新大洲土工格栅
| 加入收藏 | 联系方式
澳门太阳集团2007登录 企业概况 资讯中心 产品信息 资质荣誉 车间一角 工程案例 联系大家
资讯中心 更多>>
企业资讯
行业动态
媒体报道
江苏新大洲土工材料有限企业
地址:宜兴市新建镇
电话:0510-87288686
传真:0510-87287668
手机:
邮箱:[email protected]
 
资讯中心
澳门太阳集团2007登录>资讯中心

加筋土挡墙设计方法研究

澳门太阳集团2007网站:admin  发布时间:2016-08-09  点击:1401

加筋土挡墙以其对地基变形的良好适应性、可就地取材、可适用于场地狭窄的 地区、外表美观以及具有良好的抗震性能等优点,在交通、建筑、水利水电等领域的 应用越来越广泛。加筋材料也从最早的金属条带发展到现在的各种土工合成 材料。

加筋土挡墙的设计在于根据要求的墙高、墙长、作用荷载和地质情况等,确定 安全经济的墙体断面形式,亦即针对给定的筋材和选用填土的性质,确定筋材在填 土内的合理布置,包括筋材的要求长度,在垂直方向和水平方向的间距等,或者根 据既定的布置选择合适的筋材。加筋土挡墙的设计方法较多,但应用最广的是按 朗肯土压力理论结合一些经验公式计算面板后土压力及拉筋受力,一般先按经验 初定一个断面,然后验算加筋体外部和内部稳定性。

加筋土挡墙在铁路系统实际工程应用中,单级挡墙均不高,一般在10m以下, 墙太高时易产生较大的墙面变形或因挡墙整体失稳而破坏。为适应各种地形条 件,对超过10m的高挡墙,工程上采用分级形式,可较好地调整墙面的水平变形、 减少墙面板对地基的应力,并便于施工操作。

目前国内外及国内各行业间采用的设计方法都不尽相同,对单级加筋土挡墙 结构,?铁路路基土工合成材料应用设计规范》(TB10118-2006)[7](以下简称《铁 路规范》)中有较为明确的规定,对外部稳定、内部稳定性分析均有具体的计算公式 和控制条件,但未涉及路堤墙、斜面墙、多级墙等挡墙结构形式。

3.5.1路肩挡墙设计方法[78]

设计单级加筋土挡墙时,一般根据地形、地基、地质等条件,结合结构构造方面 的要求及设计经验,初拟挡墙断面尺寸及筋材布置,根据拟定的断面验算外部稳定 性以及拟定的拉筋布置验算内部稳定性,对验算结果进行分析,在满足规范要求的 前提下得到最优的结构设计。

1.外部稳定性分析

按《铁路规范》要求,外部稳定性分析时,将加筋范围内的土体视为一刚性体, 按刚性挡土墙计算土压力、挡墙的整体稳定性、基底应力等,验算内容包括沿基底 的抗滑稳定、抗倾覆稳定、基底合力的偏心距及基底压应力。对加筋土挡墙,在构 造上要求墙宽(拉筋长度)不小于0. 6

倍墙髙,其抗滑稳定、抗倾覆稳定一般不控制 设计。

单向拉伸土工格栅
单向拉伸土工格栅

(1)        抗滑动稳定

按刚性体检算加筋土挡墙的滑动稳定时,要求抗滑动稳定系数不小于1. 3,计 算式为

K =?/ c SE,

(2)        抗倾覆稳定及基底合力偏心距

铁路路基设计中,需验算挡墙的抗倾覆稳定系数,并要求稳定系数不小于 1. 6。对加筋土挡墙,抗倾覆稳定性可通过偏心距e来校核,要求偏心距不大于B/ 6,即满足,否则应加长筋材长度,到满足为止,计算式为

抗覆稳定系数为

K^it

偏心距为

_ B _ B SMV-EM0 2 c _ T SN

与刚性挡墙相比,加筋土挡墙结构为柔性体,在外力作用下内部应力调整和 分布,不太可能发生整体倾覆,因此在偏心距满足要求的情况,可不进行抗倾覆稳 定验算。

(3)        地基承载力

地基承载破坏一般包括整体剪切破坏、局部剪切和冲切破坏三种。整体剪切 破坏表现为地面隆起,在地基内形成延伸至地面的连续滑动面;局部剪切现象与整 体破坏大致一样,地面有隆起,但地基内滑动面未延伸至地面;局部冲切破坏表现 为当地基表层软弱或下伏软弱夹层时,软弱或疏松区受挤压而出现过大变形,基础 刺人地基。为保证结构的稳定或不出现较大的变形须将基底压力控制在地基的 容许承载范围内,不满足要求时,可调整结构压力或挖除换填、复合地基处理等手 段提高地基的承载能力。

1)基底应力。加筋土挡墙基底应力的计算方法主要有三种,分别为按刚性结 构计算的梯形或三角形分布法、在折减面积上均布的Meyerholf法及基底平均应 力法。

平均应力法即将加筋体重及荷载作用力平均分布在基底,应力分布图为矩形, 或将加筋土视为散体材料,基底下某点应力为垂直方向填土重及荷载重,应力分布 图与断面形状一致,该方法应用不多;目前铁路和公路相关规范中均按重力式挡土 墙计算加筋土挡墙的基底应力,根据上部填土重及外部荷载、墙后土压力等进行计 算,基底应力为梯形或三角形分布;而英国、德国等国外的一些规范及国内一些计


算手册中均认为采用Meyerholf法较为合理,即把偏心力考虑为作用在折减面积 上的等代均布力,分布宽度为L2e其中L为加筋土挡土墙的宽度,e为偏心距, 即挡墙的合力作用点距挡墙中心的距离。计算式分别为:

梯形分布法,当Ul

?(1 I)

三角形分布法,当e<_fMeyerholf

a~B-2e

要求当e<0时,取e=0

平均应力法

ff=

基底压应力的分布和基础与地基之间的相对刚度、荷载的大小与分布、地基土 的种类与性质、基础的埋置深度及基底面积大小等因素都有直接的关系,加筋土挡 墙作为一种柔性整体结构,在外力作用下具有较好的变形协调能力,地基承载力验 算中,基底应力如按刚性挡土墙计算,最大应力偏大,显然过于保守。如不考虑地 基变形的影响,加筋体自重产生的基底应力分布与加筋体的形状相同,在墙后土压 力、墙顶荷载外力作用下,在基底将产生一偏心作用,按Meyerhoff理论,可近似假 定基底应力在B2e)范围内均勻分布,虽然在基底不会出现零应力区,但采用 Meyerhoff法计算的应力验算地基承载力已能满足要求。

与刚性挡墙不同,各规范中一般要求偏心距e对基底合力偏心距为负值

的情况(特别是对斜面式挡墙)如何计算基底应力,均没有明确说明。对斜面墙等 加筋结构,墙后作用力仍采用主动土压力计算不太合理,当出现墙压土时,墙与填 土之间应力调整,墙背所受土压力应比主动土压力大,计算基底应力时可取e=0, 即假定压应力均布在整个基底上,近似按2JV/B计算基底压应力。

2)容许承载能力。

地基承载能力根据荷载试验、按理论公式或其他原位测试方法综合确定,一般 采用极限承载力表示,基底应力与地基极限承载力比较时应保证有一定的安全系 数,《铁路规范》中采用容许承载力的概念,将极限承载力除以安全系数即得容许承 载力,要求基底应力小于容许承载力。

比较地基容许承载力采用的安全系数,《铁路规范》为1. 86?2. 5,国外采用

1. 35?2. 0,相对较小。《铁路规范》中岩、土地基基本承载力和极限承载力表,与国 外一些规范采用值比较,总体而言,《铁路规范》采用值偏安全。铁路规范采用的承 载力是在综合考虑载荷试验成果与土的物理力学性质指标的对比资料的基础上进 行编制的,国外比较通用的方法是采用迈耶霍夫理论公式计算极限承载力,计算式 见式(3. 16),容许承载力安全系数采用2.0;德国采用的极限承载力计算式见式 (3. 17),容许承载力安全系数采用2. 0

guai = C{Nc + 0. 5(L - 2e)7fNr                        (3.16)

式中,Cfyf——地基土的黏聚力和重度;

KNr——根据地基土内摩擦角确定的地基承载力系数。

?7f = JiCL2e)NhXh       (3.17)

式中,Nh——根据地基土综合内摩擦角确定的地基承载力计算因子;

----- 倾斜因子x b = (i-^)3(Hb,yb为水平及垂直临界失稳作用荷

)

在土质地基上,采用铁路上传统的地基容许承载力法控制加筋土挡墙基底压 应力时,设计墙高不大(一般不大于8m),在工程试验中,测试基底垂直应力往往比 设计容许承载力大,而状态稳定,未出现破坏迹象。针对某土质地基勘探测试成果 资料,如在该地段设计一加筋土挡墙,墙髙9. 5m墙宽8. 0m根据《铁路规范》查表 及国外采用的公式计算地基极限承载力和容许承载力值如表3. 5所示。从表中可 见,国外采用的地基承载力值均比《铁路规范》中提供的参考值要大,一般大10% ?40%,个别超过70%。因此,对加筋土挡墙的承载力检算,有经验时可适当提高 地基的容许承载力,对砂土及碎石土地基,也可参照《铁路桥涵地基和基础设计规 范》中的地基承载力进行宽度修正。

3.5地基承载力对比

岩性

重度y /(kN/m3)

孔隙比

e

液性

指数

II

黏聚力

c/kPa

内摩

擦角

9

极限承载力/kPa

容许承载力/kPa

铁路

规范

通用法

德国法

铁路

规范

通用法

德国法

黏土

17.9

1.1

0. 64

19.3

15.2

215

409

251

115

204

126

粉质黏土

19.7

0. 75

0. 42

32

18. 1

520

796

692

280

398

346

黏土

19. 2

0. 78

0. 25

30.7

19.2

550

803

764

295

402

382

黏土

19.3

0. 8

0. 1

46. 5

15

614

715

791

330

358

395

 

(4)  地基深层滑动稳定

《铁路规范》中对深层滑动稳定未作规定。但对软弱地基应检算加筋体及其后 部填土沿地基内滑动的可能性,一般采用条分法进行滑弧计算,如图3. 21所示,检 算穿过填筑土及地基的某弧ABC的滑动稳定,通过摸索最危险滑弧找出最不利 的稳定系数。

设计时深层滑动往往假设为一个圆弧,实际情况中由于受各方面影响,滑动可 能是多条弧线的组合,甚至是折线与弧的组合。影响因素包括填料与地基之间、加 筋体与墙后填土之间存在强度性质的差异、地基的软弱程度、施工工况及加筋材料 性质和布置等。因此有学者建议进行滑弧检算时按填料与地基分成两段圆弧的组 合,如图3. 21AB弧和J3C弧,对粗粒土填料与黏性土地基,也可按折线与圆弧 的组合计算,如图3. 21AB弧和BE折线,同时应注意验算沿加筋体后缘面 与圆弧AB的组合,一些工程实测的拉筋与填料之间的变形较大,也表明加筋体结 构可能作为整体滑动。


 

3. 21深层滑动稳定分析图示

(5)地基沉降

在软弱地基上设计加筋土结构时一般应用常规的浅基沉降分析法计算沉降, 保证竣工时沉降及总沉降(瞬时沉降、固结和次固结沉降)和差异沉降不超过适应 工程状态要求的限值,不满足要求时应采取地基处理措施。

随着铁路标准的提高,铁路路基设计时对软弱地基需进行加固处理,加筋土结 构设计时要求基底应力应满足地基承载力要求,一般不需进行沉降计算,对变形控 制严格的高速铁路或下卧软弱地基时需检算沉降。因为加筋后基底应力进行了分 布调整,更能适应软弱地基的变形,如不考虑加筋影响按常规的浅基进行沉降计算 偏于安全,能满足设计要求。对软硬地基差异沉降较大时,应考虑其对拉筋变形的 影响,避免拉筋承受过载而破坏,对平面型拉筋,由于设计时一般采用横向强度较 高的单向材料,纵向强度相对较低,如路基纵向存在较大的差异沉降,将引起拉筋 纵向断裂破坏,设计时除对地基采取过渡型加固措施外,也可考虑采用双向等强度 的拉筋材料。

2.内部稳定性分析

内部稳定性分析包括拉筋强度检算、抗拔稳定检算及面板结构设计等。

(1)拉筋强度检算

加筋体内拉筋承担由填料本身及上部荷载产生的水平向土压应力。由填料产 生的水平土压应力采用渐变的土压力系数计算(介于静止土压力系数和主动土压 力系数之间);由荷载产生的水平土压力,按布辛涅斯克假定用条形荷载作用下土 中应力公式计算,理论值与现场实测结果较为接近。计算式如下:

面板后填料产生的水平土压应力am

(Thit = hyhi

其中土压力系数:

当时

Ai = Ao (1 — +Aa(^)

当仏〉6m

At — Aa                .

o = l —sinp0 Aa=tan2(45°-^)

由荷载产生的水平土压应力为

=-+arctanbJhT-arctan]

作用于墙面板的水平土压应力叫为

ffhi ~ Olili + ffhZi

i层拉筋拉力T,

; =

上述式中,1——加筋体的填料重度(kN/m3);

K——墙顶(路肩挡土墙包括墙顶以上填土髙度)距第i层墙面板中心 的髙度(m);

A,——加筋土挡墙内ht深度处的土压力系数;

Ao——静止土压力系数;

Aa——主动土压力系数;

——填料综合内摩擦角; b^荷载内边缘至面板的距离(m)

ho---- 荷载换算土柱高(m)

---- 荷载换算宽度(m);

K——拉筋拉力峰值附加系数,取1. 5-2.0

民、S,——拉筋之间水平及垂直间距,采用土工格栅拉筋时只有垂直间 距S,

土压力系数以墙顶填土以下6. Om深度处为分界线,6. Om以内采用变量,其 变化范围自静止土压力系数A渐变至主动土压力系数Aa6. Om以下采用主动土 压力系数Aa土压力系数七为深度&的连续函数。按此计算方法求得的土压力, 沿墙高上部6. Om内呈曲线分布,在该墙高段内的总土压力约为主动土压力的 1. 25倍,而6. Om以下呈直线分布,即主动土压力。土压力的此种分布规律与现场 试验实测结果是吻合的:挡土墙上部接近静止土压力,下部接近主动土压力。

拉筋拉力不应大于拉筋的容许抗拉强度Ta:

当采用土工合成材料时

Ta = T/F;

当采用钢筋混凝土板条时

Ta = [cr]Ay

上述式中~由加筋材料拉伸试验测得的极限抗拉强度(kN)

——拉筋考虑铺设时机械损伤、材料蠕变、化学及生物破坏等因素时 的影响系数,应按实际经验确定,无经验时可采用2. 5?5. 0,当 施工条件差、材料蠕变性大时,取大值;

[拉筋容许拉应力(kPa);

A——扣除预留锈蚀量后拉筋截面面积(m2)

(2)抗拔稳定性检算

抗拔稳定性检算根据拉筋的锚固抗拔力与所承受的水平土压力的比值确定, 包括全墙的抗拔稳定和单个墙面板的抗拔稳定检算。

内部稳定性分析时,铁路规范中拉筋锚固区和非锚固区的分界采用0. 3H分 界线(3. 22),其中路肩墙加筋体上填土厚度应计人墙高内。

拉筋所在位置的垂直压力为填料自重压力与荷载产生的压力之和,拉筋抗拔 力根据拉筋上下两面所产生的摩擦力计算,计算式分别为:

垂直土压力为

ffvi =   ^arctanXi - arctanX2 + - 1 )

拉筋抗拔力为

式中,其中;r为计算点至荷载中线的距离(m);


 

a----- 拉筋宽度(m)

Lb——拉筋的有效锚固长度(m)

/拉筋与填料间的摩擦系数,应根据抗拔试验确定。

检算拉筋抗拔稳定性应包括有荷载和无荷载两种情况,全墙和单板检算式 如下:

全墙抗拔稳定系数为

Ks = ES6/E^

单板抗拔稳定系数为

K, = Su/E^

式中SSf,——各层拉筋摩擦力的总和(kN)

^——各层拉筋承受水平土压力的总和(kN)

筋长设计

由内部稳定性确定所需的加筋总长度L可计算为 L = L.+Lb 从基底到H/2范围,La的计算公式为

U = 0.6iH-h^

加筋挡墙的上半部分La的计算公式为

U = 0. 3H

墙面板

墙面板设计应满足使用上稳定坚固、视觉上美观、施工时运输方便和易于安装 等要求,同时应做好面板与拉筋、面板与面板之间的连接,面板形式包括金属墙面、

柱板式墙面、钢筋混凝土现浇整体式面板、喷射混凝土墙面、预制模块式面板、预制 L型面板、格宾网等。加筋土结构靠近面板处一直是相对薄弱的环节,因为面板处 填料压实困难,而且面板与拉筋的强度、刚度等性质相去甚远,两者直接连接时易 产生破坏。

条带式拉筋一般采用模块式面板与拉筋连接,目前工程上将钢筋混凝土板条 拉筋或复合拉筋带应用于加筋结构的实例不多,主要采用土工格栅等平面型拉筋。 平面型拉筋的面板形式相对较多,其连接形式也多种多样。在模块式面板内预埋 扣件或拉筋材料,采用连接棒与拉筋连接;L型面板可采用拉筋端部回折的返包式 连接或采用专用锚固件将拉筋锚固在面板上(可施加预应力)进行连接;整体式面 板则主要采用返包式拉筋,面板与加筋体另设构造筋连接。

面板处的破坏类型主要有墙面倾斜、面板整体下沉、局部鼓凸及面板后空隙 等。墙面倾斜属结构的整体失稳;面板整体下沉为地基软弱造成的,应加强基础设 计;面板后有空隙主要是填筑时未压实,未处理好面板后填土的隔离,造成土壤流 失而形成疏松体或空洞;面板局部鼓凸是由于拉筋与面板连接局部失稳造成的,如 拉筋与面板连接不均匀,使局部应力过大造成拉筋松弛甚至断裂,地基未处理好时 也可能造成局部应力集中引起面板变形。

从破坏形式分析,保证面板处填料的压实度、处理好拉筋与面板的连接较为重 要,而整体式面板+返包式拉筋的结构形式能较好地解决这方面的问题。面板处 采用袋装填料填筑,距面板1. 5m范围内采用蛙式穷或平板夯等轻型机械压实,拉 筋回折后与下拉筋或上拉筋层用连接棒连接,拉筋受力均勻,保证了面板处的稳 定。待施工完加筋体主体部分并完成大部分沉降后,再施作钢筋混凝土面板,采用 打入(或预埋)小锚杆将面板与加筋体连接,面板起防护坡面、防止拉筋暴露老化等 作用。

双向拉伸土工格栅
双向拉伸土工格栅

3.5.2路堤挡墙设计方法

国内以往对加筋土结构的研究多局限于路肩式加筋土挡墙,对路堤式加筋土 挡墙的研究基本上处于空白状况。路堤式结构形式在铁路路基工程上应用较多, 但其设计方法未统一,一般加筋土路堤式挡墙的外部稳定性检算时将加筋体视为 刚性结构,计算方法与刚性挡墙一致。对内部稳定性分析,参照日本、法国等相关 规范及公路部门的行业标准,通过对比计算,结合工程测试结果,提出了路堤式加 筋土挡墙的设计方法[9]

1.设计方法比较

对路堤墙的内部稳定性分析,《日本国铁加筋土设计与施工手册》(以下简称日 本法)、《法国加筋土设计规范》(以下简称法国法)及《公路加筋土工程设计规范》 (JTJ015—1991)采用的方法(以下简称公路法)均有相关规定,但设计理论各不相 同。结合刚性挡墙通常采用的库仑土压力理论(以下简称库仑法),将路堤式加筋 土挡墙的内部稳定性分析对比说明如下。

(1)                   日本法(图3. 23)

3.23日本法计算图式


 

1)         假定条件:

上部荷载由双线荷载换算成路基面宽度范围内均匀分布的长期荷载+临 时荷载。   

加筋土挡墙墙面板为刚体,受土压力按库仑主动土压力计算。破裂面为 直线,破裂角

加筋体内土体及上部荷载产生的垂直土压力采用理论,在此基础上计 算拉筋承受的水平土压应力(乘土压力系数)及拉筋抗拔力。

破裂楔体为刚体,墙背与填料间的摩擦角5=0。墙背土压力为库仑主动土 压力。

2)         计算图式及方法如下。

墙背主动土压力呈折线分布,其转折点深度为厶墙面板后土压力计算公式为: 土压力系数为

^ —   cos2 p   

(1 | ^/sin;?

转折点为


土压应力为

P, = y(Hs+Z)Aa2

Pq = qAa2

Ph = r(Hs + H)^

上述式中,Hs——加筋土体上部填土高度;

Aal——高度为H斜面角为0时的主动土压力系数;

Ac——髙度为,斜面角为/?=0时的主动土压力系数;

H------ 加筋土体的高度;

P加筋土体以上路堤边坡与水平面的夹角(°);

9~填料综合内摩擦角。

(2)法国法

1) 假定条件:

上部荷载为满布均勻荷载。

墙背土压力系数为变量,即墙顶以下6m范围内从静止土压力系数变化到 主动土压力系数,6m以下采用主动土压力系数(同路肩墙的计算方法)。

破裂面为折线,按0.       3HH为假定墙高,即墙面板后0. 3H处的填筑 高),转折点在0.5H处。

基底及内部垂直应力采用Meyerhof法计算,在此基础上计算拉筋承受的 7JC平土压应力(乘土压力系数)及拉筋抗拔力。

外部稳定性检算时加筋体后土压力按朗金理论计算。

2)                      计算图式如图3. 24所示。

3. 24法国法计算图式



(3)公路法

1) 假定条件:

上部荷载为满布均匀荷载。

加筋土体上部填土重力按等代均布土层厚度计算。

墙背土压力系数为变量,即墙顶以下6m范围内从静止土压力系数变化到 主动土压力系数,6m以下采用主动土压力系数(同路肩墙的计算方法)。

破裂面为折线,按0.    3H(H为加筋体高),下部破裂角0=45°+f,转折

点下部破裂面与0. 3H线的交点处。

加筋体内土体及上部荷载产生的垂直土压力采用理论,在此基础上计 算拉筋承受的水平土压应力(乘土压力系数)及拉筋抗拔力。

2)                                   计算图式如图3.  25所示。


 

上部填土换算土柱高为

kl=i&~bh)

当时,取/^#

荷载作用下,深度Zi处的垂直应力为

墙背土压应力为

T = Xiiyhi -\-yhi +cra,)S!S;v

库仑法

1)假定条件:

上部荷载为双线分布荷载。


加筋土挡墙墙面板所受土压力按库仑主动土压力计算。

墙面垂直U=0)墙面板背与填料间的摩擦角

加筋体内土体及上部荷载产生的垂直土压力采用Yh理论,在此基础上计 算拉筋承受的水平土压应力(乘土压力系数)及拉筋抗拔力。

2)计算图式及计算公式同《铁路路基工程地质手册》中一般刚性挡墙的计算。

(5)计算算例

设某铁路路堤式加筋土挡墙参数如下:加筋墙高H=7. Om上部填高3m填 料^>=35°y=18kN/m3,路基面宽6. 9m列车荷载换算土柱高h = 3. 2mL =

1. 6m按满布均匀荷载时9= 30. 05kN/m3拉筋材料采用镀锌钢带,带宽10cm采 用筋长5. 8m等长布置,筋土似摩擦系数为0. 4。面板采用1. OmXO. 5m钢筋混凝 土矩形板,每块面板设一根拉筋。

采用前述四种计算方法分别对墙背土压力及拉筋抗拔安全系数进行计算。求 出的墙面板后土压力及抗拔稳定系数如表3. 6所示。

3.6 土压力及抗拔稳定对比分析

设计方法

日本法

法国法

公路法

库仑法

最大土压应力八kN/m2)

56. 92

67. 86

47. 29

57.02

总土压力/kN

-230.33

236. 95

235.3

207. 02

抗拔稳定系数

2. 19

1. 14

2.3

2.01

规范要求抗拔系数

2. 0

1.25 _

2.0

-

 

(6)对比分析

以上各种计算方法各有特点,都是在一定的理论基础上,根据工程经验确定。 从计算算例结果分析:

1)        墙面板后所受的最大土压应力中,日本法与库仑法一致,法国法偏大 19. 2%,公路法小16. 9%。总土压力较为接近,库仑法小约10%

2)        抗拔稳定分析中,法国法不满足抗拔要求,须增加筋长。

3)        比较各种计算方法的土压力图形,法国法与公路法相近,其区别在于法国 法土压力上下差别较大,公路法土压力上下差别较小?日本法与库仑法相近,其差 别在于荷载对土压力的影响深度不同。

各种方法计算结果相差不大,日本法与库仑法破裂面采用直线形,法国法与公 路法采用的折线形破裂面与一般工程实际较为吻合,但法国法计算繁锁。通过对 工程测试结果的计算分析,将上部填土换算成等代均布荷载进行铁路路基的路堤 式加筋土挡墙计算分析与实际较为吻合,也与铁路规范中计算拉筋拉力时的正应 力均勻分布法相适应。

2.设计方法

外部稳定性检算时将加筋体视为刚性结构,计算方法与一般刚性挡墙一致。 内部稳定性分析时在铁路规范中路肩式加筋土挡墙设计方法的基础上,结合公路 法,将路堤式结构形式进行了简化处理。

(1)拉筋强度检算

加筋体内拉筋承担由加筋内填料本身、加筋体上部填土及上部荷载产生的水 平向土压应力。与路肩墙相比,增加了由加筋体上部填土产生的水平土压应力。 计算时将加筋体上填土换算成等代均布填土荷载计算,该等代均布土层厚度等于 距面板背面0.5倍加筋体髙度的水平距离的点上的加筋体上填土高度hz (3. 26),荷载土柱高计算为

式中,K——路堤墙上填土换算荷载土柱高(m),当圮>HS时,取& =;

m-- 填土边坡坡率;

H^加筋土挡墙墙髙(m); a——堤坡脚至加筋面板的水平距离(m)


 

3. 26加筋土上等代荷载计算图式

应该注意的是此项等代荷载,只适用于内部稳定性分析,即拉筋断面与长度的 计算。在外部稳定性验算时,加筋土上填土重力,应按加筋体上填土断面计算。 路堤墙加筋体上填土产生的水平土压应力,计算式为:;=X,7xK

作用于墙面板的水平土压应力,为填料和荷载产生的水平土压应力之和,计算

: CJhi Ohli + fJh2i + ^h3z

拉筋强度计算采用变化的土压力系数,计算方法同路肩墙。

(2)抗拔稳定性检算

内部稳定性分析时,将拉筋锚固区和非锚固区的分界采用0.3H分界线(3. 27),其中墙高H为加筋体结构的高度。


 

拉筋所在位置的垂直压力为加筋体内填料自重压力、加筋体以上填料产生的 垂直应力及荷载产生的压力之和,加筋体内填料自重压力为,加筋体以上填料 产生的垂直应力简化为7;上部荷载产生的压力按30°扩散角计算(图3. 28),计 算式为:?^ =外。//1/,当图中锚固段上的点不在扩散区时,不计荷载的作用。

3. 28荷载产生的土压力分布



拉筋抗拔力及抗拔稳定系数检算方法同路肩式加筋土挡墙。

澳门太阳集团2007登录工格栅
澳门太阳集团2007登录工格栅

3.5.3    斜面挡墙设计方法

对墙面倾斜的加筋土挡土墙,外部稳定性按实际尺寸检算,检算方法同一般刚 性挡墙,内部稳定性检算进如采用前述直立墙面的挡土墙结构设计方法显然是 偏于保守的,可在垂直应力、拉筋拉力及最大拉力线位置的计算中考虑墙面倾角e 的影响。

最大拉力线相对于垂直墙面的情况在水平及垂直方向分别予以折减,如 图3_ 29所示。折减系数为:i?9 = (0_許)/(90° —外),其中外为加筋土的内摩 擦角。

IUQ.3H)


 

计算加筋体内某点的垂直土压力U)时,在按垂直墙计算的基础上乘一折减 系数,计算式为:=A?,其中A为小于等于1的土压力折减计算系数,为计算点 至墙面距离X与墙高H之比X//Z)的函数,其值随e而变化,一般可取A0. 4?0.8

采用水平土压力系数计算加筋体内拉筋拉力T,时计算方法同路肩式加筋土 挡墙,但在计算主动和静止土压力时考虑墙面倾角的影响,即将垂直墙面计算的主 动及静止土压力系数AaA分别用考虑墙面倾斜的主动及静止土压力系数 代替,其计算式为

K _ sin2(l9 —r) a8 sin5(sin0 + sin^r)2

= sin2(ff—职)

00 sin^C sin^ + sin

3.5.4    多级台阶式挡墙设计方法

《铁路规范》中未涉及多级挡墙的设计,在工程应用上当单级加筋土挡墙墙高 超过10m时,采用多级加筋土挡墙的形式往往效果较好。一般地,对多级加筋土 挡墙,第一级墙的设计方法可采用单级挡土墙的模式,下级挡土墙的设计,则将上 级墙作为超载进行外部稳定性验算,包括挡墙的抗滑移、抗倾覆、基底应力及合力 偏心距、沿地基的深层滑动稳定等。进行内部稳定性计算时,受两级挡墙间平台宽 度的影响,在加筋体内将产生不同的应力变形情况,宜采用不同的设计方法。

对支挡结构后土体内的土压力进行分析,大家知道,土体内有两个重要的界 线,一是自然边坡的稳定界线,对无黏性散粒物质土体,当自然边坡的倾角等于或 小于土的内摩擦角时,土体处于稳定状态,当边坡倾角超过抑时,则需要施加 额外的力维持土体的平衡;另一界线是土压力达极限状态下的土体破裂面,对一般 的填土结构而言,土体的破坏方式表现为向外挤出,依靠土体的抗剪强度、外加应 力及下部土体的作用来保持填土的稳定,如土的抗剪强度充分发挥,则达到极限平 限状态保持稳定时外加应力为一最小值,即为主动土压力,此状态即为主动极限平 衡状态。理论上,对填土顶面水平的主动极限状态,其破裂面倾角为45° + <2。 自然稳定边坡及主动极限状态时破裂面位置见图3. 30

......... 主誠裂线

---- 稳定边坡线

//tan(45o+^0/2)

f I I Til M M,.

o c

〇〇 〇c 〇〇 〇c o

3. 30 土体稳定状态

将上级挡土墙作为外加荷载作用在下级挡土墙顶面时,则根据荷载所在位置, 上级挡土墙对下级挡土墙内的应力分布、对墙面板的影响及拉筋强度等应有不同 的变化,下面就双级挡土墙根据墙间预留平台宽度的不同分别进行分析讨

[1°’11]。对超过两级的多级加筋土挡墙形式亦可根据级间平台宽度参照两级挡 墙的设计方法从上往下逐级进行设计。

1.上级墙荷载引起的下级墙体中附加垂直应力

上级墙荷载引起的下级墙体附加垂直应力受台阶宽度的影响较大。当上级墙 面板基础位于主动区即台阶宽度IXD! =H2tan(45° —

时,下级墙体附加垂 直应力如图3. 31(a)所示;当上级墙面板基础位于过渡区即 (90°—0时,下级墙体附加垂直应力如图3. 31(b)所示;当上级墙面板基础位于稳 定区即L>>DZ,上级墙荷载扩散应力全部在下级墙的稳定区之内,对下级墙的 稳定性无影响。在进行下级墙的内部稳定性分析时,可不考虑上级墙荷载的影响。

A'

(b) D^2

3. 31上级墙荷载引起的下级墙体附加垂直应力 T [CZi +Z2-Zi)x+ (Z,- - Zj )AZ ]

0,2 a2z2

文本框: :=yH11>人,则 若乙+Z22,则

yH,

式中,=Dtan(p,Z2 =Dtan(45c+9>/2)~ZX(1)上级墙面板基础位于主动区内 若乙<厶:
CXx-A,贝!J

(7v2=0

AiOSAz,则

x~A\ TT

^2=a^aJh^

0>a2,则

aV2=yH1

若乙+厶:

o:=0

gV2=Z,Z2Zl7H1

02,则

A1 = (Z1 —Zi)tan(90°—95) A2 = (Zi +Z2 —Z,)tan(45°—93/2)

上述式中,7墙背后填土容重(kN/m3);

(p--- 填土有效内摩擦角°);

?为上级墙荷载引起的下级墙体附加垂直应力kPa);其他符号如图3.31 所示。

(2)        上级墙面板基础位于过渡区内 若乙<厶:

0<2<人,则

<^v2 =0

当八0<42,则

x—Ai ,T

x>A2,则

ffv2=/Hl

若厶<<:

X=0

02,则

ffv2               [( + _)+(2;-Z!)A2 ]

:C>A2,则

ffv2=yHi

(3)        上级墙面板基础位于稳定区内 当D>D2

ffv2 —yHi

2.上级墙荷载引起的下级墙墙背水平土压力

上级墙荷载引起的下级墙墙背水平土压力的计算以墙背处的附加垂直应力乘 以主动土压力系数表示。因此,下级墙墙背的水平土压力为

Obi = Xi7hi + Aaffv2i

当时

A.^Aod-^+A,^

/ii>6m

A, =Aa Ao = l—sinp Aa=tan2(45°-f!/2)

上述式中,仏——下级墙顶距该级墙第i层面板中心高度;

Aa——主动土压力系数;

Ao——静止土压力系数;

——墙面板所受总水平土压应力。

1) 当级间平台宽度较小,是指上下级挡土墙之间的预 留平台宽度,、压分别为上下级挡土墙的高度。

由于平台宽度较小,上墙对下墙的作用较为明显,且上墙的混凝土刚性墙面板 的下沉将在墙趾处对下墙顶面产生较大的竖向应力,可能引起局部拉筋的应力集 中现象,不利于拉筋稳定,此时可作为整体结构进行验算。

将下墙坡面延伸至上墙顶面进行内部稳定分析最大拉力包线同单级墙一 致,如图3. 32所示。根据工程中的实践经验,认为过小的平台宽度对结构稳定性 影响不大,且给上墙的基础施工、面板铺设及今后的维修养护带来困难,一般不采 用过窄的平台。对挡土墙的结构形式,铁路建设中采用多级修建时,平台宽度一般 不宜小于2. Om

2)                                                            当上级挡墙位于下级墙的主动区内,即Hi    + )/202tan(45°— /2)。上墙的设计可按单级挡土墙进行,由于上墙部分墙体作用在下墙的库仑破 裂体上,下墙设计时,两墙用一个等量的加筋土体代表,即用同等的断面积斜墙进 行简化计算(图3. 33)。斜墙墙面倾角0,可计算为

tan0= (H1+H2)2/(2H1D)

最大拉力线相对于垂直墙面的情况在水平及垂直方向分别予以折减折减系

数为

Rg = (0 —分)/(90° —許)


3)                                                                       文本框: 图3. 32加筋土挡土墙计算图式(一) 文本框: 下墙加筋体内某点的垂直土压力(?)计算式为 <Tvi = A(7iHj + 72 H2i ) 式中,A——土压力折减计算系数(小于等于1. 0)。 ,0.3 雜 图3. 33加筋土挡土墙计算图式(二) 当上级挡墙位于下级墙的过渡区内,即H2tan(45° —/2)2tan (90°-^)0此时上墙墙体作用在下墙的库仑破裂体外,对下墙墙面处结构的影响

较小,下墙设计时,可忽略上墙的作用,单独进行墙面板土压力计算,两墙的最大拉 力线亦可分别考虑,如图3. 34所示。但计算下墙内拉筋的最大应力时,从实测资 料表明比按单墙计算时为大,应考虑上墙对下部加筋体的影响。

 

_ D

0.3//i

^ ?

t

.

 

/

/

 

|

1 ,

1 "

)

/

/ 1

/

/

 

3. 34加筋土挡土墙计算图式(三)


 

将上墙作为载荷,加筋体内的垂直应力根据平台宽度的不同,计算式为

= ^^71^+72 H2,

式中,以、L?2——下墙顶墙面板至主动状态下破裂面和稳定边坡坡面的距离,即D1=H2tan(45o-fr/2)sD2 = H2tan(90o-95r)o

4)当上级挡墙位于下级墙的稳定区,即D>H2tan(90°—弘)。此时上墙墙体 作用于下墙填土的稳定边坡外,上墙荷载对下墙的加筋体结构稳定计算无影响,可 单独设计,最大拉力线亦分别考虑。

考文献

[1]    杨广庆.路基工程[Ml北京:中国铁道出版社,2003.

[2]    杨广庆.土工格栅加筋土挡墙水平变形研究[D].北京:北京交通大学,2005.

[3]      杨广庆.高路堤加筋土挡土墙试验分析及其计算机辅助设计方法研究[D].成都:西南交通大学,1998.

[4]   杨锡武,易志坚.基于离心模型试验和断裂理论的加筋边坡合理布筋方式研究[J].              土木工程学报2002,35(4):59?64.

[5] Ruegger R. 土工合成材料应用手册[M].赵衡山等译.北京:中国标准出版社,1999.

[6]          包承纲? 土工合成材料应用原理与工程实践[M].北京:中国水利水电出版社,2008.


  1. 铁道第四勘察设计院.铁路路基土工合成材料应用设计规范(TB101182006)        [S].北京:中国铁道出 版社,2006.

  2. Victor Elias, et al. Mechanically stabilized earth walls and reinforced soil slopes design and construction guidelines[C]. FHWA-NHI-00-043, March 2001.

  3. 李燕君,等.土工格栅路堤式加筋土挡墙现场试验报告[R].铁道第四勘察设计院,2001.

  4. 杨广庆.台阶式加筋土挡土墙设计方法的研究□]?岩石力学与工程学报,2004,23(4)         :695?698.

曾长贤王靖涛.多级加筋土挡土墙设计方法研究[J].  土工基础,200317(2):16?18.

浏览过该产品还看过以下内容

钢塑土工格栅
钢塑土工格栅
凸结点双向土工格栅
凸结点双向土工格栅
单向拉伸土工格栅
    
 
澳门太阳集团2007登录 | 企业概况 | 资讯中心 | 产品信息 | 资质荣誉 | 车间一角 | 工程案例 | 联系大家
Copying(C)澳门太阳集团2007登录,澳门太阳集团2007网站 All Rights Reserved. 备案号:苏ICP备15039911号
电话:0510-87288686 传真:0510-87287668 手机: 地址:宜兴市新建镇 邮箱:[email protected] 网址:www.xdztg.com
XML 地图 | Sitemap 地图