各向异性砂土主动土压力的离心模型试验研究

 利用新研制的土压力离心模型试验设备,通过土压力盒测量作用在挡土墙上的土压力分布,利用非接触图像测量系统(GIPS)测量土体位移,对各向异性的南京云母砂分别进行沉积面铅直和水平两个方向的土压力离心模型试验。通过对比试验得到的土压力分布与理论公式计算得到的各向同性砂土土压力分布,以及两种沉积方向的砂土的滑裂面位置,对各向异性砂土的土压力及土体变形破坏问题进行初步研究。结果表明：随着挡土墙向远离墙后填土方向运动的位移不断增大,作用在挡土墙上的土压力逐渐减小,墙后填土中各点的位移不断增大,在墙后土体中逐渐形成滑裂面。当挡土墙的位移量达到10－3H(H为试样模型高度)时,墙后填土达到主动极限平衡状态。受到片状云母颗粒排列方向的影响,沉积面铅直的土体滑裂面比沉积面水平的滑裂面略显平缓。     

有限宽度无黏性砂土悬臂排桩柔性挡墙被动土压力试验研究

针对无黏性砂土,采用自制模型设备,模拟悬臂式排桩等柔性挡墙前倾挠曲变形位移模式,开展有限宽度范围土体变形破坏特征及被动土压力分布规律的室内模型试验。试验结果表明,柔性挡墙后被动区土体滑动破裂面不通过墙踵而交于墙身,接近或达到被动极限状态时形成贯穿的连续曲面,墙后剪切滑裂面与墙土界面之间形成竖向土拱,活动挡墙与滑裂面底部夹角处部分土体被"楔紧"。随着水平位移增大,挡墙上部被动土压力增大较明显且在有限宽度范围内一直呈增大趋势,挡墙下部土压力较易达到稳定;随着宽高比增大,达到临界状态进入半无限状态时,被动区砂土土压力均趋于稳定。柔性挡墙被动土压力呈非线性分布,随着深度增加,被动土压力逐渐增大,然后快速减小,有限宽度内宽高比越小,被动土压力的峰值越大,相同宽高比条件下,挡墙嵌固深度越大,土压力峰值越大。     

有限土体刚性挡墙平动模式被动土压力试验研究

经典的库仑或朗肯土压力理论无法适用有限土体情况下的土压力问题。利用研制的土压力试验模型装置,进行了一组不同填土宽度的刚性挡墙平动模式室内模型试验,采用微型土压力盒量测从静止状态到被动极限状态的水平土压力分布的变化,利用颗粒图像测速技术研究土体内滑裂面发展规律。试验结果表明:半无限土体情况下的被动土压力大小、分布和合力作用点与库仑被动土压力较为接近。而有限宽度情况下移动挡墙上各深度的被动土压力值均大于库仑被动土压力,且土体宽度越窄,挡墙的被动极限位移有增大趋势,挡墙下部的被动土压力增大更明显,土压力分布的非线性程度愈高,被动土压力系数越大,被动土压力合力作用点明显往墙底移动。随着填土宽度的减小,填土表面的隆起愈明显,滑裂面的倾角略有增大。当移动挡墙达到或接近极限状态时,固定边界上的水平土压力随填土宽度的减小而逐渐增大,甚至接近库仑被动土压力。     

#br# 考虑填土各向异性的主动土压力计算#br#

根据已有试验结果分析了土的强度各向异性,得到土的内摩擦角随大主应力方向与沉积面夹角的变化关系。然后在各向同性主动土压力解的基础上,假定内摩擦角随主应力方向的变化为抛物线,考虑两滑面（墙背和填土内滑移面）处由于主应力旋转引起的强度变化,推导考虑填土各向异性的主动土压力公式,最后分析了主动土压力对内、外摩擦角以及各向异性参数的敏感性,并与各向同性结果进行比较。研究表明：各向异性填土下的土压力分布与各向同性的分布类似,但随着各向异性参数的增大,主动土压力系数和作用点高度都近似线性减小;假设填土各向同性的土压力计算方法低估了土压力的大小和作用点高度,不利于挡土结构的安全性和稳定性。     

基于土拱效应的墙背非极限主动土压力

根据平移模式下的微元滑裂体水平面上的剪力为零的条件和土拱效应,获得受填土内摩擦角和墙土摩擦角影响的非极限滑裂面倾角和非极限主动土压力系数,其中,非极限填土内摩擦角和墙土摩擦角是墙体位移的函数。根据非极限水平微元滑裂体的静力平衡,得到平移模式下考虑土拱效应和位移影响的非极限主动土压力计算式。参数影响分析表明:非极限滑裂面倾角和非极限主动土压力系数均随非极限墙土摩擦角的增大而增大;非极限主动土压力系数和非极限主动土压力均随侧向位移比的增大而减小;非极限主动土压力分别随着非极限填土内摩擦角、非极限墙土摩擦角的增大而减小。理论值及试验值的对比结果显示:相较于其他方法,本文方法的非极限主动土压力理论值与试验值吻合更好。     

各向异性砂土渐近状态试验研究

砂土的渐近力学行为是土的本构关系的重要研究内容之一。通过系列三轴排水剪切试验、三轴等向压缩试验和等应变增量比试验研究了砂土的各向异性及其对于渐近状态的影响。研究结果表明:在剪切变形较小时,砂土主要表现出压缩变形的各向异性,在剪切变形较大的条件下则表现为强度的各向异性;当沿着等应变增量比路径加载时,应力比最终趋于一个常数,即渐近状态的应力比;相对于沉积面水平的试样而言,沉积面铅直的渐近状态应力比稍大;在剪切变形较小时,各向异性砂土的渐近状态应力比与各向同性准则预测结果相差较大,当剪切变形较大时二者较接近。通过比较不同各向异性材料的等应变增量比试验结果研究了各向异性的程度对于渐近状态应力比的影响。在揭示各向异性砂土渐近状态的物理机制的基础上给出了定量描述渐近状态应力比随应变增量比变化的数学表达式。     

两种位移模式下挡墙主动土压力的离散元模拟

挡土墙位移模式是影响挡土墙土压力问题的关键因素之一,位移模式不同,土压力大小、分布也不同。文章用离散元软件PFC2D模拟了不同位移模式下墙后填土为砂土时挡墙土压力问题,分析了总土压力随位移变化情况,土压力分布情况及土体滑裂面形状、顶宽等问题。研究结果表明:土压力分布,大小与挡土墙位移模式有关,挡土墙背离土体平移即T模式下土压力分布呈线性、而绕墙底转动即RB模式下土压力基本呈线性分布,挡土墙位移较小时,土体便能达到主动极限状态;T模式下滑裂面为通过墙底的平面,而RB模式下滑裂面为未通过墙底的平面,T模式下滑裂面顶宽大于RB模式下相应值。     

考虑邻近地下室外墙侧压力影响的平动模式挡土墙主动土压力研究

 对于挡土墙距既有地下室很近,墙后填土宽度有限的情形,采用经典的库仑、朗肯土压力理论计算挡墙主动土压力是不严格的。通过有限元数值分析发现,当挡墙平动、填土达到主动极限状态时,无黏性土滑动土楔与邻近地下室外墙并未脱开,地下室外墙上全深度承受侧压力;随着填土宽高比n的不同,挡墙与地下室外墙间土体内将形成一道或多道滑裂面,且最靠近地表的滑裂面与挡墙或地下室外墙交点以上的土压力近似为库仑主动土压力。由此建立新的土压力计算模型,给出了挡墙主动土压力系数 和第一道滑裂面倾角 的求解方法,采用水平薄层单元法,得到了挡土墙主动土压力的分布以及合力作用点相对高度 的理论公式,并通过典型算例,与经典土压力理论、前人理论方法及有限元数值解进行对比。研究发现,挡土墙土压力为非线性的鼓形分布,当土体内摩擦角 和墙土摩擦角 取定值且 0°时, 随着n的增大而增大,而 和 随着n的增大而减小,当 时, 和 值与库仑解一致;当 0°时,不论n取何值, 和 值恒等于朗肯理论解,且 。     

考虑曲线滑裂面的非极限被动土压力计算

传统的土压力计算方法所求结果实际为极限状态土压力值,在工程设计中采用该值可能导致浪费或是产生偏于不安全的后果。而目前对于非极限状态下土压力计算的研究主要假定直线破裂面并针对填土为松散的干砂这一特定情况。鉴于此,考虑不同密实度砂土摩擦角与位移的关系,建立滑裂面为曲面情况下土压力的逐层计算方法,推导非极限状态下被动土压力强度、合力及其作用点的计算公式。分别验算填土为不同密实程度砂土以及饱和砂土的模型试验,与实测数据对比,发现两者结论比较吻合。     

刚性挡墙前土台被动土压力模型试验研究

通过模型试验,采用风干砂土实测了绕墙底转动(RBT)位移模式下刚性挡墙土台被动土压力的大小,研究了土台土压力的分布规律以及土台宽度对土压力的影响.与Daly M.P.和Powrie W.(2001)提出的多层楔体试算法结果对比表明:土压力实测值接近于计算值,合力作用点高于计算值,在工程中按多层楔体试算法计算砂土台被动土...     

板岩渐进剪切破坏各向异性及其数值模型研究

层理面是导致岩石试样在变形和力学特性上表现出各向异性的根本原因。为研究层理弱面影响下板岩的渐进破坏模式,揭示其各向异性的力学机制,选取贵州东部的层状板岩开展不同加载空间位置关系下的直剪试验。结果显示:剪切强度各向异性是由其破坏机制控制的,层理面与剪切面平行时,属于沿层理面的剪切滑移破坏;层理面与剪切面垂直且其交线与剪应力方向也垂直时,属于剪切作用下层理面的张拉和基质体的剪切破坏;层理面与剪切面垂直而其交线与剪应力方向平行时,垂直于层理面方向试样在泊松效应作用下产生拉伸破坏,剪应力方向试样发生基质体的剪切破坏,此时强度最大。基于层理结构的本构关系,构建层理体系的材料模型,并采用数值模拟研究层理结构对板岩破坏模式的影响,模拟结果与试验结果吻合较好,进一步解释了层状板岩破坏模式各向异性的产生机制。     

中间主应力与层理方向对页岩力学和渗透特性影响的试验研究

 为探讨中间主应力与层理方向对页岩力学和渗透特性的影响,运用自主研制的多功能真三轴流固耦合试验系统,以含气页岩为研究对象,进行真三轴应力条件下不同中间主应力加卸载试验。研究结果表明：中间主应力对页岩渗透率的影响在中间主应力垂直于层理面时最大,最小主应力垂直于层理面时次之,最大主应力垂直于层理面时最小;当中间主应力垂直于层理面或平行于层理面时,中间主应力与渗透率呈负相关。中间主应力垂直于层理面时渗透率对中间主应力的敏感性明显大于中间主应力平行于层理面时的敏感性,二者相差1～2个数量级;此外,定义损伤变量D表达式,发现加载过程中损伤变量–中间主应力曲线斜率变化不大,而在卸载过程中斜率变化明显,中间主应力垂直于层理面时损伤变量全程大于中间主应力平行于层理面时的损伤变量。     

考虑主应力轴方向的砂土各向异性强度准则与滑动面研究

主应力加载方向对土体强度产生影响的根本原因是土体存在各向异性。对于横观各向同性砂土而言,沿不同平面的抗剪强度随该平面与沉积面夹角增大而增大。认为砂土固有各向异性强度与该平面的各向异性参数密切相关,给出了各向异性砂的峰值强度表达式。在SMP准则中,各个潜在滑动面上的剪正应力比相同,各向异性砂土的抗剪强度和滑动面位置由强度最低的潜在滑动面所决定。综合考虑主应力轴、滑动面以及沉积面之间的位置关系,得到了砂土的各向异性强度准则。采用福建标准砂进行了一系列定轴剪切试验,系统地观测了定轴剪切试验中试样滑动面的特征。已有试验数据和理论结果的对比表明,各向异性强度准则可以较好地预测各向异性砂土的强度与滑动面位置。     

基坑地连墙后有限土受力特性试验研究

为了研究城市基坑施工地连墙后有限宽度无黏性土的破坏模式及其压力分布特征,依托可模拟不同复杂工况的试验模型箱,开展地连墙平动模式下的主动土压力模型试验。通过数码相机记录填土随地连墙平行移动过程中的破坏全过程,采用颗粒图像测速技术分析有限宽度无黏性填土的变形特性和有限填土的破坏形式,并将测得的主动土压力与理论解进行对比。试验结果表明：有限填土几何条件的变化将影响填土的破坏模式,两侧边界的限制是地连墙平动模式下有限填土内部产生多道滑动面的主要原因,滑动面以曲面形式呈现;主动土压力值随填土宽高比的增大而增大,半无限土体状态下,主动土压力值接近库伦土压力值;第一个“反射点”随自然坡面倾角的增大而上移;随着有限填土区域的增大,主动土压力值也逐渐增大。     

考虑中间主应力的非饱和土上埋式涵洞竖向土压力公式

基于非饱和土的平面应变抗剪强度公式,考虑中间主应力和基质吸力的共同影响,分别建立了均匀与线性2种吸力分布下非饱和土上埋式涵洞的竖向土压力公式,并对其进行可比性分析,对比文献数值模拟和模型试验进行正确性验证,最后探讨了各参数的影响特性。研究结果表明:所建立的上埋式涵洞竖向土压力公式为系列化的有序解析解,可退化为文献已有解答并包含众多新解答,并能计算涵顶上方不同高度处的竖向土压力,工程应用前景广泛; 基质吸力对涵顶竖向土压力具有重要影响,且线性吸力影响不如均布吸力明显,应考虑回填土的非饱和特性并实测吸力分布; 中间主应力效应随基质吸力和填土高度的增大而更加显著,同时均布吸力下中间主应力效应较明显,应合理选取强度准则以反映回填土强度的中间主应力作用; 等沉面高度与回填土物理力学性质、中间主应力效应、基质吸力及分布形式等有关; 基质吸力及其分布影响、中间主应力效应均与填土高度密切相关,体现了多因素对涵顶竖向土压力的综合影响。     

非极限状态挡土墙主动土压力研究

利用薄层单元法对挡土墙非极限状态主动土压力进行研究,认为挡土墙土压力是由墙后填土在平衡状态下出现的楔形土体产生,取挡土墙后楔形土体沿平行于填料坡面的薄层作为微分单元体,通过作用在微分单元体的力和力矩平衡条件,建立挡土墙非极限状态主动土压力微分方程,得到非极限状态土侧压力系数、土压力强度、土压力合力和作用点的理论公式。根据非极限状态摩擦角与墙体位移关系,分析填土内摩擦角、墙土摩擦角和挡土墙位移比对土侧压力系数、土压力分布、土压力系数和作用点的影响。分析表明采用极限平衡理论计算平动模式下刚性挡土墙非极限状态时的抗倾覆稳定性偏于危险。另外,公式计算结果与实测模型试验进行对比分析,主动土压力分布曲线吻合良好。     

测定各向异性砂土抗剪强度特性的新型直剪装置及初步应用

各向异性颗粒材料的变形和强度与相对于沉积方向的剪切方向或大主应力作用方向相关。为研究各向异性颗粒材料任意剪切面的抗剪强度特性,研制一套可实现剪切面与沉积面的夹角 在0°～180°全定义域区间任意变化的直剪试验装置。所研制的直剪盒的特点是各侧壁均独立可拆卸,因此在制样过程中可根据不同的需要进行组装,使该直剪试验盒的某些侧面和顶面打开。在验证该直剪试验装置有效性的基础上,对福建标准砂进行 在0°～180°范围内、间隔为15°的系列直剪试验。试验结果表明： 在0°～90°区间的某个面相对应有最小峰值内摩擦角,此后峰值内摩擦角随 的增加而增加;但具有最大峰值内摩擦角的面不是与沉积面垂直即 = 90°的面,而是 ＞90°(?≈105°)的某个面。材料各向异性程度不同,相对应最大和最小峰值内摩擦角的 亦不同。     

Observations of dynamic and non-dynamic interactions between a quay wall and partially stabilised backfill

The dynamic and non-dynamic interactions between a gravity-type quay wall and a backfill ground were investigated by centrifuge model testing, considering cases in which a rigidly cement-stabilised ground existed at varying distances from the quay wall. In conducting the centrifuge tests, the performance of the instrumentation applied to measure the pressure from granular soils was critically assessed. At non-dynamic states, the backfill confined between the quay wall and the rigidly stabilised soil block exerted smaller earth pressure at deeper locations, at both apparently active and transient states. The calculation, based on perfect plasticity and considering friction arching, was useful in explaining these results. A similar feature was also observed during the steady-state oscillations, in the case of dry sand backfill, and was associated with the system’s increased seismic stability. In underwater cases, the pore water fluctuations in the backfill dominated the total earth pressure behaviour, with the active pressure being smaller again from a confined fill than from a fully extending one. Despite the reduced active pressure, placing the stabilised soil in the proximity of the quay wall increased the wall’s permanent seaward movement, unless the two bodies were in direct contact. This ostensible association of smaller active pressure with greater instability in the underwater cases cannot be explained by the conventional, simplified conception of the active earth pressure as a unilateral cause of instability. The evaluation of such unconventional backfill conditions seems to require rigorous consideration of the simultaneous soil–water-structure interactions.     

Performance of the bearing reinforcement earth wall as a retaining structure in the Mae Moh mine,Thailand

In this research, a Bearing Reinforcement Earth (BRE) wall with a residual clay stone backfill was successfully implemented as an alternative truck ramp support for an on-site crusher plant in the Mae Moh mine, Thailand. The performance of the BRE wall during and after the end of construction as well as during the service state was evaluated in terms of, settlement, bearing stress, lateral movement, lateral earth pressure and tension force in the reinforcements. Bearing reinforcement is a cost-effective inextensible earth reinforcement, which is composed of a longitudinal member and transverse members. The maximum settlement at the end of construction (20 days) was about 5 mm. The installation of the truck ramp (10 days after the end of construction) resulted in an immediate settlement of about 2 mm. The final settlement due to the backfill, truck ramp and truck load after 270 days was found to be uniform due to the contribution of bearing reinforcement and was approximately 25 mm. The bearing stress which was uniformly distributed was found to increase rapidly with construction time, which was in agreement with the relatively uniform settlements. The lateral wall movement at the front and lateral sides at the end of construction was very small with the maximum movement (at the top of the wall) found to be less than 10 mm. As such, the ratio of lateral movement to height (δ/H) was found to be approximately 0.12%, which was lower than the allowable value of 0.4%. With this low δ/H and the insignificant change in the measured settlement and lateral movement during service, the BRE wall was considered to have a very high stability. The coefficients of lateral earth pressure, K and depth relationship were proposed based on the analysis of measured maximum tensile force in the reinforcements. The maximum tension plane of the BRE wall could be represented by the coherent gravity hypothesis. Using the proposed K and maximum tension plane, the internal stability of the BRE wall was furthermore examined. A proposed method of designing the BRE wall with claystone backfill was also proposed.