固体-岩土体界面平均黏结强度为0.28～0.37 MPa.     

拖曳锚在浮式风机中的设计计算方法

海上浮式风电具有广阔的发展前景,而高昂的建造成本是阻碍其发展的关键因素。拖曳锚因其制造和安装成本低廉成为浮式风电锚固基础的一种选择。本文以黏土场地为背景,通过采用经验图表法,理论计算方法以及有限元方法对黏土场地拖曳锚的贯入深度以及承载力进行了计算。结果表明厂家提供的经验方法的计算精度较低,适用于拖曳锚的初始选型;理论计算方法对土体计算参数敏感;有限元分析显示,拖曳锚的埋深是控制拖曳锚承载力的关键因素,根据上述计算结果提出了浮式风机拖曳锚设计计算的流程。计算结果显示,在进行拖曳锚设计计算时需要根据流程并谨慎选择计算参数,以保证工程的安全可靠。     

土体率效应对动力锚沉贯深度影响

动力安装锚(简称动力锚)是一种依靠自重进行安装、适用于深海锚泊系统的新型锚固基础.在动力沉贯过程中,土体经受很高的剪应变率(约25s-1),因此必须考虑土体率效应影响.总结了以往关于土体率效应的研究成果,整理了常用3种率效应模型中参数的取值范围,采用运动微分方程研究了不同率效应模型参数对动力锚沉贯深度的影响.结果表明:土体率效应会造成动力锚的沉贯深度显著减小,可偏小30%~40%;当率效应参数较大时,锚的沉贯深度对参考应变率的变化比较敏感;摩擦项与端承项的率效应比值对动力锚的沉贯深度影响较大,需要进一步研究该比值的确切取值方法;给出了可以满足任意形状和深度的矩形基础承载力计算公式.     

浅埋圆形基础竖向地基承载力极限分析上限解

圆形基础是一种应用广泛的基础形式,而目前基础承载力研究主要集中在条形基础上,对圆形基础研究较少.针对现有圆形基础承载力求解方法中存在的问题,构建了多块体离散破坏模式,同时考虑土体自重、黏聚力及边载因素,求得竖向极限承载力的上限解表达式,并编制了最优化计算程序.将计算结果与已有的滑移线解、上限解、Hansen解以及工程实测资料进行广泛比较,证明该处计算浅埋圆形基础承载力的方法是更加准确合理的.然后根据计算结果分析了圆形基础地基滑裂面特性,发现由于同时考虑了土体重度,计算得到的地基滑裂面范围小于经典的对数螺旋滑裂面,滑裂面范围随内摩擦角的增大而增大,随重度增加而减小,随基础埋深的增大而增大.     

串囊式充气锚杆在砂土中的模型试验研究

串囊式充气锚杆是基于单囊充气锚杆的改进与创新,为研究其极限抗拔承载力和位移的影响因素,通过对串囊式充气锚杆进行一系列室内模型试验,获得了其相应的抗拔承载力—位移曲线.试验结果表明影响串囊式充气锚杆极限抗拔承载力和位移的主要影响因素有:充气压力、埋置深度、橡胶膜长度和厚度、气囊个数、气囊之间的间距等,这些因素对串囊式充气锚杆的影响程度各不相同.通过与单囊充气锚杆的对比试验,得出在相同条件下,串囊式充气锚杆的极限抗拔承载力较单囊充气锚杆增加了1.2~1.7倍,极限位移仅为单囊充气锚杆的37%~66%.串囊式充气锚杆在增大承载力的同时,有效的控制了位移.     

深基坑支护中锚杆的预应力与摩阻力试验

锚杆支护在国内深基坑开挖和支护中得到了广泛应用,但对其工作机理和计算方法的研究尚不够完善.以1个预应力锚杆支护的深基坑工程为实例,对工程锚杆进行了试验.通过试验,测试了锚固体在岩土中摩阻力的分布规律及其锚杆中的预应力变化,校验了锚杆的设计数据,为工程提供了设计依据.测试结果表明,锚固体与岩土体间的摩阻力沿锚杆长度不是均匀分布的,其分布规律与摩阻力水平有关,在孔口附近最大,从孔口沿锚杆长度逐渐衰减.锚杆的预应力随着时间变化,其变化与注浆量、锚杆的位置及其锁定荷载有关.锚杆杆体的受力变化对基坑开挖较为敏感,同时围护墙体的水平位移对其有一定的影响.