刚性挡土墙后轻量土静止土压力特性模型试验研究

为了研究轻量土对挡土结构物的减压机理,通过开展大比尺刚性挡土墙模型试验,采用重物堆载的方式在填土表面施加均布荷载,分析重塑黄土和轻量土作为墙后填土时的静止土压力分布规律。结果表明:轻量土在养护阶段的静止土压力随着时间增长而逐渐增大,但增幅逐渐降低。重塑黄土和轻量土的静止土压力随着填土深度增加近似线性增大,并且静止土压力随着加载而逐渐增大,其中重塑黄土的增幅明显偏大。对比重塑黄土和轻量土的静止土压力,发现轻量土具有明显的减压作用,且填土表面均布荷载越大,轻量土的减压效果越好。重塑黄土和轻量土的静止土压力系数均不是常数,其中重塑黄土静止土压力系数为0.34~0.78,轻量土静止土压力系数为0.22~0.55。当填土表面作用均布荷载时,传统理论在计算重塑黄土静止土压力方面适用性较高,但轻量土计算误差较大。结合模型试验以及传统理论,提出了适用于轻量土的静止土压力修正公式,对比发现其相对误差总体上介于1.01%~23.13%。通过模型试验和理论计算揭示了轻量土的静止土压力特性,对于完善轻量土土压力理论具有重要意义。

邻近地下结构基坑主动土压力分布规律试验研究

邻近地下结构新建基坑有限土体土压力分布规律是围护结构施工控制的关键问题。针对有限土体常见的3种破坏形式,基于薄层单元理论,定性分析既有地下结构对有限土体主动土压力分布的影响规律。综合采用模型试验与现场测试方法,验证提出的有限土体土压力分布规律合理性。结果表明:(1)半无限土体下邻近既有地下结构新建基坑主动土压力为两端小、中间大的非线性鼓形;(2)既有地下结构侧墙部位有限土体主动土压力增加幅度发生变化,转变部位在既有地下结构的顶部与底部;(3)滑裂面与既有地下结构相交于底板时,土压力呈现B型非线性分布,在既有地下结构底板处土压力值骤减;(4)有限土体土压力随有限土体面积增加(埋深增大、近接距离增大)而增大。研究成果可为探究邻近地下结构的基坑主动土压力分布情况提供新的思路与定性分析方法。

考虑土体有限宽度的邻近建筑基坑土压力计算方法

基于极限平衡法建立土体受力平衡方程,得到有限宽度土体土压力理论解答,然后研究了土体宽高比、土体黏聚力、土体内摩擦角、墙土摩擦角等因素对土压力的影响规律,最后通过分析影响土体破坏夹角的关键因素得到墙后土压力简化计算公式。结果表明,在土体有限宽度条件下,同等高度处土楔体前后受力基本相同,土体内摩擦角对土压力的影响较大,土体黏聚力和墙土摩擦角对土压力的影响不大。土体破坏夹角大致在朗肯与库伦计算角度之间变化,墙土摩擦角、土体内摩擦角对滑裂面夹角及有限土压力计算范围均有显著影响。

成都地区卵石地层深基坑开挖的土压力计算方法

[目的]现有土压力理论计算方法未考虑卵石地层孔隙度大、结构松散等离散性特点,计算结果与实际土压力有所偏差,需要研究适用于成都地区卵石地层的土压力计算方法。[方法]以成都轨道交通7号线为依托,分析卵石地层深基坑土压力与朗肯土压力理论值的差别,并建立深基坑开挖土压力计算方法。采用离散元数值模拟和数据统计分析,获取围护结构平动、围护结构绕墙顶转动和围护结构绕墙底转动三种基本变位模式下静止土压力、被动土压力和主动土压力的分布特征。与朗肯土压力理论计算结果进行比较,得到不同变位模式下三种土压力的修正系数,并建立深基坑土压力修正计算方法。进一步与现场实测数据比较,对比验证所提出的土压力计算方法。[结果及结论]主动土压力和被动土压力分布形式具有强烈的非线性,可采用双折线进行描述,交点分别位于埋深8 m和9 m处。静止土压力修正系数分布在0.91~0.96之间,在使用时不需要修正;主动土压力修正系数分布在0.33~0.78之间,被动土压力修正系数分布在0.52~0.91之间,在使用时应予以修正。所提出的卵石地层深基坑土压力计算结果与现场实测结果吻合较好,可为类似轨道交通工程提供参考。

开挖前抽水条件下基坑围挡两侧非极限土压力计算模型

基坑开挖前的坑内抽水可引起围挡发生厘米级的侧移,但现行基坑设计理论仅提出了基于弹性支点法的土方开挖诱发围挡受力变形的计算方法,却并未提出如何计算基坑开挖前抽水引起的围挡侧移。若要沿用弹性支点法进行抽水侧移的计算,则如何确定抽水过程中围挡两侧土压力分布成为关键。为了提出基坑开挖前抽水条件下围挡两侧土压力的计算模型,首先提出了基坑开挖前抽水过程中围挡两侧土体受扰动区形态与范围;然后探明了扰动区内土体应变分布规律并提出土体应变分布模式;进一步地,建立了土体应变与围挡侧移的数学方程,并结合土体应力−应变方程最终构建了开挖前抽水条件下考虑基坑围挡侧移影响的土压力计算模型。所提出的土压力模型能够反映基坑开挖前抽水过程中围挡侧移对土压力的非线性影响,公式形式简单,参数取值方便,可为后续预测抽水引起的基坑围挡侧移提供重要基础。

基于非极限土压力的基坑开挖引起隧道变形的计算方法

由于基坑开挖引起邻近隧道变形,继而影响地铁在隧道中的安全运行,因此如何准确预测邻近隧道变形是个值得研究的问题。根据非极限土压力计算方法,计算基坑开挖卸荷坑壁上的土压力,利用Mindlin求解公式,获得基坑开挖阶段旁侧隧道上的附加荷载,将隧道结构看作Winkler地基梁上的Euler梁,建立弹性地基梁微分方程,给出隧道水平位移变形的解析方法。基于该方法分析了基坑开挖引起邻近隧道的水平位移。研究结果表明:随着基坑开挖深度的增加,隧道水平位移相应增加;考虑非极限土压力计算得到的隧道水平位移结果与实测值较为接近,误差总体保持在20%以内;相较于传统隧道水平位移求解方法,笔者方法更加符合实际。

复杂环境下基于CPTU的深基坑土压力模型与工程应用

土压力计算是深基坑围护结构设计的重要组成部分,但现有土压力模型难以合理地考虑开挖扰动诱发土体工程性质演化影响。孔压静力触探(piezocone penetration test,CPTU)能够有效避免取样扰动,并快速提供连续的原位土测试参数(锥尖阻力、侧壁摩阻力、孔隙水压力)。基于CPTU原位测试和位移相关土压力模型,结合库仑土压力框架,综合考虑开挖诱发土体工程性质演化、邻近地下结构(受限空间)、土拱效应、地基土强度参数和土-结构界面摩擦角等影响因素,构建了复杂环境下深基坑土压力统一计算模型(主动状态至被动状态)。分别通过与室内1g模型试验和离心机试验结果对比,验证了所构建模型的准确性与合理性。进一步将所构建模型应用至太湖冲湖积相软土地区某邻近地铁车站的深基坑工程。现场分别在基坑开挖前后对围护结构的两侧(基坑内外)开展了CPTU原位测试,并监测得到了围护结构侧向变形与土压力变化。原位测试解译结果表明,基坑开挖显著地改变了周边土体状态参数,但对于有效内摩擦角的影响甚微。与现场所测土压力对比指出,基于CPTU的土压力模型能够较好地反映复杂环境下基坑土压力变化,成功实现了工程应用。

双层地下连续墙土压力的现场实测研究

南京某超深基坑工程采用异形围护结构双层地下连续墙进行施工,双墙间土体处于非极限平衡状态,土压力分布演变形式及墙土间相互作用机制并不明确。为探明深基坑开挖施工引起的双墙间有限土体的土压力变化规律及墙外侧土拱效应对土压力分布的影响,采用现场实测分析结合物理模型计算的方法开展研究。首先,通过现场试验在土层中布设土压力监测点,获取基坑开挖过程中墙间土压力演变规律;其后,建立考虑土体分层的曲面锥形土拱模型,计算侧土拱发展引起的墙外土压力变化量,并结合试验数据的参数反演和误差分析对模型计算结果的准确性展开讨论。研究结果表明:基坑开挖施工对双墙间土体的影响总体呈现为挤压变形,有限土体受到的侧向约束作用有助于进一步发挥土体的抗剪强度;基坑开挖各工序中土方开挖过程对地层扰动最为显著;侧土拱效应进一步增大了浅层土体挡土墙侧土压力,而中深层土体中几乎没有侧土拱发展;考虑侧土拱效应的土压力计算结果较传统水土分算的Coulomb理论计算方法与现场实测结果更加吻合。本研究可为异型围护结构的深基坑工程设计及施工提供思路与建议。

稳态渗流下非饱和土涵洞竖向土压力的迭代解与简化

为描述稳态渗流下不同类别非饱和土涵洞的竖向土压力变化,应用圆弧小主应力轨迹法和Mohr应力圆获得考虑土拱效应的滑移面土压力系数,继而基于非饱和土的有效应力强度公式与吸应力理论,由水平薄层单元的竖向力平衡分别建立稳态渗流下上埋式/沟埋式非饱和土涵洞竖向土压力的迭代解,给出应用步骤并开展对比验证与方法拓展,最后结合吸应力沿深度分布规律提出涵洞竖向土压力的简化实用公式。研究结果表明:涵洞竖向土压力迭代解能合理反映土体类别、水分蒸发、降雨入渗和土拱效应的综合影响,并得到文献现场实测和理论公式数据的正确性验证以及对非饱和土涵洞的适用性;涵洞竖向土压力实用公式可显式表达且精度良好,方便估算不同稳态渗流下涵洞主要荷载;砂土涵洞可忽略非饱和特性影响而按饱和土计算竖向土压力,粉土和黏土涵洞可简化吸应力沿深度为线性分布;上埋式涵洞土拱负效应使得竖向土压力增大,而沟埋式涵洞土拱正效应使得竖向土压力减小。

强夯作用下回填砂土挡墙墙后土压力分布研究

挡土墙墙后土压力分布是墙体形状及配筋设计的重要依据,为研究强夯作用下挡墙墙后土压力分布规律,开展了自重、堆载及强夯荷载下的挡土墙物理模型试验,通过不同深度的土压力监测,分析了夯击落距和夯击次数对墙后土压力分布的影响,重点分析了强夯冲击松动区的影响,并基于等效静力法修正了强夯作用下墙后土压力理论计算公式。结果表明:单次夯击作用下墙后土压力瞬间增大至极值后逐渐衰减至稳定,随着夯击次数的增多,土体逐渐密实,相应的墙后土压力会逐次增加;浅部土体在强夯作用下会形成冲击松动区,松动区内土体变得松散从而土压力值较小,而松动区下部土压力随深度迅速增大后再减小,呈“鼓肚”状非线性分布;松动区土体重度、松动区厚度尤其是后者对于墙后土压力理论分布曲线影响较大,考虑松动区影响的墙后土压力等效静力法修正理论公式更符合实际情况。

重力式码头升级改造板桩墙后土压力分布

针对重力式码头升级改造新建板桩墙方案板桩墙后土压力分布问题,开展新建板桩墙距已有重力式墙身不同距离的土压力分布规律研究。采用有限元数值模拟和理论公式计算对比分析,得出作用在前板桩墙上的土压力小于理论主动土压力,即存在贮仓效应的结论。建议重力式码头改造工程设置前板桩墙时,采用公式合理选取贮仓尺寸,或根据新建板桩墙距已有码头墙身的距离采用有限元计算作用在板桩墙上的土压力,避免保守或激进设计。

活动门试验中土压力盒标定方法

为确保活动门试验结果的准确性,根据试验填土深度的不同,对一批相同型号的电阻式土压力盒进行了垂直方向上的分级加载和卸载标定,并考虑标定装置内壁摩擦力影响,修正了作用在土压力盒上的有效加载和卸载应力。通过对加卸载过程进行离散元模拟,证明有效加载和卸应力修正方法较为合理。标定试验结果表明,加载过程中微应变量-有效应力曲线呈线性变化,可使用线性函数拟合;卸载过程中微应变量-有效应力曲线存在明显的滞后现象,且滞后程度随有效加载应力的增大而增大,可使用单指数曲线拟合。标定土压力盒后,开展了填土试验,结果表明土压力盒不宜在压力过小或填土深度过小时使用。

绕墙底转动模式下装配式挡土墙土压力研究

墙背土压力分布及大小是装配式挡土墙设计的关键依据。设计并开展新型装配式混凝土挡土墙现场试验,研究挡土墙在加载条件下的位移模式和土压力分布规律。以现场试验为原型,建立无黏性填土、墙背倾斜且粗糙的挡土墙理论计算模型,同时考虑挡土墙位移模式与大小、土拱效应和土层间剪应力的影响,采用水平层分析法推导了绕墙底转动(RB)模式下挡土墙的土压力计算公式。结果表明:①该装配式挡土墙整体性能良好,绕墙底刚性转动。在RB模式下,墙顶处土体最先达到主动极限状态,土体从上至下逐渐达到极限状态;任意深度处的土体位移S_(c)达到7 mm时将达到极限状态,即S_(c)=0.16%H(H为墙高)。②本文理论解与试验值吻合较好,计算公式可用于求解挡土墙绕墙底转动过程中的土压力分布及大小。③随着挡土墙转动幅度的增大,土压力分布曲线凹向逐渐明显,土压力合力作用点高度呈现先降低后回升的现象;挡土墙转动角度η=0.007 rad为挡土墙达到主动状态的临界值。

振弦式土压力计自动校准系统设计及应用研究

随着智慧港口和智慧航道建设的发展,监测传感器的自动化计量已成为未来发展趋势。通过分析监测传感器——振弦式土压力计的组成和工作原理、校准需求及难点,设计并研制了一套自动化校准系统。以工控机为控制核心,以自动加压系统、频率采集仪为标准器,通过控制系统自动加压和测量被检设备输出频率模数值,可实现压力标准值的设置输出、频率测量值的自动记录存储及运算处理、历史数据管理及生成校准报告等目标。试验表明其各项程序和指标均能满足振弦式土压力计的校准要求,可直接用于相关计量校准工作。

论主动静止土压力、被动静止土压力与朗肯土压力计算公式的优化

通过对朗肯土压力理论和库仑土压力理论中的主动土压力、被动土压力与静止土压力之间的关系分析,指出现今的静止土压力并不是主动土压力与被动土压力之间的平衡土压力点。假设土层在各个方向都呈相同各向异性的前提下,分析主动土压力与被动土压力的定义,提出将挡土墙水平向不发生向外移动的最大水平向作用压力定义为主动静止土压力,填土竖直向不发生向上移动的最小水平向作用压力定义为被动静止土压力,挡土墙水平向不发生移动同时填土竖直向不发生移动的水平向作用压力定义为绝对静止土压力,并优化了二维应力状态下主动状态、被动状态与静止状态的应力圆。依据莫尔应力圆土体极限平衡理论优化了朗肯主动土压力与被动土压力计算公式,解决了朗肯土压力计算值与现实不相符的难题。通过举例计算主动土压力、被动土压力与主动静止土压力、被动静止土压力之间的关系,验证了作者优化的朗肯土压力计算公式的正确性。希望对理论土力学的发展有一定的推动作用。

一种新型振弦式土压力盒的结构设计分析

在我国,岩土工程领域十分广阔,工程的应力检测、监测显得尤为重要。检测岩土基础的应力变化所用的土压力盒、土压力计种类繁多,有些土压力盒原理相同但结构多样,还有些土压力盒标定方法与实际应用完全不符。基于此,提出一种能够符合现场埋设应用的振弦式土压力盒。该设计是轮辐式工作膜在无盒状态下只接受压力传递片的压力和校准方法。

墙后填土倾斜时二次抛物线准则下粘土压力计算新解

在计算挡土墙土压力时,挡土墙后填土面往往具有一定的倾角,倾角的存在及其大小会显著影响挡土墙土压力的研究计算。本文基于粘土的二次抛物线型强度准则,对墙后填土的极限平衡状态进行分析,进而推导出墙后填土倾斜时粘土的主动土压力以及被动土压力计算新解。研究结果表明,墙后填土倾斜时粘土的土压力呈非线性分布。随着其抗拉强度的增大,墙后填土的主动土压力减小,被动土压力增大;随着墙后填土倾角的增大,其主动土压力减小,被动土压力减小。

静压桩的桩侧土压力分布规律数值分析

静压桩的贯入挤土效应导致桩侧土压力升高,探究桩贯入挤土导致的桩侧土压力变化对建立合理的桩贯入阻力计算方法具有积极的意义。因此,采用大变形数值模拟方法和南水本构模型对桩在砂土中的贯入过程进行了分析,探究了桩侧土压力系数K的变化规律。结果表明:桩贯入过程中土体受力可划分为加载、卸载和应力稳定3个阶段,在桩端到达土体所在深度时土体的应力达到峰值,远离后土体发生应力卸载,最后趋于稳定;在深度方向的最大扰动范围为5D(D为桩直径),沿径向最大扰动范围为6D。桩贯入完成后的桩侧土压力沿深度方向近似表现为线性分布,在桩端处出现极值。桩径的变化对土压力的影响不显著,不同直径的桩侧壁土压力接近。随着界面摩擦系数的增加,桩侧土压力逐渐增大。基于数值分析结果提出了考虑桩−土界面摩擦系数的桩侧土压力计算方法。

基于离散元模拟的不同挡土墙位移模式下非极限主动土压力

针对刚性挡土墙主动位移过程中砂土非极限主动土压力问题,利用PFC 2D分别对挡土墙绕墙顶转动(RB)模式、绕墙顶转动(RT)模式和平动(T)模式下砂土主动破坏过程进行模拟分析。分析结果表明,不同位移模式下土体内摩擦角及墙土摩擦角调动规律存在差异。挡土墙主动位移过程中,RB模式下土体破坏从墙顶开始,向墙脚发展,土楔体内部只有靠近墙背侧区域出现主应力偏转现象,并且土楔体中内摩擦角调动值均能达到极限值。RT模式下,土体破坏沿着墙背和滑裂面从墙脚开始,向土体表面发展,墙后土楔体中上部区域主应力偏转角度较大,形成了大主应力拱,与此对应的是该区域内摩擦角调动值相对初始内摩擦角减小。T模式下,土体破坏分别沿着墙背从墙顶向墙脚发展以及沿着滑裂面从墙脚向土体表面发展,墙后土楔体内部会出现小主应力拱,且内摩擦角调动值从初始内摩擦角增加,但达不到极限值。

基于倾斜滑裂面假设的浅埋盾构隧道松动土压力研究

随着地铁建设的快速发展,隧道上方松动土压力的计算成了隧道工程领域的研究热点,而隧道松动区的确定对松动土压力的计算至关重要。为简便而准确地确定松动区的范围,首先假设松动区的边界为倾斜直线,然后基于Mohr-Coulomb破坏准则并考虑隧道尺寸、埋深等因素的影响推导滑裂角计算式,进而确定隧道周围地层的松动区范围。最后结合松动区土体主应力轴旋转理论以及倾斜滑裂面的假设,推导出滑裂面上的侧压力系数以及隧道松动土压力的计算式。结果表明:滑裂角随土体内摩擦角的增大而增大,随隧道埋深比的增大先减小然后趋于稳定;大主应力轨迹线为圆弧时计算更为简便、更易推广,可采用圆弧形大主应力轨迹的假设计算隧道松动土压力;松动土压力计算式所得结果和实际的试验结果吻合较好,因此该计算式可应用于砂土地质条件下浅埋盾构隧道上方的松动土压力计算。