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形式，也是目前應用最為廣泛的基礎形式之一。在軟土地區(qū)采用樁基礎有著悠久的歷史，早在新石器時代，人類就已經成功的在湖泊和沼澤地中以木樁搭臺修建房屋，到19世紀后期，鋼材、水泥、混凝土和鋼筋混凝土

2、相繼問世，并被成功的應用作制樁材料。各種新材料的問世也大大促進了沉樁工藝的改進，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制好的樁體通過相應的壓樁機械壓到設計深度的施工工藝。</p><p>　　靜壓樁簡單來說具有樁身質量易于保證和檢查，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，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，會產生巨大的側向擠壓作用，如果處理措施不當，會引起周邊的環(huán)境問題，嚴重時還會引發(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施破壞的事例屢見不鮮。隨著人們環(huán)保意識的不斷增強，對靜壓樁擠土效應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理上有一定的相似性，但仍有一定的差異性，主要體現為：靜力壓樁時，沉樁速率保持在一定的范圍內，因此壓樁過程可以看作準靜態(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，靜壓法施工具有以下的優(yōu)點[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，施工應力比錘擊樁小，且在施工過程中不出現拉應力。采用靜壓樁由于樁身不承受沖擊，施工時可以適當減少樁體的最小配筋率，降低樁體材料的強度，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，其質量較可靠。另外，在壓樁過程中壓樁力可以記錄，并可以根據記錄來估算承載力。</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，長度不受機械設備的限制。</p><p>　　8.靜壓樁的樁端持力層可以取中密-密實的砂性土層、硬塑-堅硬的粘性土層、全風化巖層甚至強分化巖層、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用。從已有的資料信息[9]來看，我國靜力壓入樁的使用數量為世界之最。</p><p>　　1.2 國內外研究應

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

9、了長足的發(fā)展與完善。針對擬解決問題的特殊性，在材料本構模型的采用上采用彈塑性模型等。屈服準則采用從經典的Mohr-Coulomb準則[1]、Tresca準則[1]到俞茂宏[8][11][12]提出的雙剪強度理論、空間軸對稱的統(tǒng)一強度理論。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、應變軟化特性及屈服準則的選取對孔擴張問題有很大的影響。</p><p>　　從70年代起，國內

10、外在這方面做了不少工作。在國內，主要是應用線性理論Mohr-Coulomb強度理論、Tresca強度理論、雙剪強度理論以及統(tǒng)一強度理論。Gibson[20][21]和Anderson[20][21]于1961年將該理論引進巖土工程領域，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．給出了球形孔和同筒形孔擴張的一般解，其假定塑性區(qū)內的土體是可壓縮的塑性同體．其不足之處是只將體積應變平均求

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

12、給出柱形孔擴張時的應力場、應變場、位移場和最終擴張壓力的計算公式。 俞茂宏90年代提出了一個新的強度理論[11][12]：統(tǒng)一強度理論，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力以及他們對材料屈服的不同貢獻，又考慮到盡量減少材料參數便于工程應用，形成一個全新的強度理論。近年來在國內外已得到成功的推廣應用。</p><p>　　擠土效應研究方法主要由圓孔擴張理論、應變路徑法、滑移線理論、有限元法和模型槽試

13、驗等[17][18]。其中以采用圓孔擴張理論研究擠土效應的較多，故本文首先對圓孔擴張理論的研究現狀進行了簡要的介紹。</p><p>　　由于圓孔擴張理論形式簡單、易于求解，所以這種方法一經提出，受到許多研究人員的歡迎。經過A.C.Vesic、Gibson等的研究、發(fā)展，已經成為解決沉樁對周圍土體影響問題應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、土體擠入管內形成的土柱稱為“土塞”[19]。樁端下的土會涌入管內，因此，管內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減弱，而且存在土塞與樁管內壁復雜的相互作用。土塞效應與擠土效應相互影響、相互制約。人為地將兩者割裂開來進行研究是不符合工程實際的。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，土塞的物理力學性質直接影響到其與管壁之間作用力的傳遞。近年來，國內學者對此也進行了一定的研究。</p><p>　　1.3 本文主要工作及創(chuàng)新點</p><p>　　1.3.1 本文主要工作</p><p>　　1.本文基于Vesic孔擴張理論基礎上[1]，Vesic總結了球形孔和柱形孔的擴張問題的解答，將圓孔擴張法推廣到可壓縮土體，將體積應變引入解答分析

16、中，即引入修正剛度指標I, 建立了剛度指標與體積應變的關系式。</p><p>　　2.考慮到對于巖土、硬粘土、結構性粘土、緊密砂土及混凝土等材料，在應力-應變關系上有明顯的峰值。峰值后，應力隨變形增大而降低，稱為軟化，之后趨于穩(wěn)定的數值。在體積應變與主應變曲線上，隨著主應變的增大，體積應變先是減小，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孔的影響。文中將基于空間軸對稱統(tǒng)一強度理論推導其統(tǒng)一解析解

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

18、<p>　　5.對工程實例進行分析，得到一些經驗和規(guī)律。 </p><p>　　1.3.2 本文創(chuàng)新點</p><p>　　靜壓樁施工產生的擠土效應的問題的分析是個十分復雜的問題，其內容涉及很多方面，如大變形問題、固結問題、樁土接觸面問題、土體本構關系問題等等一系列的問題，如果要完全考慮所有這些問題，則要得到擠土應變場、應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。</p><p>　　1.具體為考慮中間主應力的影響，并同時考慮土體的剪脹和應變軟化特性研究圓孔擴張問題，推導柱形孔擴張塑性區(qū)、彈性區(qū)的應力場、位移場、極限擴孔壓力及最大塑性區(qū)半徑的顯示表達式。</p><p>　　2.通過考慮到土塞效應對靜壓樁的沉樁擠土效應進行研究及補充。</p><p>　　3.而且通過圖表的形式

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

21、;<p><b>　　2.1.1 概述</b></p><p>　　在灘涂工程中，孔擴張理論廣泛應用于隧道、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域，幾十年來，在國內外學術界共同努力下，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張；</p><p>　　3）土體屈服服從Tresca 屈服準則或 Mohr-Coulomb屈服準則。 </p><p>　　土體在孔壁內

23、壓力P作用下，徑向受壓。當p較小時，孔周圍土體處于彈性狀態(tài)；當p值增大到某一臨界值時，孔周圍土體屈服，進入塑性狀態(tài)；隨著p值繼續(xù)增大，塑性區(qū)半徑不斷擴展，成環(huán)狀塑性區(qū)；在塑性區(qū)外，土體仍保持彈性狀態(tài)。設孔的初始半徑為,孔徑為，塑性區(qū)半徑為，擴張后孔最終半徑為，相應的孔內最終壓力值為。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 分別對應于柱形孔和球形孔。</p><p>　　為土體徑向應力；為土體切向應力；r為計算點半徑。</p><p><b>　　幾何方程為： </b></p><p>

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

26、凝聚力。</p><p>　　2.1.4 經典圓孔擴張理論解概述</p><p>　　(1)最終擴孔壓力解</p><p>　　在Vesic理論[1]中，最終擴孔壓力解的表達式為：</p><p>　　為了確定極限擴張壓力和的值，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)的體積變化的關系。于是有：</p><p>

27、<b>　　略去的平方項，得：</b></p><p>　　對于彈塑性邊界，當及屈服條件得：</p><p><b>　　求得值后，代入：</b></p><p>　　可以計算出極限擴張壓力。</p><p>　　平均塑性應變是作為已知值引進的。實際上，平均塑性體積應變是塑性區(qū)內應力狀態(tài)的函數，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)體積應變平均值，由上述分析可得到塑性區(qū)內的應力狀態(tài)；</p><p>　　(2)由步驟(1)計算得到的應力狀態(tài)，根據實驗確定的體積應變與應力的關系，確定修正的平均塑性體積應變；</p><p>　　(3)用修正的平均塑性體積應變，重復步驟(1)和(2)，直至 </p><

29、p>　　這樣，就可得到滿意的解答。然后根據值以及其他數據，就可以確定孔內最終壓力。</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，得：</b></p><p><b>　　(1-1)</b></p><p><b>　　其中：</b></p><p>　　在彈性區(qū)邊界，當時，則有。同時考慮初始應力可得：</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：</b></p&

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

33、法假設是已知的，推導出塑性區(qū)半徑。求出后，最終擴張壓力以及土體中的應力</p><p>　　2.2 采用統(tǒng)一強度理論分析柱形孔擴張問題</p><p><b>　　2.2.1 概述</b></p><p>　　擴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和多種土工測試的理論基礎，如沉樁效應等。但是，一些巖土類材料受力達峰值后，具有明顯

34、的軟化現象，變現為彈塑性軟化，同時在受力過程中產生剪脹現象，這時傳統(tǒng)的 Vesic擴孔理論就顯不足，Mohr-Coulomb準則表達式簡單，但其最大的缺點是沒有考慮中間主應力效應，同時他將土當成理想彈塑性材料，未考慮土的應變軟化及剪脹特性，因而與材料的實驗結果不符。因此本文將在此利用巖土工程界廣泛采用并更符合實際的雙剪統(tǒng)一強度理論，考慮中間主應力的影響，并同時考慮土體的剪脹和應變軟化特性，推導孔擴張問題的精確相似解。</p>

35、<p>　　2.2.2 采用統(tǒng)一強度理論的柱形孔擴張問題推導</p><p>　　對于柱形孔，據文獻[11][12],得到統(tǒng)一強度理論在本問題中的表達式，</p><p><b>　　令</b></p><p>　　得到 </p><p><b>　　(1)<

36、;/b></p><p>　　根據軸對稱問題的特點，并假設以壓為正，拉為負，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)一內聚力和內摩擦角。</p><p>　　和分別為材料的凝聚力和內摩擦角，為統(tǒng)一強度參數，m為引入參數，在塑性區(qū)的各個階段，。 </p><p>　　采用空間軸對稱問題的統(tǒng)一強度理論，其軟化前和軟化后的屈服準則可以表示為：</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)應力場的統(tǒng)一解表達式：</p><p><b>　　彈性區(qū)有兩張情況:</b></p><p>　　(1)當時，則由彈性力學可以得出應力場、應變場和位移場為：</p><p><b>　　(8)</b></p><p><b>　　(9)</b>&

40、lt;/p><p><b>　　(10)</b></p><p>　　式中 為內孔壓力；為初始應力。 (2)當時，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力?？梢缘玫剑?lt;/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)內的應力場、應變場和位移場的

44、解答：</p><p><b>　　(20)</b></p><p><b>　　(21)</b></p><p><b>　　(22)</b></p><p>　　根據彈塑性交界面的應力條件參考文獻[2]，可以得到p與的關系為</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、應變場的確定</p><p>　　根據彈塑性交界面上的應力條件，由（21）式和（22）式可以得到彈塑性交界面上的應變和位移：

46、 </p><p><b>　　(25)</b></p><p><b>　　(26)</b></p><p>　　根據體應變，徑向應變，切向應變之間的關系，有下式成立：</p><p><b>　　(27)</b></p><p><b&g

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

48、大小主應變，h是反應剪脹特性的影響參數。</p><p>　　既而由切向應力，徑向應力以及剪脹參數的影響得到： </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。當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) 最終擴張壓力和最大塑性區(qū)半徑的確定</p><p>　　塑性區(qū)內的體積應變由式（34）可求得：</p><p><b>　　(35)</b></p><p>　　

51、再根據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）可用迭代法進行求解，得出,進而得到，再依據（23）式得到最終擴孔壓力：</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 分析土塞效應對柱形孔的擴張問題</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用。靜壓樁現澆灌注而形成的混凝土筒型樁體在施工過程中，會同時產生擠土效應和土塞效應?，F澆灌注而形成的混凝土筒型樁體在施工過程中，樁內大量土體不是擠向周圍，而是被內管套入其中，稱筒內的土柱為“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減弱，而且存在土塞與管樁內壁復雜的相互作用。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雜，對打樁性狀和樁的承載力影響非常大。大量工程實踐證明：土塞的形成對樁的承載力有較大的影響。管樁的擠土效應和土塞效應相互影響、相互制約，人為地將兩者割裂開來進行研究是不符合工程實際的。</p><p>　　2.3.2 土塞效用的柱形孔擴張解析解 </p><p><b>　　圖2-3</b></

55、p><p><b>　　基本假設：</b></p><p>　　(1)土體服從Tresca屈服條件；</p><p>　　(2)孔內壓力從樁頂到樁底是不變的；</p><p>　　(3)忽略樁底土體的體積變化。</p><p>　　柱形孔擴張問題是平面應變軸對稱問題，見圖2-3（圖中：為土塞半徑，h為

56、土塞高度：為塑性區(qū)外側邊界的徑向位移：L為樁入土深度）。在整個區(qū)域內，均滿足平面應變軸對稱問題的應力平衡微分方程[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>　　彈性階段本構物理方程為</p><p><b>　　(3)</b></p><p><b>　?。?）彈性階段</b></p><p>　　根據彈性理論，選取應力函數，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）可以得到柱形孔擴張問題中土體處于彈性階段時土體應力分布情況。軸對稱條件下徑向位移為</p><p><b>　　(11)</b></p><p>　　結合式（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>　　柱形孔擴張后，內側半徑，內側壓力，

65、根據這一邊界條件代入式（15）得</p><p><b>　　(16)</b></p><p>　　結合式（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），略去的高次項和項

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>　　彈性交界處徑向應力可由塑性區(qū)應力表達式式（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 土塞效應分析小結</p><p>　　算例：設有一開口管樁在均質土中靜壓沉樁，內

72、半徑R=380mm，D=392mm，=17°，c=0，</p><p>　　=18kN,=0.3,E=0.7Mpa.繪制以下關系曲線。</p><p>　　1)當土塞長度分別為0.5、1.0、1.5、2.0m，求管樁內的土塞效應產生的應力；</p><p>　　2)當土塞長度為1m，內半徑R=120,140,150,160,170,180mm時，管樁內的土

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

74、 管內半徑與土塞效應曲線</p><p>　　圖2-6 樁壁厚與土塞應力曲線</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相對關系，從圖2-4，圖2-5，圖2-6中發(fā)現土塞高度與土塞徑向應力成正比，土塞閉塞效應的強弱主要取決于樁徑，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以及其他存在因素對其的影響，還應結合試驗以及工程實例才能得出更加具體有說服力的結論。</p><p>　　第3章 計算結果與分析 </p><p>　　下面通過圖表來考察中主應力、剪脹以及軟化對塑性區(qū)半徑和極限擴張壓力的影響，計算參數取為假設土的彈性模量kpa，泊松比為0.4，粘聚力=為40kpa，，。參數代入之前推導得出的塑性區(qū)半徑

76、解析式、最終擴孔壓力解析式以及位移解析式等繪制出個參數影響的關系曲線。</p><p>　　3.1 軟化特性的影響</p><p>　　通過修改值來反應軟化特性的影響，取h=1.5。</p><p>　　圖3-1繪出了最終擴孔壓力與參數，b的關系曲線，可以看出，圖線成線性增長關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，當值不變的情況下，隨b值的增大而增

77、大。</p><p>　　圖3-1 最終擴孔壓力與軟化內摩擦角，b的關系曲線</p><p>　　圖3-2繪出了b=0時擴孔壓力與、塑性區(qū)半徑的關系曲線，可以看出，相同擴孔壓力下，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 擴張壓力與，b塑性區(qū)半徑的關系曲線</p><

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

79、;<p>　　圖3-4 軟化對徑向應力的影響</p><p>　　圖3-5繪出了擴孔壓力p=500kPa和b=0時軟化對切向應力的影響曲線，可以看出，塑性區(qū)半徑隨值增大而減小。同時，也可以看出，切向應力不連續(xù)，而且軟化對切向應力的影響要大于對徑向應力的影響。軟化對切向應力的影響主要體現在彈塑性界面上的應力間斷值大小。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（根據相關流動法則計算得到h的最大值）。</p><p>　　圖3-6繪出了最大塑性區(qū)半徑與參數h，b的關系曲線，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的關系曲線</p><p>　　圖3-7繪出了當擴孔壓力p=500kpa時，R=處的徑向位移與參數h、b的關系曲線，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的關系曲線</p>&l

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

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

84、;p>　　圖3-10繪出了擴孔壓力p=500kPa和=28°時b值對切向應力分布的影響曲線，可以看出，b對切向應力影響較大大于對徑向應力的影響。</p><p>　　圖3-10 b值對切向應力分布的影響</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</b></p><p>　　剪脹、軟化以及屈服準則的選取對柱形擴孔問題的求解有較大影響。實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時相當于不考慮中間主應力的影響，從圖中可以看出，中主應力對計算結果有明顯的影響，考慮中主應力時，塑性區(qū)半徑與孔徑之比顯然比不考慮中主應力時要小，而極限擴張壓力明顯

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

87、p><p><b>　　4.1 工程實例1</b></p><p>　　福州某基礎工程公司，采用靜壓沉管樁施工，某16個工程的有關土體參數以及用本文計算方法求得的極限擴孔壓力值如表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、是采用地質報告中的指標。是根據地質報告求得的某點的平均壓力，其理論計算結果與實測結果對比如表4-1所示。</p>&

88、lt;p>　　表4-1 靜壓樁沉樁的實測值與理論計算值比較表</p><p>　　從表4-1靜壓樁沉樁的實測值與理論值比較表中可以看出，統(tǒng)一強度參數b對計算結果有明顯的影響，理論計算值隨統(tǒng)一強度參數b值的增大而增大，同時從同一內粘聚力和內摩擦角相對應的實測值中可以不難發(fā)現土體的內摩擦角以及內粘聚力都對實測值有一定的影響，而且實測結果完全處于理論計算結果的規(guī)律之內，結合上一章通過圖表進行的計算結果分析，進一

89、步說明了本文理論方法具有一定的工程應用價值。</p><p><b>　　4.2 工程實例2</b></p><p>　　上海某小區(qū)廠房進行了場地的各類勘探。根據地質報告中土體參數。計算時假定粘性土，對砂性土，對淤泥，其他土體取。c、是采用地質報告中的指標。是根據地質報告求得的某點的平均壓力，其理論計算結果與實測結果對比如表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的靜壓樁沉樁的實測值與理論值比較表中也可以看出，統(tǒng)一強度參數b對計算結果有明顯的影響，理論計算值隨統(tǒng)一強度參數b值的增大而增大，同時從同一內粘聚力和內摩擦角相對應的實測值中可以不難發(fā)現土體的內摩擦角以及內粘聚力都對實測值有一定的影響，而且實測結果完全處于理論計算結果的規(guī)律之內，結合上一章通過圖表以及表4-1進行的計算結果分析，從

91、不同的工程實例反應了相同的比較結果，進而說明了本文理論方法具有一定的工程應用價值。</p><p>　　4.3 工程實例3</p><p>　　為消除算例分析的偶然性，采用工程實例3進行對比分析。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，南面緊靠控江路。車站主體結構全長為151.40m，端頭井寬23.80m，標準段寬19.60m，車站主體結構西高東低，縱坡為。車站主體結構維

92、護采用600m厚的地下連續(xù)墻，端口井位置深度26m，標準段為23m，端口井部位開挖深度約14.7m。標準段部位開挖深度約12.7m。</p><p>　　根據上海軌道交通M8線鞍山新村車站設計要求，基坑內標準段為地下連續(xù)墻接頭處抽條加固，共有19個抽條，端頭井為網絡抽條加固，端頭井外側局部加固?；觾葮藴识魏投祟^井內加固深度均為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粉土夾粉質粘土，本地區(qū)淺部地下水屬潛水類型，主要由降水及地表水補給，地下水位埋深約為1.3m~1.7m。其理論計算結果與實測結果對比表如表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褐黃色粉質粘土；②灰色粘質粉土夾淤泥質粉質粘土；③灰色淤泥質

94、粉質粘土；</p><p>　　④灰色淤泥質粘土；⑤灰色粘土；⑥灰色粉質粘土；⑦灰色砂質粉土夾粉質粘土</p><p>　　從表4-3中可以看出，由于土體參數b值不能確定，對每個不同計算值而言，其與實測結果相差也不大，而且實測結果完全處于理論計算結果的規(guī)律之內，進一步說明了本文理論方法具有一定的工程應用價值。</p><p><b>　　4.4 工程實例4

95、</b></p><p>　　現舉例進行基于土塞效應的柱形孔擴張問題的計算。在軟土地區(qū)進行預應力管樁的壓樁時，其基本參數如下：，，，，，，L=20m，h=10m。其計算結果見表4-4。</p><p>　　表4-4 柱形孔擴張位移場及應力場結果</p><p>　　根據上海地區(qū)軟粘土室內試驗的結果，一般淤泥質粘土的剛度比，因而塑性區(qū)半徑與擴張小孔半徑比

96、，即塑性區(qū)半徑為樁半徑的7~11倍。本例計算結果，與實驗結果符合較好。從中可以看出由于土塞的存在，管樁的擠土效應相應減弱，在淤泥質圖中沉樁時，土塞高度大，此時樁的擠土效應小。</p><p><b>　　4.5 工程實例5</b></p><p>　　第一現場試驗的試驗場地概況為：地面標高在4.29~4.83m，地下水埋深一般為0.4m。三個試驗點的試驗參數如下，第一

97、點試驗參數為：=11.5，c=9kPa，=0.5，E=1670kPa；第二點試驗參數為：=11.5，c=12kPa，=0.5，E=2780kPa；第三試驗參數為：=22，c=4kPa，=0.5，E=5900kPa.利用上述試驗參數對本章理論進行驗證計算，其極限擴孔壓力的理論與實測結果如表4-5所示。</p><p>　　從表4-5中可以看出：隨著b值的增大，無論是球形擴孔還是柱形擴孔，其擴孔壓力值都在增大，其原因

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

99、壓樁擠土效應的主要方法[5][9]，本文針對現有孔擴張理論的不足，對圓孔擴張法進行改進，蔣明鏡、沈珠江首先將統(tǒng)一強度理論用于柱形孔的擴張問題，他們基于軸對稱平面應變統(tǒng)一強度理論，得出了一系列新的結果，形成蔣-沈擴孔公式[3][4]。本文基于空間軸對稱統(tǒng)一強度理論推導出了具有剪脹和軟化特性的巖土材料中柱形孔擴張問題的應力、位移、極限擴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則對柱形孔擴張的影響。文中的統(tǒng)一解

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

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

102、，b=1時為雙剪應力強化理論參考文獻[11][12]。</p><p>　　(4)沉樁過程是一個非常復雜的過程，在此過程中會同時產生擠土效應和土塞效應，由于土塞的存在，管樁的擠土效應相應減弱，在淤泥質圖中沉樁時，土賽高度大，此時樁的擠土效應小。</p><p>　　剪脹、軟化以及屈服準則的選取對靜壓樁沉樁擴孔問題的求解有較大影響，實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、果可以應用于井筒、靜力觸探等土木工程的相關領域。綜合沉樁過程中產生的擠土效應和土塞效應，并且得到了樁周土體的應力場和位移場解答，為本文的分析提供了一種的新思路。</p><p><b>　　參 考 文 獻</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.應變軟化巖土材料內擴孔問題解析解[J].工程力學，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張問題.巖土工程學報，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張統(tǒng)一解問題,巖土力學，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（博士學位論文）.浙江大學，2004.</p><p>　　[6] 陳文.飽和軟土靜壓樁沉樁機理及擠土效應研究（碩士學位論文）.河海大學，1999.</p><p>　　[7] 胡中雄.土力學與環(huán)境土工學.上海：同濟大學

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，2004,23 </p><p>　?。?9）：3213-3220.</p><p>　　[9 ] 張明義，靜壓樁入樁的研究與應用，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，雙剪理論及其應用[M]，北京：科學出版社，1998.</p><p>　　[12] 俞茂宏，何麗南，宋凌宇.雙剪應力強度理論及其推廣[J].中國科學（A），1985,28（12）：1113-1120.</p><p>　　[13] 汪鵬程， 軟化剪脹土中孔

108、擴張理論及沉樁擠土性狀研究[D].杭州：浙江大學.2005.</p><p>　　[14] 王延斌，范文，徐栓強. 基于統(tǒng)一強度理論的柱形孔擴張問題研究[J]. 巖土力學，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張問題的彈塑性分析[J]. 中國有<

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

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. 基于土塞效應的柱形孔擴張問題解析解[J]. 巖土力學與工程學報，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>　　轉瞬之間，四年的校園生活即將結束。在這里，我首先向xx環(huán)境與城建學院的所有老師表示深深的謝意。是你們在我的學業(yè)上的幫助與點撥，使我掌握了扎實的基礎知識和專業(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，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驗。</p><p>　　其次，這篇論文的完成，從選題到結稿都得到了我的導師xx老師的悉心指導與幫助，xx老師耐心細致地指導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行下去。此外，xx老師認真細致的工作態(tài)度、嚴謹求實的教學方式、豁達自信的人格魅力也給予我很多精神上的啟示，指導我在

114、今后的人生道路上不斷進取。</p><p>　　在此，我謹向我的xx老師表達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、朋友們的幫助與鼓勵，支持與配合。在整個論文工作中，是你們能協助我完成調研，能夠對我論文提出意見與建議，使得我的論文能不斷完善。</p><p>