主動土壓力 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， 當墻后土體達到主動極限平衡狀態并出現滑動面時，這時作用于墻上的土壓力減至最小，稱 為主動土壓力pa。 被動土壓力 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，當墻后土體達到被動極限平衡狀態并出現滑動面時，這時作用于墻上的土壓力增 至最大，稱為被動土壓力pp。上述三種土壓力的移動情況和它們在相同條件下的數值比較， 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學者朗肯（rankin）1857年根據均質的半無限土體的應力狀態 和土處于極限平衡狀態的應力條件提出的。在其理論推導中,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算問題隨著城市地下空間的發展越來越引起人們的重視,然而其相應的土壓力計算方法很少有人進行研究,往往根據工程經驗進行估計,本文從土壓力基本原理出發,通過簡單地推導提...

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

土體極限分析法——極限平衡法在土力學穩定分忻問題中得到了廣泛的應用。它的基本思想是這樣的：假設土體破壞是由于在土體內滑動面上發生活動而造成的，滑動面上土體服從破壞條件，假設：卜體內滑動面已知，其形狀可以是平面，圓弧面，對數螺旋面或其他不規則曲...

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,提出了主動土壓力的計算方法。分界點上部位移模式接近平動,采用庫侖主動土壓力理論計算上部的土壓力,分界點下部位移模式接近繞墻腳的轉動,采用水平微分單元法計算下部的土壓力,并比較了計算結果與實測結果。比較結果表明:土壓力計算結果與實測結果沿墻高的分布形態及增長趨勢基本一致,計算值比實測值略偏小一些,偏差最小為0.2kpa,最大為2.9kpa,平均偏小為1.2kpa,可見土壓力計算方法可靠。

淺圓倉倉壁側壓力的有限元分析

改進庫侖極限平衡理論,用于非極限狀態主動土壓力的研究,認為擋土墻土壓力是由墻后填土在平衡狀態下出現的滑動楔體所產生。在該滑動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主動土壓力基本方程,并結合整個滑楔體的力矩平衡條件,由此得到對應不同內摩擦角、墻土摩擦角和擋土墻位移比的側土壓力系數,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主動土壓力,得到擋土墻土壓力和合力作用點的理論公式。分析填土內摩擦角、墻土摩擦角和擋土墻位移比對土側壓力系數、土壓力強度、土壓力合力、土壓力合力作用點的影響,并與模型試驗數據進行比較。另外,通過探討位移比對擋土墻傾覆力矩的影響,認為采用極限平衡理論計算平動模式下剛性擋土墻主動非極限狀態時的抗傾覆穩定性偏于危險。

土體結構極限承載力的有限元分析——在平面應變條件下，采用增量加載有限元方法求解土體結構的極限承載力，以彈塑性有限元計算不收斂作為達到極限破壞狀態的判別標準；在得到土體應力場的基礎上，用有限元邊坡穩定分析中的滑面應力分析法驗算土體結構在達到極限...

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（新澆混凝土初凝時間）5.076 β1（外加劑修正系數）1.2 β2（塌落度修正系數）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時不適宜用此表計算。 備注 混凝土側壓力計算 中間數據 原始數據 （需填寫） 側壓力 1、此表根據《建筑施工手冊》第四版編制。 繪圖用數據 94.374 050100 高 度 （ m ） 混凝土側壓力（kn） 側壓力示意圖（f1<f2） 模板頂的側壓力 有效壓頭高度處的 側壓力 模板底的側

平動模式下擋土墻非極限狀態主動土壓力計算

在jgj162-2008《建筑施工模板安全技術規范》的第4.1.1條，給出了新澆混凝 土對模板的側壓力計算公式： 混凝土側壓力的計算（取兩式中教小值）： f=0.22γctoβ1β2v∧? f=γch 式中f——新澆筑混凝土對模板的側壓力，kn/m； γc——混凝土的重力密度，kn/m; to——新澆混凝土的初凝時間（h）可按實測確定。當缺乏試驗資料時，可采用 to=200/(t+15)計算（t為混凝土的溫度℃）； v——混凝土地的澆筑速度，m/h； h——混凝土側壓力計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，不摻外加劑時取1.0，摻具有緩凝作用的外加劑時 取1.2； β2——混凝土坍落度影響修正系數，當坍落度小于30mm時，取0.85；50～ 90mm時，取1.0；110～150mm時，取1.15。 混凝

k1621+193涵洞臺身拉桿演算 1、墻身結構尺寸 墻身上口尺寸1.05m，下口尺寸為1.78m，墻高2.9m，墻身長37.3m （單側），每4m設置沉降縫。 2、澆筑過程中混凝土側壓力的計算（取兩式中較小值） f=0.22γctoβ1β2v1/2（公式1） f=γch（公式2） 式中： f—新澆筑混凝土對模板的側壓力，kn/m2； γc—混凝土的重力密度，24kn/m3； to—新澆混凝土的初凝時間（h）可按實測確定（本段位4h）。當缺乏 試驗資料時，可采用to=200/(t+15)=4.76計算（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進行控制，澆筑 長度按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—混凝土側壓力計算位置處至新澆混凝土頂面

第1頁共8頁 計算說明書 1..砼側壓力計算及分布 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11 塌落度修正系數12新澆混凝土荷載分項系數為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 最大側壓力為39.2841.5kn/m=58.896kn/m 工作平臺荷載：（以允許荷載計算） 上下工作平臺允許荷載mkn/1025.1.5n/m1.8975 主工作平臺允許荷載kn/m05.22.8n/m9.51150 第2頁共8頁 計算模型及荷載分布圖 第3頁共8頁 2.計算模型見上圖 3.計算程序見求解器 123 4

k1621+193涵洞臺身拉桿演算 1、墻身結構尺寸 墻身上口尺寸1.05m，下口尺寸為1.78m，墻高2.9m，墻身長37.3m （單側），每4m設置沉降縫。 2、澆筑過程中混凝土側壓力的計算（取兩式中較小值） f=0.22γctoβ1β2v1/2（公式1） f=γch（公式2） 式中： f—新澆筑混凝土對模板的側壓力，kn/m2； γc—混凝土的重力密度，24kn/m3； to—新澆混凝土的初凝時間（h）可按實測確定（本段位4h）。當缺乏 試驗資料時，可采用to=200/(t+15)=4.76計算（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進行控制，澆筑 長度按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—混凝土側壓力計算位置處至新澆混凝土頂面

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

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

混凝土側壓力的計算（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,即內龍 骨； 用以支撐內層龍骨為外龍骨，即外龍骨組裝成梁側模板時，通過穿梁螺栓將梁體兩側模 板拉結，每個穿梁螺栓成為外龍骨的支點。 模板面板厚度h=18mm，彈性模量e=6000n/mm2，抗彎強度[f]=15n/mm2。 內楞采用方木，截面50×100mm，每道內楞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—新澆筑混凝土對模板的側壓力，kn/m2； γc—混凝土的重力密度，24kn/m3； to—新澆混凝土的初凝時間

輸入的參數： 擋料重度γ=17.20kn/m3 擋料內摩擦角φ＝30.00度 墻頂地面活荷載q=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 土對擋墻基底摩擦系數μ=0.30 計算過程： 1.確定側壓力: 土體產生側壓力標準值e1=1/2*γ*h^2*tan(45-φ/2)^245.87kn/m 上部活荷載產生側壓力標準值e2=q*h*tan(45-φ/2)^240.00kn/m 側壓力e=e1+e285.87kn/m 2.垂直墻身計算: 垂直墻身每延米彎矩m=1.2*e1*h/3+1.4*e2*

側移土體被動樁成拱效應及主動側土壓力計算——采用三維數值模型模擬土體水平位移條件下被動樁的成拱效應。分析結果表明，被動樁的成拱效應和樁間距關系最為密切，樁間距較小時，側移土體在樁周附近呈現出明顯的土拱效應，應力等值線密集，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用取得了較好的效果,但是在實際使用時需要假設和求解,應用范圍有一定的局限性.隨著科技的進步,該方法不斷完善,其適用范圍不斷擴大.本文對有限元極限分析法理論進行了介紹,并對其在巖土工程中的實際應用進行了分析.

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混凝土澆筑側壓力計算工具 擬澆筑混凝土構件高度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 計算壓頭高度 混凝土計算側壓力 實際壓頭高度 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