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饱和砂土振后再固结体应变的变化规律
石兆吉;丰万玲;郁寿松
【期刊名称】《岩土工程学报》
【年(卷),期】1989(11)1
【摘要】砂土地震液化灾害的一种表现形式是饱和砂土层因现因结造成的沉陷,宏观震害资料表明,因现固结引起的地表下沉可达50-100CM.
【总页数】7页(P55-61)
【关键词】饱和砂土;振后;再固结体应变
【作者】石兆吉;丰万玲;郁寿松
【作者单位】国家地震局工程力学研究所
【正文语种】中文
【中图分类】TU435.3
【相关文献】
1.饱和砂土液化后再固结体变特性研究 [J], 周云东;刘汉龙;丁晓峰;胡五星
2.饱和砂土振后再固结变形规律的试验研究 [J], 么印凡; 谢定义
3.评价饱和砂土液化过程中小应变到大应变的本构模型(英文) [J], 张建民;王刚
4.循环剪切吸水条件下饱和砂土的应力应变规律 [J], 王富强;张建民
5.砂土振动固结抗剪强度变化规律的试验研究 [J], 邓子胜
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一种土体固结变形的数值计算方法
洪宝宁;赵维炳
【期刊名称】《岩土力学》
【年(卷),期】1998(19)3
【摘要】在给出反映土体团结流变性的本构方程基础上．捉出一种土体固结变形的数值计算方法。
该方法依据有效应力增量方程式，利用西瓦伦公式计算有效应力值，采用逐步递推迭代方法，实现土体固结变形的计算。
【总页数】5页(P33-37)
【关键词】固结变形;数值计算;流变;土体固结;地基变形
【作者】洪宝宁;赵维炳
【作者单位】河海大学土木工程学院
【正文语种】中文
【中图分类】TU433
【相关文献】
1.一种新型的路面固结材料--HEC高强耐水土体固结剂 [J], 徐萍
2.利用真空预压实测孔隙水压力推算土体固结度的计算方法探讨 [J], 侯健飞
3.高速公路软基土体固结变形的数值计算方法 [J], 陈建明;冯淦清;洪宝宁;许坚石
4.大变形的非线性固结问题的一种数值解法在胜利油田桩西海堤工程中的应用 [J], 郭志强
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2003年3月水 利 学 报SHUILI XUE BAO 第3期收稿日期:2001-11-14作者简介:卢文喜(1956-),男,吉林德惠人,教授,博士生导师,主要从事生态水文和地下水系统数值模拟和优化管理方面研究。
文章编号:0559-9350(2003)03-0033-04地下水运动数值模拟过程中边界条件问题探讨卢文喜1(1.吉林大学环境与资源学院,吉林长春 130026)摘要:本文对地下水运动数值模拟过程中边界条件的涵义和处理方法进行了分析和讨论。
阐述了边界条件所包含的双重意义。
指出随着人类活动影响强度的日益增大,边界条件的处理要面临一些新的更为复杂的问题。
在模型预报之前必须首先对边界条件做出预报。
边界条件的预报既要考虑自然因素的作用,同时也要考虑人类活动(人工开采和人工补给)的影响及由于邻区水流条件变化而产生的耦合效应。
之后,给出了两个应用实例。
关键词:地下水;数值模拟;边界条件中图分类号:P641.2文献标识码:A在地下水运动数值模拟的过程中,模拟预报结果的正确与否与边界条件处理得是否恰当密切相关[1,2]。
尤其是在人类活动影响强度日益增大的今天,在处理边界条件时,常常会面临一些新的更为复杂的问题。
原因在于边界处的水流状况往往不仅受到自然因素的控制,而且还深受人类活动(如人工开采和人工补给)的影响[3,4],同时还可能受到邻区水流条件变化的扰动,而对于人为边界更是如此[5]。
所以必须对边界条件给予应有的重视,深入探讨其多重的内涵并研究出切实可行的处理方法。
1 边界条件涵义探讨在地下水运动数值模拟的过程中,一般都是在概念模型的基础上,建立描述地下水流的数学模型,然后再采用某种数值方法,对模型离散并求解。
对于分布参数的地下水流数学模型而言,模型主要由两部分内容组成:①描述地下水运动规律的偏微分方程;②反映地下水模拟区域具体特征的边界条件和初始条件(若为稳定运动则没有初始条件)[6,7]。
这里的边界条件具有两重意义:一是它与初始条件一起构成地下水流数学模型的定解条件,用来说明具体目标系统的边界所具有的特定状态,从而使模型的求解能够得到切合实际状况的特解。
重难点：室内压缩试验、判断土的压缩性指标（应力应变曲线、e-p曲线、e-lgp 曲线）、单一土层的沉降量计算、分层总和法计算地基最终沉降量、黏性土地基沉降发展的三个阶段、饱和土的渗流固结理论的物理模型、基本假设及推导、地基沉降与时间的关系（掌握固结系数、时间因素及固结度近似解的公式）名词解释：压缩性、固结、压缩系数、压缩指数、压缩模量、变形模量、最终沉降量、瞬时沉降、固结沉降、次固结沉降、平均固结度一、填空题1. 在相同的压力作用下，饱和粘性土压缩稳定所需时间t1与饱和砂土压缩稳定所需时间t2的关系是t1>t2。
2. 侧限压缩试验时，先用环刀切取保持天然结构的原状土样，然后置于刚性护环内进行实验。
3. 压缩曲线可按两种方式绘制，一种是采用普通直角坐标绘制的e-p曲线，另一种是采用半对数直角坐标绘制的e-lgp曲线。
4. 实际工程中，土的压缩系数根据土原有的平均自重应力增加到平均自重应力与平均附加应力之和这一压力变化区间来确定。
5. 工程评判土的压缩性类别时，采用的指标是压缩系数a1-2。
6. 若土的初始孔隙比为0.8，某应力增量下的压缩系数为0.3Mpa-1，则土在该应力增量下的压缩模量等于6Mpa 。
7. 某薄压缩层天然地基，其压缩层土厚度2m，土的天然孔隙比为0.9，在建筑物荷载作用下压缩稳定后的孔隙比为0.8，则该建筑物最终沉降量等于10.5cm 。
8. 在其他条件相同的情况下，固结系数增大，则土体完成固结所需时间的变化是变短。
9. 饱和土地基在局部荷载作用下的总沉降包括瞬时沉降、固结沉降和次固结沉降三个分量。
10. 从应力转化的观点出发，可以认为饱和土的渗透固结无非是：在有效应力原理控制下，土中超静孔隙压力的消散和有效应力相应增长的过程。
11. 太沙基一维固结理论采用的土的应力~应变关系是侧限条件下的应力~应变关系。
12. 研究指出，土的压缩性愈小时，变形模量愈_ 大___，压缩曲线愈_ 缓_。
基于格子Boltzmann方法饱和土体一维固结数值解王志良;辛立斌;申林方;李明宇【期刊名称】《排灌机械工程学报》【年(卷),期】2017(35)10【摘要】针对饱和土体的Terzagjhi一维固结问题,基于D1Q2离散速度模型,推导出各离散速度方向上的平衡态分布函数,同时采用BGK近似处理Boltzmann方程的碰撞项,建立了在时间、空间上离散的格子Boltzmann模型.然后采用Chapman-Enskog多尺度展开技术和Taylor公式级数展开方法,将微观的格子Boltzmann模型还原为宏观的一维固结微分方程.为便于分析,对饱和土体的一维固结方程进行了量纲一化处理,并建立了实际物理单位与格子单位之间的转化关系.最后基于格子Boltzmann方法采用Visual C++语言编制了相应的计算程序,分别计算了单面排水和双面排水情况下,不同时步饱和土体中超孔隙水压力的分布情况,并将相应的数值计算结果与经典的解析解进行了分析对比.研究表明:该方法的数值解与理论解的吻合程度较好,验证了格子Boltzmann方法在计算饱和土体一维固结问题方面的有效性.【总页数】7页(P874-880)【作者】王志良;辛立斌;申林方;李明宇【作者单位】昆明理工大学建筑工程学院云南昆明 650500;昆明理工大学建筑工程学院云南昆明 650500;昆明理工大学建筑工程学院云南昆明 650500;郑州大学土木工程学院河南郑州450001【正文语种】中文【中图分类】TU44;S277.9【相关文献】1.基于格子Boltzmann方法的量子等离子体离子声波的数值模拟 [J], 王慧敏;刘艳红2.基于格子Boltzmann方法的饱和土体细观渗流场 [J], 申林方;王志良;李邵军3.基于格子Boltzmann方法的三维溃坝数值模拟 [J], 邵晨;黄剑峰4.基于格子Boltzmann方法的斜坡堤越浪数值模拟研究 [J], 李薪丰;张庆河;张金凤;刘光威5.基于格子Boltzmann方法非饱和土体水热耦合模型研究 [J], 李腾风;王志良;申林方;徐则民因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
变荷载下土体一维热固结特性分析王斯海;袁昌成;王旭东【摘要】基于热弹性多孔介质热-水-力完全耦合的控制方程，假定无热源和流源，忽略强迫热对流，建立了变荷载下饱和土一维热固结模型。
通过有限Fourier变换及Laplace变换给出了变荷载下的一维热固结普遍解答。
利用退化解答验证了所提出方法的正确性，同时给出了单级等速加载下的热固结解析解，并探讨了土体内部温度、孔压的变化特征。
研究表明：等速加载结束时，靠近排水面处土体明显较远离排水面处土体超静孔压小；初始荷载越大，土体固结速率越快；加载速率越快，土体中的孔压增大速率也越快，持载阶段孔压消散速率也越快；初始荷载及加载速率对温度影响可以忽略不计。
%Based on fully coupled thermal-hydraulic-mechanical formula of thermoelastic porous media, one-dimensional thermal consolidation model under time -dependent loading is established on the assumption that thermal source and stream source is absent and forced thermal convection is ignored. By finite Fourier transform and Laplace transform, the general solution to one-dimensional thermal consolidation under variable load is given. A degraded solution is used to verify the correctness of the general solution proposed and the solution under single-stage uniform load is given for discussing the characteristic of pore-water pressure and temperature. The results show that the excess pore-water pressure of the soil close to the drainage surface is smallerthan that of the soil far away from the drainage surface, when the uniform loading is finished;the bigger the initial load-ing, the greater the soil consolidation rate is; the faster the loading rate, the faster the porepressure increasing rate and pore pressure dissipation rate in sustaining loading stage is. Besides, influence of the initial loading or loading rate on the soil temper-ature can be ignored.【期刊名称】《人民长江》【年(卷),期】2016(047)022【总页数】6页(P92-97)【关键词】热固结;耦合;变荷载;温度;超静孔压【作者】王斯海;袁昌成;王旭东【作者单位】江苏工程职业技术学院，江苏南通 226014;中国船舶重工集团公司第七二四研究所，江苏南京210003;南京工业大学交通学院，江苏南京210009【正文语种】中文【中图分类】P642随着国民经济的飞速发展和城市化、工业化进程的加快，使得环境岩土问题日益严峻。
综述饱和土体一维固结理论的研究太沙基(Terzaghi)于1925年首先建立了饱和土体的一维固结理论。
自此之后，岩土工程研究者们通过对其基本假定的不断修正与完善，使一维固结理论围绕其基本假定取得了诸多发展，主要表现在如下几个方面：1 一维线性固结理论的研究现状太沙基一维固结理论中假定地基土体是均质的，但事实上，天然地基往往是成层分布或者是非均质。
对于成层地基一维固结问题，Gray (1945)最早给出了瞬时加荷下双层地基固结解析解。
Abbott (1960)利用有限差分法对多层地基的一维固结问题进行了计算分析。
随后Schiffman (1970)对多层地基一维固结问题利用解析方法进行了研究，但是其解答并不完整且不易于应用。
陈根媛(1984)对多层地基的一维固结计算方法进行了研究。
栾茂田(1992)利用分离变量法获得了双层饱和土体一维固结超孔隙水压力的解析表达。
Pyrah (1996)对具有相同固结系数不同压缩、渗透系数的双层地基进行数值计算，分析了双层地基的固结性状。
但是由于问题的复杂性，以上研究大多没有对成层地基线性固结问题给出完整的解答，而且对实际中普遍存在的变荷载考虑甚少。
鉴于此，Lee等(1992)及谢康和等(1994，1995) 先后对变荷载作用下双层、多层地基的一维线性固结问题展开研究，得到了任意变荷载作用下双层地基、成层地基一维线性固结超静孔隙水压力的完整解析解，同时着重指出对于成层地基而言，按变形定义的平均固结度和按孔压定义的平均固结度不再相等，并根据超静孔隙水压力的解析式分别给出了两种平均固结度的解析解。
Zhu & Yin(1999)考虑实际中的单级加载，并认为初始超静孔隙水压力沿深度线性分布，得到了该工况下双层地基线性固结的解析解。
Schiffman & Gibson(1964)最早对单层非均质地基的一维固结问题展开了系统的研究。
他们假定地基土体的渗透系数kv和体积压缩系数mv 分别是深度的多项式函数和指数函数，然后利用有限差分法对瞬时加载条件下软土一维固结问题进行数值求解。
土体自重对宁波软土非线性大应变固结的影响谢新宇;黄杰卿;王文军;李金柱【期刊名称】《浙江大学学报（工学版）》【年(卷),期】2014(048)005【摘要】采用3种不同的自重考虑方法,对宁波软土的固结性状进行研究.基于Gibson大应变固结方程,考虑软土的压缩非线性和渗流非线性,推导3种方法的控制方程.基于宁波软土的试验结果,采用有限元法求解控制方程.计算结果表明,准确考虑土体自重和简化考虑土体自重的计算结果比较接近,而忽略土体自重的算法低估了超静孔压的消散速率.在固结中期,土体自重对超静孔压消散的影响非常明显,外荷载或土层厚度越大,该影响越显著.在大应变固结分析中,大多数情况下可以简化考虑土体自重,但不能完全忽视土体自重的影响.【总页数】9页(P827-834,864)【作者】谢新宇;黄杰卿;王文军;李金柱【作者单位】浙江大学滨海和城市岩土工程研究中心,浙江杭州310058;浙江大学宁波理工学院土木建筑工程学院,浙江宁波315100;浙江大学软弱土与环境土工教育部重点实验室,浙江杭州310058;浙江大学滨海和城市岩土工程研究中心,浙江杭州310058;浙江大学宁波理工学院土木建筑工程学院,浙江宁波315100;浙江大学软弱土与环境土工教育部重点实验室,浙江杭州310058;浙江大学宁波理工学院土木建筑工程学院,浙江宁波315100;浙江大学滨海和城市岩土工程研究中心,浙江杭州310058;浙江大学宁波理工学院土木建筑工程学院,浙江宁波315100【正文语种】中文【中图分类】TU447【相关文献】1.考虑自重影响的饱和土体一维复杂非线性固结研究 [J], 胡安峰;黄杰卿;谢新宇;吴健;李金柱;刘开富2.土体自重固结压缩对地面沉降影响研究 [J], 田开洋;陈兴贤;谈金忠3.考虑起始水力坡降的结构性软土大应变固结分析 [J], 李全军;肖金阳;仇超4.连续排水边界下考虑指数渗流和土体自重的一维固结分析 [J], 宗梦繁;叶超;梁荣柱;梅国雄;杨晓燕;吴文兵5.双层饱和软土地基一维大应变固结研究 [J], 郑辉;谢康和;杨晓强因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
弹塑性多孔介质流固耦合新理论：混合耦合理论徐丽阳;王锴;丁智;徐日庆;陈晓辉【期刊名称】《计算力学学报》【年(卷),期】2024(41)1【摘要】在全球气候变化和双碳政策的大背景下,多孔介质中固体的变形和流体的输运问题变得尤为重要。
然而,在多孔介质中建立流固耦合模型仍面临的挑战之一是需要考虑跨越宏观尺度到纳米尺度的耦合作用。
本文利用基于非平衡热力学的混合耦合理论,提出了一个弹塑性多孔介质流固耦合新模型,在同一个理论框架内研究了弹性变形、塑性变形和液体渗流之间跨尺度的耦合,考虑了耗散过程中的熵产,并利用Helmholtz自由能连接宏观尺度上的力学变形和纳米尺度上的液体输运之间的相互作用。
在应力-应变关系中采用了弹塑性刚度系数以反映塑性的影响。
同时,经典的达西定律扩展为可考虑固体的塑性变形。
通过与文献中模型的比较,验证了该模型的有效性。
最后,数值分析表明在多孔介质的流固耦合中塑性变形具有比较显著的影响。
【总页数】10页(P129-138)【作者】徐丽阳;王锴;丁智;徐日庆;陈晓辉【作者单位】浙江大学滨海和城市岩土工程研究中心;浙江省城市地下空间开发工程技术研究中心;浙大城市学院土木工程系;浙江省城市盾构隧道安全建造与智能养护重点实验室;北京师范大学水科学研究院;利兹大学土木工程系【正文语种】中文【中图分类】O344.3;O302【相关文献】1.非均质饱和多孔介质弹塑性动力分析的广义耦合扩展多尺度有限元法2.饱和土体一维固结理论的修正——饱和多孔介质流固耦合渗流模型之应用3.多孔介质伴有相变多相流的热-流-固耦合数学模型4.饱和土体单向固结理论与应用研究--饱和多孔介质流固耦合渗流数学模型之应用5.多孔介质的一种流-固耦合动态边界理论因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
固结理论研究综述目录前言 (3)1 天然地基固结理论 (3)1.1 Terzaghi一维固结理论 (3)1.1.1Terzaghi一维固结方程及其修正 (4)1.2.2 Terzaghi固结理论研究现状 (5)1.2 Biot固结理论 (6)1.2.1 Biot固结方程 (6)1.2.2 Biot固结理论解析解研究现状 (7)1.2.3 Biot固结理论的数值研究现状 (8)1.3考虑流变的固结问题 (9)1.3.1线性流变固结问题 (9)1.3.2非线性流变固结问题 (10)1.4非饱和土的固结问题 (11)2 竖井地基固结理论 (12)2.1 单层竖井（Barron解）研究现状 (12)2.2成层竖井地基固结问题 (13)2.3未打穿竖井地基固结问题 (13)2.4不同加载情况下的竖井固结问题 (14)2.5考虑粘弹性的竖井地基固结问题 (15)2.6竖井的轴对称固结方程 (15)3 复合地基固结理论 (17)3.1研究现状 (17)3.1.1强排水桩复合地基固结研究 (17)3.1.2粉喷桩复合地基固结研究 (18)3.2存在的问题 (19)小结 (20)参考文献 (20)ps：关于复合地基的固结理论资料的收集有待进一步补充和完善前言荷载作用时土体中产生超孔隙水压力，在排水条件下随着时间发展土体中水被排出，超孔隙水压力逐步消散，土体中有效应力逐步增大，直至超孔隙水压力完全消散，这一过程称为固结。
土体在固结过程中，随着土中水的排出，土体孔隙比减小，土体产生压缩，体积变小，随着有效应力逐步增大，土体抗剪强度得到提高。
土体的固结规律相当复杂，它不仅取决于土的类别和状态，也随土的边界条件、排水条件和受荷方式等因素而异。
饱和土体的一维固结理论是Terzaghi（1925）首先提出的。
后来，Rendulic(1936)将Terzaghi的一维固结理论推广到二维和三维情况，得到Terzaghi- Rendulic 固结理论。
饱和土体自重固结问题的相似解
谢新宇;张继发;曾国熙
【期刊名称】《应用数学和力学》
【年(卷),期】2005(26)9
【摘要】采用了比以往更为普遍的土体物理力学性质假设,利用Hopf_Cole变换方法求得了厚层土体在自重应力作用下的非线性固结问题的完整解析解答.通过试验数据,将该解答与传统的大应变线性固结理论解答和基于实验数据的有限元数值解答相比较,结果表明,该解答能够更好地描述土体的实际固结过程,而由线性化固结理论所得的解答对固结过程中的沉降量和固结度的估计偏小.
【总页数】6页(P1061-1066)
【关键词】自重固结;Burgers方程;大应变;李群变换;相似解
【作者】谢新宇;张继发;曾国熙
【作者单位】浙江大学岩土工程研究所
【正文语种】中文
【中图分类】TU441.8
【相关文献】
1.考虑自重影响的饱和土体一维复杂非线性固结研究 [J], 胡安峰;黄杰卿;谢新宇;吴健;李金柱;刘开富
2.高饱和土固结及饱和度对土体固结的影响 [J], 金志高
3.高饱和土的固结及饱和度对土体固结的影响 [J], 王华清;刘光耀
4.两平行圆柱热源作用下饱和土体热固结解析解 [J], 吴章俨;郑荣跃;刘干斌;薛传成;周敏;黄则浩
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第32卷第3期1998年5月浙 江 大 学 学 报Jo urnal of Zhejiang U niv ersity(自然科学版)(Nat ural Scienc e )№3Vol.32Ma y 1998饱和土体一维大变形固结系数研究X 谢新宇 夏建中X X 朱向荣 潘秋元(浙江大学土木工程学系,杭州,310027)摘 要 本文在一维大变形固结理论研究的基础上,给出了大变形固结系数的定义及其不同描述方法时的具体表达式,并采用土体e ～log R ′和e ～log k 线性假定,探讨了一维大变形固结系数在固结过程中的变化规律.通过研究表明,考虑土体大变形性状的一维固结系数是有效应力(或孔隙比)的函数,其变化规律与土的物理力学特性有关.关键词:固结系数;大变形;渗透性;压缩性中图法分类号:T U 432.30 前 言 传统的太沙基一维固结方程中,得到的一维固结系数是不随固结过程变化的.在对一维大变形固结的研究中,由于大变形固结理论建立在连续介质力学的基础之上,其控制方程势必比传统的太沙基固结理论或比奥固结理论复杂一些.一些研究者就不同的工程背景,通过模型试验和理论分析对传统固结理论提出了改进方法.Wroth 等[1]认为,通常情况下,进行一系列的小变形计算,然后利用位移来修正坐标是不能得到大变形的计算结果的.T oh 等[2]指出大变形和变参数的小变形增量有限元分析都能较好地与离心模型试验测试结果一致.Poskitt [3]采用摄动法求解一维大应变固结方程,与Gib-son 等[4]结论不同的是:尽管模型是非线性的,但众所周知的太沙基固结理论关于超静孔隙水压力(或应变)分布与h 2成比例的规律(h 为排水路径的长度)仍然存在.Olso n 等[5]给出了一个固结系数的近似表达式,用直接的计算方法,反映出固结系数c v 变化时的解(c v 作为有效应力的函数而变化),能正确说明早期固结阶段在排水边界上形成透水面较小的原因.在工程应用中,固结系数一般定义为c v =k (1+e 0)/a v C f ,其中e 0为初始孔隙比,C f 为水的重度,以此得到的分析结果与实际往往存在差距,弗洛林[6]注意到这个问题,提出固结系数以k (1+e cp )/C f a v 来表达,e cp 为固结过程中孔隙比的一种平均值,但是,具体e cp 取值还是应该由固结程度确定.吴崇礼和郭述军[7]用c ′v =c v /(1+e -)2作为软土的固结系数,其中e -为土层的平均孔隙比,薛兴度和魏道垛[8]也希望通过改变c v 值,而沿用传统的太沙基理论来估计实际工X XX 现在杭州应用工程技术学院工作国家自然科学基金资助项目,No.59679015;浙江省自然科学基金资助项目,No.593077 本文于1996年9月收到 谢新宇:男,1969年9月出生,讲师程中土体固结速度.但是,以上的方法都没有经过严密的推导,本文引入大变形理论来分析固结过程,以期得到较为合理的结果.对于不同的描述方法,大变形分析得到的固结方程不同,显然固结系数的定义也必然会有所区别.1 一维大变形固结系数的定义固结系数的定义是由固结方程式决定的.对于大变形固结问题,由于采用不同描述方法得到的固结方程存在差异,另外采用不同的控制变量得到的方程也不尽相同,所以,大变形固结系数的定义不是唯一的.根据研究[9],笔者给出了以位移u 表示的物质描述和空间描述下一维大变形固结方程分别为:-k (C s -C f )C f (1+e 0)+k E s C f 〔1+5u 5a 〕-352u 5a 2=-F (t )+5u 5t (1)和k (C s -C f )C f (1+e 0)〔1-5u 5y 〕-〔1-5u 5y 〕k E s C f 52u 5y 2=f (t )-〔1-5u 5y 〕-15u 5t(2)相应地,物质描述的固结系数表达式为:c L =kE s C f 〔1+5u 5a 〕-3(1a)而空间表述的固结系数表达式为:c E =k E s C f 〔1-5u 5y 〕2(2a)式中,F (t )、f (t )分别为物质和空间描述下土体固相与液相表观速度之和,其表达式由边界的排水条件得到.E s 为现时坐标下的土体压缩模量;k 为渗透系数;a 、y 分别为初始坐标与现时坐标;C s 、C f 分别为土体固相和水的重度.2 考虑渗透系数变化的大变形固结系数为了便于分析,将式(1a)改写为孔隙比e 的函数c L =k E s C f (1+e 01+e )3(3)从式(3)可以看出:假定固结过程中渗透系数k 和压缩模量E s 是常数,则大变形固结系数c L 是随着固结过程增大的,而且,其数值比通常定义的固结系数c v 要大.为了研究土性指标变化时,大变形固结系数的发展规律,假定渗透系数J 与孔隙比e 之间遵循半对数线性关系(当k i /k f <0,k i 和k f 分别为初始和固结完成时的土体渗透系数),即e =e 0+A (log k -log k i )(4)式中,A 为e ～log J 的斜率(取正值);则大变形固结系数表达式为320 浙 江 大 学 学 报(自然科学版) 1998年c L (e )=k i E s C f (1+e 0)3(1+e )3õ10e -e 0A (5)式(5)两边对e 求导,得c ′L (e )=k i E s C f (1+e 0)3(1+e )3õ10e -e 0A [ln10A (1+e )-3](6) 可见,当(1+e )/A > 1.303时,c ′L (e )>0,则此时固结系数随孔隙比单调递增,即在固结过程初期固结系数是变小的.随着孔隙比e 的逐渐减小,(1+e )/A 减小;当(1+e )/A < 1.303时,固结系数将又会有所增大,SmithRE 等[10]的室内试验结果与以上理论分析相一致.图1 c L C f k i E s (1+e 0)3与e /e 0关系曲线 对于不同的A 值,根据式(5)的计算结果绘于图1中,由图1可以清楚地说明A 值不同时,大变形固结系数随孔隙比的变化规律.当A > 1.9时,一维大变形固结系数随着固结过程单调递增;当A <0.9时,固结系数随着固结过程单调递减;当0.9<A < 1.9时,在固结初期固结系数一般先减小,而后又有不同程度的增加.对于空间描述的大变形固结系数,将式(2a)改写为孔隙比e 的函数,可以得到:c E =kE s C f (1+e 01+e )2(7) 对照式(5),可以发现,空间描述的一维大变形固结系数变化规律与物质描述下的基本一致,当考虑假定渗透系数k 与孔隙比e 之间遵循半对数线性关系时,只是c E ～e 关系曲线的拐点处,(1+e )/A =0.867.3 考虑压缩性和渗透性变化的大变形固结系数首先讨论物质描述的一维大变形固结系数.假定R ′～e 之间遵循半对数线性关系,即e =e 0-C c (log R ′-log R ′0)(8)321第3期 谢新宇等:饱和土体一维大变形固结系数研究 定义L =e 0-e e 0-ef (9)则式(4)和式(8)改写为R ′=R ′i A u (4a)k =k i Hu(8a)式中,A =R ′f /R ′i ;H =k f /k i .其中,R ′i 和R ′f 分别为固结开始时和完成后的土体有效应力.压缩模量E s 表示为E s =-(1+e 0)d R ′de =(1+e 0)R ′i ln A e 0-ef (A )u (9)将式(8a)、(9)代入式(3)中,得到c L =(1+e 0)4k i R ′i ln A f 0f (A H )u (10)式(10)两边对e 求导可以得到c ′L (e )=(1+e 0)4k i R ′i ln A C f (e 0-e f )(1+e )2(A H )u [-3-(1+e )ln A H e 0-e f](11)结合式(4)和式(8)、式(11)改写为:c ′L (e )=(1+e 0)4k i R ′i ln A C f (e 0-e f )(1+e )2(A H )u [-3+(1/A -1/C c )(1+e )ln10](12)则当(1/A -1/C c )≤0时,固结系数总是随着孔隙比e 的减小而增大.对于(1/A -1/C c )>0,当1.303/(1+e )<(1/A -1/C c )时,固结系数随着e 的减小而减小.在固结过程中,随着孔隙比e 的减小,当1.303/(1+e )>(1/A -1/C c )时,固结系数又会随着e 的减小而增大;如果1.303/(1+e 0)>(1/A -1/C c ),则固结系数总是随着e 的减小而增大.对于(1/A -1/C c )>0的情况,固结系数的变化规律与只考虑固结过程中渗透系数的减小相一致.对于空间描述的固结系数同上节所述,也有类似的规律.A /C c 的值在0.5～2之间,通常范围是1～2[11],此时(1/A -1/C c )<0;而对于软粘土,A /C c 可能小于1,则相应的大变形固结系数变化规律就如前面所述.本文的研究表明:一维大变形固结系数在固结过程中有三种变化规律:Ⅰ.单调递增,Ⅱ.单调递减,Ⅲ.先减小后增大.Smith 等[10]分别对高岭土、钙蒙脱土和马斯纳粘土(M assena Clay)进行等变形率固结试验,其固结系数的变化规律分别与以上三种情况相符.可见,一维大变形固结系数的变化规律与土体的压缩性和渗透性有关,C c 和A 是决定其规律性的两个主要参数.对于不同的土类,考虑固结系数变化的固结分析时,应该采用合适的假定,以符合以上的规律性.当固结方程采用不同的控制变量时,固结系数的表达式是不同的,不过,其变化规律也有三种[12].4 结 语通过以上的研究,可以得到如下结论:322 浙 江 大 学 学 报(自然科学版) 1998年(1)一维大变形固结系数的定义因所选取的参考坐标系和控制变量的不同而存在差异,其变化规律与土体的压缩性和渗透性有关,采用固结系数变化的小变形固结理论进行分析时,应该由实际土体的渗透性和压缩性指标来确定固结系数可能的变化趋势.(2)对于不同的土质情况,一维大变形固结系数可能有三种变化规律:Ⅰ.固结系数随固结过程单调递增;Ⅱ.随固结过程单调递减;Ⅲ.随固结过程先减小,而后又增大.(3)对于软粘土和超软土,其固结系数随固结过程会有较大的变化,宜采用考虑几何非线性的固结理论进行分析,同时应明确固结系数的变化趋势.参 考 文 献1 W r oth C P ,Houlshy G T .Soil mechanics-pro per ty cha racter izatio n and analysis pro cedur es.Pr oceedings o f the Elev enth International Conference on Soil M echanics &F oundation Engineer ing ,Ro tter dam:Balke-ma ,1985,(11):1～562 T o h S H,Fahey M.N umerical and centrifug e mo deling of lar ge strain consolidatio puter M etho ds and G eomechaincs.R otter dam:Balkema ,1991,279～2843 Po skitt T J.T he consolidation o f satura ted clay w ith var iable per meability and compr essibility.G eotech-nique ,1969,19(2):234～2524 Gibson R E,England G L ,Hussey M J L.T he theor y o 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consolidationfor saturated soilXie Xinyu Xia Jianzhong Zhu Xiangrong Pan Q iuyuan(Dept.o f Civil Eng ineering ,Zhejiang U niver sity ,Hangzhou,310027)Abstract Based on the research of the one dim ensional larg e-strain conso lidatio n theory ,the expres-sions of lar ge-strain coefficient of co nsolidation in different coo rdinates are g iven in this pa-per .In o rder to study the dev elo pment regularity of lareg strain coefficient of co nsolidation ,it is supposed that the coefficient of perm eability and the effective str ess fo llow the semi -log arithm linear relation w ith v oid r atio.It is show n that the coefficient of co nsolidation is the function o f the effective str ess or vo id ratio ,and its development regularity is related to the physical and mechanical characteristics of so il .Key words :coefficient of consolidation ;large-strain;permeability ;com pressibility 324 浙 江 大 学 学 报(自然科学版) 1998年。
