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与假定土拱形状与水平层分析相结合的土压力计算方法不同,本文不事先假设土拱形状,考虑条间剪切应力的影响,通过对滑动土体中二维微分单元的受力分析建立平衡微分方程,得到了滑动土体中任一点的应力解。同时求得作用在挡土墙上的土压力,并进一步推导出土拱曲线的解析表达式,讨论了内、外摩擦角等因素对土压力与土拱形状的影响,且与现有理论和试验结果进行了比较分析,在此基础上提出一个实用的土压力计算公式。计算结果表明:土压力计算公式得到的土压力分布与试验结果吻合较好,且当墙高增加时吻合程度更高。当外摩擦角较小时,土拱曲线表达式得到的土拱与圆弧拱较接近,随着外摩擦角的增大土拱越来越陡,但整体位于抛物线拱之下。该研究所提出的实用计算公式只与?/?有关,方便工程上应用。 相似文献
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《岩土力学》2020,(2)
与假定土拱形状与水平层分析相结合的土压力计算方法不同,本文不事先假设土拱形状,考虑条间剪切应力的影响,通过对滑动土体中二维微分单元的受力分析建立平衡微分方程,得到了滑动土体中任一点的应力解。同时求得作用在挡土墙上的土压力,并进一步推导出土拱曲线的解析表达式,讨论了内、外摩擦角等因素对土压力与土拱形状的影响,且与现有理论和试验结果进行了比较分析,在此基础上提出一个实用的土压力计算公式。计算结果表明:本文得到的土压力分布与试验结果吻合较好,且当墙高增加时吻合程度更高。当外摩擦角较小时,本文得到的土拱与圆弧拱较接近,随着外摩擦角的增大土拱越来越陡,但整体位于抛物线拱之下。文中提出的实用计算公式只与δ/?有关,工程上应用方便。 相似文献
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填土水平墙背竖直光滑的挡墙,墙后土体处于以自重应力和水平应力为主应力的应力状态。实际工程中,挡墙背面与土体存在一定的摩擦及黏结力作用致使挡墙附近土体中的主应力发生偏转,此时,经典朗肯土压力理论不再适用。本文对挡墙附近土中的主应力状态进行旋转处理,通过分析墙后填土中应力状态摩尔圆,得到了考虑墙土摩擦和黏结力作用的黏性填土挡墙主被动土压力计算公式,分析了填土内摩擦角与墙土摩擦角对土压力的影响,使用算例将本文方法所得结果与现有黏性土土压力计算方法所得结果进行了对比分析。结果表明,朗肯土压力公式是本文所得计算公式的特例;随着墙土摩擦角和内摩擦角的增加,被动土压力逐渐加快增大;主动土压力随着内摩擦角的增加而减小;当内摩擦角较小时,主动土压力随着墙土摩擦角的增大不断减小,当内摩擦角较大时,主动土压力随着墙土摩擦角的增大先减小后增大;土内摩擦角的影响大于墙土摩擦的影响;相对于现有方法计算结果,本文方法所得主动土压力较大,被动土压力较小,墙土摩擦越大,2种方法所得结果的差值越大,土黏聚力还会加大这一差值。本文方法考虑了墙背土体主应力方向偏转的客观事实,所得计算结果将更符合实际情况。 相似文献
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针对现有有限土体刚性挡土墙主动土压力研究大都集中于临近建筑物墙体或地下室外墙的狭窄土体,相邻基坑、路堤与切坡挡土墙形成放坡状态有限土体研究甚少,本文考虑填土黏聚力及墙土间黏结力、墙土间摩擦作用、墙背倾角及填土顶面竖向荷载等的影响,利用刚体极限平衡理论进行研究。根据相邻基坑与边坡挡土墙放坡状有限土体的工程特性,分析挡土墙平动位移模式下平面滑动破裂面的形成特征,建立放坡状态有限土体主动土压力计算模型,并利用数值计算方法可以求解。通过对放坡状有限土体主动土压力进行算例分析与参数分析,表明极限破裂角与宽高比、黏聚力、墙背倾角及墙土间外摩擦角为负相关,不同黏聚力下随着宽高比增大,极限破裂角趋近于考虑黏聚力作用库伦方法得到的极限破裂角值,不同黏聚力下有限土体宽度临界值亦是变化的;主动土压力随黏聚力、墙背倾角及墙土外摩擦角增大而减小,随着宽高比增大而增大并逐步趋近于库伦方法计算的土压力值。最后,通过模型试验验证表明按本文方法计算的极限破裂角与实测破裂角吻合,PIV系统测试得到的临界宽高比与库伦方法的结果一致。 相似文献
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《岩土力学》2017,(8):2182-2188
土体滑裂面形状对挡土墙主动土压力有重要影响。以无黏性填土挡墙为研究对象,假设在考虑土拱效应时,极限状态下墙后土体的滑裂面为曲线,基于水平微分单元法推导出平动模式下挡土墙主动土压力的分布。首先将计算与模型试验结果及已有理论研究成果进行对比分析,验证了方法的可靠性;其次,研究土体内摩擦角和墙-土摩擦角对主动土压力分布、合力大小和作用点高度的影响。结果表明:基于曲线滑裂面假设得到的滑动楔体范围略大于采用直线滑裂面的假设;对于不同高度的挡土墙,建议的计算结果与模型试验结果更为符合;对于不同的土体内摩擦角和墙-土摩擦角,土压力的分布形式和合力作用点与Paik解较为接近,但合力略大于Paik解。 相似文献
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非极限主动土压力计算方法初探 总被引：5，自引：2，他引：3
针对未达到极限位移的刚性挡土墙,提出了一种简单可行的主动土压力计算方法。根据反映墙后主动区土体应力-应变性状的卸荷应力路径试验确定的应力-应变关系,建立非极限状态摩擦角与墙体位移的关系。对于未达到极限位移的挡土墙,结合已取得的位移与摩擦角之间的关系,采用与滑裂面相平行的微条对墙后滑动楔体进行划分,对微条进行受力分析,建立平衡方程,推导了滑裂面的倾角,从而得到非极限主动土压力计算公式。随后与一例模型试验数据作了对比分析,计算值与实测值基本吻合,仅在墙下部1/3墙高范围内存在一定的差距。研究表明,所提出的计算方法能够用于计算处于非极限状态下挡土墙的土压力,具有一定的理论意义和工程参考价值。 相似文献
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针对现有刚性挡土墙与支护结构工程有限土体土压力研究大都基于墙背光滑的假定,本文考虑挡土墙与填土之间及建（构）筑物与填土间的摩擦作用,挡土墙背倾角及填土顶面竖向荷载的影响,引入极限分析上限理论进行研究。根据临近建（构）筑物有限宽度土体的工程特性,基于平动模式采用直线滑动破裂面,在土压力上限求解中引入粗糙挡土墙及粗糙建（构）筑物与土界面间的摩擦能耗计算,分别建立有限宽度土体在主动极限状态和被动极限状态下的土压力计算模型,并利用数值计算方法求解。通过对有限土体主动土压力进行参数分析,表明极限破裂角是一个不确定角,其随着计算深度增大而非线性增大,随有限土体宽度和挡土墙背倾角增大而减小;主动土压力合力随墙土间外摩擦角、挡土墙背倾角及超载增大而增大,墙土间外摩擦角对极限破裂角影响较小,而对土压力合力影响较大。通过工程算例分析并与其它方法计算结果进行对比,表明有限土体主动土压力和被动土压力均小于无限土体土压力。 相似文献
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针对锚喷支护设计中面层土压力计算模式存在的问题,以预应力锚杆柔性支护技术为研究对象,假定锚杆间的土拱为二维平面拱,推导出了一种作用在喷射混凝土面层上的土压力计算方法,得到了面层土压力的分布曲线。分析土体黏聚力 、内摩擦角 、外摩擦角 和锚杆水平间距 对面层土压力的影响,并与简仓法计算结果进行了对比。结果表明, 越小,面层土压力越大,且简仓法计算值明显小于文中计算值; 对面层土压力最大值无影响;面层土压力最大值与 成正比; 对面层土压力也有明显影响,在实际工程设计中,不应忽略 对减小面层土压力的贡献。最后给出了计算面层上的土压力简化公式。 相似文献
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斜坡地基上高填方边坡产生的侧向极限土压力是重力式挡土墙设计中一个关键因素。为了简化计算分析该土压力,基于墙后填方土体的折线型"越顶"失稳破坏模式,采用极限平衡方法建立了滑动土体及其与墙体之间土体的受力分析模型,推导了墙后侧向极限土压力计算表达式,利用极值原理得到了极限土压力的计算方法。将所提出的方法应用于衢宁铁路屏南车站斜坡地基高填方工程,计算结果表明,与塑性极限分析法所得的侧向极限土压力计算结果的相对误差在1%以内;同时,给出了填方坡面倾角、墙背倾角、自然斜坡面倾角、填土内摩擦角、墙背外摩擦角等对墙后侧向极限土压力的影响特征。 更多还原 相似文献
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改进的主动土压力计算方法 总被引：1，自引：0，他引：1
墙背土压力分布与挡土墙的位移大小和转动模式密切相关。针对绕墙底向外转动的刚性挡土墙,基于土压力形成机制的分析及已有的研究成果,建立挡土墙位移与墙背土体内摩擦角发挥值之间的关系式,反映了墙背土体内摩擦角随着挡土墙位移的增加而渐进发挥的过程。在此基础上,提出一种改进的考虑位移影响的主动土压力计算方法。计算结果表明,随着挡土墙位移的增大,墙背土压力由静止土压力逐步减小。当挡土墙位移达到临界值后,相应的墙背土压力均收敛于库仑主动土压力。墙底背面土压力也是随着挡土墙位移的增长而逐步收敛于库仑主动土压力。与模型试验结果对比表明,理论计算值与试验实测值基本吻合。 相似文献
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管棚支护是隧道工程在复杂地质环境中常用的辅助施工手段,其主要依靠管间微拱效应发挥支护作用,而微拱的形成和破坏与管棚间距密切相关。综合考虑侧向土压力及微拱截面应力的非均匀分布特征,确定了考虑侧向土压力作用的微拱合理拱轴线形状,并推导了其标准方程,结合微拱的破坏条件提出了管棚合理间距的计算方法。对所提出的方法进行工程算例分析,并与已有关于管棚间距的计算方法进行了对比,验证了该方法的合理性。在此基础上,对影响管棚间距的主要参数进行分析,研究结果表明:管棚间距与拱顶荷载呈负相关关系,与管棚直径、土体黏聚力呈线性正相关关系,与土体内摩擦角呈非线性正相关关系,且土体内摩擦角的增大对管棚间距增大的影响也随之增大。随荷载的增大,上述参数对管棚间距的影响均减弱。 相似文献
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目前主动土压力计算方法多仅针对土体处于饱和或干燥状态,忽略了其从非饱和到局部饱和,或饱和到非饱和的渐变过程,进而导致计算结果失真。鉴于此,首先开展了一系列刚性挡墙非饱和砂土主动土压力模型试验,揭示了墙后土体的破坏规律：（1）墙后土体顶部出现了近似竖直裂缝,且其发展深度随墙面粗糙度和含水率的增加而变大;（2）墙土界面摩擦对塑性区形状影响较小,且在挡墙移动过程中,墙后土体塑性区形状始终近似保持为平面。在试验基础上,引入广义有效应力原理,基于极限平衡分析建立了考虑吸应力效应的非饱和土主动土压力计算方法,理论与试验实测值表明,所提方法相比其他方法,更接近于试验值。分析了各主要因素对非饱和土压力分布规律的影响,结果表明：主动土压力随有效内摩擦角值增加而减少,而界面摩擦角对其分布影响较小;相比于无吸力情况,考虑吸力时主动土压力更小;随着进气值增加,吸应力对主动土压力的贡献减少,最终趋于恒定。 相似文献
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针对刚性挡土墙绕墙底向外位移(RB)模式下砂土非极限主动土压力分布问题,采用离散元数值模拟对砂土的主动破坏过程进行分析。研究结果表明,非极限主动状态下,不同深度处土体内摩擦角变成极限值时,该点所需的水平位移近似相同,约为0.03%H,墙-土摩擦角至极限值时该点所需的水平位移Sδ近似与深度z呈线性关系,即Sδ=0.12%z;挡墙位移过程中,墙后土体中存在多个相互平行的“准滑动面”。根据模拟结果,在Liu提出的摩擦角调动值计算公式基础上进行了修正,并利用斜微分单元法,取墙后土楔体中平行于滑动面的薄层作为斜微分单元,建立了非极限主动状态下单元体静力平衡方程,得到了RB模式下挡墙不同位移量时非极限主动土压力计算公式。将计算结果与模拟结果和模型试验实测数据进行对比,验证了理论公式的合理性。 相似文献
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管棚作为隧道安全穿越不良地质地段的超前支护结构,依靠土拱效应发挥其支护作用,管棚间距与成拱效应密切相关。通过引入合理拱轴线,并考虑侧向土压力的影响,结合管棚间土拱破坏条件给出了管棚合理间距的计算方法,通过凤咀江隧道工程实例和离散元对比分析,验证了计算方法的合理性。进一步分析了管棚间距随管棚所处位置的变化规律以及管棚直径、土体参数等对管棚间距的影响规律。结果表明：当侧向土压力系数较小时,拱腰至边墙处管棚间距可适当调大;当侧向土压力系数较大时,拱顶至拱腰处管棚间距应适当减小。管棚间距随管棚直径和土体黏聚力的增加而线性增加,且与土体内摩擦角数呈正相关关系,随内摩擦角增大,对管棚间距的影响也越来越大。 相似文献
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基于明德林解的土钉内力计算方法 总被引：1，自引：0，他引：1
土钉内力计算是土钉墙设计计算的关键指标,通过虚拟开挖应力模拟土钉墙开挖状态,假定面层受力为0,提出了钉土剪力在潜在滑动面两侧沿土钉方向呈双三角形分布的计算模型,推导了钉土剪力和土钉轴力的计算公式。利用Mindlin应变解,得到在虚拟开挖应力和钉土剪力共同作用下潜在滑动面位置土体及土钉端部土体侧向位移,根据钉土剪力分布模型计算得到土钉在潜在滑动面位置的弹性变形。根据钉土剪力在潜在滑动面位置等于0的特点,得到钉土相对位移在潜在滑动面位置为0的结论,结合潜在滑动面位置两侧土钉轴力大小、相等方向相反,可以得到钉土剪应力计算公式中未知系数,从而得到土钉轴力和钉土剪力。通过与法国CEBTP大型试验1号墙实测数据的对比分析,初步验证了基于Mindlin解的土钉内力计算方法的合理性和可行性。 相似文献