«上一篇
文章快速检索     高级检索
下一篇»
  哈尔滨工程大学学报  2019, Vol. 40 Issue (4): 752-758  DOI: 10.11990/jheu.201708031
0

引用本文  

朱小军, 孔伟阳, 龚维明. 水平循环荷载下非连接式桩筏受力特性分析[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2019, 40(4), 752-758. DOI: 10.11990/jheu.201708031.
ZHU Xiaojun, KONG Weiyang, GONG Weiming. Analysis of the mechanical characteristics of disconnected piled raft under lateral cyclic loads[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2019, 40(4), 752-758. DOI: 10.11990/jheu.201708031.

基金项目

国家自然科学基金项目(51478109,51678145);江苏省自然科学基金项目(BK20170509)

通信作者

龚维明, E-mail:wmgong@seu.edu.cn

作者简介

朱小军, 男, 讲师;
龚维明, 男, 教授, 博士

文章历史

收稿日期:2017-08-11
网络出版日期:2018-10-23
水平循环荷载下非连接式桩筏受力特性分析
朱小军 1,2, 孔伟阳 1, 龚维明 2     
1. 扬州大学 建筑科学与工程学院, 江苏 扬州 225127;
2. 东南大学 土木工程学院, 江苏 南京 210096
摘要:为了研究非连接式桩筏基础在水平静力及循环加载作用下的受力机理,在可视化水平循环加载装置中进行了室内模型试验,分析了加载方式、垫层厚度、循环幅值及次数对其水平刚度、土体位移及桩身内力的影响,并利用数字图像量测技术获取了土体的位移场。试验结果表明:非连接式桩筏基础的水平刚度随着循环次数的增加而增大,而滞回圈面积逐渐减小并趋于稳定;与水平静载试验相比,群桩中各基桩分担的水平荷载比例随循环加载发生重分配,后排桩的作用逐步得到更多发挥;当循环幅值较小时,前、中排桩所承担的弯矩值较为接近,随着循环幅值的增加,前排桩的作用得到加强;较桩筏基础相比,在水平静载及循环加载时,设置垫层均可显著减小桩身弯矩;前、中排桩的桩顶剪力分担比随着循环幅值的增加而增大,后排桩则呈现逐级减小的趋势。非连接式桩筏基础在水平及循环加载下受力特性的揭示可为今后的研究及工程应用提供参考。
关键词桩筏基础    非连接式桩筏    桩基础    垫层    水平循环荷载    水平荷载    受力特性    模型试验    
Analysis of the mechanical characteristics of disconnected piled raft under lateral cyclic loads
ZHU Xiaojun 1,2, KONG Weiyang 1, GONG Weiming 2     
1. School of Civil Science and Engineering, Yangzhou University, Yangzhou 225127, China;
2. School of Civil Engineering, Southeast University, Nanjing 210096, China
Abstract: To investigate the stress mechanism of disconnected piled raft (DPR) foundation under lateral static and cyclic loads, we conducted laboratory model tests through a visualizing lateral cyclic loading device.Effects on lateral stiffness, soil displacement, and pile internal force were analyzed, including loading mode, cushion thickness, cyclic amplitude, and time.The displacement field of soil was obtained by digital image correlation technique.Results show that lateral stiffness of DPR increased with cycling, and the hysteresis loop area decreased gradually and stabilized.Compared with the lateral static loading test, the lateral load carried by each pile was redistributed during repeated loading, and the role of the back pile was strengthened step by step.When the cyclic amplitude was small, the bending moments of the front and middle piles were fairly close, while the role of the front pile was strengthened with the increment of cyclic amplitude.Compared with the piled raft, the cushion could significantly reduce the pile bending moment in the lateral static and cyclic loading.The sharing proportion of shear force at the head of the front and middle piles increased with the increment of cyclic amplitude, whereas the back pile presented a decreasing trend.The revealed mechanical characteristics of the DPR foundation under lateral static and cyclic loads could provide a reference for future research and engineering applications.
Keywords: piled raft foundation    disconnected piled raft    pile foundation    lateral cyclic load    lateral load    mechanical characteristics    model test    

非连接式桩筏基础是一种新型的深基础型式,其具有更高的竖向承载性能,在满足基础沉降控制要求的同时较桩基础更经济,且能够满足基础隔震的要求[1-2]

目前,对于非连接式桩筏基础的研究大多围绕其在竖向和水平向荷载共同作用下的承载性能方面。对于由风、波浪、水流及地震作用等引起的水平循环荷载对该复合基础的影响研究相对较少。Laefer等[3]研究了在分层地基中桩基和筏板水平受荷时的受力性状,并假定桩基和沉箱是刚性的,然后采用Broms破坏模型来分析沉箱的受力机理,提出了出刚性筏板的内力计算方法; 文献[4]采用连续介质理论分析了一种新型的短刚性沉箱复合基础在轴向荷载作用下的承载表现,并研究了各种参数对荷载分担及剪应力分布的影响; Zhang等[5]通过离心模型试验,对沉箱防波堤在波浪循环荷载下的作用进行了分析,得到了孔隙水压力和沉箱变位的变化特征; Reese等[6]为考虑桩体在循环荷载下的影响,通过试验确定的衰减系数对静力p-y曲线进行调整,从而提出了半经验的砂性土p-y曲线法; Basack等[7]针对海相黏土研究了桩周土体弱化与循环次数、荷载频率和水平位移之间的关系,得到了循环弱化因子(循环后土体强度与循环前强度之比)随循环次的数增加而减小,且随荷载频率增加而增大; Brown等[8-9]通过双向循环加载试验,表明超固结硬黏土中群桩基础的水平荷载大部分由前排桩承担,后排桩依次递减;在荷载较小时,双向循环荷载基本不影响群桩中各基桩的荷载分配,仅起到密实桩周土的作用。唐永胜等[10]通过改变加载频率、循环次数以及桩的埋入深度对水平循环荷载下饱和砂土中桩-土相互作用机理进行了试验分析,总结了桩-土之间在各种因素综合作用下所表现出来的量化规律; 陈仁朋等[11]通过对单桩和群桩的水平循环加载试验,揭示了单桩和群桩响应随循环加载的变化规律; 朱斌等[12]进行了海洋高桩基础水平单调及循环加载现场试验,分析了水平单调和循环荷载作用下桩土相互作用规律及桩基水平位移和桩身弯矩发展规律; 张勋等[13]对砂土中沉井加桩复合基础进行了水平静力及循环模型试验,探讨了水平静力及循环加载下单体沉井及沉井加桩复合基础承载变形性能。

基于非连接式桩筏基础水平循环特性的研究还较少。因此,本文对非连接式桩筏基础进行水平静载及循环加载室内模型试验,探讨了该基础型式在水平静载及循环加载时的工作性状,对比分析了加载方式、垫层厚度、循环幅值及次数对沉箱复合基础水平刚度、砂砾垫层颗粒移动及桩身内力的影响,利用数字量测技术[14]观测并分析土体颗粒的位移场,并提出相应的结论。

1 试验装置及方法 1.1 模型概况

非连接式桩筏基础试验布置示意图,如图 1所示,可视化模型箱尺寸为1 500 mm(长)×1 000 mm(宽)×1 000 mm(高),正面为20 mm厚的透明钢化玻璃,模型箱左右两侧分别设有杠杆系统和定滑轮装置,可实现不同循环幅值的对称循环加载路径。为了克服模型箱壁对垫层的刚性套箍作用,在箱内壁放置25 mm厚的泡沫塑料,以消除垫层水平限位。试验装置主要由模型箱、杠杆系统、加载装置及量测系统组成,加载装置由配重砝码、钢丝绳及定滑轮组成,量测系统由应变片、数据采集仪、测力计、LDT位移传感器及高速数码相机组成。

Download:
图 1 试验装置布置简图 Fig. 1 Sketch map of experiment model
1.2 试验材料的选取

试验地基土样采用粒径为0.075~0.25 mm的干燥细砂土,平均粒径D50 = 0.12 mm,垫层采用粒径为0.5~5 mm的砾砂,其各项物理参数见表 1。填砂时控制一定的落砂高度分层铺设,每层厚度为10 cm,根据砂土密度及每层体积计算出每层的砂土重量,分层整平直至土面达到设计高度,铺设每层砂土完成后静置12 h,使其在重力作用下压密,以保证装填密度一致。

表 1 试验土体基本参数 Table 1 Parameters of soil in tests

筏板模型尺寸为300 mm×200 mm×40 mm,模型箱长度与筏板长度之比大于3。模型桩采用全模和半模PVC管桩,其直径为D = 14 mm、长为L = 280 mm、壁厚3 mm,压缩模量为800 MPa,试验模型比为1/100。9根模型桩预先埋入地基土中,其布置如图 2所示,横向桩间距为8倍桩径(112 mm),纵向桩间距为6倍桩径(84 mm),桩端距离模型箱底部560 mm>20D,桩身内表面等距贴有应变片并用硅胶包裹住,其中半模桩贴于模型箱钢化玻璃内侧,桩顶铺设砂砾垫层,并用染色砂设置标志层。

Download:
图 2 模型桩布置 Fig. 2 Sketch map of pile

试验中,筏板侧面距离模型箱侧壁600 mm,为分析边界效应的影响,在模型箱侧壁处地表下1 cm、10 cm处布置土压力观测点P1P2,测试边界效应,见图 1。测试结果表明,筏板受水平荷载达到300 N,水平位移为9 mm时,边界处地面以下1 cm、10 cm的土压力变化量分别在0.2 N和0.1 N以内,因此,筏板侧面距离模型箱侧壁600 mm时,可忽略边界效应。

1.3 试验加载及量测手段

试验中对筏板模型采用铅块压重法施加竖向荷载,待其变形稳定后再进行水平向加载试验。水平静载试验由筏板右侧通过定滑轮施加配重砝码来实现,水平加载点设在筏板高度中点位置处。根据预试验结果,分6级施加,每一级加载值为50 N,每级加载5 min后进行数据的采集。

水平循环加载以荷载控制的方式进行等幅双向加载,根据水平静载试验结果,循环幅值为150、250及300 N。循环加载装置由杠杆系统和定滑轮组成(如图 1),试验时钢丝绳通过定滑轮连接槽型钢杠杆系统的滑球,利用平衡锤和砝码调节平衡梁平衡后,由电机转动带动旋转杆转动从而带动砝码做水平面的圆周运动,此时杠杆系统输出呈正弦变化的力。根据杠杆平衡原理,施加在筏板的水平荷载为F2F1的差值,其中F2由左边杠杆系统提供,F1由右边配重砝码提供。在转动过程中,筏板所受的水平荷载随F2F1差值的改变而不断变化,从而实现水平循环加载。为模拟风、浪、水流等低频率荷载,循环加载周期采用30 s。应变片的率定和数据采集采用自动巡测静态电阻应变仪,每个应变片每秒可以采集13个数值。利用高速相机拍摄数字照片,记录土体变形观测点和染色砂标志层的位移变化,整个试验过程中釆样频率设为2 Hz。

本文共进行了9组水平静载及循环加载室内模型试验,筏板竖向荷载为800 N,试验分组情况见表 2

表 2 模型试验工况 Table 2 Model test programmes
2 水平静载试验结果分析

为降低模型试验中半模桩的影响,选取中间一排桩的测试数据作为分析数据,图 2标注的1号、2号及3号桩分别对应前排桩、中排桩及后排桩。

2.1 荷载-位移关系曲线

图 3为荷载位移关系曲线,竖向力800 N,垫层5 cm,可以看出筏板水平位移发展的不同阶段。当水平荷载小于100 N时,筏板水平位移增长较缓,位移曲线呈线性比例关系,为弹性阶段;当施加荷载超过100 N时,位移曲线呈非线性增加进入弹塑性阶段,其间荷载施加超过250 N时,曲线呈现较明显的转折点,其位移增加量是上一级的3.3倍。

Download:
图 3 筏板荷载-位移曲线 Fig. 3 Load-displacement curve of raft
2.2 桩身弯矩

图 4为前排桩、中排桩及后排桩的桩身弯矩图,其对应的桩身最大弯矩为521.59、381.35、125.08 N ·mm。桩身弯矩值随着水平荷载增加逐步增大,桩身弯矩最大值均位于桩顶以下140 mm左右(约0.5倍桩长);3根桩的弯矩分布曲线均呈现二次抛物线,但弯矩最大值差异较大,后排桩最大弯矩仅为前排桩最大弯矩的l/4,对比中心桩的弯矩可知,前排桩承担的水平荷载最多,中排桩次之,后排桩最少;当水平荷载为50 N时,前、中和后排桩的桩身最大弯矩分别为19.16、27.14、22.32 N ·mm,由此可见,在水平荷载施加初期,中、后排桩承担的荷载较前排桩大,随着荷载的施加,中、后排桩承担的荷载增幅减小,前排桩逐渐进入工作状态并承担部分水平荷载。

Download:
图 4 桩身弯矩 Fig. 4 Bending moment diagrams of pile
3 水平循环加载试验结果分析

水平循环加载以荷载控制的方式进行等幅双向加载,而群桩的相互位置会随加载方向的改变而发生变化,统一取向右方向的试验数据展开讨论,桩号的定义与水平静载试验一致。

3.1 筏板水平刚度

图 5为非连接式桩筏位移置回曲线,将荷载循环幅值与水平位移幅值之比定义为基础水平割线刚度(即水平刚度)。筏板荷载位移滞回圈面积随循环次数的增加而减小,并逐渐趋于稳定;而第1次循环的滞回圈最为饱满,这是由于在循环加载下垫层土体的颗粒错动而产生较大的塑性变形,其次随着循环次数的增加,这种颗粒错动使得垫层土体更加密实。循环为1次、10次、50次及200次时对应的水平刚度分别为134.8、189.3、215.8和232.6 kN/m,因此非连接式桩筏基础的水平刚度随着循环次数的增加而增大。

Download:
图 5 筏板荷载-位移曲线 Fig. 5 Load-displacement curve of caisson
3.2 垫层厚度的影响

图 6为工况6~8的桩身弯矩分布图。前、中及后排桩的桩身弯矩最大值均位于桩顶以下140 mm左右(约0.5倍桩长);当垫层厚度为5 cm时,前排桩桩身弯矩最大,中排桩次之,后排桩最小,该规律与本文中桩筏基础水平静载试验受荷规律一致。前排桩在垫层厚度为0、5和8 cm时分别对应的桩身最大弯矩为681.11 N ·mm、469.96 N ·mm、352.87 N ·mm,与垫层厚度为0 cm相比,垫层厚度为5 cm和8 cm时,桩身最大弯矩分别减少了约31%和48%,中及后排桩的规律也类似,前、中及后排桩的桩身最大弯矩均随着垫层厚度的增加而减小。

Download:
图 6 前、中、后排桩桩身弯矩 Fig. 6 Bending moment diagrams of front, middle and back pile
3.3 循环次数的影响

图 7为工况2~5的桩身弯矩分布图。从图中可以看出,当循环次数为10次、50次、200次时,与前排桩相比,中排桩的桩身最大弯矩分别减少了约22%、19%、21%,而后排桩减小了55%、46%、45%,由此可见,前、中、后排桩分配弯矩差值随着循环次数的增加逐渐减小。前、中、后排桩的桩身弯矩最大值均随着循环次数的增加而增大,当循环次数由1次增加到10次时,前、中排桩的桩身最大弯矩值增幅较大,分别达到45%和79%,这是由于循环次数的增加使得桩周土体发生不同程度的挤密,在循环次数超过10次之后增幅均明显减小,其间随着循环次数的增加,中排桩桩身最大弯矩值的增幅小于前排桩且逐渐趋于稳定。

Download:
图 7 前、中、后排桩桩身弯矩 Fig. 7 Bending moment diagrams of front, middle and back pile
3.4 循环幅值的影响

图 8为工况3、7、9的桩身弯矩分布图。前、中排桩的桩身弯矩最大值均随着循环幅值的增加而增大;当循环幅值为±150、±250和±300 N时,前排桩桩身最大弯矩值分别是中排桩的1.29倍、1.66倍及1.56倍,由此可见,循环幅值较小时,前排桩较中排桩所承担的弯矩差值并不明显,随着循环幅值的增加,前排桩的作用得到加强。当循环幅值为±300 N时,前、中、后排桩的桩身最大弯矩分别为604.62、387.4、223.0 N ·mm,与水平静载试验相比,后排桩最大桩身弯矩由仅是前排桩最大弯矩的l/4增大到了l/3,前排桩的作用得到明显加强的同时,后排桩的作用也有一定提高。

Download:
图 8 前、中、后排桩桩身弯矩 Fig. 8 Bending moment of front, middle and back pile
3.5 水平荷载分配规律

图 9为工况3、7、9的桩顶剪力分配图。各排桩承担的荷载中,前排桩始终分担的水平荷载最多,中排桩次之,后排桩最少,以循环幅值为150 N的第1次循环为例,前、中、后排桩的桩顶分担剪力百分比依次为38%、34%、28%。前、中排桩的桩顶剪力分担比随着荷载循环幅值的逐级增加而增大,后排桩则呈现逐级减小的趋势。与第1次循环相比,经过200次循环后,前、中排桩分担的荷载逐步提高,而后排桩分担的荷载有所降低。

Download:
图 9 各排桩的桩顶剪力分配 Fig. 9 Distribution of shear force by row position for piles
4 水平循环加载数字图像处理

数字图像量测技术就是以数字图像为基础,通过计算软件分析和处理,获取图像中像素点变形规律,根据图像基本像素的颜色对比跟踪,对连续拍照的模型试验照片识别出与初始照片上像素对应点,然后采用图像相关性分析方法,实现位移量测与应变分析。但数字图像量测技术只能分析模型试验表面土体的位移,无法获得模型试验内部土体位移场。本文借助室内模型试验及数字图像变形量测技术获得了非连接式桩筏水平循环加载下的土体位移场,进一步揭示桩筏受力特性的细观机制。

4.1 土体位移场

图 10为工况3、7、9时土体位移等值线图,其中水平和竖向坐标表示土体范围,图例表示土体位移的大小。由图可知,位移主要集中在筏板左右两侧的垫层区域,而筏板中间底部垫层土体亦产生一定位移,随着循环幅值的增大,筏板左右两侧底部位移场不断的向下扩散,并在两侧刃脚处形成局部位移集中区,循环幅值从±150 N变化到±300 N时,位移集中区由距离筏板底部18 mm扩大到40 mm。在位移场随循环幅值增大向下扩散的过程中,由于桩的作用,阻碍了桩体附近土体的位移,使得滑动面未在土体中连成整体,提高了地基抵抗变形的能力。

Download:
图 10 土体位移等值线 Fig. 10 Displacement contour of soil
4.2 土体水平位移分布规律

从土体位移云图里提取工况9中垫层的水平位移,如图 11所示,图例表示距筏板底部的距离,从图中可以看出,土体位移分布沿筏板中轴线呈现反对称,循环加载使得筏板两侧土颗粒不断受到挤压与推进,在筏板两侧刃角处土体位移最大,并随着距筏板底部距离的增加呈减小的趋势,而处于筏板刃角之外土颗粒受到的影响减弱。

Download:
图 11 土体位移分布规律 Fig. 11 Soil displacement distribution
4 结论

1) 非连接式桩筏基础在水平静载试验中,桩身弯矩值随着水平荷载增加逐步增大,桩身弯矩最大值均位于约0.5倍桩长处;在水平荷载施加初期,中、后排桩承担的荷载较前排桩大,但随着水平荷载的增大,中、后排桩承担的荷载增幅减小,前排桩逐渐进入工作状态并承担了部分水平荷载。

2) 在水平循环加载中,前排桩承担的水平荷载最多,中排桩次之,后排桩最少;非连接式桩筏基础水平刚度随着循环次数的增加而增大,滞回圈面积逐渐减小并趋于稳定;与水平静载试验相比,循环幅值、次数及垫层厚度均可调节各排桩的荷载分配,设置垫层可显著减小前、中及后排桩的桩身弯矩。

3) 循环加载使得筏板底部土颗粒的位移主要集中在筏板左右两侧的垫层区域,随着循环幅值的增大,土体位移场不断的向下扩散,并随着距筏板底部距离的增加呈减小的趋势,由于桩体阻碍其附近土体的位移,使得土体滑动面未在土体中连成整体,从而提高了地基的抵抗变形的能力。

4) 本文模型试验为获得较为清晰的数字照片,模型尺寸相对较小,无法充分体现筏板的尺寸效应;文中数字图像量测技术无法获取土体内部位移场,而透明土技术可获得土体内部数字照片;循环加载控制装置平衡锤转速不宜过快,会受离心力影响,因此该装置无法模拟高频循环荷载。

参考文献
[1]
王磊, 过超, 穆保岗, 等. 带桩沉箱复合基础水平向承载性状模型试验研究[J]. 岩土力学, 2015, 36(11): 3150-3156, 3234.
WANG Lei, GUO Chao, MU Baogang, et al. Experimental research on horizontal bearing behavior of caisson-pile composite foundation[J]. Rock and soil mechanics, 2015, 36(11): 3150-3156, 3234. (0)
[2]
过超, 付佰勇, 龚维明. 粉质黏土中沉箱-桩复合基础水平向承载性能试验研究[J]. 岩土力学, 2016, 37(S1): 350-358.
GUO Chao, FU Baiyong, GONG Weiming. Experimental study of horizontal bearing capacity of caisson-pile composite foundation in silty clay[J]. Rock and soil mechanics, 2016, 37(S1): 350-358. (0)
[3]
LAEFER D F, MANKE J P, TUCKER J E, et al. Challenges and solutions to model-scale testing for composite deep foudations and existing foudation enhancement[J]. Contemporary issues in deep foudations (GSP 158). Part of Geo-Denver, 2007: 1261-1277. (0)
[4]
ALI JAWAID S M, MADHAV M R. Analysis of axially loaded short rigid composite caisson foundation based on continuum approach[J]. International journal of geomechanics, 2013, 13(5): 636-644. DOI:10.1061/(ASCE)GM.1943-5622.0000185 (0)
[5]
ZHANG X Y, LEE F H, LEUNG C F. Response of caisson breakwater subjected to repeated impulsive loading[J]. Géotechnique, 2009, 59(1): 3-16. DOI:10.1680/geot.2008.3794 (0)
[6]
REESE L C, COX W R, KOOP F D. Analysis of laterally loaded piles in sand[C]//Proceedings of the 6th Offshore Technology Conference. Houston: OTC, 1974: 473-485. (0)
[7]
BASACK S, PURKAYASTHA R D. Behavior of single pile under lateral cyclic load in marine clay[J]. Asian journal of civil engineering, 2007, 8: 443-458. (0)
[8]
BROWN D A, REESE L C, O'NEILL M W. Cyclic lateral loading of a large-scale pile group[J]. Journal of geotechnical engineering, 1987, 113(11): 1326-1343. DOI:10.1061/(ASCE)0733-9410(1987)113:11(1326) (0)
[9]
BROWN D A, MORRISON C, REESE L C. Lateral load behavior of pile group in sand[J]. Journal of geotechnical engineering, 1988, 114(11): 1261-1276. DOI:10.1061/(ASCE)0733-9410(1988)114:11(1261) (0)
[10]
唐永胜, 张鸿文, 黄小明, 等. 水平循环荷载下饱和砂土中桩-土相互作用机理的试验研究[J]. 中国港湾建设, 2010(4): 26-29.
TANG Yongsheng, ZHANG Hongwen, HUANG Xiaoming, et al. Experimental research on pile-soil interaction mechanism under lateral cyclic load in saturated sandy soil[J]. China harbour engineering, 2010(4): 26-29. DOI:10.3969/j.issn.1003-3688.2010.04.007 (0)
[11]
陈仁朋, 顾明, 孔令刚, 等. 水平循环荷载下高桩基础受力性状模型试验研究[J]. 岩土工程学报, 2012, 34(11): 1990-1996.
CHEN Renpeng, GU Ming, KONG Linggang, et al. Large-scale model tests on high-rise platform pile groups under cyclic lateral loads[J]. Chinese journal of geotechnical engineering, 2012, 34(11): 1990-1996. (0)
[12]
朱斌, 杨永垚, 余振刚, 等. 海洋高桩基础水平单调及循环加载现场试验[J]. 岩土工程学报, 2012, 34(6): 1028-1037.
ZHU Bin, YANG Yongyao, YU Zhengang, et al. Field tests on lateral monotonic and cyclic loadings of offshore elevated piles[J]. Chinese journal of geotechnical engineering, 2012, 34(6): 1028-1037. (0)
[13]
张勋, 黄茂松. 砂土中沉井加桩复合基础水平静力及循环模型试验[J]. 岩土工程学报, 2015, 37(S2): 121-124.
ZHANG Xun, HUANG Maosong. Model tests on a caisson-pile composite foundation in sand subjected to lateral static and cyclic loadings[J]. Chinese journal of geotechnical engineering, 2015, 37(S2): 121-124. (0)
[14]
李元海, 朱合华, 上野胜利, 等. 基于图像相关分析的砂土模型试验变形场量测[J]. 岩土工程学报, 2004, 26(1): 36-41.
LI Yuanhai, ZHU Hehua, KATSUTOSHI UENO, et al. Deformation field measurement for granular soil model using image analysis[J]. Chinese journal of geotechnical engineering, 2004, 26(1): 36-41. DOI:10.3321/j.issn:1000-4548.2004.01.006 (0)