挡土墙背摩擦角为负的被动土压力研究

在平面滑裂面假设的基础上,利用散粒体Ktter方程通过极限平衡分析得到了挡土墙背摩擦角为负时的被动土压力系数、被动土压力合力和被动土压力合力作用点高度的理论公式。分析了挡土墙倾角、填土内摩擦角、填土坡角和墙背摩擦角对被动土压力系数、土压力合力作用点高度的影响。与挡土墙背摩擦角为正时不同,墙背摩擦角为负时随摩擦角的增加,被动土压力系数减小。用图形和表格的形式给出了相应的结果,可为锚、输电线路基础受上拔荷载时设计所采用。     

挡土墙后填土面倾斜情况下土压力计算方法

基于数学手段对斜单元体进行力和力矩的平衡分析,得到了填土坡面倾斜情况下土压力的解析解,对比分析表明,经典朗肯土压力理论可看作是解析解在填土坡面为水平面情况下的特例.并进一步考察了填土坡面倾角对土压力的影响,结果表明:墙后滑动楔体的极限破裂角随着填土坡面倾角的增大而减小,随着填土内摩擦角的增大而增大;土压力随着填土倾角的增大而增大,随着填土内摩擦角的增大而减小;一般地,随着填土坡面倾角的增大,土压力的合力作用点位置逐渐向挡土墙墙脚移动.本求解方法还可进一步拓展至探求复杂情况下挡土墙土压力的解析解.     

挡土墙背摩擦角为负的被动土压力研究

目前大多数被动土压力问题研究的是挡土墙背摩擦角为正的情况(墙身相对土体向下移动)，而挡土墙背摩擦角为负(墙身相对土体向上移动)的被动土压力问题则研究的较少。在平面滑裂面假设的基础上，利用散粒体Kötter方程通过极限平衡分析得到了挡土墙背摩擦角为负时的被动土压力系数、被动土压力合力和被动土压力合力作用点高度的理论公式。分析了挡土墙倾角、填土内摩擦角、填土坡角和墙背摩擦角对被动土压力系数、土压力合力作用点高度的影响。与挡土墙背摩擦角为正不同的是，墙背摩擦角为负时随摩擦角的增加，被动土压力系数减小。用图形和表格的形式给出了相应的结果，可为锚、输电线路基础受上拔荷载时设计所采用。     

地震条件下挡土墙被动土压力及其分布的微分薄层计算方法

基于微分薄层法思想推导出被动土压力沿挡土墙墙高的非线性分布公式,研究了地震条件下分层土挡土墙被动土压力的计算方法。文中以墙后均匀填土挡土墙为例计算被动土压力,经与朗肯、库伦土压力理论公式的计算结果比较,有很好的吻合性。文章对被动土压力的分析和计算方法,突破了以往所研究的解析解均是针对单一、均质、各向同性填土的限制,可适用于多层不同性质填土的挡土墙被动土压力的计算。而文章计算得到的被动土压力合力的作用点位置低于朗肯、库伦被动土压力合力作用点位置,与以往多位学者相关研究的结论一致,也应该引起注意。更多还原     

垂直墙背挡土墙土压力分布研究

在填土水平且无粘性条件下，分析垂直墙背挡土墙的主、被动土压力分布。通过研究极限状态土体内主应力拱的应力，得到挡土墙的土压力系数，取滑动土楔内水平薄层土体单元进行分析，推求挡土墙土压力的分布及合力的计算公式，并用试验结果验证。研究表明，本文所得土压力合力与库仑解相等，但土压力分布并非直线，主动土压力的合力作用点高度大于三分之一墙高，而被动土压力的合力作用点高度小于三分之一墙高。     

空箱扶壁式翼墙铅直墙背加筋填土受力研究

浦河泵站进、出水池翼墙都为墙背铅直的高回填土空箱扶壁式结构,进水池翼墙后无加筋填土,出水池翼墙后有加筋填土.经典的力学理论对墙后土压力的计算很难给出一个符合实际的计算值.实际监测成果表明:当墙体的刚度较大且墙后无加筋填土时,墙后土压力在静止土压力与朗肯主动土压力之间;墙后加筋填土时,侧向土压力沿墙高近似呈三角形分布,加筋填土对墙体下部所受侧向土压力有十分明显的减小效果,用朗肯主动土压力进行设计计算是偏于安全的.     

基于大主应力迹线的无黏性土挡墙土压力分析

墙土接触面的摩擦效应是挡墙土压力分析中需考虑的重要影响因素,首先,通过研究土体应力的分布规律,提出了墙土摩擦效应下墙后土体主应力迹线的确定方法;然后,根据大主应力迹线进行曲线型薄层单元分层,在探究土体微元小主应力变化规律的基础上,结合曲线单元体的静力平衡方程,建立考虑墙土摩擦效应的挡墙主动土压力分析新方法;最后,将本文方法与试验数据和其他方法进行验证和对比分析,对主动土压力系数的影响因素进行敏感性分析。研究表明:考虑墙土摩擦引起应力偏转的分析方法更能准确反映土体应力分布规律,验证了本文方法的合理性与可行性;主动土压力系数随填土摩擦角φ的增大而减小,随墙土间摩擦角δ的增大而增大。     

被动土压力的简易分析法

本文推荐使用条分法的一般程序去取得一般C—φ土壤的被动土压力的简易估算值。土条间作用力的倾角,在滑动面曲线段以上,与朗肯区的朗肯值到墙的摩擦角以内呈线性变化。对于非粘性土壤合成的被动土压力系数与用应力特性法、上限极限分析法所得结果接近一致。     

刚性挡墙非极限被动土压力计算方法

现有非极限被动土压力理论大多是基于墙背铅直的情况而得到的,公式的适用范围有限,并且在推导过程中也忽略了土层间剪应力的作用。针对平动模式下墙背倾斜的刚性挡土墙,在已有理论基础上,进一步考虑土层间剪应力的作用,基于水平层分析法,推导了非极限被动土压力的理论公式,扩大了公式的适用范围。研究结果表明:与不考虑剪应力的理论成果相比,本文解与试验值更加吻合,从而验证了公式的可靠性;是否考虑土层间剪应力并不影响土压力合力,但影响土压力的分布,且在墙体上部土压力大于未考虑剪应力的分布解,下部则相反;非极限被动土压力和土层间平均剪应力均随着墙体位移比、填土内摩擦角、填土外摩擦角的增大而增大;随着墙背倾角的增大,土压力强度在墙体上半部分几乎无变化,下半部分减小较为明显;土层间平均剪应力在墙体上部分减小,墙底处增大。同时考虑土拱效应与剪应力的合力作用点位置高于仅考虑土拱效应的解,而低于库伦解。研究结果可为挡土墙设计提供参考。     

非线性条件下加筋土边坡上限法的研究

大量的工程实践证明,岩土材料的屈服条件呈现非线性,且越是高地应力地区这种趋势越明显,但目前基于非线性的加筋土边坡稳定性分析的研究还较少。采用非线性摩尔-库伦屈服条件,以极限分析上限法为基础,研究边坡稳定性问题。引入新的强度参数c_t和φ_t,以对数螺旋线为破裂面对非加筋土和加筋土进行研究,推导了非加筋土坡稳定性系数N_s、安全系数F、非加筋土极限坡高H₁和加筋土坡极限坡高H₂的计算公式。在算例中采用MatLab程序进行计算,得出了较好的结果。总结了非线性参数m对抗剪强度指标参数c_t和φ_t的影响,即随着m值的增加,φ_t值逐渐减小,而c_t的值则先增大后减小;同时也得出了当其他条件不变时坡角β越大,边坡的极限坡高H越小的结果。     

基于Monte-Carlo的滑坡失稳概率计算研究

普通的滑坡稳定性计算,只能对滑坡的安全性做一个直观的计算,而滑坡的失稳概率却无从得知。利用蒙特卡洛(Monte-Carlo)法可确定滑坡的失稳概率,但传统应用蒙特卡洛(Monte-Carlo)计算滑坡失稳概率时,常认为c和φ值服从正态分布,其实在不同情况下c和φ值服从多种分布。基于此,探讨了岩土体参数c和φ服从不同分布形式时的滑坡失稳概率计算。结果表明,不考虑c和φ值的变异系数和偏度系数计算得出的失稳概率比考虑c和φ值的变异系数和偏度系数计算出的失稳概率偏高,且2种失稳概率误差为10%~25%。上述研究对滑坡失稳概率计算有一定的参考价值。     

一种黏土层中深基坑开挖地表沉降预测方法

基坑围护结构水平移动是其周围地表沉降的主要诱因之一。基于不同围护结构水平变形模式,根据线弹性理论相关研究给出了对应的地表沉降计算式。通过该计算式预测的黏土层中地表沉降最大值位置x_m与实测数据较为吻合。首先采用该计算式求出地表沉降最大值位置;其次,联合地层损失法,基于假设地表沉降曲线,计算沉降影响范围x₀,推导地表沉降曲线包络面积A_v;最后,根据地表沉降面积A_v与围护结构侧移面积A_h之间的相关性,计算地表沉降最大值δ_max,从而实现墙后任意地表位置沉降的计算。通过工程实例,验证了该方法的工程适用性。研究成果为基坑开挖地表沉降预测提供了一套半理论半经验方法。     

基于三参数强度准则的煤矿立井井壁 流固耦合理论分析

将煤矿立井混凝土井壁视为多孔介质,考虑地下水渗流作用的影响,应用三参数强度准则和弹塑性力学理论,推导出了立井混凝土井壁弹性区和塑性区应力的解析表达式,以及井壁承受的地下水压力P₀与塑性区半径r_p之间的解析表达式。计算结果表明当不考虑渗流作用时,井壁的极限承载力最大,井壁的环向压应力σ_θ是混凝土立方体单轴抗压强度的2.7倍左右;考虑渗流作用时,井壁所能承受的极限水压力P_c随混凝土孔隙率β增加而逐渐减小,当β=0.2时,井壁的环向压应力σ_θ是混凝土单轴抗压强度的2.4倍左右,故渗流作用对井壁应力分布影响很大;随着地下水压力的增大,处于弹性区的井壁混凝土径向压应力σ_r和环向压应力σ_θ逐渐增加,而当地下水压力增加,达到塑性半径所对应的极限荷载后,该位置的井壁混凝土径向和环向应力则保持不变。该成果为立井井壁结构设计提供了一定的理论参考。     

RB模式下挡土墙非极限状态主动土压力分析

针对绕墙底端点转动模式(RB模式)的挡土墙,在无黏性填土和填土表面水平条件下,考虑填土内摩擦角的发挥程度和土压力系数的变化,利用水平层分析法推导了该模式下挡土墙非极限状态土压力公式。结果表明,绕墙底端点转动模式的挡土墙在非极限状态时主动土压力为凹曲线分布,墙体转动幅度越大,土压力分布曲线曲率越大,总土压力越小,作用点越靠近墙底。上述研究成果与相关试验一致,验证了理论公式的适用性与正确性。     

Cu2+污染红黏土抗剪强度与电阻率关系研究

为了探索快速评价重金属污染红黏土强度特性的新型手段,在室内开展不同浓度、不同干密度的Cu²⁺污染红黏土的直剪试验及其电阻同步测试试验,得到土体剪应力、电阻率-剪切位移同步变化曲线;分析初始干密度、垂直压力、Cu²⁺浓度对抗剪强度、电阻率的影响;依照抗剪强度指标(C、φ)原理选取电阻率指标(ρ₀、φ₀),并分析Cu²⁺浓度对抗剪强度指标(C、φ)、电阻率指标(ρ₀、φ₀)的影响;以Cu²⁺浓度为中间变量,进一步探讨抗剪强度与破坏电阻率、抗剪强度指标(C、φ)与电阻率指标(ρ₀、φ₀)之间的定量关系。试验结果表明:Cu²⁺污染红黏土剪应力-位移曲线呈典型的应变硬化型,电阻率随剪切位移的增大而减小;抗剪强度随初始干密度、垂直压力的增大近似线性增大,而电阻率随初始干密度、垂直压力的增大近似线性减小;抗剪强度及其指标(C、φ)、电阻率及其指标(ρ₀、φ₀)与Cu²⁺浓度间均呈负指数函数关系;抗剪强度与破坏电阻率、黏聚力与初始电阻率、内摩擦角与电阻率关系曲线倾角间的变化趋势一致,均呈现出较好的指数函数关系,可用于快速评价Cu²⁺污染红黏土强度特性变化。     

TDR测量黄土含水率的影响因素分析及其评价

时域反射法(TDR)已被岩土工程领域广泛用于测量土壤体积含水率。采用延安新区和吴起县2种黄土试样分别对TDR水分测试进行试验率定,分析了TDR水分测试过程中的测试误差,探讨了黄土的干密度及塑性指数等因素对TDR水分测试率定的影响。结果表明:TDR水分传感器未进行试验率定时,测试结果误差较大;当黄土试样在质量含水率一定时,TDR水分传感器测得的体积含水率与干密度之间均呈线性增长关系;对于塑性指数I_p<10的延安新区黄土,TDR水分传感器测得的体积含水率θ_v均大于烘干法测得的体积含水率θ_w,TDR测试结果均在等值线θ_w=θ_v下方;对于塑性指数介于10~17之间的吴起县黄土,当质量含水率w<12%时,θ_v >θ_w,TDR测试结果在等值线θ_w=θ_v下方,当w>12%时,θ_v <θ_w,TDR测试结果在等值线θ_w=θ_v上方。通过比较分析2个地区θ_w与θ_v的关系,建立了TDR水分测试结果的修正公式。研究成果为TDR水分传感器测定黄土含水率这一测试技术在陕北黄土地区的岩土工程应用提供了参考。     

饱和软黏土应变累积特性及经验模型

为了更加真实地描述地基饱和软黏土在长期交通循环荷载作用下的永久变形特性,借助GDS变围压动三轴试验系统对温州饱和软黏土开展了一系列恒定围压应力路径(CCP)以及变围压应力路径(VCP)下的部分排水循环加载试验,重点分析了循环动应力比(CSR)、应力路径(α)及其长度(L)对饱和软黏土永久轴向应变的影响。试验结果表明:在给定的循环次数(N)下,永久轴向应变随着CSR的增大和α的减小而增大,可分别采用指数函数和对数函数描述永久轴向应变与CSR和α之间的关系。基于试样经历10 000次循环后的永久轴向应变,通过归一化处理发现归一化永久轴向应变(ε^p_{a,10 000}/ε^p,CCP_{a,10 000})与归一化应力路径长度(L/L_CCP)和归一化平均主应力幅值(p^ampl/p^ampl_CCP)之间分别呈对数和线性关系且与CSR无关。进一步构建了考虑CSR、α以及N综合影响的对数型经验模型并对不同应力路径下的永久轴向应变进行了预测,预测结果与实测值呈现出较好的一致性。