挡土墙后曲面滑裂面下黏性土主动土压力计算

为了研究挡土墙后土体滑裂面的形状并计算土压力,建立了挡土墙后黏性填土滑动楔体达到极限平衡状态时的静力平衡方程.采用变分学方法求解滑裂面曲线方程和主动土压力的计算公式,得到土体滑裂面曲线为一对数螺旋线.将主动土压力计算值与库仑主动土压力、工程实测值分析对比.结果表明,计算所得的主动土压力值比广义库仑理论的计算值大5.37%,且与工程实测值较为接近.最后分析了挡土墙及墙后填土各参数对曲面滑裂面下的主动土压力值的影响,可知填土的黏聚力和内摩擦角是影响土压力值的关键参数.     

薄膜式压力传感器在隧道模型试验中的标定研究

随着缩尺模型试验在隧道工程研究中的不断应用,对岩土体力学测量硬件和技术提出了更高的要求.传统土压力盒尺寸较大,由于其对土体完整性影响较大,尤其对于模型尺寸较小的离心模型试验,已无法满足试验精度的要求.新型薄膜式土压力传感器具有厚度薄、形状多样、抗压强度高和灵敏度高等优点,正逐渐被引入岩土工程试验研究中,需通过试验标定其...     

涵洞土压力与沉降

涵洞垂直土压力的计算，各国所用公式不统一，计算结果相差很大。根据对有关工程病害的调查、统计与分析，以及现场测试和有关室内模型试验的成果，本对涵洞垂直土压力及土体沉降变形的影响因素和规律进行了分析研究，并提出了减荷措施。     

主、被动土压力计算方法探讨

挡土墙主、被动土压力的计算通常是建立在极限平衡理论的基础上，常可利用郎金公式和库伦公式计算。但前只适用于墙背竖直、光滑的情况；后只适用于非粘性土的情况。若用于粘性土，还需要将等代内摩擦角代入库伦公式近似计算土压力。由于墙背并非一定垂直、光滑，且一般土体总存在一定的粘聚力，因此，近似计算的方法将会使计算结果与实际有较大偏差。     

加筋土挡墙土压力计算方法

为了合理计算加筋土挡墙的土压力,分析了加筋土挡墙施工过程中墙后填料的填筑和碾压次序与填料的压实度,通过建立墙面板内侧一定范围内填料变形体微单元的静力平衡方程,导出了墙面板土压力表达式。结果发现当墙后反滤层为砂砾料时,土压力随着墙高的增大而逐渐变大,但最终趋于一个确定值,计算的土压力值比朗金主动土压力值小,随着反滤层厚度的加大,土压力值变大,越接近于朗金主动土压力值;反滤层为砂砾料并混有一定的粘性土时,随着反滤层厚度的变小,土压力为负值的范围变大,说明墙面板相当多的部分仅起构造作用,当反滤层厚度增大到某一值时,墙后填土才表现为压应力,这与实际测量土压力趋势一致,说明此方法可行。     

经典土压力理论及其应用的合理性分析

对朗金土压力理论和库伦土压力理论这两个经典土压力理论及其应用的合理性进行了详细的分析.分析结果表明:朗金理论和朗金型理论在事实上是不成立的；库伦理论是不严密的,需增加土体均质、无附加荷载及土体表面为平面的3个条件,由于通过墙踵的破裂面不可能是平面,因此,在现实条件下,用库伦理论和库伦型理论计算土压力是一种近似计算；传统...     

稳定渗流作用下有限宽度砂土主动土压力研究

开挖基坑与既有建筑物距离较近的情况时有发生,此时既有建筑物的基础与基坑之间的土体应视为有限宽度土体,经典的半无限土体压力理论不能适用于这种特殊情况。同时,地下水渗流对基坑稳定性的影响不容忽视。基于此,以自主设计的模型试验箱为基础,进行存在稳定渗流下的有限宽度砂土土体主动土压力试验,并对模型试验进行数值模拟验证,进一步系统地研究稳定渗流作用下有限宽度砂土的主动土压力试验。研究结果表明:从试验开始到结束,土压力时程曲线可分为"稳定渗流、挡墙运动、挡墙停止"3个阶段;存在稳定渗流条件下的主动土压力值大于静水条件下的主动土压力值,且在数值模拟中,有限宽度土体的主动土压力值小于半无限宽度土体的主动土压力值;针对砂土,有效应力法的计算结果与试验结果相接近,但在实际工程中采用水土分算方法计算主动土压力会更加安全。     

整体式桥台后土压力累积效应反分析

为了确定整体式桥台后土体在水平方向往复位移作用下的最终土压力，针对5组整体式桥台模型试验进行了有限差分数值模拟反分析；采用能够反映土体在小应变区间上高模量和高度非线性刚度特性的土体本构模型，考虑土体与桥台之间的界面特性，通过在桥台顶部施加水平位移，反分析模型试验中经过不同循环次数的台后土压力测量结果，获得了相应的土体小应变刚度参数，揭示每组试验中桥台后土体小应变刚度在往复加载过程中的演化规律；在此基础上，针对铰支座和扩展基础这2种不同的桥台底部约束条件，分别提出了估算整体式桥台后土体小应变刚度增大倍数的公式，进而提出了考虑桥台与土相互作用的整体式桥台后最终土压力的设计计算方法。研究结果表明:当桥台底部为铰支座时，往复加载前后土体小应变刚度增大倍数随桥台顶部相对位移的增大而增大，随桥台后砂土相对密度的增大而减少；当桥台底部为扩展基础时，土体小应变刚度增大倍数虽然也随桥台顶部相对位移的增大而增大，但增幅明显小于桥台底部为铰支座的工况，并且受桥台后砂土相对密度的影响不大；相比英国设计指南PD 6694-1，提出的公式能够考虑上述多个因素的影响，并能较好地预测出不同模型试验反分析得到的土体小应变刚度增大倍数，可为整体式桥台设计提供依据。      

不同变位模式黏土非极限被动土压力试验研究

为了揭示墙体平动和转动模式下黏土非极限被动土压力分布规律,采用自制模型箱,进行了墙体平动和转动模式下黏土非极限土压力试验,研究了墙体变位模式以及墙体位移大小对侧土压力的影响规律细化方法,首先进行了室内试验,得到了黏土的基本物理参数,其次进行了模型箱和测试仪器的固定安装,最后进行了挡土墙平移模式（T模式）、绕墙顶转动模式（RT模式）以及绕墙底转动模式（RB模式）3种模式下的土压力试验. 试验结果表明:T模式下,非极限侧土压力沿墙体深度的增加总体趋势增大,局部会有减小趋势,总体接近线性分布,当土体达到极限破坏时,靠近加载墙体处土体表面形成阶梯状错层;RT模式下,侧土压力随墙体的深度总体接近凹曲线分布,上部侧土压力随深度增加较慢,下部侧土压力随深度增加较快,当土体达到极限破坏时,靠近加载墙体处土体表面产生裂纹,模型箱中部土体表面鼓起;RB模式下,侧土压力随墙体的深度的增加先增大后减小,总体接近凸曲线分布,当土体达到极限破坏时,靠近加载墙体处土体表面形成阶梯状错层,其阶梯状错层范围要小于平动模式工况;三者非极限侧土压力合力随着压缩位移的增大而增大,当压缩位移相同时,RT模式下土压力合力与T模式下土压力合力比值在0.53～0.97之间,RB模式下土压力合力与T模式下土压力合力比值在0.65～0.83之间. 结论中是否有可以量化的数据,参考附件模板修改.      

盾尾同步注浆模拟试验研究

盾尾同步注浆区域位于盾构隧道管片壁后，由于其空间的封闭性，难以对浆液的扩散情况进行观测，从而导致目前同步注浆材料的分布特性尚不明确。为此，研发了一种盾尾同步注浆模拟装置，进行了盾尾同步注浆模拟试验研究，对同步注浆过程中的土体内部的压力变化与上部土体的沉降进行了研究。结果表明，注浆开始后出浆口移动轴线上方土体内部的压力在注浆压力的影响下逐渐增大，在出浆口远离后逐渐减小，与此同时轴线两侧的土体压力逐渐增大，产生了明显的土拱效应；注浆稳定后浆液的内部压力主要由上部荷载决定，与注浆阶段注浆压力的大小无直接关系；注浆过程中引发的地表沉降的大小主要由注浆压力决定，其次受到浆液性质的影响；凝固后的注浆体横向上在出浆口附近厚度较小，两侧较大，纵向上厚度分布较为均匀。     

下穿建筑物土压平衡盾构土仓土压力参数研究

采用现场监测和理论分析相结合的方法,对盾构穿越既有建筑过程中控制沉降措施进行了分析,分析结果表明：盾构开挖时,土仓土压应该大于开挖前地层侧向土压力的理论值,在本工程中,通过现场试验和监测,得出土压系数取实测侧压力系数的1.2~1.3倍时,盾构开挖时地表沉降达到较好的控制。当盾构穿越既有建筑物时,应考虑建筑物附加应力对地应力的影响,调整土仓中土压参数。从现场监测结果表明,调整前后地表沉降量有较显著的变化。     

大口径开口钢管桩打桩过程对周围土体的影响分析

对ψ９００开口长钢管桩在打桩过程中对周围土体孔隙水压力的影响进行了跟踪测试。根据小孔扩张原理及弹塑性理论，对周围土体产生的水裂及弹塑性区范围进行了分析。结果认为：大口径开口钢管桩打桩过程中桩周一定范围内的土体产生裂缝，土体进入塑性状态，降低了土体有效应力。建议在桩基附近进行其它地下建筑物施工时，应采取适当措施。     

圆弧形挡土墙整体土压力计算

针对计算挡土墙土压力时,因挡土墙转角处与长直墙的土压力不同,其转角处需用圆弧形挡土墙的土压力进行单独计算的问题.本研究提出将圆弧形挡土墙作为整体进行土压力计算的方法,基于库仑土压力理论和极限平衡理论,计算了挡土墙墙后滑动土体的破裂角,并用微积分计算沿墙身对称线上土压力的合力.同时考虑了墙背与墙后填土之间的摩擦力.研究结果表明:圆弧形挡土墙主动土压力及破裂角会随着墙土摩擦角的增大而减小.该计算方法可为挡土墙实际工程压力计算提供借鉴.     

放坡条件下有限土体主动土压力计算

通过极限平衡法推导了放坡条件下有限土体主动土压力计算公式,基于该公式分析了不改变有限土体宽度与基坑深度的比值(b/H),但改变基坑大小的情况下,对剪切面破裂角无影响,且有限土体主动土压力与基坑深度的平方成正比关系。改变边坡坡角,随着b/H的值增大,剪切破裂角及有限土体主动土压力会趋于一定值,且该计算公式适用范围与边坡坡角无关,与内摩擦成负相关。     

多量程土压力盒标定工装及试验研究

为了精确获取土压力测试数据,总结了土压力盒标定工装研究现状,指出了现有标定工装存在通用性问题. 针对多量程土压力盒标定,采用ABAQUS有限元软件建立了仿真模型,研究了承压板、标定桶的尺寸对土压力盒承压面受力的影响,基于提取的数据进行合理性分析,确定了标定试验工装的参数及尺寸,并采用重新装砂、单次加卸载和不扰动砂、重复完全加卸载两种方案分别对量程为0.3、0.6、1.0、2.0 MPa的土压力盒进行了标定对比试验. 结果表明:试验数据相关系数R2大于0.90,线性关联性较强,且试验组、对照组K值重复性较好,本次制定的工装可靠,试验数据正确合理,能够很好地标定多量程土压力盒;从重复加载、滞回性上分析,不扰动砂、重复完全加卸载方案数据相对稳定,建议该方案作为标定试验方案;砂标K₁值小于厂标K₂值,电阻应变式土压力盒在使用之前均要结合工程实际环境重新进行标定试验,以使参数更精确.      

路基静态土压力与温度的关系研究

对长春-双辽高速公路K37 km处换填山皮石断面与K42 km处石灰土处置断面的土压力与温度监测结果进行分析,利用OriginPro8.0软件分析路基不同埋置深度处静态土压力随温度的变化规律.研究结果表明:随着温度的降低,路基静态土压力呈现先增后减的趋势,在K37 km处静态土压力随温度的平均变化率为1.64;而K42 km处静态土压力随温度的平均变化率为0.60.对比两处断面的监测结果可知,在静态土压力方面,换填山皮石断面比石灰处置土断面对温度的敏感性更高.     

高填方钢波纹管涵垂直土压力计算

引入表征钢波纹管波形特性的惯性矩计算方法, 通过Spangler管-土相互作用模型, 得到了钢波纹管涵竖向收敛变形计算公式; 假设管涵顶部填土为半无限直线变形体, 将条形基础沉降倒置后比拟上埋式管涵的受力模型; 基于弹性力学推导的基础沉降计算公式, 着重考虑管涵侧向土体压缩变形与管涵自身的竖向收敛变形之差, 推导了管涵垂直土压力的计算公式; 以广巴广陕高速公路连接线吴家浩-张家湾段高填方钢波纹管涵工程为例, 对涵顶垂直土压力进行了现场测试, 将采用公式计算所得涵顶垂直土压力与现场试验结果和应用实测沉降差反算的垂直土压力进行了对比。研究结果表明: 涵顶垂直土压力随填方高度的增加而增大, 填土至设计标高后涵顶垂直土压力计算值、实测值和反算值分别为224.14、221.98、211.33kPa, 计算值与实测值的相对误差约为0.9%, 反算值分别比计算值和实测值小6.1%、5.0%, 且计算结果、反算结果均与实测涵顶垂直土压力变化规律一致, 填方越高, 误差越小。可见, 提出的高填方钢波纹管涵垂直土压力计算公式可行, 不仅考虑了涵侧土体的抗力系数和基床系数, 而且体现了钢波纹管的变形与受力特征。      

地基对加筋土挡墙影响的对比分析

为了分析地基对加筋土挡墙的影响，开展了两组离心模型试验. 首先根据相似理论确定试验相似比尺，其次根据相似比尺选取试验材料并制作模型进而开展砂土与黏土地基工况时的模型试验，最后采集并分析了填筑期与施工期的墙体位移、水平土压力、基底竖向应力与筋材应变. 结果表明:砂土地基时墙体的位移最大值位于结构的上部；黏土地基填筑阶段时墙体的位移约为砂土地基时的3倍并且加载阶段时墙底的位移可达30 cm；水平土压力系数沿着高度方向非线性分布，同时加载期的数值小于填筑期时的值；黏土地基时的墙背水平土压力系数小于砂土地基时的数值；与砂土地基时相比，黏土地基的变形可以减小面板底部竖向应力集中的趋势，使其竖向应力与自重应力比值接近1.0；与砂土地基时筋材拉力相比，由于黏土地基时墙体位移较大，因此此时底部筋材应力可增大3倍，同时筋材应变最大值出现的位置相对更远离墙面.      

土钉支护强度比与类粘聚力关系试验研究

求解边坡土体的强度稳定性等问题的理论基础主要源于如朗肯、库伦土压力理论、屈斯卡、米泽斯、莫尔-库仑理论、塑性力学的极限理论等等,随土体条件的变化,一些理论又进行修正和演绎以得到对问题的更接近或更为准确的解释。鉴于此,对边坡基坑工程稳定性研究借用相应的描述参数,提出类内聚力、类破裂角等参量,寻找土钉支护的强度比与大主应力、类粘聚力、类破裂角的关系,以试验数据得到了一定土体在土钉支护下变量之间的回归公式,可以作土钉支护工程对滑裂面的预估。     

土压力计算中综合内摩擦角取值探讨

本文基于库伦理论的基本假设，导出了衡重式挡土墙的粘性土土压力计算公式；根据土压力相等的原理，拟合了一个换算粘性土综合内摩角的经验公式，与现行几种换算方法相比，它具有一定的优越性。