极限分析法计算有限土体主动土侧压力

主动土压力 挡土墙向前移离填土，随着墙的位移量的逐渐增大，土体作用于墙上的土压力逐渐减小， 当墙后土体达到主动极限平衡状态并出现滑动面时，这时作用于墙上的土压力减至最小，称 为主动土压力pa。 被动土压力 挡土墙在外力作用下移向填土，随着墙位移量的逐渐增大，土体作用于墙上的土压力 逐渐增大，当墙后土体达到被动极限平衡状态并出现滑动面时，这时作用于墙上的土压力增 至最大，称为被动土压力pp。上述三种土压力的移动情况和它们在相同条件下的数值比较， 可用图6-2来表示。由图可知pp＞po＞pa。 朗肯基本理论 朗肯土压力理论是英国学者朗肯（rankin）1857年根据均质的半无限土体的应力状态 和土处于极限平衡状态的应力条件提出的。在其理论推导中,首先作出以下基本假定。 (1)挡土墙是刚性的墙背垂直； (2)挡土墙的墙后填土表面水平； (3)挡土墙的墙背光滑，

深基坑开挖中有限土体土压力计算方法探讨——相邻基坑之间(距离较近)的有限土体土压力的计算问题随着城市地下空间的发展越来越引起人们的重视,然而其相应的土压力计算方法很少有人进行研究,往往根据工程经验进行估计,本文从土压力基本原理出发,通过简单地推导提...

相邻基坑之间(距离较近)的有限土体土压力的计算问题随着城市地下空间的发展越来越引起人们的重视,然而其相应的土压力计算方法很少有人进行研究,往往根据工程经验进行估计,本文从土压力基本原理出发,通过简单地推导提出了该种情况下土压力的计算方法,然后通过简单实例进行了分析。

土体极限分析法——极限平衡法在土力学稳定分忻问题中得到了广泛的应用。它的基本思想是这样的：假设土体破坏是由于在土体内滑动面上发生活动而造成的，滑动面上土体服从破坏条件，假设：卜体内滑动面已知，其形状可以是平面，圆弧面，对数螺旋面或其他不规则曲...

利用有限元法分析了土工格室柔性挡墙水平变位特征,得到了墙体中部水平变位的分界点,提出了主动土压力的计算方法。分界点上部位移模式接近平动,采用库仑主动土压力理论计算上部的土压力,分界点下部位移模式接近绕墙脚的转动,采用水平微分单元法计算下部的土压力,并比较了计算结果与实测结果。比较结果表明:土压力计算结果与实测结果沿墙高的分布形态及增长趋势基本一致,计算值比实测值略偏小一些,偏差最小为0.2kpa,最大为2.9kpa,平均偏小为1.2kpa,可见土压力计算方法可靠。

浅圆仓仓壁侧压力的有限元分析

改进库仑极限平衡理论,用于非极限状态主动土压力的研究,认为挡土墙土压力是由墙后填土在平衡状态下出现的滑动楔体所产生。在该滑动楔体上沿竖向取水平薄层作为微分单元体,通过作用在单元体上力的平衡条件,建立挡土墙非极限状态主动土压力基本方程,并结合整个滑楔体的力矩平衡条件,由此得到对应不同内摩擦角、墙土摩擦角和挡土墙位移比的侧土压力系数,将其用于水平微分单元法求解刚性挡土墙平移模式下非极限状态主动土压力,得到挡土墙土压力和合力作用点的理论公式。分析填土内摩擦角、墙土摩擦角和挡土墙位移比对土侧压力系数、土压力强度、土压力合力、土压力合力作用点的影响,并与模型试验数据进行比较。另外,通过探讨位移比对挡土墙倾覆力矩的影响,认为采用极限平衡理论计算平动模式下刚性挡土墙主动非极限状态时的抗倾覆稳定性偏于危险。

土体结构极限承载力的有限元分析——在平面应变条件下，采用增量加载有限元方法求解土体结构的极限承载力，以弹塑性有限元计算不收敛作为达到极限破坏状态的判别标准；在得到土体应力场的基础上，用有限元边坡稳定分析中的滑面应力分析法验算土体结构在达到极限...

是否掺缓凝剂（填“是”或“否”）是 t（混凝土入模温度）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 浇筑速度（m/h）6 t0（新浇混凝土初凝时间）5.076 β1（外加剂修正系数）1.2 β2（塌落度修正系数）1.15 f1=0.22γct0β1β2v 1/294.374 f2=γch250.000 h有效压头高度3.775 h-h6.225 2、塌落度40～50及>150时不适宜用此表计算。 备注 混凝土侧压力计算 中间数据 原始数据 （需填写） 侧压力 1、此表根据《建筑施工手册》第四版编制。 绘图用数据 94.374 050100 高 度 （ m ） 混凝土侧压力（kn） 侧压力示意图（f1<f2） 模板顶的侧压力 有效压头高度处的 侧压力 模板底的侧

平动模式下挡土墙非极限状态主动土压力计算

在jgj162-2008《建筑施工模板安全技术规范》的第4.1.1条，给出了新浇混凝 土对模板的侧压力计算公式： 混凝土侧压力的计算（取两式中教小值）： f=0.22γctoβ1β2v∧? f=γch 式中f——新浇筑混凝土对模板的侧压力，kn/m； γc——混凝土的重力密度，kn/m; to——新浇混凝土的初凝时间（h）可按实测确定。当缺乏试验资料时，可采用 to=200/(t+15)计算（t为混凝土的温度℃）； v——混凝土地的浇筑速度，m/h； h——混凝土侧压力计算位置处至新浇混凝土顶面的总高度，m； β1——外加剂影响修正系数，不掺外加剂时取1.0，掺具有缓凝作用的外加剂时 取1.2； β2——混凝土坍落度影响修正系数，当坍落度小于30mm时，取0.85；50～ 90mm时，取1.0；110～150mm时，取1.15。 混凝

k1621+193涵洞台身拉杆演算 1、墙身结构尺寸 墙身上口尺寸1.05m，下口尺寸为1.78m，墙高2.9m，墙身长37.3m （单侧），每4m设置沉降缝。 2、浇筑过程中混凝土侧压力的计算（取两式中较小值） f=0.22γctoβ1β2v1/2（公式1） f=γch（公式2） 式中： f—新浇筑混凝土对模板的侧压力，kn/m2； γc—混凝土的重力密度，24kn/m3； to—新浇混凝土的初凝时间（h）可按实测确定（本段位4h）。当缺乏 试验资料时，可采用to=200/(t+15)=4.76计算（t为混凝土的温度=28）； v—混凝土的浇筑速度m/h（按泵车浇筑速度30m3/h进行控制，浇筑 长度按37.3m控制，则混凝土浇筑速度为v=30/（1.05+1.78） /2*37.3=0.6m/h； h—混凝土侧压力计算位置处至新浇混凝土顶面

第1页共8页 计算说明书 1..砼侧压力计算及分布 砼表观密度 3 c/24mkn砼浇筑温度c10t 砼浇筑速度0.6m/hv外加剂修正系数11 塌落度修正系数12新浇混凝土荷载分项系数为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 最大侧压力为39.2841.5kn/m=58.896kn/m 工作平台荷载：（以允许荷载计算） 上下工作平台允许荷载mkn/1025.1.5n/m1.8975 主工作平台允许荷载kn/m05.22.8n/m9.51150 第2页共8页 计算模型及荷载分布图 第3页共8页 2.计算模型见上图 3.计算程序见求解器 123 4

k1621+193涵洞台身拉杆演算 1、墙身结构尺寸 墙身上口尺寸1.05m，下口尺寸为1.78m，墙高2.9m，墙身长37.3m （单侧），每4m设置沉降缝。 2、浇筑过程中混凝土侧压力的计算（取两式中较小值） f=0.22γctoβ1β2v1/2（公式1） f=γch（公式2） 式中： f—新浇筑混凝土对模板的侧压力，kn/m2； γc—混凝土的重力密度，24kn/m3； to—新浇混凝土的初凝时间（h）可按实测确定（本段位4h）。当缺乏 试验资料时，可采用to=200/(t+15)=4.76计算（t为混凝土的温度=28）； v—混凝土的浇筑速度m/h（按泵车浇筑速度30m3/h进行控制，浇筑 长度按37.3m控制，则混凝土浇筑速度为v=30/（1.05+1.78） /2*37.3=0.6m/h； h—混凝土侧压力计算位置处至新浇混凝土顶面

（8-8）f=0.22γct0β1β2v 1/2 （8-9）f=γch f：新浇混凝土对模板的最大侧压力（kn/㎡） γc：新浇混凝土的重力密度（kn/m3） t0：新浇混凝土的初凝时间（h），可按实测确定。当缺乏试验资料时，可采用t=200（t+15）计算 t：混凝土的温度（°） h：混凝土侧压力计算位置至新浇筑混凝土顶面时的高度（m） β1：外加剂影响修正系数，不掺外加剂时取1.0，掺具有缓凝作用的外加剂时取1.2 β2：混凝土坍落度影响修正系数，当坍落度小于30mm时，取0.85；50~90mm时，取1.0；110~150mm时， 混凝土侧压力的计算分布图形如图8-1所示，有效压头高度h（m）按下式计算： （8-10）h=f/γc3.58m 89.60 25kn/m3； 10℃ 4m 2m/h β1：外加剂影响修正系数，不掺外加剂时取1.0

采用内部振捣时，新浇筑的混凝土作用于模板的最大侧压力，可按下列二式计算，并取二式中的较小值： （8-8）f=0.22γct0β1β2v 1/2 （8-9）f=γch f：新浇混凝土对模板的最大侧压力（kn/㎡） γc：新浇混凝土的重力密度（kn/m3） t0：新浇混凝土的初凝时间（h），可按实测确定。当缺乏试验资料时，可采用t=200（t+15）计算 t：混凝土的温度（°） h：混凝土侧压力计算位置至新浇筑混凝土顶面时的高度（m） β1：外加剂影响修正系数，不掺外加剂时取1.0，掺具有缓凝作用的外加剂时取1.2 β2：混凝土坍落度影响修正系数，当坍落度小于30mm时，取0.85；50~90mm时，取1.0；110~150mm时，取1.15. 混凝土侧压力的计算分布图形如图8-1所示，有效压头高度h（m）按下式计算： （8-10）h=f/γc3.84m 9

混凝土侧压力的计算（取两式中教小值） 梁模板的背部支撑由两层龙骨（木楞或钢楞）组成,直接支撑模板的龙骨为次龙骨,即内龙 骨； 用以支撑内层龙骨为外龙骨，即外龙骨组装成梁侧模板时，通过穿梁螺栓将梁体两侧模 板拉结，每个穿梁螺栓成为外龙骨的支点。 模板面板厚度h=18mm，弹性模量e=6000n/mm2，抗弯强度[f]=15n/mm2。 内楞采用方木，截面50×100mm，每道内楞1根方木，间距300mm。 外楞采用圆钢管48×3.5，每道外楞2根钢楞，间距600mm。 穿梁螺栓水平距离600mm，穿梁螺栓竖向距离300mm，直径12mm。 f=0.22γctoβ1β2v1/2（公式1） f=γch（公式2） 式中： f—新浇筑混凝土对模板的侧压力，kn/m2； γc—混凝土的重力密度，24kn/m3； to—新浇混凝土的初凝时间

挡土墙设计主动土压力计算

计算公式 计算公 式1 0.22γct0β1β2 砼每小时供 应量（m 3/h) 平面面 积 （m 2 ） v （m/h ） v0.5 h （m） 0.222551.21.153023.821.25941.1223 计算公 式2 252.5 30.86331.01.3 砼侧压力计算 计算取值向上取整保险系数 v——砼浇筑速度，以m/h为单位h——砼深度 β2——砼坍落度影响修正系数，坍落小于30mm，取0.85；50-90mm时取1.0；110-150mm时取1.15 β1——外加剂影响修正系数。无外加剂取1.0，有缓凝作用外加剂取1.2 式中：γc——取25kn/m3t0——砼的初凝时间（h）缺资料时以200/(t+15)计算， 1.f=0.22γ

. 整理文档 k1621+193涵洞台身拉杆演算 1、墙身结构尺寸 墙身上口尺寸1.05m，下口尺寸为1.78m，墙高2.9m，墙身长37.3m （单侧），每4m设置沉降缝。 2、浇筑过程中混凝土侧压力的计算（取两式中较小值） f=0.22γctoβ1β2v1/2（公式1） f=γch（公式2） 式中： f—新浇筑混凝土对模板的侧压力，kn/m2； γc—混凝土的重力密度，24kn/m3； to—新浇混凝土的初凝时间（h）可按实测确定（本段位4h）。当缺乏 试验资料时，可采用to=200/(t+15)=4.76计算（t为混凝土的温度 =28）； v—混凝土的浇筑速度m/h（按泵车浇筑速度30m3/h进行控制，浇 筑长度按37.3m控制，则混凝土浇筑速度为v=30/（1.05+1.78） /2*37.3=0.6m/h； h—混凝土侧压力计算

k1621+193涵洞台身拉杆演算 1、墙身结构尺寸 墙身上口尺寸1.05m，下口尺寸为1.78m，墙高2.9m，墙身长37.3m （单侧），每4m设置沉降缝。 2、浇筑过程中混凝土侧压力的计算（取两式中较小值） f=0.22γctoβ1β2v1/2（公式1） f=γch（公式2） 式中： f—新浇筑混凝土对模板的侧压力，kn/m2； γc—混凝土的重力密度，24kn/m3； to—新浇混凝土的初凝时间（h）可按实测确定（本段位4h）。当缺乏 试验资料时，可采用to=200/(t+15)=4.76计算（t为混凝土的温度=28）； v—混凝土的浇筑速度m/h（按泵车浇筑速度30m3/h进行控制，浇筑 长度按37.3m控制，则混凝土浇筑速度为v=30/（1.05+1.78） /2*37.3=0.6m/h； h—混凝土侧压力计算位置处至新浇混凝土顶面

1.1.1新浇混凝土对模板侧面的压力计算 在进行侧模板及支承结构的力学计算和构造设计时，常需计算新浇混凝土对 模板侧面的压力。混凝土作用于模板的压力，一般随混凝土的浇筑高度而增加， 当浇筑高度达到某一临界值时，侧压力就不再增加，此时的侧压力即为新浇混凝 土的最大侧压力。侧压力达到最大值的浇筑高度称为混凝土的有效压头。 采用内部振捣器，当混凝土浇筑速度在6.0m/小时以下时，新浇混凝土作用 于模板的最大侧压力，可按以下二式计算，并取二式中的较小值。 pm=4+1500kskwv1/3/（t+30）（3-1） pm=25h（3-2） 式中：pm——新浇混凝土的最大侧压力（kn/m2）； t——混凝土的入模温度（oc）； h——混凝土侧压力计算位置处至新浇混凝土顶面的总高度（m）； ks——混凝土坍落度影响修正系数。当坍落度为50～90mm时取1.0， 为110～1