山区公路高填方涵洞土压力计算理论研究综述

根据我国山区公路高填方涵洞设计没有合适土压力计算理论和方法,介绍了目前国内外有关高填方涵洞土压力计算理论研究成果和现状,并对这些理论和方法作了评述,对于高填方涵洞结构设计和土压力计算理论研究有一定参考价值.     

山区公路高填方涵洞土压力计算理论研究综述

根据我国山区公路高填方涵洞设计没有合适土压力计算理论和方法，介绍了目前国内外有关高填方涵洞土压力计算理论研究成果和现状，并对这些理论和方法作了评述，对于高填方涵洞结构设计和土压力计算理论研究有一定参考价值。     

高填方涵洞土压力变化规律与影响因素的数值模拟研究

通过模型试验和数值模拟计算研究了不同边界条件下的公路高填方涵洞土压力随填土高度变化的规律和拱效应特点,不同涵位、不同孔径和不同涵型的受力特点和影响高填方涵洞受力的因素,结果表明,当涵顶填土达到一定高度以后,高填方涵洞上方将产生拱效应,使涵顶土压力不随填土高度成线性变化,而成非线性规律变化,边界条件对高填方涵洞的受力有一定的影响,岸坡设涵和坡脚设涵可以减小涵洞的土压力.成果对高填方涵洞土压力计算和设计有重要理论参考价值.     

高填方涵洞土压力变化规律与影响因素的数值模拟研究

通过模型试验和数值模拟计算研究了不同边界条件下的公路高填方涵洞土压力随填土高度变化的规律和拱效应特点，不同涵位、不同孔径和不同涵型的受力特点和影响高填方涵洞受力的因素，结果表明，当涵顶填土达到一定高度以后。高填方涵洞上方将产生拱效应。使涵顶土压力不随填土高度成线性变化，而成非线性规律变化，边界条件对高填方涵洞的受力有一定的影响，岸坡设涵和坡脚设涵可以减小涵洞的土压力．成果对高填方涵洞土压力计算和设计有重要理论参考价值．     

山区公路高填方涵洞的设计

通过介绍高填方涵洞当考虑土拱效应时土压力计算方法,以及高填方涵洞基底应力计算及基础型式选择,为山区公路高填方涵洞的设计提供参考.     

高填土涵洞和软土地基涵洞设计关键问题探讨

对高填方涵洞设计中的土压力进行计算,并提出涵洞的减荷措施,从而进一步探讨软土地区涵洞地基承载力的提高措施,为工程实践提供借鉴。     

山区高填方涵洞设计探讨

详细叙述了山区高填方涵洞的布置、型式选择和地基处理方法,给出了垂直土压力的实用计算公式,并结合工作经验,从设计角度出发提出了一些技术性建议。     

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。      

高填方涵洞整体式基础的地基承载力确定

在高填方涵洞设计时,整体式基础是常用的基础型式,通过太沙基理论公式及桥涵基础规范公式讨论高填方涵洞采用整体式基础条件下的地基承载力确定方法.采用有限元数值模拟计算方法得出地基土应力分布.     

考虑土拱效应的倾斜刚性挡墙非极限主动土压力

引入非极限内摩擦角同侧向位移的非线性关系;根据非极限状态下的倾斜墙背与滑裂面上的应力关系,以及水平微分层单元的水平静力平衡方程,得到了非极限滑裂面倾角,进而得到平移模式下考虑土拱效应和位移影响的倾斜刚性挡墙非极限主动土压力计算式。研究表明:侧向位移比的增大使非极限滑裂面倾角增大,非极限主动土压力系数减小,非极限主动土压力减小;墙背倾角的增大使非极限滑裂面倾角减小,非极限主动土压力系数减小,非极限主动土压力增大;非极限主动土压力随着填土内摩擦角、墙土摩擦角的增大而减小;与已有方法比较,提出的非极限主动土压力理论值与试验值吻合得更好。     

水平往复大位移作用下整体桥台后土压力计算方法

为研究强震和温度作用下，整体桥台产生的水平往复大位移对桥台与台后填土相互作用的影响，进行了整体桥台-H形钢桩-土相互作用拟静力试验，并基于试验结果研究了大位移作用下整体桥台后土压力的分布规律；根据台后土压力分布，提出了台后土压力合力作用点位置与加载位移之间的关系式，并在现有研究的基础上给出了改进的整体桥台后土压力计算方法。研究结果表明:正向加载(桥台挤压台后土)时，台后各处土压力随加载位移的增加先增大后减小；台背处和台后20%桥台高度处土压力受桥台位移的影响更大，沿深度方向呈梯形分布；台背处土压力分布中，由于台底H形钢桩的约束，最大土压力位于入土深度0.875 m处，台底位置的土压力则略有减小；台后60%桥台高度和1.4倍桥台高度处土压力受桥台位移影响较小，沿深度方向呈三角形分布；负向加载(桥台背离台后土)时，台后土压力沿深度方向呈三角形分布，且台后各处土压力与加载位移不相关，其值相对于正向加载时可忽略；水平往复大位移作用下，整体桥台后土会产生脱空现象，脱空范围超过桥台高度的37.5%；台后土压力沿纵桥向呈指数型衰减，且相比小位移作用下衰减得更快；台后土压力合力作用点位置随加载位移的增大而逐渐降低，且台后土压力系数与加载位移具有明显的非线性关系，呈现先增大后减小的规律；现有土压力计算方法未考虑桥台位移的影响或认为台后土压力在桥台发生小位移时随桥台位移的增大而增大，发生大位移时则基本不变；提出的土压力拟合公式的判定系数为0.92，计算值与试验值的相对误差为6.2%，可作为现有土压力计算方法的有益补充。      

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。     

加筋土工程中直剪试验与拉拔试验研究

对两种加筋材料与高液限粘土之间分别进行了直剪试验和拉拔试验,通过分析可得,筋土之间的剪应力随着垂直压力的增大而增加,但随着垂直压力的增大筋土之间剪应力增长率减小,即随着垂直压力的增加,筋土之间的剪应力收敛于某一上限值;由于加筋材料在试样制作过程中不可避免地在土中发生凹凸变形使土体对筋带产生一定的锚固作用,拉拔试验所测得的似摩擦系数及似粘聚力均大于直剪试验所测得的似摩擦系数及似粘聚力.因此,实际加筋土工程中,拉拔试验更能较好的反映其真实的工作状态.     

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.      

加筋土工程中直剪试验与拉拔试验研究

对两种加筋材料与高液限粘土之间分别进行了直剪试验和拉拔试验，通过分析可得，筋土之间的剪应力随着垂直压力的增大而增加，但随着垂直压力的增大筋土之间剪应力增长率减小，即随着垂直压力的增加，筋土之间的剪应力收敛于某一上限值；由于加筋材料在试样制作过程中不可避免地在土中发生凹凸变形使土体对筋带产生一定的锚固作用。拉拔试验所测得的似摩擦系数及似粘聚力均大于直剪试验所测得的似摩擦系数及似粘聚力。因此，实际加筋土工程中，拉拔试验更能较好的反映其真实的工作状态。     

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。      

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.      

模块式土工格栅加筋土挡土墙现场试验研究

通过埋设水平土压力盒、柔性位移计,对模块式土工格栅加筋土挡土墙墙后的水平土压力和格栅水平变形进行了系统监测。采用加筋组合法对加筋土挡墙的土压力进行了计算,与实测、变系数法所得数据对比分析,得知采用该方法计算的土压力更能合理地解释工作状态下加筋土挡墙的土压力分布规律;对比分析了施工阶段和竣工后格栅的应变,得知拉筋应变主要发生在施工阶段,工后应变较小。结合试验结果,提出了关于施工控制的相关建议。     

高填方涵洞地基及路堤受力、变形机理试验研究

由高填方涵洞工程目前的设计施工以及运营现状提出存在的问题,依托汾离高速公路进行了精心的试验工程,研究分析了高填方涵洞工程中的拱顶填土、两侧边坡、涵洞结构和地基的相互受力变形机理及破坏形式,提出了相应的设计施工新措施。     

挡土墙土压力计算方法的改进

针对重力式挡土墙的土压力常规计算方法中存在的不合理之处．对土压力计算中墙高的取值以及墙后粘性土的拉应力对土压力计算的影响进行分析和探讨,可使土压力的计算更趋合理。