王　存,侯瑜京,劉國(guó)寶,彭　仁

離心模型試驗(yàn)?zāi)M塑料排水板處理軟土地基的方法和應(yīng)用

王存1,侯瑜京1,劉國(guó)寶2,彭仁3

(1.中國(guó)水利水電科學(xué)研究院巖土工程研究所,北京100048；2.中交水運(yùn)規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司,北京100007；3.北京航空航天大學(xué)土木工程系,北京100191)

采用大型土工離心機(jī)對(duì)某工程近海軟土地基上堤壩施工期及運(yùn)行期進(jìn)行了模擬。試驗(yàn)中采用停機(jī)加載法模擬分級(jí)施工加載過(guò)程,原型中采用塑料排水板固結(jié)法處理軟土地基,模型中則根據(jù)固結(jié)過(guò)程相似的原理,換算成等效圓截面排水體,在模型制作中采用等效透水濾芯進(jìn)行模擬。根據(jù)激光位移傳感器和孔隙水壓力傳感器數(shù)據(jù)可以得出相應(yīng)原型軟土地基的沉降特性和孔隙水壓力變化情況。根據(jù)試驗(yàn)得到的沉降曲線(xiàn),采用 “經(jīng)驗(yàn)雙曲線(xiàn)法”推算出了地基最終沉降,然后得出按沉降推算的分層地基平均固結(jié)度隨時(shí)間的變化。對(duì)比試驗(yàn)?zāi)M得到的軟土地基固結(jié)度和理論計(jì)算結(jié)果,二者基本接近,表明塑料排水板模擬方法用于離心模型試驗(yàn)是可行的。

塑料排水板;離心模型試驗(yàn);軟土地基;固結(jié)度

0　引言

離心模型試驗(yàn)利用離心力場(chǎng)和重力場(chǎng)相似的原理,考慮到土工材料的非線(xiàn)性和自重應(yīng)力對(duì)土工結(jié)構(gòu)物的影響,使模型中各點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)與原型一一對(duì)應(yīng),從而滿(mǎn)足物理?xiàng)l件的相似性。例如將幾何比尺縮小了N倍的模型,置于N倍重力加速度g的離心力場(chǎng)中,若使用相同的土料,則土體中對(duì)應(yīng)點(diǎn)的應(yīng)力相等,應(yīng)變相同,模型的變形為原型的1/N倍,模型固結(jié)時(shí)間為原型的1/N2倍。利用這一特點(diǎn),可以在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)模擬軟土地基經(jīng)過(guò)多年的固結(jié)過(guò)程[1]。在模擬土與結(jié)構(gòu)物相互作用等復(fù)雜問(wèn)題方面,離心模擬方法與數(shù)值模擬相比更具有優(yōu)勢(shì)。

塑料排水板是軟基處理中常用的加速排水措施,然而對(duì)于塑料排水板加固軟土地基的效果分析,無(wú)論數(shù)值模擬或物理模擬都比較困難。離心模型試驗(yàn)中常用的模擬塑料排水板的方法有2類(lèi):一類(lèi)是將塑料排水板換算成等直徑的砂井,并按相同井徑比制作砂井進(jìn)行模擬[1～2]；另一類(lèi)采用透水纖維或織物進(jìn)行模擬。Sharma J S等[3]采用直徑1.5 mm的聚酯纖維繩模擬,該材料滲透系數(shù)約為2×10-4m/s。盧國(guó)勝[4]、饒錫保等[5]用直徑2 mm的普通毛線(xiàn)模擬,但毛線(xiàn)材質(zhì)較軟,插入過(guò)程中易發(fā)生彎曲。本次試驗(yàn)所用原型塑料排水板的滲透系數(shù)約為5×10-5m/s,綜合考慮滲透系數(shù)及模型制作等因素,試驗(yàn)時(shí)用透水性良好的濾芯模擬塑料排水板,停機(jī)加載法模擬原型分級(jí)加載過(guò)程[6]。根據(jù)模型布置的激光位移傳感器和孔壓傳感器觀測(cè)數(shù)據(jù)可以得出沉降曲線(xiàn)和孔壓變化曲線(xiàn),由實(shí)測(cè)的沉降曲線(xiàn)推得原型分層地基的最終沉降,并給出分層地基的平均固結(jié)度變化過(guò)程。通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)得到的軟基固結(jié)度和理論計(jì)算的軟基固結(jié)度,表明本文中塑料排水板的模擬方法用于離心模型試驗(yàn)是可行的。

1　試驗(yàn)方案與材料模擬

試驗(yàn)在中國(guó)水利水電科學(xué)研究院的大型土工離心機(jī)上進(jìn)行,該離心機(jī)具有以下特點(diǎn):有效模型負(fù)載1.5 ton,最大加速度300 g；最大轉(zhuǎn)動(dòng)半徑5.03 m；具有大尺寸吊籃 (長(zhǎng)、寬、高分別為1.5 m、1.0 m、1.5 m)。試驗(yàn)采用單面20 mm厚有機(jī)玻璃板大模型箱,模型箱內(nèi)部長(zhǎng)、寬、高分別為1.32 m、0.62 m、0.80 m；裝有2個(gè)攝像頭,用于從模型箱側(cè)面和頂部觀察模型變化。

1.1原型地基特性

根據(jù)勘察資料,該工程護(hù)岸處地基自上而下依次為淤泥層、粉細(xì)砂層。淤泥層性質(zhì)為:灰褐色,飽和,流塑,土質(zhì)細(xì)膩,含少量貝殼碎片,帶有腥臭味；場(chǎng)區(qū)普遍分布,厚度2.90～14.50 m,平均9.40 m,從岸邊向深水區(qū)逐漸增厚；層底標(biāo)高-20.81～-11.41 m。粉細(xì)砂層性質(zhì)如下:灰黃色,飽和,中密—密實(shí),砂質(zhì)較均勻,局部含有少量礫石,主要礦物成分為石英和長(zhǎng)石；場(chǎng)區(qū)普遍分布,厚度1.00～9.00 m,平均6.05 m,層底標(biāo)高-26.86～-20.81 m。地基各層物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)見(jiàn)表1。

表1 地基層物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)Table 1 The physical and mechanical indexes of foundation

1.2模型設(shè)計(jì)方案及制作

根據(jù)原型護(hù)岸斷面尺寸,考慮模型箱尺寸以及模型制作過(guò)程,將原型縮尺1/100,即模型率N=100,采用的離心加速度為100 g[1]。由于實(shí)際地基土層較復(fù)雜,模型需要進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化。模型地基可分為2層進(jìn)行制作:下層為粉細(xì)砂層 (高程-26.86～-20.81 m),在模型中高度為6 cm,制作時(shí)需要適當(dāng)擊實(shí)以達(dá)到與原型一致的密度；上層為淤泥層 (高程-20.81～-11.41 m),模型中高度為9.4 cm。采用的淤泥取自于現(xiàn)場(chǎng),制作模型地基時(shí)淤泥土需要在地面加水拌合均勻,然后用攪拌機(jī)攪拌并挑出雜質(zhì),待沉淀以后流鋪在下部的粉細(xì)砂層上。模型中砂墊層厚度為1 cm(原型厚度1 m),采用粉細(xì)砂進(jìn)行模擬；碎石墊層厚度為0.5 cm(原型厚度0.5 m),采用粒徑1～5 mm礫砂進(jìn)行模擬。碎石層和砂墊層之間,原型采用一層土工格柵加固堤壩,從而改善軟基的受力條件。在離心模型試驗(yàn)中,無(wú)法按照幾何比尺模擬土工織物,一般按照抗拉強(qiáng)度相似的原則進(jìn)行模擬[7],本試驗(yàn)中采用網(wǎng)孔0.6 mm的尼龍紗網(wǎng)窗作為模型土工格柵,兩端卷曲與墊層連接。

1.3塑料排水板模擬方法

原型地基采用塑料插板加快軟基排水,因此模型相應(yīng)斷面軟土地基也需要考慮對(duì)應(yīng)的排水措施。由于塑料排水板形狀給理論分析和物理模擬試驗(yàn)帶來(lái)一定困難,一般將塑料排水板換算為等周長(zhǎng)的圓截面排水體,其當(dāng)量換算直徑Dp按下式計(jì)算[8]:

式中:b為塑料排水板寬度,b=100 mm；δ為塑料排水板厚度,δ=4.5 mm；α為換算系數(shù),取值0.902[9]。

由此得出當(dāng)量換算直徑Dp為60 mm,因模型率N=100,則模型當(dāng)量直徑為0.6 mm；原型間距1300 mm,則模型間距為13 mm。按照等邊三角形布置,則三角形的邊長(zhǎng)l在模型中為15.01 mm。理論上Barron[10]建議將每個(gè)排水體的影響范圍轉(zhuǎn)換為一個(gè)等面積的圓以方便求解,等效圓的直徑de按下式計(jì)算:

本文模型試驗(yàn)中等效圓的直徑de為15.8 mm,模型排水體布置是合理的。試驗(yàn)中嚴(yán)格選擇直徑為0.6 mm的圓柱型模型排水體難度較大,因此模型中采用直徑約1 mm的透水濾芯作為模型排水體,考慮到受淤泥壓縮的影響,實(shí)際排水通道接近0.6 mm的理論計(jì)算值。首先在軟土地基上做好插入排水體的標(biāo)記點(diǎn),然后將長(zhǎng)度10.6 cm的濾芯用細(xì)鋼絲穿透軟土地基插入粉細(xì)砂層中,再將鋼絲緩緩提起。塑料排水板處理的地基長(zhǎng)度為69 cm,模型箱寬度為62 cm,共需要2200根排水體。待排水體插入完成后,在離心加速度100 g下運(yùn)行30 min對(duì)地基進(jìn)行預(yù)固結(jié),其主要目的是使制作好的地基密度分布更加均勻,并使制作模型塑料插板時(shí)留下的孔洞自動(dòng)愈合。

2　觀測(cè)方法及試驗(yàn)步驟

護(hù)岸分兩級(jí)進(jìn)行加載,離心機(jī)分級(jí)加載運(yùn)行時(shí)間如表2。模型試驗(yàn)采用停機(jī)加載法對(duì)護(hù)岸分級(jí)加載過(guò)程進(jìn)行模擬。

表2 離心機(jī)分級(jí)加載運(yùn)行時(shí)間Table 2 The stepping loading time of the centrifuge

模型試驗(yàn)分3次進(jìn)行:①地基插設(shè)排水體后,埋入孔隙水壓力傳感器,對(duì)地基進(jìn)行預(yù)固結(jié)；②制作砂墊層模型,鋪設(shè)模型土工格柵,加第一級(jí)堤身荷載,然后加水至模擬原型極端低水位位置,進(jìn)行第一級(jí)試驗(yàn)；③進(jìn)行第二級(jí)試驗(yàn)之前要先將第一級(jí)沉降后的護(hù)岸斷面修補(bǔ)到設(shè)計(jì)斷面,然后加第二級(jí)堤身荷載,保持極端低水位不變,開(kāi)始第二級(jí)試驗(yàn)。模型斷面布置見(jiàn)圖1。

圖1　模型斷面及傳感器布置Fig.1　The model section and the sensor location

試驗(yàn)過(guò)程中分別采用激光位移傳感器 (LS)和孔隙水壓力傳感器 (PPT)觀測(cè)斷面沉降及孔隙水壓力變化。第一級(jí)試驗(yàn)時(shí)激光位移傳感器LS0測(cè)點(diǎn)位于水面上,會(huì)導(dǎo)致測(cè)量結(jié)果數(shù)據(jù)波動(dòng),所以進(jìn)行該級(jí)試驗(yàn)時(shí)僅啟用傳感器LS1—LS3。進(jìn)行第二級(jí)試驗(yàn)時(shí)啟用全部激光位移傳感器。

3　試驗(yàn)結(jié)果及分析

模型地基經(jīng)過(guò)離心機(jī)預(yù)固結(jié)后,淤泥層密度和含水率等指標(biāo)基本達(dá)到設(shè)計(jì)要求。然后按圖1布置砂墊層、土工織物和碎石墊層,并進(jìn)行分級(jí)填筑和試驗(yàn)。

3.1試驗(yàn)結(jié)果

第一級(jí)試驗(yàn)?zāi)M護(hù)岸第一級(jí)加載過(guò)程及加載200 d的情況,需在100 g加速度下運(yùn)行28.8 min。試驗(yàn)測(cè)得模型表面的沉降見(jiàn)圖2,其中縱坐標(biāo)負(fù)值表示沉降。離心機(jī)升速的過(guò)程模擬原型施工的過(guò)程,該期間沉降速率較快。

圖2　第一級(jí)試驗(yàn)?zāi)Ｐ捅砻娉两礔ig.2　The surface settlement of the model in the first load

第二級(jí)試驗(yàn)需要對(duì)原型加荷時(shí)間間隔80 d和加載2 a情況進(jìn)行模擬,模型需在100 g加速度下運(yùn)行76.3 min。該級(jí)試驗(yàn)過(guò)程中模型表面沉降曲線(xiàn)見(jiàn)圖3,離心加速度上升過(guò)程包括了模型回彈后再壓縮過(guò)程及土體再固結(jié)的影響。圖3中時(shí)間軸用對(duì)數(shù)坐標(biāo)表示,可以發(fā)現(xiàn)曲線(xiàn)均有一個(gè)明顯的拐點(diǎn),拐點(diǎn)之后為土體正常壓縮固結(jié)過(guò)程,因此將拐點(diǎn)作為第二級(jí)加載時(shí)變形的起始點(diǎn),然后可以推算得到第二級(jí)加載對(duì)應(yīng)的原型沉降曲線(xiàn)[1](見(jiàn)圖4),圖中LS1與LS2原型沉降曲線(xiàn)基本重合。

圖3　模型表面沉降Fig.3　The surface settlement of the model

圖4　第二級(jí)加載表面沉降-時(shí)間關(guān)系(原型)Fig.4　The surface settlement-time relationship(prototype)

試驗(yàn)時(shí)孔壓傳感器埋設(shè)于淤泥層中部,位于正三角形布置的模型排水體的形心位置,代表其埋深斷面最小固結(jié)度[10]。由于篇幅有限,以護(hù)岸頂部中心線(xiàn)以下孔壓傳感器PPT2-2觀測(cè)數(shù)據(jù)為例進(jìn)行分析。兩次試驗(yàn)過(guò)程中孔隙水壓力變化曲線(xiàn)如圖5和圖6所示,可以發(fā)現(xiàn)每級(jí)加載初期孔隙水壓力達(dá)到最大,然后逐漸消散。

圖5　第一級(jí)加載孔壓變化Fig.5　Change of pore water pressure in the first load

圖6　第二級(jí)加載孔壓變化Fig.6　Change of pore water pressure in the second load

表3為根據(jù)激光位移傳感器所測(cè)數(shù)據(jù)計(jì)算得出的原型斷面不同加載階段的沉降及沉降速率。原型不同加載階段的孔隙水壓力大小見(jiàn)表4(根據(jù)所有PPT觀測(cè)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)),其中u0為靜水壓力。

表3 分級(jí)加載時(shí)地基沉降 （原型）Table 3 The settlement of the foundation in the step loading（prototype）

表4 孔壓統(tǒng)計(jì)表 （原型）Table 4 The statistical table of the pore water pressure（prototype）

3.2試驗(yàn)結(jié)果分析

根據(jù)實(shí)測(cè)沉降曲線(xiàn)可以推算得出LS所在斷面地基最終沉降量,然后得出按沉降推算的分層地基固結(jié)度Us隨時(shí)間的變化；根據(jù)測(cè)得的孔壓數(shù)據(jù)可以得出PPT所在位置軟土地基孔壓變化情況,計(jì)算出運(yùn)行2 a時(shí)對(duì)應(yīng)位置按孔壓計(jì)算的固結(jié)度Up。對(duì)于多層土地基,Us與Up的計(jì)算結(jié)果是不一致的[11]。

3.2.1按沉降推算固結(jié)度Us

由實(shí)測(cè)沉降曲線(xiàn)推算最終沉降量的常用方法有:三點(diǎn)法、Asaoka法、經(jīng)驗(yàn)雙曲線(xiàn)法和指數(shù)曲線(xiàn)法等[12]。本文采用經(jīng)驗(yàn)雙曲線(xiàn)法對(duì)沉降進(jìn)行推算,計(jì)算公式如下:

式中:t為滿(mǎn)載開(kāi)始時(shí)的時(shí)間,d；S∞為地基最終沉降量,m；S0為滿(mǎn)載時(shí)即t=0時(shí)的地基沉降量,m；St為t時(shí)刻的地基沉降量,m；α、β為與地基及荷載有關(guān)的常數(shù),根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制t/(St-S0)-t關(guān)系曲線(xiàn),然后添加線(xiàn)性趨勢(shì)線(xiàn)求解得到。

計(jì)算得出LS1、LS2和LS3位置最終沉降分別為2.20 m、2.92 m和2.54 m。護(hù)岸材料沉降較小,所以認(rèn)為沉降全部發(fā)生在淤泥和粉砂地基。根據(jù)Us=St/S∞計(jì)算得到分層地基對(duì)應(yīng)斷面固結(jié)度隨時(shí)間的變化曲線(xiàn) (見(jiàn)圖7)。圖7中橫坐標(biāo)代表原型時(shí)間,縱坐標(biāo)代表地基固結(jié)度,橫坐標(biāo)起點(diǎn)選在第一級(jí)施工完成時(shí)刻,此時(shí)地基已發(fā)生較大沉降。由表3知第二級(jí)加載最初10 d的沉降速率遠(yuǎn)大于第一級(jí)加載最后10 d的沉降速率,所以圖6中的曲線(xiàn)在第一級(jí)加載結(jié)束時(shí)會(huì)有明顯的 “拐點(diǎn)”。

圖7　地基固結(jié)度隨時(shí)間變化Fig.7　The change of consolidation of the foundation over time

3.2.2 按孔壓計(jì)算固結(jié)度Up

土體在荷載作用下,孔隙水壓力的消散過(guò)程就是地基的沉降固結(jié)過(guò)程?？紫端畨毫Χx土體的固結(jié)度公式如下[13]:

式中:u0為靜水壓力,ut為對(duì)應(yīng)原型t時(shí)刻實(shí)測(cè)的孔隙水壓力,umax為實(shí)測(cè)最大孔隙水壓力。根據(jù)表4中的孔壓數(shù)據(jù),可以計(jì)算得出加載2 a即t=730 d時(shí)淤泥地基的固結(jié)度 (見(jiàn)表5)。由表5可知運(yùn)行2 a時(shí)護(hù)岸頂部中心線(xiàn)位置以下淤泥Up最大,為80.1%,此時(shí)超靜孔隙水壓力仍未消散完全。

表5 運(yùn)行兩年時(shí)UpTable 5 The degree of consolidation in the operating period of two years

4　與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比

根據(jù)離心機(jī)升速到100 g所用的時(shí)間,假定每一級(jí)施工時(shí)間為18 d,根據(jù)每級(jí)所加荷載計(jì)算得到斷面的加荷速率如圖8所示[15]。

圖8　斷面加荷速率Fig.8　The loading rate of the section

瞬時(shí)加荷條件下,打設(shè)塑料排水板地基的總固結(jié)度 (Urz)、豎向排水平均固結(jié)度 (Uz)和徑向排水平均固結(jié)度 (Ur)按下列公式計(jì)算[15]:

式中:Fn、Fs、Fr分別為井徑比因子、涂抹作用的影響系數(shù)和井阻作用的影響系數(shù)；井徑比n=de/dw,大小為26.3；kh/ks和λ分別為滲透系數(shù)比和涂抹比；Cv、Ch分別為地基的豎向、水平固結(jié)系數(shù)；L和qw分別為塑料排水板的打設(shè)深度和縱向通水量。

在分級(jí)加荷條件下,地基對(duì)應(yīng)總荷載在t時(shí)間內(nèi)平均總應(yīng)力固結(jié)度按下式計(jì)算:

式中:Pi為第i級(jí)施加荷載；∑Pi為各級(jí)荷載的累加值；,分別代表第i級(jí)荷載的起始與終止時(shí)間。由式 (6)至 (12)可以計(jì)算得出軟土地基在加載不同階段的Urz值,計(jì)算包含了是否考慮井阻及涂抹效應(yīng)兩種情況[14],結(jié)果見(jiàn)表6。

表6 各加載階段軟土地基UrzTable 6 The degree of consolidation of the soft soil foundation in each loading stage

根據(jù)表6理論計(jì)算的Urz并對(duì)比試驗(yàn)得到的Up、Us可以得出:①在打設(shè)塑料排水板的軟土地基固結(jié)度計(jì)算中,井阻和涂抹效應(yīng)是2個(gè)重要因素,計(jì)算時(shí)必須要考慮,否則誤差較大；②對(duì)于分層地基,Us是兩層地基固結(jié)度的平均值,大于淤泥地基的Up及Urz[11]； ③加載2a時(shí),PPT2-2所在位置的軟土地基Up為80.1%,Urz為81.0%,試驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果接近,說(shuō)明試驗(yàn)采用直徑1 mm透水濾芯模擬原型塑料排水板是可行的；④加載完成運(yùn)行2a時(shí)軟土地基尚未固結(jié)完全,按公式 (12)推算運(yùn)行5a時(shí)軟土地基Urz為98.6%,固結(jié)已經(jīng)完成。

5　結(jié)論

本項(xiàng)研究采用中國(guó)水利水電科學(xué)研究院大型土工離心機(jī)模擬護(hù)岸分級(jí)加載過(guò)程及運(yùn)行情況。模型地基材料采用的淤泥和粉細(xì)砂均來(lái)自于現(xiàn)場(chǎng),護(hù)岸材料采用的回填開(kāi)山石和回填開(kāi)山土等材料按照相似級(jí)配法進(jìn)行模擬。按照抗拉強(qiáng)度相似的原則,本試驗(yàn)采用網(wǎng)孔0.6 mm的尼龍紗網(wǎng)窗作為模型土工格柵。試驗(yàn)時(shí)將原型中的塑料排水板換算成等效圓截面排水體,然后進(jìn)行幾何縮尺,最后選用直徑1 mm左右的透水濾芯進(jìn)行模擬。

激光位移傳感器 (LS1斷面)和孔壓傳感器觀測(cè)數(shù)據(jù)顯示:第一級(jí)加載施工期沉降速率最快,施工完成時(shí)原型已有較大沉降,按沉降計(jì)算的固結(jié)度達(dá)到36.82%；第二級(jí)加載完成運(yùn)行最后10 d平均沉降速率為0.29 mm/d,說(shuō)明地基長(zhǎng)期運(yùn)行過(guò)程仍有較大變形,在設(shè)計(jì)階段要加以考慮；各位置孔隙水壓力的大小與上部荷載分布規(guī)律一致,加載完成后穩(wěn)定階段孔壓逐漸消散,加載2a時(shí)超靜孔壓仍未消散完全。

采用經(jīng)驗(yàn)雙曲線(xiàn)法推測(cè)地基最終沉降量,計(jì)算得出各斷面分層地基平均固結(jié)度隨時(shí)間的變化。按孔壓推算的軟基固結(jié)度與理論計(jì)算的結(jié)果相差不大,說(shuō)明采用1 mm透水濾芯模擬塑料排水板是可行的；推算加載5a時(shí)軟土地基Urz可達(dá)98.6%,固結(jié)基本完成。由于所選計(jì)算斷面和計(jì)算方法等的差異,不同方法計(jì)算得到的固結(jié)度結(jié)果有差別。所有試驗(yàn)結(jié)果還有待現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)結(jié)果的進(jìn)一步驗(yàn)證。

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THE METHOD AND APPLICATION OF CENTRIFUGAL MODELING TO VERTICAL STRIP DRAINS IN SOFT FOUNDATION

WANG Cun1,HOU Yu-jing1,LIU Guo-bao2,PENG Ren3
(1.Department of Geotechnical Engineering,China Institute of Water Resources and Hydropower Research,Beijing 100048,China；2.CCCC Water Transportation Consultants Co.,Ltd,Beijing 100007,China；3.Department of Civil Engineering,Beihang University,Beijing 100191,China)

Centrifuge model tests were carried out to simulate the construction and operation of the dike on a soft soil foundation by using the geotechnical centrifuge in IWHR.The vertical strip drains in the foundation were simulated by a kind of model cylinder vertical drains,based on the principle of same consolidation degree in the foundation in average for both type of drains.During the model tests,the construction processes were simulated by loading dike materials layer by layer when the centrifuge stops running.Laser displacement sensors and the pore pressure transducers were installed for model measurement of settlement and pore pressure variation during tests.Based on the measured data,the final settlement of the dike was estimated by using experience hyperbolic method.And the consolidation degree of the foundation over time was also calculated,which indicates the average consolidation of the sludge and the sand under the dike.Comparing the consolidation degree of the soft foundation from the results of pore water pressure and that of the theoretical calculation,it shows that the simulation method of vertical strip drains presented in this paper is feasible and acceptable.The comparison of the model test results with that of theoretical calculation indicates that the strip drain simulation method described in this paper is acceptable.

vertical strip drains；centrifugal model test；soft foundation；consolidation

P642.1

A

1006-6616(2016)01-0125-10

2015-10-26

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃 (973計(jì)劃)項(xiàng)目 (2012CB719803)

王存 (1990-),碩士研究生,主要從事土工離心模型試驗(yàn)相關(guān)研究。E-mail:1261821773@qq.com