基于模型试验的衡重式桩板挡墙内力变化规律研究

衡重式桩板挡墙由于设置卸荷板,改变了上部肋柱与下部桩身的弯矩分布,优化了挡墙内力,挡墙内力变化规律的研究有助于该结构设计参数的合理选取,为墙身配筋计算提供依据.设计了模型与原型尺寸比为1:7的衡重式桩板挡墙模型,通过卸荷板埋深与宽度不同组合18组模型试验,分析挡墙内力的变化规律.结果表明:①板埋深相同时,随着板宽的增大...     

衡重式桩板挡墙抗倾覆稳定性离心试验研究

设计了比例尺为50的挡墙结构模型,通过不同土质(全砂土,上部砂土、下部粉土或饱和粉土)填料的三组离心模型试验,对衡重式桩板挡墙的倾覆过程进行了研究。结果表明:1)填料为全砂时,挡墙出现第2类破裂面,且出现的位置与理论计算的位置十分接近;2)当填料砂土更换为含水量为20%的粉土时,挡墙结构位移加大(并未发生倾倒破坏),墙后出现两个局部破裂面;3)当填料土强度进一步降低后,挡墙结构发生倾覆破坏,卸荷板范围内(包括板上方与板下方)的土体与挡墙一起发生倾覆,卸荷板的存在增强了结构的抗倾覆稳定性;4)由试验结果提出的挡墙倾覆破坏模式与数值模拟结果一致。     

基于模型试验的衡重式桩板挡墙减荷效应研究

衡重式桩板挡墙利用减荷板的减荷作用,减小了挡墙下部的土压力,改善了结构的受力状态,优化了挡墙的内力分布。从模型材料的选取、模型结构和尺寸的确定、模型加载和测量系统的布置等方面设计了相似比为7∶1的试验模型,对比分析不同减荷板宽度与埋深以及有、无减荷板时挡墙上土压力的测试数据,结果表明:1)减荷板对挡墙主动区土压力具有显著的减荷效应,减荷板埋深附近减荷程度最为明显; 2)减荷板对桩前上部(0～0. 5L,L为桩长)被动区土压力具有明显的减荷效应,最大减荷超过一半,对桩前下部(0. 7～0. 88) L至桩底被动区土压力不产生减荷效应; 3)相同板埋深时,主动区土压力合力的减荷比随板宽的变化发生较大变化,被动区土压力合力的减荷比随板宽的变化呈波状变化; 0. 6 m板宽时,两者减荷比均达到最大,试验最佳板宽取0. 6 m,板宽有上限值; 4)相同板宽条件下,板埋深0. 9 m时,主动区土压力合力的减荷比最大;最佳板宽条件下,板埋深0. 9 m时,被动区土压力合力的减荷比最大,减荷板最佳板埋深取0. 9 m。     

衡重式桩板挡墙整体滑移离心试验研究

通过离心模型试验对衡重式桩板挡墙的整体滑移过程进行研究。试验表明:1)在结构发生整体滑移的同时,还产生了第一、第二破裂面,且整体滑移线恰好通过桩底;2)第一破坏面基本是沿着土层的主动破坏面滑动;第二破坏面通过卸载板端向地面延伸,其与卸载板间接近垂直;3)产生第一破坏面的原因是试验中桩前土体的强度过低,因此在衡重式桩板挡墙的设计计算过程中,应进行地基承载力的验算。     

浅析边坡治理中的衡重式挡墙与锚杆联合支护方案

衡重式挡墙和锚杆支护边坡有其各自的优缺点,在滑坡治理工程中可以按照实际情况考虑采用衡重式挡墙与锚杆联合的支护方案。在边坡支护中,通过合理的设计,衡重式挡墙和锚杆可以发挥各自的优势,以取得较好的治理效果。本文主要从衡重式挡墙和锚杆联合支护的优势、支护形式、失效模式等方面入手,分析了衡重式挡墙和锚杆联合支护的基本受力机理,为类似工程提供参考。     

沙堤隧道围护结构钻孔灌注桩施工方案

钻孔灌注桩作为围护结构承受水土压力,是深基坑开挖常用的一种围护形式,根据不同的地质条件和开挖深度可做成悬臂式挡墙、单撑式挡墙、多层支撑式挡墙等.它的排列形式有一字形相接排列、间隔排列、交错相接排列、搭接排列、或是混合排列,常见的排列方式是一字板间隔排列,并在桩后采用水泥土搅拌桩、旋喷桩、树根桩等阻水.这样的结构形式较为经济,阻水效果较好.     

后填土挡土墙设计与工程应用实例

位于坡地上的建筑物,因为美观上的要求,经常会遇到依地势进行边坡的设计与施工问题。当坡顶与坡脚附近主楼的桩基已经施工完毕,且需要先形成挡墙,后进行土方回填形成永久边坡的施工工况,使得边坡支护方案的选择变得更加困难。常规的锚索设计方案因为已施工桩基的存在而不可行。结合实际工程,采用衡重式桩板挡墙的支护方案满足了以上施工条件的限制,可为类似工况的挡土墙设计提供参考。同时,针对衡重式挡土墙土压力的分布情况进行了详细分析,给出了衡重式挡土墙的设计和计算原则,以及适用范围。     

板桩结构土压力理论的创新发展

对于板桩码头,其主要的荷载为作用于码头前墙上的土压力,该荷载一方面是由于港池开挖引起前墙两侧土压力的不平衡产生,另一方面是由于码头表面荷载作用于地基土,从而增加了前墙陆侧的土压力。板桩码头深水化的关键要求必须解决港池挖深导致的前墙土压力急剧增大问题,“遮帘”和“卸荷”是减少前墙土压力的有效途径,由于设置了遮帘桩和卸承台,使得板桩结构的受力情况更加复杂,涉及的关键科学技术问题是土和结构的相互作用。针对遮帘式和分离卸荷式板桩码头新结构开发过程中的土压力问题,先后研究了土体密度与粒径对静止土压力系数的影响、遮帘式板桩结构的土压力“桶仓压力效应”和“遮帘效应”,以及分离卸荷式板桩结构的土压力“卸荷效应”,为板桩码头新结构的发展奠定了理论基础。     

板桩结构土压力理论的创新发展

对于板桩码头,其主要的荷载为作用于码头前墙上的土压力,该荷载一方面是由于港池开挖引起前墙两侧土压力的不平衡产生,另一方面是由于码头表面荷载作用于地基土,从而增加了前墙陆侧的土压力。板桩码头深水化的关键要求必须解决港池挖深导致的前墙土压力急剧增大问题,"遮帘"和"卸荷"是减少前墙土压力的有效途径,由于设置了遮帘桩和卸承台,使得板桩结构的受力情况更加复杂,涉及的关键科学技术问题是土和结构的相互作用。针对遮帘式和分离卸荷式板桩码头新结构开发过程中的土压力问题,先后研究了土体密度与粒径对静止土压力系数的影响、遮帘式板桩结构的土压力"桶仓压力效应"和"遮帘效应",以及分离卸荷式板桩结构的土压力"卸荷效应",为板桩码头新结构的发展奠定了理论基础。     

衡重式挡土墙的设计与稳定性验算

根据衡重式挡土墙的受力特点,其设计原理与一般重力式挡土墙相同。但因为衡重式挡土墙的墙背的衡重台的折线型,所以它的土压力计算以及墙身构造计算都有很大的特殊性。针对其特殊性对衡重式挡土墙的墙背土压力和斜截面剪应力进行设计和验算。     

有限宽度土体被动土压力及滑裂面试验研究

采用无黏性砂开展平动模式(T模式)、绕墙底转动模式(RB模式)、绕墙顶转动模式(RT模式)下有限宽度土体模型试验,利用微型土压力计测试了移动挡墙上的土压力,利用数字图像相关法分析土体变形图像得到了剪切应变(滑裂面)、水平和竖向位移等变形特征。结果表明:(1)T模式下,有限宽度土体滑裂面经过移动挡墙墙踵、固定挡墙墙顶,被动土压力值大于库仑被动土压力,位于挡墙下部H/3范围的土压力受B/H影响较大;(2)RB模式下,滑裂面呈现为以挡土墙顶为中心的多道弧线,弧线半径为H/3~H,被动土压力为“鼓”形分布,当B/H≤1.0时,受固定挡墙影响,滑裂面半径缩小;(3)RT模式下,滑裂面线型特征与T模式相似,被动土压力较大值位于挡墙下部,当B/H减少时,挡墙下部土压力值增大,土体滑裂面范围缩小;(4)不同被动变位模式下,土体位移均可形成大小不同的水平土拱、竖向土拱,土拱形状和大小与变位模式、B/H均密切相关,两土拱的外边缘与滑裂面曲线基本一致。     

砂土中挡墙不同变位模式主动土压力模型试验

针对刚性挡墙不同变位模式,对基坑开挖过程中土体作用于墙上的主动土压力进行模型试验研究。试验模拟了在平移(T模式)、绕墙趾转动(RB模式)和绕墙顶转动(RT模式)3种基本刚性变位模式下挡墙土压力的变化,得到了墙背主动土压力的基本规律。试验观察发现,挡墙平移时,主动土压力呈重心下移的抛物线形,挡墙变位最大位移约0.002H时达到极限平衡状态;挡墙绕墙趾转动时,主动土压力近似呈三角形分布,约0.0035H时达到极限平衡状态;挡墙绕墙顶转动时,主动土压力呈上部大而下部小的抛物线形,约0.0025H时达到极限平衡状态。本文还将得到的主动土压力规律进行简化,得到了3种基本变位模式下的主动土压力简化图,对工程实践具有指导意义。     

土工袋柔性挡墙位移模式及土压力研究

用土工袋构筑而成的挡土墙具有一定的柔性, 在墙后土压力作用下,墙体能够发生一定的变形, 墙后土压力分布及大小与刚性挡土墙大不相同。设计并进行了土工袋柔性挡土墙模型试验,通过试验观测了墙体的位移模式和墙后填土的破坏模式,研究了土压力沿墙体高度方向及墙体水平方向的分布;运用水平微分单元法推导了主动平衡状态下土工袋柔性挡土墙土压力的计算公式,土压力理论计算值与模型试验实测值基本吻合;进行了模型试验用土工袋层间摩擦试验,建立了土压力与土工袋层间摩擦力的平衡关系式,分析了土压力沿土工袋墙体水平方向的传递规律。     

砂土潮湿状态下悬臂式挡土墙RBT模型试验

鉴于悬臂式挡土墙在实际运营过程中受外界因素影响多呈现为挡土墙平移和绕墙底转动的组合位移（RBT）变形模式,且墙背填料经常处于潮湿状态,经典土压力理论不能合理反映其实际受力状态。为了揭示土体潮湿状态及RBT模式下悬臂式挡土墙墙后土压力分布规律,设计制作了基于RBT模式的悬臂式挡土墙模型试验装置,并开展了不同RBT转动位移量下的模型试验,得到了RBT模式下悬臂式挡土墙墙后土压力分布规律,并与现有理论对比,验证了试验结果的可靠性。依据测试结果,进行了理论公式验证。结果表明:对悬臂式挡土墙施加向外转动位移时,由于潮湿砂土存在较为明显的假性黏聚力,墙背土压力随墙体转动位移的增大而呈现较为明显的先减小后增大的趋势;随着转角增大,水平土压力减小,且下部土体减小趋势较缓,墙体中部位置水平土压力计算值大于实测值。     

桩板墙地震动力特性的大型振动台模型试验研究

 通过1个比尺1∶8的二级支护边坡大型振动台模型试验,研究地震条件下桩板式挡墙加速度、动位移和动土压力等的响应特性,模型试验以汶川波、大瑞人工波和Kobe波3种地震波作为振动台激振波,汶川波采用水平(X)向、竖直(Z)向和水平竖直(XZ)双向3种激振方式,大瑞人工波和Kobe波采用水平竖直(XZ)双向1种激振方式,研究地震波作用方向和方式以及地震波形等地震动参数对桩板式挡墙地震动力响应特性的影响规律。研究表明：桩板式挡墙加速度、动位移和动土压力等的响应特性,主要受水平向地震波作用的影响,且与地震波类型、激振方向和方式以及测点位置有关。加速度动力响应峰值呈现出沿墙高非线性增大的特征,因而在采用拟静力法时,有必要在考虑支挡结构组合方式、边坡特性及地震波作用方式等影响的基础上,采用合适的地震荷载拟静力值的放大系数。动位移响应峰值和永久位移值呈现出非线性响应特性,水平竖直(XZ)双向地震波激振下,桩板墙主要产生离开土体向边坡外侧平移的动位移模式。动土压力响应峰值沿墙高呈现出两头小中间大的非线性分布特征。     

刚性挡土墙平移时的土压力计算模型

用指数函数描述了在挡土墙平移时作用于挡土结构上的土压力与墙体位移之间的相互关系,建立了不同位移情况下挡土结构处于非极限状态时,挡土墙墙后土体施加于挡土墙上的土压力计算模型,从而促进土压力的研究。     

不同位移模式下衡重式路肩墙离心模型试验研究

以某山区公路旧路拓宽改造工程中新建的衡重式路肩挡土墙为原型,设计了墙体在平移(T)、绕墙趾转动(RB)、绕墙顶转动(RT)以及平移与绕墙趾转动复合形式(T+RB)4种位移模式的土工离心模型试验,讨论了挡墙位移模式对墙背土压力和路基填土变形的影响,分析了墙后不同深度土体进入主动状态的进程,试验表明:1位移模式对上墙土压力大小及分布形态基本无影响,但上墙浅层土体在挡墙位移与墙高比值小于0.3%~0.5%时,存在墙–土摩擦引起的土拱效应,使水平土压力系数增大;2由于衡重台的存在,对下墙距衡重台约1/3下墙高度范围的土压力有遮蔽作用,其结果是降低了土压力合力作用点位置;3位移模式对填土沉降有明显影响,在墙体位移最大值相同时,T位移模式的填土沉降明显大于RB和RT位移模式,而RT位移模式,衡重台向下偏转,促进了填土下沉,最终使其填土沉降大于相同位移面积的RB位移模式,也更容易使上墙出现第二破裂面。     

平移模式下挡墙非极限土压力计算方法

在考虑挡墙平动位移效应和内摩擦角折减系数的基础上,利用薄层斜条分法,提出墙后填土为无黏性土时挡墙非极限主动和被动土压力计算公式。为验证该方法的可行性,对平移模式下挡墙进行主动和被动土压力模型试验,并利用该方法对2个模型试验进行计算分析。试验及计算结果均表明:不同s/sc比值情况下,主动土压力随深度增加表现出先增大后减小的趋势,且在0.6H(H为挡土墙高度)位置与库仑土压力曲线出现交点;被动土压力沿深度非线性增大,但其值均小于库仑被动土压力值;主动土压力合力作用点位置均高于库仑土压力合力作用点,而被动土压力合力作用点位置均低于库伦土压力合力作用点,并且随着s/sc比值的提高差距越大。     

墙体绕基础转动情况下挡土墙主动土压力分布

采用库仑土压力理论的假设 ,挡土墙上的主动土压力是由墙后填土在极限平衡状态下出现的滑动楔体产生 ,在该滑动楔体上沿填土深度方向取水平层薄单元进行分析 ,建立关于挡土墙上土压力强度的一阶微分方程 ,给出了墙体绕地基转动变位模式下 ,土压力强度、土压力合力和土压力合力作用点的理论公式 ,并与库仑土压力理论、墙体平动变位模式下土压力和有关实验结果进行了比较分析。结果表明 ,墙体绕地基转动变位模式下土压力合力与墙体平动变位模式下土压力合力相等 ,并等于库仑土压力理论计算结果 ,但土压力合力作用点和土压力分布有显著差别。     

柔性挡土结构空间土压力性状的三维有限元分析

为了研究基坑开挖对柔性挡土结构土压力空间分布规律的影响,进而为基坑的设计与安全防护提供相应依据,用ABAQUS建立基坑开挖的有限元模型,分析基坑开挖对挡土结构“单片墙”空间土压力的影响。考虑了不同刚度、有无支撑、不同开挖深度对挡土墙不同部位的土压力分布和挡土墙位移的影响,并将挡土结构三维土压力分布规律与二维数据进行了对比,验证了三维有限元模拟的必要性,对比了加支撑与否对基坑土压力空间分布的影响。结果表明:“单片墙”主动区土压力呈马鞍状分布,挡土结构后部土体的影响范围和下部土体的影响范围都约为2倍开挖深度;支撑结构极大地限制了墙后土体危险区域的范围,但是对墙下土体的限制作用并不是很明显。