为了合理分析多冷媒非均质人工冻结壁的力学特性，将冻结壁视为弹性模量和粘聚力随半径呈线性变化的功能梯度材料，并通过引入冻胀系数n来反映冻结壁的冻胀特性，基于不同屈服准则分别推导得出考虑冻胀特性的多冷媒非均质人工冻结壁弹塑性状态下的应力、位移以及塑性区相对半径的隐式方程。计算结果表明：在考虑非均质特性后，基于M-C、D-P、广义Tresca以及双剪统一强度准则计算得出冻结壁的弹性极限承载力分别降低4.01%、4.02%、3.19%、2.57%，而塑性极限承载力分别提高8.13%、8.13%、8.04%、7.95%；进一步考虑冻胀特性后，基于四种屈服准则计算得出非均质冻结壁的弹性极限承载力分别提高6.91%、6.92%、5.93%、5.19%。以M-C准则为例，考虑冻胀特性后，当冻结壁处于弹性极限状态(rc＝1)时，非均质冻结壁内、外缘位移分别增加3.850 cm和17.159 cm；当冻结壁处于弹塑性状态(rc＝1.2)时，非均质冻结壁内、外缘位移分别增加5.544 cm和16.024 cm；当塑性区相对半径1≤rc≤1.2...
为了合理分析多冷媒非均质人工冻结壁的力学特性，将冻结壁视为弹性模量和粘聚力随半径呈线性变化的功能梯度材料，并通过引入冻胀系数n来反映冻结壁的冻胀特性，基于不同屈服准则分别推导得出考虑冻胀特性的多冷媒非均质人工冻结壁弹塑性状态下的应力、位移以及塑性区相对半径的隐式方程。计算结果表明：在考虑非均质特性后，基于M-C、D-P、广义Tresca以及双剪统一强度准则计算得出冻结壁的弹性极限承载力分别降低4.01%、4.02%、3.19%、2.57%，而塑性极限承载力分别提高8.13%、8.13%、8.04%、7.95%；进一步考虑冻胀特性后，基于四种屈服准则计算得出非均质冻结壁的弹性极限承载力分别提高6.91%、6.92%、5.93%、5.19%。以M-C准则为例，考虑冻胀特性后，当冻结壁处于弹性极限状态(rc＝1)时，非均质冻结壁内、外缘位移分别增加3.850 cm和17.159 cm；当冻结壁处于弹塑性状态(rc＝1.2)时，非均质冻结壁内、外缘位移分别增加5.544 cm和16.024 cm；当塑性区相对半径1≤rc≤1.2...
为了合理分析多冷媒非均质人工冻结壁的力学特性，将冻结壁视为弹性模量和粘聚力随半径呈线性变化的功能梯度材料，并通过引入冻胀系数n来反映冻结壁的冻胀特性，基于不同屈服准则分别推导得出考虑冻胀特性的多冷媒非均质人工冻结壁弹塑性状态下的应力、位移以及塑性区相对半径的隐式方程。计算结果表明：在考虑非均质特性后，基于M-C、D-P、广义Tresca以及双剪统一强度准则计算得出冻结壁的弹性极限承载力分别降低4.01%、4.02%、3.19%、2.57%，而塑性极限承载力分别提高8.13%、8.13%、8.04%、7.95%；进一步考虑冻胀特性后，基于四种屈服准则计算得出非均质冻结壁的弹性极限承载力分别提高6.91%、6.92%、5.93%、5.19%。以M-C准则为例，考虑冻胀特性后，当冻结壁处于弹性极限状态(rc＝1)时，非均质冻结壁内、外缘位移分别增加3.850 cm和17.159 cm；当冻结壁处于弹塑性状态(rc＝1.2)时，非均质冻结壁内、外缘位移分别增加5.544 cm和16.024 cm；当塑性区相对半径1≤rc≤1.2...
为了合理分析多冷媒非均质人工冻结壁的力学特性，将冻结壁视为弹性模量和粘聚力随半径呈线性变化的功能梯度材料，并通过引入冻胀系数n来反映冻结壁的冻胀特性，基于不同屈服准则分别推导得出考虑冻胀特性的多冷媒非均质人工冻结壁弹塑性状态下的应力、位移以及塑性区相对半径的隐式方程。计算结果表明：在考虑非均质特性后，基于M-C、D-P、广义Tresca以及双剪统一强度准则计算得出冻结壁的弹性极限承载力分别降低4.01%、4.02%、3.19%、2.57%，而塑性极限承载力分别提高8.13%、8.13%、8.04%、7.95%；进一步考虑冻胀特性后，基于四种屈服准则计算得出非均质冻结壁的弹性极限承载力分别提高6.91%、6.92%、5.93%、5.19%。以M-C准则为例，考虑冻胀特性后，当冻结壁处于弹性极限状态(rc＝1)时，非均质冻结壁内、外缘位移分别增加3.850 cm和17.159 cm；当冻结壁处于弹塑性状态(rc＝1.2)时，非均质冻结壁内、外缘位移分别增加5.544 cm和16.024 cm；当塑性区相对半径1≤rc≤1.2...
为了合理分析多冷媒非均质人工冻结壁的力学特性，将冻结壁视为弹性模量和粘聚力随半径呈线性变化的功能梯度材料，并通过引入冻胀系数n来反映冻结壁的冻胀特性，基于不同屈服准则分别推导得出考虑冻胀特性的多冷媒非均质人工冻结壁弹塑性状态下的应力、位移以及塑性区相对半径的隐式方程。计算结果表明：在考虑非均质特性后，基于M-C、D-P、广义Tresca以及双剪统一强度准则计算得出冻结壁的弹性极限承载力分别降低4.01%、4.02%、3.19%、2.57%，而塑性极限承载力分别提高8.13%、8.13%、8.04%、7.95%；进一步考虑冻胀特性后，基于四种屈服准则计算得出非均质冻结壁的弹性极限承载力分别提高6.91%、6.92%、5.93%、5.19%。以M-C准则为例，考虑冻胀特性后，当冻结壁处于弹性极限状态(rc＝1)时，非均质冻结壁内、外缘位移分别增加3.850 cm和17.159 cm；当冻结壁处于弹塑性状态(rc＝1.2)时，非均质冻结壁内、外缘位移分别增加5.544 cm和16.024 cm；当塑性区相对半径1≤rc≤1.2...
随着寒区经济发展及冻结法施工技术在工程中的推广应用,对冻土蠕变的深入研究显得尤为重要.对冻土单轴流变试验结果分析,用非线性牛顿体替代线性牛顿体,从而对西原模型进行了改进,得到了冻土三向应力状态下的本构方程;并利用D-P屈服准则推导出应用与数值计算的柔度矩阵.通过有限元程序的二次开发,将本构模型添加到大型非线性程序ADINA中.用三轴蠕变试验检验了粘弹塑本构模型,获得相应的试验拟合曲线.结果表明:三轴蠕变试验与理论计算结果吻合良好,说明粘弹塑本构模型可以描述冻土在高应力下反映的非衰减性蠕变变形特征.
基于广义塑性力学,分析了理想塑性冻土屈服面的一些具体特性,对冻土的体积屈服面进行了比较详尽的探讨.通过对已有屈服函数Matsuoka-Nakai屈服准则的修改,提出了一个冻土屈服函数,并对此函数进行了具体研究.通过和试验数据的对比,验证了所提出屈服函数的正确性,所提出的函数含有三个参数,随着温度的不同对冻土屈服面的形状和大小都有重要的影响.