关于“改进的库尔曼图解法及其在土压力计算中的应用”的讨论

 库尔曼图解法是一种遵循库伦土压力理论的原理、以图解方式确定土压力的方法。这种方法的优点是能用于地面不规则和填土面有荷载的情况(在这些情况下库伦土压力公式不适用),这种方法的缺点是计算和作图工作量大、精度较差。因此,当计算情况在库伦土压力公式适用范围内时,计算者考虑采用库伦土压力公式计算土压力而不会考虑采用库尔曼公式;只有当计算情况不在库伦土压力公式适用范围内时,计算者才会考虑采用库尔曼图解法。显然,在不减小库尔曼图解法适用范围的条件下,我们欢迎各种旨在减小计算和作图工作量、提高精度的改进库尔曼图解法的探索。《岩土工程学报》2003年第2期刊登的“改进的库尔曼图解法及其在土压力计算中的应用”一文     

关于“基坑支护桩结构优化设计”的讨论

发表于《岩土工程学报》2 0 0 1年第 2期的“基坑支护桩结构优化设计”一文 (作者莫海鸿 ,周汉香 ,赖爱平 ,以下简称“原文”) ,对圈梁 -支护桩体系的优化设计理论进行了探讨 ,但其中有几个问题值得讨论与澄清。yh( 1)关于圈梁的作用原文在前言中提到将圈梁作为安全储备 ,可能使得支护桩偏于不安全 ,这一点颇令人费解。假定土压力大小及型式沿计算宽度方向保持不变 (这一点后面还将讨论 ) ,一般来说 ,圈梁将在桩顶起约束作用 ,达到减小所有支护桩桩体位移的作用 ,同时减小了桩身受到的最大剪力及弯矩[1] 。对于非均布的土压力分布 ,圈梁将起变形协调作用 ,从而减少受土压力影响较大的桩的位     

对“土工合成材料对路堤长期稳定性及工后沉降的负面影响分析”讨论的答复

 首先非常感谢张惠明等对“土工合成材料对路堤长期稳定性及工后沉降的负面影响分析”(以下简称“原文”)一文的关注,这也正是作者撰写原文的目的。对于原文中涉及的有关问题,现做以下答复。(1)讨论文认为原文中公式(3)与图2结果不符,Rs应与Rm互换。另外认为讨论文中关于荷载扩散系数的定性分析自相矛盾,前面指出“荷载扩散效应系数应该是小于1的”,后面又指出“不管有无土工布,文中的荷载扩散系数都是大于1.0的”。这可能是理解上的不同。由于路肩和路中线地质条件的差异,其沉降往往不同,有的相差甚大,如原文中图3(a)所示,沉降差近2m,而实际施工时路堤顶面标高则基本上是等高的。因此,最初埋设在同一深度的土压     

对“喷锚支护结构的荷载状态”一文的讨论

<正> 1.众所周知,圆形结构在外部径向均布压力作用下,其压力本身处于平衡状态。在不考虑轴向力、剪力及曲率等对结构变形的影响时,结构各截面内只产生轴向压力。但若圆形结构在外部切向均布压力作用下且其方向是从两侧指向拱项时,其切向均布压力将产生一个竖直向上的合力使结构处于静力不平衡状态,同时在结构的各截面内将有弯矩产生。原文中曾多次提出“在喷锚支护结构的计算中,必须计及切向荷载的影响和作用”,“其方向通常是从两侧指向拱顶方向的”,若果真如此,切向压力的竖向合力似     

填土面上作用有条形均布荷载的土压力计算

本文以附加应力理论为基础,给出了填土面上作用有条形均布荷载时主动土压力的合理计算方法。     

关于“土工合成材料对路堤长期稳定性及工后沉降的负面影响分析”的讨论

土工合成材料在软基处理加固方面的负面影响是个很有意义的课题。发表于《岩土工程学报》2005年第6期的“土工合成材料对路堤长期稳定性反工后沉降的负面影响分析”(以下简称“原文”)[1]根据某高速公路试验段软基处理的现场实测结果对这个课题进行了一些有意义的尝试。笔者就原文相关的几个问题,特别是土工布对软土路基工后沉降的影响等,与作者进行商榷。(1)原文式(3)的定义与原图2结果不符,Rs似应与Rm互换。根据该公式,荷载扩散系数应该小于1,而图中的大于1。因为对于同一深度,中线和路肩的土柱高度基本相同,即荷载是相等的;而中线的土压力总是比路肩的大。文中认为,“铺设土工布路段,荷载扩散系数均大于1.0     

竖向均布荷载作用在土体内部时挡土墙上的附加土压力

从明德林（Mindlin）解出发，结合朗肯（Rankine）土压力理论，推导了挡土墙后填土内部受竖向局部均布荷载作用时，挡土墙上的附加土压力计算公式，较准确地考虑了荷载的作用位置，作用范围和极限平衡状态的影响。     

对“复合土钉墙技术的研究及应用”讨论的答复

首先感谢屠毓敏教授对“复合土钉墙技术的研究及应用”(以下简称“原文”)一文的关注。对于原文中涉及的有关问题,现做以下答复:(1)原文中复合土钉墙整体稳定性计算最危险滑动面并非一定要求通过基坑侧壁与基坑底面交界处,原文图2中滑动面仅为示意图。对于土钉墙滑动面位置,本人经过大量工程实例验算,在比较好的均质土中,土钉墙或复合土钉墙最危险滑动面往往通过坡脚附近;在非均质土中,例如在基坑底面以下或者基坑中部存在较软弱土质时,最危险滑动面就不一定通过坡脚附近。(2)土钉墙及复合土钉墙不适用于深厚的软弱土深基坑支护,适用于一般的粘性土和砂性土,如果有软弱土层,其夹层的厚度受到严格的限制,否则,经常会发生整体     

对“深基坑围护结构侧面孔隙水压力研究”讨论的答复

“深基坑围护结构侧面孔隙水压力研究”一文(以下简称原文)在学报刊登后,得到了业内诸多专家前辈和同仁的关心与指导,在此表示深深的谢意!在回复丁洲祥同志的若干问题之前,我想谈谈原文的写作背景。当基坑开挖深度范围内存在地下水时,作用在围护结构上的荷载不但有土压力,同时应考虑地下水对围护结构的水压力。对于不同的土质,目前主要有两种认识和做法:对透水性强的土,如砂土,采用以土的有效应力原理为基础的水土压力分算方法;对于渗透性较差的土,如黏土,采用以土的总应力法为基础的水土压力合算方法。但对渗透性较差的黏性土是采用水土压力合算合理还是采用水土压力分算合理还存在争论,而这就涉及到应该如何处理围护结构侧面的孔     

填土表面有均布荷载的土压力计算

古典朗肯、库仑土压力理论,解决了土压力计算的一般问题,但在实际工程设计中,许多情况就不能用经典土压力理论计算。介绍填土表面有均布荷载土压力计算方法,并提出了改进和建议方法。     

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。     

有限范围填土的土压力计算模式

在挖方工程中,如果开挖面较陡,墙后填土受到限制不可能出现库仑土压力破坏面时,不能用库仑土压力理论计算主动土压力,而应按有限范围填土情况计算主动土压力。若开挖面较缓,未限制填土中出现库仑破坏面,就可以按传统的库仑土压力理论计算土压力。《建筑地基基础设计规范》给出的临界破裂角计算公式,只适合于朗肯土压力情况,并不符合库仑土压力情况,因此必须正确计算临界破裂角的大小。文中提出了建议计算方法。     

对“怀洪新河某堤段滑坡前的稳定分析与滑坡后的验证”讨论的答复

感谢朱大勇、陈祖煜两位教授对“怀洪新河某堤段滑坡前的稳定分析与滑坡后的验证”一文（以下简称“原文”）的讨论。下面就有关问题进行答复。１　原文的复合滑动面分析方法符合规范规定　　*原文的复合滑动面稳定分析结果及安全系数最小滑动面的主要参数都是１９９３年某堤段发生滑坡前按原文所述方法计算得出的。当时尚无堤防工程设计规范,因而根据辗压式土石坝规范［１］有关条款分析。１９９８年１０月,中华人民共和国国家标准：《堤防工程设计规范》［２］在长江洪水后不久发布。根据该规范８．２．４条规定：“土堤抗滑稳定可采用瑞典圆弧法。当堤基存在较薄软弱土层时,宜采用改良圆弧法。土堤抗滑稳定计算应符合附录Ｆ的规定……”。根     

关于“水泥搅拌桩复合地基承载力辨析”的讨论

笔者学习了郑刚等先生的“水泥搅拌桩复合地基承载力辨析”一文 (《岩土工程学报》2 0 0 0年 4期 ,以下称“原文”) ,针对文中一些观点 ,谈谈自己的看法 ,供大家参考。 (1)对桩间土承载力的确定。原文的复合地基载荷试验 ,按相对变形值Ｓ =(0 .0 0 4～ 0 .0 1)ｂ(ｂ为复合地基荷载板宽度 )确定复合地基承载力基本值后 ,又取Ｓ =0 .0 2ｂ(ｂ 也为复合地基荷载板宽度 )确定此时桩间土的承载力。然后 ,认为二者取用的桩间土承载力对应的沉降不一致。反映到原文图 1上 ,就是将沉降Ｓ=0 .0 1ｂ和Ｓ =0 .0 2ｂ对应到桩间土天然地基载荷试验的荷载沉降曲线上进行桩间     

对“刚性桩复合地基在水平荷载作用下工作性状的模型试验”讨论的答复

首先感谢周先生对拙文的关注,以下对讨论稿中提出的问题逐一进行说明与答复。(1)原文建议的褥垫层厚度,主要是基于试验结果,也参考了吴春林、闫明礼[1]等的试验成果。当然,试验条件下桩径较小。可以想象当桩径较大时,情况会有变化。实际上,包括作者在内的研究者们针对刚性桩复合地基开展研究的出发点是大量刚性桩复合地基采用了素混凝土桩。原文基于试验中发现“当水平荷载相同时,竖向荷载越大,桩顶水平位移越小,坚向荷载越小,桩顶水平位移越大”,笔者在原文中建议“可适当的加大桩距,以增加基底与土之间的接触压力,从而使土的竖向和水平承载力得到充分的发挥”。这主要是建议不要采用较小桩距,避免桩间土分担荷载过小,使桩承     

挡土墙黏性分层填土土压力及开裂深度的计算

挡土墙后分层填土过程中,土压力的生成与分布情况直接影响挡土墙的设计。利用Mohr-Coulomb屈服面非相关联的Drucker-Prager准则作为塑性势面,对墙后黏性分层填土过程中作用墙背上的土压力进行了有限元计算。将数值计算结果与广义土压力的计算结果进行比较,结果显示:有限元计算的土压力分布比广义土压力公式计算的更加合理;由广义库伦土压力公式计算出来的零压力区与塑性理论计算的开裂深度相吻合,进一步证实了分层填土使用塑性理论和有限元进行计算结果的可靠性。建议挡土墙后填土尽量考虑低塑性土进行分层填筑,降低填土的开裂深度。     

关于“土孔隙的分形几何研究”的讨论

 笔者近来学习了王清教授等人于 2 0 0 0年在《岩土工程学报》第 4期发表的“土孔隙的分形几何研究”一文 (以下简称原文 ) ,受益匪浅。原文用汞压法研究“土孔隙的分形几何”具有重要的学术意义 ,为建立孔隙的分形模型奠定了基础。笔者经过反复学习 ,仍有以下问题认为值得提出来讨论 : (1)原文笼统地讲“土孔隙的分形几何”似有不妥 ,应该指明是孔隙表面分形或是孔隙分布分形 ,原文表 2和表 3中给出的分维 ,笔者有些糊涂。分形几何最初是由Ｍａｎｄｅｌｂｏｒｔ提出的[1] ,分形最重要的概念是分维。分维的定义是 :对于某一图形 (或现象 ) ,按某种尺度ｒ可分为Ｎ(ｒ)个各自相似 ,且与整个图形     

关于“波在饱和土中传播的若干问题”一文的讨论

关于“波在饱和土中传播的若干问题”一文的讨论陈龙珠黄秋菊（浙江大学结构理论与工程研究所，杭州，３１００２７）《岩土工程学报》１９９５年第６期刊登的“波在饱和土中传播的若干问题”一文（以下简称“原文”），在饱和土波动方程的合理形式、Ｐ波定义及其在一维...     

关于“非饱和土的应力传递机理与有效应力原理”的讨论

《岩土工程学报》2 0 0 1年第 1期发表了“非饱和土的应力传递机理与有效应力原理”(作者邢义川 ,谢定义 ,李振。以下简称“原文”)一文 ,将Ｂｉｓｈｏｐ的单参数有效应力原理 ,扩展为双参数有效应力原理 (见原文式 ( 4) )。这一观点很有新意 ,笔者拜读后亦受益非浅 ,很受启发。然而 ,原文在进行理论推导时 (原文式( 5 )～ ( 9) ) ,采取了一些假定 ,似不太合理 ,现作讨论如下。1　原文理论推导采用的假定 ( 1)出发点　原文在给出“平面表面张力表达式”(原文语 ,相当于吸力 ) :(ｕａ-ｕｗ) =2Ｔｓ/Ｒｓ ,及其孔隙气压、孔隙水压平衡关系图后 (原文图 1) ,直     

对“非饱和土的应力传递机理与有效应力原理”讨论的答复

“非饱和土的应力传递机理与有效应力原理”(以下简称“原文”)一文在分析了水气交界面 (收缩膜 )、土粒与粒间水和气受力特点的基础上 ,提出了土体中任一点三个有效应力的表达形式和其中有效应力参数的确定方法。原文引起了蒋先生的兴趣与讨论 ,非常高兴。讨论从原文的理论推导中提取“5个假定” ,并认为这些假定“似不太合理” ,“显得人为因素太多缺乏依据” ,进而提出了一些建议方法与原文作者商讨。对此 ,我们首先表示感谢 ,并提出原文作者的一些思考。应该承认 ,非饱和土的有效应力原理问题 ,尽管它有很大的理论和实用价值 ,但由于问题的复杂性 ,至今还没有得到一个令人满意的结果。在土力学中 ,应力应变问题