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文章编号：1004-3918（2009）08-0974-03基于ABAQUS 的桩土共同作用的数值模拟陈晶（南京农业大学工学院，南京210031）摘要：运用ABAQUS 软件对桩土结合模型进行了数值仿真.利用ABAQUS 中的主－从接触算法，在桩身与土体之间建立接触对，对桩身采用弹性模型，土体采用扩展的Drucker-Prager 模型进行模拟，并考虑初始地应力的影响.通过计算得到竖向载荷作用下桩的轴力分布曲线和沉降曲线.在算例中模拟了江苏某大桥N1号试桩，结果与现场实测值相近.关键词：桩土结合；轴力；沉降；ABAQUS 中图分类号：TU 473．1＋2文献标识码：A桩土相互作用是一个相当复杂的工程问题.为了确定单桩完整的荷载－沉降关系，即P－S 曲线，传统的方法是做桩的破坏性荷载试验.然而对于大直径桩要进行这类试验，无论从加载条件还是从试验技术上都具有很大难度.如何根据现场试验得到的有关资料，通过快速全面的数值仿真分析，确定可靠的桩的荷载—沉降关系，是广泛关注的问题[1-2，5].1有限元模型ABAQUS 的接触模拟中，要在模型中的各个构件上建立表面，并建立接触对，采用主－从（Master－Slave ）接触算法.选择主、从表面的原则是：从属表面的网格划分更加精细；若网格密度相近，应选择较柔软的材料表面为从属表面.这里选择土体表面为从属表面，如图1.在几何模型上，用大尺寸来模拟半无限空间体，计算时土体半径远大于桩横截面的半径（如土体半径取为桩横截面半径的40～60倍）.对于单个的大直径超长桩的轴向受荷有限元分析，可简化为轴对称平面问题进行计算.本文采用4结点双线性轴对称单元.为了减小计算误差，同时也为了缩短计算时间，在桩土接触面附近单元网格划分的较细，而在远离接触面的土体，网格划分相对稀疏，如图2.对桩体采用弹性体分析，土体采用弹塑性体分析.ABAQUS 里提供了多种塑性本构模型[3-4]，这里采用工程上常用的摩尔－库仑模型.ABAQUS 可以考虑侧向土压力系数，在*INITIAL CONDITIONS 中设置初始地应力及侧压力系数，并可在*GEOSTATIC 中实现平衡[6].2算例江苏某大桥主桥采用主跨1088m 的双塔斜拉桥，专用通航孔采用140＋268＋140m 连续钢箱梁，引桥分别为跨径75，50，30m 的等高度预应力砼连续梁桥.大桥试桩工程共为6根钻孔灌注桩，其中北岸3根，直径分别为1，1，1．8m ；南岸3根直径均为1．5m .这里对北岸N1试桩的桩身轴力和沉降进行数值仿真.根据现场实测数据，几何计算数据如下表1、表2所示，土体的半径取为30m ，远大于桩的半径；侧向压力系数0．85.收稿日期:2009-03-04作者简介:陈晶（1980-），男，江苏南京人，助教，硕士，研究方向为岩土的数值分析方法.第27卷第8期2009年8月河南科学HENAN SCIENCEVol.27No.8Aug.20092009年8月表1N1试桩材料参数Tab．1Material parameters of N1test pile表2土层材料参数Tab．2Material parameters of soil2．1轴力计算图3为各级载荷下桩身的轴力分布.图3（a ）～（c ）为3级载荷作用下，桩身轴力实测值与ABAQUS 模拟计算值的比较.从图3中可看出，模拟曲线与实测曲线吻合的很好；而且在其余各级载荷下都能得到理想的模拟曲线.图3（d ）为不同载荷下模拟计算值的比较.由图可以看出，轴力沿桩传递逐渐减小，在桩端处均约为零，说明桩的中上部分承担了绝大部分载荷.该桩表现出较明显的摩擦桩的特性.图3各级载荷下桩身的轴力分布图Fig.3Axial-force with different loads2．2沉降计算由于N1试桩属于摩擦桩且桩身较长，桩底反力较小，桩端土压缩可忽略不计，桩顶沉降按桩身压缩量分段叠加计算.根据钻孔灌注桩载荷传递公式，各段桩身压缩量按下式计算△x =x0乙（P-τ·π·d ·x ）EAd x ，式中：△x 为桩身压缩量（mm ）；P 为分段桩身顶部载荷（kN ）；τ为分段桩身平均侧摩阻力实测值（kPa ）；d 为桩径（m）；x 为分段桩身计算长度（m ）；EA 为桩身刚度（MPa ）.试桩编号直径/m 桩顶标高/m桩端标高/m 桩长/m 弹性模量/GPa泊松比N11 2.2-73.876300.2层数土层名称密度/（g ·cm -3）变形模量/MPa 泊松比粘聚力/kPa 内摩擦角/（°）极限摩阻力/kPa 底层标高/m 1粉砂，亚粘土1.8920.570.3715.025.837.42-21.82粉砂 1.9123.850.339.031.151.25-29.33亚粘土 2.0524.130.4183.018.450.68-50.84粉砂 1.9330.830.3132.531.380.08-58.85细砂1.9632.120.3232.032.323.71-100.0（b ）载荷4000kN 时的轴力深度/m020406080轴力/kN深度/m020406080（c ）载荷6000kN 时的轴力轴力/kN深度/m（d ）各级载荷时的轴力分布轴力/kN深度/m020406080（a ）载荷2000kN 时的轴力轴力/kN陈晶：基于ABAQUS 的桩土共同作用的数值模拟975--第27卷第8期河南科学将试桩的沉降的模拟值、计算值以及实测值绘制P－S 图.从图4中可看出，模拟值与计算值均大于实测值，其原因为：第一，在获取土层的计算参数时，综合分析了工程地质勘察报告、经验公式、室内试验结果等多方面数据.为了使参数取值更加合理，去掉了最大值和最小值，然后加权平均确定土层参数.总体来看，取值还是保守的，也就是说，数值模拟的沉降较实测值偏大.第二，可能是由于试桩施工时的部分充盈所致.相对于公式计算的结果，ABAQUS 的模拟值更加逼近实测值.3结语桩土共同作用是复杂的非线性问题，目前国内利用ABAQUS 软件进行分析的工作相对较少.本文利用ABAQUS 分析了某大桥N1试桩的轴力和沉降，计算结果与实际相吻合，说明ABAQUS 对桩土相互作用的高度非线性问题有着很好的处理能力.参考文献:［1］蒋建平，高广运，汪明武．大直径超长桩有效桩长的数值模拟［J ］．建筑科学，2003，19（3）：27-29．［2］李晋，冯忠居，谢永利．大直径空心桩承载性状的数值仿真［J ］．长安大学学报：自然科学版，2004，21（4）：36-39．［3］朱向荣，王金昌．ABAQUS 软件中部分土模型简介及其工程应用［J ］．岩土力学，2004，25：144-148．［4］Hibbitt ，Karlsson ＆Sorensen ，Inc．ABAQUS /Standard User ’s Manual ；ABAQUS /CAE User ’s Manual ；ABAQUS Keywords Manual ；ABAQUS QUS Theory Manual ［M ］．美国：HKS 公司，2002．［5］潘冬子，李颖，黄正华．桩土体系相互作用的计算机仿真分析［J ］．煤田地质与勘探，2004，32（4）：44-47．［6］陈晶，高峰，沈晓明．基于ABAQUS 的桩侧摩阻力仿真分析［J ］．长春工业大学学报，2006（3）：27-29．The S imulation of P ile-S oil I nteraction U sing ABAQUSC hen Jing（College of Engineering ，Nanjing Agricultural University ，Nanjing 210031，China ）Abstract:In this paper ，ABAQUS software is used to simulate interaction between pile and soil．The pile-soil contact pair is built by the master-slave method．The model of pile is elastic ，and modified Drucker-Pragerelastic-plastic model is applied to soil．The initial stress is also considered．For example ，the N1test-pile of a bridge is simulated．And the axial forces and settlements of the pile under the top loads are given．The results show that ABAQUS is available for simulation of pile-soil interaction．Key words:pile-soil interaction ；axial forces ；settlement ；ABAQUS图4P－S 曲线Fig．4P－S curve沉降/m m载荷/kN976--。
静压桩挤土效应的数值模拟静压桩是一种常见的土工结构，具有承载力高、稳定性好等特点，在建筑、桥梁等工程中广泛应用。
但是在实际施工中，静压桩的挤土效应经常会引起施工安全问题，因此，对静压桩挤土效应进行数值模拟分析，有助于提高施工安全性和施工效率。
静压桩挤土效应原理静压桩是一种埋在土壤中的柱状土工结构，它运用了静力学原理，通过桩顶用钢筋与混凝土搭接，在施工中施加预制荷载，使桩身进入土体，同时由于桩身周围土体的阻力，桩身会受到反向作用力。
当桩下端超过固结区域深入稳定土层进行承载时，桩顶荷载增加将使桩继续穿入土层，这个过程中需要克服摩擦阻力和土体本身强度的阻碍。
在摩擦作用和混凝土的黏聚力作用下产生静压力，土体随着桩身进入的深度会发生变形和挤压。
静压桩挤土效应数值模拟分析静压桩挤土效应数值模拟分析是利用数值计算的方式，通过有限元法或者边界元法等方法模拟静压桩进入土体的过程以及周围土体受力变形情况，进而得出静压桩所承载的最大荷载和桩周围土体的承载能力等关键参数。
在施工前进行数值模拟可预测静压桩施工过程中可能出现的问题，提高施工安全性和施工效率。
数值模拟分析要点静压桩挤土效应数值模拟分析需要针对实际情况确定有限元模型。
首先，通过采用土体力学低应变特性进行模型参数校正；然后再将桩入土和挤压过程用十字桩模型进行模拟，以此模拟土体防治和桩重心移动的关系。
最后，通过有限元模型得到桩周围土体的承载情况和荷载变形情况。
数值模拟分析结果与实际施工的对比将数值模拟分析结果与实际施工情况进行对比，可以发现模拟结果与实际情况相对接近。
因此，数值模拟分析具有一定的实际可行性和应用前景。
结论静压桩是一种优秀的土工结构，但其施工过程中会产生挤土效应问题，影响施工安全性和施工效率。
通过静压桩挤土效应的数值模拟，可以预测静压桩施工过程中可能出现的问题，提高施工安全性和施工效率。
数值模拟结果与实际情况相对接近，提升了数值模拟方法的实用性和可行性。
桩周及下卧土层中超静孔压消散的数值模拟姚建雄;高子坤【摘要】通过分析单桩成桩后,桩周土体固结渗流的边界条件和初始条件,建立了饱和黏土中单桩桩周及下卧横观各向同性土体的空间轴对称固结问题的定解条件,应用数值理论建立相应定解问题的有限元程序,对桩周及下卧土层中压桩挤土造成的孔压消散的时空变化规律进行模拟研究.结果表明：下卧土层的渗透特性对桩周土体的孔压消散没有明显影响,研究结果对精确分析压桩挤土对桩基础承载力及周围环境影响的时空特点具有理论意义和现实意义.%The temporal and spatial variation of seepage is studied in saturated soil around sunkpile.Considering the initial distribution and boundary condition of excess pore water pressure caused by setting pile,the numerical solutions can be obtained and studied in a simulated way by using the method of establishing the FEM procedures.The result shows that dissipation of pore pressure is not much affected by the variation of permeability of subsoil and has theoretical and practical significance for more accurate analysis of temporal and spatial variation of bearing capacity of pile foundation and environmental influence due to pile squeezing.【期刊名称】《平顶山学院学报》【年(卷),期】2011(026)005【总页数】5页(P48-51,74)【关键词】固结理论;孔压消散;数值模拟;时空变化【作者】姚建雄;高子坤【作者单位】中南大学,湖南长沙410083;福建工程学院,福建福州350108;中南大学,湖南长沙410083;莆田学院,福建莆田351100【正文语种】中文【中图分类】TU4730 引言预制桩压入过程对周围环境的挤土破坏及成桩后其承载力随时间而变化的现象很早就被人们发现.胡中雄［1］和童建国［2］对饱和黏土中的桩基进行了观测、试验和分析，认为桩的竖向极限承载力随时间的增长而增长，总的变化规律是初始增长速度快，随后逐渐变缓，并趋于某一极限值.显然，饱和黏土中孔压消散的时空特性是产生该现象的主要原因.同时，孔压消散的速度和渗流方向也决定了压桩对周围环境和地下建(构)筑物的破坏的可能性和持续的时间的长度或破坏的程度，所以有必要深入研究桩周土体的固结渗流规律.姚笑青［3］分析了桩间土中超孔隙水压力的分布及大小，建立了桩间土再固结模型，用三维固结理论编制了差分计算程序，并将计算的桩间土固结度增长与实测桩承载力的增长进行了对比，两者的后期增长率吻合较好，表明可由桩间土固结度的增长来预估桩承载力的增长，但该研究未明确考虑下卧土层的影响.唐世栋等［4］通过对桩基施工过程中实测资料的分析，探讨了沉桩时单桩周围土中产生的超孔隙水压力的大小、分布及影响范围，并与其他研究结果进行了对比.宰金珉等［5］引入时间、深度参数，分析饱和软土中静压桩单桩沉桩引起的超静孔隙水压力，给出了超静孔隙水压力及其消散的准三维解析解，进而获得了考虑时间效应的单桩承载力的解析解.唐世栋、李阳［6］把桩侧土的固结简化为轴对称平面应变问题，考虑沉桩引起的超孔隙水压力的初始分布和边界条件，通过级数展开的形式对其进行求解，得到一维问题的级数解答.考虑到桩周及下卧土层固结渗流的空间特性，笔者分析单桩成桩后，桩周土体固结渗流的边界条件和初始条件，建立了饱和黏土中单桩桩周及下卧横观各向同性土体的空间轴对称固结问题的定解条件，应用数值理论编制相应定解问题的有限元程序，对桩周及下卧土层中压桩挤土造成的孔压消散的时空变化规律进行模拟研究.1 定解条件和有限元模型的建立根据文献［7］，土体固结渗流的空间轴对称问题的基本微分方程为:为便于计算机编程并考虑土性参数的分层设置要求，将基本微分方程重新表述为式(1).式中:ui，Chi，Cvi(i=1，2)分别表示超静孔压、水平向固结系数和竖直向固结系数，其中:i=1表示桩周土，i=2表示下卧土层;r，z为空间轴对称问题的径向坐标和竖直向坐标;Chi，Cvi用下式计算:其中:v，kh，kv，mv，γw分别为土的泊松比、水平向及竖直向渗透系数、体积压缩系数和水的容重.对于单桩问题，假设桩体为圆柱形，桩土作用边界为径向隔水边界，桩基础下卧土层的下层面为竖直向隔水边界，地面为自由排水面，可得固结问题的边界条件、初始条件和连续性条件，见图1.图1 FEM计算模型边界条件:式中:rw为桩孔壁的半径;re为成桩后初始超静孔隙水压力影响半径;H1、H2分别为桩长和下卧土层厚度.初始条件:由于没有足够的初始孔隙应力的现场测试资料，笔者拟根据文献［5］假设桩周土体初始超静孔隙水压力分布如式(4):式中为桩周土的塑性区半径;φ，ca，A为桩土界面处的摩擦角、黏聚力和Skempton孔压参数; μ为土的泊松比;E为土的弹性模量;cu为土的不排水剪切强度.连续性条件:上下层土体的界面上需满足连续性条件，即接触面上的任意点任意时刻都有等式:式(5)表示界面上超静孔压连续和垂直向渗流的流速相等.根据上述定解条件和研究区域建立图1所示的有限元计算模型，并编制该问题的计算程序对压桩挤土造成的超静孔压消散规律进行数值模拟研究(具体分析见工程实例计算结果及分析).2 工程实例浙江省某电厂的试桩用桩［5，8］为一45 cm × 45 cm的预制混凝土方桩，入土深度30.9 m.在打桩后第10、19、31、61，91天各进行一次桩基承载力试验.以第91天的实测承载力值近似取做桩的最终承载力，即可认为此时桩周及下卧土层中超静孔隙水压力已经完全消散.式(4)所示的初始超静孔压计算参数取值如下:E=10.5 MPa;φ=23°;ca=11 kPa;cu=20 kPa;μ=0.25;A=0.85;γ=18.0 kN/m2;取沉桩造成的超静孔隙水压力的影响范围相对于桩的直径的倍数为［5］a=20.桩周土固结系数:Cv1=Ch1=C1=0.27 m2/d;下卧土层固结系数C2分3种情况，对应图2～7中的(a)、(b)、(c)3种情况.几何参数:H1=30.4 m，H2=25 m，桩尖进入下卧土层0.5 m;对于方桩，计算时等效半径取rw==0.253 9 m.根据上述定解条件式(1)～(5)和有限元模型图1编制FEM数值仿真计算程序，计算可得图2～7，图中箭头表示渗流方向，箭头长短表示渗流速度，箭头越长渗流速度越大;图中同时绘出超静孔压等值线以及孔压和灰度对应关系色棒，单位为kPa.图2 成桩15 d后渗流速度和孔压分布图3 成桩30 d后渗流速度和孔压分布图4 成桩45 d后渗流速度和孔压分布由图2～7分析可得下述结论:1)沉桩结束后90 d时，不管下卧土层的渗流特性如何，桩周土体中超静孔压分布都已趋于0 kPa，这与试桩资料描述的情况是相符的;2)桩周土超静孔压消散和下卧土层的固结渗流特性关系不大.由图6～7明显看出，75 d后针对图中的(a)、(b)、(c)3种情况，桩周土超孔压都已经降到20 kPa以下，而与下卧土层的渗透系数关系不大.根据笔者的计算结果，对于摩擦型桩，仅考虑桩周土体孔压消散或固结度对承载力时间效应的影响，即不考虑下卧土层的固结度或认为下卧土层为隔水层的假设是比较合理的;图5 成桩60 d后渗流速度和孔压分布3)下卧土层的超静孔压消散与桩周土体的渗透特性或孔压消散程度没有必然联系，即即使桩周土体超静孔压已接近0，对于渗透系数较小的下卧土层仍将在较长时间内保持较大孔压.这个现象也说明在特定情况下，深层超静孔隙水压力对地下建(构)筑物的破坏能力将更强、更持久;图6 成桩75 d后渗流速度和孔压分布图7 成桩90 d后渗流速度和孔压分布4)计算结果还表明，当上下土层的渗流特性相近或相同时，界面处的水力梯度是连续的.反之，当渗透特性相差较大时，在土层界面处的水力梯度不连续，具体区别见图2～7的(a)和(b).3 结论笔者建立了饱和黏土中单桩桩周及下卧横观各向同性土体的空间轴对称固结问题的定解条件，应用数值理论建立相应定解问题的有限元程序，对桩周及下卧土层中压桩挤土造成的孔压消散的时空变化规律进行模拟研究.得到下述结论:1)下卧土层的固结渗流特性对桩周土超静孔压消散没有较大的影响;2)下卧土层中超静孔隙水压力对地下建(构)筑物的破坏能力更强、更持久;3)当桩周土与下卧土层的渗流特性相近或相同时，界面处的水力梯度是连续的.反之，在土层界面处的水力梯度不连续;4)研究结果可用于压桩挤土造成的环境破坏程度预测和饱和黏土中桩基础承载力时效计算分析.参考文献:［1］胡中雄.饱和软黏土中单桩承载力随时间的增长［J］.岩土工程学报，1985，16(3):58－61.［2］童建国.单桩承载力时间效应的试验分析［C］//浙江省第5届土力学及基础工程学术讨论会论文集.杭州:浙江大学出版社，1992:65－69.［3］姚笑青.桩间土的再固结与桩承载力的时效［J］.上海铁道大学学报:自然科学版，1997，18(4):91－94.［4］唐世栋，何连生，傅纵.软土地基中单桩施工引起的超孔隙水压力［J］.岩土力学，2002，23(6):725－729.［5］宰金珉，王伟，王旭东，等.静压桩引起的超孔隙水压力及单桩极限承载力预测［J］.工业建筑，2004，34(8): 33－35.［6］唐世栋，李阳.饱和土地基中桩周土固结模式的分析及其级数解［J］.勘察科学技术，2005(3):3－6.［7］赵维炳，施建勇.软土固结与流变［M］.南京:河海大学出版社，1996. ［8］王伟，宰金珉，王旭东.考虑时间效应的预制桩单桩承载力解析解［J］.南京工业大学学报，2003，25(5):13－16.。
盾构隧道施工引起地基土超孔压特性模拟分析0引言在盾构推进施工过程中，作用在开挖面上的土仓压力、盾尾处的注浆压力等均会使土体中产生超孔压，而随着盾构机的远离，超孔压又会缓慢消散。
这一过程不仅导致土体强度降低，也使盾构施工引起的土体变形复杂。
特别在软土地区，盾构施工完成后的固结沉降常常较大且持续时间较长。
如新加坡某盾构隧道由固结引起的沉降占总沉降比值高达90%。
尽管超孔压的产生会对工程带来不利影响，但由于施工过程复杂，目前对超孔压的分布规律及特性研究较少，理论分析也不完善。
国内外关于盾构施工在周围土层中产生超孔压的研究方法主要有现场实测、理论分析和数值模拟等。
由于现场条件复杂，难以判断引起超孔压变化的主要原因以及各因素对超孔压变化的影响，且可能出现设备失灵的问题。
如文献［2］对台北某隧道进行孔隙水压力测试，盾构机脱出时孔压计出现过短暂的失灵，盾构空隙产生的效果未捕捉到。
此外，现有的实测资料仍较少；而现有的理论分析主要对模型进行简化，做出一定的假设，不能反映盾构施工过程的影响，目前用现有理论对超孔压进行较准确预测还有一定难度。
由于盾构施工过程及超孔压的复杂性，目前已有的数值模拟结果与实际仍不太符合。
这些模拟方法或者是忽略了盾构机、盾尾空隙和注浆压力的模拟，或者是对正面推力、注浆压力模拟不够准确，只是简单地以均布荷载表示，并且绝大多数模拟都没有考虑浆液性质的变化。
本文考虑盾构机、盾尾空隙的影响，并对正面推力和注浆进行精细化模拟，以探索更能符合盾构施工过程的超孔压数值模拟方法，并得到盾构施工引起的周边土体超孔压变化特性及规律。
1盾构施工的有限元模拟方法及可靠性验证1.1模拟方法利用Plaxis3D有限元软件中的biot固结理论计算超孔压的产生与消散，盾构机的施工过程模拟考虑了盾构机、正面推力的大小及分布方式、盾尾空隙、同步注浆浆液性质随时间的变化及分布方式等。
具体的模拟方法如下所述。
盾构机采用实体盾壳单元模拟，将盾构机的重量折算到盾壳上，盾壳厚度为50mm，用各向同性的板单元模拟，重度=120kN/m3，弹性模量E=23106kN/m2，盾构机直径为6340mm。
静压桩挤土效应的数值模拟【摘要】本文利用空间小孔扩张理论和FLAC3D软件，对静压桩单桩的挤土效应进行了数值模拟分析。
1、FLAC3D模型的建立利用厚壁圆筒的模型来模拟静压桩的挤土过程。
对于桩尖处小范围内土体，由于主应力发生偏转，应力边界条件比实际偏大；在桩尖以下，由于土体主要发生向下位移，故径向位移将迅速减小，直至为零。
本文模拟的是静压桩桩尖以上的桩体部分进入土体后的扩张过程以及这个过程对桩周一定范围内土体径向位移的影响程度。
采用FLAC3D中的圆柱型壳体cshell网格建立一个四分之一的厚壁圆筒，利用模型的轴对称特点建立一个厚壁圆筒形状。
由于静压桩的影响范围是有限的，可以认为在距离桩中心一定距离远处静压桩的挤土效应（应力和位移）可以忽略不计，进而在厚壁圆筒外侧的边界条件可以假设为固定的，上端（桩端）和下端（桩底）设置为自由边界，在筒内对桩周土施加径向的扩张应力和竖向的摩擦力。
这也就是该模型的初始的边界条件和应力条件。
2、参数的确定设用打入方式的沉桩的影响范围最大也就20R，R为桩半径。
在数值计算中，假设压桩前土体已存在一个有一定半径为R0的圆柱空腔体，即初始扩张半径。
设初始扩张半径可取为：，即：土体中空腔半径扩大至。
3、数值模拟结果3.1相同桩长不同桩径的数值模拟比较设场地的工程地质条件如表1。
表1 土体本构参数[8]土体名称γ（kN/m3）（°）c（kPa）cu（kPa）ES（MPa） V灰色粉质粘土18.65 15 15 13.9 3.6 0.3设土体初始径向挤压力：厚壁圆筒内部的径向应力：厚壁圆筒内部的竖向摩擦应力：设桩体外径分别为D=0.4m，0.5m，0.6m，桩长均为L=6m时，初始扩张小孔半径为R0=0.1155m，0.1443m，0.1732m。
随着计算点离桩体中心轴距离的增大，位移呈减小趋势，经过对各组数据的回归分析，土体的径向位移Ur与ln（1/r）呈正比例关系。
单桩沉桩引起的初始超孔隙水压力及其消散的计算
单桩沉桩引起的初始超孔隙水压力及其消散的计算
基于ADINA有限元程序和三维Biot固结有限元理论,定义桩周土为多孔介质材料,以圆柱形空腔体扩张理论为模型,模拟了一实体工程单桩沉桩过程.考虑实体工程的双面排水条件,计算得到了沉桩完成后桩周初始超孔隙水压力沿桩深度及径向的分布规律,同时计算了桩周土体90 d内孔隙水压力的消散状况.在此基础上,对桩周土因超孔隙水压的消散引起的再固结沉降进行了计算分析,得出的结果与实测结果进行了比较.研究结果表明,考虑弹塑性本构关系和三维渗流固结的有限元模型能较好地模拟沉桩引起的'超孔隙水压及其消散过程.
作者：龚先兵 GONG Xian-bing 作者单位：湖南省高速公路管理局,湖南,长沙,410001 刊名：长沙理工大学学报（自然科学版）英文刊名：JOURNAL OF CHANGSHA UNIVERSITY OF SCIENCE AND TECHNOLOGY(NATURAL SCIENCE) 年，卷(期)：2009 6(2) 分类号：U443.15+2 关键词：沉桩超孔隙水压消散有限元。
