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| 1 | 宽浅式筒型基础竖向承载力研究显示文摘通过有限元计算,研究了不同长径比下筒型基础竖向压载作用下的承载特性,分析了竖向荷载作用下宽浅式筒型基础的失效模式,并与试验结果进行对照,数值计算与模型试验的荷载–位移曲线虽存在一定差距,但整体趋势相近。对筒型基础不同部位在承担竖向压载时所承担的比例变化进行分析,其中,筒顶接触反力、内侧摩阻力及端阻力承担90%以上的荷载比例,计算极限承载力时可将筒内土与筒作为一个整体。给出了筒壁土压力的分布形式,在汉森理论的基础上提出适用于宽浅式筒型基础竖向承载力的计算公式,并与有限元、试验结果进行比较,除长径比为1.0的模型外,相对误差均在10%以内。 | 刘梅梅 练继建 杨敏 王海军 | 2015 | 岩土工程学报2015，37，2： | 15 |
| 2 | 离岸深水全直桩码头承载性能有限元分析显示文摘全直桩码头是适于软土地基上离岸深水海域的新型高桩码头结构型式,其承载机理与传统高桩码头存在较大差异,且软土地基循环软化效应显著。建立全直桩码头结构与地基相互作用三维弹塑性有限元模型,基于二次开发采用拟静力法对土体循环软化效应进行模拟。通过有限元模型研究全直桩码头的承载特性与破坏模式,并探讨水平极限承载力的影响因素。研究表明水平荷载作用下,基桩的塑性破坏是结构失稳的控制因素,地基土体的承载力对结构水平极限承载力不起决定性作用;竖向荷载作用下,结构竖向极限承载力由地基土体强度决定。研究范围内入土深度对结构水平极限承载力影响不大,但桩壁厚度减小或考虑土体软化后,结构水平极限承载力明显降低。设计中,增加入土深度可有效减小土体软化引起的水平极限承载力降低程度,且应考虑结构腐蚀和土体软化对水平极限承载力的双重降低效应,为钢管桩预留足够的腐蚀富裕量。 | 王元战 贺林林 | 2013 | 海洋工程2013，31，6： | 10 |
| 3 | 饱和砂土中裙式吸力基础水平循环特性和累积转角变化规律显示文摘裙式吸力基础是一种新型海上风电工程吸力基础形式。采用模型试验研究水平循环荷载作用下,传统和裙式吸力基础的累积转角变化规律和影响因素,循环加载方式包含单向循环加载和变幅循环加载。试验结果表明:传统和裙式吸力基础循环累积转角主要发生在前200次循环,循环累积转角随循环荷载幅值和循环次数增加逐渐增大,累积转角增长速率随循环次数增加逐渐减小。基础累积转角与循环次数之间的关系可用幂函数进行表达。采用Leblanc方法和Miner准则,对长期变幅循环加载下基础累积转角转化为等幅循环荷载进行分析,预测了基础累积转角,发现循环荷载的顺序和循环荷载幅值对基础累积转角有一定的影响。荷载幅值逐级增大条件下,预测的基础累积转角略高于实测值。另外,研究了循环加载过程对基础水平极限承载力的影响,基础水平承载力较循环加载前有一定提高。研究成果能为海上风电吸力基础的设计提供依据。 | 李大勇 张景睿 张雨坤 高玉峰 刘俊伟 | 2021 | 岩土力学2021，42，3： | 7 |
| 4 | K_0固结软土的循环剪切特性及其流变模拟显示文摘对原状温州黏土进行了三轴不排水循环剪切试验,系统分析了黏土在循环剪切过程中应变和孔压的累积特性以及加载频率的影响。考虑到天然黏土不等向固结历史的影响,试验土样在循环剪切前均先K0固结至原位应力状态。研究表明,对于K0固结软黏土,以剪应变累积曲线出现拐点作为循环破坏标准较为合适,此拐点对应的单幅破坏峰值剪应变εs,tp大小基本恒定为3%,与加载频率、循环偏应力幅值等因素无关;循环荷载幅值一定时,荷载持续时间t对黏土的循环剪切性状起控制作用,可综合反映加载频率和振次的影响。根据黏性不排水循环累积效应与静力蠕变过程的相似性,按静力蠕变等效的思路,采用建立的各向异性弹黏塑性本构模型对其进行模拟分析,并通过试验验证了此流变等效方法的有效性。 | 王立忠 但汉波 李玲玲 | 2010 | 岩土工程学报2010，32，12： | 7 |
| 5 | 波浪荷载作用下斜向抗拔桩的承载特性分析显示文摘针对浮式海洋结构采用的桩基础,考虑土的循环软化效应,将软土的循环强度与Mohr-Coulomb屈服准则相结合,基于拟静力弹塑性分析建立了循环波浪载荷作用下斜向抗拔桩循环承载性能的计算模型,确定了斜向上载荷作用下抗拔桩的循环承载力,并与单调加载作用下的斜向抗拔桩的极限承载力进行了对比,进一步探讨了桩长、桩径、桩体模量及载荷循环次数等因素对斜向抗拔桩循环承载力的影响。研究结果表明:循环波浪荷载的作用导致了斜向抗拔桩土体循环强度的分布不均匀,从而降低了地基的循环承载力。斜向抗拔桩的动态极限承载力随循环次数的增加而降低,随桩长、桩径及桩体模量的增大而增大。 | 范书立 陈健云 张俊清 | 2012 | 岩土力学2012，33，1： | 6 |
| 6 | 软土地基桶形基础室内模型试验研究显示文摘针对竖向循环荷载作用下软土地基桶形基础的承载特性进行模型试验。首先,采用真空预压的方法制备模型土池,通过土的物理性试验和不固结不排水三轴压缩试验测得土池中土的基本物理力学性质;然后,在确定桶形基础竖向静承载力的基础上进行循环荷载试验,在不同动静荷载组合作用下观测地基的破坏特性,记录循环累积变形与循环振次的关系。结果表明,模型槽内不同位置不同深度土的基本物理力学性质指标相差不大,真空预压制备土池的方法可行;桶形基础在循环荷载作用下的产生的累积变形与蠕变过程相似;软土地基桶形基础的循环承载特性与动、静荷载水平有较大的关系,在其应用过程中要综合考虑动、静荷载作用。 | 刘锟 赵春风 王建华 | 2010 | 地下空间与工程学报2010，6，3： | 5 |
| 7 | 考虑冲刷影响的筒型基础竖向极限承载力研究显示文摘大直径宽浅式筒型基础,阻水宽度大,在位工作期间受波浪海流作用,其周围土体易被冲刷。为研究单侧地基土体受冲刷后筒型基础的竖向极限承载力变化,通过引进冲刷率的概念,采用有限元方法研究了不同冲刷率下筒型基础的竖向极限承载力;并基于Meyerhof理论建立了计算不同冲刷率下筒型基础竖向极限承载力的极限平衡方法。研究结果表明,随着冲刷率增大,筒型基础的极限承载力出现不同程度的下降,当冲刷率为0.8时,即筒型基础单侧土体冲刷深度达6.4m时,筒型基础的竖向极限承载力折减率为3.28%。建立的极限平衡算法可准确计算冲刷条件下筒型基础的竖向极限承载力。 | 陆罗观 刘润 练继建 陈广思 | 2019 | 海洋工程2019，37，3： | 5 |
| 8 | 粉土中吸力桶沉贯阻力与土塞失稳机理研究显示文摘针对粉土中吸力桶在吸力沉贯中的两个关键性问题———沉贯阻力和内部土体稳定性,在自行研制的试验平台上进行了一系列吸力桶沉贯模型试验。试验结果表明,粉土中吸力沉贯时,Andersen 所提供的基于 CPT 锥尖强度的阻力计算公式能较好预测阻力发展趋势,但计算结果偏小;而修正的承载力公式预测结果在沉贯前期与实测值较吻合,沉贯后期预测偏大。吸力沉贯前期,贯入阻力随深度稳步增长,直到贯入深度达到某个临界值后,阻力增长缓慢甚至保持不变。桶内粉土在吸力作用下的失稳机理与黏土或砂土不同,在渗透力作用下表现为从土层表面开始的自上而下管涌或渗流侵蚀。沉贯后期,端部土体在较高水头差下发生失稳并向桶内流动,造成了桶内土体密度降低,端阻力与内壁摩阻力降低,总贯入阻力主要由外壁摩阻力提供。并结合有限元模拟对上述实验现象的内在机理进行了解释。 | 余璐庆 吕学金 李玲玲 沈侃敏 邢月龙 | 2015 | 海洋工程2015，33，1： | 5 |
| 9 | 考虑黏土应变软化的锚板承载力数值分析显示文摘在海上风荷载、波浪荷载等受力条件下,因为循环荷载导致塑性剪应变不断积累,锚板的承载力会发生应变软化现象,考虑黏土应变软化的锚板承载力分析对指导海洋工程实践有重要意义。首先采用有限差分程序FLAC中的摩尔库伦模型计算了锚板在黏土中的极限承载力,计算结果与已有研究结果吻合较好;进而,采用FLAC中的应变软化模型考虑黏土的应变软化特性,计算了单调荷载情况下锚板的承载力软化曲线,锚板残余承载力系数与土重应力叠加法计算得到的承载力系数理论值吻合较好,表明FLAC中的应变软化模型能够较好的反映黏土的应变软化特性。 | 周琪 于龙 | 2014 | 水利与建筑工程学报2014，12，4： | 4 |
| 10 | 钙质砂地基中桶形基础水平动载响应实验研究显示文摘针对钙质砂地基中桶形基础动态响应问题进行了实验研究。首先进行了水平静极限承载力实验,获得了水平载荷位移曲线,并为确定水平动载荷幅值的选择提供参考;然后针对主要因素,包括桶形基础尺寸、载荷幅值和频率、土体密度、压重等,进行了系列的室内小模型实验,并对结果进行了分析,获得了水平动载下桶形基础在钙质砂地基中的响应特点。结果表明:载荷幅值、频率、土体密度、桶形基础尺寸对动态响应有明显影响;动载下桶形基础周围钙质砂中孔压上升,但是较其他类砂土中的慢;在结构重量小时,桶形基础上升;有上覆较硬粘土层时,桶形基础和地基的响应减弱。 | 王丽 鲁晓兵 时忠民 | 2010 | 工程力学2010，27，2： | 4 |
| 11 | 桶形基础采油平台循环稳定性三维有限元数值模拟显示文摘对大港油田桶形基础采油平台稳定性进行研究。通过三维有限元数值模拟,计算平台基础的静承载力,并将循环荷载作用效果等效为一种与地基土初始静应力有关的地基土强度的变化,计算平台基础的循环承载力。进而,对平台基础在自身工作荷载以及工作荷载和环境荷载共同作用下的稳定性进行评价。结果显示,该平台基础上的工作荷载仅为竖向静承载力的14%,按照平台基础所处的海洋环境,当不考虑海洋环境荷载的动力特性时,水平静承载力安全系数3.75;当考虑频率为0.1Hz规则的波浪荷载连续作用在平台基础上3个小时,水平循环承载力安全系数3.42。该平台基础偏于安全。 | 李驰 王建华 袁中立 秦延龙 刘振纹 | 2008 | 中国海洋平台2008，23，1： | 4 |
| 12 | 新型桶式驳岸基础结构施工及运营期数值模拟分析研究显示文摘某港口驳岸工程为了适应复杂的地质和水文条件,采用新型桶式基础结构,该型水工结构由1个基础桶体和2个上部圆筒体组成。桶体下沉安装施工完成后,对桶体后侧一定范围内的淤泥土进行砂桩加固,同时在上方吹填淤泥至设计标高。本文采用PLAXIS有限元软件对桶式基础结构进行二维数值模拟分析,其中桶体简化后采用板单元模拟。基于流固耦合的算法分别对桶体施工期与运营期内的位移和滑动稳定性情况进行了分析,得出在复杂地质水文条件下,该型水工结构与周围土体相互作用的变形规律。计算结果表明,上部桶体施工期和运营期的最大水平位移分别为18.2 cm和14.2 cm,下部桶体为16 cm和13 cm。桶体靠港侧的沉降大于靠海侧,差异沉降造成的滑动角度为0.14°。桶体水平位移和滑动角度均随着运营荷载的增加而增大。 | 丁文强 张东明 黄宏伟 李武 | 2015 | 水利学报2015，46，S1： | 3 |
| 13 | 粘土中张紧式吸力锚破坏模式与承载特性有限元分析显示文摘对利用有限元计算分析张紧式吸力锚承载力的方法进行了研究,结果表明:锚土之间接触特性的描述取决于锚的破坏模式;当锚为竖向破坏时,采用临界剪应力摩擦模型描述锚土间接触是恰当的;当锚为水平破坏时,采用库伦摩擦模型描述锚土间接触是恰当的。计算中若采用基于Mises屈服准则的理想弹塑性本构关系描述软土的不排水应力应变特性,且按位移标准确定极限承载力,则弹性模量的取值对确定软土中吸力锚承载力有影响且取决于锚的破坏模式;当锚发生竖向破坏时,弹性模量按约150倍的不排水强度取值是恰当的;当锚发生水平破坏时,弹性模量按约75倍的不排水强度取值是恰当的。探讨了依据软粘土循环强度利用拟静力弹塑性有限元计算,估算平均荷载与循环荷载共同作用下吸力锚平均位移变化趋势的可行性,计算与模型试验结果比较说明,计算得出的拟静力荷载位移曲线能够对锚实际平均位移的变化趋势给出一个恰当的估计。 | 刘晶磊 王建华 | 2013 | 海洋工程2013，31，4： | 2 |
| 14 | 液化土层中桶形基础承载力弱化的数值模拟显示文摘对动冰载作用下饱和砂土层液化过程中桶形基础承载力的弱化规律进行了数值模拟。建立液化土层的简化计算模型,采用FLAC3D软件分析了等效动冰载作用下土层不同位置的液化度及其主要影响因素;进而将具一定液化度土层的抗力作用等效为沿桶壁的不同刚度的非线性弹簧作用,在给定的位移破坏标准下确定不同液化度土层中桶形基础的承载力,分析液化土层中桶形基础承载力的弱化特征。在文中荷载条件和计算模型下,当土层顶面液化度为0.60、底面液化度为0.06时,土层中桶形基础的承载力降低12%。 | 鲁晓兵 李驰 王淑云 | 2010 | 中国海上油气2010，22，1： | 2 |
| 15 | 动载作用下桶形基础周围土体变形的数值模拟显示文摘针对动冰载作用下桶形基础周围土体的液化变形进行了数值模拟。建立饱和砂层中桶形基础的简化计算模型,研究动载作用下砂层竖向和水平向的液化变形。首先与桶形基础动载离心机试验比较,验证了计算模型的可靠性。分析了砂层竖向和水平向液化变形特征,以及砂层变形随动载特性和土性参数变化的规律。研究结果表明:砂层变形随着动载频率减小、振幅加大、砂层弹性模量降低而增大。在该文计算模型和荷载条件下,砂层竖向最大变形发生在距荷载作用边界0.25倍桶高位置处,水平最大变形发生在荷载作用边界处。当动载激振时间超过5h后,土顶面竖向变形约为土底面竖向变形的3倍,距荷载作用边界2.0倍桶高位置处的水平变形仅为荷载作用边界处水平变形的3.3%。 | 李驰 鲁晓兵 王淑云 | 2010 | 工程力学2010，27，10： | 2 |
| 16 | 倒T型导管墙桩基防波堤循环承载力有限元分析显示文摘为考虑软土地基循环软化效应,通过二次开发将软土的循环强度嵌入大型通用有限元软件ABAQUS平台中,基于拟静力分析建立倒T型导管墙桩基防波堤结构稳定性计算模型。通过有限元法分析了结构在波浪荷载作用下的循环承载力,并探讨了土体循环软化效应对结构破坏模式产生的影响以及结构尺寸参数对循环承载力的影响.研究结果表明:考虑土体循环软化效应时倒T型导管墙桩基防波堤结构的循环承载力较不考虑土体循环软化效应时极限承载力明显降低,降低程度在28.72%~41.20%之间;考虑土体循环软化效应后,该结构破坏模式有可能发生改变,其破坏模式可能由桩身屈服引起结构失稳转化为土体强度不足导致结构破坏。 | 王元战 贺林林 | 2015 | 水利水电科技进展2015，35，3： | 1 |
| 17 | 循环荷载作用下拖曳锚极限抗拔承载力分析显示文摘在海洋工程锚固基础设计中,为了研究拖曳锚在风、浪、流等循环荷载条件下的极限抗拔承载力性能,分别利用理想弹塑性模型和刚体模型模拟海床饱和软黏土地基和拖曳锚,考虑拖曳锚与海床土之间的接触摩擦,建立二维拖曳锚承载力有限元计算模型.在循环荷载作用下,将Andersen提出的循环强度模型概念引入,分别对埋置深度和荷载循环次数对拖曳锚循环极限抗拔力的影响规律进行研究.结果表明:埋深对循环极限抗拔力的影响相对较小一些;而随着荷载循环次数的增加,循环极限抗拔力则逐渐降低且趋于平缓.具体数值计算结果与分析结论可为工程设计提供参考依据. | 乔东生 欧进萍 | 2012 | 哈尔滨工业大学学报2012，44，12： | 1 |
| 18 | VLA循环极限抗拔力有限元分析显示文摘VLA是一种新型深海工程系泊基础,其极限抗拔力是锚在工程应用中的关键指标。目前关于循环荷载作用下VLA极限抗拔力的研究尚缺乏。本文基于软粘土的循环强度概念和拟静力Mises理想弹塑性模型,利用ABAQUS软件建立了锚板与土体相互作用的二维有限元数值计算模型,计算出VLA循环极限抗拔力,同时分析了埋置深度和荷载循环次数的影响,并与静极限抗拔力进行了比较。结果表明:VLA循环极限抗拔力较静极限抗拔力有较大幅度的降低,降低程度与锚板埋置深度、荷载循环次数以及静荷载与静极限抗拔力之比等有较大关系。 | 李新超 袁尚晨 田建德 刘保权 马美琴 | 2017 | 资源信息与工程2017，32，2： | 0 |
| 19 | 基于低围压土体的三轴试验数据拟合及其软件实现显示文摘岩土三轴试验的重要目的,是通过岩土破坏时的轴压和围压绘制摩尔应力圆,根据摩尔圆包络线的斜率和截距来确定岩土的抗剪强度参数(黏聚力c和内摩擦角φ)。前人研究表明,在低围压情况下(σ3<10 MPa),岩土破坏符合摩尔-库伦准则,此时,岩土的轴向破坏应力与围压呈线性关系。实际工程中的河口、海洋软土通常均符合该特征关系,因而对低围压土体的三轴试验数据处理具有广泛的现实意义。本文根据摩尔-库伦理论,运用最小二乘原理对低围压土体三轴数据进行线性拟合。通过编制C++程序,采用牛顿迭代法求解抗剪强度参数,进一步,通过MFC类库搭建用户界面,将以上计算方法实现软件化。在此基础上,对不同河域、海域软土试验数据进行软件拟合,以对比验证软件的准确度和精确性。本文所用计算方法精度高,迭代时间短,收敛速度快,相应软件界面清晰,操作简单,使用方便,可广泛适用于各低围压软土土体。 | 董俊言 薛大文 毛明锋 蔡足铭 | 2018 | 浙江海洋大学学报(自然科学版)2018，37，6： | 0 |
| 20 | 组合荷载作用下伞式吸力锚基础承载特性数值分析显示文摘针对用于海上风力发电机的伞式吸力锚基础(USAF)实际条件下的受力特点,采用数值模拟方法,基于大型通用有限元软件ABAQUS构建数值计算模型,对伞式吸力锚基础在H-V、H-T、V-T荷载平面内以及H-V-T非共面复合加载模式下的承载特性进行分析,进而推导其破坏包络面数学表达式。分析中采用固定位移比加载法进行复合加载,并将桶顶位移作为失效破坏标准。结果表明:(1)拟定的应力归一化复合加载破坏包络面椭圆曲线方程可以较好地模拟不同主筒长径比USAF在不同荷载空间内的破坏包络面形式;(2)H-T空间内USAF复合承载性能随主筒长径比(L/D)的增大而提高,而H-V、V-T空间内变化不明显;(3)绘制了H-V-T空间内USAF三维破坏包络面,可根据实际受荷状态与包络面之间的相对位置关系,评价实际工况下伞式吸力锚基础的稳定性。 | 刘灿 刘红军 于鹏 冷浩 | 2023 | 海洋湖沼通报2023，，5： | 0 |
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