毕业设计论文静压桩沉桩扩孔挤土效应分析

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1、上海理工大学本科生毕业设计（论文）第1章 绪 论1.1 概述 桩基工程是一种比较古老的基础形式，也是目前应用最为广泛的基础形式之一。在软土地区采用桩基础有着悠久的历史，早在新石器时代，人类就已经成功的在湖泊和沼泽地中以木桩搭台修建房屋，到19世纪后期，钢材、水泥、混凝土和钢筋混凝土相继问世，并被成功的应用作制桩材料。各种新材料的问世也大大促进了沉桩工艺的改进，静压桩施工就是近年来得到广泛使用的沉桩工艺。简单来说静压桩施工就是将预制好的桩体通过相应的压桩机械压到设计深度的施工工艺。 静压桩简单来说具有桩身质量易于保证和检查，价格相对较低，以及施工工效高、无泥浆和噪音污染等优点，目前已成为我国工业

2、与民用建筑中，特别是软土地基上各类建筑中广泛采用的桩型之一6。但静压桩也有其相点对缺，那就是它属于排土置换桩，容易对周边环境造成不利的影响。在饱和软土地基中沉桩时，桩身将置换同体积的土，会产生巨大的侧向挤压作用，如果处理措施不当，会引起周边的环境问题，严重时还会引发工程事故。近些年来，随着高层建筑物的大量兴建，特别是在沿海软土地区和用地紧张地区，沉桩造成的邻近建筑物和地下公共设施破坏的事例屡见不鲜。随着人们环保意识的不断增强，对静压桩挤土效应带来的各种问题也越来越引起人们的重视。 从对地基土的影响程度上来说，静压桩施工的桩也属于挤土桩，同常见的打入方法（如锤击法，振动法）相比，两者对土体作用的

3、机理上有一定的相似性，但仍有一定的差异性，主要体现为：静力压桩时，沉桩速率保持在一定的范围内，因此压桩过程可以看作准静态过程，而打入桩的贯入主要依靠动力使桩体沉入地层，贯入过程并不连续。 由于施工工艺的改进，静压法施工具有以下的优点5： 1.施工时无噪音，适合在市区及其他对噪音有限制的场地施工，如学校、医院、办公楼及住宅小区等。 2.施工时无震动。 3.和锤击桩相比，施工应力比锤击桩小，且在施工过程中不出现拉应力。采用静压桩由于桩身不承受冲击，施工时可以适当减少桩体的最小配筋率，降低桩体材料的强度，因此可以在一定程度上降低桩的制作成本，造价相对较为便宜。 4.桩体在工厂中制作完成，其质量较可靠

4、。另外，在压桩过程中压桩力可以记录，并可以根据记录来估算承载力。 5.施工工地整洁，不会发生泥浆满地的情况，操作自动化程度高，施工人员及监理人员劳动强度低。 6.施工速度快，工效高，工期相对较短。 7.施工时桩长可以接驳，长度不受机械设备的限制。 8.静压桩的桩端持力层可以取中密-密实的砂性土层、硬塑-坚硬的粘性土层、全风化岩层甚至强分化岩层、比钻孔灌注桩、人工挖孔桩的持力层为浅。 静压桩已在我国得到了广泛的应用。从已有的资料信息9来看，我国静力压入桩的使用数量为世界之最。1.2 国内外研究应用现状 随着静压桩的广泛使用，国内外早已有许多工程技术专家对其进行了研究。沉桩引起的对桩周土体的挤土效

5、应的研究开展地较为广泛，研究内容大多集中在桩周土体的变形，沉桩过程中土体应力状态及土体强度的变化等方面。 孔扩张机理与岩土工程中的许多实际问题具有相似性，如沉桩的挤土效应等，因此在岩土界得到了关注和应用。在国内外科研工作者的共同努力下，孔扩张理论得到了长足的发展与完善。针对拟解决问题的特殊性，在材料本构模型的采用上采用弹塑性模型等。屈服准则采用从经典的Mohr-Coulomb准则1、Tresca准则1到俞茂宏81112提出的双剪强度理论、空间轴对称的统一强度理论。同时针对岩土材料的特殊性，采用了不同的软化和剪胀模式。研究证明，岩土类材料的剪胀性、应变软化特性及屈服准则的选取对孔扩张问题有很大的

6、影响。 从70年代起，国内外在这方面做了不少工作。在国内，主要是应用线性理论Mohr-Coulomb强度理论、Tresca强度理论、双剪强度理论以及统一强度理论。Gibson2021和Anderson2021于1961年将该理论引进岩土工程领域，几十年来，该理论得到了不断的完善和发展。Vesic1以Mohr-Coulomb屈服条件为依据给出了球形孔和同筒形孔扩张的一般解，其假定塑性区内的土体是可压缩的塑性同体其不足之处是只将体积应变平均求出而不能反映其空间分布。 Cartereta19采用应变硬化土体模型对孔扩张问题进行了分析。近年来，蒋明镜和沈珠江等34将土体模型从Mohr-Coulomb发

7、展到应变软化模型，从而有利于考虑土体的实际变形特性，如剪胀等，这是圆孔扩张理论的一大进步。蒋明镜、沈珠江34基于岩土软化材料特征，提出应力一次跌落应变软化模型1315，采用双剪统一强度理论的屈服函数形式推导并给出柱形孔扩张时的应力场、应变场、位移场和最终扩张压力的计算公式。 俞茂宏90年代提出了一个新的强度理论1112：统一强度理论，它从双剪单元体出发，既考虑了作用于单元体上的全部应力以及他们对材料屈服的不同贡献，又考虑到尽量减少材料参数便于工程应用，形成一个全新的强度理论。近年来在国内外已得到成功的推广应用。 挤土效应研究方法主要由圆孔扩张理论、应变路径法、滑移线理论、有限元法和模型槽试验等

8、1718。其中以采用圆孔扩张理论研究挤土效应的较多，故本文首先对圆孔扩张理论的研究现状进行了简要的介绍。 由于圆孔扩张理论形式简单、易于求解，所以这种方法一经提出，受到许多研究人员的欢迎。经过A.C.Vesic、Gibson等的研究、发展，已经成为解决沉桩对周围土体影响问题应用最为广泛的方法之一1016。 开口管桩沉桩过程中，部分土体挤入管内形成的土柱称为“土塞”19。桩端下的土会涌入管内，因此，管内的土就可能像瓶塞一样阻止桩的贯入和土继续涌入管中，这样就形成了土塞。开口管桩和闭口管桩相比较，排土量减少，对桩周土的挤土效应减弱，而且存在土塞与桩管内壁复杂的相互作用。土塞效应与挤土效应相互影响、

9、相互制约。人为地将两者割裂开来进行研究是不符合工程实际的。因此土塞作用使得开口管桩的沉桩性状比闭口桩沉桩性状更复杂，对打桩性状和桩的承载力影响非常大。国外对此方面的研究开始较早，土塞的物理力学性质直接影响到其与管壁之间作用力的传递。近年来，国内学者对此也进行了一定的研究。1.3 本文主要工作及创新点1.3.1 本文主要工作 1.本文基于Vesic孔扩张理论基础上1，Vesic总结了球形孔和柱形孔的扩张问题的解答，将圆孔扩张法推广到可压缩土体，将体积应变引入解答分析中，即引入修正刚度指标I, 建立了刚度指标与体积应变的关系式。 2.考虑到对于岩土、硬粘土、结构性粘土、紧密砂土及混凝土等材料，在应

10、力-应变关系上有明显的峰值。峰值后，应力随变形增大而降低，称为软化，之后趋于稳定的数值。在体积应变与主应变曲线上，随着主应变的增大，体积应变先是减小，然后逐渐增大，称为剪胀。所以有必要考虑软化和剪胀对柱形扩孔的影响。文中将基于空间轴对称统一强度理论推导其统一解析解。 3.在推导出孔扩张理论统一解析结果后，考虑中间主应力的影响，探讨软化系数，剪胀效果对材料应力场、位移场的最大塑性区半径以及最终扩张压力的影响规律。 4.考虑到管桩沉桩过程中，会同时产生挤土效应和土塞效应。管桩的挤土效应和土塞效应相互影响、相互制约，文中将对管桩的沉桩土塞效应进行一定的推导，为得到其应力场和位移场的解析解答。 5.对

11、工程实例进行分析，得到一些经验和规律。 1.3.2 本文创新点 静压桩施工产生的挤土效应的问题的分析是个十分复杂的问题，其内容涉及很多方面，如大变形问题、固结问题、桩土接触面问题、土体本构关系问题等等一系列的问题，如果要完全考虑所有这些问题，则要得到挤土应变场、应力场以及位移场的解答几乎是不可能的。因此桩周土体在受到挤压后的各因素所影响变形的规律将是本文研究的重点。 1.具体为考虑中间主应力的影响，并同时考虑土体的剪胀和应变软化特性研究圆孔扩张问题，推导柱形孔扩张塑性区、弹性区的应力场、位移场、极限扩孔压力及最大塑性区半径的显示表达式。 2.通过考虑到土塞效应对静压桩的沉桩挤土效应进行研究及补

12、充。3.而且通过图表的形式形象直观的反应出软化、剪胀参数以及统一强度参数b的变化得出规律。最后通过算例分析剪胀特性、软化参数对孔扩张的影响，从不同的角度分析了静压桩沉桩扩孔挤土效应。 静压桩沉桩扩孔挤土效应分析 经典圆孔扩张理论分析统一强度理论进行补充和分析土塞效应的引入和补充概述土塞效应对挤土效应的影响基于Vesic理论最终扩孔压力解的推导塑性区半径的推导考虑中主应力推导扩孔张弹塑性统一解推导基本土塞效应对孔扩张的解析解考虑软化因素推导过程中考虑剪胀因素推导过程中通过算例分析土塞效应影响因素通过解析解分析统一强度参数b，软化、剪胀参数绘制图表进行对比分析工程实例与推导结果以及经典理论进行对比

13、分析总结本文分析目的图1-1 本文分析具体技术路线第2章 静压桩沉桩孔扩张理论分析 2.1 圆孔扩张理论2.1.1 概述 在滩涂工程中，孔扩张理论广泛应用于隧道、井筒、沉桩等问题的挤土分析中。Gibsom和Anderson于1961年将该理论引入岩土工程领域，几十年来，在国内外学术界共同努力下，该理论得到了不断的完善和发展，使其在岩土工程中解决问题的范围不断加宽。静压桩沉桩孔扩张模拟圆孔扩张理论分析经典圆孔扩张理论的模型及概述考虑中主应力采用统一强度理论进行改进土塞效应对柱形孔扩张问题进行推导基本假定及模型分析基本方程经典圆孔扩张理论解概述推导解析解经典圆孔扩张理论的不足考虑中主应力、剪胀以及

14、软化效应统一强度理论在本问题中的表达式扩孔的弹塑性解析解土塞的形成对桩的承载力 有较大的影响土塞效用的柱形孔扩张解析解图2-1 本章技术路线图2.1.2 基本假定及模型 1）土体是饱和、均匀、各向同性的理想弹塑性材料； 2）小孔在无限大的土体中扩张； 3）土体屈服服从Tresca 屈服准则或 Mohr-Coulomb屈服准则。 土体在孔壁内压力P作用下，径向受压。当p较小时，孔周围土体处于弹性状态；当p值增大到某一临界值时，孔周围土体屈服，进入塑性状态；随着p值继续增大，塑性区半径不断扩展，成环状塑性区；在塑性区外，土体仍保持弹性状态。设孔的初始半径为,孔径为，塑性区半径为，扩张后孔最终半径为

15、，相应的孔内最终压力值为。在半径以外的土体保持弹性状态，如图2-2所示。 图2-2 圆孔扩张模型2.1.3 基本方程平衡方程： x=1,2 分别对应于柱形孔和球形孔。为土体径向应力；为土体切向应力；r为计算点半径。几何方程为： 为径向位移 弹性本构方程为胡克定律； 对于 Tresca材料，材料屈服表达式为： k为Tresca常数。 对于Mohr-Coulomb材料，材料屈服表达式为： 分别为土体的内摩擦角和凝聚力。2.1.4 经典圆孔扩张理论解概述 (1)最终扩孔压力解在Vesic理论1中，最终扩孔压力解的表达式为：为了确定极限扩张压力和的值，可利用孔的体积变化等于弹性区体积变化加上塑性区的体

16、积变化的关系。于是有：略去的平方项，得：对于弹塑性边界，当及屈服条件得：求得值后，代入： 可以计算出极限扩张压力。平均塑性应变是作为已知值引进的。实际上，平均塑性体积应变是塑性区内应力状态的函数，为解决这个问题，可采用迭代法求解。 (1)先假定一个塑性区体积应变平均值，由上述分析可得到塑性区内的应力状态； (2)由步骤(1)计算得到的应力状态，根据实验确定的体积应变与应力的关系，确定修正的平均塑性体积应变； (3)用修正的平均塑性体积应变，重复步骤(1)和(2)，直至 这样，就可得到满意的解答。然后根据值以及其他数据，就可以确定孔内最终压力。 (2)塑性区半径的求解要想求得，为了计算方便，可以

17、利用任意深度处孔的体积变化等于弹性区的体积变化加上塑性区的体积变化。于是有：略去的平方项，得： (1-1)其中：在弹性区边界，当时，则有。同时考虑初始应力可得： (1-2)将式（1-2）代入（1-1）可得： (1-3)在弹塑性交界处，即时，代入（1-3）得： 引入刚度指标： 其中，剪切模量G： 抗剪强度S： 则： (1-4)式（1-4）中，可用迭代法假设是已知的，推导出塑性区半径。求出后，最终扩张压力以及土体中的应力2.2 采用统一强度理论分析柱形孔扩张问题2.2.1 概述 扩孔理论的研究已有不少成果，这些成果是分析孔中挤土效应和多种土工测试的理论基础，如沉桩效应等。但是，一些岩土类材料受力达

18、峰值后，具有明显的软化现象，变现为弹塑性软化，同时在受力过程中产生剪胀现象，这时传统的 Vesic扩孔理论就显不足，Mohr-Coulomb准则表达式简单，但其最大的缺点是没有考虑中间主应力效应，同时他将土当成理想弹塑性材料，未考虑土的应变软化及剪胀特性，因而与材料的实验结果不符。因此本文将在此利用岩土工程界广泛采用并更符合实际的双剪统一强度理论，考虑中间主应力的影响，并同时考虑土体的剪胀和应变软化特性，推导孔扩张问题的精确相似解。2.2.2 采用统一强度理论的柱形孔扩张问题推导对于柱形孔，据文献1112,得到统一强度理论在本问题中的表达式，令 得到 (1)根据轴对称问题的特点，并假设以压为正

19、，拉为负，式（1）也可以写成： (2) (3)式中： (4)和为统一内聚力和内摩擦角。和分别为材料的凝聚力和内摩擦角，为统一强度参数，m为引入参数，在塑性区的各个阶段，。 采用空间轴对称问题的统一强度理论，其软化前和软化后的屈服准则可以表示为： (5)表示材料软化前，表示材料软化后。2.2.3 扩孔的弹塑性分析若不计体力，则整个区域满足： (6) (7) a）弹塑性区应力场的统一解表达式：弹性区有两张情况: (1)当时，则由弹性力学可以得出应力场、应变场和位移场为： (8) (9) (10)式中 为内孔压力；为初始应力。 (2)当时，将（8）（9）式中的改为，用来表示，为弹塑性交界面上的径向应

20、力。可以得到： (11) (12) (13)塑性区的区域范围是：。将（8）式代入（5）式（i=0），并且R=,可得临界扩张压力为： (14)将（5）式（i=1）代入（6）式中可以得到： (15)解得： (16) (17)由边界条件得出： (18)所以 (19)从上式中，令,代入到（11）（13）中可以得到弹性区内的应力场、应变场和位移场的解答： (20) (21) (22)根据弹塑性交界面的应力条件参考文献2，可以得到p与的关系为 (23)或者 (24) b) 塑性区位移场、应变场的确定根据弹塑性交界面上的应力条件，由（21）式和（22）式可以得到弹塑性交界面上的应变和位移： (25) (26

21、)根据体应变，径向应变，切向应变之间的关系，有下式成立： (27) (28)又因为 (29)考虑到：，为体应变，为峰值后的塑性应变，以压为正，拉为负，为大小主应变，h是反应剪胀特性的影响参数。既而由切向应力，径向应力以及剪胀参数的影响得到： (30)由上式及（25）式和（7）式得到： (31)上式解得： (32)其中c 为积分常数。当R=时，c可通过式（26）求得： (33)代入（32）式可得u的表达式，既而求得： (34)式中的可由式（24）得出。 c) 最终扩张压力和最大塑性区半径的确定塑性区内的体积应变由式（34）可求得： (35)再根据体积平衡条件最终可以得到： (36)式中 (37)

22、 (38)式（36）可用迭代法进行求解，得出,进而得到，再依据（23）式得到最终扩孔压力： (39)再将迭代法解得的,从而得到的代入上式。便可求出。2.3 分析土塞效应对柱形孔的扩张问题2.3.1 概述 目前，静压桩在我国得到了越来越广泛的应用。静压桩现浇灌注而形成的混凝土筒型桩体在施工过程中，会同时产生挤土效应和土塞效应。现浇灌注而形成的混凝土筒型桩体在施工过程中，桩内大量土体不是挤向周围，而是被内管套入其中，称筒内的土柱为“土塞”717。开口管桩和闭口管桩相比较，排土量减少，对桩周围的挤土效应减弱，而且存在土塞与管桩内壁复杂的相互作用。因此土塞作用使得开口管桩的沉桩性状比闭口桩沉桩更复杂，

23、对打桩性状和桩的承载力影响非常大。大量工程实践证明：土塞的形成对桩的承载力有较大的影响。管桩的挤土效应和土塞效应相互影响、相互制约，人为地将两者割裂开来进行研究是不符合工程实际的。2.3.2 土塞效用的柱形孔扩张解析解 图2-3基本假设： (1)土体服从Tresca屈服条件； (2)孔内压力从桩顶到桩底是不变的； (3)忽略桩底土体的体积变化。 柱形孔扩张问题是平面应变轴对称问题，见图2-3（图中：为土塞半径，h为土塞高度：为塑性区外侧边界的径向位移：L为桩入土深度）。在整个区域内，均满足平面应变轴对称问题的应力平衡微分方程1619： (1) 几何方程为 (2)式中：为径向位移。弹性阶段本构物

24、理方程为 (3) （1）弹性阶段根据弹性理论，选取应力函数，则有 (4)因此 (5) (6)当时，。代入式(5)可得 (7)由此可得 (8) (9) (10)由式（9），（10）可以得到柱形孔扩张问题中土体处于弹性阶段时土体应力分布情况。轴对称条件下径向位移为 (11)结合式（9），（11）可改写为 (12) （2）塑性阶段塑性阶段考虑到屈服条件问题，在这里考虑Tresca 材料。在屈服条件下，对Tresca 材料有 (13)将式（13）代入式（1）可得 (14)积分式（14）后可得 (15)柱形孔扩张后，内侧半径，内侧压力，根据这一边界条件代入式（15）得 (16)结合式（15）和（16）可

25、得 (17)将式（17）代入式（13）可得 (18)Tresca 材料塑性体积应变等于0，忽略塑性区材料在弹性阶段的体积变化，即可认为塑性区总体积不变，则在沉桩过程中桩排开的土体体积等于弹性区体积变化与土塞体积之和。由此可推出孔内压力值和塑性区最大半径： (19)展开式（19），略去的高次项和项得 (20)在弹塑性交界处，。由柱形孔弹性阶段径向位移解式（12）可得 (21)弹性交界处径向应力可由塑性区应力表达式式（17）得 (22)将式（22）代入（21），可得 (23)在弹塑性交界处，代入式（13）可得 (24)又由式（10）可得 (25)由式（24），（25）可得 (26)由式（20），（

26、21）。消去，可得 (27) 将式（26）代入（27）可得 (28)于是有 (29)由式（22），（26），（29）可得 (30)由式（20），（29）可得 (31)2.3.3 土塞效应分析小结算例：设有一开口管桩在均质土中静压沉桩，内半径R=380mm，D=392mm，=17，c=0，=18kN,=0.3,E=0.7Mpa.绘制以下关系曲线。1)当土塞长度分别为0.5、1.0、1.5、2.0m，求管桩内的土塞效应产生的应力；2)当土塞长度为1m，内半径R=120,140,150,160,170,180mm时，管桩内的土塞效应产生的应力；3)当内半径R=380mm，土塞高度为1m，桩壁厚t=1

27、0,12,14,18,20mm时，管桩内的土塞效应产生的应力。由上述算例代入解析解绘制出土塞应力的影响关系曲线见图2-4，图2-5，图2-6。图2-4 土塞高度与土塞应力曲线 图2-5 管内半径与土塞效应曲线 图2-6 桩壁厚与土塞应力曲线通过算例建立了管径、管壁厚度以及土塞高度与土塞效应相对关系，从图2-4，图2-5，图2-6中发现土塞高度与土塞径向应力成正比，土塞闭塞效应的强弱主要取决于桩径，与桩径成反比但是前提为不同桩径、相同壁厚。由此可以发现土塞与径厚比成正比，径厚比越大，形成的土塞也越高；径厚比越小，形成的土塞也越低。以上仅从解析解出发分析了一部分的影响因素未考虑到土质以及其他存在因

28、素对其的影响，还应结合试验以及工程实例才能得出更加具体有说服力的结论。 第3章 计算结果与分析 下面通过图表来考察中主应力、剪胀以及软化对塑性区半径和极限扩张压力的影响，计算参数取为假设土的弹性模量kpa，泊松比为0.4，粘聚力=为40kpa，。参数代入之前推导得出的塑性区半径解析式、最终扩孔压力解析式以及位移解析式等绘制出个参数影响的关系曲线。3.1 软化特性的影响 通过修改值来反应软化特性的影响，取h=1.5。 图3-1绘出了最终扩孔压力与参数，b的关系曲线，可以看出，图线成线性增长关系随值的增大而增大。同时通过控制变量的方法观测可以发现，当值不变的情况下，随b值的增大而增大。 图3-1

29、最终扩孔压力与软化内摩擦角，b的关系曲线 图3-2绘出了b=0时扩孔压力与、塑性区半径的关系曲线，可以看出，相同扩孔压力下，塑性区半径随值增大而减小，同时在塑性区半径不变的情况下从图中也可以看出随值的增大而增大。图3-2 扩张压力与，b塑性区半径的关系曲线 图3-3可以看出处的径向位移与参数，b的关系曲线，可以看出,处的径向位移随值增大而减小。同时可以看出随着统一强度参数b的增大而减小。 图3-3 径向位移与，b的关系曲线 图3-4绘出了扩孔压力p=500kPa和b=0时软化对径向应力的影响曲线，可以看出，塑性区半径随值的减小而增大，径向应力在弹塑性交界面上连续。 图3-4 软化对径向应力的影

30、响 图3-5绘出了扩孔压力p=500kPa和b=0时软化对切向应力的影响曲线，可以看出，塑性区半径随值增大而减小。同时，也可以看出，切向应力不连续，而且软化对切向应力的影响要大于对径向应力的影响。软化对切向应力的影响主要体现在弹塑性界面上的应力间断值大小。值越小，间断值越大。 图3-5 软化对切向应力分布的影响3.2 剪胀特性的影响 通过修改h的的取值来反映不同剪胀特性的影响，h的取值h=1到h=2.77（根据相关流动法则计算得到h的最大值）。图3-6绘出了最大塑性区半径与参数h，b的关系曲线，可以看出，最大塑性区半径随h值的增大而增大，当h不变的情况下，随b值的增大而减小。 图3-6 最大塑

31、性区半径与h，b的关系曲线 图3-7绘出了当扩孔压力p=500kpa时，R=处的径向位移与参数h、b的关系曲线，从图上可以看出，径向位移随h的增大而减小，h对径向位移的影响较大，当b=0的情况下，h=1的位移比h=2.77时的位移增大较多。 图3-7 径向位移与h，b的关系曲线3.3 统一强度参数b的影响 通过上述各图可以看出，统一强度参数b值对最大塑性区半径、最终扩孔压力、位移场均有影响。通过系数b的取值来分析统一强度参数的影响。b=0时俞茂宏统一强度理论退化Mohr-Coulomb准则，b=1时为双剪应力强化理论参考文献1112。 图3-8绘出了扩孔压力p与b以及塑性区半径的关系。同一塑性

32、区半径条件下，扩孔压力随b值的增大而增大。 图3-8 扩孔压力与b塑性区半径的关系曲线图3-9绘出了扩孔压力p=500kPa和=28时b值对径向应力分布的影响曲线，可以看出，b值对径向应力影响较小，径向应力在弹塑性交界面上连续。 图3-9 b值对径向应力分布的影响图3-10绘出了扩孔压力p=500kPa和=28时b值对切向应力分布的影响曲线，可以看出，b对切向应力影响较大大于对径向应力的影响。 图3-10 b值对切向应力分布的影响 图3-11给出了b值对临界压力的影响曲线，可以看出，临界压力随b值的增大而增大。 图3-11 b值对临界压力的影响3.4 分析小结 剪胀、软化以及屈服准则的选取对柱

33、形扩孔问题的求解有较大影响。实际工程中要综合考虑以上三种因素，方能得出正确解答。b=0时相当于不考虑中间主应力的影响，从图中可以看出，中主应力对计算结果有明显的影响，考虑中主应力时，塑性区半径与孔径之比显然比不考虑中主应力时要小，而极限扩张压力明显比不考虑中主应力时要大，也就是说不考虑中主应力影响时结果偏于保守，所以在工程应用中比如估算桩基承载力时，考虑中主应力影响非常重要，而且更经济。土的软化程度越高，塑性区半径与孔径比越大，土的软化特性对极限扩张压力有显著影响，随土软化程度的提高，极限扩张压力随之减小；随着土的剪胀角增大，塑性区半径与孔径比以及极限扩张压力都随增大。 第4章 工程实例4.1

34、 工程实例1 福州某基础工程公司，采用静压沉管桩施工，某16个工程的有关土体参数以及用本文计算方法求得的极限扩孔压力值如表4-1所示。计算时假定粘性土。对砂性土，对淤泥，其他土体取。c、是采用地质报告中的指标。是根据地质报告求得的某点的平均压力，其理论计算结果与实测结果对比如表4-1所示。表4-1 静压桩沉桩的实测值与理论计算值比较表工程名称持力层名称c/kPaE/MPa/kPa实测值/MPa 本章理论计算值/MPa b0.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0杨桥花 园残积粉粘1523353363.03.03.13.23.23.33.33.43.43.53.5亚华花园粉质粘

35、土3222302882.02.62.72.82.82.92.93.03.03.13.1高桥花园砂质粘土1220252042.01.71.71.81.81.91.91.92.02.02.0汽车站粘土2015202282.01.41.41.41.51.51.51.51.61.61.6商地花园粘土3518253421.02.32.32.42.42.52.52.62.62.62.7馨华苑粉粘3222304002.03.13.23.33.33.43.53.53.53.63.6万里小区残积砂土2022402403.02.52.62.72.82.82.92.93.03.03.0融侨小区残积粘土2023402

36、883.02.93.03.13.23.23.33.43.43.43.5市直住宅中细砂2026402403.03.13.13.23.43.43.53.53.63.63.6贸易厅楼粉粘3020273002.02.32.42.52.52.62.62.72.72.72.8日用品楼中砂028421922.02.82.92.93.03.13.13.23.23.23.3 从表4-1静压桩沉桩的实测值与理论值比较表中可以看出，统一强度参数b对计算结果有明显的影响，理论计算值随统一强度参数b值的增大而增大，同时从同一内粘聚力和内摩擦角相对应的实测值中可以不难发现土体的内摩擦角以及内粘聚力都对实测值有一定的影响，

37、而且实测结果完全处于理论计算结果的规律之内，结合上一章通过图表进行的计算结果分析，进一步说明了本文理论方法具有一定的工程应用价值。4.2 工程实例2 上海某小区厂房进行了场地的各类勘探。根据地质报告中土体参数。计算时假定粘性土，对砂性土，对淤泥，其他土体取。c、是采用地质报告中的指标。是根据地质报告求得的某点的平均压力，其理论计算结果与实测结果对比如表4-2所示。表4-2 静压桩沉桩理论值与计算值比较土层c/kPaE/MPa/kPa实测值/kPa 本章理论计算值/kPab0.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0粘土217.3206.740032433835036137238

38、2391399407414淤泥130.5246.8100140143146148151153155157158160淤质细沙25.3181276.58008338608849059259439599749881001含泥细沙10.03245123.432002848293130053070312831813229327233123348淤泥14.03.28181.4400406414421428435440446451455459亚粘土 30.011.522200.813001134117012031233126012851308132913491367淤质土 30.04.822294.810

39、0086989191192994696297698910011013粘土区 70.01424327.224002062212221762224226823082345237924102439 从表4-2的静压桩沉桩的实测值与理论值比较表中也可以看出，统一强度参数b对计算结果有明显的影响，理论计算值随统一强度参数b值的增大而增大，同时从同一内粘聚力和内摩擦角相对应的实测值中可以不难发现土体的内摩擦角以及内粘聚力都对实测值有一定的影响，而且实测结果完全处于理论计算结果的规律之内，结合上一章通过图表以及表4-1进行的计算结果分析，从不同的工程实例反应了相同的比较结果，进而说明了本文理论方法具有一定的

40、工程应用价值。4.3 工程实例3 为消除算例分析的偶然性，采用工程实例3进行对比分析。该工程的具体概况为：鞍山新村站工程位于杨浦区鞍山二村内，南面紧靠控江路。车站主体结构全长为151.40m，端头井宽23.80m，标准段宽19.60m，车站主体结构西高东低，纵坡为。车站主体结构维护采用600m厚的地下连续墙，端口井位置深度26m，标准段为23m，端口井部位开挖深度约14.7m。标准段部位开挖深度约12.7m。 根据上海轨道交通M8线鞍山新村车站设计要求，基坑内标准段为地下连续墙接头处抽条加固，共有19个抽条，端头井为网络抽条加固，端头井外侧局部加固。基坑内标准段和端头井内加固深度均为3.0m（

41、坑底一下）；端头井外加固深度约为16m（地表下2.0m以下）。车站场地建址处场地平坦，地面标高2.92m3.21m。该工程不利的土层主要是分布于西北部的洪填土和灰色粘质粉土夹粉质粘土，本地区浅部地下水属潜水类型，主要由降水及地表水补给，地下水位埋深约为1.3m1.7m。其理论计算结果与实测结果对比表如表4-3所示。表4-3 静压桩沉桩理论值与计算值比较土层/kPa凝聚力/kPa内摩擦角/ 理论计算值/kPab0.10.20.30.40.50.60.70.80.91.01122715629645659672684694704712720728 1635311399142614501471148915061521152315471558 173920792807821833844854863871878885 2421010568577585592599605610615620624 3221312807821832843852860868875882888 37811251191