用钉压法确定边界应力的原理是什么

钉扎效应

砷化镓原子层沉积法产生氧化铪和氧化铝闸极介电层 III–V半导体上使用的金属氧化物半导体场效应晶体管（MOSFETs）和硅基器件相比有很多优势。高的载流迁移率会导致互补性金属氧化物半导体（CMOS）逻辑运算更快，更高击穿场强支持其在大功率/高温方面的应用，能带结构工程提供了设计灵活性，单片光电集成电路使可生产性提高。然而，高载流迁移率的基体复合半导体及锗半导体上的金属氧化物半导体场效应却因缺乏高质量的栅极绝缘层而不能利用， 很大程度上是由于稳定钝化的俱生氧化层的缺失，以及高密度界面缺陷（Dit）随着沉积了氧化物（1）。例如，砷化镓氧化的费米能级钉扎效应归于氧诱导的表面砷原子的位移，而双层氧原子

钉子上面站人是压力还是压强的原理

叙述的不够清楚啊，钉子上站人的话如果说是杂技表演之类的就应该是压强原理，钉子很多的话人和钉子的接触面积就大，压强就很小，所以没有事。我把压强压力的概念告诉你吧， 物理学中，把垂直作用在物体表面上的[1]力叫做压力。（一切物体表面受到压力时，都会发生形变） 物理学中，把物体表面受到的压力与受力面积的比 公式：P=F/S 固体压强：物体由于外因或内因而形变时，在它内部任一截面的两方即出现相互的作用力，单位截面上的这种作用力叫做应力。一般地说，对于固体，在外力的作用下，将会产生压(或张)形变和切形变。因此，要确切地描述固体的这些形变，就必须知道作用在它的三个互相垂直的面上的力的三个分量的效果。这样，

岩溶区土洞地基稳定性分析

岩溶地基的稳定性是岩溶区工程建设的重要问题之一，它直接关系到工程建设的可行性、安全性及工程造价等。目前，对土洞地基稳定性的评价，定性评价较多，定量评价较少。定性评价主要是根据工作者的实践经验，定性分析土洞地基的土层性质与结构、地下水、岩溶发育程度等因素对土洞稳定性的影响。定量评价的方法主要有：①根据土洞坍塌的稳定条件进行评价；②根据试验资料或塌陷因素进行评价。

前一种定量评价方法由于受计算边界条件的影响，有时其计算结果误差较大，而后一种定量评价方法需要较多的试验资料，较繁琐，实践中用得较少。

从已有土洞塌陷的剖面形态来分析，可以判断土洞塌陷的力学机制。目前主要的土洞塌陷的剖面形态有以下4种。

(1)井状：塌陷坑壁陡立呈直筒状；

(2)漏斗状：口大底小，塌陷坑壁呈斜坡状，状如漏斗；

(3)碟状：塌陷坑呈平缓凹陷，面积大，深度小，呈碟形；

(4)坛状：口小肚大、塌陷坑壁呈反坡状；

上述剖面形态为井状、漏斗状、碟状的土洞塌陷，塌陷的力学机制应该属于整体破坏型式，即土洞失稳是从上到下整体同时产生的；而剖面形态为的坛状土洞塌陷，塌陷的力学机制应该是属于局部破坏型式，即该类土洞的塌陷首先是从土洞内壁开始破坏，然后向周围扩展，最后导致整个土洞地基失稳塌陷，形成口小肚大的坛状。

3.2.1 整体破坏型式土洞地基的稳定性

3.2.1.1 坍塌平衡法

土体内部形成空洞前，在垂直应力和水平应力作用下处于自然平衡状态。随着土洞的出现，上部土体失去支撑，应力状态发生变化(图3-1)。

图3-1 土洞顶板稳定性示意图

Fig.3-1 Diagram for roof stability in soil cave

假若土洞平面范围为长条形，作用在土洞顶板上的压力为p₀，那么p₀主要由以下作用力组成：

p₀=G-2F (3-1)

式中：p₀为空洞单位长度顶板上所受的压力(kN/m)；G为空洞单位长度顶板上土层的总重量(kN/m)，G=2aγH；a 为空洞长度的一半(m)；γ为土的重度(kN/m³)；H为地表至溶洞间土层厚度(m)；F为空洞单位长度侧壁的摩阻力(kN/m)；

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

式中：N为楔形体在侧壁上的土压力(可取为土的静止土压力)，N=K₀·γH。

因此，(3-1)式可变为：

p₀=2aγH-γH²·K₀·tgφ-2cH (3-3)

由上式可以看出，当p₀=0时，亦即H增大到一定厚度时，顶板上方土体恰好处于基线平衡状态，若将这时的H称为临界厚度H₀，有：

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

当H＜H₀时，可认为顶板不稳定。

若基底存在附加压力R(如建筑物基底附加应力)，则式(3-1)变为：

p₀=G-2F+2aR=2aγH-γH²·K₀·tgφ-2cH+2aR (3-5)

令p₀=0时，化简式(3-5)得到临界厚度H₀为：

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

当土洞平面范围为圆形时，作用在土洞顶板上的压力p₀为：

p₀=G-F (3-7)

其中：

G=πa²γH；

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

当土洞处于极限平衡状态时，土洞顶板的压力p₀=0，式(3-7)为：

πa²γH-(πaγH²·K₀·tgφ+2πa·cH)=0 (3-8)

化简得土洞地基临界安全厚度H₀为：

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

对比长条形和圆形土洞地基临界安全厚度H₀的式(3-4)和(3-9)，可以发现：圆形土洞比长条形土洞的临界安全厚度要小，更有利于地基的稳定性。

3.2.1.2 成拱分析法

发育于松散土层中的土洞，可认为顶板将成拱形塌落，而其上荷载及土体重量将由拱自身承担。

此时破裂拱高h为：

h=B/f

其中：

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

即

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

3.2.2 局部破坏型式土洞地基的稳定性^[36]

从桂林市土洞塌陷的调查来看，许多土洞塌陷的剖面形状为上小下大的坛状，这就表明该类土洞的破坏是从土洞内壁开始，然后向周围破坏，最后导致土洞地基失稳塌陷。此外，前述土洞地基整体破坏失稳评价，对地下水位变化对土洞稳定性的影响考虑较少，而地下水升降又是土洞地基失稳最主要的影响因素之一。根据桂林市的统计，有一半以上的土洞塌陷失稳与地下水位变化有关。考虑土洞地基局部破坏失稳型式，从弹塑性力学理论出发，分析地基中土洞洞壁周围土体的应力状态，通过计算评价土洞地基的稳定性。

3.2.2.1 土洞地基弹性理论应力分析

3.2.2.1.1 土洞中产生的次生应力

设距地面以下为h处有一半径为a的圆形土洞(h＞6a)。设地基土层是均质的、各向同性的弹性体，为此，可把在地基中的土洞周围土体应力分布问题视作一个双向受压无限板孔的应力分布问题，采用极坐标来求解土洞周围土体应力。此问题的求解应力公式同式(2-1)。

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

圆形断面土洞周边(r=a)处的应力，根据(3-10)式，可得：

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

由(3-11)式可知，在土洞周边处，切向应力σ_θ最大，径向应力σ_r=0，剪应力τ_rθ=0。

从表2-1可看出：当b≫ a，r=6a时，σ_r=0.97p，σ_θ=1.03p，与原始应力误差仅为3%，从工程角度上来说，可满足要求，故可认为其影响半径为r=6a，即在弹性体中，对存在一孔洞，圆孔周边产生应力集中的影响区域为6a半径范围，其余范围可不考虑其影响，仍可按弹性体考虑其应力状态。因此，只要基础底面至土洞中心的距离h大于6a(a 为土洞半径)，就可以用式(2-1)来解决土洞周围土体中的应力分布。

同理，也由下式来求得：在建筑物荷载作用下，地基中土洞周围土体的应力。

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

式中符号意义同前。

3.2.2.1.2 不同土洞断面形状所产生的次生应力

(1)椭圆形断面形状所产生的次生应力：土洞若为椭圆形土洞，其长半轴为a(水平轴)，短半轴为b(竖直轴)，作用在土洞上的垂直应力仍为p，水平应力仍为q，那么，土洞周围任一点的切向应力σ_θ、径向应力σ_r和剪应力τ_rθ值的大小，可根据弹性理论，按椭圆孔复变函数解得。

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

式中：m为椭圆轴比，m=b/a；θ为土洞周边计算点的偏心角(与水平轴夹角)。

从判断土洞稳定性的观点出发，只要找到土洞周边极值点处的应力大小，看其是否超过土体的强度，即可判断其稳定程度。从研究圆形土洞周边应力得知，椭圆形土洞周边应力的两个应力极值仍然在水平轴(θ=0、π)和垂直轴(θ=π/2、3π/2)上。

从式(3-13)中可见，当原始应力(p、q)为定值时，切向应力σ_θ值的大小是随轴比m而变化的，即轴比m是影响应力分布的唯一因素。

例如，当已知垂直方向的原始应力为p，q=0.25p时，计算所得的切向应力随轴比m=b/a的变化情况列于表3-1。

表3-1 椭圆形断面土洞周边应力随轴比的变化　Table3-1 Stress variation in soil cave periphery of different axis ellipse

注：负值表示拉应力

(2)其他断面形状土洞所产生的次生应力：岩溶区地基中的土洞断面形状，除了圆形和椭圆形外，还有其他的形状，如近似正方形、矩形、拱形、马蹄形等。对于这些断面形态的土洞，其周围的应力状态较复杂，很难用理论解来表示，目前常用光弹试验或有限元方法等来确定其周围的应力状态。但对于土洞的稳定性判别，只需要土洞周边某些关键点的应力状态，并可根据《岩土工程手册》中的表10-4-2来计算查求，然后对这些关键点进行稳定性判别。

3.2.2.1.3 土洞周围土体稳定性判别及塑性破坏边界

由前述式(3-11)可知，在圆形土洞周边r=a处，σ_r=0，τ_rθ=0，σ_θ值不仅与σ_θ、q有关，而且与θ值也有关。当p、q给定后，σ_θ值的大小将随θ而变化。表3-2列出了圆形土洞周边q=p、p/2、p/3、p/4等不同情况下的σ_θ随θ变化值。

表3-2 圆形土洞不同p、q时σ_θ随θ变化　Table3-2 The σ_θ values in different p、q with the variation of θ values in round soil cave

由式(3-11)知，在土洞周边处，σ_r=0，σ_rθ=0。且土洞周边上的应力以水平方向的左右两点(θ=0，π)最大，土洞顶底板中央应力最小，并有可能出现拉力。因此，判断土洞周边是否稳定，可找出关键点处的应力值，判别其是否产生破坏，如果关键点处不会产生破坏，则可认为土洞是稳定的；反之，土洞将产生破坏。例如，对圆形土洞而言，即 θ=0、π、3π/2、2π处的应力值是关键点的应力值。

图3-2 土的极限平衡条件

Fig.3-2 The limit equilibrium condition of soil

(1)土洞周边土体的莫尔—库仑准则判别：根据极限应力圆与抗剪强度包线相切的几何关系(图3-2)，可建立以σ₁、σ₃表示土中一点的剪切破坏条件，即土的极限平衡条件。

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

或

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

在土洞周边处，由于τ_rθ=0，

所以σ_θ，σ_r为大、小主应力，σ₁=σ_θ，

σ₃=σ_r=0，得到土的极限平衡条件式如下：

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

(2)土洞破坏区塑性边界：当p ≠ q时，土洞周围土体塑性区的边界为不规则形状，要准确地确定塑性区边界有一定的困难，目前尚无理论解，通常采用近似计算方法确定塑性区边界。其原理为，首先按弹性理论求得土洞周围土体应力，然后将此应力值代入塑性条件，满足塑性条件的区域则为塑性区。这种方法只能近似地求出塑性区边界，求不出塑性区的应力。具体解法如下：

按(3-10)式求出圆形土洞周围土体中的某点处的应力σ_r，σ_θ，τ_rθ；若土洞为椭圆形，则用(3-4)式；若土洞为其他断面形状，可用本书的方法求得关键点处的应力值。

将求得某点的σ_r，σ_θ，τ_τθ代入式(3-16)得到该点处的大、小主应力σ₁、σ₃：

岩溶区溶洞及土洞对建筑地基的影响

最后，将求得的大、小主应力σ₁、σ₃用莫尔—库仑准则进行判别。若土体有破坏的点，则由一系列破坏点所组成的区域为塑性破坏区。

3.2.2.2 应用举例

(1)土洞稳定性判别：某工程假设采用1.6m×1.6m的独立柱基，基础埋深为1m，基底以下为硬塑粘土，地下水为潜水，水位埋深为地面以下1.8m，硬塑粘土承载力标准值f_k=200kPa，粘土重度γ=18kN/m³，粘土饱和重度为γ_sat=18.5kN/m³，黏聚力为c=50kPa，内摩擦角为φ=26°，基底附加应力p₀=180kPa，基础底面以下5.0m处有一洞高为0.60m的土洞，土洞内无充填物，硬塑粘土侧压力系数λ取0.5(图3-3)。

为求土洞周边处的应力，先求得距土洞中心6a处的垂直及水平作用力p、q。

经计算得到式(3-12)各项所需的计算参数：

a_A=0.091；a_B=0.028

σ_CA=18.0×1.8+(18.5-10)×2.7=55(kPa)

σ_CB=18.0×1.8+(18.5-10)×4.5=71(kPa)

图3-3 独立柱基下的土洞应力计算

Fig.3-3 The stress calculation of soil cave in single foundation

硬塑粘土侧压力系数λ取0.5；基底附加压力p₀=180kPa；

则由(3-12)式计算得到：p=72kPa；q=38kPa。

将其代入(3-11)式，得到土洞周边的应力：σ_r=0，τ_rθ=0。

而σ_θ在土洞不同部位，其结果不同(表3-3)。

表3-3 圆形土洞周边应力σ_θ计算结果　Table3-3 The result of σ_θ calculation in round soil cave periphery

由于地下水为潜水，其埋深为1.8m，土洞处于静水压力状态，静水压力为P_w=γ_wh_w=10×4.5=45kPa，γ_w为水的重度(kN/m³)；h_w为潜水面至土洞中心的距离(m)。

因此，土洞周边的径向应力σ_r及环向应力σ_θ均应加上静水压力P_w=45kPa。那么，考虑地下水影响时土洞周边的σ_r、σ_θ大小，应该在表3-3 结果的基础上再加上P_w=45kPa，最终结果见表3-4。

表3-4 考虑地下水作用时土洞周边应力　Table3-4 Stress in soil cave periphery with the action of groundwater

将上述结果σ_θ、σ_r代入极限平衡条件式(3-16)进行判别：

土洞周边处应力最大的点，当θ=0时，σ_θ=223kPa。

；(安全)]]

(2)地下水位下降对土洞稳定性的影响：对于前述工程，当地下水位下降到土洞底面以下时(如下降5m)，土洞周围土体中的应力将发生变化，式(3-12)的各项计算参数如下：

σ_CA=1.8×4.5=81(kPa)

σ_CB=18×6.3=113.4(kPa)

a_A、a_B、λ、p₀等均不变，

由(3-12)式计算得到：p=97(kPa)；q=59(kPa)。并将其代入(3-11)式得到土洞周边的应力σ_θ，见表3-5(其中σ_r=0，τ_rθ=0)。

表3-5 地下水位下降时土洞周边σ_θ值(kPa)　Table3-5 The σ_θ values in soil cave periphery with the declining of groundwater(kPa)

据(3-16)式知，当θ=0°、15°、30°时；σ_θ=232kPa、222kPa、194kPa，其值均大于极限平衡条件：σ₁=σ_rtg²(45°+φ/2)+2c·tg(45°+φ/2)=160(kPa)。因此，由于地下水位的下降，土洞水平方向两边将出现较大范围的破坏。

由以上分析可知，地下水位升降对土洞地基的稳定性影响很大。前述例子便是由于地下水位下降致使土洞由稳定变为破坏失稳。尽管其基础底面距离到溶洞顶板距离达5m(大于3倍独立基础宽度3×1.6=4.8m)，也符合《岩土工程勘察规范》GB50021—2001的第5.1.10条第一款或《建筑地基基础设计规范》GB50007—2002 的第6.5.2条规定：“在岩溶区，当基础底面以下的土层厚度大于三倍独立基础底宽，或大于六倍条形基础底宽，且在使用期间不具形成土洞条件时，可不考虑岩溶对地基稳定性的影响”。但是由于地下水位的变化，土洞周围土体中的应力状态将产生改变，从而使下覆土洞破坏，导致地基失稳。

由上分析可知，在岩溶区，对于土洞地基，地基在自重应力和附加应力的作用下，土洞周围土体将产生应力集中。土洞地基的稳定性分析评价，可利用本文中由弹性理论推求的有关方法，得到土洞周围土体的应力状态，再利用莫尔—库仑屈服准则进行土洞周围土体稳定性计算判别。地下水位发生变化，将使土洞周围土体的应力状态产生显著改变，并有可能最终导致地基破坏或失稳。有些土洞地基，即使符合《岩土工程勘察规范》GB50021—2001的第5.1.10条第一款或《建筑地基基础设计规范》GB50007—2002 第6.5.2条的有关规定，认为可不考虑土洞影响的地基，也还应该对土洞地基进行定量计算判别，尤其是存在地下水时，更应引起重视。建议对规范中该部分内容再进一步研究并修订。

土钉墙支护的土钉墙原理

土钉在复合土体内的作用有以下几点：
（1） 土钉对复合土体起箍束骨架作用制约土体变形并使复合土体构成一个整体。
（2） 土钉与土体共同承担外荷载和土体自重应力，土钉起分担作用，由于土钉有很高的抗拉抗剪强度，所以土体进入塑性状态后，应力逐渐向土钉转移，土钉分担作用更为突出。
（3） 土钉起着应力传递与扩散作用推迟开裂区域的形成和发展。
（4） 坡面变形的约束作用，在坡面上设置的与土钉在一起的钢筋网喷射砼面板限制坡面开挖卸荷而膨胀变形，加强边界约束的作用。

土钉墙技术的特点和工作原理？

土钉墙支护技术的本质就是一种把原位土进行加固的一种新的技术手段，是由原位土体和设置在原位土当中的土钉以及喷射混凝土层这三部分组成的。它不仅充分的利用了原位土体自然稳定的能力，能够比较明显的提高边坡土体部分的抗倾覆、抗变形以及抗滑移的能力，有效的减小了土体侧向的变形，增加了整体的稳定性，而且和其他的深基坑的抗边坡方面的支护相比，土钉墙支护的施工周期很短、施工方便还有就是不用花费大量的资金土钉墙的工作原理可以简单地分为以下几部分： 第一，土钉对复合型土体进行骨架箍束的作用； 第二，土钉分别承担载荷的作用； 第三，土钉在承受应力时的应力传递以及扩散的作用； 第四，土钉对面层约束的作用。 更多关于工程