... (L1 = Za) Nhưng bề dầy lớp đất yếu lớn (ví dụ > 25 30m) dựa vào quanhệ (4), (5) (6) theo quan điểm khống chế độ lún lại Scòn lại để xác định độ sâu cắm bấc đặt giếng L1 cần thiết Hoặc giả thiết ... tô đắp đất yếu 22 TCN 26 2 – 20 00” 8.Th F(u ) Fs Fr Uh.1 = – exp (4) Trong áp dụng cho giếng cát bỏ qua nhân tố xét đến ảnh hưởng vùng đất bị xáo động F s nhân tố xét ... (trong vùng giếng cát bấc thấm) nên xem độcố kết trung bình phạm vi khu vực tác dụng Za để đưa vào quanhệ (1) tính toán là: Uh = S h1 S = Uh.1 S S (3) Trong S độ lún toàn đất yếu vùng vùng (trong...
... xấp xỉ không Nghiêncứu số Cho hệ cọc - đất có cấu tạo: - Cọc vuông có kích thước 20 0x200(mm) chế tạo bêtông cốt thép, cấp bền B25, môđun đàn hồi E = 3.107(kN/m2), hệ số Poisson = 0 ,2 - Nền đất ... hình lý thuyết trước Tất nhiên, tương tác phụ thu c vào nhiều yếu tố cường độ tải trọng; tiết diện cọc; môđun đàn hồi, hệ số nở hông, tính chất khác đất Nên áp dụng mô hình vào việc phân tích nội ... Hoàng (20 04), Nền Móng, Nhà xuất Xây dựng 130 Tuyển tập Báo cáo “Hội nghị Sinh viên Nghiêncứu Khoa học” lần thứ Đại học Đà Nẵng - 20 08 [3] Vũ Công Ngữ & Nguyễn Thái (20 06), Móng cọc Phân tích...
... chảy hệ tầng Thái Bình Độ lệch pha tuỳ thu c vào trạng thái ứng suất đất biên độ, tần số tải trọng 21 Đã xác định thông số đặc trưng biến dạng động độ bền động cho thành tạo trầm tíchhệ tầng Thái ... thiết bị có khả xác định thời gian trễ ứng suất với biến dạng Nghiêncứu đặc trưng độ bền biến dạng động thành tạo trầm tíchhệ tầng Thái Bình 5 Nghiêncứu ứng xử động dạng cấu trúc tác dụng động ... TỔNG QUAN VỀ NGHIÊNCỨU TÍNH CHẤT ĐỘNG CỦA ĐẤT VÀCƠ SỞ LÝ THUYẾT CỦA PHƯƠNG PHÁP NGHIÊNCỨU 1.1 Tình hình nghiêncứu biến đổi tính chất lý đất tác dụng tải trọng động giới nước 1.1.1 Những nghiên...
... v i p = h lỳn c k t c a cỏc l p E1 S2 S3 V y IV E2 E3 p I1 p p ( p ( 0. 72 1000 I2 p I3 p I1 ) p I2 ) p 72 4.9 0 ,25 5 ( m ) 0.57 72 5.8 0 ,23 7 (m ) 700 0.43 72 4.76 0,148 (m) 500 om S1 t y u: Sc ... ng 10 15 20 z Xỏc nh lỳn t ng c ng c a n n d i tỏc d ng c a t i tr ng n n ng tr ng h p sau: N n t p Toỏn t g m l p: - L p 1: ỏ cỏt dy h1 = m; E1 = 1000 kN/m2; - L p 2: ỏ sột dy h2 = m; E2 = 700 ... ti t di n tam giỏc (2) nh hỡnh v : m 1: cỏc gúc z om au du on go nl in e c z= w w w c 2: z z2 1, p ng su t t i tr ng b ng ti t di n tam giỏc gõy t i ng su t t ng: a 1: m = 2b O ng su t t i tr...
... 4.18 = 72( kN/m2) Cỏc tr s lỳn c kt ca cỏc lp t yu: S1 = I 0. 72 ìpì = ì 72 ì 4.9 = 0 ,25 5 ( m ) E1 p 1000 I I 0.57 ìpì( ) = ì 72 ì 5.8 = 0 ,23 7 ( m ) E2 p p 700 I I 0.43 S3 = ì p ì ( ) = ì 72 ì ... ng p (2 10m) 10 0 Xỏc nh lỳn tng cng ca nn t di tỏc dng ca ti trng nn ng p trng hp sau: Nn t gm lp: - Lp 1: ỏ cỏt dy h1 = m; E1 = 1000 kN/m2; = 0, 72 - Lp 2: ỏ sột dy h2 = m; E2 = 700 kN/m2; = ... cng Ha = 20 m lỳn c kt: Sc = (S1 + S2 + S3) S1, S2, S3 - lỳn c kt ca cỏc lp t 1, v S dng cụng thc gii tớch hoc toỏn xỏc nh cỏc tr s I/p ng vi z = 5, 12, 20 m ta cú: I1/p = 4.9; I2/p = 10.7...
... cấu [8] 1 32 TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ, ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG - SỐ 4(39) .20 10 20 0 400 150 300 10 20 0 10 50 Y 30 0.5 40 1.5 2. 5 a) 20 30 X 50 3.5 100 20 100 Z 0.5 40 1.5 2. 5 50 3.5 b) 20 0 20 0 150 150 ... )} ∆ →0 22 G1 = lim G2 = lim ∆ →0 G3 = lim ∆ →0 {Fy 'i (U k − U k ' )} = {Fy 'i (U k − U k ' )} 22 {Fzi (Z k − Z k, )} = 21 ∆ {Fzi (Z k − Z k, )} 2 (4) (5) (6) đây: G1; G2 G3 lượng tiêu tán ... tính toán lượng tiêu tán phục vụ nghiêncứu phát triển vết nứt vật liệu Composite Rybicky E.F., Kanninen M.F., trình bày vào năm 1977 [2] Những nghiêncứu tác giả [1] [2] dựa lý thuyết phá huỷ...
... t W2 W2 ( 12) L N1 N 5 2 N EJ 0 N d x t N N2 L N2 Trong đó: K ww L 12 L 12 EJ d L L2 L L2 L 12 L 12 L L L2 ... ( L3 3.L.ai2 2. ai3 ); L N 11 N 12 N 1i N 1N 2 N 2i ( L 2. L.ai ); N N 22 N 2i N N L N a 21 Với N 31 N 32 N 3i N N N 3i (3.L.ai 2. a i ); ... N t W2 Fd t W2 N 22 L 54 13L 156 Fd L 22 L M 4L 13L 3L2 Trong đó: M ww ; C ww ww K ww 13L 156 22 L Fd 420 54 2 13L...
... − 2I 12 u˙ θ˙ + I 22 θ 2 dxdt L ˙ ˙ I11 (uδu ˙ + wδw) ˙ − I 12 uδθ ˙ + θδu + I 22 θδθ |tt21 dx = t2 L ¨ (I11 u¨ − I 12 θ)δu + I11 wδw ¨ + I 22 θ¨ − I 12 u¨ δθ dxdt − t1 (2. 32) 33 Từ phương trình (2. 26), ... −h /2 h /2 + Em dz z + (Ec − Em ) h − h0 b(x) −h /2 = b(x)h n (2. 16) n + Em dz h0 h(Ec − Em ) − (Ec + nEm ) 2( n + 1)(n + 2) n + Độ cứng chống uốn A 22 có dạng E(z)(z − h0 )2 dA = A 22 = A(x) h /2 (z ... dt + h20 A11 Ec − Em Ec − Em Ec − Em Em − + + n+3 n +2 n+1 12 − 2h0 b(x)h2 + Em dz n h /2 h20 b(x) n Ec − Em 1 Ec + nEm + Em − + h20 A11 n +22 n+1 3Ec (n2 + n + 2) + Em (n3 + 3n2 + 8n) 12( n + 3)(n...
... Động Động cho dầm có dạng = ρ(z)(u˙ 21 + u˙ 22 + u˙ 23 )dV T = V (2. 21) L I11 (u˙ + w˙ ) − 2I 12 u˙ θ˙ + I 22 θ 22 dx với ρ(z) mật độ khối lượng biến đổi theo trục z; I11 , I 12 , I 22 mômen khối lượng ... (2. 15, 2. 17, 2. 18) A 12 = b(x)h Năng lượng biến dạng đàn hồi cho dầm Timoshenko có tính biến đổi dọc cho công thức U= L E(x)A(x)u2,x + E(x)I(x)θ,x + ψG(x)A(x) (w,x − θ )2 dx (2. 20) 2. 3 .2 Động Động ... = b(x) I 12 I 22 = b(x)h 3ρc (n2 + n + 2) + ρm (n3 + 3n2 + 8n) 12( n + 3)(n + 2) (n + 1) + h0 b(x)h −h (2. 23) n(ρc − ρm ) h0 + (ρc + nρm ) (n + 1)(n + 2) n + Với dầm có tính biến đổi dọc, động dầm...
... b1l2 b2l 22 b3l23 b4l24 y1( z l1 ) y 2( z 0) g a1l1 a2l 12 a3l13 a1l14 b0 dy1 dz z l1 dy dz (2. 5.3) g a1 2a2l1 3a3l 12 4a4l13 b1 z 0 Ta đƣa toán tìm cực ... z1 đó: (2. 2.8) 37 d2y Z= EJ x dz Py ( z1) dz l (2. 2.9) + Khi dầm có mômen tập trung M vị trí z2 đó: d2y Z= EJ x dz 2M ( Z 2) dz l (2. 2.10) Trong p(z2) góc xoay ... sánh chỗ có liên kết gối tựa hai đầu dầm Từ ta có điều kiện ràng buộc: 44 y2( z l2 ) g1 (b0 b1l2 b2l 22 b3l23 b4l24 ) sin t y1( z l1 ) y 2( z 0) g (a1l1 a2l 12 a3l13...
... đường quanhệ ứng suất – biến dạng huy động 50% cường độ chống cắt tối đa qf Độ cứng đất phụ thu c vào ứng suất nhỏ nhất, σ -áp lực buồng hiệu thí nghiệm nén trục Sự phụ thu c độ cứng vào trạng thái ... KN/m3 21 20 .5 21 20 .5 Shear strain at 0.7G0 γ 0.7 - 1.0E-4 1.0E-4 Poisson’s ratio ν ur - 0 .2 0 .2 0 .26 0.4 Stiffness Eref KN/m2 20 0000 15000 Triaxial compression stiffness E50ref KN/m2 57000 20 00 ... dẻo Hệ số phá hoại Rf nhỏ Quanhệ hypepol thể đồ thị 2- 4 Hình 2. 4: Quanhệ hypepol ứng suất – biến dạng nén sơ cấp thí nghiệm nén trục thoát nước tiêu chuẩn (Plaxis manual, 20 07) Trong đồ thị 2. 4,...
... w2 w1 ) cs ( ) (2. 2) dt dt dt Với: w1(t), w2(t) - Chuyển vị theo phương đứng vật m1, m2 theo thời gian ks - Độ cứng lò xo ; cs – Hệ số cản nhớt ; g - Gia tốc trọng trường Từ (2. 1) (2. 2) ... n 1n 1) k ( x 2, 3 ) k ( x1 ) h4 h ; c 2, 3 i2 ; c1 h Eg I g Eg I g Eg I g 2. 3 .2 Phân tích động Sử dụng kỹ thu t xếp chồng mode dao động, ta tìm nghiệm phương trình (2. 5) dạng: y ( ... qg (2. 11) g a (qg qq ) Thay (2. 9) vào (2. 8) phương trình sau thiết lập cho độ cứng lò xo đơn vị chiều dài cáp E ( x).(qg qq ) L k ( x) (2. 12) 0 x x a H 2 1 ( ) H 2. 3...
... học công nghệ xây dựng Số 10/9 -20 11 87 kếT QUả NGHIÊNCứUVà ứNG DụNG c = z U zat tg = 2. 1(kN / m ) tb Nh vy, nn t yu phõn hai vựng, 4m phớa trờn cú c = c0 + c = 20 + 2. 1 = 22 .1 KN/m2; 2m t yu ... 3.38 3.60 3.73 3.79 Tạp chí khoa học công nghệ xây dựng Số 10/9 -20 11 85 kếT QUả NGHIÊNCứUVà ứNG DụNG n = 3.51 - 0. 025 8H + 0.006B (6) vi h s tng quan l R = 0.807 Vy ta cú biu thc xỏc nh chiu ... quan hi quy nh (6) Bng Kt qu xỏc nh n biu thc (5) tựy thuc vo B v H H(m) B(m) 7.5 12 22. 5 50 100 3.31 3.60 3. 82 3.96 4. 02 3.17 3.46 3.68 3. 82 3.87 3.13 3.41 3.63 3.77 3.83 3.11 3.39 3.61 3.75 3.80...
... 4.3.1 .2 Nghiêncứu tải trọng bệ phản áp hợp lý 110 4.3 .2 Trường hợp xét góc ma sát đất yếu 115 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 122 Kết luận chung 122 Kiến nghị 124 DANH ... bệ phản áp góp phần bổ sung lý thuyết nghiên cứu, góp phần tíchcực vào thực tế xây dựng đường đắp mạng lưới giao thông ngày 3 Mục đích nghiêncứu Xác định trạng thái ứng suất giới hạn đất tự ... đồng có mặt thoáng nằm ngang, có xét trọng lượng thân đất, tác dụng tải trọng đường đắp bệ phản áp Trạng thái ứng suất nghiêncứu ứng suất hữu hiệu Phương pháp nghiêncứuNghiêncứu lý thuyết...