主、副隔舱式大圆筒人工岛围堰的稳定性分析

对于建设在软土地基上的跨海桥隧人工岛,采用主、副隔舱式大圆筒围堰是一个非常适合的结构方案,因尚无规范可循,其稳定性亟待研究。结合某工程,通过三维弹塑性有限元计算得出：施工期在围堰内、外侧土压力和水压力差的共同作用下,大圆筒结构的稳定性安全系数最小。当增加大圆筒结构的入土深度并且筒底下沉至持力层时,结构稳定性大幅提高。施工期在波浪荷载作用下,主、副隔舱式大圆筒围堰结构的变位模式主要为绕筒底以上靠近筒底处的某点发生转动变位。施工期大圆筒围堰在内、外侧土压力和水压力差的共同作用下,结构的变位模式主要为平动,并伴随一定的转动,转动点位于大圆筒筒底以下。并且当大圆筒入土深度增加后,结构的转动运动模式更加明显。极限状态时,筒壁与海侧土体间发生了分离现象,并且大圆筒入土深度浅时筒土分离的区域比较大。该研究成果可为类似结构的设计和应用提供参考。     

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。      

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。     

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.      

土工格室柔性挡墙极限主动土压力计算方法

利用有限元法分析了土工格室柔性挡墙水平变位特征,得到了墙体中部水平变位的分界点,提出了主动土压力的计算方法。分界点上部位移模式接近平动,采用库仑主动土压力理论计算上部的土压力,分界点下部位移模式接近绕墙脚的转动,采用水平微分单元法计算下部的土压力,并比较了计算结果与实测结果。比较结果表明:土压力计算结果与实测结果沿墙高的分布形态及增长趋势基本一致,计算值比实测值略偏小一些,偏差最小为0.2 kPa,最大为2.9 kPa,平均偏小为1.2 kPa,可见土压力计算方法可靠。     

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。      

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.     

层状黏性土中静压桩贯入特性颗粒流的数值模拟

为深入探讨层状黏性土中静压桩的贯入机制,结合离散元PFC2D软件在处理大变形、非线性等问题的优势,考虑到接触黏结模型对模拟土体的优越性,建立了静压桩贯入层状黏土中的离散元模型,实现了离散元中静压桩的贯入过程;探讨了静压桩贯入过程中压桩力、桩端阻力、桩侧摩阻力以及桩侧径向压力随贯入深度的变化规律,从细观层次上分析了不同桩径的静压桩贯入层状土中土体接触力链的分布特征,明确了沉桩过程中土体位移的变化规律. 试验结果表明:随着桩径的增大,土层的变化对压桩力的影响逐渐减小;桩侧摩阻力和桩侧径向土压力的变化规律相似,在同一贯入深度处均出现明显的退化现象;不同土层接触力链的表现形式不同,桩端位于粉质黏土层时,桩端的影响范围约为7D （D为桩径）,桩端位于粉土层时,桩端的影响范围约为9D;粉质黏土中土颗粒主要以径向位移为主,而在粉土层中土颗粒位移受其上下土层的软硬程度制约.      

饱和软黏土路基中布袋注浆桩的挤土效应

为研究饱和软黏土路基条件下布袋注浆桩的挤土效应,以布袋注浆桩加固某饱和软黏土路基工程为例,通过现场试验对桩体成型过程中的桩周土体位移和超静孔隙水压力进行了分析. 运用测斜管监测了成桩时桩周土体的水平位移,得到了土体位移的分布特征和土体位移随注浆压力与时间的变化规律;运用孔压计监测了成桩时桩周土体中超静孔隙水压力,得到了超静孔隙水压力的分布规律与变化趋势. 试验结果表明:成桩后,桩周土体水平位移呈现“马鞍形”分布,在距离地表0.1～0.3倍和0.8～1.0倍的桩长位置处出现最大位移;桩体成型挤土产生水平位移的范围约为桩径的6倍;桩体养护成型后,标准施工下的注浆压力对挤土效应的影响甚微,同时桩周土体水平位移会出现明显回弹,回弹位移值为注浆当天的40%～60%;超静孔隙水压力在前10 d消散较快,超静孔隙水压比随土体与桩体间距离的增加而呈现近似于线性规律的衰减,其影响范围约为10倍桩径.      

加筋土挡墙墙背土压力分布规律研究

综合考虑了拉筋垂直层间距与拉筋的抗拉强度的影响,利用微元法提出了加筋土挡墙墙背土压力计算模型,进而得到墙背的土压力强度和合力的理论公式。研究结果表明:文中提出的加筋土挡墙墙背侧向土压力强度公式模型较好地反映了土压力随墙高呈非线性分布的规律;土压力理论值随拉筋竖向间距的增加而增加,随拉筋拉力的增加而减小;主动破裂角随拉筋拉力的增加而增大,随拉筋垂直间距的增加而减小,且加筋后的破裂角比未加筋的大;土压力理论值比变系数法小且大于实测值。     

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。     

双级加筋土挡墙设计方法探讨

以秀山县滑塌边坡处治工程为例,在传统极限平衡法的基础上,通过对已建挡墙的测试研究,提出双级加筋土挡墙的合理破裂面型式、筋带拉力计算式、面板后侧向土压力与筋带长度计算方法,可为工程设计人员提供参考。     

刚/柔性组合墙面加筋土挡墙受力机制分析

基于刚/柔性组合墙面加筋土挡墙离心模型试验,建立了原型挡墙三维精细化数值模型,分析了连接件端板埋深、拉杆刚度、竖向层间距、筋材刚度、加筋长度以及墙体高度等因素对上覆荷载下挡墙受力机制的影响.研究结果表明:端板埋深、筋材刚度、连接件层间距,以及加筋长度等对连接件荷载分担比影响不大,而拉杆刚度增大使得连接件荷载分担比增大明显;组合墙面水平荷载随挡墙高度的增加而增大,可采用朗肯主动土压力计算;挡墙工作状态时连接件荷载分担比随连接件与筋材刚度比的增大而增大,当刚度比达到8.6时,连接件荷载分担比约为60%,并趋于稳定.      

深基坑锚拉护壁桩的受力特性和土压力

成都海外交流中心深基坑工程采用带拉锚和桩顶设置圈梁的桩排式支护结构,根据该工程护壁桩钢筋应力的实测值及用以求得的桩身弯矩,分析了护壁 桩的变化形状态２和坑底以上桩侧的土压力,结果表明,圈梁对桩顶有明显的约束作用,使桩的变形状态２不同于上端自由的直立杆件,在支护结构正常工作的情况下,坑底以上桩侧土压力的分布和大小都与经典土压力理论有显著差别。     

台阶式短加筋土挡墙行为特征的离心模型试验

短加筋土挡墙是一种在既有稳定墙体/陡坡前修建的窄加筋土挡墙,目前对其工作机理的研究尚不深入,特别是对短加筋土挡墙内部存在陡坎及增设台阶的情况鲜有研究.本文利用离心模型试验,结合系统的监测数据,对各组模型试验墙顶沉降、墙面水平位移、土压力分布等规律进行了分析,探讨了短加筋土挡墙的行为特征以及中部增设台阶的影响.研究发现:短加筋土挡墙的竖向沉降和水平位移均较常规加筋土挡墙分布偏不均匀;短加筋土挡墙与其后稳定墙体/陡坡接触区域竖向土压力分布存在明显应力集中和应力消散区;中部增设台阶可很好地控制短加筋土挡墙变形,提高整体稳定性;短加筋土挡墙和其后稳定墙体/陡坡之间的压力监测值远小于理论水平土压力值,二者间仅为接触压力.      

台阶式格栅加筋挡墙现场试验研究

对广东省河龙(河源至龙川)高速公路K29 307~K29 353段路基挡墙处的分级直立式格栅加筋挡墙进行了现场试验测试分析,分别测试了挡墙从施工到正常使用期间加筋墙的加筋体内筋带拉力、土压力分布、墙面变形以及地基应力等,对测试结果进行了分析研究,探讨了相关的分布规律以及影响因素,并得出了一些新的认识和见解.     

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。