DOI :10. 14048/j . issn . 1671-2579. 2008. 01. 047第28卷 第1期2008年2月
文章编号:1671-2579(2008) 01-0017-04
中 外 公 路
粘性填土挡土墙主动土压力分析
杨和平, 钟智勇
(长沙理工大学, 湖南长沙 410076)
摘 要:现有层分法在分析粘性填土主动土压力时存在两大问题:一是墙顶附近土压力可能出现负值, 致使该处的受力状态在公式推导时和计算后不一致; 二是分析确定的开裂深度偏大。为此, 考虑填土开裂过程对土压力的影响, 借鉴层分法采用微分薄层进行分析的方法, 重新推导了开裂分析及土压力计算公式, 消除了墙顶土压力出现负值的现象。算例分析表明:改进法求得的开裂深度减小, 主动土压力和倾覆力矩明显增大, 且随填土粘性增大, 这种差异越显著; 同时与广义库仑理论(考虑开裂) 进行了比较, 两者求得的主动土压力很接近, 但改进法求得的倾覆力矩更大。
关键词:改进层分法; 主动土压力; 粘性填土; 挡土墙; 开裂深度
可能为负, 于是墙土分离, 其间的切向力(由压力引起
1 引言
挡墙墙背上作用的土压力计算是一古典课题, 从库伦、朗金开始, 国内外许多学者做了大量的试验探索和计算方法研究。试验结果表明, 土压力大小和分布除受填土的力学参数影响外, 还与墙的位移模式、大小有关。现有土压力计算方法主要分为非极限状态法和极限状态法。前者能考虑挡墙的渐进破坏机理及土压力随位移的变化过程, 但其参数的测定, 如位移量, 仅限于室内模型试验且各家的结果尚不一致, 将该法应用于实际还存在困难。实际工程设计中, 挡墙安全性或可靠度检验主要是针对结构的极限状态, 考虑其极限承载能力, 因而极限状态法仍为目前主要设计方法。层分法作为极限状态法的一种, 其求得的土压力非线性分布与试验结果较吻合, 自卡岗提出该法以来, 国内的一些学者相继对其进行了修改与完善, 使其使用范围从砂性填土、墙背竖直、填土面水平扩展到粘性填土、任意墙背倾角、任意填土面倾角并考虑墙土之间的外摩擦角(墙背摩擦角) 和粘着力, 但在进行粘性土主动土压力计算时还是存在以下问题:①公式推导时假设墙背与微分薄层之间受压, 但计算结果在墙顶附近
收稿日期:2007-04-10
基金项目:交通部西部交通建设重点资助项目(编号:2002318000)
的摩擦力和粘着力) 消失, 这表明推导时的受力状态和
计算后的受力状态存在矛盾; ②将墙顶至土压力为零的深度定为开裂深度, 但因墙土间向上切向力(对滑裂楔体) 的消失, 实际开裂深度会变小, 即零点上移。对此, 本文借鉴层分法采用微分薄层进行分析的方法, 从上往下分层计算土压力, 若土压为负, 则将该层及以上层作为超载进入下层计算, 如此反复, 直至土压力为零, 此时, 将转化为超载的土层厚度定为开裂深度。经推导, 得到开裂深度分析及相应的土压力计算公式。通过算例对该公式的合理性进行了验证, 并对相关结果进行了分析。
2 分析过程
2. 1 不考虑开裂影响时粘性填土的土压力分布公式由文献[12]得粘性填土主动土压力分布公式:
p a =n 1q +n 2c ′-n 3c (1) 式中:
n 1·
co s (θ+β)
sin (θ+φ+β-α-δ) +co s (θ+φ+α+δ) sin β
作者简介:杨和平, 男, 教授, 博士生导师. E -mail :cscuy ang @163. com
中 外 公 路 28卷 n 2sin (θ+φ+β-α-δ) +co s (θ+φ+α+δ) sin βn 3·
cos (θ+β)
sin (θ+β+φ-α-δ) +co s (θ+φ+α+δ) sin β·a =1-n 1co s (θ+φ) sin (θ+α) b 2[c ·co s φcos (α-β) sin (α+δ-β)-c ′cos δcos (θ+β)sin (θ+φ+β)]
s in (θ+α) [sin (θ+φ+β-α-δ) +cos (θ+φ+α+δ) sin β]
程如下:
当a ≠-1或0时:p a =n j j ·+q 0cos α1+a a H j -h
+n 2c ′-n 3c
a
-(5)
j ·cos α1+a a
将H j =H -h c 、h =0、q 0′=q 0γh c 及
co s αco s βp a =0代入上式可得:
n 1
H -h c ) (·+q 0γh c
cos α1+a a cos αc os βc
H -h c -0+n 2c ′-n 3c =0
3201由上式求得:h c γn 1co s (α-β)
(3)
同理可求得当a =-1或0时:3201h c γn 1cos (α-β)综上可得:
(4)
3201h c γn 1cos (α-β)
(6)
a
当a ≠-1或0时:
H j q ·+q 0
cos α1+a a
j ·1+a a cos α当a =0时:
j q =b ln j ) +h +q 0
H -h cos α当a =-1时:q =b
j --γ(H h ln (1) +H j co s αH j
H j
H j -a
-(2)
(H -h c -0) -·c os α1+a a
q 0(1H j
对公式(2) 、(3) 、(4) 有:h ∈[0, H j ], H j =H 以上公式中各符号的物理意义参考图1、2。
图3 考虑开裂影响时粘性填土挡土墙图示
图1 不考虑开裂影响时粘性填土挡土墙图示
当粘性填土的粘聚力c 较小且超载q 0较大或填土为砂性土时, 式(6) 的结果可能为负, 表明在墙顶处墙土间受压, 填土表面不会开裂, 计算过程中h c =0, 这样保证了后面改进的土压力计算公式(7) 、(8) 、(9) 既适用于粘性土又适用于砂性土。
2. 3 考虑开裂影响粘性填土土压力分布公式
图2 微分薄层受力分析图示
当a ≠-1或0时(图3) :p a =n H j c ×0cos α·1++q h a a cos αcos βγ
a
2. 2 粘性填土开裂深度h c 推导
对于粘性填土, 在墙顶处常会开裂, 设开裂深度为h c , 则计算墙高变为:H j =H -h c , 此时墙后填土面上的超载q 0′由荷载q 0和开裂层土体的重量q c 两部分组
成, 即q 0′=q 0+q c =q 0γ1h c 如图3, 求解过H j
H j -h j -·cos α1+a a
+n 2c ′-n 3c
(7)
(0≤h ≤H j =H -h c ) a 3
1期 粘性填土挡土墙主动土压力分析
j p a =n 1b ln +h +q 0+
H j -h co s α
γh c
cos αcos β
+n 2c ′-n 3c
(8)
项目
表1 c =20kPa 时3种方法结果比较
开裂主动土压倾覆力矩极限破裂
深度力E a M 0角θc r h c /m /kN /kN ·m /(°) 1. 5996281. 7469817. 115240. 2
(0≤h ≤H j =H -h c ) 当a =-1时(图3) :
本文方法
p a =n 1b H j -γ(H j -h cos αln (1+H j )
q 0γh c (1+n 2c ′-n 3c
cos αcos βH j (0≤h ≤H j =H -h c )
2. 4 主动土压力及倾覆力矩
主动土压力E a =
(9)
层分法1. 6967272. 4777783. 593939. 5
广义库仑理论
2. 2954282. 5691693. 988340. 6
(考虑开裂) 注:其中层分法所得主动土压力、倾覆力矩积分域不包括墙
顶土压力为负部分, 下同
表2 c =30kPa 时3种方法结果比较项目本文方法层分法广义库仑理论(考虑开裂)
开裂
深度h c /m
主动土压力E a /kN
倾覆力矩M 0
/kN ·m
极限破裂角θc r /(°) 39. 938. 639. 8
∫
H -h
c
a
d h co s α
2. 9577167. 0695427. 62793. 2911144. 1028357. 29704. 0071170. 6885326. 0744
土压力在水平方向的分量引起的倾覆力矩:M 0=
∫
H -h
c
(H -h c -h ) p a cos (α+δcos α
表3 c =40kPa 时3种方法结果比较项目本文方法层分法广义库仑理论(考虑开裂)
开裂
深度h c /m 4. 36165
. 20505. 7185
主动土压
力E a /kN 79. 212
641. 275386. 9841
倾覆力矩
M 0
/kN ·m 180. 592792. 0299118. 7163
极限破裂
角θc r /(°) 40. 338. 039. 3
2. 5 求解方法及过程
理论上由d E a /d θ=0, 即可得到极限破裂角θcr 以及主动土压力E a , 但此求算非常复杂并涉及到解非线性方程, 为此利用计算机技术, 采用试算法, 对θ∈(20°, 50°) 每隔0. 1°试算一次(大量试算表明极限破裂角θcr 一般不会超出此范围内) , 获得土压力与θ的峰值曲线, 进而确定主动土压力E a 及对应的极限破裂角θcr 。
Matlab7. 0是一种将数据结构、编程特性以及图形用户界面完美地结合到一起的软件, 其计算功能强且使用方便。笔者用此软件将上述分析过程编制成程序, 可方便地进行主动土压力计算及相关结果的分析。
3 算例分析
某挡土墙高H =10m , 墙背倾角α=5°, 墙顶填土面倾角β=5°, 填土表面荷载q 0=20kPa , 填土容重γ=17. 2kN /m 3, 内摩擦角φ=18°, 取墙背与填土之间的粘着力c ′=c /2, 外摩擦角(墙背摩擦角) δ=2φ/3。比较当粘聚力分别为c =20、30、40kPa 时, 本文方法、层分法及广义库仑理论(考虑开裂) 3种方法的计算结果。
分析结果见表1、2、3及图4、5、6。
从表1、2、3可知:本文方法得到的开裂深度最小; 与层分法相比, 本文方法得到的主动土压力和倾覆力
图5 c =30kPa 时3种方法土压力分布图4 c =20kPa 时3种方法土压力分布
中 外 公 路 28卷 参考文献:
[1] F ang Y S , I shiiba shi I . Sta tic Ear th P ressure s with Va ri -ous Wall M ovements [J ]. Jo urnal of G eotechnical Eng i -nee ring , A SCE , 1986, 112(3) :317～333.
[2] Fa ng Y S , Chen T J , Wu B F . Passive Earth Pressures
w ith V arious W all M ov ements [J ]. Jo urna l o f Geo techni -cal Engineering , ASCE , 1994, 120(8) :1307～1323. [3] 周应英, 任美龙. 刚性挡土墙主动土压力的试验研究[J ].
岩土工程学报, 1990(2) .
图6 c =40kPa 时3种方法土压力分布
[4] 徐日庆, 陈叶开, 等. 刚性挡墙被动土压力模型试验研究
[J ]. 岩土工程学报, 2002(5) .
[5] 蒋 波, 应宏伟, 等. 平动模式下挡土墙非极限状态主动
土压力计算[J ]. 中国公路学报, 2005(2) .
[6] 龚 慈, 魏 纲, 徐日庆. RT 模式下刚性挡土墙土压力计
算方法研究[J ]. 岩土力学, 2006(9) .
[7] 王元战, 黄长虹. 关于挡土墙主动土压力计算问题[J ]. 港
工技术, 2003(2) .
[8] 蒋纯秋. 挡土墙土压力非线性分布解[J ]. 土木工程学报,
1964(1) .
[9] 姚代禄. 挡土墙土压力非线性分布的研究[J ]. 重庆交通
学院学报, 1984(3) .
[10] 宣道光. 挡土墙粘性回填土土压力分布的研究[J ]. 华东
公路, 1992(1) .
[11] 王元战, 王海龙, 李 亮. 挡土墙土压力分布[J ]. 中国港
湾建设, 2000(4) .
[12] 王渭漳, 吴亚中. 墙背土压力分布计算的新理论及其工
程应用[M ]. 北京:人民交通出版社, 1996.
[13] 顾慰慈. 挡土墙土压力计算手册[M ]. 北京:中国建材工
业出版社, 2004.
矩明显较大, 且填土粘性越大, 这种差异越显著。而图4、5、6清晰表明了这种差异产生的原因———土压力分布曲线大幅上移; 与广义库仑理论(考虑开裂) 相比, 两者的主动土压力很接近, 但本文方法算得的倾覆力矩更大。
4 结论
(1) 用层分法和广义库仑理论(考虑开裂) 分析粘性填土挡土墙主动土压力时所得的开裂深度偏大。
(2) 与层分法相比, 本文方法得到的主动土压力和倾覆力矩明显增大, 且填土粘性越大, 这种差异越显著; 本文方法与广义库仑理论(考虑开裂) 求得的主动土压力很接近, 但倾覆力矩更大。(3) 当墙背填料为粘性土, 且粘性较大时, 采用本文方法进行挡墙设计更合理。
钢管混凝土拱桥关键技术取得突破
日前,“钢管混凝土拱桥设计、施工及养护关键技术研究”在长沙通过了专家鉴定。据专家介绍, 该项研究创造性地解决了钢管混凝土拱桥在建设、养护等方面的诸多技术难题。
据了解, 该课题对钢管混凝土拱桥的设计、施工和养护等方面的关键技术进行了系统的研究, 得出实用、有指导性的成套设计理论、施工技术和养护技术, 为钢管混凝土拱桥设计规范、施工规范及养护规范的制定打下了坚实的理论基础。
据介绍, 课题找出了钢管混凝土拱桥受力性能规律及破坏机理, 完善了钢管混凝土结构的收缩、徐变计算理论, 开发了钢管混凝土拱桥极限承载力计算专用软件, 同时还编制了《钢管混凝土拱桥设计指南》、《钢管混凝土拱桥施工指南》、《钢管混凝土拱桥养护维修指南》。
钢管混凝土拱桥因其美观的外形, 良好的受力性能, 优越的自架设能力, 具有极为广阔的前景和强大的生命力。基于该项目的研究成果, 课题组率先在湖区极软弱地基条件下, 设计并建成了宽跨比为1/19的钢管混凝土拱桥———益阳茅草街大桥, 其跨径居同类桥型世界第一。
摘自:《中国交通报》2008. 01. 17
DOI :10. 14048/j . issn . 1671-2579. 2008. 01. 047第28卷 第1期2008年2月
文章编号:1671-2579(2008) 01-0017-04
中 外 公 路
粘性填土挡土墙主动土压力分析
杨和平, 钟智勇
(长沙理工大学, 湖南长沙 410076)
摘 要:现有层分法在分析粘性填土主动土压力时存在两大问题:一是墙顶附近土压力可能出现负值, 致使该处的受力状态在公式推导时和计算后不一致; 二是分析确定的开裂深度偏大。为此, 考虑填土开裂过程对土压力的影响, 借鉴层分法采用微分薄层进行分析的方法, 重新推导了开裂分析及土压力计算公式, 消除了墙顶土压力出现负值的现象。算例分析表明:改进法求得的开裂深度减小, 主动土压力和倾覆力矩明显增大, 且随填土粘性增大, 这种差异越显著; 同时与广义库仑理论(考虑开裂) 进行了比较, 两者求得的主动土压力很接近, 但改进法求得的倾覆力矩更大。
关键词:改进层分法; 主动土压力; 粘性填土; 挡土墙; 开裂深度
可能为负, 于是墙土分离, 其间的切向力(由压力引起
1 引言
挡墙墙背上作用的土压力计算是一古典课题, 从库伦、朗金开始, 国内外许多学者做了大量的试验探索和计算方法研究。试验结果表明, 土压力大小和分布除受填土的力学参数影响外, 还与墙的位移模式、大小有关。现有土压力计算方法主要分为非极限状态法和极限状态法。前者能考虑挡墙的渐进破坏机理及土压力随位移的变化过程, 但其参数的测定, 如位移量, 仅限于室内模型试验且各家的结果尚不一致, 将该法应用于实际还存在困难。实际工程设计中, 挡墙安全性或可靠度检验主要是针对结构的极限状态, 考虑其极限承载能力, 因而极限状态法仍为目前主要设计方法。层分法作为极限状态法的一种, 其求得的土压力非线性分布与试验结果较吻合, 自卡岗提出该法以来, 国内的一些学者相继对其进行了修改与完善, 使其使用范围从砂性填土、墙背竖直、填土面水平扩展到粘性填土、任意墙背倾角、任意填土面倾角并考虑墙土之间的外摩擦角(墙背摩擦角) 和粘着力, 但在进行粘性土主动土压力计算时还是存在以下问题:①公式推导时假设墙背与微分薄层之间受压, 但计算结果在墙顶附近
收稿日期:2007-04-10
基金项目:交通部西部交通建设重点资助项目(编号:2002318000)
的摩擦力和粘着力) 消失, 这表明推导时的受力状态和
计算后的受力状态存在矛盾; ②将墙顶至土压力为零的深度定为开裂深度, 但因墙土间向上切向力(对滑裂楔体) 的消失, 实际开裂深度会变小, 即零点上移。对此, 本文借鉴层分法采用微分薄层进行分析的方法, 从上往下分层计算土压力, 若土压为负, 则将该层及以上层作为超载进入下层计算, 如此反复, 直至土压力为零, 此时, 将转化为超载的土层厚度定为开裂深度。经推导, 得到开裂深度分析及相应的土压力计算公式。通过算例对该公式的合理性进行了验证, 并对相关结果进行了分析。
2 分析过程
2. 1 不考虑开裂影响时粘性填土的土压力分布公式由文献[12]得粘性填土主动土压力分布公式:
p a =n 1q +n 2c ′-n 3c (1) 式中:
n 1·
co s (θ+β)
sin (θ+φ+β-α-δ) +co s (θ+φ+α+δ) sin β
作者简介:杨和平, 男, 教授, 博士生导师. E -mail :cscuy ang @163. com
中 外 公 路 28卷 n 2sin (θ+φ+β-α-δ) +co s (θ+φ+α+δ) sin βn 3·
cos (θ+β)
sin (θ+β+φ-α-δ) +co s (θ+φ+α+δ) sin β·a =1-n 1co s (θ+φ) sin (θ+α) b 2[c ·co s φcos (α-β) sin (α+δ-β)-c ′cos δcos (θ+β)sin (θ+φ+β)]
s in (θ+α) [sin (θ+φ+β-α-δ) +cos (θ+φ+α+δ) sin β]
程如下:
当a ≠-1或0时:p a =n j j ·+q 0cos α1+a a H j -h
+n 2c ′-n 3c
a
-(5)
j ·cos α1+a a
将H j =H -h c 、h =0、q 0′=q 0γh c 及
co s αco s βp a =0代入上式可得:
n 1
H -h c ) (·+q 0γh c
cos α1+a a cos αc os βc
H -h c -0+n 2c ′-n 3c =0
3201由上式求得:h c γn 1co s (α-β)
(3)
同理可求得当a =-1或0时:3201h c γn 1cos (α-β)综上可得:
(4)
3201h c γn 1cos (α-β)
(6)
a
当a ≠-1或0时:
H j q ·+q 0
cos α1+a a
j ·1+a a cos α当a =0时:
j q =b ln j ) +h +q 0
H -h cos α当a =-1时:q =b
j --γ(H h ln (1) +H j co s αH j
H j
H j -a
-(2)
(H -h c -0) -·c os α1+a a
q 0(1H j
对公式(2) 、(3) 、(4) 有:h ∈[0, H j ], H j =H 以上公式中各符号的物理意义参考图1、2。
图3 考虑开裂影响时粘性填土挡土墙图示
图1 不考虑开裂影响时粘性填土挡土墙图示
当粘性填土的粘聚力c 较小且超载q 0较大或填土为砂性土时, 式(6) 的结果可能为负, 表明在墙顶处墙土间受压, 填土表面不会开裂, 计算过程中h c =0, 这样保证了后面改进的土压力计算公式(7) 、(8) 、(9) 既适用于粘性土又适用于砂性土。
2. 3 考虑开裂影响粘性填土土压力分布公式
图2 微分薄层受力分析图示
当a ≠-1或0时(图3) :p a =n H j c ×0cos α·1++q h a a cos αcos βγ
a
2. 2 粘性填土开裂深度h c 推导
对于粘性填土, 在墙顶处常会开裂, 设开裂深度为h c , 则计算墙高变为:H j =H -h c , 此时墙后填土面上的超载q 0′由荷载q 0和开裂层土体的重量q c 两部分组
成, 即q 0′=q 0+q c =q 0γ1h c 如图3, 求解过H j
H j -h j -·cos α1+a a
+n 2c ′-n 3c
(7)
(0≤h ≤H j =H -h c ) a 3
1期 粘性填土挡土墙主动土压力分析
j p a =n 1b ln +h +q 0+
H j -h co s α
γh c
cos αcos β
+n 2c ′-n 3c
(8)
项目
表1 c =20kPa 时3种方法结果比较
开裂主动土压倾覆力矩极限破裂
深度力E a M 0角θc r h c /m /kN /kN ·m /(°) 1. 5996281. 7469817. 115240. 2
(0≤h ≤H j =H -h c ) 当a =-1时(图3) :
本文方法
p a =n 1b H j -γ(H j -h cos αln (1+H j )
q 0γh c (1+n 2c ′-n 3c
cos αcos βH j (0≤h ≤H j =H -h c )
2. 4 主动土压力及倾覆力矩
主动土压力E a =
(9)
层分法1. 6967272. 4777783. 593939. 5
广义库仑理论
2. 2954282. 5691693. 988340. 6
(考虑开裂) 注:其中层分法所得主动土压力、倾覆力矩积分域不包括墙
顶土压力为负部分, 下同
表2 c =30kPa 时3种方法结果比较项目本文方法层分法广义库仑理论(考虑开裂)
开裂
深度h c /m
主动土压力E a /kN
倾覆力矩M 0
/kN ·m
极限破裂角θc r /(°) 39. 938. 639. 8
∫
H -h
c
a
d h co s α
2. 9577167. 0695427. 62793. 2911144. 1028357. 29704. 0071170. 6885326. 0744
土压力在水平方向的分量引起的倾覆力矩:M 0=
∫
H -h
c
(H -h c -h ) p a cos (α+δcos α
表3 c =40kPa 时3种方法结果比较项目本文方法层分法广义库仑理论(考虑开裂)
开裂
深度h c /m 4. 36165
. 20505. 7185
主动土压
力E a /kN 79. 212
641. 275386. 9841
倾覆力矩
M 0
/kN ·m 180. 592792. 0299118. 7163
极限破裂
角θc r /(°) 40. 338. 039. 3
2. 5 求解方法及过程
理论上由d E a /d θ=0, 即可得到极限破裂角θcr 以及主动土压力E a , 但此求算非常复杂并涉及到解非线性方程, 为此利用计算机技术, 采用试算法, 对θ∈(20°, 50°) 每隔0. 1°试算一次(大量试算表明极限破裂角θcr 一般不会超出此范围内) , 获得土压力与θ的峰值曲线, 进而确定主动土压力E a 及对应的极限破裂角θcr 。
Matlab7. 0是一种将数据结构、编程特性以及图形用户界面完美地结合到一起的软件, 其计算功能强且使用方便。笔者用此软件将上述分析过程编制成程序, 可方便地进行主动土压力计算及相关结果的分析。
3 算例分析
某挡土墙高H =10m , 墙背倾角α=5°, 墙顶填土面倾角β=5°, 填土表面荷载q 0=20kPa , 填土容重γ=17. 2kN /m 3, 内摩擦角φ=18°, 取墙背与填土之间的粘着力c ′=c /2, 外摩擦角(墙背摩擦角) δ=2φ/3。比较当粘聚力分别为c =20、30、40kPa 时, 本文方法、层分法及广义库仑理论(考虑开裂) 3种方法的计算结果。
分析结果见表1、2、3及图4、5、6。
从表1、2、3可知:本文方法得到的开裂深度最小; 与层分法相比, 本文方法得到的主动土压力和倾覆力
图5 c =30kPa 时3种方法土压力分布图4 c =20kPa 时3种方法土压力分布
中 外 公 路 28卷 参考文献:
[1] F ang Y S , I shiiba shi I . Sta tic Ear th P ressure s with Va ri -ous Wall M ovements [J ]. Jo urnal of G eotechnical Eng i -nee ring , A SCE , 1986, 112(3) :317～333.
[2] Fa ng Y S , Chen T J , Wu B F . Passive Earth Pressures
w ith V arious W all M ov ements [J ]. Jo urna l o f Geo techni -cal Engineering , ASCE , 1994, 120(8) :1307～1323. [3] 周应英, 任美龙. 刚性挡土墙主动土压力的试验研究[J ].
岩土工程学报, 1990(2) .
图6 c =40kPa 时3种方法土压力分布
[4] 徐日庆, 陈叶开, 等. 刚性挡墙被动土压力模型试验研究
[J ]. 岩土工程学报, 2002(5) .
[5] 蒋 波, 应宏伟, 等. 平动模式下挡土墙非极限状态主动
土压力计算[J ]. 中国公路学报, 2005(2) .
[6] 龚 慈, 魏 纲, 徐日庆. RT 模式下刚性挡土墙土压力计
算方法研究[J ]. 岩土力学, 2006(9) .
[7] 王元战, 黄长虹. 关于挡土墙主动土压力计算问题[J ]. 港
工技术, 2003(2) .
[8] 蒋纯秋. 挡土墙土压力非线性分布解[J ]. 土木工程学报,
1964(1) .
[9] 姚代禄. 挡土墙土压力非线性分布的研究[J ]. 重庆交通
学院学报, 1984(3) .
[10] 宣道光. 挡土墙粘性回填土土压力分布的研究[J ]. 华东
公路, 1992(1) .
[11] 王元战, 王海龙, 李 亮. 挡土墙土压力分布[J ]. 中国港
湾建设, 2000(4) .
[12] 王渭漳, 吴亚中. 墙背土压力分布计算的新理论及其工
程应用[M ]. 北京:人民交通出版社, 1996.
[13] 顾慰慈. 挡土墙土压力计算手册[M ]. 北京:中国建材工
业出版社, 2004.
矩明显较大, 且填土粘性越大, 这种差异越显著。而图4、5、6清晰表明了这种差异产生的原因———土压力分布曲线大幅上移; 与广义库仑理论(考虑开裂) 相比, 两者的主动土压力很接近, 但本文方法算得的倾覆力矩更大。
4 结论
(1) 用层分法和广义库仑理论(考虑开裂) 分析粘性填土挡土墙主动土压力时所得的开裂深度偏大。
(2) 与层分法相比, 本文方法得到的主动土压力和倾覆力矩明显增大, 且填土粘性越大, 这种差异越显著; 本文方法与广义库仑理论(考虑开裂) 求得的主动土压力很接近, 但倾覆力矩更大。(3) 当墙背填料为粘性土, 且粘性较大时, 采用本文方法进行挡墙设计更合理。
钢管混凝土拱桥关键技术取得突破
日前,“钢管混凝土拱桥设计、施工及养护关键技术研究”在长沙通过了专家鉴定。据专家介绍, 该项研究创造性地解决了钢管混凝土拱桥在建设、养护等方面的诸多技术难题。
据了解, 该课题对钢管混凝土拱桥的设计、施工和养护等方面的关键技术进行了系统的研究, 得出实用、有指导性的成套设计理论、施工技术和养护技术, 为钢管混凝土拱桥设计规范、施工规范及养护规范的制定打下了坚实的理论基础。
据介绍, 课题找出了钢管混凝土拱桥受力性能规律及破坏机理, 完善了钢管混凝土结构的收缩、徐变计算理论, 开发了钢管混凝土拱桥极限承载力计算专用软件, 同时还编制了《钢管混凝土拱桥设计指南》、《钢管混凝土拱桥施工指南》、《钢管混凝土拱桥养护维修指南》。
钢管混凝土拱桥因其美观的外形, 良好的受力性能, 优越的自架设能力, 具有极为广阔的前景和强大的生命力。基于该项目的研究成果, 课题组率先在湖区极软弱地基条件下, 设计并建成了宽跨比为1/19的钢管混凝土拱桥———益阳茅草街大桥, 其跨径居同类桥型世界第一。
摘自:《中国交通报》2008. 01. 17