高速铁路小变形下陡坡地基路肩桩板墙力学响应

掌握高速铁路陡坡地基条件下路肩桩板墙力学特性是路堤侧向变形控制的关键。以贵广高速铁路某陡坡地基路肩桩板墙为试验工点,对墙背土压力、桩身内力与变形进行了900余天现场长期观测,讨论了墙后路堤分层填筑引起的墙土侧向变形形态差异及机械碾压残余应力对土压力分布的影响。结果表明：适应高速铁路小变形要求的强约束、深锚固路肩桩板墙能有效控制陡坡地基路堤侧向变形,桩体仅呈0.94‰的近似刚性转动,填筑完成后变形约占30%,且1.0～1.5 a趋于稳定;经碾压密实的墙后粗粒土填料,即使在小变形下依然能达到主动土压力状态;分层填筑引起墙后填土侧向变形呈现的“上小下大”分布形态与墙体位移相反,是墙背土压力呈现出中部大、两端小抛物线分布模式的重要因素;基于适筋梁受力状态及平截面假定,分别结合实测钢筋应力与混凝土应变换算得到的桩身弯矩具有良好的一致性,与极限地基反力法的理论计算吻合。     

锚拉式桩板墙加工技术研究

锚拉式桩板墙是一种可以代替高填方方路堤、多线 新型高路肩支撑结构。它同墙面桩、挡土板、锚定桩（锚索孔）及钢绞一探索组成。我侧墙面桩和亿人锚定桩通过拉索及锚具与之连接，并施加预应力，墙面桩间安装挡土板及 墙内填石，将整个桩板墙结构筑为一整体超静定结构，这是南昆铁路建筑施工中三大技术攻关项目之一，是中重点科研项目。     

衡重式桩板挡墙上墙土压力模型试验研究

简要介绍了几何相似系数为7的衡重式桩板挡墙模型和多工况模型试验,着重分析了上墙在不同卸荷板尺寸和设置位置及有外荷载工况下对上墙土压力的分布问题。试验结果表明：①板埋深超过某一深度时,并不能有效改善上墙主动土压力的分布情况,反过来说明存在最佳埋深位置。②板宽对卸荷板上表面处的土压力影响较大,但对上墙土压力总体分布趋势没有影响。③填土荷载下,当卸荷板宽度和上墙高比值小于0.4时,上墙土压力接近于朗肯土压力分布;当宽高比大于1.3时,上墙土压力分布更接近于静止土压力。④工程设计时,上墙土压上墙土压力可按公式 计算     

柔性板桩板墙加固斜坡填方地基的土压力分配问题研究

通过对桩板墙挡土板的受力变形特征分析,指出桩间采用柔性挡土板时,作用于挡土板上的土压力相对较小。在对比分析拟化简仓法与卸荷拱法的基础上,针对当前挡土板土压力计算中存在的问题,对柔性板桩板墙加固斜坡填方地基展开试验研究,并重点研究桩前、桩后施工挡土板时墙后土压力的分布规律。通过对布置在挡土板上的位移计及预埋的土压力计进行监测,结果表明,挡土板布置在桩前时其挠曲变形及承受的土压力值较小,且桩间土拱效应更易得到发挥。挡土板上土压力自上而下多呈抛物线型分布,而作用于桩背侧的土压力分布相对复杂。通过对桩后布置挡土板的土压力分布规律进行为期21 d的监测,研究了土压力变化的时间效应。     

预应力锚索桩板墙动态响应规律研究

随着公路交通流量增加及超载车辆增多,交通荷载对支挡结构的受力变形特性影响越来越大。通过FLAC3D软件建立预应力锚索桩板墙空间分析模型,并与现场动应变测试结果进行比较,探讨了交通荷载作用下挡墙的受力变形机制。结果表明：交通荷载在路基与挡墙中所反映的影响深度大致都为2 m左右,正常情况下（重型汽车满载、行驶在行车道上）作用在预应力锚索桩板墙上的动土压力大约为该处挡墙静止土压力的10 %。     

加筋土挡墙静动力学特性大模型试验研究

为了研究加筋土挡墙在交通荷载作用下的受力变形特性,分别设计了在静载和动载作用下的加筋土挡墙大模型试验,分析了加筋土挡墙的竖向土压力、挡墙面板变形、加载板沉降以及动力加速度等参数的分布规律。试验结果表明:静、动荷载作用下加筋土挡墙受振源荷载的水平影响范围约为0.16～0.54H(墙高),挡墙土压力均呈现水平方向上由振源中心向两侧减小的趋势;同时静动荷载下挡墙面板水平位移的主要影响范围为墙顶往下约为0.55H;加载前期加筋土挡墙内部结构是一个逐渐压密的过程,动荷载作用下加载板沉降量在整个逐级荷载值变化临界处随荷载值的增大呈斜坡“阶梯”式发展;筋土结构对加速度响应有着显著的消散作用,且随着离荷载作用点距离的增大而减小。     

加筋土挡墙静动力学特性大模型试验研究

为了研究加筋土挡墙在交通荷载作用下的受力变形特性,分别设计了在静载和动载作用下的加筋土挡墙大模型试验,分析了加筋土挡墙的竖向土压力、挡墙面板变形、加载板沉降以及动力加速度等参数的分布规律。试验结果表明:静、动荷载作用下加筋土挡墙受振源荷载的水平影响范围约为0.16～0.54H(墙高),挡墙土压力均呈现水平方向上由振源中心向两侧减小的趋势;同时静动荷载下挡墙面板水平位移的主要影响范围为墙顶往下约为0.55H;加载前期加筋土挡墙内部结构是一个逐渐压密的过程,动荷载作用下加载板沉降量在整个逐级荷载值变化临界处随荷载值的增大呈斜坡“阶梯”式发展;筋土结构对加速度响应有着显著的消散作用,且随着离荷载作用点距离的增大而减小。     

非极限状态非饱和土主动土压力试验及理论分析

目前土压力研究大都以极限状态下的土体为研究对象,且假定土体处于饱和或干燥状态,未考虑墙体位移与土体非饱和特性对土压力的影响,在实际工程的应用中有局限性。鉴于此,开展主动平动模式下墙后不同含水量砂土的刚性挡墙土压力室内模型试验,并采用渗压计和土压力盒分别量测不同深度处土中的基质吸力和土压力,以及利用DIC图像关联技术观察不同挡墙位移时的土体位移情况。试验结果表明,当墙后土体处于非极限状态时,土体破坏面始终通过墙踵,且其形态接近于平面;其次,在此基础上,结合非极限状态下墙土摩擦强度发挥特性和非饱和土强度准则,提出位移相关的非饱和土强度模型,并建立非极限状态下非饱和土主动土压力计算模型,以及与室内试验结果对比验证了该模型的合理性;最后,针对提出的计算方法探讨了墙体位移和土体基质吸力对主动土压力的影响。参数分析结果表明,非饱和土主动土压力随挡墙位移量的增大而逐渐减小,而随着基质吸力的增大呈现先减小再增加的趋势,且存在一极小土压力值,朗肯土压力值和Fredlund扩展朗肯土压力值分别为该模型在饱和与非饱和情况下位移达到极限状态时的特殊值。     

土工格室柔性挡墙变形规律数值模拟研究

土工格室柔性挡墙作为一种新型公路边坡支挡结构,在公路工程建设中具有广阔的应用前景。柔性挡墙墙背土压力与挡墙的变形形态及位移量大小密切相关。运用岩土工程有限元分析软件Plaxis研究了柔性挡墙在不同工况下的变形规律,计算分析了挡墙的高宽比、坡度以及路基表面荷载对于挡墙的变形性状的影响。研究结果表明,高宽比较大时,挡墙的水平位移量和自身的挠曲变形较大,墙背变形表现为外凸的抛物线形。随着高宽比的减小,挡墙的水平位移量和挠曲变形逐渐减小,墙背变形形态亦发生了变化;挡墙顶部的水平位移随着坡度的变小而迅速减小;随着填土表面荷载的增大,挡墙顶部的水平位移量逐渐减小,而总水平位移量和挠曲变形却逐渐增大。研究成果为柔性挡墙土压力计算方法的提出提供合理的理论依据,对于土工格室柔性挡墙的设计具有一定的参考价值     

多级支挡结构地震主动土压力的极限分析

多级组合支挡结构形式在高边坡防护工程中得到了广泛采用,但现有研究却较少涉及这种支挡结构形式的地震土压力计算问题。应用拟静力法和塑性极限分析上限定理,并且基于强度折减技术,推导了重力式挡墙与两级锚杆挡墙组合支挡结构形式的地震主动土压力及其系数的上限解。该上限解考虑了水平和竖向地震系数、墙背倾角、坡面形式及多级支护方式、土体黏聚力、土体与墙背的黏附力等诸多因素。二级锚杆挡墙实例分析表明：静力条件下主动土压力计算值与现有相关方法的计算结果一致,土的抗剪强度折减系数、上挡墙锚杆轴力等参数,对下挡墙地震主动土压力影响显著。二级组合支挡结构地震主动土压力影响参数敏感性分析表明：水平地震系数以及重力式挡墙墙高和倾角的敏感性较大,上挡墙锚杆的轴力和倾角等参数的敏感性相对较小     

循环荷载及静载下土工格室加筋路堤模型试验研究

为探究土工格室加筋路堤在循环荷载及静载下的各种性能,利用美国GCTS公司的USTX-2000加载装置进行加载,通过改变加筋层数、格室高度,格室焊距对土工格室加筋路堤进行一系列模型试验。对各种工况下加筋路堤极限承载力、长期循环荷载及固定振次循环荷载后极限承载力的变化进行研究。试验表明,土工格室加筋能显著提高地基极限承载力并能显著减小坡顶和坡中临界破坏时的法向累积变形,在加筋间距一定的情况下,加筋层数增加和格室高度增大均可不同程度提高极限承载力并减小临界破坏时坡顶法向累积变形,格室焊距的减小也可在一定程度提高极限承载力,格室焊距对边坡法向变形影响不大;长期循环荷载下固定间距加筋层数对路堤竖向累积沉降量影响不大,而对边坡坡顶法向累积变形有一定影响,格室高度增大和格室焊距减小均可不同程度减小路堤竖向累积沉降量和坡面法向累积变形;越靠近加载点处,路堤土压力值受加筋影响越显著,加筋提高了土体刚度和密实度,使加筋路堤土压力值较无筋路堤明显增大;对于无筋路堤,改变动载幅值和振次均导致振后极限承载力有不同程度的降低,而对于加筋路堤,当动载幅值≥30 kPa或动载振次≥1 000时,振后极限承载力均有不同程度的提高。     

土工泡沫减压膨胀土挡墙侧向压力及影响因素分析

墙后膨胀性填土在吸水膨胀后,将对挡墙产生较大的侧向压力,严重时可能引起挡墙失稳。在墙背与膨胀性填土之间铺设可发性聚苯乙烯土工泡沫(expanded polystyrene geofoam,简称EPS)缓冲层,利用EPS的高压缩特性,为填土的侧向变形提供空间,可有效减小作用于挡墙的侧向压力。为了探明墙后铺设EPS的膨胀土挡墙在膨胀土浸润至饱和状态时,侧向压力沿墙高的分布规律及影响因素,开展了EPS减压膨胀土挡墙模型试验和相应的理论分析。结果表明：(1)当膨胀土浸润至饱和时,铺设密度为12 kg/m³的EPS可减小膨胀土挡墙约50%的总侧向压力;(2)无EPS的膨胀土挡墙的侧向压力沿墙深逐渐增大,而含EPS的膨胀土挡墙的侧向压力沿墙深基本相同;(3)EPS厚度越大,密度越小,对挡墙侧向压力的减压效果越好。     

带分舱板海上风电筒型基础承载特性试验研究

为正确评估分舱对于海上风电筒型基础承载特性的影响,对有、无分舱板的相同钢筒进行室内模型对比试验,分别得出在水平荷载及弯矩共同作用下和竖直荷载作用下的荷载-位移曲线,及筒内外侧壁土压力及顶盖土压力的分布规律,同时进行有限元分析模拟。试验和计算结果表明：在竖向荷载作用下,分舱板使基础的极限承载力略有提高,分舱板分担了筒顶盖和筒壁的竖向承载,降低了顶盖的承载比例;在水平荷载和弯矩共同作用下,分舱板为筒型基础提供了较大的抗拔承载力,使筒型基础在水平和弯矩荷载作用下的极限承载力提高了20.2%,降低了极限状态下的水平位移和倾角。总之,分舱板不但可以提高海上风电基础施工浮运过程的稳定性,还可以提高基础运行时的极限承载力。     

考虑位移的柔性挡墙上土压力计算

针对地下连续墙等柔性挡土结构, 根据土体的渐进破坏机制,建立了非极限状态下改进的库仑土压力公式,并推导了填土内摩擦角及墙土接触面上外摩擦角的发挥与土体位移的非线性关系。将这一公式运用到改进的弹性抗力法中,得到了一种新的考虑位移的柔性挡墙上土压力计算方法。算例分析表明,模型板上土压力计算值和试验实测值吻合得较好。该计算方法可用于柔性挡墙的设计及验算。     

均布荷载下台阶式加筋土挡墙性能的试验分析

台阶式加筋土挡墙变形与力学特性尚待进一步深入研究。利用模型试验综合分析台阶宽度、上墙筋材长度和筋材层间距对两级台阶式加筋土挡墙性能的影响,试验结果表明:当台阶宽度由1.3H₁(H₁为下墙高度)减至0.4H₁、筋材层间距减小或上墙筋材长度增加时,挡墙顶部沉降明显减少,且墙顶极限承载力显著增加;台阶式加筋土挡墙水平变形受台阶宽度和上墙筋材长度的影响显著,顶部加载时以上墙中部“鼓肚”和下墙沿墙高逐渐增大为主;增加台阶宽度使上墙底部垂直土压力增加,而下墙靠近墙面侧垂直土压力显著减小,增加上墙筋材长度和减少层间距使垂直土压力向远离墙面一侧发展;顶部加载时台阶式加筋土挡墙滑动面始于加载板后缘,绕过上墙墙底承台并贯通于下墙顶部土体,其破坏模式以上墙深层滑动破坏为主。     

条形荷载下挡土墙主动土压力计算

考虑条形荷载对滑裂面倾角的影响,改进了库仑土压力理论的极限平衡方法,对条形荷载下的主动土压力进行研究,得到了条形荷载全部作用于土楔体上和被滑裂面截断两种情况下的土压力理论公式。当荷载为0时,该公式可退化到库仑理论。分析表明,在条形荷载被滑裂面截断时,主动滑裂面的倾角不仅与土体内摩擦角、墙土摩擦角、地面倾角等因素有关,而且还与条形荷载的大小和荷载离开墙背的距离有关,土压力系数K随荷载离墙顶水平距离的增大而减小,随荷载的增大而增大。     

基于主应力旋转的黏性填土挡墙土压力

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。     

洪水致弯曲河道挡墙稳定性衰变

天然河道蜿蜒曲折,河湾处环流助长紊动、引发凹岸淘蚀冲刷,导致沿河公路挡墙水毁频发。针对弯道水流运动规律,对洪水条件下弯道挡墙进行受力分析;基于挡墙稳定性分析力学模型,推导了弯曲河道挡墙稳定系数计算公式,给出挡墙基底极限冲深计算方程。通过算例验证了在河湾平缓条件下弯道洪水冲击计算的合理性,并对挡墙稳定性衰减影响因素进行分析。结果表明：洪水上涨时,在墙底未发生冲刷条件下,随着弯道处洪水对挡墙的冲击荷载增大,挡墙稳定性提高;在墙底发生冲刷条件下,挡墙稳定性降低,墙底淘蚀可能导致挡墙倾覆失稳。洪水陡落时,挡墙稳定性随挡墙前后水位差增大而降低,挡墙的抗滑稳定系数衰减速度比抗倾覆稳定系数衰减速度更快,挡墙滑移失稳可能性较大。得出的挡墙稳定系数计算方法的结果与现场情况基本吻合,可为类似沿河挡墙的设计与研究提供理论参考。     

稳定渗流条件下挡土结构水、土压力分布探讨

在暴雨造成地下水位比较浅的情况下,由于墙前后水头差引起的渗流常常使挡土结构发生破坏。本文选取了稳定渗流条件下,分别采用土-水整体作为隔离体以及土骨架作为隔离体进行分析,归纳总结了不同水位以及不同类型的土体土、水压力计算,进而探讨挡土结构两侧土、水压力分布规律。当墙前后以及基底土为均质的粘性土时,对于板桩等悬臂式挡土结构,由于底部宽度远小于长度,故可将底部段造成的水头损失忽略。此时,当水头差足够大,渗流作用造成土体发生流土时,板桩一侧向上渗流范围内对挡土结构无被动土压力,另一侧向下渗流范围内对挡土结构的主动土压力增大为静水工况时主动土压力的2倍。当墙前地下水位平基底,基底为透水地基,墙后为均质粘性土时,挡土构件侧面、底部所受的水压力均为0。     

基于主应力迹线分层的有限土体土压力计算

为了研究挡墙后有限土体的主动土压力,以墙后无黏性土体为研究对象,假定破裂面为通过墙踵的平面,且在挡墙平动模式下,墙后土体形成圆弧形小主应力拱。采用沿小主应力迹线分层的方法,将挡墙后土体划分为若干个圆弧形曲线薄层单元,考虑了单元体上下表面应力分布的不均匀性,提出了一种有限土体挡墙主动土压力计算方法,给出了主动土压力合力及其作用点高度的表达式,并验证了该方法的正确性。研究结果表明：采用曲线薄层单元法可以准确考虑单元体复杂的受力情况,能更好地反映挡墙后有限土体主动土压力的变化规律;有限填土时主动土压力沿墙高 呈非线性分布,土压力先随着土体深度增加呈单调递增趋势,然后在接近墙底位置处呈单调递减趋势。分析参数敏感性时取不同土体宽高比与墙背粗糙程度对挡墙主动土压力分布及合力作用点高度进行分析,结果表明：随着土体宽高比n的增大,主动土压力值逐渐增大,土压力分布曲线非线性越来越明显,合力作用点高度逐渐降低且恒大于 。当 0.71时,均趋于稳定。可将 0.71作为有限土体与半无限土体的临界宽高比。随着摩擦角 的增大,主动土压力值逐渐减小,土压力分布曲线非线性越来越明显,合力作用点高度逐渐增大且恒大于 。