樁基工程畢業(yè)論文

1、<p><b>　　第1章 緒 論</b></p><p><b>　　1.1 概述</b></p><p>　　樁基工程是一種比較古老的基礎(chǔ)形式，也是目前應(yīng)用最為廣泛的基礎(chǔ)形式之一。在軟土地區(qū)采用樁基礎(chǔ)有著悠久的歷史，早在新石器時代，人類就已經(jīng)成功的在湖泊和沼澤地中以木樁搭臺修建房屋，到19世紀(jì)后期，鋼材、水泥、混凝土和鋼筋混凝土

2、相繼問世，并被成功的應(yīng)用作制樁材料。各種新材料的問世也大大促進(jìn)了沉樁工藝的改進(jìn)，靜壓樁施工就是近年來得到廣泛使用的沉樁工藝。簡單來說靜壓樁施工就是將預(yù)制好的樁體通過相應(yīng)的壓樁機(jī)械壓到設(shè)計深度的施工工藝。</p><p>　　靜壓樁簡單來說具有樁身質(zhì)量易于保證和檢查，價格相對較低，以及施工工效高、無泥漿和噪音污染等優(yōu)點(diǎn)，目前已成為我國工業(yè)與民用建筑中，特別是軟土地基上各類建筑中廣泛采用的樁型之一[6]。但靜壓樁也有

3、其相點(diǎn)對缺，那就是它屬于排土置換樁，容易對周邊環(huán)境造成不利的影響。在飽和軟土地基中沉樁時，樁身將置換同體積的土，會產(chǎn)生巨大的側(cè)向擠壓作用，如果處理措施不當(dāng)，會引起周邊的環(huán)境問題，嚴(yán)重時還會引發(fā)工程事故。近些年來，隨著高層建筑物的大量興建，特別是在沿海軟土地區(qū)和用地緊張地區(qū)，沉樁造成的鄰近建筑物和地下公共設(shè)施破壞的事例屢見不鮮。隨著人們環(huán)保意識的不斷增強(qiáng)，對靜壓樁擠土效應(yīng)帶來的各種問題也越來越引起人們的重視。</p><

4、;p>　　從對地基土的影響程度上來說，靜壓樁施工的樁也屬于擠土樁，同常見的打入方法（如錘擊法，振動法）相比，兩者對土體作用的機(jī)理上有一定的相似性，但仍有一定的差異性，主要體現(xiàn)為：靜力壓樁時，沉樁速率保持在一定的范圍內(nèi)，因此壓樁過程可以看作準(zhǔn)靜態(tài)過程，而打入樁的貫入主要依靠動力使樁體沉入地層，貫入過程并不連續(xù)。</p><p>　　由于施工工藝的改進(jìn)，靜壓法施工具有以下的優(yōu)點(diǎn)[5]：</p>&

5、lt;p>　　1.施工時無噪音，適合在市區(qū)及其他對噪音有限制的場地施工，如學(xué)校、醫(yī)院、辦公樓及住宅小區(qū)等。</p><p><b>　　2.施工時無震動。</b></p><p>　　3.和錘擊樁相比，施工應(yīng)力比錘擊樁小，且在施工過程中不出現(xiàn)拉應(yīng)力。采用靜壓樁由于樁身不承受沖擊，施工時可以適當(dāng)減少樁體的最小配筋率，降低樁體材料的強(qiáng)度，因此可以在一定程度上降低樁的

6、制作成本，造價相對較為便宜。</p><p>　　4.樁體在工廠中制作完成，其質(zhì)量較可靠。另外，在壓樁過程中壓樁力可以記錄，并可以根據(jù)記錄來估算承載力。</p><p>　　5.施工工地整潔，不會發(fā)生泥漿滿地的情況，操作自動化程度高，施工人員及監(jiān)理人員勞動強(qiáng)度低。</p><p>　　6.施工速度快，工效高，工期相對較短。</p><p>　

7、　7.施工時樁長可以接駁，長度不受機(jī)械設(shè)備的限制。</p><p>　　8.靜壓樁的樁端持力層可以取中密-密實(shí)的砂性土層、硬塑-堅(jiān)硬的粘性土層、全風(fēng)化巖層甚至強(qiáng)分化巖層、比鉆孔灌注樁、人工挖孔樁的持力層為淺。</p><p>　　靜壓樁已在我國得到了廣泛的應(yīng)用。從已有的資料信息[9]來看，我國靜力壓入樁的使用數(shù)量為世界之最。</p><p>　　1.2 國內(nèi)外研究應(yīng)

8、用現(xiàn)狀</p><p>　　隨著靜壓樁的廣泛使用，國內(nèi)外早已有許多工程技術(shù)專家對其進(jìn)行了研究。沉樁引起的對樁周土體的擠土效應(yīng)的研究開展地較為廣泛，研究內(nèi)容大多集中在樁周土體的變形，沉樁過程中土體應(yīng)力狀態(tài)及土體強(qiáng)度的變化等方面。</p><p>　　孔擴(kuò)張機(jī)理與巖土工程中的許多實(shí)際問題具有相似性，如沉樁的擠土效應(yīng)等，因此在巖土界得到了關(guān)注和應(yīng)用。在國內(nèi)外科研工作者的共同努力下，孔擴(kuò)張理論得到

9、了長足的發(fā)展與完善。針對擬解決問題的特殊性，在材料本構(gòu)模型的采用上采用彈塑性模型等。屈服準(zhǔn)則采用從經(jīng)典的Mohr-Coulomb準(zhǔn)則[1]、Tresca準(zhǔn)則[1]到俞茂宏[8][11][12]提出的雙剪強(qiáng)度理論、空間軸對稱的統(tǒng)一強(qiáng)度理論。同時針對巖土材料的特殊性，采用了不同的軟化和剪脹模式。研究證明，巖土類材料的剪脹性、應(yīng)變軟化特性及屈服準(zhǔn)則的選取對孔擴(kuò)張問題有很大的影響。</p><p>　　從70年代起，國內(nèi)

10、外在這方面做了不少工作。在國內(nèi)，主要是應(yīng)用線性理論Mohr-Coulomb強(qiáng)度理論、Tresca強(qiáng)度理論、雙剪強(qiáng)度理論以及統(tǒng)一強(qiáng)度理論。Gibson[20][21]和Anderson[20][21]于1961年將該理論引進(jìn)巖土工程領(lǐng)域，幾十年來，該理論得到了不斷的完善和發(fā)展。Vesic[1]以Mohr-Coulomb屈服條件為依據(jù)．給出了球形孔和同筒形孔擴(kuò)張的一般解，其假定塑性區(qū)內(nèi)的土體是可壓縮的塑性同體．其不足之處是只將體積應(yīng)變平均求

11、出而不能反映其空間分布。 </p><p>　　Cartereta[19]采用應(yīng)變硬化土體模型對孔擴(kuò)張問題進(jìn)行了分析。近年來，蔣明鏡和沈珠江等[3][4]將土體模型從Mohr-Coulomb發(fā)展到應(yīng)變軟化模型，從而有利于考慮土體的實(shí)際變形特性，如剪脹等，這是圓孔擴(kuò)張理論的一大進(jìn)步。蔣明鏡、沈珠江[3][4]基于巖土軟化材料特征，提出應(yīng)力一次跌落應(yīng)變軟化模型[13][15]，采用雙剪統(tǒng)一強(qiáng)度理論的屈服函數(shù)形式推導(dǎo)并

12、給出柱形孔擴(kuò)張時的應(yīng)力場、應(yīng)變場、位移場和最終擴(kuò)張壓力的計算公式。 俞茂宏90年代提出了一個新的強(qiáng)度理論[11][12]：統(tǒng)一強(qiáng)度理論，它從雙剪單元體出發(fā)，既考慮了作用于單元體上的全部應(yīng)力以及他們對材料屈服的不同貢獻(xiàn)，又考慮到盡量減少材料參數(shù)便于工程應(yīng)用，形成一個全新的強(qiáng)度理論。近年來在國內(nèi)外已得到成功的推廣應(yīng)用。</p><p>　　擠土效應(yīng)研究方法主要由圓孔擴(kuò)張理論、應(yīng)變路徑法、滑移線理論、有限元法和模型槽試

13、驗(yàn)等[17][18]。其中以采用圓孔擴(kuò)張理論研究擠土效應(yīng)的較多，故本文首先對圓孔擴(kuò)張理論的研究現(xiàn)狀進(jìn)行了簡要的介紹。</p><p>　　由于圓孔擴(kuò)張理論形式簡單、易于求解，所以這種方法一經(jīng)提出，受到許多研究人員的歡迎。經(jīng)過A.C.Vesic、Gibson等的研究、發(fā)展，已經(jīng)成為解決沉樁對周圍土體影響問題應(yīng)用最為廣泛的方法之一[10][16]。</p><p>　　開口管樁沉樁過程中，部分

14、土體擠入管內(nèi)形成的土柱稱為“土塞”[19]。樁端下的土?xí)咳牍軆?nèi)，因此，管內(nèi)的土就可能像瓶塞一樣阻止樁的貫入和土繼續(xù)涌入管中，這樣就形成了土塞。開口管樁和閉口管樁相比較，排土量減少，對樁周土的擠土效應(yīng)減弱，而且存在土塞與樁管內(nèi)壁復(fù)雜的相互作用。土塞效應(yīng)與擠土效應(yīng)相互影響、相互制約。人為地將兩者割裂開來進(jìn)行研究是不符合工程實(shí)際的。因此土塞作用使得開口管樁的沉樁性狀比閉口樁沉樁性狀更復(fù)雜，對打樁性狀和樁的承載力影響非常大。國外對此方面的研究

15、開始較早，土塞的物理力學(xué)性質(zhì)直接影響到其與管壁之間作用力的傳遞。近年來，國內(nèi)學(xué)者對此也進(jìn)行了一定的研究。</p><p>　　1.3 本文主要工作及創(chuàng)新點(diǎn)</p><p>　　1.3.1 本文主要工作</p><p>　　1.本文基于Vesic孔擴(kuò)張理論基礎(chǔ)上[1]，Vesic總結(jié)了球形孔和柱形孔的擴(kuò)張問題的解答，將圓孔擴(kuò)張法推廣到可壓縮土體，將體積應(yīng)變引入解答分析

16、中，即引入修正剛度指標(biāo)I, 建立了剛度指標(biāo)與體積應(yīng)變的關(guān)系式。</p><p>　　2.考慮到對于巖土、硬粘土、結(jié)構(gòu)性粘土、緊密砂土及混凝土等材料，在應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系上有明顯的峰值。峰值后，應(yīng)力隨變形增大而降低，稱為軟化，之后趨于穩(wěn)定的數(shù)值。在體積應(yīng)變與主應(yīng)變曲線上，隨著主應(yīng)變的增大，體積應(yīng)變先是減小，然后逐漸增大，稱為剪脹。所以有必要考慮軟化和剪脹對柱形擴(kuò)孔的影響。文中將基于空間軸對稱統(tǒng)一強(qiáng)度理論推導(dǎo)其統(tǒng)一解析解

17、。</p><p>　　3.在推導(dǎo)出孔擴(kuò)張理論統(tǒng)一解析結(jié)果后，考慮中間主應(yīng)力的影響，探討軟化系數(shù)，剪脹效果對材料應(yīng)力場、位移場的最大塑性區(qū)半徑以及最終擴(kuò)張壓力的影響規(guī)律。</p><p>　　4.考慮到管樁沉樁過程中，會同時產(chǎn)生擠土效應(yīng)和土塞效應(yīng)。管樁的擠土效應(yīng)和土塞效應(yīng)相互影響、相互制約，文中將對管樁的沉樁土塞效應(yīng)進(jìn)行一定的推導(dǎo)，為得到其應(yīng)力場和位移場的解析解答。</p>

18、<p>　　5.對工程實(shí)例進(jìn)行分析，得到一些經(jīng)驗(yàn)和規(guī)律。 </p><p>　　1.3.2 本文創(chuàng)新點(diǎn)</p><p>　　靜壓樁施工產(chǎn)生的擠土效應(yīng)的問題的分析是個十分復(fù)雜的問題，其內(nèi)容涉及很多方面，如大變形問題、固結(jié)問題、樁土接觸面問題、土體本構(gòu)關(guān)系問題等等一系列的問題，如果要完全考慮所有這些問題，則要得到擠土應(yīng)變場、應(yīng)力場以及位移場的解答幾乎是不可能的。因此樁周土體在受到擠

19、壓后的各因素所影響變形的規(guī)律將是本文研究的重點(diǎn)。</p><p>　　1.具體為考慮中間主應(yīng)力的影響，并同時考慮土體的剪脹和應(yīng)變軟化特性研究圓孔擴(kuò)張問題，推導(dǎo)柱形孔擴(kuò)張塑性區(qū)、彈性區(qū)的應(yīng)力場、位移場、極限擴(kuò)孔壓力及最大塑性區(qū)半徑的顯示表達(dá)式。</p><p>　　2.通過考慮到土塞效應(yīng)對靜壓樁的沉樁擠土效應(yīng)進(jìn)行研究及補(bǔ)充。</p><p>　　3.而且通過圖表的形式

20、形象直觀的反應(yīng)出軟化、剪脹參數(shù)以及統(tǒng)一強(qiáng)度參數(shù)b的變化得出規(guī)律。最后通過算例分析剪脹特性、軟化參數(shù)對孔擴(kuò)張的影響，從不同的角度分析了靜壓樁沉樁擴(kuò)孔擠土效應(yīng)。 </p><p>　　圖1-1 本文分析具體技術(shù)路線</p><p>　　第2章 靜壓樁沉樁孔擴(kuò)張理論分析 </p><p>　　2.1 圓孔擴(kuò)張理論</p>

21、;<p><b>　　2.1.1 概述</b></p><p>　　在灘涂工程中，孔擴(kuò)張理論廣泛應(yīng)用于隧道、井筒、沉樁等問題的擠土分析中。Gibsom和Anderson于1961年將該理論引入巖土工程領(lǐng)域，幾十年來，在國內(nèi)外學(xué)術(shù)界共同努力下，該理論得到了不斷的完善和發(fā)展，使其在巖土工程中解決問題的范圍不斷加寬。</p><p>　　圖2-1 本章技術(shù)路

22、線圖</p><p>　　2.1.2 基本假定及模型 </p><p>　　1）土體是飽和、均勻、各向同性的理想彈塑性材料；</p><p>　　2）小孔在無限大的土體中擴(kuò)張；</p><p>　　3）土體屈服服從Tresca 屈服準(zhǔn)則或 Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則。 </p><p>　　土體在孔壁內(nèi)

23、壓力P作用下，徑向受壓。當(dāng)p較小時，孔周圍土體處于彈性狀態(tài)；當(dāng)p值增大到某一臨界值時，孔周圍土體屈服，進(jìn)入塑性狀態(tài)；隨著p值繼續(xù)增大，塑性區(qū)半徑不斷擴(kuò)展，成環(huán)狀塑性區(qū)；在塑性區(qū)外，土體仍保持彈性狀態(tài)。設(shè)孔的初始半徑為,孔徑為，塑性區(qū)半徑為，擴(kuò)張后孔最終半徑為，相應(yīng)的孔內(nèi)最終壓力值為。在半徑以外的土體保持彈性狀態(tài)，如圖2-2所示。</p><p>　　圖2-2 圓孔擴(kuò)張模型</p><p>

24、;　　2.1.3 基本方程</p><p><b>　　平衡方程：</b></p><p>　　x=1,2 分別對應(yīng)于柱形孔和球形孔。</p><p>　　為土體徑向應(yīng)力；為土體切向應(yīng)力；r為計算點(diǎn)半徑。</p><p><b>　　幾何方程為： </b></p><p>

25、;　　為徑向位移 </p><p>　　彈性本構(gòu)方程為胡克定律；</p><p>　　對于 Tresca材料，材料屈服表達(dá)式為： k為Tresca常數(shù)。 </p><p>　　對于Mohr-Coulomb材料，材料屈服表達(dá)式為：</p><p>　　分別為土體的內(nèi)摩擦角和

26、凝聚力。</p><p>　　2.1.4 經(jīng)典圓孔擴(kuò)張理論解概述</p><p>　　(1)最終擴(kuò)孔壓力解</p><p>　　在Vesic理論[1]中，最終擴(kuò)孔壓力解的表達(dá)式為：</p><p>　　為了確定極限擴(kuò)張壓力和的值，可利用孔的體積變化等于彈性區(qū)體積變化加上塑性區(qū)的體積變化的關(guān)系。于是有：</p><p>

27、<b>　　略去的平方項(xiàng)，得：</b></p><p>　　對于彈塑性邊界，當(dāng)及屈服條件得：</p><p><b>　　求得值后，代入：</b></p><p>　　可以計算出極限擴(kuò)張壓力。</p><p>　　平均塑性應(yīng)變是作為已知值引進(jìn)的。實(shí)際上，平均塑性體積應(yīng)變是塑性區(qū)內(nèi)應(yīng)力狀態(tài)的函數(shù)，為解

28、決這個問題，可采用迭代法求解。</p><p>　　(1)先假定一個塑性區(qū)體積應(yīng)變平均值，由上述分析可得到塑性區(qū)內(nèi)的應(yīng)力狀態(tài)；</p><p>　　(2)由步驟(1)計算得到的應(yīng)力狀態(tài)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)確定的體積應(yīng)變與應(yīng)力的關(guān)系，確定修正的平均塑性體積應(yīng)變；</p><p>　　(3)用修正的平均塑性體積應(yīng)變，重復(fù)步驟(1)和(2)，直至 </p><

29、p>　　這樣，就可得到滿意的解答。然后根據(jù)值以及其他數(shù)據(jù)，就可以確定孔內(nèi)最終壓力。</p><p>　　(2)塑性區(qū)半徑的求解</p><p>　　要想求得，為了計算方便，可以利用任意深度處孔的體積變化等于彈性區(qū)的體積變化加上塑性區(qū)的體積變化。</p><p><b>　　于是有：</b></p><p><

30、b>　　略去的平方項(xiàng)，得：</b></p><p><b>　　(1-1)</b></p><p><b>　　其中：</b></p><p>　　在彈性區(qū)邊界，當(dāng)時，則有。同時考慮初始應(yīng)力可得：</p><p><b>　　(1-2)</b></p&g

31、t;<p>　　將式（1-2）代入（1-1）可得：</p><p><b>　　(1-3)</b></p><p>　　在彈塑性交界處，即時，</p><p><b>　　代入（1-3）得：</b></p><p><b>　　引入剛度指標(biāo)：</b></p&

32、gt;<p><b>　　其中，剪切模量G：</b></p><p><b>　　抗剪強(qiáng)度S：</b></p><p>　　則： </p><p><b>　　(1-4)</b></p><p>　　式（1-4）中，可用迭代

33、法假設(shè)是已知的，推導(dǎo)出塑性區(qū)半徑。求出后，最終擴(kuò)張壓力以及土體中的應(yīng)力</p><p>　　2.2 采用統(tǒng)一強(qiáng)度理論分析柱形孔擴(kuò)張問題</p><p><b>　　2.2.1 概述</b></p><p>　　擴(kuò)孔理論的研究已有不少成果，這些成果是分析孔中擠土效應(yīng)和多種土工測試的理論基礎(chǔ)，如沉樁效應(yīng)等。但是，一些巖土類材料受力達(dá)峰值后，具有明顯

34、的軟化現(xiàn)象，變現(xiàn)為彈塑性軟化，同時在受力過程中產(chǎn)生剪脹現(xiàn)象，這時傳統(tǒng)的 Vesic擴(kuò)孔理論就顯不足，Mohr-Coulomb準(zhǔn)則表達(dá)式簡單，但其最大的缺點(diǎn)是沒有考慮中間主應(yīng)力效應(yīng)，同時他將土當(dāng)成理想彈塑性材料，未考慮土的應(yīng)變軟化及剪脹特性，因而與材料的實(shí)驗(yàn)結(jié)果不符。因此本文將在此利用巖土工程界廣泛采用并更符合實(shí)際的雙剪統(tǒng)一強(qiáng)度理論，考慮中間主應(yīng)力的影響，并同時考慮土體的剪脹和應(yīng)變軟化特性，推導(dǎo)孔擴(kuò)張問題的精確相似解。</p>

35、<p>　　2.2.2 采用統(tǒng)一強(qiáng)度理論的柱形孔擴(kuò)張問題推導(dǎo)</p><p>　　對于柱形孔，據(jù)文獻(xiàn)[11][12],得到統(tǒng)一強(qiáng)度理論在本問題中的表達(dá)式，</p><p><b>　　令</b></p><p>　　得到 </p><p><b>　　(1)<

36、;/b></p><p>　　根據(jù)軸對稱問題的特點(diǎn)，并假設(shè)以壓為正，拉為負(fù)，式（1）也可以寫成：</p><p><b>　　(2)</b></p><p><b>　　(3)</b></p><p>　　式中： </p><p><b>

37、;　　(4)</b></p><p>　　和為統(tǒng)一內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角。</p><p>　　和分別為材料的凝聚力和內(nèi)摩擦角，為統(tǒng)一強(qiáng)度參數(shù)，m為引入?yún)?shù)，在塑性區(qū)的各個階段，。 </p><p>　　采用空間軸對稱問題的統(tǒng)一強(qiáng)度理論，其軟化前和軟化后的屈服準(zhǔn)則可以表示為：</p><p><b>　　(5)</b&g

38、t;</p><p>　　表示材料軟化前，表示材料軟化后。</p><p>　　2.2.3 擴(kuò)孔的彈塑性分析</p><p>　　若不計體力，則整個區(qū)域滿足： </p><p><b>　　(6)</b></p><p><b>　　(7)</b></p>&l

39、t;p>　　a）彈塑性區(qū)應(yīng)力場的統(tǒng)一解表達(dá)式：</p><p><b>　　彈性區(qū)有兩張情況:</b></p><p>　　(1)當(dāng)時，則由彈性力學(xué)可以得出應(yīng)力場、應(yīng)變場和位移場為：</p><p><b>　　(8)</b></p><p><b>　　(9)</b>&

40、lt;/p><p><b>　　(10)</b></p><p>　　式中 為內(nèi)孔壓力；為初始應(yīng)力。 (2)當(dāng)時，將（8）~（9）式中的改為，用來表示，為</p><p>　　彈塑性交界面上的徑向應(yīng)力。可以得到：</p><p>　　(11)

41、 (12)</p><p><b>　　(13)</b></p><p>　　塑性區(qū)的區(qū)域范圍是：。</p><p>　　將（8）式代入（5）式（i=0），并且R=,可得臨界擴(kuò)張壓力為：</p><p><b>　　(14)</b></p><p>　　將（

42、5）式（i=1）代入（6）式中可以得到：</p><p><b>　　(15)</b></p><p>　　解得： </p><p><b>　　(16)</b></p><p><b>　　(17)</b></p>

43、<p>　　由邊界條件得出： (18)</p><p>　　所以 (19)</p><p>　　從上式中，令,代入到（11）~（13）中可以得到彈性區(qū)內(nèi)的應(yīng)力場、應(yīng)變場和位移場的

44、解答：</p><p><b>　　(20)</b></p><p><b>　　(21)</b></p><p><b>　　(22)</b></p><p>　　根據(jù)彈塑性交界面的應(yīng)力條件參考文獻(xiàn)[2]，可以得到p與的關(guān)系為</p><p><

45、b>　　(23)</b></p><p>　　或者 </p><p><b>　　(24) </b></p><p>　　b) 塑性區(qū)位移場、應(yīng)變場的確定</p><p>　　根據(jù)彈塑性交界面上的應(yīng)力條件，由（21）式和（22）式可以得到彈塑性交界面上的應(yīng)變和位移：

46、 </p><p><b>　　(25)</b></p><p><b>　　(26)</b></p><p>　　根據(jù)體應(yīng)變，徑向應(yīng)變，切向應(yīng)變之間的關(guān)系，有下式成立：</p><p><b>　　(27)</b></p><p><b&g

47、t;　　(28)</b></p><p>　　又因?yàn)?</p><p><b>　　(29)</b></p><p><b>　　考慮到：</b></p><p>　　，為體應(yīng)變，，為峰值后的塑性應(yīng)變，以壓為正，拉為負(fù)，</p><p>　　為

48、大小主應(yīng)變，h是反應(yīng)剪脹特性的影響參數(shù)。</p><p>　　既而由切向應(yīng)力，徑向應(yīng)力以及剪脹參數(shù)的影響得到： </p><p><b>　　(30)</b></p><p>　　由上式及（25）式和（7）式得到：</p><p><b>　　(31)</b></p><p>

49、;　　上式解得： </p><p><b>　　(32)</b></p><p>　　其中c 為積分常數(shù)。當(dāng)R=時，c可通過式（26）求得：</p><p><b>　　(33)</b></p><p>　　代入（32）式可得u的表達(dá)式，既而求得：</p><

50、p><b>　　(34)</b></p><p>　　式中的可由式（24）得出。</p><p>　　c) 最終擴(kuò)張壓力和最大塑性區(qū)半徑的確定</p><p>　　塑性區(qū)內(nèi)的體積應(yīng)變由式（34）可求得：</p><p><b>　　(35)</b></p><p>　　

51、再根據(jù)體積平衡條件最終可以得到：</p><p><b>　　(36)</b></p><p>　　式中 </p><p><b>　　(37)</b></p><p><b>　　(38)</b></p><p&

52、gt;　　式（36）可用迭代法進(jìn)行求解，得出,進(jìn)而得到，再依據(jù)（23）式得到最終擴(kuò)孔壓力：</p><p><b>　　(39)</b></p><p>　　再將迭代法解得的,從而得到的代入上式。便可求出。</p><p>　　2.3 分析土塞效應(yīng)對柱形孔的擴(kuò)張問題</p><p><b>　　2.3.1 概述

53、</b></p><p>　　目前，靜壓樁在我國得到了越來越廣泛的應(yīng)用。靜壓樁現(xiàn)澆灌注而形成的混凝土筒型樁體在施工過程中，會同時產(chǎn)生擠土效應(yīng)和土塞效應(yīng)?，F(xiàn)澆灌注而形成的混凝土筒型樁體在施工過程中，樁內(nèi)大量土體不是擠向周圍，而是被內(nèi)管套入其中，稱筒內(nèi)的土柱為“土塞”[7][17]。開口管樁和閉口管樁相比較，排土量減少，對樁周圍的擠土效應(yīng)減弱，而且存在土塞與管樁內(nèi)壁復(fù)雜的相互作用。因此土塞作用使得開口管樁

54、的沉樁性狀比閉口樁沉樁更復(fù)雜，對打樁性狀和樁的承載力影響非常大。大量工程實(shí)踐證明：土塞的形成對樁的承載力有較大的影響。管樁的擠土效應(yīng)和土塞效應(yīng)相互影響、相互制約，人為地將兩者割裂開來進(jìn)行研究是不符合工程實(shí)際的。</p><p>　　2.3.2 土塞效用的柱形孔擴(kuò)張解析解 </p><p><b>　　圖2-3</b></

55、p><p><b>　　基本假設(shè)：</b></p><p>　　(1)土體服從Tresca屈服條件；</p><p>　　(2)孔內(nèi)壓力從樁頂?shù)綐兜资遣蛔兊模?lt;/p><p>　　(3)忽略樁底土體的體積變化。</p><p>　　柱形孔擴(kuò)張問題是平面應(yīng)變軸對稱問題，見圖2-3（圖中：為土塞半徑，h為

56、土塞高度：為塑性區(qū)外側(cè)邊界的徑向位移：L為樁入土深度）。在整個區(qū)域內(nèi)，均滿足平面應(yīng)變軸對稱問題的應(yīng)力平衡微分方程[16][19]：</p><p><b>　　(1)</b></p><p>　　幾何方程為 (2)</p>&

57、lt;p><b>　　式中：為徑向位移。</b></p><p>　　彈性階段本構(gòu)物理方程為</p><p><b>　　(3)</b></p><p><b>　　（1）彈性階段</b></p><p>　　根據(jù)彈性理論，選取應(yīng)力函數(shù)，則有</p><

58、;p><b>　　(4)</b></p><p><b>　　因此</b></p><p><b>　　(5)</b></p><p><b>　　(6)</b></p><p>　　當(dāng)時，。代入式(5)</p><p>&l

59、t;b>　　可得</b></p><p><b>　　(7)</b></p><p><b>　　由此可得</b></p><p><b>　　(8)</b></p><p>　　(9)

60、

61、

62、 </p><p><b>　　(10)</b></p><p>　　由式（9），（10）可以得到柱形孔擴(kuò)張問題中土體處于彈性階段時土體應(yīng)力分布情況。軸對稱條件下徑向位移為</p><p><b>　　(11)</b></p><p>　　結(jié)合式（9），（11）

63、可改寫為</p><p><b>　　(12)</b></p><p><b>　?。?）塑性階段</b></p><p>　　塑性階段考慮到屈服條件問題，在這里考慮Tresca 材料。</p><p>　　在屈服條件下，對Tresca 材料有</p><p><b&g

64、t;　　(13)</b></p><p>　　將式（13）代入式（1）可得</p><p><b>　　(14)</b></p><p>　　積分式（14）后可得</p><p><b>　　(15)</b></p><p>　　柱形孔擴(kuò)張后，內(nèi)側(cè)半徑，內(nèi)側(cè)壓力，

65、根據(jù)這一邊界條件代入式（15）得</p><p><b>　　(16)</b></p><p>　　結(jié)合式（15）和（16）可得</p><p><b>　　(17)</b></p><p>　　將式（17）代入式（13）可得</p><p><b>　　(18)&

66、lt;/b></p><p>　　Tresca 材料塑性體積應(yīng)變等于0，忽略塑性區(qū)材料在彈性階段的體積變化，即可認(rèn)為塑性區(qū)總體積不變，則在沉樁過程中樁排開的土體體積等于彈性區(qū)體積變化與土塞體積之和。由此可推出孔內(nèi)壓力值和塑性區(qū)最大半徑： </p><p><b>　　(19)</b></p><p>　　展開式（19），略去的高次項(xiàng)和項(xiàng)

67、得</p><p><b>　　(20)</b></p><p>　　在彈塑性交界處，。由柱形孔彈性階段徑向位移解式（12）可得</p><p><b>　　(21)</b></p><p>　　彈性交界處徑向應(yīng)力可由塑性區(qū)應(yīng)力表達(dá)式式（17）得</p><p><b&

68、gt;　　(22)</b></p><p>　　將式（22）代入（21），可得</p><p><b>　　(23)</b></p><p>　　在彈塑性交界處，，代入式（13）可得</p><p><b>　　(24)</b></p><p><b>

69、　　又由式（10）可得</b></p><p><b>　　(25)</b></p><p>　　由式（24），（25）可得</p><p><b>　　(26)</b></p><p>　　由式（20），（21）。消去，可得</p><p><b>　

70、　(27) </b></p><p>　　將式（26）代入（27）可得</p><p><b>　　(28)</b></p><p><b>　　于是有</b></p><p><b>　　(29)</b></p><p>　　由式（22），

71、（26），（29）可得</p><p><b>　　(30)</b></p><p>　　由式（20），（29）可得</p><p><b>　　(31)</b></p><p>　　2.3.3 土塞效應(yīng)分析小結(jié)</p><p>　　算例：設(shè)有一開口管樁在均質(zhì)土中靜壓沉樁，內(nèi)

72、半徑R=380mm，D=392mm，=17°，c=0，</p><p>　　=18kN,=0.3,E=0.7Mpa.繪制以下關(guān)系曲線。</p><p>　　1)當(dāng)土塞長度分別為0.5、1.0、1.5、2.0m，求管樁內(nèi)的土塞效應(yīng)產(chǎn)生的應(yīng)力；</p><p>　　2)當(dāng)土塞長度為1m，內(nèi)半徑R=120,140,150,160,170,180mm時，管樁內(nèi)的土

73、塞效應(yīng)產(chǎn)生的應(yīng)力；</p><p>　　3)當(dāng)內(nèi)半徑R=380mm，土塞高度為1m，樁壁厚t=10,12,14,18,20mm時，管樁內(nèi)的土塞效應(yīng)產(chǎn)生的應(yīng)力。</p><p>　　由上述算例代入解析解繪制出土塞應(yīng)力的影響關(guān)系曲線見圖2-4，圖2-5，圖2-6。</p><p>　　圖2-4 土塞高度與土塞應(yīng)力曲線</p><p>　　圖2-5

74、 管內(nèi)半徑與土塞效應(yīng)曲線</p><p>　　圖2-6 樁壁厚與土塞應(yīng)力曲線</p><p>　　通過算例建立了管徑、管壁厚度以及土塞高度與土塞效應(yīng)相對關(guān)系，從圖2-4，圖2-5，圖2-6中發(fā)現(xiàn)土塞高度與土塞徑向應(yīng)力成正比，土塞閉塞效應(yīng)的強(qiáng)弱主要取決于樁徑，與樁徑成反比但是前提為不同樁徑、相同壁厚。由此可以發(fā)現(xiàn)土塞與徑厚比成正比，徑厚比越大，形成的土塞也越高；徑厚比越小，形成的土塞也越

75、低。以上僅從解析解出發(fā)分析了一部分的影響因素未考慮到土質(zhì)以及其他存在因素對其的影響，還應(yīng)結(jié)合試驗(yàn)以及工程實(shí)例才能得出更加具體有說服力的結(jié)論。</p><p>　　第3章 計算結(jié)果與分析 </p><p>　　下面通過圖表來考察中主應(yīng)力、剪脹以及軟化對塑性區(qū)半徑和極限擴(kuò)張壓力的影響，計算參數(shù)取為假設(shè)土的彈性模量kpa，泊松比為0.4，粘聚力=為40kpa，，。參數(shù)代入之前推導(dǎo)得出的塑性區(qū)半徑

76、解析式、最終擴(kuò)孔壓力解析式以及位移解析式等繪制出個參數(shù)影響的關(guān)系曲線。</p><p>　　3.1 軟化特性的影響</p><p>　　通過修改值來反應(yīng)軟化特性的影響，取h=1.5。</p><p>　　圖3-1繪出了最終擴(kuò)孔壓力與參數(shù)，b的關(guān)系曲線，可以看出，圖線成線性增長關(guān)系隨值的增大而增大。同時通過控制變量的方法觀測可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)值不變的情況下，隨b值的增大而增

77、大。</p><p>　　圖3-1 最終擴(kuò)孔壓力與軟化內(nèi)摩擦角，b的關(guān)系曲線</p><p>　　圖3-2繪出了b=0時擴(kuò)孔壓力與、塑性區(qū)半徑的關(guān)系曲線，可以看出，相同擴(kuò)孔壓力下，塑性區(qū)半徑隨值增大而減小，同時在塑性區(qū)半徑不變的情況下從圖中也可以看出隨值的增大而增大。</p><p>　　圖3-2 擴(kuò)張壓力與，b塑性區(qū)半徑的關(guān)系曲線</p><

78、;p>　　圖3-3可以看出處的徑向位移與參數(shù)，b的關(guān)系曲線，可以看出,處的徑向位移隨值增大而減小。同時可以看出隨著統(tǒng)一強(qiáng)度參數(shù)b的增大而減小。</p><p>　　圖3-3 徑向位移與，b的關(guān)系曲線 </p><p>　　圖3-4繪出了擴(kuò)孔壓力p=500kPa和b=0時軟化對徑向應(yīng)力的影響曲線，可以看出，塑性區(qū)半徑隨值的減小而增大，徑向應(yīng)力在彈塑性交界面上連續(xù)。</p>

79、;<p>　　圖3-4 軟化對徑向應(yīng)力的影響</p><p>　　圖3-5繪出了擴(kuò)孔壓力p=500kPa和b=0時軟化對切向應(yīng)力的影響曲線，可以看出，塑性區(qū)半徑隨值增大而減小。同時，也可以看出，切向應(yīng)力不連續(xù)，而且軟化對切向應(yīng)力的影響要大于對徑向應(yīng)力的影響。軟化對切向應(yīng)力的影響主要體現(xiàn)在彈塑性界面上的應(yīng)力間斷值大小。值越小，間斷值越大。</p><p>　　圖3-5 軟化對切

80、向應(yīng)力分布的影響</p><p>　　3.2 剪脹特性的影響</p><p>　　通過修改h的的取值來反映不同剪脹特性的影響，h的取值h=1到h=2.77（根據(jù)相關(guān)流動法則計算得到h的最大值）。</p><p>　　圖3-6繪出了最大塑性區(qū)半徑與參數(shù)h，b的關(guān)系曲線，可以看出，最大塑性區(qū)半徑隨h值的增大而增大，當(dāng)h不變的情況下，隨b值的增大而減小。</p>

81、;<p>　　圖3-6 最大塑性區(qū)半徑與h，b的關(guān)系曲線</p><p>　　圖3-7繪出了當(dāng)擴(kuò)孔壓力p=500kpa時，R=處的徑向位移與參數(shù)h、b的關(guān)系曲線，從圖上可以看出，徑向位移隨h的增大而減小，h對徑向位移的影響較大，當(dāng)b=0的情況下，h=1的位移比h=2.77時的位移增大較多。</p><p>　　圖3-7 徑向位移與h，b的關(guān)系曲線</p>&l

82、t;p>　　3.3 統(tǒng)一強(qiáng)度參數(shù)b的影響</p><p>　　通過上述各圖可以看出，統(tǒng)一強(qiáng)度參數(shù)b值對最大塑性區(qū)半徑、最終擴(kuò)孔壓力、位移場均有影響。通過系數(shù)b的取值來分析統(tǒng)一強(qiáng)度參數(shù)的影響。b=0時俞茂宏統(tǒng)一強(qiáng)度理論退化Mohr-Coulomb準(zhǔn)則，b=1時為雙剪應(yīng)力強(qiáng)化理論參考文獻(xiàn)[11][12]。</p><p>　　圖3-8繪出了擴(kuò)孔壓力p與b以及塑性區(qū)半徑的關(guān)系。同一塑性區(qū)半

83、徑條件下，擴(kuò)孔壓力隨b值的增大而增大。</p><p>　　圖3-8 擴(kuò)孔壓力與b塑性區(qū)半徑的關(guān)系曲線</p><p>　　圖3-9繪出了擴(kuò)孔壓力p=500kPa和=28°時b值對徑向應(yīng)力分布的影響曲線，可以看出，b值對徑向應(yīng)力影響較小，徑向應(yīng)力在彈塑性交界面上連續(xù)。</p><p>　　圖3-9 b值對徑向應(yīng)力分布的影響</p><

84、;p>　　圖3-10繪出了擴(kuò)孔壓力p=500kPa和=28°時b值對切向應(yīng)力分布的影響曲線，可以看出，b對切向應(yīng)力影響較大大于對徑向應(yīng)力的影響。</p><p>　　圖3-10 b值對切向應(yīng)力分布的影響</p><p>　　圖3-11給出了b值對臨界壓力的影響曲線，可以看出，臨界壓力隨b值的增大而增大。 </p><p>　　圖3-11 b值對

85、臨界壓力的影響</p><p><b>　　3.4 分析小結(jié)</b></p><p>　　剪脹、軟化以及屈服準(zhǔn)則的選取對柱形擴(kuò)孔問題的求解有較大影響。實(shí)際工程中要綜合考慮以上三種因素，方能得出正確解答。b=0時相當(dāng)于不考慮中間主應(yīng)力的影響，從圖中可以看出，中主應(yīng)力對計算結(jié)果有明顯的影響，考慮中主應(yīng)力時，塑性區(qū)半徑與孔徑之比顯然比不考慮中主應(yīng)力時要小，而極限擴(kuò)張壓力明顯

86、比不考慮中主應(yīng)力時要大，也就是說不考慮中主應(yīng)力影響時結(jié)果偏于保守，所以在工程應(yīng)用中比如估算樁基承載力時，考慮中主應(yīng)力影響非常重要，而且更經(jīng)濟(jì)。土的軟化程度越高，塑性區(qū)半徑與孔徑比越大，土的軟化特性對極限擴(kuò)張壓力有顯著影響，隨土軟化程度的提高，極限擴(kuò)張壓力隨之減??；隨著土的剪脹角增大，塑性區(qū)半徑與孔徑比以及極限擴(kuò)張壓力都隨增大。</p><p><b>　　第4章 工程實(shí)例</b></

87、p><p><b>　　4.1 工程實(shí)例1</b></p><p>　　福州某基礎(chǔ)工程公司，采用靜壓沉管樁施工，某16個工程的有關(guān)土體參數(shù)以及用本文計算方法求得的極限擴(kuò)孔壓力值如表4-1所示。計算時假定粘性土。對砂性土，對淤泥，其他土體取。c、是采用地質(zhì)報告中的指標(biāo)。是根據(jù)地質(zhì)報告求得的某點(diǎn)的平均壓力，其理論計算結(jié)果與實(shí)測結(jié)果對比如表4-1所示。</p>&

88、lt;p>　　表4-1 靜壓樁沉樁的實(shí)測值與理論計算值比較表</p><p>　　從表4-1靜壓樁沉樁的實(shí)測值與理論值比較表中可以看出，統(tǒng)一強(qiáng)度參數(shù)b對計算結(jié)果有明顯的影響，理論計算值隨統(tǒng)一強(qiáng)度參數(shù)b值的增大而增大，同時從同一內(nèi)粘聚力和內(nèi)摩擦角相對應(yīng)的實(shí)測值中可以不難發(fā)現(xiàn)土體的內(nèi)摩擦角以及內(nèi)粘聚力都對實(shí)測值有一定的影響，而且實(shí)測結(jié)果完全處于理論計算結(jié)果的規(guī)律之內(nèi)，結(jié)合上一章通過圖表進(jìn)行的計算結(jié)果分析，進(jìn)一

89、步說明了本文理論方法具有一定的工程應(yīng)用價值。</p><p><b>　　4.2 工程實(shí)例2</b></p><p>　　上海某小區(qū)廠房進(jìn)行了場地的各類勘探。根據(jù)地質(zhì)報告中土體參數(shù)。計算時假定粘性土，對砂性土，對淤泥，其他土體取。c、是采用地質(zhì)報告中的指標(biāo)。是根據(jù)地質(zhì)報告求得的某點(diǎn)的平均壓力，其理論計算結(jié)果與實(shí)測結(jié)果對比如表4-2所示。</p><

90、p>　　表4-2 靜壓樁沉樁理論值與計算值比較</p><p>　　從表4-2的靜壓樁沉樁的實(shí)測值與理論值比較表中也可以看出，統(tǒng)一強(qiáng)度參數(shù)b對計算結(jié)果有明顯的影響，理論計算值隨統(tǒng)一強(qiáng)度參數(shù)b值的增大而增大，同時從同一內(nèi)粘聚力和內(nèi)摩擦角相對應(yīng)的實(shí)測值中可以不難發(fā)現(xiàn)土體的內(nèi)摩擦角以及內(nèi)粘聚力都對實(shí)測值有一定的影響，而且實(shí)測結(jié)果完全處于理論計算結(jié)果的規(guī)律之內(nèi)，結(jié)合上一章通過圖表以及表4-1進(jìn)行的計算結(jié)果分析，從

91、不同的工程實(shí)例反應(yīng)了相同的比較結(jié)果，進(jìn)而說明了本文理論方法具有一定的工程應(yīng)用價值。</p><p>　　4.3 工程實(shí)例3</p><p>　　為消除算例分析的偶然性，采用工程實(shí)例3進(jìn)行對比分析。該工程的具體概況為：鞍山新村站工程位于楊浦區(qū)鞍山二村內(nèi)，南面緊靠控江路。車站主體結(jié)構(gòu)全長為151.40m，端頭井寬23.80m，標(biāo)準(zhǔn)段寬19.60m，車站主體結(jié)構(gòu)西高東低，縱坡為。車站主體結(jié)構(gòu)維

92、護(hù)采用600m厚的地下連續(xù)墻，端口井位置深度26m，標(biāo)準(zhǔn)段為23m，端口井部位開挖深度約14.7m。標(biāo)準(zhǔn)段部位開挖深度約12.7m。</p><p>　　根據(jù)上海軌道交通M8線鞍山新村車站設(shè)計要求，基坑內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)段為地下連續(xù)墻接頭處抽條加固，共有19個抽條，端頭井為網(wǎng)絡(luò)抽條加固，端頭井外側(cè)局部加固?；觾?nèi)標(biāo)準(zhǔn)段和端頭井內(nèi)加固深度均為3.0m（坑底一下）；端頭井外加固深度約為16m（地表下2.0m以下）。車站場地建址處

93、場地平坦，地面標(biāo)高2.92m~3.21m。該工程不利的土層主要是分布于西北部的洪填土和灰色粘質(zhì)粉土夾粉質(zhì)粘土，本地區(qū)淺部地下水屬潛水類型，主要由降水及地表水補(bǔ)給，地下水位埋深約為1.3m~1.7m。其理論計算結(jié)果與實(shí)測結(jié)果對比表如表4-3所示。</p><p>　　表4-3 靜壓樁沉樁理論值與計算值比較</p><p>　　注：①褐黃色粉質(zhì)粘土；②灰色粘質(zhì)粉土夾淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土；③灰色淤泥質(zhì)

94、粉質(zhì)粘土；</p><p>　?、芑疑倌噘|(zhì)粘土；⑤灰色粘土；⑥灰色粉質(zhì)粘土；⑦灰色砂質(zhì)粉土夾粉質(zhì)粘土</p><p>　　從表4-3中可以看出，由于土體參數(shù)b值不能確定，對每個不同計算值而言，其與實(shí)測結(jié)果相差也不大，而且實(shí)測結(jié)果完全處于理論計算結(jié)果的規(guī)律之內(nèi)，進(jìn)一步說明了本文理論方法具有一定的工程應(yīng)用價值。</p><p><b>　　4.4 工程實(shí)例4

95、</b></p><p>　　現(xiàn)舉例進(jìn)行基于土塞效應(yīng)的柱形孔擴(kuò)張問題的計算。在軟土地區(qū)進(jìn)行預(yù)應(yīng)力管樁的壓樁時，其基本參數(shù)如下：，，，，，，L=20m，h=10m。其計算結(jié)果見表4-4。</p><p>　　表4-4 柱形孔擴(kuò)張位移場及應(yīng)力場結(jié)果</p><p>　　根據(jù)上海地區(qū)軟粘土室內(nèi)試驗(yàn)的結(jié)果，一般淤泥質(zhì)粘土的剛度比，因而塑性區(qū)半徑與擴(kuò)張小孔半徑比

96、，即塑性區(qū)半徑為樁半徑的7~11倍。本例計算結(jié)果，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果符合較好。從中可以看出由于土塞的存在，管樁的擠土效應(yīng)相應(yīng)減弱，在淤泥質(zhì)圖中沉樁時，土塞高度大，此時樁的擠土效應(yīng)小。</p><p><b>　　4.5 工程實(shí)例5</b></p><p>　　第一現(xiàn)場試驗(yàn)的試驗(yàn)場地概況為：地面標(biāo)高在4.29~4.83m，地下水埋深一般為0.4m。三個試驗(yàn)點(diǎn)的試驗(yàn)參數(shù)如下，第一

97、點(diǎn)試驗(yàn)參數(shù)為：=11.5，c=9kPa，=0.5，E=1670kPa；第二點(diǎn)試驗(yàn)參數(shù)為：=11.5，c=12kPa，=0.5，E=2780kPa；第三試驗(yàn)參數(shù)為：=22，c=4kPa，=0.5，E=5900kPa.利用上述試驗(yàn)參數(shù)對本章理論進(jìn)行驗(yàn)證計算，其極限擴(kuò)孔壓力的理論與實(shí)測結(jié)果如表4-5所示。</p><p>　　從表4-5中可以看出：隨著b值的增大，無論是球形擴(kuò)孔還是柱形擴(kuò)孔，其擴(kuò)孔壓力值都在增大，其原因

98、是隨著b值的增大，土體的壓縮性等都會相應(yīng)提高，因此所需要的擴(kuò)孔壓力也就相應(yīng)的增大。同時可以看出，理論結(jié)果與實(shí)測結(jié)果較為吻合，初步說明了本章理論的有效性。</p><p>　　表4-5 本實(shí)例理論值與實(shí)驗(yàn)值對比</p><p><b>　　第5章 結(jié) 論</b></p><p>　　本文總結(jié)靜壓樁沉樁擴(kuò)孔擠土效應(yīng)的研究現(xiàn)狀，圓孔擴(kuò)張法是研究靜

99、壓樁擠土效應(yīng)的主要方法[5][9]，本文針對現(xiàn)有孔擴(kuò)張理論的不足，對圓孔擴(kuò)張法進(jìn)行改進(jìn)，蔣明鏡、沈珠江首先將統(tǒng)一強(qiáng)度理論用于柱形孔的擴(kuò)張問題，他們基于軸對稱平面應(yīng)變統(tǒng)一強(qiáng)度理論，得出了一系列新的結(jié)果，形成蔣-沈擴(kuò)孔公式[3][4]。本文基于空間軸對稱統(tǒng)一強(qiáng)度理論推導(dǎo)出了具有剪脹和軟化特性的巖土材料中柱形孔擴(kuò)張問題的應(yīng)力、位移、極限擴(kuò)孔壓力和最大塑性區(qū)半徑的解析解，并討論了不同軟化和剪脹模式以及不同屈服準(zhǔn)則對柱形孔擴(kuò)張的影響。文中的統(tǒng)一解

100、考慮了材料的中間主應(yīng)力效應(yīng)，并通過統(tǒng)一強(qiáng)度理論參數(shù)b反映了不同材料的不同程度的中間主應(yīng)力效應(yīng)。得出與蔣-沈擴(kuò)孔統(tǒng)一公式相似的結(jié)果。從不同的方面對擴(kuò)孔統(tǒng)一公式做出了論述。統(tǒng)一解可以靈活地適應(yīng)不同的工程材料，從本文結(jié)果可以看出：</p><p>　　(1)剪脹特性對最大塑性區(qū)半徑、最終擴(kuò)孔壓力以及位移場均有影響，對應(yīng)力場無影響。求其對位移的影響最大。</p><p>　　(2)軟化特性和統(tǒng)一強(qiáng)

101、度理論參數(shù)b對位移場以及最終擴(kuò)孔壓力均有較大影響。對應(yīng)力場影響較小。對應(yīng)力場的影響在塑性區(qū)和彈性區(qū)不同。而且，徑向應(yīng)力在彈塑性交界面上連續(xù)，切向應(yīng)力不連續(xù)。軟化特性和統(tǒng)一強(qiáng)度理論參數(shù)b對切向應(yīng)力的影響要大于對徑向應(yīng)力的影響。</p><p>　　(3)統(tǒng)一強(qiáng)度參數(shù)b值對最大塑性區(qū)半徑、最終擴(kuò)孔壓力、位移場均有影響。通過系數(shù)b的取值來分析統(tǒng)一強(qiáng)度參數(shù)的影響。b=0時俞茂宏統(tǒng)一強(qiáng)度理論退化Mohr-Coulomb準(zhǔn)則

102、，b=1時為雙剪應(yīng)力強(qiáng)化理論參考文獻(xiàn)[11][12]。</p><p>　　(4)沉樁過程是一個非常復(fù)雜的過程，在此過程中會同時產(chǎn)生擠土效應(yīng)和土塞效應(yīng)，由于土塞的存在，管樁的擠土效應(yīng)相應(yīng)減弱，在淤泥質(zhì)圖中沉樁時，土賽高度大，此時樁的擠土效應(yīng)小。</p><p>　　剪脹、軟化以及屈服準(zhǔn)則的選取對靜壓樁沉樁擴(kuò)孔問題的求解有較大影響，實(shí)際工程中要綜合考慮以上三種因素，方能得出正確解答。本文的成

103、果可以應(yīng)用于井筒、靜力觸探等土木工程的相關(guān)領(lǐng)域。綜合沉樁過程中產(chǎn)生的擠土效應(yīng)和土塞效應(yīng)，并且得到了樁周土體的應(yīng)力場和位移場解答，為本文的分析提供了一種的新思路。</p><p><b>　　參 考 文 獻(xiàn)</b></p><p>　　[1] Vesic A.S. Expansion of cavities in infinite soil mass [J].ASCE

104、-JSMFD，1972，98（3M）：265-290.</p><p>　　[2] 王曉鴻，王家來，梁發(fā)云.應(yīng)變軟化巖土材料內(nèi)擴(kuò)孔問題解析解[J].工程力學(xué)，1999,16（5）：71-76.</p><p>　　[3] 蔣明鏡，沈珠江.考慮剪脹的線性軟化模型柱形孔擴(kuò)張問題.巖土工程學(xué)報，1995,17（4）：10-10.</p><p>　　[4] 蔣明鏡，沈珠江

105、.巖土類軟化材料的柱形孔擴(kuò)張統(tǒng)一解問題,巖土力學(xué)，1996，17（1）：1-8..</p><p>　　[5] 羅戰(zhàn)友.靜壓樁擠土效用及施工措施研究（博士學(xué)位論文）.浙江大學(xué)，2004.</p><p>　　[6] 陳文.飽和軟土靜壓樁沉樁機(jī)理及擠土效應(yīng)研究（碩士學(xué)位論文）.河海大學(xué)，1999.</p><p>　　[7] 胡中雄.土力學(xué)與環(huán)境土工學(xué).上海：同濟(jì)大學(xué)

106、出版社，1997.</p><p>　　[8] 范文，俞茂宏，陳立偉，等.考慮材料剪脹及軟化的有壓隧洞彈塑性分析的解析解[J].工程力學(xué)，2004,23 </p><p>　?。?9）：3213-3220.</p><p>　　[9 ] 張明義，靜壓樁入樁的研究與應(yīng)用，北京，中國建材工業(yè)出版社，2004.</p><p>　　[10] 《樁基

107、工程手冊》編寫委員會，樁基工程手冊，北京，中國建筑工業(yè)出版社，1995.</p><p>　　[11] 俞茂宏，雙剪理論及其應(yīng)用[M]，北京：科學(xué)出版社，1998.</p><p>　　[12] 俞茂宏，何麗南，宋凌宇.雙剪應(yīng)力強(qiáng)度理論及其推廣[J].中國科學(xué)（A），1985,28（12）：1113-1120.</p><p>　　[13] 汪鵬程， 軟化剪脹土中孔

108、擴(kuò)張理論及沉樁擠土性狀研究[D].杭州：浙江大學(xué).2005.</p><p>　　[14] 王延斌，范文，徐栓強(qiáng). 基于統(tǒng)一強(qiáng)度理論的柱形孔擴(kuò)張問題研究[J]. 巖土力學(xué)，2003.</p><p>　?。⊿upp)：125~132.</p><p>　　[15] 溫世游，陳云敏，凌道盛，李月健. 考慮材料剪脹性的球形空腔擴(kuò)張問題的彈塑性分析[J]. 中國有<

109、/p><p>　　色金屬學(xué)報，2002，12(2)：382-387.</p><p>　　[16] 杜明芳，肖昭然，張昭，飽和土體圓孔擴(kuò)張的彈塑性解析解[J]. 土工基礎(chǔ)，2004,18(3)：34-38.</p><p>　　[17] 蔣彭年. 土的本構(gòu)關(guān)系[M]：北京: 科學(xué)出版社，1982.</p><p>　　[18] 沈珠江，理論力學(xué)[

110、M]： 北京： 中國水利水電出版社，2000.</p><p>　　[19] 鄭俊杰，聶重軍，魯燕兒. 基于土塞效應(yīng)的柱形孔擴(kuò)張問題解析解[J]. 巖土力學(xué)與工程學(xué)報，2006,</p><p>　　25 ：4004-4008.</p><p>　　[20] Yu M H., Advances in strength theory of materials unde

111、r complex stress state in the 20th century[J].Applied</p><p>　　Mechanics Reviews, 2002,55(3)：169~218.</p><p>　　[21] Yu H S, Houlsby G T. Finite cavity expansion in dilatant soils: loading analys

112、is [J] Geotechnique,1991,4(2)</p><p>　?。?73-183. </p><p><b>　　致 謝 </b></p><p>　　轉(zhuǎn)瞬之間，四年的校園生活即將結(jié)束。在這里，我首先向xx環(huán)境與城建學(xué)院的所有老師表示深深的謝意。是你們在我的學(xué)業(yè)上的幫助與點(diǎn)撥，使我掌握了扎實(shí)的基礎(chǔ)知識和專業(yè)知識，能夠使我信心

113、十足走向社會。而更重要的是老師們對我人生道路上的指點(diǎn)，教會了我為人處事的原則，待人接物的方法，為我再次從校園步入社會積累了經(jīng)驗(yàn)。</p><p>　　其次，這篇論文的完成，從選題到結(jié)稿都得到了我的導(dǎo)師xx老師的悉心指導(dǎo)與幫助，xx老師耐心細(xì)致地指導(dǎo)我寫作論文的方法和步驟，使我的論文工作能夠有條不紊地進(jìn)行下去。此外，xx老師認(rèn)真細(xì)致的工作態(tài)度、嚴(yán)謹(jǐn)求實(shí)的教學(xué)方式、豁達(dá)自信的人格魅力也給予我很多精神上的啟示，指導(dǎo)我在

114、今后的人生道路上不斷進(jìn)取。</p><p>　　在此，我謹(jǐn)向我的xx老師表達(dá)我最崇高的敬意和最衷心的感謝！謝謝饒平平老師在我論文工作中對我孜孜不倦地教誨！</p><p>　　同時，論文的順利完成也離不開其他各位老師與我同學(xué)、朋友們的幫助與鼓勵，支持與配合。在整個論文工作中，是你們能協(xié)助我完成調(diào)研，能夠?qū)ξ艺撐奶岢鲆庖娕c建議，使得我的論文能不斷完善。</p><p>