离婚后的女人应该怎么生活及选择另一半？

2试验概况2．1试验模型箱试验在一钢质模型试验箱内进行。试验箱为一长方体密闭容器，壁厚0．5cm。整个容器由箱体和箱盖两部分组成，其尺寸分别为：120cln×60cm×110em．120emx60cm×30cm。箱盖顶部留有一进气孔，借此给饱和土层施加上覆压力。沿箱体宽度方向的侧壁安装一汽缸用以给桩顶施加水平荷载，汽缸活塞杆2个端部分别安装一力传感器和一位移百分表用来测量给桩顶施加的水平荷载与桩顶产生的水平位移。沿箱体长度方向侧壁靠近底部的位置设置了2个进、排水孔，用此饱和土层并给土层施加反压。在箱体底部中心设置一直径3cm的出线孔，孔周围焊接5cm高的钢管底座，用来固定模型桩。沿箱体长度方向侧壁不同高度处还安装了3个孔压传感器，用于测量土层的孔隙水压力。箱体和箱盖用法兰相联，在箱体内土层上表面和箱盖之间，安置了一个与土层表面积相同的槽形乳胶膜，其厚度为0．05cm，乳胶膜中间预留一个小于桩径的凸起洞口，便于桩通过乳胶膜时密封。采用这样的装置，是为了在箱盖与乳胶膜之间形成一个压力室，且通过箱盖顶部的进气孔，给饱和土层施加上覆压力。图l给出了模型试验箱的布置简图。。孔压传感器¨应变片进水孔图1模型试验布置简图2．2模型桩和试验土层的制备模型桩为圆形钢管桩，桩长115em，外径4．2cm，壁厚0．25cm，弹性模量210GPa，惯性矩6．0745cm4。试验时沿桩身对称粘贴10对应变片，两对应变片之间间距10em。采用406粘结剂粘贴应变片，用硅橡胶及环氧树脂作为应变片防水层。应变片的测量导线通过钢管桩内由箱体底部中心孔引出后与YE6265型应变测试仪相接。模型桩底端与试验箱底部中心的钢管底座通过尼龙管密封连接，以此模拟桩底部铰支边界条件以及水平受荷桩的某一桩段在均匀土层的受力情况。采用细砂为模型试验土层，其颗粒结果见图2，最大与最小孑L隙比分别为e一=1．125，e幽=0．6922。饱和砂土分5层制备，每层控制高度为22em。在进土之前，首先将模型桩固定在模型箱中央，并安装孔压传感器记录初读数，然后根据预定的相对密度D，=20％称量每层所需的干砂，倒入模型箱，使之均匀的填满预定高度。采用分层水头饱和对制备的土层进行饱和，在进完一层土之后，从试验箱底部进水孔缓慢进水。为保证土层饱和的均匀性，每层饱和一般需要4—5h。试验砂土饱和完全后，在其上面平铺乳胶膜，安装箱盖后即可进行试验。||一-||||||||||||||||||||||||||．，||||||||||‘、、。基础20kPa。②读取3个孔压传感器的读数，确定由于土层受到上覆压力后而产生的超孔隙水压力，据此计算土层中的孔压系数日。试验结果表明，采用分层水头饱和方法制备的砂土层的孔压系数B>0．95。③打开模型试验箱底部排水开关使土层固结排水。当土层中孔压传感器的读数降至施加上覆压力前的读数、且关闭排水开关后孔压传感器的读数不再变化时，认为土层在上覆有效压力作用下的固结已经完成。④通过排水开关给土层施加反压，在土层中造成可以控制的超孔隙水压力，以模拟具有一定弱化状态的饱和土层。试验中，按照0，0．25，0．5，0．75，1．0五种孔压比(土层中的超孔隙水压力与土层受到的上覆有效压力之比，以下用月。表示)控制土层中的超孔隙水压力。⑤采用分级加荷的方法在桩顶施加水平荷载，并记录每一级荷载作用下桩顶相对稳定后的水平位移。加荷过程中，反压开关始终保持开启状态，以使土层中的超孔隙水压力保持一定值。同时，通过监控桩顶荷载位移曲线并依据应变片测量的桩身弯矩计算相应的p-y曲线，为了能够利用一棵模型桩重复进行试验，试验中依据p-y曲线变化趋势，一旦浅层土体的水平抗力达到极限状态，停止试验，此时桩身应变不会达到屈服应变。⑥打开箱盖，取出砂土，同时用环刀分层取样，测其容重及含水率，以便确定土层固结后的实际相对密度。结果表明，试验饱和土层初始相对密度20％，初始土层厚110cm，在20kPa上覆有效压力作用下，土层固结后的相对密度大约为30％。土层厚约108cm。3试验结果及分析3．1桩顶荷载位移曲线图3给出了桩顶的荷载．位移曲线。从图中可以看出，土层在经历非弱化到液化过程的不同状态，荷载位移曲线斜率逐渐降低，并且降低的速率不同，当土层中的残余孔压比尺。由O增至o．25时，曲线斜率变化较小；当孔压比在0．25—0．75变化时，荷载位移曲线斜率变化很大；而孔压比O．75与1对应的曲线斜率较接近。4伽O30∞2咖0020柏∞灿图3不同弱化状态土层中桩顶荷载-位移曲线3．2桩身弯矩图4(a)，(b)给出了桩顶受到O．3kN和0．5kN水平荷载作用时，不同弱化状态饱和砂土中桩身弯矩变化曲线。这些结果表明，桩身弯矩沿深度先增长后减小，最大弯矩的位置随砂土弱化程度增加而沿桩身下移。从相同力作用下的桩身弯矩可以看出，饱和土层中的残余孔压比由0增至0．25时，土层的弱化不很明显，与非弱化状态饱和砂土中的结果相比，弯矩变化较小。当土层中的孑L压从0．25变化到0．75时，土层显著弱化，从而导致桩身弯矩明显增大。土层中孔压比大于0．75时，桩身弯矩变化减小。这说明，一旦土层中的残余孔压比大于0．75，尽管土层没有发生液化，土层对桩的水平抗力会明显减低。3．3土层的水平极限抗力对于土层的水平极限抗力，Resse给出了土层表面无法向压力作用时的理论分析方法旧J。参照Resse建议的破坏模式，以下针对模型试验中土层表面作用有上覆压力的条件，推导土层水平极限抗力的理论关系式。取土层表面以下一个桩段研究，Resse假设当浅层土达到极限破坏状态时，在桩段的被动侧M(kN·111)(a)M／O,N·m)(b)图4不I司弱化状态土层中桩身弯矩变化曲线形成一个破坏楔体，见图5。此时，破坏楔体受到的力包括：楔体土重形，楔体侧面作用的法向力F。，侧面作用的切向力一，土层表面作用的法向力F7。由楔体的力平衡条件，可以由式(1)确定桩体受到的总被动土压力。弘7’矛尚(詈+半)+ktan卢f匹3+qZ2)(sin卢tarI妒一tand)+啦2(孚+q几柚s(iJBn／训3tanc。五+gZ(btanfl+rZ。tana、tan2f1)．(1)1tan(口一a)”7(b)投影到楔体测平面上的荷载)剪切破坏楔体形式(c)桩身所受荷载图5被动剪切破坏楔体模型式中a=等；卢=45+詈；‰=o．4；y’为土的浮容重；9为土的摩擦角；b为桩径；q为土表面作用的均布压应力；S为破坏楔体的上表面积。由式(2)计算桩段在主动侧受到的总主动土压力F。。只=(号y7z+qZbk。(2)式中啦tan2(45一号)由图5(c)，可以用式(3)计算单位桩长受到的土体横向抗力P。。。Pp．。壶Z(Fp一只)=72尚(6+肌and协加羲焉(6+毖咖tan3)以。b(y2+g)+koZtan卢(y’Z+2q)(sin卢tan妒一tana)+koxis(i卢n—fl妒ta)mcp而(y'Z+2q)(3)仍按Resse建议的破坏模式心1由式(4)计算深层土的水平极限抗力。Pcd=后。6(7’Z+g)(tan8口一1)+kob(y7Z+q)tan妒tan4口(4)当计算土层表面以下某一深度土层极限抗基础工程力时，需分别按照p。。和p。。，然后取其中的较小值按照式(5)确定该处土层实际的水平极限抗力P。。P。=ap。(5)式中A为调整系数，根据Z／b的不同，按照Reese给出的图表确定旧J。通过监测土层不同深度p1曲线的变化趋势确定模型试验得到的土层水平极限抗力。试验过程中，当土层浅部的试验p一7曲线随桩顶荷载增加逐渐趋于水平时，土层抗力随桩侧位移增加已无显著提高，此时对应的土层抗力即为土层的水平极限抗力P．．表示。根据式(6)与式(7)确定试验p1曲线。。P：堕掣(6)2——fLo，dz逝dz2=一筹(7)‘EI＼Ij式中P为作用在桩身上的土层水平抗力；M为实测的桩身弯矩；z为桩的埋人深度；，，为桩的水平位移；日为桩的抗弯刚度。为说明模型试验结果的客观性，依据式(3)～式(5)计算土层中没有残余孔压时、其表面以下13em处的水平极限抗力。试验施加给土层的上覆压力为20kPa，测得的模型试验砂的妒7=32。，浮容重9kN／m3，Z／b=3，A取1．2。故该处土层的理论水平极限抗力P。=17．3kN／m。由土层中无残余孔压模型试验确定的该处土层水平极限抗力为P。=18．02kN／m，这与理论分析结果基本吻合。进一步，将具有残余孔压土层的水平极限抗力与没有残余孔压土层的水平极限抗力之比定义为土层极限抗力衰化系数a，表1给出了由模型试验结果确定的土层表面以下13cm处不同弱化状态土层的水平极限抗力P。，及d随残余孔压比的变化关系。这些结果表明，随饱和土层中残余孔压增加，土层极限抗力逐渐降低。文献[14]通过桩土相互作用的振动台模型试验，采用对桩身弯矩反分析的方法也初步探讨了土层水平极限抗力随残余孔压比增加的变化关系，表1也给出了相应的结果。对这里的模型试验结果与振动台试验结果进行比较表明，当残余孔压比R。<0．75时，模型实验测得的极限抗力衰化系数系数低于振动台试验结果；当残余孔压比R。>0．75时，两试验结果接近。这说明利用给饱和土层施加反压的方法模拟具有不同残余孔压的弱化状态土层基本是可行的。表1水平极限抗力衰减系数随残余孔压的变化残余孔水平极限抗力Pu／(kN·M‘1)a口压比尺。(本文试验)(振动台试验)(本文试验)o．O18．02．1．O1．O0．2512．960．7190．925O．507．760．43lO．55O．753．25O．180．1751．01．540．085O．14结语依据有效应力原理，利用给饱和土层施加反压的方法，模拟饱和砂土液化过程中具有一定残余孔压时的弱化状态，进而针对初始相对密度为30％的饱和土层，通过桩与土层相互作用的模型试验，研究了具有不同残余孔压的饱和砂土中水平受荷单桩的承载特性。试验结果表明，对于相对密度为30％的饱和砂土，当土中的残余孔压分别达到土层上覆有效压力的0．25，0．5，O．75倍时，相应的桩基水平承载力大约分别降低30％，55％，80％；如果土中的残余孔压等于土层受到的上覆有效压力(即饱和砂土液化后)，桩基的水平承载力则降低92％。这些与已有的振动台模型试验结果基本一致。试验还表明，利用给饱和土层施加反压的方法，基本可以模拟饱和砂土振动液化过程中的任一弱化状态，进而获得桩与任一弱化状态饱和土层相互作用的特性参数。参考文献[1]MatioekH．Correlationsfordesignoflaterally-loadedpilesinsoftc蛔[C]．Proceedingof2ndOffshoreTechnologyc011‰rIce，Houston，1970，PaperNo．1204．[2]ResseLC，CoxWR．AnalysisofLaterally-loadedPilesinSand[C]．Proceedingofthe4thOffshoreTechnologyConference，Houston，1974，PaperNo．2080．[3]O’NeiUMW，MurchisonJM．Anevaluationofp_了relationshipsinsands．AreporttotheAmericanPetroleumInstitute[R]．PRAC82-41．1，UniversityofTexas，Houston，1983．[4]“uL，DobryR．EffectofLiquefactiononLateralResponseofPilesbyCentrifugeModelTests[R]．NationalCenterforEarthquakeEngineeringResearchBulletin，1995．[5]AbdounT．ModelingofSeismicallyInducedLateralSpreadingofMulti·layeredSoilsandItsEffectsonPileFoundation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