考虑起始水力坡降的结构性软土大应变固结分析_李全军.pdf

2020年第12期西部探矿工程 * 收稿日期 2020-03-27修回日期 2020-04-03 第一作者简介 李全军 （1969-） ， 男 （汉族） ， 江苏徐州人， 高级工程师， 现从事岩土勘察、 设计、 软地基处理设计施工作。 考虑起始水力坡降的结构性软土大应变固结分析 李全军*1， 肖金阳 2， 仇 超 2 1.江苏省岩土工程勘察设计研究院， 江苏 镇江 212021； 2.江苏大学土木工程与力学学院， 江苏 镇江 212013 摘要 天然软粘土的结构特性对土体压缩渗透特性具有明显影响， 同时软粘土中渗流在低水力坡 降下存在着起始水力坡降的现象。但同时考虑天然软粘土结构特性和起始水力坡降影响的软粘土 大应变固结理论鲜有报道。考虑起始水力坡降和天然软粘土的结构特性的影响， 以超静孔压为变量 建立拉格朗日坐标中的大变形固结模型并对其数值求解。基于该数值解分析起始水力坡降和结构 性对固结性状的影响， 结果表明 考虑起始水力坡降后土的固结速率滞后， 且滞后现象随着起始水力 坡降的增大而愈发明显。相同起始水力坡降值下结构性软土在大应变下的固结速率快于其小应变 下的固结速率， 且大、 小应变固结性状的差异会随土体应变值的增大而增大。 关键词 结构性软土； 起始坡降； 大应变固结； 非线性固结 中图分类号 TU413 文献标识码 A 文章编号 1004-5716202012-0001-06 具有结构特性的天然沉积软粘土广泛分布于我国 东南沿海， 其结构特性对天然软土的压缩和渗透特性 均有较大影响， 如果忽略天然土体结构性的影响实际 工程中往往会出现地基变形不均匀、 工后沉降较大等 状况[1]。 既然天然软土的结构特性对土的压缩及渗透存在 一定影响， 就有必要在固结理论中考虑天然软土结构性 对其的影响。曹宇春等[2]采用双折线描述土体压缩性及 渗透性的变化， 建立了变荷载下能反映天然结构性影响 的一维固结模型及其差分解。唐颖栋等[3]进一步获得考 虑土体自重应力的结构性软土地基一维固结半解析 解。安然等[4]采用简化的分段模型将天然结构性土的一 维固结问题转化为上、 下层土体厚度不断变化的双层地 基一维固结问题， 得出了变荷载下结构性土一维固结近 似解， 并将其扩展至成层地基的固结计算中。 前述的考虑结构特性影响的天然软土固结模型中 认为土中渗流服从达西定律。但软粘土在低水力坡降 下会偏离达西定律， 尤其是软粘土在低水力坡降下存 在着起始水力坡降的现象。基于此， Pascal等[5]较早地 给出了考虑土中起始水力坡降对软土一维固结的影 响， 说明固结过程中的移动边界问题。此外， 刘慈群、 Xie等[6]先后给出了考虑起始水力坡降的软土一维固结 近似解析解。王坤[7]利用文献[6]的方法进一步给出了 特殊条件下考虑起始水力坡降的成层地基一维线性固 结解析解及非线性固结半解析解。Zhou等给出了特定 外荷载条件下考虑起始水力坡降影响的软土一维固结 解。黄杰卿等给出了考虑起始坡降影响的软土大应变 非线性固结模型的数值解。但以上考虑起始水力坡降 的软土固结理论中均未考虑天然沉积软土结构特性的 影响。能同时考虑土中起始水力坡降和结构性影响的 天然软土一维固结理论还鲜见文献报道。 本文将考虑起始水力坡降和结构性对天然沉积软 土固结性状的影响， 建立大应变假定下天然沉积的结 构性软土一维非线性固结模型， 并通过有限差分法进 行数值求解， 为天然沉积的结构性软土一维固结计算 提供更加贴近于真实固结特性的理论依据。 1天然结构性软土压缩及渗透特性的描述 具有起始水力坡降的渗流模型表达为 v ■ ■ ■ ■ ■ kvi1- i0||i ,||i ≥i0 0,||i ≤i0 （1） 式中 v粘土中水相对土颗粒的平均流速； i水力坡降； i0起始水力坡降值； 岩土工程 1 2020年第12期西部探矿工程 kv竖向渗透系数。 考虑结构性影响的软粘土孔隙比与有效应力间的 非线性关系为 e ■ ■ ■ ey-Ccnlgσ′-lgσ′y,σ′0≤σ′≤σ′y e1-Ccrlgσ′-lgσ′1,σ′≥σ′y （2） 式中 e孔隙比； ey与结构屈服应力σ′y相对应的孔隙比； σ′1指定的有效应力； e1与σ′1相对应的孔隙比； Ccn结构屈服前土的压缩指数； σ′有效应力； Ccr结构屈服后土的压缩指数。 土体的结构屈服压力σ′y表示为 σ′yk1σ′0k2（3） 式中 σ′0初始有效应力； k1、 k2试验参数， 其可由不同处土的结构屈服 应力获得。 天然结构性软土的非线性渗透特性一般采用孔隙 比e与渗透系数kv间的非线关系表述为 e-e1Cklgkv-lgkv1（4） 式中 kv结构性土的渗透系数； kv1与孔隙比e1下结构性土的渗透系数； Ck渗透指数。 由式 （4） 与式 （2） 两侧相减， 进一步得到渗透系数 应用有效应力表达为 kv ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ kv1■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ σ′1 σ′y Ccr Ck■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ σ′y σ′ Ccn Ck ,σ′y＞σ′≥σ′0, kv1■ ■ ■ ■ ■ ■ σ′1 σ′ Ccr Ck ,σ′≥σ′y （5） 2固结模型的建立 2.1基本问题 天然结构性软土层厚度为H， 其顶面透水， 底面不 透水。拉格朗日坐标系a以竖直向下为正方向， 拉格朗 日坐标系中顶面记为a0， 则底面记为aH。无限均 布的随时间变化的外荷载qt作用于土层表面， 其中q0 为加载初值， qu为外荷载的最终值， tc为外荷载的加载 时间。 由于土中渗流存在着起始水力坡降i0， 软土层在固 结过程中渗流下边界缓慢下移， Pascal等[7]将不断移动 的下边界所在位置称为渗流前锋。记t时刻渗流前锋 在拉格朗日坐标系中所处位置为aht,则在此位置t 时刻水力坡降i及超静孔隙水压力u需满足以下边界条 件 ■ ■ ■ i[]ht,t i0 u[]ht,t qt （6） 2.2大应变固结模型的建立 大应变假定下水力坡降在拉格朗日的坐标系中表 达为 i 1 γw 1e0 1e ∂u ∂a （7） 式中 e0土体初始孔隙比； e孔隙比； γw水的重度； u超静孔隙水压力。 将式 （7） 代入式 （1） ， 考虑起始水力坡降的渗流模 型在拉格朗日坐标系中表达为 v ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 0 ,a＞ht kv γw 1e0 1e ∂u ∂a ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1- i0 | | || | | || 1 γw 1e0 1e ∂u ∂a , a≤ht （8） 拉格朗日坐标系中大应变假定下固结的普遍连续 方程为 ∂v ∂a - 1 1e0 ∂e ∂t （9） 如果不考虑结构性软土的流变特性， 式 （9） 可进一 步改写为 ∂v ∂a - 1 1e0 ∂e ∂σ′ ∂σ′ ∂t （10） 根据有效应力原理， 将式 （8） 代入方程 （10） ， 变荷 载下基于起始水力坡降的软土一维大应变非线性固结 控制方程 ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ uqt , a＞ht ∂ ∂a ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ - kv γw ∂u ∂a ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1e0 1e - i0 | | || | | || 1 γw ∂u ∂a - 1 1e0 ∂e ∂σ′ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ∂q ∂t - ∂u ∂t , a≤ht （11） 将式 （5） 代入至式 （11） 即可得到渗流锋面未至土 层底面时考虑土中起始坡降的天然结构性软土大应变 非线性固结控制方程 2 2020年第12期西部探矿工程 ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ cv11e0 1e1 σ′ σ1 Ccr Ccn ∂ ∂a ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ σ′1 σ′y Ccr Ck■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ σ′y σ′ Ccn Ck ∂u ∂a ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1e0 1e - i0 | | || | | || 1 γw ∂u ∂a ∂u ∂t - ∂q ∂t,a≤ht,σ′y ＞σ′≥σ′0 cv11e0 1e1 σ′ σ1 ∂ ∂a ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ σ1 σ′ Ccr Ck ∂u ∂a ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1e0 1e - i0 | | || | | || 1 γw ∂u ∂a ∂u ∂t - ∂q ∂t,a≤ht,σ′≥σ′y, uqt ,a＞ht （12） 式中cv1 kv1 γw 1e1σ′1ln10 Ccr 。控制方程的求解 条件为 ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ u[]ht,t qt i[]ht,t i0 u0,t 0 ua,0 q0 （13） 如果渗流前锋到达土层底面只需将式 （12） 中的ht 替换为H即可同样获得解答。 2.3初始有效应力的确定 确定土层初始有效应力时考虑土体的沉积作用， 故拉格朗日坐标a处土层的初始有效应力为 σ′0∫ 0 aγw Gs-1 1e0 da（14） 式中σ′0土体自重应力； Gs土粒相对密度； γw水的重度； e0初始孔隙比。 将式 （2） 代入式 （14） 并积分， 则大应变假定下坐标 a处初始有效应力σ′0确定为 ■ ■ ■ ■ ■ ■1e1 Ccr ln10 σ′0-Ccrσ′0lg■ ■ ■ ■ ■ ■ σ′0 σt γwGs-1 a （15） 3模型的数值求解 3.1控制方程的无量纲化 定义以下无量纲变量 Z a H,U u σ′1,Q q t σ′1 , Qu qu σ′1,Q 0 q0 σ′1,Tv cv1t H2 Tvc cv1tc H2 ,S σ′0 σ′1,Y σ′y σ′1, R γwHi0 σ′1 ,XTv h t H 控制方程及求解条件应用以上无量纲变量可表达 为 ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1e0 1e1 SQ-U Ccr Ccn ∂ ∂Z ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1 Y Ccr Ck■ ■ ■ ■ ■ ■ Y SQ-U Ccn Ck ∂U ∂Z ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1e0 1e - R | | | | | |∂U ∂Z ∂U ∂Tv - ∂Q ∂Tv,Z≤X Tv,S≤SQ-U ＜Y 1e0 1e1 SQ-U ∂ ∂Z ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1 SQ-U Ccr Ck ∂U ∂Z ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1e0 1e - R | | | | | |∂U ∂Z ∂U ∂Tv - ∂Q ∂Tv，Z≤X Tv,SQ-U ≥Y UQTv ,Z＞XTv （16） ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ U0,Tv0 UZ,0 Q0 U[]XTv,TvQTv 1e0 1e ∂U ∂Z []XTv,TvR （17） 3.2控制方程的差分解答 将土层均匀地划分n个薄层， 则每个薄层厚度的 无量纲值ΔZ1/n。此时土层空间存在n1个节点， 土层顶面为Z0， 记第j薄层顶面及底面处空间坐标分 别为 Zj-1， Zj，Zjj/n。同时离散固结时间， 初始时刻 Tv00， 记第 k 时段时间间隔为ΔTvk， 则第 k 时段终止 时刻为 3 2020年第12期西部探矿工程 Tvk∑ r1 k ΔTvr（18） 记Zj处Tvk时刻超静孔压及孔隙比无量纲值分别为 Ujk、 ekj、 Zj处初始自重应力、 结构屈服应力无量纲值分 别为Sj、 Yj， Tvk时刻外荷载无量纲值为Qk。为顺利解决 移动边界问题， 假定第1薄层在荷载施加的瞬间即发生 渗流， 采用Pascal等[7]解决移动边界问题的方法， 当第 k1时段渗流前锋刚好到达第j薄层底部时， 移动边界 条件利用离散点表达为 3U k1 j -4U k1 j-1U k1 j-22RΔx （1e k1 j ） （1e0j） （19） 式中e0j及ejk可分别依据式 （2） 确定。 如果渗流前锋在第k时段到达第l薄层， 则第k1 时段内超静孔压的差分方程为 ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ U k1 j -U k j-Q k1 -Qk λk1βkj ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ αkj1 2U k1 j1-U k1 j - αkj-1 2U k1 j -U k1 j-1 , 0＜j≤l-1 U k1 j Qk1,l≤j≤n （20） 式中λk1 ΔTvk1ΔZ2。 αkj1/2 ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ Yj1Yj 2 -Ccr Ck ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ Yj1Yj 2 Sj1Sj 2 Qk- U k j1U k j 2 Ccn Ck ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1 e0j1e0j 2 1 ekj1ekj 2 - R ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ U k j1-U k j ΔZ ， ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ Cj1Cj 2 Qk- U k j1U k j 2 ＜ Pj1Pj 2 , ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1 Sj1Sj 2 Qk- U k j1U k j 2 Ccr Ck ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1 e0j1e0j 2 1 ekj1ekj 2 - R ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ U k j1-U k j ΔZ ， ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ Cj1Cj 2 Qk- U k j1U k j 2 ≥ Dj1Dj 2 21 αkj-1/2 ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ YjYj-1 2 -Ccr Ck ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ YjYj-1 2 SjSj-1 2 Qk- U k jU k j-1 2 Ccn Ck ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1 e0je0j-1 2 1 ekjekj-1 2 - R ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ U k j-U k j-1 ΔZ ， ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ CjCj-1 2 Qk- U k jU k j-1 2 ＜ PjPj-1 2 , ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1 SjSj-1 2 Qk- U k jU k j-1 2 Ccr Ck ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ 1 e0je0j-1 2 1 ekjekj-1 2 - R ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ U k j-U k j-1 ΔZ ， ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ CjCj-1 2 Qk- U k jU k j-1 2 ≥ DjDj-1 2 22 βkj ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ Ccr Ccn 1e0j 1e1 SjQk-U k j, Sj≤SjQk-U k j＜Yj, 1e0j 1e1 SjQk-U k j, Yj≤SjQk-U k j 23 如果渗流前锋在 Tvk时刻到达第 j 薄层底面， 且 U k j-1、U k j及U k j1满足下式 1e0j 1ekj 3U k j1-4U k jU k j-1 2Δx ≥R（24） 则第k1时段渗流前锋到达第j1薄层底面处， 如 果不能满足上式， 则下一时段渗流前锋仍保持原来位 置不动。此时渗流前锋到达第j1薄层底面所需固结 时间为Tj1的表达式为 Tj1∑ m1 k ΔT m v （25） 当渗流前锋到达土层底面时， 底面边界条件离散 后可近似表达如下式所示 1e0n 1ek-1 n 3U k n-4U k n-1U k n-2 2Δx R（26） 联立式 （20） 及式 （26） ， 可得渗流前锋到达土层底 面时的超静孔压值。在获得超静孔压解答的基础上， 4 2020年第12期西部探矿工程 可进一步获得平均固结度和土层沉降的数值解答。 4固结性状分析 固结性状分析中采用的土体参数见表1。 4.1起始水力坡降i0对固结性状的影响 表1计算参数 σ′1（kPa） 50 e1 1.57 Gs 2.75 Ccn 0.07 Ccr 0.85 Ck 0.75 i0 2.5 Tvc 0.1 k1 1 k2 50 qu（kPa） 300 起始水力坡降越大， 渗流前锋到达土层底面时间 越长； 当起始水力坡降值足够大时， 渗流前锋无法至土 层底面。图1为不同起始水力坡降分别在大小应变几 何假定下渗流锋面随时间的发展过程。当起始水力坡 降i0较小时大、 小应变假定下渗流前锋抵达土层底部所 需时间差别不大。但随着起始水力坡降i0值的增大， 两 者之间的差异也逐渐增大， 且大应变假定下渗流前锋 移动速度要快于小应变假定下的移动速度。 图1起始水力坡降i0对渗流锋面的影响 由于土中渗流存在着起始水力坡降， 致使外荷载引 起的超静孔压无法完全消散， 即使土层变形稳定后仍存 在一定的残余值。图2为土层中点处超静孔压随时间的 消散过程。从图中可发现起始水力坡降相同时大应变假 定下超静孔压的消散速率要比小应变假定下的消散速率 快； 如果起始水力坡降不同， 当其值较小时不同假定下的 超静孔压均能接近于完全消散。但随着起始水力坡降值 的增加， 土中超静孔压残留值会逐渐增大， 且小应变假定 下超静孔压残留值要大于大应变假定下的计算值。 如图1所示， 当i0值相同时， 大应变假定下土中残 留的超静孔要比相应小应变假定下小， 致使大应变假 定下土中的有效应力比小应变假定下大， 则大应变假 定下土层发生的应变值要大于相应小应变假定下的应 变值， 且两者间的差异随i0增大而增加。 4.2外荷载大小对固结性状的影响 图3为不同荷载作用下土层沉降随时间增长的过 程曲线。从图中可发现大应变假定下土层的固结速率 比相应的小应变固结速率快， 且两者间的差异随荷载增 大而加大。如图4所示， qu300kPa时不同几何假定下 固结速率差异要比qu200kPa时更明显。当荷载相同 时， 大， 小应变不同假定下的最终沉降值差异可忽略。 4.3结构性屈服压力的影响 k2值越大， 则意味着天然沉积土体的结构屈服压力 图2超静孔压随时间消散曲线 图3起始水力坡降i0对土层沉降的影响 5 2020年第12期西部探矿工程 越大， 此时如果外荷载保持不变的情况下， 土体发生的 应变值越小， 大小应变不同几何假定下的固结性状间 的差异理应越小。如图5所示， k2150kPa时大应变假 定下的沉降速率与小应变假定下相比差异很小， 基本 可以忽略。但随着k2的降低， 如果k20， 此时土层沉降 速率在不同几何假定下的差异较大， 不容忽视。 5结论 （1） 起始水力坡降i0的存在会延缓土中超静孔压的 消散速率， 这种延缓现象会随着起始水力坡降的增大 而愈发明显。 （2） 相同起始水力坡降下大应变几何假定下土层 超静孔压残留值减小致使土层应变增加， 大小应变间 的沉降差异会更明显。 （3） 外荷载较大时致使土层应变值也较大， 此时大、 小应变不同几何假定下的固结性状差异也会越明显。 （4） 相同荷载作用下如果土体结构屈服压力增大， 此时土层的应变值降低， 大、 小应变不同几何假定下土 体固结速率间的差异会减小。 参考文献 [1]龚晓南,熊传祥,项可祥,等.粘土结构性对其力学性质的影响 及形成原因分析[J].水利学报,2000,341043-47. [2]曹宇春,陈云敏,黄茂松.任意施工荷载作用下天然结构性软 粘土的一维非线性固结分析[J].岩土工程学报, 2006,258 569-574. [3]唐颖栋,周淼,江蓝.结构性软土地基的非线性一维固结半解 析解[J].地下空间与工程学报,20073 450-452. [4]安然.成层结构性软土的一维固结计算理论与性状分析 [D].2012. [5]Pascal,F.,Pascal,H.,Murray,D.W.Consolidationwith Threshold Gradients[J].International Journal for Numerical 2.FacultyofCivilEngineeringand Mechanics,JiangsuUniversity,ZhenjiangJiangsu212013,China Abstract The structure characteristics of natural soft clay have ob- vious influence on the compressibility and permeability of soil, and the initial hydraulic gradient exists in the low hydraulic gradi- ent of seepage in soft clay. However, there are few reports on the theory of large strain consolidation of soft clay considering both the structural characteristics of natural soft clay and the initial hy- draulic gradient. Considering the effect of initial hydraulic gradient and the structural characteristics of natural soft clay, the large de- ation consolidation model in Joseph-Louis Lagrange coordi- nates is established with excess pore pressure as the variable and solved numerically. Based on the numerical solution, the effects of initial hydraulic gradient and structure on consolidation behavior are analyzed. The results show that the consolidation rate lags be- hind after initial hydraulic pressure imposed, more obvious the lag with the increase of initial hydraulic pressure. Under the pressure of same initial hydraulic gradient, the consolidation rate of structur- al soft soil with large strain is faster than that with small strain, and the difference of consolidation behavior increases with the increase of strain in the soil. Key words structural soft soil；initial hydraulic gradient；large strain consolidation； nonlinear consolidation 图5结构性对土层沉降的影响 图4荷载对土层沉降的影响 6