極限分析法計(jì)算有限土體主動(dòng)土側(cè)壓力

主動(dòng)土壓力 擋土墻向前移離填土，隨著墻的位移量的逐漸增大，土體作用于墻上的土壓力逐漸減小， 當(dāng)墻后土體達(dá)到主動(dòng)極限平衡狀態(tài)并出現(xiàn)滑動(dòng)面時(shí)，這時(shí)作用于墻上的土壓力減至最小，稱 為主動(dòng)土壓力pa。 被動(dòng)土壓力 擋土墻在外力作用下移向填土，隨著墻位移量的逐漸增大，土體作用于墻上的土壓力 逐漸增大，當(dāng)墻后土體達(dá)到被動(dòng)極限平衡狀態(tài)并出現(xiàn)滑動(dòng)面時(shí)，這時(shí)作用于墻上的土壓力增 至最大，稱為被動(dòng)土壓力pp。上述三種土壓力的移動(dòng)情況和它們?cè)谙嗤瑮l件下的數(shù)值比較， 可用圖6-2來表示。由圖可知pp＞po＞pa。 朗肯基本理論 朗肯土壓力理論是英國(guó)學(xué)者朗肯（rankin）1857年根據(jù)均質(zhì)的半無限土體的應(yīng)力狀態(tài) 和土處于極限平衡狀態(tài)的應(yīng)力條件提出的。在其理論推導(dǎo)中,首先作出以下基本假定。 (1)擋土墻是剛性的墻背垂直； (2)擋土墻的墻后填土表面水平； (3)擋土墻的墻背光滑，

深基坑開挖中有限土體土壓力計(jì)算方法探討——相鄰基坑之間(距離較近)的有限土體土壓力的計(jì)算問題隨著城市地下空間的發(fā)展越來越引起人們的重視,然而其相應(yīng)的土壓力計(jì)算方法很少有人進(jìn)行研究,往往根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行估計(jì),本文從土壓力基本原理出發(fā),通過簡(jiǎn)單地推導(dǎo)提...

相鄰基坑之間(距離較近)的有限土體土壓力的計(jì)算問題隨著城市地下空間的發(fā)展越來越引起人們的重視,然而其相應(yīng)的土壓力計(jì)算方法很少有人進(jìn)行研究,往往根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行估計(jì),本文從土壓力基本原理出發(fā),通過簡(jiǎn)單地推導(dǎo)提出了該種情況下土壓力的計(jì)算方法,然后通過簡(jiǎn)單實(shí)例進(jìn)行了分析。

土體極限分析法——極限平衡法在土力學(xué)穩(wěn)定分忻問題中得到了廣泛的應(yīng)用。它的基本思想是這樣的：假設(shè)土體破壞是由于在土體內(nèi)滑動(dòng)面上發(fā)生活動(dòng)而造成的，滑動(dòng)面上土體服從破壞條件，假設(shè)：卜體內(nèi)滑動(dòng)面已知，其形狀可以是平面，圓弧面，對(duì)數(shù)螺旋面或其他不規(guī)則曲...

利用有限元法分析了土工格室柔性擋墻水平變位特征,得到了墻體中部水平變位的分界點(diǎn),提出了主動(dòng)土壓力的計(jì)算方法。分界點(diǎn)上部位移模式接近平動(dòng),采用庫侖主動(dòng)土壓力理論計(jì)算上部的土壓力,分界點(diǎn)下部位移模式接近繞墻腳的轉(zhuǎn)動(dòng),采用水平微分單元法計(jì)算下部的土壓力,并比較了計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果。比較結(jié)果表明:土壓力計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果沿墻高的分布形態(tài)及增長(zhǎng)趨勢(shì)基本一致,計(jì)算值比實(shí)測(cè)值略偏小一些,偏差最小為0.2kpa,最大為2.9kpa,平均偏小為1.2kpa,可見土壓力計(jì)算方法可靠。

淺圓倉倉壁側(cè)壓力的有限元分析

改進(jìn)庫侖極限平衡理論,用于非極限狀態(tài)主動(dòng)土壓力的研究,認(rèn)為擋土墻土壓力是由墻后填土在平衡狀態(tài)下出現(xiàn)的滑動(dòng)楔體所產(chǎn)生。在該滑動(dòng)楔體上沿豎向取水平薄層作為微分單元體,通過作用在單元體上力的平衡條件,建立擋土墻非極限狀態(tài)主動(dòng)土壓力基本方程,并結(jié)合整個(gè)滑楔體的力矩平衡條件,由此得到對(duì)應(yīng)不同內(nèi)摩擦角、墻土摩擦角和擋土墻位移比的側(cè)土壓力系數(shù),將其用于水平微分單元法求解剛性擋土墻平移模式下非極限狀態(tài)主動(dòng)土壓力,得到擋土墻土壓力和合力作用點(diǎn)的理論公式。分析填土內(nèi)摩擦角、墻土摩擦角和擋土墻位移比對(duì)土側(cè)壓力系數(shù)、土壓力強(qiáng)度、土壓力合力、土壓力合力作用點(diǎn)的影響,并與模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。另外,通過探討位移比對(duì)擋土墻傾覆力矩的影響,認(rèn)為采用極限平衡理論計(jì)算平動(dòng)模式下剛性擋土墻主動(dòng)非極限狀態(tài)時(shí)的抗傾覆穩(wěn)定性偏于危險(xiǎn)。

土體結(jié)構(gòu)極限承載力的有限元分析——在平面應(yīng)變條件下，采用增量加載有限元方法求解土體結(jié)構(gòu)的極限承載力，以彈塑性有限元計(jì)算不收斂作為達(dá)到極限破壞狀態(tài)的判別標(biāo)準(zhǔn)；在得到土體應(yīng)力場(chǎng)的基礎(chǔ)上，用有限元邊坡穩(wěn)定分析中的滑面應(yīng)力分析法驗(yàn)算土體結(jié)構(gòu)在達(dá)到極限...

是否摻緩凝劑（填“是”或“否”）是 t（混凝土入模溫度）24.4 混凝土塌落度（mm）150 h模板垂直高度（m）10 γc(混凝土重力密度)取值24～25kn/m 325 澆筑速度（m/h）6 t0（新澆混凝土初凝時(shí)間）5.076 β1（外加劑修正系數(shù)）1.2 β2（塌落度修正系數(shù)）1.15 f1=0.22γct0β1β2v 1/294.374 f2=γch250.000 h有效壓頭高度3.775 h-h6.225 2、塌落度40～50及>150時(shí)不適宜用此表計(jì)算。 備注 混凝土側(cè)壓力計(jì)算 中間數(shù)據(jù) 原始數(shù)據(jù) （需填寫） 側(cè)壓力 1、此表根據(jù)《建筑施工手冊(cè)》第四版編制。 繪圖用數(shù)據(jù) 94.374 050100 高 度 （ m ） 混凝土側(cè)壓力（kn） 側(cè)壓力示意圖（f1<f2） 模板頂?shù)膫?cè)壓力 有效壓頭高度處的 側(cè)壓力 模板底的側(cè)

平動(dòng)模式下?lián)跬翂Ψ菢O限狀態(tài)主動(dòng)土壓力計(jì)算

在jgj162-2008《建筑施工模板安全技術(shù)規(guī)范》的第4.1.1條，給出了新澆混凝 土對(duì)模板的側(cè)壓力計(jì)算公式： 混凝土側(cè)壓力的計(jì)算（取兩式中教小值）： f=0.22γctoβ1β2v∧? f=γch 式中f——新澆筑混凝土對(duì)模板的側(cè)壓力，kn/m； γc——混凝土的重力密度，kn/m; to——新澆混凝土的初凝時(shí)間（h）可按實(shí)測(cè)確定。當(dāng)缺乏試驗(yàn)資料時(shí)，可采用 to=200/(t+15)計(jì)算（t為混凝土的溫度℃）； v——混凝土地的澆筑速度，m/h； h——混凝土側(cè)壓力計(jì)算位置處至新澆混凝土頂面的總高度，m； β1——外加劑影響修正系數(shù)，不摻外加劑時(shí)取1.0，摻具有緩凝作用的外加劑時(shí) 取1.2； β2——混凝土坍落度影響修正系數(shù)，當(dāng)坍落度小于30mm時(shí)，取0.85；50～ 90mm時(shí)，取1.0；110～150mm時(shí)，取1.15。 混凝

k1621+193涵洞臺(tái)身拉桿演算 1、墻身結(jié)構(gòu)尺寸 墻身上口尺寸1.05m，下口尺寸為1.78m，墻高2.9m，墻身長(zhǎng)37.3m （單側(cè)），每4m設(shè)置沉降縫。 2、澆筑過程中混凝土側(cè)壓力的計(jì)算（取兩式中較小值） f=0.22γctoβ1β2v1/2（公式1） f=γch（公式2） 式中： f—新澆筑混凝土對(duì)模板的側(cè)壓力，kn/m2； γc—混凝土的重力密度，24kn/m3； to—新澆混凝土的初凝時(shí)間（h）可按實(shí)測(cè)確定（本段位4h）。當(dāng)缺乏 試驗(yàn)資料時(shí)，可采用to=200/(t+15)=4.76計(jì)算（t為混凝土的溫度=28）； v—混凝土的澆筑速度m/h（按泵車澆筑速度30m3/h進(jìn)行控制，澆筑 長(zhǎng)度按37.3m控制，則混凝土澆筑速度為v=30/（1.05+1.78） /2*37.3=0.6m/h； h—混凝土側(cè)壓力計(jì)算位置處至新澆混凝土頂面

第1頁共8頁 計(jì)算說明書 1..砼側(cè)壓力計(jì)算及分布 砼表觀密度 3 c/24mkn砼澆筑溫度c10t 砼澆筑速度0.6m/hv外加劑修正系數(shù)11 塌落度修正系數(shù)12新澆混凝土荷載分項(xiàng)系數(shù)為1.2 22 1 210c/kn189.7322.20fmvt 2 c/71fmknh 取32..7189kn/m2 2 m/284.392.1pmknf m p c m636.1hm908.4h3 最大側(cè)壓力為39.2841.5kn/m=58.896kn/m 工作平臺(tái)荷載：（以允許荷載計(jì)算） 上下工作平臺(tái)允許荷載mkn/1025.1.5n/m1.8975 主工作平臺(tái)允許荷載kn/m05.22.8n/m9.51150 第2頁共8頁 計(jì)算模型及荷載分布圖 第3頁共8頁 2.計(jì)算模型見上圖 3.計(jì)算程序見求解器 123 4

k1621+193涵洞臺(tái)身拉桿演算 1、墻身結(jié)構(gòu)尺寸 墻身上口尺寸1.05m，下口尺寸為1.78m，墻高2.9m，墻身長(zhǎng)37.3m （單側(cè)），每4m設(shè)置沉降縫。 2、澆筑過程中混凝土側(cè)壓力的計(jì)算（取兩式中較小值） f=0.22γctoβ1β2v1/2（公式1） f=γch（公式2） 式中： f—新澆筑混凝土對(duì)模板的側(cè)壓力，kn/m2； γc—混凝土的重力密度，24kn/m3； to—新澆混凝土的初凝時(shí)間（h）可按實(shí)測(cè)確定（本段位4h）。當(dāng)缺乏 試驗(yàn)資料時(shí)，可采用to=200/(t+15)=4.76計(jì)算（t為混凝土的溫度=28）； v—混凝土的澆筑速度m/h（按泵車澆筑速度30m3/h進(jìn)行控制，澆筑 長(zhǎng)度按37.3m控制，則混凝土澆筑速度為v=30/（1.05+1.78） /2*37.3=0.6m/h； h—混凝土側(cè)壓力計(jì)算位置處至新澆混凝土頂面

（8-8）f=0.22γct0β1β2v 1/2 （8-9）f=γch f：新澆混凝土對(duì)模板的最大側(cè)壓力（kn/㎡） γc：新澆混凝土的重力密度（kn/m3） t0：新澆混凝土的初凝時(shí)間（h），可按實(shí)測(cè)確定。當(dāng)缺乏試驗(yàn)資料時(shí)，可采用t=200（t+15）計(jì)算 t：混凝土的溫度（°） h：混凝土側(cè)壓力計(jì)算位置至新澆筑混凝土頂面時(shí)的高度（m） β1：外加劑影響修正系數(shù)，不摻外加劑時(shí)取1.0，摻具有緩凝作用的外加劑時(shí)取1.2 β2：混凝土坍落度影響修正系數(shù)，當(dāng)坍落度小于30mm時(shí)，取0.85；50~90mm時(shí)，取1.0；110~150mm時(shí)， 混凝土側(cè)壓力的計(jì)算分布圖形如圖8-1所示，有效壓頭高度h（m）按下式計(jì)算： （8-10）h=f/γc3.58m 89.60 25kn/m3； 10℃ 4m 2m/h β1：外加劑影響修正系數(shù)，不摻外加劑時(shí)取1.0

采用內(nèi)部振搗時(shí)，新澆筑的混凝土作用于模板的最大側(cè)壓力，可按下列二式計(jì)算，并取二式中的較小值： （8-8）f=0.22γct0β1β2v 1/2 （8-9）f=γch f：新澆混凝土對(duì)模板的最大側(cè)壓力（kn/㎡） γc：新澆混凝土的重力密度（kn/m3） t0：新澆混凝土的初凝時(shí)間（h），可按實(shí)測(cè)確定。當(dāng)缺乏試驗(yàn)資料時(shí)，可采用t=200（t+15）計(jì)算 t：混凝土的溫度（°） h：混凝土側(cè)壓力計(jì)算位置至新澆筑混凝土頂面時(shí)的高度（m） β1：外加劑影響修正系數(shù)，不摻外加劑時(shí)取1.0，摻具有緩凝作用的外加劑時(shí)取1.2 β2：混凝土坍落度影響修正系數(shù)，當(dāng)坍落度小于30mm時(shí)，取0.85；50~90mm時(shí)，取1.0；110~150mm時(shí)，取1.15. 混凝土側(cè)壓力的計(jì)算分布圖形如圖8-1所示，有效壓頭高度h（m）按下式計(jì)算： （8-10）h=f/γc3.84m 9

混凝土側(cè)壓力的計(jì)算（取兩式中教小值） 梁模板的背部支撐由兩層龍骨（木楞或鋼楞）組成,直接支撐模板的龍骨為次龍骨,即內(nèi)龍 骨； 用以支撐內(nèi)層龍骨為外龍骨，即外龍骨組裝成梁側(cè)模板時(shí)，通過穿梁螺栓將梁體兩側(cè)模 板拉結(jié)，每個(gè)穿梁螺栓成為外龍骨的支點(diǎn)。 模板面板厚度h=18mm，彈性模量e=6000n/mm2，抗彎強(qiáng)度[f]=15n/mm2。 內(nèi)楞采用方木，截面50×100mm，每道內(nèi)楞1根方木，間距300mm。 外楞采用圓鋼管48×3.5，每道外楞2根鋼楞，間距600mm。 穿梁螺栓水平距離600mm，穿梁螺栓豎向距離300mm，直徑12mm。 f=0.22γctoβ1β2v1/2（公式1） f=γch（公式2） 式中： f—新澆筑混凝土對(duì)模板的側(cè)壓力，kn/m2； γc—混凝土的重力密度，24kn/m3； to—新澆混凝土的初凝時(shí)間

輸入的參數(shù)： 擋料重度γ=17.20kn/m3 擋料內(nèi)摩擦角φ＝30.00度 墻頂?shù)孛婊詈奢dq=30.00kn/m2 墻頂至垂直墻身底的高度h=4000mm 底板尺寸b1=0mm 底板尺寸b2=250mm 底板尺寸b3=0mm 墻頂尺寸b4=250mm 底板尺寸h1=0mm 底板尺寸h2=0mm 地基承載力特征值（修正后）r=68.60kn/m2 土對(duì)擋墻基底摩擦系數(shù)μ=0.30 計(jì)算過程： 1.確定側(cè)壓力: 土體產(chǎn)生側(cè)壓力標(biāo)準(zhǔn)值e1=1/2*γ*h^2*tan(45-φ/2)^245.87kn/m 上部活荷載產(chǎn)生側(cè)壓力標(biāo)準(zhǔn)值e2=q*h*tan(45-φ/2)^240.00kn/m 側(cè)壓力e=e1+e285.87kn/m 2.垂直墻身計(jì)算: 垂直墻身每延米彎矩m=1.2*e1*h/3+1.4*e2*

側(cè)移土體被動(dòng)樁成拱效應(yīng)及主動(dòng)側(cè)土壓力計(jì)算——采用三維數(shù)值模型模擬土體水平位移條件下被動(dòng)樁的成拱效應(yīng)。分析結(jié)果表明，被動(dòng)樁的成拱效應(yīng)和樁間距關(guān)系最為密切，樁間距較小時(shí)，側(cè)移土體在樁周附近呈現(xiàn)出明顯的土拱效應(yīng)，應(yīng)力等值線密集，相互連通成一整體，并...

有限元極限分析法在巖土工程中的應(yīng)用取得了較好的效果,但是在實(shí)際使用時(shí)需要假設(shè)和求解,應(yīng)用范圍有一定的局限性.隨著科技的進(jìn)步,該方法不斷完善,其適用范圍不斷擴(kuò)大.本文對(duì)有限元極限分析法理論進(jìn)行了介紹,并對(duì)其在巖土工程中的實(shí)際應(yīng)用進(jìn)行了分析.

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混凝土澆筑側(cè)壓力計(jì)算工具 擬澆筑混凝土構(gòu)件高度h（m）1.2 t（℃）20 v（m/h）2 γ（kn/m3）24 摻外加劑1.2 坍落度110-150mm1.15 h（m）1.91 h（m）1.2 （kn/m2）28.8 不摻外加劑 摻外加劑 坍落度<30mm 坍落度50-90mm 坍落度110-150mm 塌落度影響修正系數(shù) 計(jì)算壓頭高度 混凝土計(jì)算側(cè)壓力 實(shí)際壓頭高度 混凝土入模初始溫度 混凝土澆筑速度 混凝土容重 外加劑影響修正系數(shù)