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学校代号１０５３６学号０７０１０２０１４Ｕ４１６分类号．０２密级公开０义少藏＾乂净博±学位论文赃承式半刚性加筋塾层路堤与路基稳定性分析学位巧请人姓名曾革所在学院交通运输工程学院导师姓名及职称周志刚教授学科专业道路与铁道工程研究方向路基工程论文提交日期２０１５年５月
１学校代号：０５３６学号０１０２０１４：０７密级：公开长沙理工大学博±学位论文巧承式半刚性加筋垫层路堤与路基稳定性分析学位申请人姓名１＿堇导师姓名及职称周志刚教授培养单位交通运输工程学院专业名称道路与铁道工程论文提交日期２０１５年４月论女答雜日期２０１５年６月答雜委员会主席徐林荣教授
ｓ－ＡｎａｌｙｉｓｏｎＰｉｌｅＳｕｏｒｔｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｗｉｔｈＳｅｍｉｒｉｉｄＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄｐｐｇＣｕｓｈｉｏｎａｎｄＳｕｂｇｒａｄｅＳｔａｂｉｌｉｔｙＢｙＺＥＮＧＧｅＢ．Ｅ．Ｈｕｎａｎｕｎｉｖｅｒｓｉｔ２００１（ｙ）Ｍ．Ｓ．ＨｕａｚｈｏｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｏｆＳｃｉｅｎｃｅ＆Ｔｅｃｈｎｏｌｏ２００３（ｇｙｇｙ）Ａｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎｓｕｂｍｉ打ｅｄｉｎａｒｔｉａｌｓａｔｉｓｆａｃｔｉｏｎｏｆ也ｅｐＲｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓｆｏｒｔｈｅｄｅｇｒｅｅｏｆＤｏｃｔｏｒｏｆＳｃｉｅｎｃｅｉｎＲｏａｄａｎｄＲａｉｌｗａＥｎｉｎｅｅｒｉｎｙｇｇｉｎＣｈａｎｓｈａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｏｆＳｃｉｅｎｃｅ＆ＴｅｃｈｎｏｌｏｙｇｇｙＳｕｅｒｖｉｓｏｒｐＰｒｏｆｅｓｓｏｒＺＨＯＵＺｈｉａｎｇｇＡｐｒｉｌ，２０１５
长沙理工大学学位论文原创性声明本人郑重声明：所呈交的论文是本人在导师的指导下独立进行研究所取得的研究成果。除了文中特别加Ｗ标注引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写的成果作品。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中Ｗ明确方式标明。本人完全意识到本声明的法律后果由本人承担。＾作者签名：ｒ打曰期；巧月＾曰宁；学位论文版权使用授枚书本学位论文作者完全了解学校有关保留，同意学校保留并、使用学位论文的规定。向国家有关部口或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被査阅和借阅本人授权长沙理工大学可ｗ将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可采用影印、缩印或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。同时授权中国科学技术信息研究所将本论文收录到《中国学位论文全文数据库》，并通过网络向社会公众提供信息服务。本学位论文属于１、保密□，在年解密后适用本授权书。２、不保密ＣＩ。＂＂（请在Ｗ上相应方框内打Ｖ）巧Ｓ作者签名：日期心悔备月＾曰导师签名：令部曰期：之Ａ南备月多曰ｊ
摘要本文在现行巧承式半刚性加筋垫层路堤及路基稳定性计算理论与设计方法基础、、工程实例计算比较，对植承式半刚性加筋垫层路堤的上，通过理论研充数值分析垫层厚度、地基承载力、地基沉降和路基边坡、路基挡±墙稳定性的计算与设计方法进行了较系统的分析与研究。主要王作和创新成果包括；、、不同路基髙度、不同筋材强度条件下１．建立了综合考虑不同粧径不同粧间距，从而提島的垫层厚度计算公式，可替代现行垫层厚度设计依靠经验取值的设计方法垫层厚度设计的科学性与经济性。２．在分析植承式半刚性加筋垫层路堤的力学作用机理与地基承载力影响因素的基础上、加筋垫层，视粧承式半刚性加巧垫层路堤地基承载力等于粧体复合地基承载力作用增加承载力、路基边坡王体压力作用增加承载力Ｈ者之和，采用叠加法原理得到了综合考虑基础刚度、、粧径、粧长、植距、置换率、垫层、粧体模量粧间王体模量厚度、加筋拉力等参数的粧承式半刚性加筋垫层路堤地基承载力的实用计算理论与设计方法、。研巧结果表明：粧承式半刚性加筋垫层路堤地基承载为随基础刚度的减小、加筋层数的增加，筋材拉力对提高地基置换率的提高、垫层扩散作用的加强而提高承载力起主要作用。３，．推导了粘质±路基稳定性计算中求算相关角值的计算公式并在此基础上重新一边坡坡度的各。编制了精度较高现行角值表，提高了计算精度找到了软粘王路基某Ｋｍｉｎ种可能破坏面的最小稳定系数的解析公式，简化了该类路基边坡稳定性分析与计算过程。４．引入计算粘聚力和计算内摩擦角概念，建立了渗水性±路基稳定性计算与设计－■一、的新方法公式法。公式法反映了路基高度、路基边坡坡度路基稳定系数、路基王体计算参数之间数值对应关系。，简化了渗水性±路基边坡稳定性分析与计算过程５．通过力学分析，分析了填石路基稳定，研究了填石路基边坡码硕层的力学作用，性影响因素，提出了填石路基稳定性计算与设计方法克服了此类路基现行计算与设计方法的粗髓性与不科学性。、６．采用静力平衡分析法，推导了挡主墙主压力非线性分布条件下合力作用点高度。该方法计抗倾覆稳定系数新定义计算公式，提出了抗倾覆稳定性计算与设计新方法Ｉ
算得到的抗倾覆稳定系数小于现行规范法计算得到的抗倾覆稳定系数，采用不考虑±压力非线性分布的现行规范法进行挡王墙抗倾覆稳定性设计存在安全隐患。．在挡止墙抗倾覆稳定系数新定义的基础上７，建立了考虑地基反力力矩的挡±墙。抗倾覆稳定性计算与设计新方法措±墙的抗倾覆稳定系数与地基极限承载力有关，地基极限承载为増大，搜王墙的抗倾覆稳定系数増大。该方法计算得到的抗倾覆稳定系数小于现行规范法计算得到的抗倾覆稳定系数，采用不考虑地基反力力矩的现行规范法进行挡±墙抗倾覆稳定性设计同样存在安全隐患。本文提出的植承式半刚性加筋垫层路堤及路基稳定性的计算与设计方法是对己有相关技术的补充和完善。本文工作取得的计算与设计新方法可Ｗ用于指导实际工程的计算与设计。建议王程技术人员在工程实践中采用本文的计算与设计方法进行复核，并在必要时进行调整。；粧承式半刚性加筋垫层路堤关键词；挡±墙；稳定性分析；加筋垫层；地基承载力；地基沉降。凸
ＡＢＳＴＲＡＣＴＴｈｉｓａｅｒｉｓｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ化ｅｏｒａｎｄｄｅｓｉｎｍｅｔｈｏｄｏｆｉｌｅｓｕｐｐｏｒｔｅｄｐｐｙｇｐ－ｎｆｏｒｃｅｄｃｕｕｎｉｒｉｉｄｉｏｎａｎｒａｄｅｉｌｉｔｈｅｎｈｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｗｉｔｈｓｅｍｇｒｅｉｓｈｄｓｕｂｇｓｔａｂｙ．Ｔｔｉｈｅｃｓｉｏ，ｔｈｎ－ｒｉｃｋｎｅｓｓｔｈｅｂｅａｒｉｎｃａａｃｉｔｏｆｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｔｈｅｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｓｅｔｔｌｅｍｅｔｏｆｉｌｅｓｕｏｔｅｄ，ｇｐｙ，ｐｐｐｓｅｍ－ｉｒｉｉｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｗｉｔｈｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｉｉｓｈｉｏｎａｎｄｔｈｅｓｔａｂｉｌｉｔｙｏｆｓｕｂｒａｄｅｓｌｏｅａｎｄｇｇｐｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｒｅｔａｉｎｉｎｇｗａｌｌａｒｅｓｓｔｅｍａｔｉｃａｌｌａｎａｌｚｅｄａｎｄｒｅｓｅａｒｃｈｅｄ．Ｔｈｅｍａｉｎｗｏｒｋａｎｄｙｙｙｉｎｎｏｖａｔｉｖｅａｃｈｉｅｖｅｍｅｎｔｓｉｎｃｌｕｄｅ二１？Ａｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｆｏｒｍｕｌａｏｆｃｕｓｈｉｏｎｔｈｉｃｋｎｅｉｓｓ，ｗｈｉｃｈｉｓｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅｌｙｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇｔｈｅｄｉｓｔｉｎｃｔｉｏｎｂｅｔｗｅｅｎｄｉｆｅｒｅｎｔｐｉｌｅｄｉａｍｅｔｅｒｓ，ｐｉｌｅｓｐａｃｉｎｇ，ｈｅｉｇｈｔｓｏｆｓｕｂｒａｄｅａｎｄｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅ打ｔｓｔｒｅｎｇｔｈｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓｉｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ．Ｔｈｉｓｆｏｒｍｕｌａｃａｎｒｅｌａｃｅｔｈｅｇ，ｐｅｘｉｓｔｉｄｅｓｉｎｍｅｔｈｏｄｏｆｃｕｓｈｉｏｎｔｈｉｃｋｎｅｓｓｗｈｉｃｈｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｅｘｅｒｉｅｎｔｉａｌｖａｌｕｅｓｈｅｎｃｅｎｇｇ，ｐ，，ｉｍｐｒｏｖｉｎｇｔｈｅｓｃｉｅｎｔｉｆｉｃａｎｄｅｃｏｎｏｍｙｏｆｔｈｅｄｅｓｉｎｏｆｃｕｓｈｉｏｎｔｈｉｃｋｎｅｓｓ．ｇ２．Ｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｃｔｉｏｎｍｅｃｈａｎｉｓｍａｎｄｉｎｆｌｕｅｎｃｅｅｌｅｍｅｎｔｏｆｒｏｕｎｄｂｅａｒｉｎｇｇ－ｎｆｏｒｃｅｄｃｕｎｃａａｃｉｔｏｎｉｌｅｓｕｏｒｔｅｄｒｅｉｓｈｉｏｎｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｓｔｈｅｔｉｃａｌｌｐｙｐｐｐ，ｇｙｙｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｓｔｉｆｆｉｉｅｓｓ，ｒａｔｅｏｆｒｅｐｌａｃｅｍｅｎｔ，ｓｐｒｅａｄｉｎｇａｃｔｉｏｎｏｆｃｕｓｈｉｏｎｓｔｒｅｓｓ，ｐｕｌｌｉｎｇｆｏｒｃｅｏｆｇｅｏｇｒｉｄ，ｅａｒｔｈｓｕｐｐｒｅｓｓａｃｔｉｏｎｏｆｓｉｄｅｓｌｏｐｅ，ｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｆｏｒｍｕｌａａｎｄｉｎｓｐｅｃｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｗｅｒｅｒｅｓｅｎｔｅｄｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｒｏｕｎｄｂｅａｒｉｎｃａａｃｉｔａｓｉｌｅｃｏｍｏｕｎｄｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｃａａｃｉｔｐｇｇｇｐｙｐｐｐｙｕｎｄｅｒｅｍｂａｎｋｍｅｎｔａｎｄｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｗｈｉｃｈｉｓｉｎｃｒｅａｓｅｄｂｙｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｕｓｈｉｏｎａｎｄｅａｒｔｈｓｕｒｅｓｓａｃｔｉｏｎｏｆｓｉｄｅｓｌｏｐｅｏｎｇｒｏｕｎｄｂｅａｒｉｎｃａｐａｃｉｔｙ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｇｒｏｕｎｄｐｐｇｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｉｎｃｒｅａｓｅｓｗｉｔｈｔｉｌｅｄｅｃｒｅａｓｅｏｆｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｓｔｉｆｉｉｅ巧，化ｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｒａｔｅｏｆｒｅｌａｃｅｍｅｎｔｅｏｒｉｄｌａｅｒｎｕｍｂｅｒａｎｄｓｒｅａｄｉｎａｃｔｉｏｎｏｆｃｕｓｈｉｏｎｓｔｒｅｓｓ．Ｐｕｌｌｉｎｆｏｒｃｅｏｆｐ，ｇｇｙｐｇｇｅｏｒｉｄｉｓ泣池ｅｆｅｌｅｍｅｎｔｆｏｒｉｎｃｒｅａｓｉｎｇｒｏｕｎｄｂｅａｒｉｎｃａａｃｉｔ．ｇｇｇｇｐｙ３．ＴｈｅｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｆｏｒｍｕｌａｏｆａｎｇｌｅｄｕｒｉｎｇｔｈｅｓｔａｂｉＨｔｙｄｅｓｉｇｎｉ打ｃｌａｙｒｏａｄｂｅｄｉｓｒｏｐｏｓｅｄａｎｄｔｈｅｎｒｅｂｕｉｌｄｔｈｅｔａｂｌｅｏｆｔｈｅａｎｌｅｗｉｔｈｈｉｈｅｒｒｅｃｉｓｅｖａｌｕｅｉｍｒｏｖｉｎｐ，ｇｇｐ，ｐｇｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｐｒｅｃｉｓｉｏｎ．Ｔｈｅａｎａｌｙｔｉｃｆｏｒｍｕｌａｏｆ也ｅｍｉｎｉｍｕｍｓｔａＷｌｉｔｙｃｏｅｆｉｃｉｅｎｔ（足ｍｉｎ）ｏｆｐｏｔｅｎｔｉａｌｄｅｓｔｒｕｃｔｉｖｅｄａｍａｇｅｉｎｓｏｆｔｃｌａｙｓｕｂｇｒａｄｅｓｉｄｅｓｌｏｅｉｓｆｏｕｎｄｅｄｓｉｍｌｉｉｎｔｈｅｐ，ｐｆｙｇａｎａｌｙｓｉｓａｎｄｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｏｃｅ＾ｏｆｔｈｅｓｔａｂｉｌｉｔｏｆｓｕｂｒａｄｅｓｌｏｐｅ．ｐｙｇ４．Ｔｈｅｎｅｗｓｔａｂｉｌｉｔｄｅｓｉｎａｎｄｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｆｏｒｍｕｌ泣ｍｅｔｈｏｄｏｆｔｈｅｗａｔｅｒｙｇ，，虹
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ｄｅｓｉｇｎｉｎｒｏｊｅｃｔ．Ｉｔｉｓｓｕｇｇｅｓｔｅｄｔｏｕｓｅｔｈｅｎｅｗｍｅｔｈｏｄｓ化ｒｅｖｉｅｗｔｈｅｖａｌｕｅｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｐｙｔｈｅｓｔａｎｄａｒｄｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎａｎｄｄｅｓｉｇｎｍｅｔｈｏｄａｎｄａｄｕｓｔｉｆｎｅｃｅｓｓａｒｉｎｅｎｉｎｅｅｒｉｎｒａｃｔｉｃｅ．ｊｙｇｇｐＫｅｗｏｒｄｓ－ｙ：ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｓｅｍｉｒｉｇｉｄｃｕｓｈｉｏｎｅｍｂａｎｋｍｅｎｔａｂｏｖｅｉｌｅｓｕｂｒａｄｅｒｅｔａｉｎｉｎｐ；ｇｇｗａｌｌ；ｓｕｂｇｒａｄｅｓｔａｂｉｌｉｔｙ；ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｕｓｈｉｏｉｉ；ｔｈｅｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｏｆｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｔｈｅｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔｏｆｔｈｅｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ．；Ｖ
目录摘要ＩＡＢＳＴＲＡＣＴＩｌｌ第一章绪论１１．１课题背景及研巧意义１丄１谏题背景１１丄２课题研究意义３１．２国内外研巧现状分析６１６．２．１植承式加筋垫层路堤研究现状分析１１２．２．２公路路基边坡稳定性研巧现状分析１．２．３公路路基挡止墙稳定性研究现状分析１６１．３本文研巧内容、研究方法和技术路线１８１．３．１主要研究内容１８１．３．２拟采取的研究方法２０１．３．３技术路线２０第二章巧承式半刚性加筋空层路堤计算与设计方法２２２．１概述２２３．２．粧承式半刚性加筋垫层路堤垫层厚度计算与设计方法２．２．１理论模型２３２．２．２基本假定２４２２４．２．３荷载计算２．２．４垫层厚度计算２６２．２．５工程实例２７２．３粧承式半刚性加筋垫层路堤地基承载力计算与设计方法３０２．３．１提髙地基承载力的机理分析３０２３１．３．２地基承载力计算方法２．３．３地基承载为验算方法％２．３．４计算实例２．４粧承式半刚性加筋垫层路堤沉降计算方法４０
２．４．１粧身压缩引起的沉降计算４０２．２４１．４粧端应力集中区的沉降计算２．４．３持力层共同沉降区的沉降计算４１２．５粧承式半刚性加筋垫层路堤整体稳定性的计算方法４３２．６本章小结４４第Ｈ章巧承式半刚性加筋垫层路堤数值分析３．１引言４６３．２ＰＬＡＸＩＳ数值分析软件的基本原理４６３．２．１地基王本构模型４６３．２．２粧体模型４７３．２．３±工格栅模型４７３．２．４接触面单元４７３．３数值分析模型与计算参数４８３．３．１数值分析模型４８３．３．２计算参数４９３．４垫层厚度计算及影响因素分析４９３１．４．植间距对垫层厚度的影响４９３．４．２粧径对垫层厚度的影响５０３．４．３路基高度对垫层厚度的影响５１３．４．４筋材强度对垫层厚度的影响５２３５３．５地基承载力计算及影响因素分析３．５．１地基承载力计算５３３．５．２地基承载力影响因素分析５３３５８．６路堤沉降计算及影响因素分析３．６．１路堤总体沉降计算５８３．６．２路堤地基沉降计算５８３．６．３路堤地基沉降影响因素分析巧３．７本章小结６３第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法４．１公路路基边坡稳定性计算原理６５４丄１极限平衡法６５
４．１．２平面破坏面法６５４．１．３折线破坏面法６６４丄４圆弧破坏面法６７４．２公路路基边坡稳定性计算与设计新方法６８４．２．１粘质±路基边坡稳定性计算与设计新方法６８４．２．２渗水性±路基边坡稳定性计算与设计新方法７５４．２．３填石路堤稳定性计算与设计新方法巧４．３公路路基稳定性计算与设计现行方法与新方法的比较８６４．３．１两种粘质止路基稳定性计算与设计方法的比较８６４．３．２两种渗水性±路基稳定性计算与设计方法的比较８９４．３．３两种填石路堤稳定性计算与设计方法的比较９１４．４本章小结於第五章公路路基挡±墙稳定性计算与设计方法５．１挡止墙的稳定性与失稳类型９４５．２挡止墙稳定性计算与设计现行方法９４５．２．１挡±墙抗滑稳定性计算与设计现行方法９４５．２．２挡止墙抗倾覆稳定性计算与设计现行方法９６５．２．３挡±墙稳定性计算与设计现行方法评价９７５．３挡±墙抗倾覆稳定性汁算与设计新方法９８５．３．１考虑主压力非线性分布的抗倾覆稳定性计算与设计新方法％５．３．２考虑地基反力力矩的抗倾覆稳定性计算与设计新方法１０４５．３．３综合考虑Ｗ上两种情况的抗倾覆稳定性计算与设计新方法１０９５．４挡王墙抗倾覆稳定性计算与设计现行方法与新方法的比较１１１５．４．１是否考虑±压力非线性分布的抗倾覆稳定性计算与设计方法比较．．１１１５．４．２是否考虑地基反为力矩的抗倾覆稳定性计算与设计方法比较１１２．４．５３是否综合考虑Ｗ上两种情况的抗倾覆稳定性计算与设计方法比较１１４５．５本章小结５１１结论与进一步研究的建议主要研巧结论１１７仓喊点１１９一进步研巧的建议１２０
参考文献１２１＾Ｍ１３９附录Ａ攻读博±学位期间发表的学术论文１４０、著作附录Ｂ攻读博±学位期间参与的科研项目１４１附录Ｃ攻读博±学位期间成果获奖与申请专利情况１４２
第一章绪论第一章绪论１．１课题背景及研究意义１丄１课题背景公路工程常常会出现路基不均匀沉降、路面早期损坏、桥头跳车、路基边坡及路一基挡±墙失稳等质量病害。这些质量病害的存在，方面影响公路工程的使用质量、一使用品质、使用寿命另方面会产生中断交通，导致严重经济损失，甚至造成人员；伤亡的安全事故。公路工程质量病害产生的主要原因是路基的强度和稳定性不够，不、能满足使用要求。可见，保证路基强度与稳定性的软±地基加固技术路基边坡和路基挡主墙稳定技术的计算与设计方法己成为公路工程建设中的主要问题与核屯、技术。在工程实践中，常常会在软±地基上修建公路路基，为保证公路路基的强度与稳定性要求，需对软弱地基处治后再填筑路堤。为增大枯间距，降低工程造价，减小粧间±与枯之间的差异沉降，缩短工期，提高软王地基加固效果，公路路基修建过程中１．１常采用群巧和巧顶半刚性加筋垫层共同作用加固软±地基，形成如图所示的枯承式半刚性加筋垫层路堤。半刚性加筋垫层是由水泥、石灰等无机结合料与±工合成材料及砂碱石沮成的具有较高强度与剛度的结构层，该结构层能有效地提高地基承载力，从而有效提高软±地基加固效果。／Ｕ／ｍＸＴＯ．‘‘．？．？．，．．．：ｔ左接化楚＇￣＇１＾１＾ｄＳｉ｜图ｕ粧承式半刚性加筋垫层路堤设计图示粧承式半刚性加筋垫层路堤的荷载传递机理与通常的粧承式路堤有较大差异，工ｗｔｌ作性状与作用机理复杂、，工程实践中，尚未形成系统完善的计算理论与设计方法１
博±学位论文仍然套用刚性基础下枯体复合地基理论进行设计，地基承载力、路堤沉降等设计指标Ｗ的设计值与实测值之间差异较大，设计存在安全隐患，工程理论滞后于工程实践。一目前，试验研究所得到的结论、所揭示的规律尚有定局限性，不利于理论的总结与借鉴，不利于其成果的推广与普及。设计计算的理论模型、假设条件与实际情况存在－一４ｙ定偏差［，采用数值模拟分析法研究粧承式半刚性加筋垫层路堤复杂的王作性状虽，但是建模和参数选取比较复杂，计算难度大然十分有益，工程设计中应用困难。因此，，对此结构进行系统研巧，准确掌握其工作性状，特别是荷载传递规律及沉降特性建立其符合实际情况的变形、强度与稳定性的计算理论与设计方法，有着广阔的工程应用前景和显著的经济效益与社会效益。公路路基稳定性主要是指路基边坡或路基挡±墙的稳定性。上世纪８０年代中期Ｗ一前，我国公路建设项目基本上是低等级公路，路基边坡的高度般比较低，边坡稳定一般不存在问题，边坡防护工程不是公路建设的主体工程。进入上世纪９０年代，公路Ｗ工程建设中出现了大量高边坡路基，路基稳定问题逐渐显现，特别是高等级公路进入山区后，高边坡路基已成为山区高等级公路的典型断面形式。山区高等级公路的挖、一填方路基已达到路线总长的半Ｗ上，最大路堤边坡高度达到了５０ｍ，最大路壁边坡高度超过了１００ｍ。在山区高等级公路建设实践中，虽然为了保护环境尽量减少采用高Ｗ边坡路基，但通过技术经济比较后。在山区，需采用高边坡路基的情况仍不可避免高等级公路建设实践中，虽然我国路基边坡稳定理论与设计技术有了长足发展，但在，路基边坡稳定性计算理论与设计方法上，大多采用典型断面进巧设计尚未建立系统、一科学、完善的计算理论与设计方法，公路路基边坡的稳定技术问题直没有得到科学有效地解决。一种最主要挡王墙是公路工程用来承受±压力防止±坡变形失稳的、最常用的人工构造物。山区高等级公路建设中，为加固深挖高填路基边坡，提高路基稳定性，通常会修建大量公路路基挡±墙。工程实践中，公路路基挡±墙常会产生各种各样的失稳现象，有的甚至出现大规模倒塌。据统计８０％，挡±墙的失稳Ｗ上表现为稳定性不Ｗ够，毁于倾覆。当然挡±墙失稳的原因是多方面的，施工过程与养护的不当Ｗ及自然因素影响等均可造成挡±墙的失稳，但现行挡±墙设计规范中对±压力线性分布的假定Ｗ及未考虑地基反力力矩对挡±墙抗倾覆稳定性的影响，都将使挡±墙的抗倾覆稳定性设计中抗倾覆稳定系数的计算值大于实际值，造成挡±墙计算与设计的安全储２
第一章绪论备不够导致挡±墙失稳。因此，现行计算理论与设计方法是导致某些挡±墙失稳的主要原因与直接因素。１丄２课题研究意义Ｕ．２．１巧承式半刚性加筋垫层路堤研究意父我国不同地区广泛分布各种成因类型、路用性能差的大量软±，如滨海相沉积软止Ｗ、湾湖相沉积软±、溺谷相软±、湖相沉积内陆软王等。若公路工程建设中软±地基不经过处理或处理不当，将直接影响公路路基的强度与稳定性，产生各种公路工程质量病害。因此，寻找加固公路软地基的经济有效方法，是摆在公路工程科技工作者面前的现实课题。为增大植间距，降低工程造价，同时减小粧间±与粧之间的差异沉降，目前，工程实践中常采取在竖向群粧加固软±地基的同时一，在粧顶再布置层半刚性加筋垫层，通过粧与半刚性加筋垫层联合作用加固软±地基，形成粧承式半刚性加筋垫层路擾加固软主地基的新型技术。工程应用实践表明，此软止地基加固技术能有效促进粧±联合作用，加强粧止协同工作效果；有效扩散车辆及路堤传来的荷载，减小地基承受的应力防止地基主产生较大塑性变形和沉降Ｐ’Ｗ；显著提高地基承载力和稳定性，；有效泣到有效控制路堤地基的沉降与不均匀沉降的目的。同时，这种公路软±地基加固技术与其它处理技术相比，具有施工方便、施工质量易控制等优点，是加固公路软王地Ｗ基的经济有效方法。对于粧承式半刚性加筋垫层路堤垫层厚度的现行设计方法还是依靠经验取值，未从理论上考虑不同粧径、不同粧间距、不同路基髙度、不同加筋强度和不同加筋形式对加筋垫层厚度的影响；半刚性加筋垫层提髙地基承载为的计算中，主要考虑其当量Ｍ’ＷＩ侧向约束力效应和网兜效应，筋条只视为起补强作用的构造措施，未能将粧径、粧间距、路基高度、筋条强度、垫层厚度等指标有效联系起来。因此，现行计算与设计方法不能反映半刚性加筋垫层的实际效果，其设计方法有待完善，计算与设计理论有待更新。粧承式半刚性加筋垫层路堤地基的工作性状和柔性基础下的复合地基接近，不同’３Ｐｌ于刚性基础下复合地基工作性状，作用机理复杂。目前，道路工程中柔性基础下复合地基相关技术的研究较少，粧承式半刚性加筋垫层路堤地基承载力的计算仍然套用刚性基础下复合地基承载为计算公式，不能综合反映基础即度、置换率、加筋垫层对３
博±学位论文地基承载力的影响。综上所述，对巧承式半剛性加筋垫层路堤下粧体复合地基作用机理、工作性状开展系统研究，建立符合实际受力情况与工作性状的计算理论与设计方法，具有较强的实际意义与理论意义和较好的经济效益与狂会效益。１丄２．２公路路基边坡稳定性研究意义边坡的安全稳定问题是山区高等级公路最为普遍、最为突出突出的工程技术问题，每条高等级公路基本上会出现了或多或少的边坡稳定问题。公路边坡的塌方、滑坡等地质灾害在雨季表现更为普遍，边坡的水±流失，常诱发边坡±体结构破坏。水±流失将产生重大经济损失，不做好边坡防护，多雨地区４车道的高速公路毎公里水止流ｉｗｔｗ失导致的经济损失可达到８０余万元。边坡溜塌、落石等结构破坏危及行车安全，，。造成人员伤亡甚至中断交通，带来巨大经济损失边坡防治费用占到整个工程防治费用的５０％左右，有的甚至达到了８０％的比例。如沈大高速公路某段的边坡工程防治费用达到了整个工程防治费的８０％；深灿高速公路某段约２ｋｍ长的滑坡工程整治费用ｉｗ—ｔｗ一超过了１亿元；条长５０ｋｍ、日交通量为３万辆的高速公路，如中断交通日，ｉｗｔｗ通行收费损失就达到１５０余万元。可见，路基边坡稳定问题是制约和阻碍山区高等级公路进一步发展的关键因素。目前，公路工程的建设实践中，路基边坡的稳定与加固处治技术虽长足发展，但在路基边坡稳定性计算理论与设计方法上，大多采用典型断面进行设计，设计人员的主观性和随意性比较大，尚未建立系统、科学、完善的计算理论与设计方法，公路路基边坡安全稳定问题仍然没有得到有效解决。如用不易风化的开山石料填筑的填石路基，虽已成为山区高等级公路常见的路基形式，但现行规范对填石路基的稳定性设计，仍是通过采用典型断面和对边坡码硕层的规定来满足其稳定性要求，没有此类路基的稳定性分析计算方法。因此，公路路基稳定问题仍然是山区公路建设所面临和急需解决的主要问题与关键技术。１丄２．３公路路基挡±墙稳定性研究意义挡±墙稳定性包括抗滑稳定性和抗倾覆稳定性，设计计算中现行规范分别用抗滑稳定系数和抗倾覆稳定系数表征，且要求抗滑稳定系数和抗倾覆稳定系数大于相应的允许稳定系数。抗滑稳定系数为挡±墙所受的抗滑力与滑动力的比值；抗倾覆稳定系４
第一章绪论数为挡±墙所受力对墙趾的抗倾覆力矩与倾覆力矩的比值。可见，要提高挡主墙的稳。定性必须增大挡±墙的抗滑力与抗倾覆力矩，减少滑动力与倾覆力矩墙背±压力是墙体所受滑动力与倾覆力矩的主要来源，墙背±压力的计算直接影响挡±墙稳定性的计算。±压力大小、分布形状、合力作用点高度等计算的准确程度均会影响挡主墙稳定性计算的准确性。《公路路基设计规范３０－２００４）》现行（订ＧＤ７［１采用库仑±压力理论计算±压力，虽然±压为合为计算值只有约５％的误差，可满足工程应用要求；但对于王压力的分布形状和合力作用点位置，库仑理论没有提供科学有效的解决办法。在王压为分布公式推导中，假定破裂棱体内王体都处于塑性平衡状Ｕ１态，得出±压力沿墙高呈线性分布，合力作用点在距墙底１／３墙高处，但推导的假定与库仑±压力的假定矛盾，现行规范采用的±压力计算理论与方法有待更新。目前的－Ｐｉ２８理论分析１、工程实测资料、模型试验数据都己证明，王压力分布为曲线分布，其合力作用点高度随挡±墙形状、尺寸及墙后填料的变化而变化，变化范围在距墙底７’２３２６１’１（１／３）墙高至距墙底（４／９）墙高之间。由于实际±压力合为作用点高度高于现行规范距墙底１／３墙高的计算值，墙背±压力产生的倾覆力矩实际大＃现行规范计算值，挡止墙抗倾覆稳定系数实际小于现行規范计算值，造成挡±墙抗倾覆稳定性设计ＰＷＷ达不到期望的安全储备，甚至挂不到稳定性要求。按照现行设计规范，挡±墙的抗倾覆稳定系数与地基承载力无关，这与实际情况１ＷＰ１不符。在挡±墙倾覆破坏前无限短的时间内，基础底面与地基的接触关系通常表一、般不会通过盛趾现为面接触，地基反力的合力位于地基反力区的中屯，。Ｗ墙趾为矩也时，地基反力对挡±墙产生倾覆力矩，导致挡±墙倾覆力矩增大，不利于挡±墙的稳定因此，挡主墙的抗倾覆稳定系数与地基承载力有确定关系。可见，采用现行设计规范不考虑主压力非线性分布和地基反力力矩对挡±墙抗倾覆稳定性的影响，计算的挡±墙抗倾覆稳定系数较实际值大，挡±墙抗倾覆稳定性安全储备达不到设计期望值，导致挡±墙出现各种各样的损坏甚至大规模倒塌。因此，路基挡±墙稳定问题己成为山区公路建设的主要问题与关键技术。、综上所述，公路软主地基的加固公路路基边坡及路基挡±墙的稳定技术己成为公路路基的关键技术，是公路工程科技工作者必须重视且无法回避的现实课题。５
博±学位论文１．２国内外硏究现状分析１．２．１巧承式加筋垫层路堤研究现状分析１．２丄１基本理论研究现状口８］（１）±拱模型理论研究王拱效应是指±体结构各单元之间因相对位移产生摩擦力和剪应变，止体单元通３８［】过摩擦作用进行应力传遥的现象。路基填±中的±拱效应是粧与粧间±的差异沉降４〇产生的聊［。Ｍａｒｓｔｏｎ和Ａｎｄｅｒｓｏｎ（１９１３）和Ｔｅｒｚａｇｈｉ（１９４３）惭研究成果是止拱效应理论的来源与基础，随着工程应用与理论研究的深入，提出了各种王拱效应模型，概括起来有Ｗ下几种：＂ｏｎｅ［１）Ｊｓ等（１９９０）诘Ｍａｒｓｔｏｎ止压力理论基础上Ｓ维分析立了粧，借助，建．承式加筋路堤粧顶应力计算公式（１．１），同时得到了不同条件下的主拱系数。２＝托错（卿＋ｇ）（１．１）ｊｔｉ式中：ａ为枯帽尺寸（：：＾；为±拱系数；Ｗ为路基高度。；为附加荷载ｇ；；为填王重度。刚性端承粧±拱系数按式（１．２）计算。＝－１．９５／甘／ａ０．１８（１Ｑ．２）摩擦巧和其他类型巧±拱系数按式（１．３）计算。＝－１．５／／／／ａ００７．（１Ｑ．３）２４ＩＩＪＩＩ％ＩＩＩ〇ｉｖＫ？ｂｔａｎ３ＫＯａｎｙｙｔｅ｜｜｜｜｜１｜—－—ｈＫＯ—ＫｙＩｏｄｚ｜ｙ｜＇＇ｌｌＭＩｌｌ？ＩＩＴｒａｐｒ傭动ｎ）Ｉ户Ｉ！Ｌ／１——＾￣（Ｉ图１．２Ｔｅｒｚａｇｈｉｉ拱模型６
第一章绪论４２［］２）Ｇｉｒｏｕｄ等（１９９０）建立了考虑拉膜效应条件下空洞上方加筋垫层路堤王拱效＂［。民ｕｓｓｅｉｅｒｏｉｎｔ（１９９７）ｅｒｚａｉ的二维±拱模型（见图１．２），应的计算方法ｌｌ和Ｐｐ很据Ｔｇｈ建立了枯承式加筋垫层路堤兰维±拱计算模型。Ｒａｎｄ【Ｗ３）Ｈｅｗｌｅｔ和ｏｌｐｈ（１％８）在提出如图１．３所示的半球壳形±拱模型基础ｒｔ等一上。Ｋｅｍｆｅ对模型做了进步研究，得到半，建立了粧体荷载分担比计算公式ｐ屯、的结论球形主拱中不同拱单元具有不同圆。４）Ｇｕｉｄｏ（１９８７）等通过金字塔形的±拱模型试验结果表明，枯±荷载分担中Ｗ４所示。Ｊｅｎｎｅｒ等（１９９８）叩１过对刚性植的粧间主承担模型顶部的填±荷载，如图１．研巧表明，粧承式加筋路堤工作性状与Ｇｕｉｄｏ金字塔形±拱效应模型吻合。°±拱临界高度５）枯承式加筋垫层路堤二维±拱模形模型认为換形顶角等于３０，４８］［接近粧间净间距的２倍ｔｅｆ（２００２）建立了Ｈ维模形模型（见图１．５），得出填。Ｓｉｎ主性质影响模形体的大小与形态的结论。可见，粧承式加筋垫层路堤的不同±拱模型在±拱形态、全拱高度的认识上并不一±上的致，解决了枯和粧间，有各自的特点与见解。送些±拱模型的相关计算方法、。荷载分担比，为粧承荷载加筋受力Ｗ及路基的沉降计算奠定了理论基础＆民王拱模型图１．４金字塔止拱模型图１．３正方形布枉时Ｈ止拱模形体模型图１．６加筋材料的变形形态图１．５７
博古学位论文上述±拱效应的研巧是在假定粧间±体处于极限状态下进行的，不满足主体的受力平衡条件，，没有考虑粧托板与水平加筋体对±拱效应的影响没有对路堤结构进行整体分析。因此，目前粧承式加筋垫层路堤±拱模型理论研究仍处于简单的初级阶段。（２）加筋拉膜效应研究加筋拉膜效应是指通过粧承式加筋垫层路堤中垫层加筋材料的弯曲拉伸变形，将填主荷载转移到粧顶的荷载传递现象。在粧承式加筋垫层路堤体系中存在粧与粧间主之间差异沉降，端承刚性粧表现更为突出，甚至出现粧间王与加筋材料脱离。ＢｒｉａｎｃｏｎＩＷ和Ｓｉｍｏｎ（２０１２）的现场原型试验表明，无加筋垫层材料时粧的荷载分担比仅为１６．４％１．４％用２层加筋材料枯的荷载分担；采用层加筋材料粧的荷载分担比为７７；采比达到８１．４％。可见，加筋材料的拉膜效应是路堤荷载向粧体转移的主要原因。一方面，上述加筋材料拉力计算方法中都没有考虑地基承载力的影响，而±的抗Ｄ一Ｗ’Ｗ力能大大减小加筋材料拉力的结论己在些研究成果得到证明，如何考虑王的抗力对加筋材料拉力的影响是目前加筋拉膜效应研究的重点一。另方面，实际工程中往往需要铺设２层加筋材料１，，但目前研究普遍集中于只有层加筋材料的计算方法缺ｓｓｔｊ乏２层加筋材料的拉力计算方法。ｓＷｉ（３）水平加筋体受力研究许多学者对水平加筋体的受为机理和工作性状进行了研究。Ｊｏｎｅｓ假定地基止不直接承担路堤荷载，竖向路堤荷载由粧帽和水平加筋体承担，并采用Ｍａｒｓｔｏｎ公式计算由巧帽直接承担的坚向路堤荷载，同时建立了水平加筋体上的平均荷载计算公式。Ｊｏｎｅｓ通过对预制钢筋混凝±端承植加筋路堤的研究，得出水平加筋体既承受竖向路堤荷载又承受路堤边缘主体侧向位移引起的拉荷载，建立了水平加筋体中拉为的计算公式和植止应为比经验计算式。ｗ对有无水平加筋２种情况ｔｉ对砂填料在粧梁中王拱效应的模型试验研究表，Ｌｏｗ。明：水平加筋体能较大地提高粧体荷载分担比饶为国通过对水平加筋体变形形状等假定，在最大沉降量己知的基础上，建立了水平加筋体拉力和粧王应力比计算公式。（目前，±拱效应或拉膜板）效应２个方面是目前水平加筋体受力研究的主要内容，、巧帽、水平加筋体的影响主要考虑了粧，没有对粧承式路堤各姐成部分进行整Ｗ体分析。Ｗ（４）棍基负摩擦力计算研究由于枯间距大，、路堤填料为柔性材料粧承式加筋路堤地基枯间主承担了部分路８
第一章绪论堤荷载，引起粧周止的沉降和枯体负摩擦力。粧基负摩擦力现象是粧承式加街路堤区别于刚性承台下群巧受力机理的主要性状。＾ｌ口例Ｔｅｒｚａｇｈｉ和Ｐｅｒｋ（１％７）Ｅｌｍａｓｒｙ（１９６３）邮Ｂｒｏｍｓ（１９７７）等对粧基负摩。《擦力问题进行了大量的研究，提出了反映附加荷载的中性点位置的经验公式建筑ＰＳ１巧基技术规范》中推荐的负摩擦问题的中性点深度没有考虑巧周地面上附加荷载大■小、粧周主层性质的影响，仅考虑粧端持为层的性质。Ｓｅｅｄ和Ｒｅｅｓｅ（１９５７）先采用荷载传递法（或称传谨函数法）分析计算植±之间的荷载传递规律及沉降大小，提出巧体为并多弹性单元组成，粧体单元及其与±体之间视为弹寶联系的计算模型，［Ｗ一应变关系表示ｅｅｓｅ９６４粧侧摩阻力与剪切位移间的关系采用弹黃的应力。Ｒ，１和一ｔＷＲｅｅｓｅｅｔａｌ．ｌ９６９的研究表明荷载传递法是种灵活、有效的计算方法。６２ｆｐｏｕｌｏｓ免Ｍａｔｅｓ（１９６９）値用Ｍｉｎｄｌｉｎ解对粧基负摩阻力进行了研究，得到了相＊一应的计算公式。在太沙基维固结理论的基础上，Ｐｏｕｌｏｓ＆Ｄａｖｉｓ（１９７５）建立了单ｅａｔＷ枯负摩阻力计算公式及其变化规律。Ｎｇｔｌ．（１９７６）应用弹性理论解分析了成层丰６６ｕｏ脚［巧［。问题。Ｋｕｗａｂａｒａ皮Ｐｏｌｓ（１９８９，Ｃｈｏｗｅｔａｌ．ｙ９９０），Ｃｈｏｗｅｔａｌ．（１９９６）等考虑粧±滑移分析了群粧问题。王建华等（２０００）对粧的负摩擦问题研究得到了圆形载荷作用下饱和半空间±内部Ｗ及表面的Ｂｉｏｔ固结基本解和该问题的时间域内的第二类Ｆｒｅｄｈｏｌｍ积分方程，但这些研究都采用了等应变假设，无法模拟复杂的植主荷载７ｉ７２［［传递关系。Ｊｅｏｎｇ（１９９２）＾ＤＬｅｅｅｔａｌ．（２００２）块用不同界面模型，通过有限元法一步的分析与研究对单植与群粧植基负摩擦力问题做了进。综上所述一，粧基负摩擦力研究时，地基的变形采用太沙基的维固结理论分析，。粧基采用轴对称模型分析，粧±之间的荷载分担变化没有得到有效考虑群粧和地基一±之间的差异沉降的变形是个Ｈ维问题，巧、路堤±拱效应、水平加筋体刚度影响粧与巧间±之间的荷载分推比，影响负摩擦为的发展、变化和稳定的过程。ＰＳ’ｎｉ（５）路堤荷载传逆规律及变形特征硏究粧基和加筋布设形式影响±拱效应和拉膜效应，粧承式加筋路堤荷载传递和变形特征随粧基和加筋布设形式的不同而改变。在路堤荷载和车辆荷载作用下，枯间王与植之间存在差异沉降，粧间±的沉降要大得多。在路堤荷载作用下，加筋材料产生焼曲变形，将荷载向植顶转移。随着填±荷载增大，粧±差异沉降导致路堤填±中拱效。应出现，增加的填±荷载由枯基承担随填主高度的増大，路基的不均匀沉降逐渐减一。弱，直到最终消失，并在某高度的路堤中形成等沉面粧与主之间相对位移等于零９
博古学位论文的位置称为中性面，中性面Ｗ下，植间±和巧端承受由粧传来的荷载，柱端持力因应力集中产生压缩变形。粧承式加筋路堤荷载传递和枯±荷载分担机制的影响因素是多方面的。包括：①粧体的类型和性质；③加筋材料的性质和布置形式；③路堤填筑高度与枯帽静间距的几何比例关系Ｗ及填±性质；④重复荷载等外部荷载条件对止拱效应的影响。［巧１．２丄２模型试验与原型量测研究现状ｅｗ－Ｈｌｅｔ和Ｒａｎｄｏｌｐｈ０９８８）在室内缩尺模型试验研究的基础上，提出了枯体荷载分担比计算公式，并指出粧承式加筋路堤正方形布粧时，±拱形态近似为半球壳口形。Ｌｏｗ等（１９９４）哺过±拱效应缩尺模型的试验研究，分析了枯帽面积比、路堤ＰＷ高度对柱体荷载分担比的影响规律。Ｃｈｅｗ和Ｐｈｏｏｎ（２００４）通过对拉膜效应模型试７５］［验的观测，表明水平加筋会促进王拱效应的增强。曹卫平等（２００７）借助模型试验一定区间内变化研究表明：加筋可Ｗ提高粧±应力比，枯±应力比随柏±差异沉降在。一Ｈｏｎ人（２００７，２０１１）巧西过系列未设水平加筋材料的粧承路堤的模型试验ｇ等，发现±拱形成条件是路堤有一定高度且粧间距较近。±拱形态为受粧帽梁间距和宽度ｓｔｗ影响的半空屯、的圆柱状ｅｋｅ（。ＶａｎＥｌｅｎ等２０１２）借助试验研究发现：粧间地基±固结与沉降和填料内摩擦角的大小影响加筋拉膜效应和主拱效应，枯间软基固结沉降能够增强加筋拉膜效应、王拱效应、粧体荷载分担比；填料的内摩擦角越大（粗骨料）±拱效应更加明显。室内模型试验研究成果表明：粧承式加筋垫层路堤中粧与粧间止因存在明显的差异沉降出现主拱效应，使粧顶荷载集中；填王特性、填±高度、粧（帽）净间距、加筋垫层均会对±拱效应和粧体荷载分担比产生影响。夏元友和巧瑞（２００６）对应力和应变的分析表明，增加枯帽与加大填±粗骨料含量，形成的±拱效应的稳定性与实８）；巧与粧间±存在差异沉降际效果更好。连峰等（２００通过现场试验监测表明，荷载传递主要依靠拉膜效应粧间王的压缩较大，负摩擦出现在粧身上部，路堤荷载；主要由枯承担。费康和刘汉龙（２００９）的研充表明；±拱效应住进荷载向粧体转移，地基中孔隙水压力和粧间±上的应力大幅度降低。徐正中等（２００９）对是否打穿软？±层２种情况的现场试验研究表明：２种情况下±拱高度都在链帽净间距的１１．０．４倍的区间范围内软王层未打穿时粧体荷载分担比较小？，只有６１．４％７５．５％王层；；软未打穿时路堤沉降由下卧层沉降控制。８２ＶＩａｎＥｅｋｅｌｅｎ等（２００９）峭监测结果表明：±拱效应与路堤沉降有关，随路堤沉１０
第一章绪论一降而发展，拉膜效应提高了粧顶荷载分担比，同时巧间止承受了定的±压力。曹卫ｓｓｆｉ平等（２００８）的实际监测结果表明，在路堤填±整个妊程中粧主应力比是时间函数。夏唐代等（２０１０）的现场监测表明：枯主应力比随路堤荷载及粧±沉降差的变化而ｓｔｙ变化。郑俊杰等（２０１２）的现场实测表明：道路不同位畳的荷载传递的控制和影响因素不同，±拱效应控制道路中也处的荷载传递，主拱效应和拉膜效应共同影响路肩处的荷载传递。Ｚｈｅｎｇ等（２０１１）对京津高铁２车站的试验监测表明：路基总沉降约８０％的由植尖刺入和粧下地基压缩产生，约２０％由ＣＦＧ粧压缩产生。８７Ｈｔ袖过汇总当时全部粧承式路堤离也模型试验结果ｕａｔ等（１９９３），对粧承式路一堤的计算理论进行验证得出：在路堤填主髙度定时，±拱效应是巧间距、巧帽面积、ｓｓｆｉＨ者的。ｒ填±性质的函数，随变化而变化Ｂａｒｃｈａｄ（１９９９）的试验研巧表明：垫层■有水平加筋时，荷载传递由拉膜效应控制；无加筋时荷载传谨由±拱效应控制。张良等（２００９）的离也模型试验结果表明：加筋所受拉力随持力层强度的增大而减小。ＰＷ王长丹等（２０１１）研充了路基工后沉降、粧±差异沉降和枯体荷载分担比随植间犀Ｐ１１变化而变化的影响规律。徐超等（２０１２）离也模拟试验结果表明，筋材可增强拉膜效应，路肩下方拉膜效应明显，可充分发挥粧的作用；筋材延伸率越低、拉伸模量越高，加筋拉膜效应越明显。１．２丄３解析理论的硏究现状一将枯承式路堤中的路堤、植、软主视为个整体，综合考虑止拱效应和粧生的荷Ｐ２’９４ｌａａｃａ载传递规律，陈仁朋、许峰等应用Ｍｔｈｍｔｉ软件对植承式路堤求解，将Ｍｔｈｍａｔｉｃ软件求解结果与弹塑性有元（轴对称条件）分析结果及工程实测结果作了祥细对比。求解结果虽考虑了粧端的刺入变形，但没有考虑水平加筋体的作用，没有考虑下邸持力层的变形模式。雷金波等在单粧承载力试验受力模式的基础上，采用荷载传递函数法，研究了粧止相互作用的力学性状，得到了粧体沉降、±体竖向位移、粧身轴向应力、±体竖向应力、植身侧摩阻力、植帽边缘主体之间的侧摩阻力受荷载水平、深度影响的微分方程解析表达式。上述分析与研究中没有考虑粧体产生负摩擦力的存在，与实际粧一定的出入体受力模式有。池跃军、宋二祥等通过现场试验，分析了粧身轴力、沉降、植±荷载分担比的变化规律，根据，在此基础上考虑植、±和垫层的相互作用１１
博±学位论文植、止、垫层的相互作用和应力和应变协调，建立了粧、王荷载传递基本微分方程及其解答，但是没有考虑垫层中的±拱效应及加筋体的影响。７３［１１．２丄４数值模拟研究现状Ｋｅｍｐｔｏｎ等（１９９８）指出Ｈ维数值模拟分析与二维数值模拟分析比较起来更能较全面、较准确地反映粧承式加筋路堤体系的实际工作状志。Ｈａｎ和Ｇａｂｒ（２００２）采ｅｄ用ｐｌａｃ单巧有限元模型，分析了有无加筋对路堤沉降、差异沉降、粧体荷载分担比的影响，得出加筋的最大拉力位置出现在巧帽边沿。借助Ｓ维ＡＢＡＱＵＳ数值模拟，Ａｕｂｅｎｙ等（２００２）的研巧表明，巧承式加筋路堤中粧、±层、加筋垫层么间存在ｉＷｔ复杂的相互关系。结合模型试验结果，余闯等（２００９）采用Ｈ维有限元模型研究，发现±拱发生区域随荷载水平和巧±沉降差的变化而变化。采用ＰＬＥＸＩＳ软件ＷａｎｇｉＤＡ和Ｍｅ０２ｔｌｉ（２１）模拟分析了荷载下微型粧承路堤的工作性状，表明微型粧能有效地提高软王地基的稳定性与变形性能。一通过上述分析可知，目前巧承式加筋垫层路堤的试验研究尚有定局限性，不利于其成果的推广与普及一；计算的理论模型、假设条件与实际情况还存在定偏差；数值模拟分析法存在建模和参数选取上比较复杂、计算难度大、计算时间长等实际困难，一般很难应用到实际工程中去模拟分析法。因此，建立柱承式加筋垫层路堤实用、简便、科学的巧承式加筋垫层路堤计算与设计方法势在必行。１．２．２公路路基边坡稳定性研究现状分析ｉｔｗ１．２．２．１公路路基边坡稳定性分析方法研究现状路基边坡稳定性分析是路基工程中最基本、最重要的课题，主要目的是判断边坡是否稳定Ｗ及是否需要采取加固措施。路基边坡稳定性分析方法通常有定性和定量两类。其中，定性分析方法有：图解法、ＳＭＲ法和工程类比法等定量分析法有；极限平衡分析法哺数值分析法等。边坡稳定性定性分析方法只能分析边坡稳定性的大致情况一，有时不同经验的设计人员对同边坡的稳定性分析往往会得出不同的结果。因此，路基边坡稳定性定量分析是边坡稳定性设计的主要方法。１９１６年Ｐｅｔｅｒｓｏｎ采用计算边坡最大内摩擦角与±体的内摩擦角的关系判，瑞典人ｗ＾ｉ断边坡的整体稳定性，建立了圆弧破裂面分析方法。Ｆｅｌｌｅｎｉｕｓ对该方法进行了改正，并考虑±体粘结为，，建立了边坡稳定性分析的普通条分法。此后在此基础上，许多学者丰富和发展了边坡稳定性分析条分法，代表性方法有Ｊａｎｂｕ法Ｂｉｓｈｏｐ法１２
第一章绪论５７－１１５９１６０６１１６２［］［］口］［］ｅ－ｏ－ｅｅ、ｅｎｅｅｒ、ＬｏｗＫａｒａｆｉａｔｈ法、ＭｒｇｅｎｓｔｅｍＰｒｉ法Ｓｐ法、美国陆军工１６３［１ｏ提出修正条分法团法、ｓａｒｍａ游等。１９５５年，Ｂｉｓｈｐ，假定边坡破裂面为圆弧面，只满足力矩平衡条件和垂直方向的力平衡条件１９巧年，Ｊａｎｂｕ提出了适应ｉｓｗｓｑｌ于任意形状的破裂面的精细条分法，并先后对该方法进行了改进；ＭｏｒｇｅｎｓｔｅｍｉＷ和Ｐｒｉｅｅ＂建立了１种同时满足力和力矩平衡条件的通用条分法，规定条块间力的方ｉ６ｔ３向可Ｗ发生改变；ｓｐｅｎｃｅｒ通过假定条块间力相互作用的方向，建立了１种简化条分ｗｆｉ按破裂面的平面假定法；Ｈｏｅｋ，根据总抗滑力与总滑动力的比值计算稳定安全系数，ＵＷ＂＂建立了岩质边坡模形体稳定性分析方法；ｓａｒｍａ提出了非垂直条分法，认为除ｉｅ平面和圆弧面外ｔ呵廣出了边坡，滑动体先破裂成相互淆动的块体后开始滑动。潘家鋒稳定问题最大值和最小值原理，陈祖短对该原理进行了理论证明。此外，还有■ｗｔｉＨｏｖｌａｎｄ法和Ｌｅｓｈｃｈ如ｋｙ等三维极限平衡分析方法。极限平衡法所得稳定安全系数只反映了假定破裂面上的平均情况，滑条底部反力和条间力并不代表边坡滑移变形的ｉｗｔｉ真实情况。有些学者对极限平衡法进行了修正完善，提出了局部和变动稳定安全系＾数等边坡稳定性分析方法极限平衡方法只考虑主的静力平衡条件和Ｍｏｈｒ－Ｃｏｕｌｏｍｂ破坏准则，通过力的平衡一。来求得问题的解对于静不定的边坡稳定问题，通过引入些假定，边坡稳定问题可一变得静定可解。由于这些假定的存在，极限平衡方法具有定的局限性。如极限平衡方法计算中无法考虑更复杂的破坏准则；无法描述边坡屈服的产生与发展过程；无法一应变的分布状况；无法反映边坡的破坏机制法代表真实应力状提供坡体内应力；无态。，破坏是破裂面上±体的抗剪强度同时达到±体屈服强度后而瞬间发生的２０世纪６０年代后，由于计算机技术的发展，数值计算技术逐步应用于岩±工程的ＵＷ分析与计算。１９７５年，ｚｉｅｎｋｉｅｗｉｃｚ在有限元数值计算的基础上，提出了采用折减岩±强度参数计算边坡稳定安全系数的方法，该方法由于受到计算机技术的限制，计算。２０精度有限，当时没有得到广泛推广与采纳世纪末前后，伴随计算机技术的发展，强度折减法己逐渐成为求解边坡稳定安全系数的发展趋势。强度折减法与传统的极限平衡法相比，计算时不需做任何假定，既满足了为和力矩的平衡条件，又考虑了材料一的应力应变关系，能自动求得任意形状的临界破發面及最小稳定安全系数。强度折减法反映了坡体失稳及塑性区的变化发展过程，分析研究的理论基础较为严密，得到ｎｙ＂ａｔ了学术界的普遍认可。１９９２年，Ｍｔｓ山等采用ｚｉｅｎｋｉｅｗｉｃｚ等（１９７５）惭强度＂折减技术的基本原理对多个边坡的稳定性进行了分析，推动了有限单元法应用于边１３
博±学位论文ｉ７７ｉ７８ｔｌｔＤｕｎｌ联合强度折减法与理想坡稳定分析及相关研究的开展。ｃａｎ等和Ｇｒｉ巧化Ｓ等弹塑性有限元法共同进行边坡稳定性分析与研究，大量计算实例表明强度折减法具有ｉ７９［ｌ计算结果的可靠性及计算理论先进性与严密性。Ｈａｎ采用强度折减法和极限平衡法ｉｓｆｗ分别计算了不同工况条件下的稳定安全系数。Ｄａｗｓｏｎ等，得出的结果非常接近的研巧同样表明两种计算方法得出的稳定安全系数能较好地吻合，采用强度折减法得到的计算结果略大于极限平衡法得到的计算结果。基于±工结构安全系数为其极限承载为与所需承载力之比的定义，宋二祥给出了计算止工结构安全系数的有限元法及其适用范围与边界条件。连镇营等采用有限元强度折减方法分析了岩止体各力学参数对于边坡稳定性的影响。郑宏研究了弹塑性有限单元法求解安全稳定系数存在的一些缺陷比满足，并指出内摩擦角和泊松－ｓｉｎｌ２ｚ＾＾／．条件才能保证其分析结果的正确性随后，赵尚毅等、郑颖人等的工作’ｍｉ９９［］工程界的广泛关注，使有限元强度折减法受到了岩±，有限元数值分析法的应用范围得到了积极有效地推广。有限元强度折减法应用范围从二维扩大到了Ｓ维；从均质的±坡扩大到了各种岩体结构一；从寻找单破裂面扩展到了寻找边（滑）坡中多个ＰＷｅｗｕｓＰＷＰＷ１ｐｉ１ＰＷ潜在破裂面。张培文，奕茂田，迟世春，吕擎峰，林杭，吴顺川等对有限元强度折减法技术的发展也进行了一些有意义的硏究工作，但目前强度折减－Ｃｏｕ法计算边坡稳定安全系数还远未达到完善的程度，如对于红层边坡，Ｍｏｈｒｌｏｍｂ准则就无法反映红层边坡的各向异性特征。除了上述的极限平衡法和有限元强度折减法外，路基边坡稳定性分析方法还有可ＷＰ１ＰＷ靠性分析法、人工智能法，大型模拟相似试验和现场试验分析方法等。虽然相似模拟试验或者现场试验得到的结果与实际情况更接近，但是该方法将耗费大量的工程时间和工程费用一，在定程度上阻碍了它在实际工程中的应用与推广。１．２．２．２公路路基稳定性设计方法研究现状（１）渗水性±路基的稳定性设计方法渗水性±路基的稳定性设计，现行设计规范按路基边坡高度的不同，分别采用不同的方法进行设计。对于高度不大于２０ｍ±质路基边坡的稳定性设计，现行《公路路ＪＴＧＤ３０－２００４基设计规范（）》表３．３．４和表３．４．１，按照路基±质和边坡高度的不同，规定了边坡坡度的取值区间。设计人员可根据填料种类、边坡高度和路堤地基的工程，采用典型横断面进行设计。这样虽简单易行地质条件拟定，便于设计人员操作，但１４
第一章绪论设计者对于边坡坡度取值的主观性与随意性较大，科学性不足，无法得到既安全可靠又经济合理的边坡坡度。当±质路基边坡髙度超过２０ｍ时，现行设计规范第３．７．４条和第３．６．７条规定：对可能产生平面破裂面的边坡宜采用平面破裂面解析法进行稳定性分析与计算；对可能产生圆弧破裂面破坏的边坡宜采用简化Ｂｉｓｈｏｐ法进行稳定性分析与计算。这种根据路基填料强度参数，通过稳定性计算确定不同±质及同种±质不同状态与不同结构的路基边坡坡度值的方法，既做到了具体问题具体分析，又体现了设计的科学性，但稳定性设计的计算工作量非常大，其设计计算方法有待改进。（２）巧质±路基稳定性设计方法对于粘质±路基边坡的稳定性设计：对于粘质±，现行设计规范与设计手册规定高边坡的稳定性分析应采用圆弧破裂面进行分析与计算，但现行圆弧破裂面在分析路基稳定性过程中存在下几个问题：①对于软粘±和粘质±路基的稳定性分析与计算均采用条分法或简化的毕肖普法计算稳定安全系数欠妥。对于软粘±路基，路基边坡、稳定性分析的最危险破坏面的圆屯位置可直接通过作图得到，稳定安全系数可直接通过计算公式确定，相对现行路基稳定性分析计算方法，可大大减少分析计算的工作量；一②现行规范法中没有给出稳定性计算中相关角值的计算公式，对于某恃定的边坡坡角，只能采取查表通过内插法求得，无法直接由相应计算公式计算，降低了边坡稳定性分析与计算的精度，；⑨现行规范的相关角值表由于受到当时计算技术的限制计算。精度较低，有关角值表应重新编制（３）填石路基稳定性设计方法目前，虽然填石路基己经成为山区高等级公路典型的路基断面形式，但是仍然存在修筑技术及修筑经验的欠缺与不足，对填石路基设计的许多技术问题的认识还不充分、还不完善：①现行设计规范规定填石路基高度宜小于２０ｍ，路基边坡坡面应采用？石料码棚层提高路基稳定性，码棚层宽度为１２ｍ，填石料粒径不小于２５ｃｍ，采用规定边坡坡度与断面形式进行设计。，对其稳定性分析与计算未做具体要求按现行规范进斤设计一，容易导致不同高度和不同填料的路基采用同断面形式进行设计，设计缺乏针对性与科学性；②对填石路基码硕层的作用与功能的认识不全面、不准确，仅仅只将码御层看作保护填石路基边坡表面不被侵蚀的构造措施，未将边坡码樹层视为填石路基维护稳定性的力学结构；⑨对填石路堤的设计，现行设计规范没有提供码椒层厚度计算与设计方法，无从对结构进行定量计算与设计！④对填石路堤地基的技术要求存在片面性，现巧规范只对压实度提出了要求，对影响路基强度与稳定性的承载力１５
博±学位论文指标没有具体要求。基于上述情况，现行填石路基的设计存在先天不足，难Ｗ保证其。、稳定性要求因此，常有采用填石路堤的实际工程会发生路基沉陷边坡鼓胀等各种。，质量病害，造成较大的经济损失和工程安全问题因此，提高填石路基的稳定性完善填石路基稳定性设计方法，已成为公路工程科技工作者无法回避的现实课题。１．２．３公路路基挡±墙稳定性硏究现状分析１．２３．１挡±墙±压力研究现状（１）±应力试验研究现状Ｐ１Ｓ—通过模型试验和现场实测，Ｔｅｒｚａｉ等（１％２ｇｈ，１％４，１９４１）的研究得出库一定水平位移而发生剪切破坏仑和朗肯王压力理论的适用条件是主体运到，并在《理论±力学》（１９４３）书中指出±压力分布形状为非线性分布，不同位移模式下，挡王墙主动止压力分布表现为不同的形状。ｐｉｓＳｈｅｒｉｆ和Ｆａｎｇ（１９８４）墙过墙背竖直，填±为砂主，墙体绕墙底转动的刚性挡：产生绕墙脚转动位移情况下止墙的模型试验指出，主动±压力分布为库仑理论的线性分布；主动±压力状态随墙体转角的增大逐步向下传递。Ｆａｎｇ和Ｉｓｈｉｂａｓｈｉ（１９８６）通过对刚性挡止墙在填±为干砂条件下的模型试验指？出，距王密度的增；①墙背离填止绕墙顶转动时墙顶１／４１／３墙髙的范围内，存在随填大而加强的王拱效应；主动止压力的分布为非线性分布，其合力大于库仑±压力理论，计算值，３墙高的高度合力作用点高于库仑理论距墙底１／；②墙背离填±移动时主动±压力分布为非线性分布，王压力合力大小与库仑±压力理论计算值接近，其合力作用点高于库仑理论距墙底１／３墙高的高度；③墙绕墙脚背离填±转动时，主动止压力分布表现为非线性分布，在墙体不同位置王压力的分布与库仑主压力理论表现为不同的差异，止压力合力作用点高度低于库仑理距墙底１／３墙高的高度。ＰＷ岳祖润通过位移可控制式离必模型试验表明：①墙，彭胤宗和张师德（１９９２）背压实后的粘性止达到主动止压力状态时所需的位移随墙高度的增大而增大；②墙后圧实粘性±的裂缝深度、墙体高度、填±形状对±压力是否达到主动±压力状态无影ＰＷｌ响；⑤止压力分布沿墙高呈中间大两端小的非线性分布。杜勃洛娃对墙背填±为砂王和碎石王的模型墙进行试验研究支出：止压力的分布形状与墙的上端及下端的位移模式有关。Ｐｓｉ卡岗ｌ（１％９）通过对谷仓的水平位移模式下的侧压力试验指出；侧压力分布为１６
第一章绪论曲线分布．３，最大侧压力值位于距墙脚０倍墙高处，侧压力合力作用点位于距墙底距离０？．３７０．４３倍墙高处，在墙底处基本上没有侧压力；侧压力合为约为库仑理论计算值ｐｎｉ０？。．８０名５Ｆａｎｇ，Ｃｈｅｎ和Ｗｕ（１９９４）通过刚性挡墙在砂性填±条件下的模型试验指出：止压力的分布形状及合力大小随墙体位移模式的不同而不同，墙体产生水平位移时，，被动±压力分布随深度的増大而线性増大；墙体转动时被动±压力产生非线＾［］性分布。陈页开和徐日庆（２００１）通过模型试验研究了砂性填止刚性挡王墙被动±压力的大小分布规律随位移模式的变化而变化。（２）±压力理论和计算方法研究现状４口］一茅Ｗ升（１９５４）对库仑止压力理论提出了两点质疑：是破裂面和墙面的摩擦角不可能同时达到极限值；二是在破裂面和墙面的摩擦角同时达到极限值时，破裂面Ｐ２３。Ｋｅｚｄｉ（１９５８）通过研究认为不可能是平面：挡王墙绕墙脚向外转动时，墙脚附近的局部止体基本处于静止状态，并没有处于极限平衡状态。Ｎ浊ａｉ（１９８５）通过Ｐ２Ｗ有限元计算也得到了相同的结论。１９６０年．ａｒａｈ）假定水平王层的竖，卡岗（Ｍ卫Ｋ±侧压力系数和±压力强‘向应力呈均匀分布，通过静力平衡和静力矩平衡求解得到了度计算公式。Ｈａｎｄｙ（１％５）假定破裂面处小主应力方向为水平方向，剪应力为零墙面与破裂面之间出现半个±拱，小主应为轨迹线模拟为悬链线拱条件下，建立了侧止压力系－Ｗ数的计算方法。Ｈａｉｘｏｐｉｌｌｉａｍｓ（１％９）在定义王侧压为系数和假定总主压力等于ＰＷｌ库仑理论计算值的基础上，对挡主墙主压力进行了计算与研巧。Ｐａｉｋ（２００３）、蒋ＰＷｌ波（２００５）分别采用不同模型拱模拟小主应力轨迹线，求解了挡±墙的主压力分布的理论公式，表明±压为合力与库仑±压力合力较为吻合。ＰＷＣｈａｎｇｅ１９９７）通过受力分析，得到了水平止压为计算的简单方法。王元战（２０００）Ｐ３２ｌ对极限平衡条件下任意水平±条徹元进行受力分析，得到了主动王压力强度的计算２－３３２３４［１公式。王元战和黄长虹（２００３、２００４）建立了不同位移条件下王压力计算公式。计算结果表明：（１）±压力合力计算值等于库仑主压力理论计算值；（２）止压力呈ＰＷｌ非线性分布。曹振民（１９９５）在假设破裂面为对数螺旋面的情况下，采用水平±层２３６单元法计算±压力［１，计算结果表明主压力分布形状为非线性。徐日庆（２００５）在不同位移模式下采用拟合函数建立了墙面摩擦角的计算公式。止压力的试验研究与理论研巧均表明，±压力实际分布情况与库仑±压力理论假设不同，±压力分布为非线性分布，±压力合力作用点髙度非距墙底１／３墙高处，比１７
博±学位论文库仑±压力理论计算的合力作用点高度要高，在挡±墙计算与设计中应引起高度重视。（３）地基承载力对挡±墙抗倾覆稳定性影响的研究一在挡止墙的稳定性计算与设计中，方面，抗倾覆稳定性计算相对于抗滑稳定性计算较容易满足一；另方面，实际工程中挡±墙因抗滑不够而失稳的情况却较少，大Ｗ多数挡止墙的失稳常常表现为稳定性不够，特别是倾覆稳定性不够。现行规范计算得到的倾覆稳定系数较实际值大，抗倾覆稳定性设计达不到期望的安全储备。根据现一，挡止墙在只有地基条件不同，行规范同，其余所有条件均相同情况下计算得到的抗倾覆稳定系数的相等，这与实际情况不符。很多专家学者对现行倾覆破坏机理、计算理论、设计方法进行了认真系统的研究，认为在挡±墙发生倾覆破坏前瞬间，挡±墙基底与地基接触关系常常表现为面接触，地基反力合力不通过墙趾，地基反力对挡止墙将产生倾覆为矩，对挡止墙的稳定是不利的。挡王墙的抗倾覆稳定系数与地基极Ｐ３７—２＾限承载力有关，地基极限承载力影响挡王墙的稳定性。有些学者在提出挡±墙抗ＰＳＷ倾覆稳定系数新定义基础上建立新的抗倾覆稳定性计算公式。黄勇定义挡止墙达到倾覆极限平衡时±压力水平分力的增大系数为抗倾覆稳定安全系数，并建立抗倾覆稳ＰＳＷ定系数计算公式定义挡主墙达到倾覆极限平衡时基底上的偏屯、力矩增大；张国祥等系数为抗倾覆稳定安全系数，并建立抗倾覆稳定系数计算公式。这些计算方法求得的３２４‘１２３７２３９’’稳定系数均小于现行规范法计算值１１均假定出现。讨论倾覆稳定的大多数文献倾覆破坏时基础底面地基反为为地基极限承载为，地基极限承载力产生反力力矩为挡±墙倾覆力矩，影响挡止墙的抗倾覆稳定性能。这些在工程计算与设计未加考虑，导致现行挡主墙抗倾覆稳定系数计算值大于实际值，挡止墙抗倾覆稳定性设计存在安全隐患。１．３本义研究内容、研究方法和技术路线１．３．１主要研究内容１．３丄１巧承式半刚性加筋壁层路堤硏究（１）建立粧承式半刚性加筋垫层的理论模型，分析半刚性加筋垫层荷载特征，分析不同巧径、不同粧间距、不同路基高度和不同筋材强度对垫层厚度的影响规律，建立综合考虑不同粧径、不同粧间距、不同路基高度和不同筋材强度条件下的垫层厚度计算公式。为粧承式半刚性加筋垫层路堤垫层厚度的设计提供计算与分析方法，替代８１
第一章绪论粧承式半刚性加筋垫层路堤垫层厚度设计主要依靠经验取值的现行设计方法。（２）应用叠加原理，视枯承式半刚性加筋垫层路堤地基承载力等于粧体复合地基的承载力、加筋垫层作用増加承载力、路基边坡王体压力作用増加承载力Ｈ者之和，建立综合考虑路堤基础刚度、地基畳换率、垫层扩散作用、加筋拉力作用、边坡王体压力作用的地基承载为计算公式与验算方法，通过工程实例表明该方法的理论与实用价值。（３）利用平面应变弹塑性有限元方法，建立二维有限元模型并进行数值计算，分析半刚性加筋垫层对提髙地基承载力和稳定性的影响，Ｗ及不同粧径、粧间距、置换率对地基沉降和稳定性的影响。１．３丄２公路路基边坡稳定性分析研究（１）在分析现行渗水性±路基稳定性计算与设计方法基础上，提出基本假定与分析计算为学模型一，建立该类路基直接由解析公式确定某边坡高度的路基进坡坡度或一—公式法某边坡坡度的路基边坡高度的稳定性分析与计算方法。通过工程实例阐明该方法既能提高路基稳定性设计的科学性，又能简化路基稳定性分析的计算过程，具有较强的理论意义与实用价值。（２）建立粘质止路基稳定性分析与设计中求算相关角值的计算公式，重新编制边。坡稳定分析与计算中精度较高的相关角值表，提高设计计算精度建立软粘主路基各种可能破坏面的最小稳定系数Ｋｍｉｎ的解析公式。通过计算示例阐明该方法的理论意义与实用价值。（３）从填石路基边坡码硕层和内部填石的力学作用与力学特性出发，科学认识码、硕层结构的作用与功能，研巧压实质量地基承载力对填石路堤稳定性的影响规律，建立填石路堤稳定性计算与设计新方法。通过工程实例阐明该方法的理论意义与实用价值。１．３丄３公路路基挡±墙稳定性硏究（１）考虑挡±墙墙背实际±压为的非线性分布对抗倾覆稳定性的影响，建立±压力非线性分布下合力作用点髙度的计算公式和±压力非线性分布挡±墙抗倾覆稳定系。数计算公式，建立挡±墙抗倾覆稳定性计算与设计的新方法与现行规范法进行比较，阐明新方法的理论与实用价值。１９
博±学位论文（２）分析挡±墙倾覆破坏模式与破坏机理，提出挡±墙倾覆稳定系数新定义，建立考虑地基反力力矩影响的挡主墙抗倾覆稳定系数计算公式，建立挡王墙抗倾覆稳定性设计新方法。与现行规范法进行比较，阐明新方法的理论与实用价值。１．３．２拟采取的研究方法本文拟采用广泛调研、理论研巧、数值分析、工程实例计算比较相结、文献查阅合的研究方法。在分析现行枯承式半刚性加筋垫层路堤加固公路软止地基、公路路基边坡、公路路基挡±墙稳定性计算与设计方法的基础上，提出相应的理论模型与基本假定，通过理论分析与力学计算，建立粧承式半刚性加筋简便、实用、科学的计算与设计方法。在对比现行规范计；建立公路路基边坡与挡王墙稳定性计算与设计新方法，（＾理论研究、数值分析、工程实例对比分析为依托算与设计方法的基础上，建立粧承式加筋垫层路堤及路基稳定性科学、系统的计算与设计方法。１．３．３技术路线本文的技术路线如图１．１２０
第一章绪论公路路基质量病害调查分析公路路基质量病害成因研巧公路路基强度与稳定性计算与设计方法研究—＼ＩＩ路基软±公路路基地基加固稳定技术技术研究研究Ｉ＾＾＼＾＼粧承式半刚粧承式半剛．ｍ厚度计算与驚聲驚路堤沉降计舞管性计算设计方法研算与设计方与设计设计研梵＾法研充離方法研ＩＩ究＾＾＾ｉＩ＾粧承式半刚性加筋垫层路堤路基稳定性计算与实用计算与设计方法设计新方法数值分析验证、工程实例比较分析Ｉ—形成成套粧承式半刚性加筋垫层路堤及路基稳定性计算与设计方法图１．１研究技术路线２１
博±学位论文第二章惦承式半刚性加筋垫层路堤计算与设计方法２．１概述在公路工程实践中，经常会在软±地基修建公路路基，为保证公路路堤的强度与，。为增大粧间距稳定性要求需对软弱地基处治后再填筑路堤，降低工程造价，减小植间±与植之间的差异沉降，缩短工期，提高软±地基加固效果。加固公路软±地基中，形成枯承式半刚性加筋，常常采用巧与枯顶半刚性加筋垫层的共同作用进行加固垫层路堤。半刚性加筋垫层是由水泥、石灰等无机结合料与止工合成材料及砂烁石等共同姐成的混合结构。粧承式半刚性加筋垫层路堤是在粧承式加筋垫层路堤基础上发展起来的。粧承式加筋垫层路堤国外在２０世纪八十年代初开始应用，如英国伦敦ｔＷＰＷＳｔａｎｓｔｅｄ机场的铁路连接线加宽工程、荷立的部分高速公路工程等、臣西圣保罗ｉＷｆ北部的公路巧宽工程。我国对此结构的应用相对较晚，１９９９年才开始在沪杭雨高速２４＾４３公路一期拓宽工程中应用［］它新建高速公路中相继得到大规模相继，然后在国内其４？４６Ｐ］（应用，如申苏浙畴高速公路（浙江段）、宁波至金华高速公路宁波段）、台湿高速公路（平阳段）、台州至缠云高速公路等工程。工程应用实践表明，粧承式半刚性加筋垫层路堤结构能有效促进巧与枯间±协同工作，提高群枯整体工作效果；能有效防止应力集中，改善地基应力分布；能有效阻止塑性区的形成巧发展，增强地基的强度和刚度；能有效降低地基沉降与不均匀沉降，提高地基承载力和稳定性同时，枯承式半刚性加筋垫层加固软止地基具有强度提高快、施工工艺简单、工后沉降与变形小等显著优点，特别适用于工期短或工后沉２４一＾４６［１降要求小的工程，是种加固公路软±地基的经济有效的处理技术。一个由路堤填±粧承式半刚性加筋垫层路堤是、粧体、半刚性加筋垫层、水平加筋体、粧间软±层和下卧持为层共同组成相互作用、相互影响的复杂系统，其工作性－基础下粧体复合地基相比状和应力应变特性近似于柔性基础下粧体复合地基，与刚性１＾一１１存在较大差异，作用机理与工作性状相当复杂。其，，由于基础刚度相对较小枯间±的压缩性大于粧体的压缩，，巧间±的沉降大于枯顶的沉降，由于差异沉降的存在＂巧＂柱顶会向基础内产生刺入变形。因此，运合刚性基础下粧体复合地基±等应变假设在粧承式半刚性加筋垫层路堤中不再成立，枯承式半刚性加筋垫层路堤与。其二２２
第二章粧承式半刚性加筋垫层路堤计算与设计方法刚性基础下植体复合地基的破坏模式不同，两种基础下枯体复合地基的承载力与沉降的差异较大。柔性基础下地基破坏模式通常为枯间±先破坏，进而引发植体复合地基９－２００２全面破坏《建筑地基处理技术规范》（ＪＧＪ７）；刚性基础下地基破坏模式我国现行Ｐ４８ｌ采用枯体首先破坏进而引发粧体复合地基全面破坏模式。目前，国内外学者对粧承式半刚性加筋垫层路堤的研究成果较少，理论研充滞后，计算值与实测值于工程实践，结构设计仍然套用刚性基础下复合地基理论进行计算存在较大偏差，承载力计算值较实测值偏大，沉降计算值较实测值偏小，结构设计不口６９１安全。在工程实践中往往通过增大安全度来保证复合地基强度和稳定性要求，给国家和人民财产造成了巨大损失和浪费，深入而细致地研究粧承式半刚性加筋垫。因此、强度、粧王间相互作用等方面层路堤下枯体复合地基的变形、承载特性、荷载传递的理论与规律，建立成套简便、实用的汁算与设计方法，具有重大的理论价值和实用价值。２．２．惦承式半刚性加筋垫层路堤垫层厚度计算与设计方法２．２．１理论模型粧承式半刚性加筋垫层路堤中，半刚性垫层易产生开裂破坏失效现象，工程实践、，达中，常常在半刚性垫层中加入模量较高主工合成材料到提髙路堤整体工作性能垫层抗拉能力。粧承式半刚性加筋垫层路堤的典型断面，均化与扩散地基应力的目的。结构设计如图２．１所示路床＼＾±路栗＼《討？．．．？／＾，：．重Ｓ．．／＇巧间上Ｉｆｉ」＾ｉ＾ｌｉｆ－Ｌｓ＿＇山—，Ｌ＾＾Ｉ图２．１植承式半刚性加筋垫层路堤设计图示枯承式半刚性加筋垫层路堤是在粧顶和路堤底面之间满铺半刚性加筋垫层的一种一路堤结构，半刚性垫层底。结构设计中可取垂直路线方向排粧的垫层作为研究对象２３
博七学位论文面受到路线横向粧的支撑，可视为沿路线垂直方向有巧支撑的连续梁结构，如图２．２所示。半刚性加筋垫层的计算宽度可根据单排巧的影响范围确定，设垫层连续梁的计算宽度为６、连续梁的支点间距为／、粧直径为Ｊ、枯间距为５。粧采用等Ｈ角形布置时，半刚性垫层连续梁计算宽度取枯间距５的０．８６６倍；粧采用正方形布置时，半刚性垫层连续梁计算宽度按粧间距Ｓ计算。假定粧体上部荷载由粧直接承担，垫层不承受口４９该部分路基荷载】，计算支点间距／时应进行修正。设粧截面可换算成宽度为垫层计２６＝，长度为０的连续墙４算宽度，则ａ；ｒｄ／，那么（的，支点间距／可按（２．１）式计算。＇＝－二—打步ｌｓａＳ！Ａｈ｛）（２．１）ｎ＞Ｖｆｕ４ＩｉＩＶＩＶＵＶＶ｜ＭＶＶ４ｉ４Ｖ４Ｖｙ１１ｉ１１１１１ＶＩ＾￣￣￣￣＾ｉＳ２立３Ａ４ｚｘ５ｓＢＣＤＥＦ｜Ｉ｜图２．２半刚性加筋垫层受力分析图示２．２．２基本假定２７０－２７１半刚性加筋垫层截面的应力状态可按Ｈ个应力阶段［］作为不同设汗要求的设计依据。（１）当结构王作不允许出现裂缝时，应Ｗ即将开裂状态的整体工作阶段作为控制设计的依据。（２）当结构允许带裂缝工作时，应Ｗ带裂缝工作阶段作为控制设计的依据。（３）当结构允许承载能力极限状态工作时，应Ｗ破坏阶段作为控制设计的依据。２４９－２％对半刚性加筋垫层的受力分析做如下假定［］：（１）平截面假定。即垂直于半刚性加筋垫层轴线的各平截面（即垫层的横截面）在垫层受拉伸、压缩或纯弯曲而变形后仍然为平面。（２）受拉区所受合力及力矩远远小于受拉筋材抗弯承载力，设计时可不考虑受拉区半刚性垫层材料参与受力。（３）为简化计算，可将截面应力分布图形等效为均匀分布的矩形应力图形。半刚性加筋垫层的理论计算图式如图２．３所示。２．２．３荷载计算２Ｉ．．２．３．路基基身自重的计算设路基基身自重为ｇ，则可按式（２．２）计算，％２４
第二章枯承式半刚性加筋垫层路堤计算与设计方法稱化ｈ主瑚ｒｆｙｂ：、＿ｂ－．巧图２．３半刚性加筋垫层截面受力极限状态与计算图式＝心ｇ），玄作＝１１式中：Ａｊ为路堤各分层的重度和厚度；ｎ为路基填±分层总数。２２２．．３．车辆荷载的计算设车辆荷载集度为／７，路基宽度与高度分别为公和／＾，垫层扩散角为＾，采用扩散角理论（２．３）计算。，垫层所承受的车辆荷载ｇ可按式，＝／公／／戶＋２ｔａｎａ（２．３）如（）２．２．３．３粧间±对半刚性垫层支撑力的计算９３止承载力发挥程度系数为设粧间±对半刚性垫层的支撑力为，地基Ａ，半刚性垫。层下地基±容许承载力为／，则；支撑力可按式２．４计算＝ｑ時（２．４）ｉ考虑枯体与粧间±变形的差异，正常使用时，巧间主对垫层底面的支撑力可忽略＆＝〇。不计，为安全起见，可取根据上分析；，作用在半刚性加筋垫层上的均布荷载ｇ为＝＝＋９＋如６６（２．５）切，宅如，心氣品）２．２３．４半刚性加筋望层设计弯矩的计算半刚性加筋垫层连续梁的设计弯矩为受荷最大的路基中部垫层所受弯矩。垫层所受荷载ｇ包括：路基基身自重荷载＆、车辆荷载ｇ、枯间地基王的支承荷载９。半刚，，２５
博壬学位论文２２Ｐ４９１＝＝－ｌ＋０．０７８／７／？＞ｉ？０．１０５，性加筋垫层连续梁的最大正负弯矩为Ｍｗｇ，如取半刚性２＝化（加筋垫层的设计弯矩为Ｍ１０５如，可按式２．６）计算设计弯矩。如＝〇．两＋棘（２．６）＂客作而责品在半刚性垫层上下底面分别布置加筋材料，考虑筋材抗压强度较低，为安全起见，设计中按单筋矩形截面计算。２．２．４垫居厚度计算＝，水平方向合力为０；根据图２．３，由静力平衡条件可知，即玄ｘ０，得＝ｂｘ（２）ｆ卢ｆ．７畑＝，０可得对垫层压应力合力作用点取矩或对受拉筋材合力作用点取矩由Ｍ：；＾如＝－＝－／／化放（２．８）＂）／ｃｍ化）ｆｆ＝—其中：ｈ〇ｈａｓ〇（２．９）＝＾（２７）（２１）由．式得；ｘ．０ｆａｎ将（２．８）：．１０）式代入（２式及得－二－（２ｂｈａ．１１）ｆ｛ｙｓ知么Ｊｅｍ联立式（２．６）和式（２．１０）求解得：ｔｊＡ１２／＝—亡－兀＾＾Ａ０．１０５＋５＾／／４＋。＋（２．１２）［（、帥＾，ｆ公＋２甘ｔａｎａ）／２／ｙ（／ｃｍ式（２．１２）中；；ｚ为半刚性加筋垫层厚度；乂为加筋材料的抗拉强度设计值；乂ｍ为半刚性加筋垫层弯曲抗压强度设计值ｕ为受弯承载力为垫层有效计算高度６为；Ｍ；馬；垫层计算宽度Ｘ为垫层受压区高度；；ａ为加筋材料重如至垫层底面的距离。，利用（２．１２）可进行半刚性加筋垫层设计的多因素影响分析，达到确定合理的垫层２６
第二章粧承式半刚性加筋垫层路堤计算与设计方法厚度、筋材强度、粧直径和巧间距目的，即科学、有效地进行粧承式半刚性加筋垫层路堤的垫层厚度设计。２．２．５工程实例２．２．５．１工程概况Ｗ某软±地基枯承式半刚性水泥稳定±加筋垫层路堤为例，进行粧承式半即性水泥稳定±加筋垫层厚度的设计和参数影响性分析。本软±地基拟采用ＣＦＧ枯进行处理，粧顶半刚性垫层采用６％的水泥稳定±，加筋材料采用双向抗拉强度为８０ｋＮ／ｍ的±工格栅。，车辆荷载等级为公路Ｉ级设计半刚性水泥稳定±加筋垫层的厚度，并进行垫层厚度的参数影响性分析。取巧径化５ｍ，粧间距１．４ｍ，作为垫层厚度影响因素分析的标准王况，在此基础分析巧间距、巧径、路基高度、筋材强度对垫层厚度的影响规律。２．２．５．２半刚性加筋垫层构造设计半刚性加筋垫层由水泥、石灰等无机结合料与±组成的半刚性稳定料和加筋材料两部分组成：（１）加筋材料±工格栅。半刚性加筋垫层结构设计应解决的主要问题有的类型（２）加筋材料的布置形式（３）半（４）半刚性垫层混合；；刚性垫层的厚度；料中结合料的剂量和混合料的级配组成。对于结合料的剂量，石灰稳定料中石灰剂量一一一般采用２０％￣３０％，水泥稳定料中水泥剂量般采用６％。筋材般义用±工合成材料中的±工格冊。文献［１２］通过原位平板载荷试验指出提出双层筋材加筋效果优于单层加筋效果。考虑粧承式半刚性加筋垫层纵、横向均受为的实际工作情况，宜采用双向受拉的止工合成材料作为筋材。考虑半刚性加筋垫层不同位置处的上下部均会受拉，设计中加筋采用两层±工格栅，Ｗ承受不同部位加筋垫层的拉应力作用。布置形式如下图２．４所示。４＊工沿ＩＩ５一１－—＾ｉ１ＩＳ；？与；＾＾ＩＩ＊ＩＪ巧乂＼ｉｘｉＭ２——小—＼＼图２．４半刚性加筋垫层中筋材布畳形式２．２．５．３半刚性加筋垫层厚度计算２７
博±学位论文本工程路基高度６ｍ，格栅抗拉强度８０ｋＮ／ｍ，拟采用Ｈ种设计方案进行分析计算，一再通过技术经济比较选取种最优方案作为设计推荐方案。（１）巧径０．５ｍ，粧间距１（２）距１（３）．６ｍｍ植径０．６ｍ．６ｍ距１．８ｍ。．４；，粧间；粧径０，粧间由公式（２．１０）可得兰种方案垫层的计算厚度（ｈ）分别为０．３２ｍ、０．３５ｍ、０．４４ｍ，设计厚度在计算厚度的基础考虑１．２安全系数取得，则Ｈ种方案垫层的设计厚度分别为可通过技术经济比较一０．３８ｍ、０．４２ｍ、０．５３ｍ，选取，设计中种最优方案作为设计方案。２．２．５．４半刚性加筋垫层厚度参数影响性分析取粧径化５ｍ，，粧间距１．４ｍ路基高度为６ｍ，格栅抗拉强度８０ｋＮ／ｍ的工况作为标准工况，在此基础分析粧间距、巧径、路基高度、筋材强度对垫层厚度的影响。（１）巧间距对垫层厚度的影响ｍｍ？枯径０．５主工格栅抗拉强度１．，路基高度６，加筋材料８０ｋＮ／ｍ，巧间距Ｓ从２ｍ１乂ｍ逐渐增加，粧间距对垫层厚度的影响结果如表２．１和图２．５所示。垫层厚度ｈ基本随着粧间距的增大呈线性增加。表２．１巧间距对垫层厚度的影响性分析—序号粧间距／ｍ垫层计算厚度／ｍ垫层设计厚度／ｍ１２．２５０．３０１．０２．１．４０３２０．３８３１．６０．４００．４８４１．８０．５９．４９０ＯＪＯｒ＾－０．５０Ｊ致峨－Ｊｉｒ０．的朝／１１１４１．１．２．６．８２框间巧／Ｂ图２．５垫层设计厚度与巧间距关系２８
第二章巧承式半刚性加筋垫层路堤计算与设计方法（２）筋材强度对垫层房度的影响植径？０．５ｍ，粧间距１．４ｍ，路基髙度６ｍ，加筋材料主工格栅抗拉强度／从２０ｋＮ／ｍ，８０ｋＮ／ｍ逐渐增加，筋材强度对垫层厚度的影响结果如表２．２和图２．６所示。垫层计算厚度ｈ随筋材强度增大呈非线性快速减小，（３）巧径对垫层厚度的影响？巧间距１．４ｍ，路基高度６ｍ，加筋±工格栅抗拉强度８０ｋＮ／ｍ，植径ｄ从化３ｍ０．６ｍ。逐渐増加，同理可求得垫层计算厚度ｈ随粧径ｄ增加基本呈线性减小（４）路基高度对垫层厚度的影响￣粧径０．５ｍ，植间距１．４ｍ，格栅抗拉强度８０ｋＮ／ｍ，路基髙度Ｈ从２．０６．５ｍ逐渐增加，同理可求得垫层计算厚度随路基髙度的増大基本呈线性增加。—？７５－．、ｉＩ１５５＼Ｉ＊－０．３５０２９４０６０Ｗ１００ｕＭＳＩ／／ｉ图２．６垫层设计厚度与格栅强度关系表２．２筋材强度对垫层厚度的影响性分析序号筋材强度ＺｋＮ／ｍ垫层计算厚度／ｍ垫层设计厚度／ｍ１２００．７８０．９４２４００．４６０．５５３６００．３６０．４３４８００．３２０．３８＾＾ＪＬ上工程实例ｉ＾软±地基上修筑粧承式半刚性水泥稳定±加筋垫层路堤为工程背景，针对现行设计方法的不足，通过理论模型的建立和垫层荷载的分析，建立了综合２９
博±学位论文考虑不同粧径、不同枯间距、不同路基高度和不同筋材强度条件下的垫层厚度计算公一式，为粧承式半刚性加筋垫层路堤垫层厚度的设计提供了个计算与分析方法，在此基础分析了各参数对垫层厚度的影响变化规律。植承式半哪性加筋垫层路堤的垫层厚度随粧间距的增大而增大，，随枯径的増大而减小随路基高度的增加而增大，随筋材强度的增加而减小。半刚性加筋垫层路堤垫层厚度的计算理论模型建立在视半刚性加筋垫层的变形同一一连续梁弯曲变形假设条件致的基础上，这与实际变形情况相比存在定的偏差。今后将通过现场试验和有限元模拟仿真分析等方面对粧承式加筋垫层厚度设计理论作进一步分析和验证。２．３惦承式半刚性加筋塑层路堤地基承载力计算与设计方法粧承式半刚性加筋垫层路堤的地基工作性状不同于刚性基础下复合地基工作性状，作用机理复杂。目前，对道路工程中柔性基础下复合地基相关技术的研究较少，桂承式半刚性加筋垫层路堤地基承载力的计算仍然套用刚性基础下复合地基承载力计算公式，不能综合反映基础刚度、置换率、加筋垫层对地基承载力的影响。枯承式加ＰＳ１１Ｐ５２ｌ筋垫层路堤地基承载力常用计算方法有；筋材的应变及应力法、粧±应力比法、ｐｓｗｓｑ有限元法。其中，筋材的应变及应力计算法是通过计算加筋材料在荷载作用下的应为及应变后，然后根据筋材的应力及应变计算地基承载力，典型代表有Ｃａｔｅｎａｒｙ法、Ｃａｒｌｓｓｏｎ法、ＢＳ％０５法和ＳＩＮＴＥＦ法。粧±应为比法是先计算加筋垫层下粧±应力分担比；，再在此基础上计算地基承载力有限元法通过建立巧与加筋垫层的有限元模型进行弹塑性数值计算，从而计算地基承载力。筋材的应变及应力法、巧止应力比法是根据加筋垫层中筋材的受力分析为基础进行推导的，其中计算参数的选取比较困难，工程应用不方便。计算模型建立复杂，计算参数选取不容易，有限元法很难应用于实际工程的计算与设计。基于上述情况，笔者应用叠加法原理，视粧承式半刚性加筋垫层路堤的地基承载力等于下承粧体复合地基的承载力、加筋垫层作用増加承载为、边坡±体压力作用增加承载为Ｓ者之和，综合考虑基础刚度、地基置换率、垫层扩散作用、加筋拉力作用、边坡主体压为作用对地基承载力的影响，建立了１种简便、实用的地基承载力计算公式与验算方法，并通过工程实例阐明了该方法的理论与实用价值。２．３．１提高地基承载力的机理分析３０
第二章粧承式半刚性加筋垫层路堤计算与设计方法中，粧±的差异沉降易产生半刚性加筋如图２．７所示的粧承式半刚性加筋垫层路堤性垫层中加入模量较髙±工合成材料，开裂破坏失效现象，工程实践中，常常在半刚，加强群粧的整体提高半刚性垫层的抗拉能力，更有效降低路堤荷载传给地基的应力一工作效果：是粧。粧承式半刚性加筋垫层路堤主要从Ｗ下４个方面提高地基承载力体对路堤及车辆荷载的分担作用，大大减小了地基承担的荷载。二是±体与筋材的摩路堤和车辆荷载分布范围，降低和均布了地基擦作用产生筋材拉力，筋材拉力扩大了±体应力，防止了应力集中现象。Ｈ是筋材与±体变形模量的差异，筋材与±体的相±体发生侧向变形会产生约束作用，使±体抗剪强度、对位移会产生摩擦力，筋材对地基承载力。四是进坡王体的压力作用等效、抗变形能力和稳定性均得到大幅度提高ｐｓｙ高地基承载力。于基础埋深效应，能相对提／ｍ發ＳＸ严＇＇－－－－－—■－－Ｎ－．．１１叫ｉ！４＿１４４对ｆＷ５ｊ－＞ＪＩ１图２．７粧承式加筋垫层路堤设计示意图歲２．３．２地基承载力计算方法一３：是粧体复合地基承载力根据叠加法原理，地基承载力计算包括个组成部分的计算；二是加筋垫层増加的承载力计算；Ｈ是边坡王体压力作用増加的承载为计算。２．１巧．３．２体复合地基承载力计算＂＂路堤地现有粧基础理论大都采用枯±等应变假设，但粧承式半刚性加筋垫层基近似于柔性基础下的复合地基，在荷载作用下，枯间王的沉降明显大于粧顶沉降。试验研究和数值模拟分析结果表明：在２种不同刚度基础作用下，枯承式加筋垫层地基中粧的工作性状存在较大差异，基础刚度与置换率对复合地基受力与变形性状有较。粧体对粧间±体承大影响，减小基础刚度与提高置换率有利于提高巧间±体承载力载力的提高随基础刚度（即路堤填王模量）的减小而增大，随置换率的提高而增大３１
博±学位论文２７９＾８〇］［。可见：与刚性基础相比，路堤基础下巧承式加筋垫层地基承载力的计算不同。根据上分析，参照文献中关于刚性基础柱体复合地基承载力计算公式的形式，引入基础刚度影响系数考虑基础刚度对枯间±体承载力的影响，提出路堤基础下承粧体复合地基承载为可按下式进行计算；＝（２．１３）／ｔｗ＋巧，是式中；／为粧体复合地基承载力特征值（ｋＰａ）；Ｗ为面积置换率；欠。为单枯竖向承ｗｉｔ２载力特征值（ｋＮ）；处为粧的截面积（ｍ），根据下；戍为枯间王承载力折减系数？邸层止体强度，在０．５００省５取值，当天然地基承载为较高时取较大值；月为基础刚？主承载力提高系数，根据路堤填±模量，．２２度影响系数在１．０取值，；Ａ为粧间根？，在１．１１．６取值，地基置换率加大时取大值据地基置换率；乂性垫层下粧间ｔ为半刚天然地基±承载力特征值（ｋＰａ）。当有单粧极限承载力载荷试验资料时，２考虑安全系数等于，则可取单植极限承载力试验值的１／２作为单粧竖向承载力特征值化，；当无单植载荷试验资料时单巧坚向承载力特征值化可按下式取得：化二＋斯／（２．１４），，Ｍｐ式中：《为粧的周长（ｍ）为枯长范围内所划分的±层数；／／；为粧周／层±的侧阻ｐ？力特征值（ｋＰａ）；为枯周Ｚ层±的植端阻力特征值（ｋＰａ）；／为第Ｚ层王的厚度（ｍ）。，２．３．２．２半刚性加筋垫层増加的承载力计算半刚性加筋垫层增加的承载力主要来自一１＾下３个组成部分；是半刚性加筋垫层将路堤荷载与车辆荷载产生的应力进行扩散，减小了传到地基表面的应力，可相对提高地基承载力，即垫层扩散作用提高的承载力Ａ／；二是±体与筋材的摩擦作用产生筋材拉力，从而相对提高地基，筋材拉力有向上的分力，向上分力降低了地基±体应力３２
第二章植承式半刚性加筋垫层路堤计算与设计方法承载能为，即筋材拉为产生向上分力增加的承载力４／；Ｈ是筋材与±体变形模量的差；异，，筋材与主体的相对位移会产生摩擦力筋材对±体发生侧向变形会产生约束作用，使±体抗剪强度、地基承载力、抗变形能力和稳定性均得到大幅度提高，即筋材拉力的反作用为产生側限作用増化的承载为／。加筋垫层受力图示如图２．８所示（其中：４；Ｐ＼＼ｉ１＾－ＩＩ。．Ｉ，－７ｑ吟Ｑｔｆ？ｆｔＩＩＴｃｑｓ任ＩＩ？Ｐｚ图２．８加筋垫层受力圈ｐ为加筋垫层上的均布荷载；ｒ为单层筋材拉力；化为主层支撑力）。取路基中部受一荷最大的半刚性加筋垫层进行受为分析，Ｗ道路横向排植的影响范围作为垫层计算竟度公，＾路基顶面宽度抖下路堤基础长度计算长度！。设植径为＾／，粧间處为５，邊粧采用等Ｈ角形布置时＝化８６６Ｘ公＝＿５。为便于计算，，公；当粧采用正方形布置时，进行Ｗ下假设：（１）加筋垫层沿着垫层所受应为的扩散线方向发生破坏；（２）筋材拉为方向垂直于加筋垫层的破坏面。（１）加筋垫层应力扩散作用提高的承载力王／度＾０的条形基础下，通过加筋垫层的应力扩散作用可提高承载力，提高的承载力按下式计算：４／；２Ｚｔ＿＾＾（２．１５）、公＋２Ｚｔａｎ０１含王／公含１〇的矩形基础下，通过加筋垫层的应为扩散作用可提窝承载力，提高的承载为Ａ／按下式计算；ｉ２２－恤．２妨伽０（公＋王）＋４妨０二ｒＺ（．Ｍ、．２１６）＊＇公＋２Ｚｔａｎ０Ｚ牛２Ｚｔａｎ０（）（）垫层３式中：ｒ为重度（ｋＮ／ｍ）；Ｚ为垫层厚度（ｍ）；０为垫层压为扩散角Ｃ）；ｆ３３
博±学位论文为加筋垫层上均布荷载，包括路基基身自重荷载Ａ和车辆荷载。１）路基基身自重Ａ（２－１７）＝１＇＂式中；Ｋ和分别为路堤各分层的重度和厚度为路基填止分层总数。；；ｉ２）车辆荷载声２采用扩散角理论计算半刚性加筋垫层所承受的车辆荷载大小。设车辆荷载压力扩＝散角为ａ，，车辆荷载集度为９，路基顶面宽度与路基高度分别为和好则＝ｔ《／化＋２好ａｎａ（２．１８）Ａ）根据Ｗ上分析；，可得作用在垫层上的均布荷载Ｐ为＝Ｐ＋Ｐ（２．１９）Ｐｉ２（２）筋材拉力向上分力增加的承载力王公三１０条形基础下，±体与筋材的摩擦作用产生筋材拉力材拉力有向上的／，筋分力，，向上分力降低了地基±体应为，向上分力可相对地提高地基承载力向上分力增加的承载力Ａ／，按下式计算；ＩｎＴｓｉｎａ，—＂（２．２０）Ａ：（公＋２Ｚｔａｎ０）１５１公５１０矩形基础下，±体与筋材的摩擦作用产生筋材拉力，筋材拉力有向上／的分力，向上分力降低了地基±体应力，向上分力可相对地提高地基承载力，向上分力增加的承载力Ａ／按下式计算：２３４
第二章植承式半刚性加筋垫层路堤计算与设计方法２ｎｒｓｉｎａ〇ｇ＋王＋４Ｚｔａｎ。〇）＿—（２Ｍ＇２１）■＾２ｉ：（５＋２Ｚｔａｎ巧（Ｚ＋２Ｚｔａｎ巧°’ｉ一［－式中：为筋材拉力与水平面夹角（）ｉｒａ，般取ｉｏ气０为稳定时加筋垫层的。‘加筋°应力扩散角（）（对于双层，碎（砂）石取３６％灰±取３３，对于单层加筋，碎２５７－２５９［］（砂）石取％；ｉｉ：为筋材容许抗拉强度的安全系数，取２．５；ｎ为加筋层数。（３）筋材拉力的反作用力側限作用増加的承载力筋材与±体变形模量的差异，筋材与±体的相对位移会产生摩擦力，筋材对±体发生侧向变形会产生约束作用，使±体抗剪强度、地基承载力、抗变形能力和稳定性巧得到大幅度提高，即筋材拉力的反作用力产生侧限作用增加的承载力Ａ／。増加的承；载力Ａ／ｓ可按Ｗ下方法计算。１）首先计算ｎ层筋材设计撞为的产生的水平分力，将水平反力除Ｗ侧向限制面积，得到水平限制应力増量。２）用极限平衡条件求水平限制应力对应的竖向应力增量，即为筋材拉为的反作用力侧限作用増加的承载力Ａ／ｓ。公含１０的条形基础可按下式计算：对于Ｚ／，Ａ／ｓ＂ｒｃｏｓａ。２。Ａ＝施４５＋（２．２２）／ｓ（与ＫＺ２对于ｉｓｉ公５１０的矩形基础，Ａ／，可按下式计算：／＂ｒｃｏｓａ〇２。４５公—做（＋）（２．２３）３ＫＺ２１＋５１（／）°式中：为地基±的内摩擦角（）。口２．３．２．３达坡±体压力作用増加的承载力计算路堤边坡±体对基础计算范围内地基的压力作用对地基承载力有提高作用，提离３５
博±学位论文作用可等效于基础埋深增加后引起的地基承载力增加。边坡±体压力作用等效的基础埋深Ｄ等于路堤高度好的１／２，边坡±体压力作用提高的承载力Ａ／４可按下式计算；＝－Ａ／０（２４７７Ｗ／２＋Ｚ．２）４ｄｍ（巧式中：为垫层埋深的地基承载力修正系数；根据垫层Ｗ下止类，按建筑地基基础设计规范取值３；／／为路堤高度（ｍ）；为垫层顶面Ｗ上路堤的加权平均重度（ｋＮ／ｍ）。２．３．２．４地基承载力计算通过Ｗ上分析可知，粧承式半刚性加筋垫层路堤地基承载力等于巧体复合地基承载力、加筋垫层作用增加承载力及边坡止体压力作用增加承载力的Ｈ者之和，即＝＋ＡＡ＋Ａ（２／＋＋．２５）４／／２／３／４；４＊２．３３地．基承载力验算方法粧承式半刚性加筋垫层路堤地基承载力验算包括半刚性加筋垫层承载力验算和半刚性加筋垫层下软±地基承载力验算２个方面。２．３．３．１半刚性加筋垫层承载力验算＾为保证半刚性加筋垫层正常工作，作用在垫层上的均布荷载（ｋｌａ）应不大于加筋垫层的承载力／（ｋＰａ）。则加筋垫层承载力的验算公式为：＜／？／（２．２６）２．３．３．２加筋垫层下±层承载力验算为保证加筋垫层下王层不被破坏，垫层产生的自重应力与垫层应力扩散后底面处的平均皮应力之和应不大于加筋垫层下±层承载力。则加筋垫层下±层承载力的验算公式为：＋（２．２７）ＰｋＰｃ刮０３６
第二章粧承式半刚性加筋垫层路堤计算与设计方法＝＋２仍４４／；（．２８）＊式中：八为垫层产生的自重应为（ｋＰａ）；化为垫层应力扩散后底面处的平均压应力＾（ｋＰａ）；为加筋垫层下±层承载力（ｋＰａ）。垫层应力扩散后底面处的平均压应为化按下式计算；＝些Ｐ（２．巧）ｋ＾＋２Ｚｔａｎ＾Ｚ＋２Ｚｔａｎ０（（）２．３．４计算实例２．３．４．１工程概况某髙速公路路基顶面宽度为２７．０ｍ，路基填±高度为１２．５ｍ，边坡坡度为１：１．５０路堤地基±质呈层状连续分布．３。±体承，王层主要物理力学指标及分布情况如表２所示载能为低，地基达不到路基要求的强度和稳定性要求，需对地基进行加固处理后，才能填筑路基。２．３Ａ２设计方案此公路软止地基若单独采用半刚性加筋垫层处理，虽然承载力能达到要求，但是垫层下存在的软±地基会产生较大的沉降和不均匀沉降，造成路基的损坏。通过本软±地基加固方案的比较，推荐采用巧体复合地基与半刚性加筋垫层联合作用共同加固软±地基的方案，即在强风化花岗岩Ｗ上的软±层内进行粉喷粧处理后形成复合地基，再在复合地基巧顶上加铺半刚性±工格栅垫层。具体方案为：粧长８．０ｍ，粧径ｄ取０．６ｍ，植间距Ｓ取１．５ｍ，采用等Ｈ角形布置，单粧竖向承载力特征值足取４００ｋＮ。垫层采用０．６ｍ厚经主工格栅加筋５％的水泥稳定砂垫层置２层±工格栅：第１层铺在离加；布筋垫层底面ｌＯｃｍ处，第２层铺在距加筋垫层顶面ｌＯｃｍ处。３７
■博±学位论文表２．３主层主要物理力学指标￣￣￣￣￣￣￣￣￣ｗ止体类别分布厚度含水量粘聚力内摩擦角王体重度承载力特征值号，Ｗ／％ｃ／ｋＰａ＇ｈ，。。３ｊｍ１７／ｋＮｒａ乂／ｋＰａ巧｛），，＊－１０１２１．杂填王．５１．５．０８０８０－２．．．１．．粉质粘．５２５３４０２０１３９１８９８０±１－３游泥２．４５．１６０．６．８１６．８８０．０９３－４游３．．０泥夹砂１．５．５５８０８．７４１６．９８０２．３．４．３计算参数３＝＝＝ｍ路堤基础计算宽度公１．２９９ｍ，计算长度Ｉ２７ｍ，路堤填料重度７１９．０ｋＮ／，？３＝＝２２ｋＮ／ｍ，，Ｔ，垫层重度ｒ．０车辆设计荷载等级为公路Ｉ级车辆荷载压力扩散角ａ３（＝＝垫层应力扩散角６３６％筋材拉力与水平面夹角ａ。１７％天然地基±体等效内摩擦角＝＝＝＞６ｆＬ１０７．０ｋＮ／ｍｍ０４５ｑ．９５＼±Ｉ＾Ｗｉｆｅ？ＳＳｒ，．１，巧间主承载力折减系数片取０．６０，基础刚度影响系数Ａ取１．４，枯间±承载力提高系。数化取１．２，基础埋深的地基承载力修正系数；取１．０。７ｄ２３４４承．．．载力验算（１）加筋垫层承载力验算先按式（２．５）计算粧体复合地基承载力特征值，然后按式（２．７），（２．１２）／４，＾，（２）（．上．１４和２１６）分别计算加筋垫层应力扩散作用提高的承载力４／，筋材拉力向；分力增加的承载力Ａ／２，筋材拉力反作用力侧限作用增加的承载力Ａ／３和边坡±体压力作用増加的承载力Ａ／。经计算，得ｐ＜／，加筋垫层满足承载力要求。加筋垫层承载４４所示为验算结果如表２．。３８
第二章植承式半刚性加筋垫层路堤计算与设计方法表２．４加筋垫层承载力验算Ａ／，／ｋＰａ６ｆ２／ｋＰａ／ｋＰａ／＾／ｋＰ／／ｋＰａ／ｋＰａ／＊／ｋＰａ承载力验算Ａｆ巧，ａ８２．％２３．０５１７３９９１２０．６５５７１．５９２３７．９８１７１．：５２ｐ＜ｆ．（２）加筋壁层下±层承载力验算通过计算，得Ａ，加筋垫层下王层满足承载力要求。下承植体复合地基。。承载为验算结果如表２．５所示２．３Ａ５承载力影响因素分析上述实例通过采取植承式加筋垫层对软止地基进行加固处理，加筋垫层的承载力’／达５７１．５９ｋＰａ，为原天然王层承载力（ＳＯ．ＯＯｋＰａ）的７．１４倍；加筋垫层下±层承载力巧达２９２．１７ｋＰａ，为原天然主层承载力３．６５倍。这表明采取粧承式半刚性加筋垫层对）软±地基加固处理效果明显。基础刚度、巧体置换作用、垫层扩散作用、加筋拉力作用、边坡王体压力作用所提高的地基承载力如表２．６所示。由表２．６可知：筋材拉力对提高半刚性加筋垫层地基承载力起主要作用。表２．５加筋垫层下止层承载力验算／如ｔ／ｋＰａ＾／ｋＰａ化／ｋＰａ／ｋＰａｐ／ｋＰａ（／＞＊＋？）／ｋＰａ承载力验算４４〇１７１．５２１２０乂５１巧．９５１３．２０２９２．１７１５１．１５ｉＰｋ＋Ｐｃｚ）＜Ｐｏ表２．６各因素提高的地基承载力提商因素地基刚度巧体置换作用垫层扩散作用筋材拉力作用边坡±体压力作用合计９．．提髙值／ｋＰａ．７０７１．８２８２３８１９７．０４口０６５４９１．５９１４．０１１４．．．６１１６．７６４０．０８２４５４１００００提髙百分比／％３９
博±学位论文上述计算实例分析计算结果表明：（１）提出的粧承式半刚性加筋垫层路堤地基承载力计算公式较全面地反映了基础刚度、置换率、加筋参数、加筋垫层特性、边坡±体压力作用对地基承载力的影响。地基承载力随地基刚度的减小、、置换率的提髙、加筋层数的增加垫层扩散作用的加强而提高，筋材拉力对提高地基承载力起主要作用。（２）通过半刚性垫层的加筋作用，改善了垫层的荷载传递和变形特性，提高了垫层的强度、刚度及应力扩散能力，有效地发挥了垫层与天然软±地基承载潜力。（３）地基承载力计算公式与验算方法思路清晰、使用简便，可更好地指导工程实践。（４）为提高承载为计算的准确性与适应性，应进行不同布枯、不同工艺条件下，原状王和粧间±物理力学参数及复合地基静载荷试验研究，为计算时相应计算参数的取值提供更合理的经验值。２．４粧承式半刚性加筋垫层路堤沉降计算方法粧承式半刚性加筋垫层路堤的变形包括路堤本身沉降和巧顶加筋垫层沉降两部分组成一。路堤本身沉降般较小，巧承式半刚性加筋垫层路堤的沉降主要由枯顶半刚性＝一加筋垫层的沉降控制，。粧顶半刚性加筋垫层的总沉降由部分组成是植身压缩产生的沉降二是粧端应力集中区产生的沉降Ｈ是地基持力层共同沉降区产生的沉降如式（２．３０）所示。＝ＳＳ＊Ｓｎ＋Ｓ（２．３０）ｐｐｂｎ２．４．１巧身压缩引起的沉降计算因枯侧摩阻力作用的存在，枯身轴为随枯深度的变化而变化，粧承式半刚性加筋垫层路堤中粧身压缩变形可按分段总和法的思路根据式（２．３１）进行计算：二（２．３１）苦导卢，４０
第二章粧承式半刚性加筋垫层路堤计算与设计方法‘式中：ｎｎ段后ｚ为巧身分段总数；为将粧体划分，第分段的粧身轴力，可根据文献［４的分析模型汁算取得；为植身截面面积；为粧身压缩模量；Ａ７；为将粧体划］’。分ｎ段后，第Ｉ分段粧身髙度当采用刚性植时，粧身剛度与模量较大，粧身在路堤荷载和车辆荷载作用下产生￣ｍｍ压缩变形较小，通常为５１５当采用半刚性粧时，粧身产生压缩变形不可忽略，；须按式（２．３１）计算。２．４．２粧端应力集中区的沉降计算＆１先根据单粧理论的计算模型，得到单粧情况下粧端应为集中区沉降，再对单巧＾＂情况下枯端应力集中区沉降根据文献４］考虑群植效应进行修正，最后得到粧承式半［刚性加筋垫层路堤植端应为集中区的沉降＆。计算公式如式（２．３２）。，＝。．成（２．３２）１瑞心＞４表２．７８式中：ａ为考虑群粧效应的修正系数，根据文献［］可按和表２．取值；为采ｉ用单粧的理论分析模型获得粧端应力集中区沉降量。沾２．４．３持力层共同沉降区的沉降计算＂＂．９所示的概念，根据文献４计算持力层等沉面上如图２，根据持力层等沉面［］的均布荷载在粧承式半刚性加筋垫层路堤中，假定扩散在持力层等沉面上的荷载ＡＷ＇２．３３大小为的条形荷载，可建立平衡方程（），条形荷载的分布宽度可按式（２．３４）计算。Ｗ＝Ｗ＋（巧巧扣托（２．３３）好，坚巧）也取＝（２．３４）化式中；为持力层等沉面上的梯形荷载面上的梯形荷载的顶面宽度ｆ；为持力层等沉；。４１
博±学位论文Ｗ、Ｗ分别为路堤宽度和高度．；为路堤边坡坡率为路堤荷载巧；尸为路堤重度。１表２＝．７修正系数〇）取值表（泊松比ｖ０．４），序号粧长及粧距（ｍ）１０１５２０２５３０１１．５２１．１０％６名５８３３．１．１１８９５６９８６６５１．８５３０９２２．０１．６８３５８１．４９２００１．５０６８１１４７７４３１．．４６１７７３２．４．．５１６９７２１３７７５９．３２７５８１．２Ｗ８９１１．２８巧７１４３．０．３４２８９．２７４３８１１．２３２０７１２０６９０１．．１９１５８５３．５．２５１．２１０１９９２３８１１７５４６１１１．．１．１５３１３８８１表２＝．８修正系数巫〇取值表（泊松比ｖ．２），序号巧长及植距（ｍ）１０１５２０２５３０１１．５２．２４７４９２．０８８２０２１４．０２７１．９９０６９．１９７６７５２２．０１４８１．．７７９６４８７４７２７５５６１．５８１．１０１５３９６９．＂３２．．５１５４０１１１．４３７６２４７１．３８３１．３５３９１１．３３７１２４３．０１．巧７３０１１．２．３１９５６７３２７１．２４６１．１９２２９９３５３．５１７．２４．３０３４１巧９１７２１．２０１１．８２９８１１．６７７０－ｔ■ＩＩＩＩＩＩＩ＼巧加固区ＪＪ１＿了，巧巧应力朱中度斗１］持力這等沉面ｒＩ＼持力巧共巧混度弦图２．９持力层等沉面上应力计算图式持力层共同沉降区的沉降Ｓｗ可根据分层总和法计算，等沉面下的附加应力可采用４２
第二章粧承式半剛性加筋垫层路堤计算与设计方法Ｂｏｕ降区沉降如按式（２．３５）计算。ｓｓｉｎｅｓｑ弹性理论求解，贝瞒力层共同沉（２．３５）么片咕ｙ持力层等沉面下第分层压缩模量（ＭＰａ）；式中：Ｓｗ为持力层共同沉降区沉降；为？／Ｗ为持力层等沉面Ｗ下压缩区止层总数；ＡＡ．为持力层等沉面下第７分层的厚度（ｍ）；ｊＢｏｕｓｓｉｎｅｓ理论为持力层等沉面下第ｙ层的竖向附加应力，采用条形荷载托下的ｑ求解（ｋＰａ）。２算方法．５巧承式半刚性加筋垫层路堤整体稳定性的计２性加筋垫层路堤的整如图．１０所示，可采用圆弧破裂面的条分法计算粧承式半刚体稳定性、状态、强度、性质对稳定性的影响。计算中除了考虑路堤高度及±体结构披体加固作用对路基稳定性的影响。图２．９所示圆夕ｈ，还需考虑垫层筋材的拉力作用和弧破裂面包括路堤巧围的ＡＢ区、软±地基ＢＣ加固区，软±地基ＣＤ未加固区Ｈ部分。其稳定安组成。根据３个区段的抗滑力矩之和除滑动力矩之和求得稳定安全系数（．全系数ｉｉ：可按式２％）计算。很ＴＴ＞水平加饭体巧括＼ｋＸ；ｉＮ］ｊｊｙｉ］脈＿＿￡＿＼＇＾＾ｌ＼Ｍ｝目ＩＩＩＩＩ目Ｔ卧持力层图２．１０稳定安全系数计算图式４３
博±学位论文及ＣＤＣＯＷｔａｎ＋Ｃ＂＋ｃｏｓａｔａｎ＋王＋ｃｏｓａａｎ＋ｒ＋ｔ）马，）（Ｋ巧））０枠巧邸；］ｇｃＡ巧，雌三＾２／，唔，从二心￣＾（２Ｋ＾．３６）Ｃ５．巧＇ｓｉｎ巧＋ｓｉｎ＋昭ｓｉｎａ完，玄巧碼），巧艺，＾公Ｃ？止条路堤填料快剪试验测得的粘聚力０．式中；Ｃ为对应Ｚ为对应／±条路堤填料快剪；＜ｇ，ｇ，Ｚ±条地基止层快剪试验测得的内摩擦角Ｃ为试验测得的和内摩擦角；为对应；；ｇｉ对应／±条地基王层快剪试验测得的粘聚为；Ｃ为加固区的复合粘聚力；听为第ｉ±。，ｇ条路堤重量；狀２为第１±条地基主重量；ｒ为加筋材料的设计强度，按应变为５％时，ｄ的抗拉强度取值。加固区地基的复合粘聚力Ｃ按置换率计算；ｇ。Ｃ＝－ＣＷ＋１Ｗｃ（２３１）（）枠ｇ。ｐｐ，＝－Ｃ〇．（２．２〇２．３８）ｐ（＾０ｐｃＷ／±式中：为枯的面积置换率；为对应条快剪试验测得的地基±的粘聚力；为，粧的混凝主抗皮强度。２．６本章小结（１）建立了粧承式半刚性加筋垫层的理论模型，分析了半刚性加筋垫层荷载特征，分析了不同粧径，、不同粧间距、不同路基高度和不同筋材强度对垫层厚度的影响规律建立了能综合考虑不同粧径、不同粧间距、不同路基高度和不同筋材强度条件下的垫一层厚度计算公式，为粧承式半刚性加筋垫层路堤垫层厚度的计算与设计提供了个简便有效的实用方法。（２）应用叠加法原理，视粧承式半刚性加筋垫层路堤的地基承载力为粧体复合地基的承载力与加筋垫层増加的承载力及边坡±体压力作用增加的承载力Ｈ者么和，综合考虑基础刚度、置换率、垫层扩散作用、加筋拉力作用、边坡±体压力作用对地基承载力的影响，建立了１种实用的计算公式与验算方法，并在此基础上通过工程实例对地基承载为进行了计算与验算。（３）枯承式半刚性加筋垫层路堤的沉降由路堤本身沉降和粧顶半刚性垫层的沉降４４
第二章粧承式半刚性加筋垫层路堤计算与设计方法二一。部分组成，路堤本身沉降般较小，常常不予考虑路堤的沉降主要由粧身压缩量产生沉降粧端应力集中区产生的沉降＆、地基持力层共同沉降区产生的沉降Ｓ１ｗＨ部分组成。４５
博±学位论文第三章植承式半刚性加筋垫层路堤数值分析３．１引言一认识粧承式半刚性加筋垫层路堤工作机理非常复杂，对其认识未形成统。粧承式半刚性加筋垫层路堤的荷载传递是路堤填止、半刚性垫层和水平加筋体（±工格栅）、粧（包括粧帽）和巧间止、下卧王层相互影响的过程。目前弹性理论解只考虑了单粧情况下的荷载传递规律，应用弹性理论求解具有群枯效应的粧承式半刚性加筋垫层路堤问一题计算中必须引入了过多的假定，使其定的限制由于测试难度解答受到了；现场试验大、测试费用高、测试仪器的精度等问题，现场试验在指导工程实践中非常有限；数值模拟的方法能较全面地反映实际结构的荷载传递规律，能更好的分析枯承式加筋垫层路堤的受力情况，能全面地研究粧承式半刚性加筋垫层路堤的工作性状与工作机理。本章采用ＰＬＡＸＩＳ有限元软件对枯承式半刚性加筋垫层路堤进行数值分析，对粧承式半刚性加筋垫层路堤的垫层厚度、地基承载力、地基沉降的计算方法及相关工作性状进行分析与验证。３．２化ＡＸＩＳ数值分析软件的基本原理Ｐｌａｘｉｓ数值分析软件具有分析计算岩±工程材料与结构变形与稳定的强大功能。它操作流程简明清晰，具备强大的建模、计算及后处理功能；能考虑岩止体的非线性、时一ａｘ间相关性、各向异性及流固相互作用等复杂特性，Ｐｌｉｓ数值分析软件在岩止工程领域得到了广泛应用。３．２．１地基±本构模型Ｐ一ｘｓｌａｉ数值分析软件中可供选择的地基止本构模型主要有５种。是用来模拟线形Ｈ个参数一结构线弹性模型，共有杨氏模量￡、泊松比／、重度二是／／；种反映理想弹塑性结构的摩尔－库仑模型Ｈ是用来模拟粘质主和泥炭王的软王模型反映加载；；四是历史与止体特性的弹塑性的硬±模型；五是反映软主蠕变性质与蠕变的粘塑性模型。本文对粧承式半刚性加筋垫层路堤的地基止和路基填±均采用摩尔－库仑ｏｈｒ－（ＭＣｏｕｌｏｍｂ）理想弹塑性本构模型，模型计算参数包括泊松比ｉ、杨氏模量￡、膨／胀角＾和抗剪强度粘聚力Ｃ、内摩擦角科等，模型计算参数可通过试验取得。４６
第兰章粧承式半刚性加筋垫层路堤数值分析３．２．２粧体模型粧承式半刚性加筋垫层路堤数值模拟分析中，对具有轴向刚度和抗弯刚度的粧体采用Ｐｌａｔｅ单元模拟。弯曲即度￡／和轴向刚度鮮是Ｐｌａｔｅ单元最重要的材糾特性参数，Ｐｌａｔｅ单元的等效厚如可由Ｗ上两个参数值按式（３．１）计算。通过Ｐｌａｔｅ单元的激活或关闭模拟路基施工全过程。如＝居置（３．１）３．２．３±工格栅模型±工格栅由具有两个平动自由度（Ｗｘ，Ｍ，）的格栅单元组成，±工格栅单元具有柔性弹性单元的轉点，不能承受压，常用于模拟细长结构物，止工格栅基本没有弯曲刚度力作用，只能承受拉力作用。单位宽度上的力与轴向应变的比值称为轴向弹性刚度，是一（３主工格栅唯．２）所示。在不同的分析阶段，格栅能被关闭或激活，材料性质，如式可Ｗ模抵出各种实际工程情况。—ＥＡ＝（３．２）ＡＬ３．２．４接触面单元畢Ｐｌａｘｉｓ数值分析软件在模拟±工材料与王之间共同作用的程度时，引入界面单元概。念，用参数反映主工材料与±的相互作用时的共同作用程度和界面性质当±工材一＝（。料与王变形致时，参数乂１．０，式３．３）可表示接触面上的剪应力？。ｒ＜Ｃ＇＋ＣＴｔａ．３）ｎ（３｜｜，＂巧■ｒ式中：／为接触计算时的相应参数，ａ为界面单元的正应为，为界面单元的剪应力。。接触面的强度指标参数可根据试验得到相应的止体强度参数乘上，进行强度折减后得到：＝？：＝－＝灰ｉｎｔＷＣ；化１１欠如併１３１１；０（Ｗｉｎｔｅｒ＜１）；（其他情况）。乂记巧巧的６，的取值随接触面处材料的变化而变化，对于主与结构发生外摩擦时，±体的强度和刚度±与结构相互接触时ｉＪｉｎｔ都小于±体发生内摩擦时±体强度和刚度，因此，，ｅｒ值常小４７
博壬学位论文２于［１气３．３数值分析模型与计算参数３．３．１数值分析模型某路基地基±质为成层状连续分布的软±，软±最大深度达到ｌＯｍ，±体承载能力低，地基达不到强度和稳定性要求，决定采用粧与止工格栅加筋垫层联合作用的巧承式加半刚性筋垫层路堤方案提高软±地基的强度和稳定性。路堤填±高度为４．０ｍ，路面厚０．６ｍ度，路基宽度２７ｍ，软王地基±层厚度１０ｍ，地基持力层为８．０ｍ厚的坚硬±层，采用粧（ＰＨＣ粧）承式体半刚性加筋垫层复合地基加固。其加固方案为：粧直径０．６ｍ，粧长１０ｍ，粧体布置横向枯间距１．５ｍ，纵向间距１．０ｍ，路堤底部铺有５％的水泥砂烁垫层，垫层内铺设２层±工格栅，分别距上、下垫层表面ｌＯｃｍ，形成粧与半刚性加筋垫层联合作用的复合地基，实现加固软王地基的目的。如图３．１所示。巧面路堤巧垫层上王裕栅＼、、＾、Ｊ＿＿￣‘Ｔ＇｜Ｉ‘在－’，－／；＂化基上：ＳａＩＬＫＩＩＩＩＩＩＩＩ＼植坚巧上（持力层）图３．１粧承式加筋垫层路堤结构粧承式半刚性加筋垫层路堤可按简化的平面应变问题模型进行分析与计算，根据路基的对称性一，可取其半为进行分析与计算。粧承式半刚性加筋垫层路堤中±工格栅采－ｉ用Ｇｅｏｒｉｄｓ单＝．ｇ元进行模拟，丘４２０００ｋＮｍ粧体采用无孔隙渗透的线弹性本构模型分；析±体采用Ｍｏｈｒ－Ｃｏｕｌｏｍｂ本构；模型分析，±体不能承受拉力，计算中采用拉伸界面处理；车辆荷载用化６ｍ高的填主来模拟；界条件采用左右两侧左右水平向固定，底部水平和竖向均固定，不透水边界的标准模型；地基±模量Ａ为５．０ＭＰａ。４８
第Ｈ章粧承式半刚性加筋垫层路堤数值分析．３３．２计算参数计算参数包括路堤止体、地基主体、粧体、±工格栅、砂碱垫层、持力层等的物理力学参数。路堤各±层及粧体计算参数如表３．１。表３．１路堤各±层及粧体计算参数材料计算参数３３°天然重度１９．０ｋＮ／ｍ，饱和重度２１．０ｋＮ／ｍ，压缩模量５０．０ＭＰａ，内摩擦角２８．５，，．粘聚力３０．５０ｋＰａ，泊松比０．３０折减系数０．抑。路挺王植体３７５２＝＝天然重度２４．０ｋＮ／ｍ，五Ｌ４４．５６ｘｌ〇ｋＮ／ｍ，抗弯刚度￡／３．４２ｘｌ〇ｋＮｍ／ｍ泊松比０，．１０折减系数１．００。王工格栅栅只能承受拉力，轴向刚度Ｅ４＝２０００ｋＮ／ｍ。３３地基±天然重度１７．，ｋＮ／ｍ，压缩模量５，，５ｋＮ／ｍ饱和重度１９．０．０ＭＰａ泊松比０．３５内°摩擦角１０，０ｋＰａ，．０粘聚力１５．折减系数０．６５。５％２０，，水泥砂巧垫层天然重度．０ｋＮ／ｍ３饱和重度２１．０ｋＮ／ｍ３压缩模虽２００ＭＰａ，０．３０，１泊松比‘内摩擦角３５．０，粘聚力５０．０ｋＰａ，折减系数化８５。持力层天然重度１９．０ｋＮ／ｍ３，饱和重度１９．５ｋＮ／ｍ３，压缩模量ＳＯ．ＯＭＰａ，泊松比０．２５，°内摩擦角３４，，．０粘聚力ｌＯＯ．ＯｋＰａ折减系数１．００。３．４垫层厚度计算及影响因素分析３．４．１巧间距对垫层厚度的影响？取分析标准工况为粧直径０．６ｍ，横向巧间距１．５ｍ。纵向粧间距从ｌ．Ｏｍ１．８０ｍ逐渐増大，按第二章方法（方法１）和数值分析法（方法２）计算垫层厚度，计算结果如３？表．２和图３．２所巧。由表３．２和图３．２可知，隨粧纵向间距的増大，垫层厚度基本呈线性增大，方法１？的垫层厚度计算值较方法２的计算值大．０９１．１３，方法１计算结果为方法２计算结果的１４９
博±学位论文倍，垫层厚度计算采用第二章方法可满足工程使用要求。表３．２巧间距对垫层厚度影响性分析表巧间距／ｍ按二章方法计算厚度／数值分析计算厚度Ａｎ两种结果的比较ｍ（方法（１／２１）方法２）方法方法１．．００２５０．２３１．０９１２０．巧１．３２０．．１０１．５０．巧０．３５１１１．６０．４８１．０．４３１．１２Ｌ８０．如０．５３１１．３化０．６．：ｉ；／：：一巧活＼ｉ叫＊方沿０．２；０．１；－Ｑ．■■＂＂＾Ｉ１ＩＩｉＩＩＩＩＩ１ＩＩＩｒＩＩ１００．５１１．５艺巧间巧／〇■图３．２垫层厚度与粧间距的关系３．４．２掘径对垫层厚度的影响取分析标准工况为枯直姪化６ｍ￣，横向粧间距１．５ｍ。枯径从０ｍ．４１．０ｍ逐渐增大，分别按第二章方法（方法１）和数值分析法（方法２）计算垫层厚度，计算结果如表３．３和图３．３所不。表３．３植径对垫层厚度影响性分析表粧径／ｍ按二章方法计算厚度／数值分析计算厚度／ｍ两种结果的比较ｍ（方法）（方法）１１２方法／方法２０．４０．巧０．５２１．１２０．５０．４７０．４３１．０９０．６０．巧（Ｕ６１．０８０２９．８０．０１１．２６．２１．００．２３０．２１１．１０５０
第Ｈ章粧承式半刚性加筋垫层路堤数值分析由表３．３和图３．３可知，垫层厚度随巧径的增大，垫层厚度基本呈线性增大，方法１？的垫层厚度计算值较方法２的计算值大，方法１计算结果为方法２计算结果的１．０８Ｕ２倍二。，垫层厚度计算采用第章方法可满足工程使用要求—０■了ｑ０．６：。５自签０．４方法１：ｉｎ一沿ｉ０－２；－０ＩＩＩＩＩＩＩ（ＩｉＩＩｉＩＩＩＩｉＩＩｉＩＩＩＩ０．６０．８１１．２０．２０．４０巧毎／。图３．３垫层厚度与粧径的关系３．４．３路基高度对垫层厚度的影响２？６ｍ．０ｍ取分析标准工况为粧直径化，横向巧间距１．５ｍ。路堤高度由６．０ｍ逐渐增二章（方法，计算结果如１）和数值分析法（方法２）计算垫层厚度大，分别按第方法表３．４和图３．４所示。由表３．４和图３．４可知，垫层厚度随路基填王高度的增大，方法１的垫层厚度计算？值较方法２的计算值大，方法１计算结果为方法２计算结果的１．０８１．１４倍，垫层厚度计算采用第二章方法可满足工程使用要求。表３．４路基填主高度对垫层厚度影响性分析表路基填±高度／ｍ按二章方法计算厚度／数值分析计算厚度／ｍ两种结果的比较（方法）（方法２）方法１／方法２ｍ１０．１４２．２３１．００．２０．１．１１３．００．３００３３００４２１．０８４．巧．．０４８０．１２５０．５４１．．０５７０．６２１．０９６．００．５１
博古学位论文—ｏ—，７ｑＩ０．６：０４居；？〇．３一方沿ｉＢ０．２；０．１；０１２３４５６７巧基巧止巧度／？图３．４垫层厚度与路基高度的关系３．４．４筋材强度对垫层厚度的影响取分析标准工况为枯直径化６ｍ？，横向枯间距１．５ｍ。筋材强度由２０ｌＯＯｋＮ／ｍ逐渐增大，分别按第二章方法（方法１）和数值分析法（方法２）计算垫层厚度，计算结果如表３．５和图３．５所示。表３．５路基填±高度对垫层厚度影响性分析表筋材强度／ｋＮ／ｍ按二章方法计算厚度／数值分析计算厚度／ｍ两种结果的比较ｍ（）（方法２）法方法１１／方法２（方）２００．８００．８６１．０９４００．４５０．５０１．１１６００．３６０．巧１．０８８００．２８０．３２１．１４１０００．２４０．２６１．０７Ｉ—０．９ｉ。７＼；：绘０．６＼＼■方法１一０－５％；：０．２０．１！？Ｑ＇■＂Ｔ＂Ｔ＊…一＂ｉＩ１ＩＩ？Ｉ１？１ＩＩＴＩ，ＩＩＩＩＩ！Ｉ，ＩｊｊＩＩ０如４０说８０１１００２０巧材强巧／ｋＸ／Ｂ图３．５垫层厚度与筋材强度的关系５２
第三章巧承式半即性加筋垫层路堤数值分析３．５３，由表和图．５可知垫层厚度随筋材强度的增大，垫层厚度呈非线性减小，方法１？的垫层厚度计算值较方法２的计算值大，方法１计算结果为方法２计算结果的１．０７１．１４倍，垫层厚度计算采用第二章方法可满足工程使用要求。３．５地基承载力计算及影响因素分析３．５．１地基承载力计算在有限元路堤地基承载力数值分析计算中，模拟地基止模量Ａ分别取３０．０、２０．０、１０．０、５．０、３．０、ｌ．ＯＭＰａ不同刚度的地基±，按巧径０．６ｍ、粧间距１．５ｍ、３０ｃｍ水泥稳定砂碌垫层中再铺设２层±工格栅，计算地基承载力。计算结果如表３．６和图３．６所示。。由表３．６和图３．６可知，路堤地基的承载力随着地基±刚度的增大而增大表３．６不同地基刚度下地基承载力计算值地基主刚度（ＭＰａ）地基承载力（ｋＰａ）地基止刚度（ＭＰａ）地基承载力（ｋＰａ）３０．０４％．０５．０４１０．０２０．．．０４３５０３０３５５．０１２６５．０１０．０４３０．０．０目００＾巧０ｉ？４００ｊ地３加ｉ／３００；；／淺巧〇軍２００ｊ．＾Ａ巧０；ｋ：１００；Ｐ已５０弓－＂＂．ｉ０ＩＩＩＩＩＩ１Ｉ＜ＩＩ＾ｋＩ１ＩＩＩＩ１１Ｉ？ＩＩＩ？ｒ１ｒＹ０５１０巧２０巧３０３５池基主則度（ＭＰａ）图３．６不同地基刚度下地基承载力变化曲线３．５．２地基承载力影响因素分析３．５．２．１垫层加筋的影响在其他条件和计算参数不变的条件下，对比有无加筋２种情况，计算不同模量地基５３
博壬学位论文的承载力大小，分析垫层内加筋对提高地基承载为的作用。在数值分析分析计算中，地基王模量左分别取为３０．０、２０．０、１０．０、５．０、３．０、ｌ．ＯＭＰａ，模巧不同刚度的地基止体，在此惰况下，按巧径化６ｍ、粧间距１．５ｍ计算路基地基承载力。地基承载力计算结果如表３．７和王３。．７由表３．７和图３．７可知，路堤地基的承载力由于加筋作用而增大，当地基±刚度较小时增加效果较明显。表３．７不同地基刚度下有无格栅条件下地基承载力计算值序号地基止刚度无王工格栅有±工格栅地基承载力（ＭＰａ）地基承载力（ｋＰａ）地基承载力（ｋＰａ）提高百分比（％）１３０．０４３５．０４３８．００．的２２０．０４３０．０４３５．０１．１６３１０．０４２５０４３０．０．１１．８４５．０３７７．０４１０．０８．７５５３．００．０３１３５５．０１４．５２６１．０２１０．０２６５．０旅．１９５００３＾４如：？４００；３口０一一：无主工巧巧地签化３００：承淺力（ｋＰａ）＾２５０ｉ７—宵±工烙巧地基＾ｆ；ｙ？：巧巧力２００（ｋ化）力；／撕１；ｋ００：１Ｐ已５０弓．＇■＇０ＩＩＩＩＩＩＩＩＩｉＩＩＩＩ１ＩｒＩＩ０１０２０３０４０地结±剛巧（ＭＰａ）图３．７不同地基刚度下有无格栅条件下地基承载力变化曲线３．５．２．２巧体复合地基置换率的影响粧承式半刚性加筋垫层路堤地基承载力是下兰个组成部分之和：（１）粧体复合地基承载力的计算（；２）加筋垫层增加的承载力计（３）算；边坡±体压力作用增加的承载力计算。可见，提高粧体置换率可有效提高粧承式加筋垫层路堤地基承载为。在其他条件和计算参数不变的情况下，通过改变置换率计算地基承载为，研究置换率对地基５４
第三章粧承式半刚性加筋垫层路堤数值分析０承载力的影响。改变粧径和巧间距均会改变地基置换率，采用枯径．６ｍ为标准，通过２０ｍ化１４１．，调整粧间距改变地基置换率，植间距从．到８ｍ，置换率从化到０３５４计算不３．８．８。同置换率条件下地基承载力的变化规律，计算结果如表和图３表３．８置换率变化时地基承载力计算值序号置换率粧径（ｍ）粧间距（ｍ）地基承载力（ｋＰａ）１０．．１４１０．６２０３９７２０．１８８０．６１．５４２０３０２３６０．６１．２４巧４０．２８３０．６１．０４４２５００．６０．８４４８．３５４４６０１４如；：４４０地基：４３０ＸＭ／叫／嶺／Ｉｉ－＂３９０Ｉｉ｛ＩＩＩＩＩＩＩｉＩＩＩＩＩＩｉＩＩＩＩＩＩＩｔＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩ０００．０５００．巧０．２０．巧０．３化３５．４．１寬巧幸图３．８置换率变化时地基承载力变化曲线３．５２．３巧径的影响为计算枯径对地基承载力的影响，在有限元数值分析计算中，模拟地基±模量取５．０ＭＰａ、化４０ｍ水泥稳定砂碌垫层中再铺设２层±工格栅，柱间距Ｉ．５ｍ，粧径从化５ｍ。增大至１．０ｍ，分别计算地基承载力。计算结果如表３．９和图３．９所示３３ＳＭＰａ、．４．９可知，．Ｏ００ｍ水泥由表．９和图巧承式加筋垫层路堤地基王模量Ａ取稳定砂巧垫层中再铺设２层±工格栅，枯间距１．５ｍ条件下，地基承载力随着枯径的增一大而増大，当枯径达到定值时，增大枯径地基承载力提高不，但增长的幅度逐渐减小明显。５５
博±学位论文表３．９不同粧径条件下地基承载力计算值地基王模量垫层厚度ｆｉＳ植间距地基承载力（ｋＰ号￡（ｃｍ）（ｍ）（ｍ）ａ）（ＭＰａ）１５．０４００．５０１．５０３４７２５．０４００．６０１．５０３８９３５．０４００．７０１．５０４０８４５．０４００．８０１．５０４２０５５．０４００．９０１．５０４：２８６５．０４０１．００１．５０４３４５００ｑ４５０：＊？一？４００草＾地３５０ｉ０巧巧；＊２００：；Ａ巧０ｋＳ：１００ｐｔ５０ｉ００．２化．６化Ｉ．４０８１２巧径Ａｉ图３．９不同枯径条件下地基承载力变化曲线３．５．２．４械间距的影Ｂ向为计算粧间距对地基承载力的影响，在有限元数值分析计算中，模拟地基主模量＆取５．０Ｍ化、０．４０ｍ水泥稳定砂碌垫层中再铺设２层止工格栅０．６０ｍ条件，粧径下，植间距从化８０増大到２．０ｍ，分别计算地基承载为。计算结果如表３．１０和图３．１０所示。５００—３＾叫４００：地巧〇｜孤〇Ｉｉ沒２如；＊２００；；Ａ巧０ｋ００Ｐ１：ｉ５０呈００．５１１．５２２．５巧间巧／■图３．１０不同粧间距条件下地基承载力变化曲线５６
第ｓ章柱承式半刚性加筋垫层路堤数值分析由表３．１０和图３．１０可知，粧承式加筋垫层路堤地基±模量取５．０ＭＰａ、０．４０ｍ水２化６０ｍ泥稳定砂烁垫层中再铺设层±工格栅，粧径条件下，地基承载力随着粧间距的増大而减小，且减小的幅度逐渐增大。表３．１０不同粧间距条件下地基承载为计算值￣￣ｉ地基王模量垫层厚度ｉ间距地基承载力（ｋ号（ｃｍ）（ｍ）（ｍ）Ｐａ）￡（ＭＰａ）１５．０４００．６００．８０４５２２５．０４００．６０１．００４４１３５．０４００．６０１．２０４２８４５．０４００．６０１．４０４１０５５．０４００．６０１．６０３８３６５．０４００．６０１．８０３５２７５．０４００．６０２．００２８９３．５．２．５垫层厚度的影响为计算垫层厚度对地基承载力的影响，在有限元数值分析汁算中，模拟地基±模量＆取５．０ＭＰａ、水泥稳定砂烁垫层中再铺设２层±工格栅、粧径化６０ｍ、粧间距１．５０ｍ２０ｃｍ增加６０ｃｍ。条件下，垫层厚度由到，分别计算不同垫层厚度条件下的地基承载为计算结果如表３．１１和图３．１１所示。由表３．１１和图３．１１可知，粧承式加筋垫层路堤地基±模量＆取５．０ＭＰａ、水泥稳定去砂碱垫层中再铺设２层±工格栅、枯径化６０ｍ、粧间距１．５０ｍ条件下，地基承载力随着垫层厚度的増大而增大，但增长的幅度逐渐减小。表３．１１不同垫层厚度条件下地基承载力计算值序地基±模量粧径巧间距垫层厚度地基承载力ｋＰａ（号（（ｍ（ｃｍ＆（ＭＰａ）的）））１５．００．６０１．５０２０３７０２５．００．６０１．５０３０４００３５．００．６０１．５０４０４２０４５．００．６０１．５０５０４３５５５．００．６０１．５０６０４４５５７
博壬学位论文５００３■如４Ｉ？一＊＾４００：＾基３００承＾巧２站：＊２００；！Ａ１如ｋ１００；Ｐｔ５０ｊ．Ｑ￣￣￣￣ＩＩＩＩＩＩＩＩＩ＇■ＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩｊＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩ０１０２０３０４０说说７０整层巧度／加图３．１１不同垫层厚度条件下地基承载力变化曲线３．６路堤巧降计算及影响因素分析３．６．１路堤总体沉降计算路堤总体沉降包括路堤本身沉降和路堤地基沉降２个方面，其中路堤地基沉降是路堤总体沉降的主要来源。在有限元路堤总体沉降数值分析计算中，按枯径化６ｍ、巧间距１．５ｍ的条件下计算路堤的沉降与变形。由有限元分析与计算可知，路堤及枯体均产生水平位移，路堤边坡王体路堤坡脚处地基±均产生隆起变形，路面范围内产生的变形与沉降大于路肩范围内产生的变形与沉降，路堤总体变形与沉降随填±荷载的増大而增大。３．６．２路堤地基沉降计算在有限元路堤地基沉降计算中，按枯径化６ｍ、枯间距１ｍ．５、地基止模量＆为５．０Ｍ化、垫层厚度化４０ｍ、水泥稳定砂碌垫层中再铺设２层±工格栅，计算结果如表３．１２和图３．１２。由表３．１２和图３．１２可知，荷载增大路堤地基沉降增大，增长幅度也逐渐增大。表３．口不同荷载条件下路堤地基沉降计算值＾荷载（ｋＰａ）沉降（ｍｍ）Ｓｉ荷载（ｋＰａ）沉降（ｍｍ）１００５２００４０．０２５０６．０６２５０７０．０３１００１２．５７３００１００．０４１５０２６．０８４００２１０．０５８
第三章粧承式半刚性加筋垫层路堤数值分析２５０２００－／－１５０／化＼／巧００－１／：；Ｂ－Ｘ如Ｊ０１００２邮３朋４００故０路巧化基巧《ＡＰａ３－图．１２路堤地基荷载沉降曲线３．６．３路堤地基沉降影响因素分析３．６．３．１垫层加筋的影响为研巧±工格栅对路堤地基沉降的影响规律，在其他条件都相同的前提下，通过对比有无止工格栅２种情况计算路堤地基的沉降计算结果，研究王工格栅对降低路堤地沉降所起的作用。如图３．１３所示，±工格栅拉膜的作用约束±体的侧向挤出，限制路堤侧向位移，达到提高地基承载力的目的；±工格栅拉膜作用还将引起地基中应为重新分布，使地基应力趋于均匀。觀层龍ＴＴ補裤试苗辩ｔｅｄ图３．１３止工格栅的抗拉膜作用工格栅对路堤地基沉降影响的有限元数值计算中０．６ｍ在模巧加筋垫层±，取巧径、巧间距１，．５ｍ、垫层厚度０．４０ｍ地基±模量分别为３０．０、２０．０、１０．０、５．０、３．０、Ｌ０Ｍ化，按有无止工格栅２种情况下分别计算荷载为２００ｋＰａ时路堤地基的沉降，计算结果如表５９
博±学位论文３．１３和图３．１４所巧。由表３．１３和图３．１４可知，王工格栅的存在可减小路堤地基的沉降，减小的幅度随着地基模量降低而增大。表３．１３不同地基刚度下在有无格栅条件下路堤地基沉降计算值Ｅ无±工格栅时的有±工格栅时的有主工格栅时沉降地基模量，地基沉降（ｍｍ）地基沉降（ｍｍ）降低百分比（％）３０．０２８２７３．５７２０．０３２２９９．巧１００．３８３４１０５３．５．０４５４０１１．１１３．０如５０１６．６７１．０８０６５１８．７５Ｓ．６．３．２地基承载力的影响为计算地基承载力对地基沉降的影响，在有限元分析计算中，模拟地基±模量＆分别取３０．０、２０．０、１０．０、５．０、３．０、ｌ．ＯＭＰａ不同刚度的地基王，按粧径０．６ｍ、粧间距１．５ｍ、化４０ｍ水泥稳定砂巧垫层中再铺设２层±工格栅，分别计算荷载为２００ｋＰａ路基地基顶面的沉降，计算结果如表３．１４和图３．１５所示。９０１８０？；７０：＼如地二无上工格？时的基化基沉巧（ｍｉ＞—Ｓ—？有主工格。巧的＂如地莲沉巧（加）：／田２０■：１０；＊Ｔ＾０＾＊ｐｉ＜ＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩ０５１０巧２０２５３０３５巧巧地基荷受／ｋＰａ３－图．１４有无格栅条件下地基止的荷载沉降曲线６０
第Ｈ章植承式半刚性加筋垫层路堤数值分析７Ｑ６０＼；５０＼；二巧４０＇沉：３０？降／二２０ｍ：ｍ１０：■＇Ｉ＊＞０ＩＩＩＩｒｒＩＩＩＩＩＩ？Ｉ？ＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩｒＩｔＩ５３０巧０５１０巧如２地基巧＊／ＭＰａ图３－沉降曲线．１５不同刚度地基的地基止的荷载表３．１４不同地基刚度下地基沉降计算值地基模量＆基沉降地基模量地基沉降地基模量地基沉降（地＆（（）（ｍｍ）（ｍｍ）ｍｍ＿…、Ｍ、、ＭＰａＭＰａＰａ）））－？Ｗ５０２７０．０３０１．０３４３．０．６５２０２９５．０４０１０．０由表３．１４和图３．１５可知，路堤地基的沉降随着地基模量（地基刚度）减小而增大，增大幅度随地基模量的降低而减小。３．６．３Ｊ惦体复合地基置换率的影响粧承式加筋垫层路堤中巧的断面面积和复合止体单元面积之比，称为粧体复合地基置换率。为研究粧体复合地基置换率对地基沉降的影响规律，在有限元分析与计算中，模拟地基±模量Ａ取５．０ＭＰａ、粧径０．６ｍ、０．４０ｍ水泥稳定砂巧垫层中再铺设２层±工，０．１３１增至０．５２４时，在２００ｋＰａ荷格栅，在保持粧径不变的情况下分别计算置换率从３．１６载作用下路基地基顶面的沉降。计算结果如表．１５和图３所示。表３．１５不同巧体复合地基置换率下地基沉降计算值置换率地基沉降（ｍｍ）置换率地基沉降（ｍｍ）０．１８８４００．３３５３０．２０．２８３３５．１０．５２４２６．７０．３１４３１．５６１
博±学位论文４５□１３。＾；＿、巧：２５基：沉２０：巧二１５／：Ｂ；１０Ｅ：５：＂＇Ｑ＂ＩＩ＞ＩＩＩＩｔｉＩｔＩＩＩｉＩｔＴ１ＩＩＩ１ＩＩＩＩＩＩＩ０Ｏｉｌ０．２０．３化４化５０．６丑换牟图３．１６不同置换率下地基沉降曲线表３．１６不同巧径条件下地基沉降计算值植径（ｍ）地基沉降（ｍｍ）枯径（ｍ）地基沉降（ｍｍ）０．５０４３０．４．８０３３．１０．６０４０．．００９０巧．８０；．．７０３６３１．００化］由表３．１５和图３．１６可知，路堤地基的沉降随着复合地基置换率的增大而减小。３．６．３．４植径的影响为计算枯径对地基沉降的影响，在有限元数值分析计算中，模拟地基±模量＆取５Ｍ化、４０．０ｃｍ水泥稳定砂巧垫层中再铺设２层±工格栅距１ｍｍ．，枯间５，粧径从化５増大至１．０ｍ，在２００ｋＰａ荷载作用下计算路基地基顶面的沉降。计算结果如表３．１６和图３。．１７所示由表３．１６和图３．１７可知，路堤地基的沉降随着粧径的增大而减小。甜，＾扣置．巧呈边３０！巧拍言沉：＃２０；？：１０５；－０１—Ｔ－－－１１！１ＩＩ１ＩＩＩ４ＩＩ１Ｉ１Ｉ１ＩＩ１Ｉ４Ｉ１１ＩＩ００．２０．４０．６０１＊８１．２图３．１７不同巧径条件下地基沉降曲线６２
第Ｈ章粧承式半刚性加筋垫层路堤数值分析３．６３．５惦距的影响为计算巧间距对地基沉降的影响，在有限元分析计算中，模捣地基±模量取＊５．０ＭＩａ、巧径化６ｍ、３０ｃｍ水泥稳定砂烁垫层中再铺设２层王工格栅，分别计算巧间距从１．０ｍ增至２ｍ时，在２００ｋＰａ荷载条件下的地基顶面的沉降。计算结果如表３．１７和图３。．１８所示由表３．１７和图３．１８可知，路堤地基的沉降随着枯间距的增大而增大。说＾途：／沉；／／：２０＾■■１。；—￣￣￣￣￣￣———￣￣——￣￣￣—０——￣￣—？—ＨＩＩＩＩＩＩＩ１ＩＩＩＩｔＩ１ＩＩＩＩＩＩＩＩ）００．５１５２么５１．巧间巧／■图３．１８不同枯距条件下地基沉降曲线表３．１７不同枯距条件下地基沉降计算值植间距（ｍ）地基沉降（ｍｍ）粧间距（ｍ）地基沉降（ｍｍ）１０２０６１６４．２．０．．．１．２３０．４１．８４５．３１４３８２０．．９．５２．７３．７本章小结本章运用有限元数值分析方法对粧承式半刚性加筋垫层路堤进行了数值模拟分析研巧，完成的主要工作和获得的主要结论如下：（１）建立了巧承式半刚性加筋垫层路堤计算模型，并对该路堤的垫层厚度、地基承载力、地基沉降进行了数值计算。（２）分析计算了巧间距、枯径、路基高度、筋材强度对垫层厚度的影响规律，垫层厚度的数值分析结果与第二章计算方法的计算结果接近，相差１０％左右，第二章计算方法可用于实际工程的垫层厚度设计。（３）垫层加筋可提高地基承载力，减小地基沉降，当地基王模量较大为３０ＭＰａ时，加筋效果不明显．６９％主模量较小为ｌ．ＯＭＰａ时，承载力仅提高０；当地基，加筋效果较６３
博±学位论文明显，地基承载力提高２６．１９％。这说明止工格栅的铺设较适应于软弱地基±的加固，并不是适合于所有的地基主加固。（４）粧承式半刚性加筋垫层路堤在置换率不变的条件下，地基承载力随着粧径的的增加而逐渐减小，但减小的幅度却逐渐减弱，地基承载力随着粧间距的增大，±工格栅对提高地基承载为所起的作用得到加强。（５）巧承式半刚性加筋垫层路堤置换率增大时，地基承载力随之增大；在粧径不变条件下，减小粧间距，可Ｗ在较小的置换率情况下获得较大的承载力。６４
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法４．１公路路基边坡稳定性计算原理公路路基边坡稳定性计算方法不断在发展，由定性逐步走向定量。现行路基稳定性计算方法主要包括工程地质法、图解分析法、极限平衡法、数值分析法等。极限平衡法为最基本、最经典的确定性分析方法，是公路路基边坡稳定性路基边坡稳定性分析的主要手段，如现在采用的直线破坏面分析法、折线破坏面法分析法和圆弧破坏面分析法等。４丄１极限平衡巧许多路基失稳，如滑坡、巧塌、滑移或沉落等现象，往往表现为岩主失去力学平一衡而沿某破坏面的剪切滑动。极限平衡法是路基稳定性力学分析法常用方法。公路路基稳定性极限平衡法计算思路是一；首先假定个破裂面，在极限平衡状态：下，沿该可能破坏面路基边坡稳定系数为Ｋ立（４．１）Ｔ式中：Ｋ为路基沿可能破坏面的稳定系数；为路基主体的抗剪强度；ｒ为路基可能破坏面上产生的剪应为。－Ｃｏｕ根据Ｍｏｈｒｌｏｍｂ理论，抗剪强度可表示为：Ｔ＝ｃ＋ｃ７ｔａｎ（４ｆ＾．２）ｏ■式中：ｒ为路基±体的抗剪强度；ｃ为路基边坡±体的粘聚力为路基可能破坏面上；／的法向应力；０为路基±体的内摩察角。因此，只要求出可能破坏面上的剪应力和路基主体的抗剪强度，就可计算出路基沿可能破坏面上的稳定系数从而判断路基沿此假想破坏面上稳定性问题。然而，大多数极限平衡法仅应用静力学概念，除最简单情况外，大多数路基稳定性问题是静一。不定的，所Ｗ必须做些简化假定，才能求出路基沿可能破坏面的稳定系数４丄２平面破坏面法一图４．１表示顺着山坡填筑的路堤，它沿底平面破坏，是平面破坏的简单情况，破６５
博±学位论文坏面为平面的原因是未对原地面作适当处理，而且底部存在软弱±层。破坏面上的抗Ｉ滑力等于边坡主体抗剪强度；，设长度为Ｚ的单位宽度破坏面上的抗滑力为Ｆ，贝ＪＦ＝（Ｗｃｏｓａｔａｎ＜＋ｃＬ４．３）ｐ式中：Ｆ为沿破坏面的抗滑力，（ｋＮ）；Ｗ为破坏面＾上±体重量及顶面换算±柱的荷载之和（ｋＮ）；Ｉ为破坏面的长度（ｍ）；Ｃ为破坏面上王体单位粘聚力（ｋＰａ）；ａ°°为破坏面对于水平面得倾斜角（）；口为破坏面上止体内摩擦角（）。沿破坏面产生的剪应力等于顺着破坏面上的重为分量，也等于沿破坏面上的滑动为ｒ：，有．１Ｃ＿＿＾图４．１平面破坏面稳定性分析示意图Ｔ＝ｎａＷｓｉ（４．４）路基稳定系数是抗滑力与滑动力的比值，即ｃ－￣ＷｃｏｓＬａａｎ（＼ｔｐ＿＾（４５）Ｗｓｉｎａ４．１．３折线破坏面法。如果破坏面由两个或更多的平面组成，情况就变得比较复杂图４．２表示。破坏面为多个坡度的折线倾斜面情况，可将破坏面Ｗ上止体按折线段划分为若干条块，按下式计算。怎＝了＋－－ａ－怎ｃ〇ｓ（ａａｓｉｎａｔａｎ（４＋＋．６）ｎ［。＂＿｛—（。－｝ｉＪ］Ｗ１，Ｊ］Ａ去＆式中：＆为第ｎ个条块的剩余下滑为，ｋＮ；７；为第《个条块的自重及顶面换算±柱荷ｒ＂＝Ｗ＂ｓａｉｎ＂载之和趴的切向下滑力，，ｋＮＴＶ为第？个条块的自重及顶面换算王柱；。荷载之和眠的法向分力，ｉＶｎ＝ＷｎＣ〇ｓａｎ，ｋＮ；ａ？为第ｎ个条块破坏面分段的倾斜角，６６
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法°°（）；Ｐ为第《个条块破坏面上软弱±的内摩擦角，（）；Ｃ为第《个条块破坏面上。？一ｋＰａ－软弱主的单位粘聚力，￡１，ｋＮ；＿为上个第Ｗ条块传递而来的剩余下滑力；＿。１的１°一》－１个）为上个第条块破坏面分段的倾斜角（。图４．２折线破坏面稳定性分析示意图一条块的剩余下滑力￡的作用方向与该条块地面平行上式假定每。计算时，按上一个条块的剩余下滑力一式自上而下，求出最后（计算中，某条块顶面上有车辆换算虫柱荷载时应加在该条块的重量■内），按所求得剩余下滑力怎含０或￡三０，Ｗ判定路。？基±体的稳定性。当最后的剩余下滑力等于或小于零时，认为合乎稳定要求；大于零时一，则不稳定，必要时需采取加固措施。如中间某条块的剩余下滑力为零或负值，一一则可Ｗ认为这条块及Ｗ上各条块是稳定的，可再从下条块开始计算剩余下滑力。如果软弱面不连续或预先不知道最危险破坏面的位置，就要通过计算找出最危险破坏面的位置，求出最小稳定系数，Ｗ判定路基的稳定性。４．１．４圆弧破坏面法为了找出圆弧破坏面中的最危险破坏面，就必须对不同的圆弧破坏面进行试算，一直至求得的稳定系数最小时为止。图４．３。淆动王体被分为《条表示众多滑弧中的个，图４．３圆弧破坏面稳定性示意图６７
博壬学位论文０／正应力为Ａ／。第／条的重量为破坏面的长度为么，，稳定系数为抗滑，倾斜角为＇Ｍｏｈ－ｒＣｏｕ，Ｖ，ｔａｉ。力与滑动力的比值。根据ｌｏｍｂ理论，止条Ｚ的抗滑力是ｃＬ＋ｊｗ应当注？Ａ／。，，，并且是超静定的滑动力等于ＷｓｉｎＡ意，除非作某些简化取决于主条两侧面的力，一一±条两边的力无关，因为止条，是重力沿破坏面的分量，滑动力与边有个力相邻一边便有个大小相等方向相反的力与之相抵消。稳定系数可由下式确定：巧＋７Ｖｔａｎ（的之吨，Ｋ＝气（４．７）ｓｉ。６Ｚ厮，）＝／！破坏面为圆弧时一，稳定系数可ｌＵ定义为两个为矩之比，无论用力或力矩表示都—一样．），因为后者只是对方程（４７的分子和分母同乘Ｗ个相同的力臂圆弧的半径ｅｕｓ法中±条两边的力平行于±条底部的破坏面，而已。在Ｆｌｌｅｎｉ，假设，因此它们对垂直于破坏面的力没有作用，或＝Ｎ，Ｗ，ｃｏｓ６ｉ（４．８）于是，方程（４．７）变为巧ｃＬ－－Ｗｔ＼ｃｏｓ０ａｘｕｐ）公，＾＾兰Ｋ＝（４）．９ｓｉｎ乏Ｗ气）＝１／４．２公路路基边坡稳定性计算与设计新方法４．２．１粘质±路基边坡稳定性计算与设计新方法Ｄ３０－２００４》对于粘质止高边坡路基的稳定性设计，现行《公路路基设计规范（ＪＴＧ）和《公路路基设计手册》规定应采用圆弧破坏面法进行计算。但现行圆弧破坏面法高边坡粘质止路基的稳定性计算有如下几个方面需改进：（１）现行规范法分析计算中，对于口－０的软描止和＾＞０粘质王路基稳定性分析与计算均采用条分法或简化的毕肖、普法欠妥＞？。原因在于＾＾〇的软描止路基边坡最危险破裂面的圆屯位置可直接通过作图得到，路基稳定安全系数可按确定的公式直接计算得到，不必采用条分法或简化的毕背普法计算路基稳定安全系数，可大幅度降低该类路基稳定性分析与计算的工作量。（２）现行规范对于边坡稳定性的分析与计算，没有提供片和Ａ相关角值的计算公式，，６８
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法一个特定的边坡坡角０对于，相关角值只能通过查表内插求得，无法通过计算确定相。（应的Ａ和Ａ值，计算精度有限３）现行相关角值Ａ和Ａ，由于在当时计算技术条件下，计算的准确性与精度不离，影响边坡稳定性计算的准确性，粘质±边坡稳定性计算中的有关角值表应重新编制。基于Ｗ上认识与分析，笔者通过力学分析建立了姑质主路基稳定性的计算与设计。新方法，通过算例计算分析比较，表明了新方法的理论与实用价值４．２丄１基本假定：站质±路基边坡产生圆弧破裂面破坏，可按如下假定进行稳定性的计算与设计（１）破坏面形状近似为圆弧破裂面；（２）边坡主体平衡状态只在破裂面上出现，边坡破坏时破裂棱体沿破裂面整体下滑；（３）视破裂棱体为刚体，不考虑破裂面滑动±体自身的内应力分布。４．２丄２计算图式粘质止路基稳定性计算采用圆弧破裂面法．．，破裂面圆弧中也可按图４４所示４５Ｈ法确定，稳定性计算图式如图４．５所示。破裂棱体沿假定圆弧破裂面＾凡）滑动，对于软粘±（内摩擦角口《０）最危险破裂面的圆也就在图４．４的／点上，对于粘质止（？＞０）最危险破裂面的圆也０位于圆也辅助线Ｍ７上内摩擦角，内摩察角值愈大，９９０点距／点的距离就愈大。帷曲钱八ＬＩ＾ＦＭ图４．４４．５Ｈ法最危险圆弧滑裂面圆也位置确定图示６９
博±学位论文４．２丄３计算公式２＝乂２ａ－ｉｎ２４．１０）弧形块心。的面积＾ｓ的（臺（、点距离０对点的距离为弧形块的形屯；３加＂＝立柯乂（４．１１）３２ａ－ａｓｉｎ２、、弧形块重屯距圆屯坚线的水平力臂为：＝ａｓｉｎｃｏ（４．１２）．５弧面面积（＾）及其形瓜坐标如表４．１和图４所示。（ａ）验算计算图式（ｂ）弧形块面积计算图式图４．５圆弧破裂面法稳定性计算图示（均质软粘王）、破坏圆弧面中屯的滑动力矩为：二ＨＤ—ＭｓＡ＾ＡＡＫｄｈＡＨＢ＋ＫＩａＦＤ＝远＂ａ—ｃ／ｇｗ声节ｇ２＾２ｆ６］；．（４．１３）Ｂ－ｒｃｔｇ０ｆＨＨＨｙＷ－雌ａ—柳＋ｃ＋广Ｕｒｙ叫扇品、的抵抗力矩为对于破坏圆弧面中屯；＾ｃｒｙＨ二＝二—一ＭｒｃＬ民ｃ２ａ於（４．１４）＂，支２ｓｉ打ａｓｉ打仿７０
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法心＝心当主模处于极限平衡状态时，抗滑力矩与滑动力矩相等（）：２２，Ｔｓｉｎａｓｉｎ份＾。。２２。０￣ｃ＝Ｈｃｔａｃｔ—ａｃｔｔ—ｃＤｃｔＯ＋ｃｔ９ｃｃｏｃｔＧ＼ｙｇｇｇｇｇｇｇ２ａ３３Ｉ＼Ｊ＝ＨＦ０ａ，ｅ｝，ｒ｛）（４１５）显然，当函数取得最大值时，ｃ取得最大值，现对Ｆ（０，ａ，却）函数求最大值。、表４．１弧面的面积及其形也坐标（ｘ），ｙｄ弧面断面简图弧面断面面积（＾）弧面形也坐标（Ｘ，ｙｄ）＾４ｓｉｎａｙ－ｄ３２ａ－ｓｉｎ２ａ少＾２＝ａ－ａ见图４．６（ｂ）＾非口ｓｉｎ２）－－ｉ＝Ｒ１ｃｓａｉｙ（ｏ）ｙｘ＝？ｉｓｉｎａ＊＝由０：＾，得ｄ⑩主。３ｔａｎ０（ｔａｎａ＋ｔａｎ６）＝—ｔａｎ２ｆｉ）］３加公—＋２ｔａｎａｔａｎ＾ａｆｔａｎ＾（４．１６）＾由等＝〇，得；ｄａｎ＿—ｔａｎ＋ｔ＾ｉｎＸ２仿ｉｎｔａｎ０（ａａ）ｓａｃｏｓａｓａ）＊（＝ｔＳＩｌｙＶ仿２１－—ｓｉｎａ（２ａｃｏｓａｓｉｎａ｜１＋ｔａｎａｔａｎ０ｏｔｏｗａ＼３ｔｏ／ｊ０３Ｊ（４．１７）０－由式（４．１６）和式（４．１７）可知，当边坡倾角定时，式（４．１６）和式（４．１７）右边为ａ的函数，分别令式（４．１６）和式（４．１７）的右边为乂ａ和／ａ，则（）２（）ｔａｎ２仍＝乂ａ（４．１８）（）＝４ｔａｎ仿ａ（，１９）／２（）由式（４．１８）可得：２恤伽２似＝＝ａ４２０）戸Ｊ（．乂ｉＷ２（）－她１０７１
博±学位论文由式（４．２０）得：＇－１＋＋Ｊｌ：？（／）／、ａｎ＝—＝（ｔ似（４ａ．２１）ｆ、），ｆＭ）由式（４．２１）可得：２ａ－ａａ＝１＋１＋０＾（）（化（）乂［乂］（４．２２）＂＂普通代数方法无法直接求解式（４．２２），可通过二分法求解。根据图４．５可得：。一ｗ。—＝（－ａ＝一？ａ六（９０６）＋）９０６＋（４．２３）１＊图４，＊５好．４中所示的坐标系，Ｅ点为坐标原点建立坐标系则点坐标为／化＜９，（巧，）―、坐标为ｉ？ｓ－ａｉ－ａ圆弧破裂面圆屯Ｉ点［ｉｎｗ，？ｃｏｓｗ，由此得：（）（）］－細ｓｗａ－斯五立（）ｔ＝■＝…（４ａｎ．２４）Ａ－－ｉｎｆｉ；ａＸＸＨｃｔｇＯ＋ｉ？ｓｇｊ（）＝ｓ＝＝由欠左公／ｉｎａ／２ｓｉｎａ，脚好／ｓｉｎ０，得：＝Ｈ＝ＥＤｓｍ（〇２Ｒｓｍ〇）ｓｍａ（４．２５）将式（４．２５）代入式（４．２４）得：ｉ？ｃｏｓ－ａ－＜ｙ２ｓｎａ？（）欠ｓｉｎ似ｉｔａｎ＝－Ａ（ｓ－２乂ｉｎｗｓｉｎａ雌６＋ｓｉｎ６＞ａ（），＝ａ一或ｒｃｔａｎ（４．２６）Ａ＜２－ｓｉｎＣＯｓｉｎａｃｔｇＯ＋ｓｉｎ６；ａ（）上述计算公式虽然是在ｗ＞ａｗ＜ａ的情况下推导得到的，但当时，上述公式依然成立。由于片和Ａ可通过解析公式直接计算得到，提高了圆也辅助线ＭＩ的精确度，避免了片、Ａ通过查表内插取值的粗略计算方法，相应提高了边坡稳定性分析与计算的准确性。４．２丄４各相关角值表的重新计算在推导上述计算公式的基础上，按图４．６所示程序框图编制边坡稳定性有关角值的计算程序计算相关角值，计算结果如表４．２所示。比较表４．２和现行规范粘质止边坡稳定性计算的相关角值表４．３可知，除路基边坡倾角０值外．２，表４所示的相关角值与现７２
第四章公路路基边坡稳定巧计算与设计方法行规范提供的相关角值均有一定出入１＂，有的甚至出入比较大。ａ角值最大差异为３５２７；＇＂＇＂＇＂０角值最大差异为２２３０５２１９５６３６。；Ａ角值最大差异为；Ａ角值最大差异为表４．２与现行规范相关角值表比较起来具有明显的优越性和较髙的精度。输入原始数据用二分法由式（４．２巧求解ａ将ａ和已知的０代入式（４．２０）求算仍Ｉ将ａ、仍、０代入式（４．２３）、（４．２巧求算巧、戊厂输出计算结果團４．６求算有关角值的程序框图表４．２粘质±边坡稳定性计算的有关角值序号边坡坡度边坡倾角０份ａＡＰｉ°＇＂°＇＂°１＂０＇＂°＇＂１１：０３６巧４０．５６３２６６５１５５３９３５２９４６１３３８２３°＂＇°＂＇〇＂＇〇＇＂〇＇＂２：０５３３２２５０１２３８１．７５０７４８１０４５３２８４７４４７２７〇＇＂。＇＂°＇＂°＇＂。＇＂３１：１４５００００２８１０３１４５１０３４２７５９５７巧１２９°＇＂〇＂＇＂°＇＂°＇＂４１：１．２５３８３９３５２４５ｒ〇３４８Ｍ９３２７２２２４３６１０４０＂。°＇＇＂°＇＂。＇＂＂５１：１２２５１．５３３叫ｒ２４０６２７３２４３２６５２１９３５３７５５°＇＂°＇＂〇＇＂。？＂。＇＂６１：１１９２６巧３５．７５２９４４４２５０２３巧３７４２２７２４２２＇°＇＂。＇＂°＇＂°＇＂。＂７１：２２６３３５４１７巧０６５５１５０６２６０８０６巧２２２７°＇＂°°＇〇＇＂＇＂＂°＇＂：２巧４５５６８１．２５２３１６２１５８３２３８２５５１３５％２７１０＊＾＇＂。＇＂〇＇＂＇＂＊＇＂９１：２１５５７２５勺７．５２１４８０５０１１６３５２７４５３５＾Ｊ５２９〇＇＂°＇＂〇＇＂〇＇＂〇＇＂１０１：３１８２６０６１２５２３０５９１０２４２５１６００３５５６３６°＇＂〇＇＂°＇＂〇＇＂〇＇＂１１１：４１４０２１０９５８３２６１９１１２４４７１０３６３８５１°＇＂°＇＂°＂°＇＂＇°＇＂１：１１８３６０７０２７６２１９２０７１２５１８４５４２９３７１３１５４．２．１．５软黏±（口》０）路基稳定性计算由式（４．１５）可知：为最危险圆弧破裂面时，止模体＾公。八４维持极限平衡所７３
博±学位论文需提供的粘聚力最大。表４．３粘质±边坡稳定性计算的现行相关角值序号边坡坡度边坡倾角９ＡＡ°＇°＇°＞１１：０．５６３２６２９３０４０００°＇°＇。＇２１：０．７５５３０８巧００３９００°＇°＇°＞３１：１４５００２８００３７００°＇°＇°＇４１：１．２５３８４０２７００３５３０°°｜〇＇５１：１３５．５３３４ｒ２６０〇００＊°＇°＇°＇６１：１．７５２９４５２６００３５００°＇°＇７１：２２５００３５００°＇°＇°＞８１：２．２５２３５８２５００３５００＇°°２＇〇９１：２．５２１４８５００３５０（Ｔ°＇２°＇°＇１０１：３１８２６５００３５００°＇°＇°｜１１１：４１４０３２５００３５０〇°＇°＇°ｆ１２１：５１１１９２５００３７０〇＾＾ｓｉｎａｓｉｎｄ）＿２ｆ八２。－—ｔｔｏ）ｃｔａｃｔｔｔｏ）ｔ０卡一ｃｇａｃｇｇｇＯ＋ｃｇＯｃｇｃｇｍ化／２ａ３３ｊ（４．２７）［ｊ＝ＨＦ０ａ份／，，（）引入边坡稳定安全系数当Ｃｍａｘ含Ｃ／足时，边坡穂定性满足要求。艮Ｐ；Ｃｍ化二Ｑｏｃ＜ｃｌ４ＨＦ妨Ｋ（．２８）｛，，）ｙ由式（４．２８）得：＜／／（４＾．２９）ＫｙＦ（０，ａ，〇）＾）对于边坡倾角为沒的路基边坡，在满足稳定安全系数为必的条件下，所能达到的最大路基边坡局度为：Ｈ－雛Ｋ０，ａ历＾（，）（４．３０）将式ａＷ（４．３０）代入查表４．２得出的６，，值求出／／ｍａｘ。对于边坡坡度为（ｌ：ｍ）＜或边坡倾角为。的路基边坡，当Ｗ７／ｍａｘ时，则路基边坡满足稳定性要求，否则路基边坡不稳定，，路基稳定性判断科学、简单、直接避免了条分法或简化毕肖普法计算边坡稳定性的繁琐复杂的过程。路基边坡形状为折线或台阶形时，可取路基边坡平均７４
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法坡度计算路基稳定性。４．２丄６粘质±（口＞０）路基的稳定性计算《Ｗ对于＾＞０的粘质止路基稳定性计算，通过查表４．２得到对应的、、月、Ａ等有关角值，作出最危险破坏面圆也辅助线后，再按现行规范法采用条分法后简化Ｂｉｓｈｏｐ法进行路基边坡稳定性计算。４．２丄７结论（１）对于软粘±（巧《０）路基，最危险破裂面的圆也位置可直接按图４．４通过作图确定，其稳定安全系数就可直接通过公式计算确定，较现行规范法采用条分法或简化的毕肖普法的安全稳定性计算简单、方便。一（２）推导Ａ、岸的计算公式并编制相应计算程序，对于个新出现的边坡坡角０，不需通过内插法求巧、属，可迅速而精确地计算出相应的Ａ和Ａ值，显然也提高了计算精度。４．２．２渗水性±路基边坡稳定性计算与设计新方法路基稳定性分析与计算的目的，是分析己有边坡的稳定程度或确定经济合理的边坡坡度，并为拟定边坡加固方案与措施提供理论支撑和科学依据。边坡坡度的取值取值对路基工程的造价和稳定性有较大影响。路基设计的目的就是要通过科学合理设计方法选择合理的边坡形状和边坡坡度，做到既能满足稳定性要求，保证路基安全可靠，。又要尽可能减小工程数量，降低工程造价，满足工程的经济性《Ｊ３０－２００４》对于路基的稳定性设计现行公路路基设计规范（ＴＧＤ），是根据边坡止质类型、结构状态、边坡髙度的不同分别采用不同的方法进行计算与设计。当±２０ｍ质路基边坡高度不大于时，按路基止质和边坡高度的不同，现行《公路路基设计ＪＴＧＤ３０－２００４）》表３规范（．３．４和表３．４．１规定了边坡坡度取值的区间范围，设计者可依照填料种类、边坡高度和基底工程地质条件拟定，采用典型横断面进行设计，不要求进行边坡稳定性分析与计算。这样设计虽简单易行，便于设计人员操作，但设计者对于边坡坡度的取值的主观性与随意性较大，科学性不足，很难找到既安全可靠又０ｍ经济合理的边坡形状与边坡坡度。当主质路基高度大于２时，现行《公路路基设计－规范（ＪＴＧＤ３０２００４）》第３．７．４条和第３．６．７条规定：对可能产生圆弧破裂面破坏的ｉｓｈｏ法进行稳定性分析与计算对可能产生平面破裂面的边坡宜采边坡宜采用简化Ｂｐ；７５
博±学位论文用平面破坏面解析法进行稳定性分析与计算；这种根据路基填料抗剪强度指标ｃ，＾值，通过稳定性分析确定不同±质及同种±质不同状态与不同结构的路基边坡坡度值，体现了设计的科学性，但稳定性设计的分析与计算工作量相当大，其设计计算方法有待改进。针对现行《公路路基设计规范（ＪＴＧＤ３０－２００４）》的计算与设计方法存在的科学性不足，本章在理论研究与力学计算的基础上，建立了渗水性止路基稳定性计算与设立了直接由解析公式确定路基边坡坡度的新方法—计的解析公式，建公式法。４．２．２．１基本假定砂王、砂烁王、碎片石王、碎石王等的渗水性较好，由这类止质开挖或填筑的路基属于渗水性±路基。渗水性±路基失稳产生的破裂面近似为平面，可采用平面破坏面法进行稳定性计算与设计。对于该类路基的稳定性计算，可按如下假定进行：（１）认为路基±体极限平衡状态只在破裂面上出现，破坏时整体下滑；（２）视破裂棱体为刚体，不考虑破裂王体自身的内应力分布；（３）破裂面近似为平面。４．２．２．２计算图式渗水性主路基直线边坡路堤和路墅的稳定性计算图式分别如图４．７和图４．８所示。公Ｚ）为假想的平面破坏面，取破裂棱体＾公Ｚ）进行受力分析，＾公〇受到３个力的作用，分别是自身重力Ｗ、破裂面上粘聚力尺和破裂面上摩擦力巧。４．．．２２３计算公式一对于给定边坡坡度０（：ｍ的特定路基，定存在与之对应的满足稳定安全系数为１）Ｋ的打一最大边坡高度ｍａｘ同理，对于给定边坡高度打的特定路基，也；定存在与之对应的满足稳定安全系数为的最大边坡坡度。那么Ｗｍａｘ和０胃就是特定条件下既能满足稳定性要求，又能尽可能降低工程造价的合理边坡高度与合理边坡坡度。引入路基稳定安全系数／：，如路基止体的实际粘聚力和内摩擦角分别为Ｃ，９，那么路基止＇’体的计算粘聚力和内摩擦角Ｃ分别为Ｃ／Ｋ、ａｒｃｔａｎ。对破裂棱体建立稳，口（＾）定安全系数为Ｋ的极限平衡方程：Ｆ－＝ｆ＋ＦｓＴＱ（４．３１）７６
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法／／Ａ／／Ａ／／Ａ／／Ａ＾图４．７路堤稳定性计算图式、厂－－－Ｕ＾Ｋｉ振图４．８路垫稳定性计算图式由稳定性计算图式可知：＝ＴＷｓｍａ（４．３２）＇Ｆ＝ｃｃＬ（４．３３）＝ＮＷｏｏｓａ（４３４）Ｉ＝巧Ｗｔａｎ口（４．３５）＝－＾－＾＾Ｗｓｉｎ９ａ（）２ｓｉｎ６（４．３６）ｌＩ式中）ｃ为破裂面上的计算粘聚力，ｋＰａ；：Ｗ为破裂棱体ＡＳＺ的重量，ｋＮ；户为破裂面°计算内摩擦角，（）；Ｉ为破裂棱体公公的长度，ｍ；ｒ为平行于滑动面公Ｚ）的重力分力，ｋＮ；ＩＦ为垂直于破坏面公０的重力分力，ｋＮ；好为边坡高度，ｍ；ａ为假想破裂。°３面与水平面的倾角，（）；６为路基边坡倾角，（）；ｒ为路基王体重度，ｋＮ／ｍ。？４将式（４．３２）（．％）代入式（４．３１），得：＝＿ａＸｓ－ｔｓｉｎ０ｉｎａｃｏｓａａｎ（４．３７）端（則７７
博±学位论文Ｃ’４当边坡大小（ｌ．８１）可：：ｍ）已知时，仅是ａ的函数，那么式（简写为’＝ｃａ／（）（４．３８）’？＾＝Ｃ屯＝０显然，０时，取得最大值，由可得：ｄａｄａ－－＝ｃｏｓ０ａａｔｓａｓｎ＾ａｃｏｓａｓａｔａｎ０（ｃｏｓａｎｉｎ＋ｉ＋ｉｎ）（戸）（）（則（４３９）化简式（４．３９）可得：Ｑ，＋ｙｑａ＝—２（４４０）．＇式（４．４０）表明：当假想破裂面公公与水平面夹角时，ｃ取得最大值，即２破裂面公０为最危险破裂面或最有可能存在的破裂面。将式（４．４０）代入式（４．３７）得：＂；里ｓｉｎ（＼＼州片心心－心ｃｏｓｔａｎ￣（４１）恤别．４２ｓｉｎ＾ｌ２２２２ｓｉｎ９ｃｏｓ＾ｊ＾Ｊ炒’ｉｃｍａｘ＜Ｃ当时，路基稳定安全系数大于公，满足路基稳定性要求。恤梓Ｌ２＊ｓｉｎ＜９ｃｏｓ＞ｇ（４４２）由式（４．４２）得＇０＇２ｃｓｍｃ＜ｐ＿＾（４４３）．戸ｎ—－ｙ＼＾／０边坡倾角为（ｌ：ｍ）的边坡，当稳定系数为Ｋ时，路基边坡所容许的最大边坡高度为：２■Ｃ０／／嘛＝马（４．４４）鸣］ｓｍｒ＇＇每皆＝ｔ＝Ａ＾。式中：口ａｒｃａｎｃｃ／；Ｋ由式（４．４３）可知：当路基的设计边坡高度片＜／／ｍ？时，路基稳定安全系数大于Ａ：，路基满足稳定性要求，否则路基稳定安全系数小于／：，路基不满足稳定性要求。根据７８
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法４０＜６式（４．４）可找到己知边坡高度／／的最大边坡倾角０ｍＭ，当胃＜时，路基稳定安全系数大于路基满足稳定性要求，否则路基稳定安全系数小于Ｋ，路基不满足稳定性要求。对于折线形边坡或台阶形边坡，可取平均边坡坡度进行路基稳定性计算。４２．２．４计算参数的选取路基稳定性分析计算中；（１，稳定安全系数Ｋ的取值应综合考虑下因素确定）路基稳定的重要性及路基失稳带来的危害程度（２）路基承受的所有荷载作用的全面；一性与经常性；（３）稳定性分析与计算方法与实际情况的致性及吻合程度；（４）强度参数指标试验资料和取值资料来源的可靠程度（５）工程安全与经济的合理性。根；一般为？据实践经验，路基边坡稳定安全系数值的取值范围１１．５０之间。破裂楼体的重度７Ｗ及抗剪强度Ｃ、口的取值的准确性均会对计算结果产生影响。计算指标采用试验测定取得时，应保证试件的取样、试验条件和试验方法尽量同路基一的实际工作状态致，提高计算参数的准确性。对于挖方路基的稳定性计算应取原状±样进行试验；对于填方路基的稳定性计算，应取按规定压实要求制备的压实止样进行试验。当抗剪强度计算参数指标离散性较大时，应综合考虑试验结果、经验数据、类似工程的反算结果及可能发生的最不利情况确定。具体计算与设计中，在综合考虑［＾上因素的前提下，计算参数可按现行设计规范的有关要求酌情取定。４．．２２．５结论（１）引入计算粘聚力和计算内摩擦角概念，通过力学分析建立了渗水性±路基稳定性计算与设计的新方法一公式法。公式法反映了路基高度、路基边坡坡度、路基稳定安全系数、路基±体计算参数之间数值对应关系，简化了渗水性±路基边坡稳定性分析与计算过程。（２）对于不同高度的路堤和路垫的稳定性均可采巧公式法进行计算与设计。采用公式法进行路基稳定性计算与设计，既可减少低边坡路基稳定性设计的随意性与盲目性，提高设计的科学性；同时又简化了高边坡路基稳定性计算与设计的过程。４．２．３填石路堤稳定性计算与设计新方法填石路基尽管在我国应用得比较早，但对石料修筑高等级公路路基的许多技术问７９
博±学位论文题的研究与认巧仍然还很不成熟，填石路基的现行设计规范的规定与要求并不科学、（１）现行设计规范对填石路基稳定性的设计并不完善。，分别从路基边坡高度（不宜超过２０ｍ）、边坡码硕层石料强度（大于３０ＭＰａ）、石料尺寸（不应小于３００ｍｍ）、石料形状（规则、方正）等方面的具体规定进行设计，路基边坡形式、路基边坡坡度大小采用规范规定进行设计。按现行规范计算与设计方法容易产生不同填料、不同高度的填石路堤采用同一边坡大小和边坡形式的路基横断面，送有失设计的科学性。（２）一对填石路堤边坡码彻层的作用与功能的认识，仅仅认为是种保护路基不受环境侵蚀一的构造措施，未将边坡码硕层作为填石路堤的种力学结构看待。（３）对填石路堤的地基只有压实度控制要求，没有针对地基承载力提出具体要求，这与地基承载力影响路基稳定性客观事实不符。工程实践中，常有高等级公路填石路堤发生路基沉陷、边，影响公路工程的使用品质、使用寿命坡鼓胀等质量病害，造成较大经济损失。因此，一进步研究填石路堤稳定性的计算与设计方法，提高填石路堤的稳定性，己成为公路工程技术人员急需解决的现实课题。４１．２．３．填石路堤填料技术要求与力学特点《ＪＴＪ３０－２００４公路路基设计规范（Ｄ）》规定用不易风化的开山石料填筑的路堤称一为填石路堤。填石路堤填料主要来源于公路路壁及隧道开挖与爆破产生的石料，般不对填筑石料的级配范围、强度进行具体定量限制，填料选择的标准比较低，在满足工程经济条件下的路壁和隧道等的开挖石料均可用于填筑路堤。澳大利亚道路技术委员会将填石材料分为块石填方和不规则填方。规定通过０．０７５ｍｍ筛孔的材料含量少于？１０％，块石最大尺寸达到Ｉｍ的为块石填方；通过化０７５ｍｍ筛孔的材料含量在１０％２０％之间，粒料最大尺寸为０．５ｍ的为不规则填方。可见，填料的工程力学性能离散性大。，工程实践中很难能保证填料质地均匀、强度均匀路堤填石材料是由各种无祐性不同粒径颗粒组成的粒料，压实后的填石层的力学强度来源于填石料颗粒间的相互嵌挤、锁结、咬扣及摩擦等作用，主要由填石料的内一摩擦角决定。填石料的为学性能般采用抗剪强度表示，填石料的级配、压实程度较大地影响抗剪强度。压实后的填石料压缩沉降量及工后沉降量均较小，仅为路堤高度？±质路堤？的０．１％０．２％，远远小于普通１％５％的工后沉降量。地基稳定条件下，对２０ｍ高的填石路堤的沉降观测结果小于１ｃｍ。可见，压实后的填石路堤可Ｗ近似为半。，刚性体，有着良好的路用工程性能但工程实践中仍有不少填石路堤常发生路基沉８０
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法陷一一、边坡码御层鼓胀等破坏及失稳现象。造成这现象主要原因是现行规范对填石路堤设计与施王的指导作用不强；二是设计人员对填石路堤按照规范采用典型断面进行设计，没有具体问题具体分析，设计人员的主观性、随意性比较大。因此，工程技一术人员必须加强对填石路堤稳定性的计算与设计问题的研究，Ｗ便进步完善现行规范，提窩填石路堤稳定性设计水平。４．２．３．１填石路堤稳定性计算与设计方法通过上述分析可知，要确定填石路堤经济合理的码樹层厚度、边坡形状Ｗ及边坡坡度一，应加强Ｗ下两个方面的研究。是填石路堤稳定性计算与设计方法的研究；二是提高填石路堤稳定性工程技术措施的研究。（０填石路璋边坡稳定辑计算１）稳定性计算公式推导目前，对填石路堤边坡码硕层的作用与功能的认识仍然停留在是保护路堤边坡的构造措施上，未将边坡码顽层作为填石路堤的１种力学结构看待。当填石路堤设计边坡°°坡度为１：１．２５时（坡角３８．７），填石棘圧实后内摩擦角为３５，则此填石路堤的边坡是不。稳定的，但设置边坡码硕层后可维持填石路堤边坡的稳定但现行设计规范中，对如何进行边坡码棚层结构的稳定性计算没有提供具体的计算方法。图４．９为增加码硕层扉，１－图４．９码湖边坡稳定性计算图式后的填石路堤，假设填石路堤边坡破裂面風：：与水平面的交角为ａ，按现行规范要求，码砲层采用强度较高的方正块石硕筑，码御层内产生的破裂面应为水平面码搁层＾公Ｆ沿水平乂８面向外滑动，出现公Ｆ破裂面，说化片沿边坡公公向下滑动。设路基填料与码御层的实际内摩擦角分别为巧、巧，令路基稳定安全系数为ｉｉ：，，＇＇填料与码满层的计算内摩擦角分别为巧和＆，有：８１
博±学位论文ｎ＝ａｎ＾ｔａｔ（４．４５）＾／＇ｔａｎｃ＝（４＼３１＼斬／Ｋ．４６）Ｐｉ假定填石路堤的破裂面倾角ａ（？＜６），令公对＾公Ｆ的作用力为Ｐ（作用力Ｐ与公Ｆ面法线的夹＇＾公Ｆ对公Ｃ￡Ｆ的作用力Ｐ＇角为餐），则与ｆ大小相等，方向相反。。＾＇在图４受到重力ＷＷ＝Ｗ＋、化、户Ｈ个力组成的平面力系作用．９中，公Ｃ仿２，当（听）＾公Ｃ贷，处于稳定安全系数为ｉｉ：的极限平衡状态时Ｗ、化、尸组成的力多边形为封闭的王角形：，如图４．１０所示。由正弦定理可得尸Ｗ地３－＿（４．４７）＇。，＇ｓ—一ｉｎａｓｉｎ９０ａ＋十（巧）（巧辦）由式（４．４７）可得：＇＋Ｗ－Ｗ３ｓｉｎａ）（），（２約＿尸（４４８．），，－ＣＯＳ＋ａ（巧０２），－＇口＇Ａ＼９０￣ａ＋（Ｐ＋（ｊＰ２／Ｐ’‘’－９０－巧２／ｙ图４．１０公受力多边形图示Ｊ公Ｆ受重力Ｗ、巧２、个力组成的平面力系作用，当处于稳定安全系数为Ｋ极，，、化、尸的力多边形也必将组成封闭的Ｈ角形限平衡状态时平面力系Ｗ，如图４．１１。ｉ同理有；丄＝—＾—＝－＾（４４９）．＇。＇＇ｓ－２ｉｎｓｉｎ９０２ｃｏｓ（）（）奶奶斯由式（４．４９）可得：８２
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法■＝Ｐ（４．５０）ｃｏｓ口知）。’／９０－２斬９〇％＜Ｐ２ｒｙ／／化＇４？图．１１＾公＾受力多边形图示式（４．５０）表明，＾公Ｆ要处于稳定安全系数不小于Ｋ的极限平衡状态时，其承受一＇公Ｃ防作用为尸的最大值为ｓｉｎ＆７ｃｏｓ２，户和Ｐ是对大小相等、方向相反的巧（知）＝稳定安全系数不小于作用力与反作用为，有严Ｐ。所Ｗ，当路堤要处于ｉｌ：的极限平＇３虹＇巧巧２戶＝户＜衡状态时，有，即ＣＯＳ口知）＇ｉｓ－＋Ｗｉｎａｓｉｎ（巧３）（巧）巧＆：（４５１）ｃｏ＋一ｃｏｓ２ｓ（私私ａ）（知）讨论：＇＜时＇＜０公Ｃ巧＾①当《巧，由式（４．４８）可知；７，表明处于稳定安全系数为的＇８护的拉＾公护实际上不可能对風：贷？极限平衡状态时将受到乂力作用，但产生拉力作ａ＜＇用不成立。，表明巧０含《含＇时ｉ＠当巧，若式（４．５１）恒成立，则路堤稳定安全系数大于／：，路堤满足稳定性要求；若式（４．５１）不成立，则路堤稳定安全系数小于Ｋ，路堤不满足稳定安全系数为。ｉ５：的稳定性要求２）计算参数的选取填石路堤稳定安全系数Ｋ的取值可参照本章４．２．２．４稳定安全系数Ａ：的取值原则确８３
博±学位论文定。填石路堤内部填石与码硕层的重度７和抗剪强度指标口的取值对计算结果均会产生影响。测定码棚层与内部填石的力学强度指标时，要按规定的硕筑与压实要求制备试一样，试验条件、试验方法应尽量同路堤的实际工作情况致。内部填石和码硕层重度可通过试验或根据经验确定，其值变化范围不大，对稳定性计算结果影响较小。抗剪强度计算参数指标的离散性较大，选取不适当所引起的误差较大。因此，抗剪强度计算指标值，，应根据试验、经验数据及己有稳定填石路堤的反算结果考虑实际可能发生的最不利情况，进行综合分析后确定。（２）填石路堤地基承载力计算４填石路堤地基承载力验算可按式（４．５２）进行。当式（．５２）成立时，地基承载力满足要求，否则地基承载力不满足要求。Ａ＋知含／＾４．５２）：＊．式中；为路堤产生的自重应力（ｋＰａ）；Ａ为车辆荷载在路堤底面处产生的附加应力（ｋ化），＊；／，为地基±承载为特征值（ｋＰａ）。１）路堤产生的自重应力的计算＝Ｐ（４．５３）。ｉｊ如，二Ｉ＂式中：为路堤填石分层总数Ｋ、Ａ为各分层的重度和厚度。；；，，２）车無荷载在路堤底面处产生的附加应力Ａ的计算采用扩散角理论计算地基所承受的车辆荷载。设车辆荷载压力扩散角为片，车辆荷载集度为９，路基顶面宽度为公，路基高度为则二／Ｂ＋２Ｈ化打（４５４Ｐｑ．）ｚ（仍４．２．３．４提高填石路堤稳定性的措施（１）提高码棚层厚度与码糊质量填石路堤码棚层失稳产生的原因一般是由于路堤内部填石不稳定、码硕层厚度不：１．２５直线边坡的填石路堤够或码硕层本身稳定性不满足要求。某采用１，设路堤填料８４
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法，／实际内摩擦角为巧码棚层石料实际内摩擦角为＾，码烦层厚度为＾，路堤计算高度为好，根据Ｗ值计算其稳定安全系数如表４．４所示。由表４．４得出：１）当填料内摩擦角小于边坡倾角时，填石路堤不能满足稳定性要求，但采用化６４ｍ厚的码御层后，稳定安全系数提高了化口，路基稳定安全系数达到了１．００；２）对路用性能较差的填石料填筑的路堤，可采用増大码硕层厚度或提髙填料及码棚层内摩擦角的方法提高路基的稳定性。当码巧层厚度由Ｉｍ增大到２ｍ．００，路堤稳定安全系数由化８７增大到１，增°＂３．大了化１；码棚层内摩擦角由３０増大到３５，路堤稳定系数由０８７增大到０為５，增大了０．０８。（２）科学控制内部填石压实质量．．．，填石路堤的内部填石压实质量影响路堤填石料内摩擦角与抗剪强度，填石料压实。越充分，内摩擦角与抗剪强度就越大，填石路堤的稳定性就越高内部填石的压实质量取决于合理的施工工艺与科学的巧量检测技术。在填石路堤施王中，对填料强度、级配、最大粒径、压实厚度、压实遍数、压实功率、压实沉降差等指标都应严格控制，Ｗ提高内部填石的内摩擦角；对填石路堤压实质量应采用力学或变形指标进行定量控制。在施工实践中，建议采用钢球法定量测定填石路堤的压实质量，具体作法如下：一－（１）每２０４０ｍ路基选择个断面，每个断面设６个观测点２）采用平地，；（机粗平后一在选中的６个观测点上布置钢球－（３）压路机每压，钢球露出松铺面２３ｃｍ；次后测出钢球的沉降值，当钢球的沉降值小于２ｍｍ时，则认为路堤达到压实要求。此方法中。钢球的刚度足够大，钢球的变形量可忽略不计因此，钢球的沉降值较为真实的反映了路堤的沉降值，可Ｗ作为填石路堤判定压实质量的依据。表４．４填石路堤稳定安全系数计算结果填料内摩擦角码御层内摩擦角边坡计算高度码满层厚度稳定安全系数序号°巧（）好脚）ｒｆ（ｍ）Ｋ１３５／６．０００．８８２３５３５６．００．６４１．００３３０３０６．０１．００乂７４３０３０６．０２．０１．００５３０３５６．０１．００．９５８５
博±学位论文（３）提高地基承载力填石路堤填石料的路用性能与±质填料相比存在较大差异：±质填料±颗粒么间一定的摩阻力，王体抗剪强度来源于粘聚力和摩阻力存在粘聚力和，主要由粘聚力控Ｉ，王体表现为具有较强的塑性。±质地基如承载力不够审Ｊ，地基将产生较大沉降及不均匀沉降，路堤随着地基沉降而沉降。但是，填石路堤强度来源于填料之间的相互嵌挤、锁结、咬扣及摩擦作用，±颗粒之间没有粘聚力，只有摩阻为，强度由内摩擦角一控制。填石路堤结构破坏后不会像±质路基样随着时间的推移慢慢恢复，当路堤内部产生的剪应力超过路堤极限抗剪强度时，路堤产生剪切破坏，其剪胀效应将导致边坡鼓胀使路堤失稳。填石路基对地基沉降的敏感性较±质路基高，地基的沉降及不均匀沉降易引起填石路堤巧塌和失稳。因此，对于填石路堤现行设计规范只规定地基压实度大于９０％，没有对地基承载力提出要求是欠妥的。在填石路堤特别是高填石路基的设计中加强地基勘察，，增加地基承载力要求指标按桥梁设计的地基勘察要求进行地基勘察，必要时加固地基，控制地基产生过大沉降及过大不均匀沉降而导致路基失稳破坏。４．２３．５结论（１）Ｗ填石路基稳定性的为学原理为基础，研究了边坡码硕层的为学作用，分析了填石路基稳定性影响因素，建立了填石路基稳定性计算与设计方法，克服了此类路基现行计算与设计方法的粗糖性与不科学性。（２）填石路堤的稳定性计算应包括从力学角度将边坡码棚层作为填石路堤结构看一待的迪坡稳定性计算和地基承载力计算两个方面，两者缺不可。（３）对于填石路堤的稳定性计算与设计，工程设计人员可参照本章所述新方法进行复核，，必要时按新方法进行调整和修改Ｗ便设计能够保证填石路堤的稳定性和经济性。４．３公路路基稳定性计算与设计现行方法与新方法的比较４．３．１两种粘质±路基稳定性计算与设计方法的比较一；公路路堤．０ｍ，算例１现有，路基宽度９路基高度１０ｍ，路基填料的重度３２＝》Ｉ９．２ｋＮ／ｍｃ４２．５ｋＮ／ｍ，〇，路基稳定，路基填料粘聚力路基填料内摩擦角與安全系＝数要求Ｋ１．２５。试设计路基断面形式，并对该路基进行稳定性计算与设计。８６
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法护９．。－．．．Ｉ叫＝巧Ｒ．９过／■．■■ｆ园＼ＦＭ（：ｍ图４．１２条分法计算路基稳定性单位）４．３丄１Ｓ０粘质±路基稳定性计算与设计新方法－根据现行《公路路基设计规范（ＪＴＪＤ３０２００４）》表３．３．４，先假定路堤边坡坡度为°＂＝＇１：１．５，如图４．１２所示。该路堤边坡坡度为：１：１．５，路堤边坡倾角０３３４１２４，査表４．２得相关角度：°＇＂ｗ＇＂＝４＝ａ５１３２３，２２％６２７＇ｓｉｎｓｉｎｗ＾ａｃｏ＝〇一ｃ＿＝Ｆ０ａｃｔｇ彷ｔａｃｔＯ＋ｃｔｇ６ｃｔｇ０ｃｔ９＋０．１５８８１１｛，ｇ，）（巧ｇｇ）＾＾教＝—－－￣￣ｒ＝—＝１．３９＞１．２５ｍｍｙＨＦｅａ（〇１９．２ｘ１０ｘ０．１５８８１１［，，）；因此，路基边坡坡度取１１．５，满足路基稳定性要求。４．３丄２９？０粘质±路基稳定性计算与设计现行方法根据现行设计规范对边坡坡度取值要求，拟定路堤边坡为１：１．５，查现行稳定性°＇°＇二°。＝５ｗ＝＝１１５分析与计算相关角度值表得：ａ，２２１５，Ａ％，Ａ３５根据４．１２．５好法确定最危险圆弧破裂面圆也０，如图４所示。由图可得破裂面圆°｜二＝＝、＾弧半径民１６．９〇１１１，破裂面圆弧中屯角＾２？１０２３〇，按填主路基横断面的形状，＾把整个路堤分为１２个主条。圆弧破裂面法路基稳定性计算结果如表４．５。＝ｋＮ＝８６７９＝＝表４．５中，艺ｃ／，１２９６．２５，完ｓｉｎ化．８ｋＮ，可得：７＾１２９６．２５／８６７．９８１．４９：。因此，路基边坡坡度取１１．５，路基满足稳定性要求８７
博±学位论文表４．５条分法边坡稳定性计算表ａｉ义＇Ｗ．ｓｉ，ｓｎａｆＶｉＣＯ．Ｗｃｏｓａｔａｎｈｎｉｓａ＾ｃｈ止条号±条宽±条高止条重，Ｕ／ｍ）Ｕ／田）（ｋＮ）（ｍ）畢化Ｎ）（ｋＮ）（ｋＮ）（ｍ）（ｋＮ）１１．７２．６８４．８６１５．００．８８７６７５．封３９．０９０３．９１６５．７５２２．０５．５２１１．２０１３．２０．７８１１１６４．９７１３１．８７０３．２Ｂ６．００３２．．．．．．．０７．４巧４１６１１２０化２７１８８３１２１２８００２８１１９．００４２，０９．０３４５．６０９．２０．５４４４１８８．１４２８９．９００２．４１０２．００５２．０１０．２３９１．６８７．２０．４２６０１６６屈３５４．；３６０２．５１０６．２５．巧５．．５６２．０１０．３６９５．２０３０７７１２１．７０３７６３３０２．１８９．２７２．６３６８．６４３．２０．１８９３６９．７８３６１．９７．１，０９０２８９．２５８２．０８．４３２２，％１．２０．０７１０２２．９０社１．７５０２．０８５．００９２－－－－．０７．２２化．４８０．７０．０４１４１１．４５２７６．２４０２．１８９．２５－－－－７０２０２．０５．７２１８．８８２．７０．１５９８３４．９８２１６．０．１８９．２１５－－－４４－１１２．０４．２１６１．２８４．７０．２７８１．８５１５４．９２０２．２巧．５０－－－－７５１２３．０１．８９２．１６７．１０．４２０１３８．７２８３．６３０３．１１３１．４．３丄３分祈比较结论、（１）当时，路基最危险破裂面的圆屯位置可直接由本章方法通过直接作图确定，路基稳定安全系数可直接通过本文公式直接计算确定，较现行规范采用条分法或简化的毕肖普法计算路基稳定性简单、方便。新方法的计算量与设计人员劳动强度较现行规范法大大减小。（２）新方法建立了Ａ、Ａ的计算公式与计算程序，对于特定的边坡坡角０，不需通过内插法求片、Ａ，可迅速而精确地计算出相应的巧和Ａ值，提高了计算精度。＝＝（３）对于软粘±（＾０）路基的稳定性计算，新方法和现行规范法得到了满足路一致结论＝基稳定性要求的，但前者计算得到的路基稳定安全系数１．３９，后者计算＝得到的路基稳定安全系数为ｉ＾１．４９，两种计算方法相比，新方法得到的稳定安全系数降低了６．７１％。存在差异的原因如下：①现行规范法采用的相关角度值较新方法的相关角度值精度低。②现行规范法计算过程因量测与绘图均会产生误差，从而降低计算的准确性与精度，；新方法直接采用公式计算避免了现行规范法计算过程中产生各种。误差的中间环节，从而提高了路基稳定安全系数的计算精度８８
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法４．３．２两种渗水性±路基稳定性计算与设计方法的比较°＝水平面夹角１２，路基顶，地面横坡与算例２：设路壁边坡王质为中密碌类止皆＝距离为２．０ｍ，路基±体强度指标面宽度公７．５ｍ，路基边缘到路壁边坡坡脚的３。＝＝、１２０ｍ屯，＝２０ｗ．如ｃ３５垫边坡±体重度．５Ｗ／，路线中挖方高度为５．０Ｗａ，路／，９＝＾，确定路基１．２５。进行路基稳定性计算与设计图４．１３所示，路基稳定安全系数取断面形式及边坡坡度。ＺＴｋＡ：ｉ２．０曲ＪＢ７，Ｉ２．Ｏｍ一＾＾＾４图．１３路壁稳定性计算示意图４．±路基稳定性计算与设计新方法．３．２１渗水性＝丄路壁边坡按直线边坡设计，设边坡坡度为ｌ：ｍ（边坡倾角６ａｒｃｔａｎ），边坡高ｍ４。４．６、．６１．１０、１．１５。按公式法列表计算如表从表Ｈ．００、１．０５度为，分别取ｍ等于１４度与路基高度设计计算表．６路基边坡坡＇－２ｃｏｓ＞ｓ＾＾与Ｈ皿０／ｉＭ（的ｇｎＨＨ边坡Ｉ１，＾２ｅＳｎ０＞结论口ｉｍｍ（）（）比较坡度．＂＇＂｜＂。。．＞Ｈｍａｘ。０．７４９１６．７９１２８４Ｈ不稳定巧．７０７１０．８７２４００１８：１５２２７５２１２１１．００４５０〇〇〇＊＂？＇＂。＂？＇．５．０７Ｈ〉Ｈ識不稳定７０．．０．０１巧７８１７０２１巧１５７２１０２４６８９６０８７２４１：１．０５４３３６１０＂＂｜＂°＇。。．＜Ｈｍａｘ稳定０．０如３５１７．２５１７８４Ｈ巧６．６７２６０．８７２４０１１：１６２５１５７２３〇３１．１０４２１＂＂＇＂《ｍａｘ稳定．。？７。０．５０２１．３５Ｈ打００３２巧１５２２５５２３２．６５６１０．８７２４０．０１０４６０１１：１．１５４１１满足要求，同时路基±石方开挖数量的计算可看出路蟹边坡取：１．１０时，路基稳定性：１理边坡工程造价最低．１０为该路基合，因此边坡取１同时路基±石方开挖数量最小，８９
博±学位论文坡度，既采用此边坡既满足稳定性要求又符合工程经济性要求。此时路基边坡稳定系数＾＞１．２５。４．．３．２２渗水性±路基稳定性计算与设计现行方法ＪＴＪＤ３０－２００４对于中密碱类王，现行《公路路基设计规范（）》表３．４．１中规定：当边坡高度小于２０ｍ时边坡坡度取值不宜陡于１：１；当边坡高度大于２０ｍ时边坡坡度取值应按稳定性计算确定，并进行个别设计。要取到合理边坡坡度，按现行规范设计，１、１、１其程序是：先根据规范提供的边坡坡度范围试设边坡度分别为１；．〇；１．〇５；一１．１０、１；１．１５，再对每边坡坡度取值情况均假设数个（至少５个）可能破坏面，求出每个破坏面所对应的边坡稳系数，最后作出稳定系数Ｋ与破坏面倾角ａ的关系图，如图确定给定边坡坡度的最危险破坏面一，计算每边坡坡度各种可能破坏面的最小稳定系数Ｋｎｕｎ，直到试设的边坡坡度对应的／：ｍ，ｎ值略大于边坡稳定系数要求值时，此边坡既稳定又经济。据此，１：１．１０同样可找到此路基的最佳边坡坡度为，但过程非常繁琐．１４。，计算工作量相当大，计算图示如图４ａ）ｎｒｒｔｏ了打。￣￣￣／／心／／心７７＾７７＾７７＾图４．１４渗水性±路基稳定性计算图示４．３．２．３分析比較结论（１）レッ上计算实例中可知从，公式法的优点在于能直接利用公式确定对应边坡高度的合理边坡坡度，或对应边坡坡度的合理边坡高度，不需做关系图确定Ａ：ｍｉｎ，计算工作量较小，精度较高。虽然现行方法同样可找到路基边坡的合理坡度，但计算工作量较公式法大得多，是公式法的５倍（暂不计按现行方法的做图工作量），同时由于通过做图确定其精度也较低。一（２）公式法实际上为渗水性止路基边坡的取值提供了个优化分析的解析式，同９０
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法一个简便方法时也为此类路基的稳定性分析找到了。设计者既能对低填挖路基的稳定、。性能屯中有数，减少盲目性，同时又简化了高填挖路基稳定性分析的计算过程４．３．３两种填石路堤稳定性计算与设计方法的比较算例３；某高速公路某段路基采用中硬岩石的填石路堤，路基设计宽度２８ｍ，路３基最大填貌高度为１２．０／ｍｍ，填料重度２２ｋＮ，填料与码糊层的内摩擦角取°＝＝４２２８０ｋＰａ。巧巧，路基地基承载力特征值／，．＊为，车辆荷载等级采用公路Ｉ级试设计路基断面形式并进行路堤稳定性计算。４．３．３．１填石路堤稳定性计算与设计新方法拟定填石路堤断面形式如图４．１５，取路基边坡坡度为１：１．３，码硕层厚度ｄ为１．５ｍ，＝＝°、填料与码硕层的实际内摩擦角分别巧口，＆４２，假定破裂面与水平面夹角为ａ，２巧＇＇＝１＝＝取路基设计稳定安全系数＾．２５。由ｔａｎｔａｎ／？ＳＴｔ処ｔａｎ／Ｋ得填料与码約巧，＆巧２？°。＝＝＝＂＝。满层的计算内摩擦角巧知３５．７６，０ａｒｃｔａｎ＾３７．巧ＥＤ＿＾如么化［图４．１５填石路堤稳定性计算图示〇丄－一￣＾ｘ－＝Ｘ三＝矿Ｘ石５Ｘ玄石Ｘｓｉｎ０ａＸｉｎＸ（ｓ３７．５７ａ３）尸（）７２２ｓｉｎａ０２巧７－ｇ，％ｓｉｎ３７？巧（）ｓｉｎａｗ两＋丽）ｘｄｘｙ｛２４＋（１＋（１３ｄｆ）ｘＪｘ／Ｉ…■———ｒｒ■＞２ｓｉｎ０ＩｓｍＯ－－（３２％ＨｌＭｄｘｄｘ３．２８ｘｌ２１．６４ｘ２ｘ２ｘ２２）／（）＝＝ｌｉＵ１．２ｊ２ｘ０．６１０２ｘ０．６１０Ｗ．＝ｉｘ３ｉｉｘ＾ｘｖ＝ｉｘ２ｘ—ｘ２２＝３３．８５１２２１．３９１
博±学位论文４代入式（．５１）得。２５９７—．９５ｓ化３７？巧ａ（）１ｂ—１３０１．巧＋ｓａ３５７６（）ＬＪ＜６２．４４ｃｏｓ７－１．５３ａ（）°３７＝５７）。ａ在其取值范围内（《含．，ｌＵ上不等式恒成立当ａ３７．５７啼ｆ，左边取得最大值４９．５５。这表明所设计路堤的稳定性ｉ：＞１．２５，满足稳定性要求。故本例按新方法升算与设计取边坡坡度为１．３Ｌ５ｍ：１，码硕层厚度为，满足稳定性要求。４．３．３．２填石路堤稳定性计算与设计现行方法根据现行规范，填石路堤的边坡坡度应根据填石料种类、边坡离度和基底的地质条件确定。本例地基承载为特征值为２８０ｋＰａ，，路堤基底良好对于中硬岩石，规范规定填石路堤边坡坡度不宜陡于１；１．３，本例设计取边坡坡度为１；１．５。现巧规范规定中硬上岩石填石路堤应进行边坡码硕，边坡码硕应采用不易风化的石料，强度３０ＭＰａ？应大于，码确石块最小尺寸不应小于３００ｍｍ，石料应规则。对于填高５１２ｍ的填石路堤．５，边坡码瑚厚度不小于１ｍ，本例路堤填高口．Ｏｍ，取边坡码硕厚度为为１．７ｍ。故按现行规范设计，边坡坡度为１；１．５，码彻层厚度为Ｌ７ｍ。４．３３．３分析比较结论（１）现行设计规范对填石路堤的稳定性设计是通过采用典型断面和边坡码搁的规定来满足其稳定性要求，没有此类路基的稳定性计算与分析方法。运样设计显得很粗糖，边坡码糊层的稳定性及路基的稳定性如何无从知晓。（２）Ｗ填石路基稳定性的为学原理为基础，研究了边坡码禍层的力学作用，分析了填石路基稳定性影响因素一，建立了填石路基稳定性计算与设计新方法，方面能使一该类路基的稳定性问题上升到理论上去分析，另方面能防止设计的粗趟，从而提高设计的合理住和科学性。〇）对于填石路堤的计算与设计，设计人员可采用本章所述方法进行复核，必要时进行修改与调整，Ｗ便设计能够设计的安全性与经济性。４．４本章小结本章在系统分析路基稳定性现行计算与设计方法的基础上，对路基稳定性的计算与设计方法进行了较全面的研究，主要工作与结论如下；９２
第四章公路路基边坡稳定性计算与设计方法（１）对于渗水性止路基稳定性计算与设计，建立了渗水性±路基稳定性设计的解一析公式。与现巧规范法对，建立了直接由解析公式确定路基边坡坡度的方法公式法比，该方法既简化了路基稳定性设计的计算过程，又提髙设计的科学性。通过计算示。例对比分析，该方法具有较强的理论与实用价值，可供渗水性王路基稳定性设计参考一边坡坡度的各种可能破坏面（２）对于粘质止路基稳定性汁算与设计，建立了某的最小稳定系数Ｋｍｉｎ的解析公式；建立了描质主路基稳定性分析中求算相关角值的计算公式，并在此基础上重新编制了精度较高的相关角值表。通过计算示例对比分析，阐明了该方法的理论与实用价值，通过计算示例对比分析，该方法具有较强的理论与实用价值，可供姑质±路基稳定性设计参考。（３）对于填石路堤的稳定性计算与＾计，分析了填石路基边坡码硕层和内部填石的力学作用与力学特性，分析码满层厚度、内部填石压实质量、地基承载力等因素对填石路堤稳定性的影响，建立了填石路堤稳定性许算公式，提出了计算参数的选取方法，建立该类路基的稳定性设计方法。通过计算示例对比分析，该方法具有较强的理论与实用价值，可供山区填石路基稳定性设计参考。巧
博±学位论文第五章公路路基挡±墙稳定性计算与设计方法５．１挡±墙的稳定性与失稳类型挡±墙作为支挡结构一，在公路工程中得到了广泛应用。挡止墙的作用方面收缩路一基边坡坡脚方面承受±皮力，维持路基边坡的稳定。挡止，减小公路工程的占地；另墙在车辆荷载、地震和水灾等自然因素作用下，在施工过程中或交付使用后，常常表现为稳定性不够，出现各种各样的损坏，严重者甚至导致墙体倾覆、中断交通、人员伤亡等严重事故。一挡王墙稳定性体现在２个方面，是巧滑稳定性，二是抗倾覆稳定性。工程实践表Ｗ明挡±墙大多数破坏产生的原因是抗倾覆稳定性不够。挡±墙的失稳类型归结起来有Ｗ下３种：（Ｉ）挡王墙在±压力和所有外部载荷的作用下墙体整体产生背离墙后王体的位移；（２）墙体下端稳定而上端在主压力和所有外部载荷的作用下向背离墙后主体的一侧转动；（３）墙体的上端稳定而墙種在止压力和所有外部载荷的作用下向背离墙后一５止体的侧向外侧转动。如图．１所示。按照挡±墙的失稳形式，分别采用抗滑力（抗滑稳定性）和抗倾覆力矩（抗倾覆稳定性）两种分析方法对挡±墙的稳定性进行计算与设计。，，ｆｆｆ５１图．挡止墙的失稳形式５．２挡±墙穂定性计算与设计现行方法５．２．１挡±墙抗滑稳定性计算与设计现行方法５１．２丄挡±墙抗滑稳定方程９４
第五章公路路基挡±墙稳定性计算与设计方法挡±墙抗滑稳定性分析图式如图５．２所示，则挡止墙抗滑稳定方程如式５．１。ＭＷＡ－Ｖｆ—马？＼一￡广ｉ＼方图５．２挡±墙稳定性分析图示ｎａ－ａ－＞０１．１６＋怎＋ｔａｔａｎ／＋ｌ．ｌＧ＋ｔａｎａ＋（５．１＞［／０（］／（／）。／，，与〇）７０！馬〇０ｉ与伯０２馬：（ｋＮ￡Ｇ为作用于基底式中与为±压力的水平分力；为±压为的竖向分力（ｋＮ；），）Ｗ上的挡主墙和墙背上±体重力（ｋＮ）；Ｅ为墙前±体被动±压力的水平分量（ｋＮ；ａ）。ｐ。±墙基底为水平时ａ＝０（），挡，；Ｋ、为主动±压力分聊为挡止墙基底倾斜角。；７０，０２、墙前被动±压力分项系数／系数。／为挡±墙基底与地基±之间的摩擦系数，当缺乏可靠试验资料时，可按表５．１的规定建议值选用。表５．１挡止墙基底与地基止之间的摩擦系数／／建议值地基主类型摩擦系数／地基止类型摩擦系数片；软塑粘主０．２５碎石类止０．５０－．３０软质岩石０００．６０硬塑粘±．４砂碌主－－、粘砂±、半干硬的粘主０．３００．４０硬质岩石０．６００．７０砂类王０．４０５．２丄２挡±墙抗滑稳定系数计算Ａ■挡±墙抗滑稳定系数。按公式５．２计算：ｉＶ－＋Ｅｔａｎａ／＋＾［Ｃ，毎）〇］／旬…、Ｋ＝ｃ化２）式中：Ｗ为作用于基底上全部荷载产生的合力的竖向分力（ｋＮ），浸水挡王墙包巧浸水部分的浮力；￡／为墙前被动王压力水平分量的０．３倍（ｋＮ）；其余符号意义同前。９５
博±学位论文５．２丄３挡±墙抗滑稳定系数要求在进行挡止墙抗滑稳定性验算时，抗滑稳定系数的取值不宜小于表５．２的规定。对设置在不良王质地基、倾斜基岩地基及陡坡地基上的挡王墙，还应进行地基及填主的整体稳定性验算，其稳定系数不应小于１．２５。表５．２抗滑动的稳定系数要求荷载情况验算项目最小抗滑稳定系数要求Ｋ荷载组合Ｉ、ＩＩ抗滑稳定性ｃ１．３Ｋ１荷载姐合阻抗滑稳定性ｃ．３Ｋ１．２施工阶段验算抗滑稳定性ｃ５．２．２挡±墙抗倾覆稳定性计算与设计现行方法５．２．２．１挡±墙抗倾覆稳定巧方程５．２挡主墙抗倾覆稳定性分析图式如图，挡主墙抗倾覆稳定方程如式５．３０－＞０（．８ＧＺ＋＋５ｇ（巧）．３）徊的心而式中、：馬为作用于挡±墙全部荷载产生的竖向力合力重屯到墙址的距离（ｍ）＆为墙；背±压力的竖向分力到墙址的距离（ｍ）；Ｚｖ为墙背止压力的水平分为到墙址的距离（ｍ）；Ｚ为墙前被动王压力的水平分力到墙址的距离（ｍ余符号意义同前。）；其ｐＳ±墙抗倾覆稳定系数．２．２．２挡挡止墙抗倾覆稳定系数按式５．４计算：ＧＺ＋Ｚ＋ｃ与、片＝＿。４）亡再ｙＳ．３挡±墙抗倾覆稳定系数要求．２．２挡±墙抗倾覆稳定性验算时，抗倾覆稳定系数的取值不宜小于表５．３的规定。表５．３抗倾覆的稳定系数取值表荷载情况验算项目最小抗倾覆稳定系数荷载组合Ｉ、ＩＩ抗倾覆稳定性Ｋ〇１．５Ｋ荷载组合ｍ抗倾覆稳定性〇１．３施工阶段验算抗倾覆稳定性Ｋ〇１．２对设置在不良±质地基、倾斜基岩地基及陡坡地基上的挡±墙，还应进行地基及填止的９６
第五章公路路基挡王墙稳定性计算与设计方法，其稳定系数不应小于１整体稳定性验算．２５。５．２．３挡±墙稳定性计算与设计现行方法评价，在山区高等级公路建设中得到了广泛应用挡止墙作为路基的支挡结构。挡±墙的一一作用方面收缩路基边坡坡脚，减小公路工程的占地，；另方面承受止压力维持路基边坡的稳定。实际工程中，挡±墙经常会出现各种质量病害，甚至发生倒塌，巧其原因，主要是抗倾覆稳定性不够。不正确的施工与养护方法虽然可造成挡±墙抗倾覆稳定性不够导致失稳破坏，但是某些挡±墙的实际抗倾覆稳定性不能满足稳定要求，设计达不到．预期的安全储备，这也是不争的事实，设计的不完善对某些挡±墙的破坏有着不可推卸的责任。现行公路路基挡±墙抗倾覆稳定性计算与设计方法中，未考虑墙背王压力实际非线性分布情况对抗倾覆稳定性的影响；未考虑挡王墙地基反力产生地基反力力矩对抗倾覆。稳定性的影响挡王墙抗倾覆稳定系数实际上小于现行规范计算值，造成挡±墙抗倾覆稳定性达不到设计要求，甚至达不到稳定性要求，因此现行挡主墙抗倾覆稳定性计算与。设计方法不科学，存在缺陷，有待改进５．２．３．１未考虑±压力非线性分布对抗倾覆稳定性的影响－现行《公路路基设计规范ＪＴＧＤ３０２００４》对挡止墙抗倾覆稳定性设计中，计算±压力采用库仑±压力理论进行计算，假定墙背±压力沿墙高呈线性分布，止压为合力作用点距墙底１／３墙高（好）处、模型试验数据和理论分析均已证明，墙。但大量工程实测背±压力是非线性分布，±压力合力作用点高度随墙体几何特性、填料物理为学参数的变化而变化３）（４／９）之间。墙背实际止压为合力作用点高度，变化范围在（１／高于现行规范的１／３墙高，墙背主压力产生的倾覆力矩实际大于现行规范计算值，现行挡±墙抗倾覆稳定系数计算值大于实际情况，挡±墙抗倾覆稳定性设计存在安全隐患。Ｓ．２．３．２未考虑地基反力力矩对抗倾覆稳定性的影响《公路路基设计规范ＴＧＤ３０－２００４止墙抗倾覆稳定性设计中现行（Ｊ）》对挡，是在不计地基反力产生倾覆力矩的条件下，求出稳定力系对墙趾的稳定力矩和倾覆力系对墙趾的倾覆力矩，定义稳定力矩与倾覆力矩之比为挡主墙抗倾覆稳定系数Ｋｎ，当抗倾覆〇－±墙满足抗倾覆稳定性要求稳定系数／：大于现行规范表５．４．３３的规定值时，则判定挡。根据现行设计规范一，同挡±墙，在其它条件相同情况下，分别放置于不同的地基止层９７
博±学位论文上，抗倾覆稳定系数／：０计算结果是相等的，但这与现场实际情况不符的。由于地基承载力或地基刚度有限，，挡止墙倾覆失稳的瞬间墙底与地基的接触不可能是点接触通常情况下表现为面接触，地基对挡上墙基底有地基反力作用，反力合力作用点在基底面的某一位置，通常情况下不在墙址处，当墙址为矩也计算挡王墙抗倾覆稳定系数时，地基反力Ｗ墙址为中也的力矩属于倾覆力矩，促使挡±墙的倾覆破坏。因此，不考虑挡止墙地基反力力矩的抗倾覆稳定性计算与设计方法得到得抗倾覆稳定性计算值大于实际值，挡止墙抗倾覆稳定性设计偏于不安全。５．３挡±墙抗倾覆稳定性计算与设计新方法５．３．１考虑±压力非线性分布的抗倾覆稳定性计算与设计新方法５．３丄１概述一挡王墙作为公路工程的支挡结构，，方面，收缩路基边坡坡脚减小公路工程的占地一；另方面承受±压力，维持路基边坡的稳定。因此，山区高等级公路建设中挡±墙得到了广泛应用。挡止墙在使用过程中经常会出现各种类型不同程度的损坏，甚至出现倒塌，究其原因８０％，Ｗ上毁于抗倾覆稳定性不够。挡±墙倾覆失稳的原因是多方面的，一工与养护存在问题可造成挡±墙失稳一，方面，施另；方面设计的不完善、不科学同样可导致挡±墙失稳，甚至更严重，更具有危害性。现行《公路路基设计规范（ＪＴＧＤ３０－２００４）》对挡±墙抗倾覆稳定性设计的具体方法是：按库仑止压力理论假定±压力为线性分布求出稳定力系对墙趾的稳定力矩和倾覆力系对墙趾的倾覆力矩，定义稳定为矩与倾覆力矩之比为抗倾覆稳定系数当抗倾覆稳定系数必。大于现行《公路路基设－２００４３－３计规范（ＪＴＧＤ３０）》表５Ａ的规定值时，判定挡止墙满足抗倾覆稳定性要求。一般为一库仑理论计算±压力所引起的总±压力误差，５％左右，对实际工程来说般是允许的。但库仑公式本身并没有解决墙背止压力的分布和合为作用点高度的问题，工程界在进行挡主墙设计时一，假设滑模内的每点都处于塑性平衡状态，据此得出墙背±压力沿墙高呈线性分布的公式，合力作用点在墙高（ｉ／）的１／３处。不难发现，在推导±压力分布公式时一，滑模内每点都处于塑性平衡状态的假设与库仑±压力的假定矛盾。理论分析和国内外大量工程实测和模型试验数据己证明，墙背主压力的分布是非线性的，其合力作用点高度随墙体几何特性和填料的物理力学参数的变化而变化，变化范？围在（１／３）好（４／９）好之间。由于实际±压力合力作用点高度较现行规范取墙高的９８
第五章公路路基挡±墙稳定性计算与设计方法１／３要高，墙背±压力产生的倾覆力矩实际大于规范计算值，挡止墙抗倾覆稳定系数实际小于规范计算值，造成挡±墙抗倾覆稳定性设计达不到期望的安全储备，甚至达不到稳定性要求，因此现行挡±墙抗倾覆稳定性设计方法有待改进。笔者在力学分析的基础上，建立了考虑主压力非线性分布的合力作用点高度计算式和抗倾覆稳定系数计算式，建立了考虑墙背±压力非线性分布的抗倾覆稳定性设计新方法。５．３丄２±圧力合力作用点高度的确定由于±压力非线性分布理论条件下的止压力合力作用点高度的计算公式庞大、计算一直未能在实际工程的设计中得到具体应用过程烦琐，非线性分布理论。为克服计算止压力非线性分布条件下合力作用点髙度的烦琐，采用作用力系总体静力平衡分析法求±压力合力作用点的高度，此计算方法不受±压力分布形状的影响。图＇５．３所７ＴＣ为墙高为片的公路路堤挡主墙，墙背倾角为ａ，强顶上路堤局度为片１，＜ｆ路堤边坡倾角为，墙背砂性填±的内摩擦角为砂性填±与墙背的摩擦角球苗（片切在。设在极限平衡状态时墙背王体产生平面破裂面，破裂面倾角为０，滑动止模重力为墙背主压力合力为＆＇。设￡。作用点位于处，破裂面反为位于ｍＷ＋好（０处，Ｅ／／Ｉ／＂／Ｖ／＾：＾运＇ＴＳＳ＾／戶０勺皿、ｅ＾ｙ方图５．３±压力合力作用点计算图？＇ｍ＝其中、／Ｗ巧为小于１的位置参数。为计算方便，令ｗｗｗ。延长＾乃、公Ｃ交于９９
博±学位论文￡￡点，设点距离墙顶高度为好Ｑ，根据几何关系可得：好ｔａｎ９ｔａｎａ＋ｔａｎ９．＿＞（）Ｈｏ三ｙｊ．５）－１ａｎ？ｔａｎ９ｔｙＷ２ｌ＋ｔａｎａｔａｎｔ＾ａ＋ｔａｎ巧ｗ；（公）（）＝ｙｙＡＡＢＥ｛ｊ．ｏ）－ｔ２１ｔａｎａｎ沒（）－峨－加公戶ｇ鸣Ｗ趙（５．７）２ｔａｎ５ｙａＢＣＤ＝—ＡＡＢＥＷＭ）ＣＥＷＷ（５．８）式中：止重度，ｋＮｒ为填；令；Ａｅ＝竺七四哩＾化９）３３ｔａｎ？／—－／／〇７／ｉｌｔａｎ？ｔａｎ巧＊ｗ（）（／）Ａ—Ｈ〇ｌ＋ｔａｎａｔａｎ５／／（）；（５１０）—￣〇化）＝－皆６〇＋１犯６１孤／／巧〇化１１６１＋）（片）（３加片（５．１１）则四边形破裂棱体＾公Ｃ公的重屯、距Ｂ点的水平距离ｅ为：Ａｅ《＝－１《〇－１課（５．１２）对破裂棱体乂ＢＣＤ建立静力平衡方程由Ｓｘ＝０得；－０＝ａ＋＆ｃｏｓ＋化ｏｓ０（巧（切（５１３）＝由２：ｙ〇得：ａ—－＝尽ｓｉｎ＋尸ｓｉｎ＾＋Ｗ０句（批（）（５１４）＝ｓ由Ｍ０得：狀ｅ＋左口＋苗ｗ／／＋左〇ｓｉ打ａ＋為）所好ｔａｎａ）（（５１５）二尸ＣＯｓ０＋ｎｗ／／＋讯＋戶ｓｉｎ０＋灼ｗ／／＋好１ｔａｎ９（知）（）（口）（）化简得：ｓ—ａ＋＋ｉｎ＾＋ｔａｎ￡７ｙｃａｙ＋ｆＪ＋ｓｉｎａ＋為ｔａｎａ抑（）巧［］口（）（）ｍ＿＝ｎＰ（Ｈ＋ｍ）（５．１６）由（５．１２）、（５．１３）分别求得：１００
第五章公路路基挡止墙稳定性计算与设计方法Ｐ１■■■■■■Ｗｃ〇ｙ９＋ｔａｎ９＋口＋ｔａｎａ＋為（戸）［（）（）］（５１７）Ｅ１■■■－—Ｉ■■■—■ＷｃｏｓａＳｉｍ０＋ａ＋Ｓ（＋）［（＋ｔｍ（］＾））（５１８）把（５．１７）、（５．１８）代入（５．１６）得：ｅ［ｔａｎ（９＋抑＋ｔａｎ（ａ＋巧］——巧／／ｉａｎａｎＩａｎａｔａｎ＋／／ｌ＋ｔ公ｔ＾＋／／＋ｔａ＋＾５（）［（户）］［（）］（５１９）式（５．１９）表明±压力合力作用点的位置参数ｗ大小不是１／３，与库仑±压力理论Ｗ＝计算值１／３不符，Ｗ随墙体几何特性和填料的物理力学参数的变化而变化。式（５．１９）一中，对个具体的挡±墙，参数３、＾、《、０、／／、／／１等均为已知，参数６值可由式＾Ｗ（５．１２）计算得出，只有ｎ未知，因此要想最后求得值，必须给定？值。根据前面的分析己知，ｎ值表征破裂面上王压力合力Ｐ的作用点与墙背上±压力合力＆的作用点位＇（二ＭＷ）可置的差异性Ｗ，当填主为均质±体时，即为各向同性的理想填主介质时，＝取《１代入（５．１９）得：ｅＢｎｄ＞ａｔ＋２ｔａｎＳ＜＋＋［（）（）］＿－／／ｉ＋ｔａｎ＾ａｎｌｔａｎａｔａｎａ＜＋／／ｌｔ＾＋／／＋＋５（）［（＾）］［（）］（５２０）根据式（５．１９）可计算出路堤挡止墙王压为合为作用点的位置参数及作用位置Ｚ＝ｗ／／。同理可得：路壁墙、路肩墙止压力作用点的位置参数Ｗ，分别如式（５．２１）、式（５．２２），则相应可得出止压力合力作用点位置Ｚ。１＋１她ａ＋ｔａｎ与－ｔａｎａ＿ｔａｎｔａｎｔａｎｏｒ＋ｄ＋０＋０［（）（树］［］—１伽ｔ地０ｍ＝－Ａ－＾３―－－１＋ｔａｎ６＋ｔａｎ９＋＋ｔａｎａｔａｎａ＋Ｊ［（口）］口（）］－ｌｔａｎ４ｔａｎ＾１（５２。ｔ－ｔｔａａｎ０ｔａｎａａｎ０＋＋ａｎ＋（）［（的（別ｍ二＿ａ３ｔａｉｉ沒ｔａｎ沒＋ｔａｎａｔａｎ＋［（知）（今）］（５２２）由上述可知，采用静力平衡分析法求±压力合为作用点高度，概念清晰、推导简单、计算结果合理，克服了±压力非线性分布理论中计算公式的庞大和过程的烦琐，具有较强的理论价值与实际应用价值。５．３丄３考虑±压力非线性分布的抗倾覆稳定系数计算如图５．４所示，设挡王墙重为为Ｇ，±压力竖垂方向分力为＆，主压力水平方１０１
博±学位论文向分力为＆，墙趾前被动±压力为；挡±墙重力Ｇ对墙趾０点的力臂为瓦，＆对墙０点的力臂为爲，＆对墙趾〇点的为臂为么，对墙趾０点的力臂为為。则有：Ｚ＝ａｃ公＋Ｗ好ｔａｎ｜｜（５２３）＝—ＺＢｔ〇ｙｍＨａｎａ（５２４）＇ＧＺｇＥＺｔａｆ＋ｙＺｘ＋ＥｐＧＺｇ＋公＋ｗ／／ａｎ＋Ｚ＆（）ｐ｜｜旬Ｋ（５２５）ＫＺＥｘｍＨ－ｔａｎ０ｙＢａ（）麻巧色图４、５．任意转动中屯下力臂图５．３丄４算例分析°１，＝：设某公路浆规片石重力式路堤墙如图５．５所示，路基填料内摩察角３５算例＾，３＝＝〇．５１８ｋＮ／ｍ墙体与填料之间的外摩擦角ｊ口，路基填料重度７，墙彻体重度３＝＝＝２３ｋＮ／ｍ．１．２，墙体高度Ｈ６ｍ６１３４ｍ底水平宽度公＝８ｍ，／，墙顶宽度，基墙ｔ°＇＇＝＝ｒ背仰斜角度ａ１４０２，基底倾斜角度ａ〇ｉｉ９，设计荷载为公路Ｉ级，地基承载力满足要求，不计墙趾前被动±压力，其余条件如图５．５所示。根据算例１，按考虑墙背±压力非线性分布的抗倾覆稳定性计算与设计方法进行挡墙抗倾覆稳定性设计。°＇根据库仑止压力理论＝＝，按公路基设计手册计算方法确定破裂角０４０３３，０．１５４＝１．８巧＝主动±压力：抗鮮：ｉ９２．８ｋＮ２２１０
第五章公路路基挡王墙稳定性计算与设计方法＝ａ＋在＝水平分为；＆左ａＣ〇ｓ９２．６ｋＮ（）＝＝竖向分为；＆抗ｓｉｎａ＋５．６ｋＮ（巧？＂１無．丰广１１咖＾—＊Ｌ＝ｉｒ０２／ｉＶ？＇０＝〇１１巧图５．５挡±墙倾覆稳定性计算图Ｍ（１）±皮力合力作用点位置参数的计算＝＾＝化８３ｍ按现行规范计算车辆荷载当量王层厚度柄，由图５．５及前述公式可知：ｒ＝今＝好１４．５１．５＋０．８３３．８３ｍ＇１Ｈ＋Ｈｉ）ｔｓｎ０巧（６＋３．＾）ｔａｎ４（Ｔ３３３．８３｛＝＝＝—Ａｅ４．７１〇ｍ３３恤？３３／１．５／（）‘＇＾－好ｔａｎ！ａａｎａ＋ｎ４．．＋ｔ巧＾．５ｔｎ１４０２ｔａ（Ｔ３巧？片灿）［（）＇＝＝＝４Ｈｏ５．６ｍ＇－ａｎ？－ｌｔｔａｎ０１ｔａｎ４０３３／１．５／（）化－－ｎ－－Ｔ化ＸＩｔａｔａｎ５．６４３．８３ｌｔａｎ４（３＾．５ＡＷ（公巧（）［（＾］＂＇ａｎｎ—１ａａｎ好好。＋ｔｔ６ｘ５．６４１＋ｔａ１４０２＾．５（［（）饼］＝ａｎ－竺主四－ａｎ６好０。（＋好。ｔ０１ｔｔａｎ）（片）３触公＊’°＇传）－＝６＋５６４＿＝４ａｎ０３／１．５７８４７（．ｔａｎ０３３口ｔ４．（巧）］］／背￣＾．７１８＝＋＝＋＝ｅ＆７．８４７２．９９８－－＾Ｗ１０＼．０２７°ｉ。，＇。＇－２．９９８ｔａｎ４０３３＋３５＋ｔａｎ１４０２＋１７３０［（）（）］ｗ—＝‘＇。’，。＇＇＇－－－＋６＋３）［１＋ｔａｎ４０３３ｔａｎ（４０３３＋３５６１＋ｔａｎ１４０２ｔａｎ１４０２１７３（（：）］［（）（〇］＝０．３６（２）各力力臂的计算３１０
博壬学位论文王压力合力作用点距墙趾距离么、易°＇＝＝么二公ｔａＸｔａ．＋０．％片ｎａ１．２８＋（Ｕ６６ｎ１４０２１８２ｍ｜｜＇Ｚ＝－＝－＝；／ｗ／Ｚ公ｔａｉｍ。；ｘ６ｔａｎ．０．３６Ｌ２８ｉｒｉ９１９０ｍ；２．ａ＿公ｃｏｓｓｉｎａ。，，｜｜１＇＝墙重Ｇ＝舖－画ｋＮ心［。於２加９〇＋。（）｜扣＝墙重Ｇ对墙趾的力臂：Ｚｇ１．３７６ｍ（３）抗倾覆稳定系数的计算ＧＺｇ＋ＥｙＺｘ＋ＥＺｐＧＺｇ＋ＥｙＢ＋ｍＨｔａｎ？＋ＥＺｐ｛）Ｊ｜｜＿Ｊ－ｔａｎＥｘＺ／／ａｏｙ広公如）１８０．９７ｘ１．３７６＋５．６ｘ１．８２＿－－■９２６ｘ１．９０．Ｋｏ小于规范规定的１．５，则挡王墙抗倾覆稳定性不满足要求。５．３．２考虑地基反力力矩的抗倾覆稳定性计算与设计新方法５３．２．１概述工程实践中，挡±墙常常会产生各种各样不同程度的质量病害，且大多数表现为倾覆破坏。施工及养护原因可造成挡±墙破坏，但设计不完善对某些挡止墙造成的破坏更大。其原因是挡±墙抗倾覆稳定性设计的安全储各不够，即抗倾覆稳定系数实际值小于设计计算值。对挡主墙抗倾覆稳定性进行设计时，现行《公路路基设计规范（ＪＴＧＤ３０—２００４）》是在不计地基反为力矩条件下求出挡王墙稳定力系对墙趾的稳定力矩和倾／＾。覆力系对墙趾的倾覆力矩，定义稳定力矩与倾覆力矩之比为抗倾覆稳定系数当抗倾。－±墙满足抗倾覆稳定性要求不小于现行规范表５Ａ３３中的规定值时，覆稳定系数Ｋ，挡。主墙不满足抗倾覆稳定性要求一。根据现行规范设计方法否则，挡，同挡王墙在其它情况相同条件下，分别放置于不同地基承载力的地基±层上，其抗倾覆稳定系数向的计算值应相等，这与实际情况不符。挡王墙抗倾覆稳定系数的计算应该根据挡王墙发生倾覆破坏前瞬间的平衡条件确一定，，。由于地基刚度有限挡止墙倾覆破坏前的瞬间，通常情况下挡止墙基底与地基一一顶面的接触关系表现为面接触，，地基反力的作用线位于基底面的某位置般不通过墙趾、。当Ｗ墙趾为矩必时，基底反力对挡±墙产生倾覆力矩，使墙趾为矩屯的倾覆力１０４
第五章公路路基挡止墙稳定性计算与设计方法矩增大，抗倾覆稳定系数计算值减小。因此，挡±墙的抗倾覆稳定系数与地基极限承载力有确定关系。帅海乐等采用有限元分析软件ＰＬＡＸＩＳ对挡止墙的稳定性进行分析，结果表明，挡±墙的稳定性随地基承载力的增大而增大；余雄飞等假定基底地基反力分布形状呈王角形分布，建立了考虑地基反力对挡±墙抗倾覆稳定性影响的计算式，但地基一步分析反力的分布形状和大小有待进。可见，采用现行规范计算的倾覆稳定系数较实、际值大，抗倾覆稳定性设计达不到期望的安全储备，设计方法不完善不科学，有待改进。本文作者通过力学分析，给出了挡主墙抗倾覆稳定系数的新定义，提出了倾覆破坏模式，导出了考虑止地基反力力矩的抗倾覆稳定系数计算式，建立了考虑挡止墙地基反力力矩的抗倾覆稳定性设计新方法。Ｓ．．．３２２挡±墙倾覆破巧模式：当挡止墙抗滑稳定性和基底承载力满足要求时通过工程实例与理论分析得知，挡止墙产生倾覆破坏的原因是由于墙后王压力大于挡±墙的承载能力一。般情况下，挡±、墙基底地基反为分布图形近似为梯形随着墙后主压为的增大，，挡止墙合力偏屯距增大；偏也距大于挡止墙基底宽度的一１化时，基底侧出现拉应力，但地基与基础之间不可能一承受拉应力，这时地基反力将发生重分布，分布形状变化为个近似的Ｈ角形如墙后；±压力继续增大到某特定值时，地基最大反力将达到地基极限承载力，地基止产生塑性，地基沉降迅速增大变形，出现塑性变形处的地基反力不再增加，地基反力分布形状表一现矩形与Ｈ角形的组合图形，；最后，当挡王墙发生倾覆稳定破坏的瞬间地基反力分布图形近似为矩形，其大小为地基的极限承载力，墙遲处的地基反力为零，地基反力分布宽度小于墙底宽度。Ｓ．３．２．３抗倾覆稳定系数的新定义与计算（１）抗倾覆稳定系数的新定义一如图５．６所示，般情况下挡±墙能够保持稳定状态，但当挡±墙承受的±压力超出它的承受能力时将出现倾覆破坏。因此，可考虑挡止墙实际受到的止压力为库仑主动止压力倍，基，当增大时底地基反力增大，增大至地基极限承载力时地基反力将。不再增加，减小至零时，墙底与地基脱挡±墙出现倾覆破，墙種处的地基反力减小离坏时，Ｋ增大到最大值，定义该最大的值为挡±墙抗倾覆稳定系数。Ｋ值越大表明挡主墙抗倾覆的安全储备越大，越能满足抗倾覆稳定要求。黄勇等＾挡±墙达到倾覆１０５
博±学位论文，将±压力水平分为的增大系数定义为挡王墙的抗倾覆稳定系数极限平衡时，该方法未一考虑±压力坚向分为的变化对抗倾覆稳定性的影响，分析计算结果与实际情况有定偏差。（２）抗倾覆稳定系数的计算如图５．６所示，Ｗ挡王墙为分析对象，挡±墙受到重力Ｇ、止压力水平方向分力＆、止压力坚直方向分力＆、地基反力分布ｆｕ的作用。重力Ｇ对墙趾０点的为臂为＆，＆对墙趾〇点的力臂为為，＆对墙趾０点的力臂为么，地基反力只。分布宽度为／，对墙趾０点的力臂为／／２。挡止墙基底面与水平面夹角为ａ。，基底与地基摩擦系数为／，不计墙趾前被动主压力。挡止墙倾覆破坏瞬间处于极限平衡状态，Ｋ值可由静力平衡条件求得：二０尤＝墙趾为矩也：０：，由之，得由乏，得］＜ＫＥｘｓｉｎａｏ＋Ｇ＋Ｅｙ）（５．２６）ｐｊ（ｆ＝由之ｙ０，得＝ＧＫ＋Ｅｙｃｏｓａ〇（５．２７）ｐＪ＇７＾ｉｊＬ图５．６挡±墙力系力臂图＝ＧＺｇＫＫＥｃＺ（）＋Ｅ、左ｙ十５．２８＾１０６
第五章公路路基挡±墙稳定性计算与设计方法由（５．２７）得：＋＝．？峰（５／．２９）Ａｃｏｓａｏ将（５２９）代入（５：．２８）得巧版，哗２ＡＣＯＳａ。—Ｋ＝。３〇）Ｅ■ｊＺｔｙＥｙ２＾化简（５．３０）式得；；；＿＋么－＝ａ＋２Ｇ＋护２ＧＺｂ＞ｃｏｓ０５．３１ｃｏｓｏ＆］ＡＴａ〇（）口化巧為＆）／＂；：］—＝６＝－＝７ｃｃｏｓＧ２Ｇ７ｃｏｓ令：ａ，２／ＥｔＺｙＺａ〇＋２Ｇ＆，ｃＺｂａ〇＆）／＂巧（＂（５．３１）式可化简为：＾＝ａＫ（＋ｂＫ＋ｃＱ５．３２）。挡主墙的抗倾覆稳定系数可曲（５．３２）式求出由（５．３０）式可知：搜主墙的抗倾覆稳定系数Ｋ与地基承载力Ａ的大小有关，越大，Ｋ值则越大，反之亦然。当Ａ＾００Ａ时ｉ：，ｉ取得最大值，有：ＣｙＺｒ＝———Ｋｗ（５．３３）ＥｘＺ—ｙＥｙＺｘ《—峰＾ＱＩ虹放與放牢Ｉ／．，Ｍ０２／／心ｗ－＇＜ｂｉｒ１９图５．７挡±墙抗倾覆稳定性计算图５．３．２．４算例分析２：设５．７算例某公路浆硕片石重力式路堤挡±墙，挡±墙横断面布置如图所示，１０７
博±学位论文°３＝＝＝齡设填料内摩擦角３３５，填料与墙背外摩擦角＾化５，填料重度１８／１１１，墙棚＜口＾３＝／ｍ＝＝Ｋ２３ｋＮ挡主墙高度／／６ｍ，墙１．３４ｍ，基底体重度，顶宽度６水平宽度；ｆ。。＇公＝分＝斯＝１１．２８ｍ１４０２１１少Ｉ，，墙背仰斜角度，基底倾斜角度，汽车荷载为公路级地基承载力＝４００ｋＰａ。ｐ，不计墙趾前被动王压力，其余条件如图５．７按考虑基底地基？反力力矩的挡王墙抗倾覆稳定性计算与设计方法进行挡±墙抗倾覆稳定性计算，并分析地基承载为对挡主墙抗倾覆稳定性的影响。Ｚ〇＝Ｗ／３＝６／３＝２．０ｍ２．ＣＯＳ〇ｓｉｎａ。＿公，，，｜ｉ、＇＝＝Ｘ－－＝Ｆ公８０９７ｋＮ墙重Ｇ好ｌ．於［］ｒ，ｏＩ－ａ２ｓｉｎ９０＋ａ〇（）＼＼＝Ｇ．墙重Ｇ对墙趾的力臂：Ｚ１３７６ｍ＝－Ｓｔ二１７４４上压力作用点距墙趾垂直距离每＾／３ａｉｉａ。ｍ．；水平距离左＝Ｓ＋ｉ好ｔａｎ＝不计墙趾前被动主压力＆。ａ１．７７８ｍ；｜｜（１）抗倾覆稳定系数的计算２〇＝＝＝与５．６３１．３６］＝占２ｐｃｏｓａ〇２（７＞広Ｚ广岛么＋岛＂（）；。＇＝－ＸＸ＝２４１ＸＸ００９２．６Ｘ１．７４４５．６１．７７８ｃｏｓ１１９＋２１８０．９７５．６１１％０２．３２（）＾＾＝－ｃＧＩＧＺｃｐｃｏｓａ〇＾２］＇－＝－Ｘ＝１８Ｏ４１．９７２１８０．９７Ｘ１．３７６Ｘ００ｃｏｓ１ｎ９５８８１２．％＝将ａ、６、ｃ代入（５．３２）式求得：Ｋ１．３４（２）地基承载力对挡±墙抗倾覆稳定性的影响＝１５〇ｋＰ根据上挡止墙抗倾覆稳定性计算方法，当地基极限承载力Ａａ时，挡止墙＝抗倾覆稳定系数Ｋ０．８５，表明挡±墙处于抗倾覆极限平衡状态时，所受±压力只能达到库仑主动止压力计算值的０．８５倍，挡止墙抗倾覆稳定性不能满足要求；当地基极限承＝＝载力Ａｌ〇〇〇ｋＰａ时，挡主墙抗倾覆稳定系数＾１．５２，表明挡止墙处于抗倾覆极限平衡状态时．５２倍时（１，所受王压力可达到库仑主动王压力计算值的１大于．５倍），按照现＝，挡±墙抗倾覆稳定性满足要求１，行规范；同理，当地基极限承载力；７００００ｋＰａ时挡？１０８
第五章公路路基摆±墙稳定性计算与设计方法；＝±墙抗倾覆稳定性满足要求±墙抗倾覆稳定系数必１．６４，挡＾００时，挡±墙抗倾；足取得＝覆稳定系数最大值公■０＾１．６４３，。计算结果如表，挡止墙抗倾覆稳定性满足要求５．４所示。计算结果表明：挡±墙的抗倾覆稳定系数随地基极限承载力的增大而增大。＝＝切Ａ４００ｋＰａ，足１．４０为标准工况，计算地基承载力的变化对挡止墙抗倾覆稳定影响５．５。从表５．５可切看出，随着地基承载力的增大挡止墙的抗倾覆规律，计算结果如表稳定系数增大，随着地基承载为的减小，挡±墙，但稳定系数变化率却逐渐减小；反么的抗倾覆稳定系数减小，但稳定系数减小的变化率却逐渐增大。表５．４地基承载力对挡±墙抗倾覆稳定系数的影响地基极限承载力／ｋＰａ抗倾覆稳定系数Ｋ地基极限承载力／ｋＰａ抗倾覆稳定系数１５００．８５１０００１．５２３００１．２４２０００１．５８４００１．３４３０００１．６０５００１．４０１００００１．６４表５．５抗倾覆稳定系数隨地基承载力变化的变化率计算表￣地基极限承ｉ力／极限承载力变化量／１７＾稳定系数变化量稳定系数变化率（ｋＰａｋＰａ％）１５０１５０＾０．２６００３００１．２４１０００．１Ｏ．ＩＯＯＯＯ４００１．３４１０００．０６０．０６０００５００１．４０５０００．１２０．０２４００１０００１．５２１００００．０６０．０００６０２０００１．５８１００００．０２０．０００２０３０００１．６０７００００．０４０．００巧０１００００ＩＭ５．３．３综合考虑上两种情况的抗倾覆稳定性计算与设计新方法！＾上分别研巧了墙背±压为实际上的非线性分布和地基反力力矩对挡王墙抗倾覆１０９
博±学位论文稳定性的影响一，并得到了些有意义的结论。现行设计规范未考虑王压力非线性分布的客观存在，计算得到抗倾覆稳定系数偏高，对挡±墙的抗倾覆稳定性不利，挡止墙设计存在安全隐患，；同样现行设计规范未考虑地基反力力矩对挡主墙抗倾覆稳定性的影响挡止墙抗倾覆稳定性计算结果与地基承载力无关一结论与挡止墙抗倾覆稳定性随地，这基承载力的增大而增大的实际情况不符，计算得到的抗倾覆稳定系数大于实际情况，不利于挡止墙的抗倾覆稳定。由于不同挡±墙所处的地基主层的承载力各异和±压为非线性分布的客观存在，挡±墙抗倾覆稳定性计算与设计应综合考虑止压力非线性分布和地基承载力的影响，研究两者同时影响挡±墙抗倾覆稳定性的计算与设计方法具有较强的理论与实用价值。５．１压力合力作用点高度的计算．３．３±算例３；挡王墙如图５．８所示，Ｗ挡王墙为分析对象，挡±墙受到重力Ｇ、止压力水平分力広、止压为竖向分力必、地基反力Ａ的作用。重力Ｇ对墙趾０点的力臂为Ｚｇ，＆对墙趾０点的力臂为备，＆对墙趾０点的力臂为玄，地基反力Ａ分布宽度为／，对，墙趾０点的力臂为／／２。挡±墙基底面与水平面夹角为ａ，基底与地基摩擦系数为／。地基极限承载力＝４００ＭＰａ±压力。Ａ，不计墙趾前被动。班。〇ｅ叫图５．８挡±墙力系力臂图？＝Ｗ的计设主压力合力作用点高度距墙底的高度为护，令好ｗＷ，根据前面分析可算公式如下；１１０
第五章公路路基挡主墙稳定性计算与设计方法一ａｔａｎ巧ｔａｎａｔａｎ９＋＞＋ｔａｎ＋是扣（）［（）（＿９－ａ３ｔａｎ９ｔａｎ０＋ｔａｎａｔａｎ＋Ｓ［｛＾）（）］Ｓ．３．３．２各计算参数的计算主压力线性分布条件下，由前面的分析可知：■＆（１）±压为水平分力＝９２．６ｋＮ：（２）±压力水平分为竖向分力＆＝５．６ｋＮ（３）王＝公＋ｍ好ｔａｎａ压力合力作用点距墙址的水平距离么有：么；｜｜止压力合力作用点距墙址的竖向距离＆有＝－（４）：公ｔａｎａ。＝（５）由前面分析可知墙重Ｇ对墙趾的力臂：Ｚｂ１．３７６ｍＳ．３．３．３抗倾覆稳定系数计算挡止墙抗倾覆稳定性计算可利用公式巧．３１）计算、、么、為、２ｂ、，将Ｗ上＆＆Ａ、Ｇ、ａ等参数代入Ｗ下方程即可求出挡止墙抗倾覆稳定系数判定挡止墙的抗。．’ａ．倾覆稳定性。＾＾＾＾－ｃｏｓａ－ｃｏｓｏ＝ＫＫｒＥｙ＋２ＥｘＺｙＥＺｘｏ＋２ＧＥｙ＋ＩＧＺｏｏ０ｙ［（）］ｐ＾５．４挡±墙抗倾覆稳定性计算与设计现行方法与新方法的比较５．４．１是否考虑±压力非线性分布的抗倾覆稳定性计算与设计方法比较根据本章算例１，分别按考虑±压力线性分布的现行规范法和考虑±压力非线性分布的新方法进行抗倾覆稳定性计算与设计，并对两种方法的计算结果进行对比分析。５Ａ１．１±压力线性分布下抗倾覆稳定性计算与设计方法‘＇５０＝如图．５所示，根据库仑±压力理论，按照公路基设计手册确定破裂角４〇３３＝＝。Ａ：０．１５４＆１．８巧ｉ２＝ＫＫ主动：抗ｉ／ｉ＝％８ｋＮ±压力／；２広＝ａ＝：￡ａｃａｙ＋９２．６ｋＮ水平分力（巧；＝＝５６ｋＮ竖向分力：＆瓜ｓｉｎａ＋巧．；（＝＝＝±压力＆至墙鍾ｅ：Ｚａ／／．的垂直距离ｉ／３６３２０ｃ〇ｓａｓｉｎａ。ｒ、，妒｜｜墙重Ｇ＝＝舖－＝祖麵［化。９〇－ａ刪山。产ｌ１１１
博±学位论文＝１墙重Ｇ对墙趾的力臂：Ｚｃ．３７６ｍ王压力作用点距墙趾垂直距离备＝－＝１７４４ｍＷ／３公ｔａｎａ。．；＝公＋ｔａｎａ＝水平距离玄１．７７８ｍ；不计墙趾前被动止压为＆。｜｜賊＋Ｅｙ左＋Ｅｐ在二根据现行规范，则；，抗倾覆稳定系数：ＫｏＥｘＺｙ８０７ｘ７６ｘ１．１．９１．３＋５．６７７８，＝＝＞１Ｋｏ１．５８．５０％－６ｘ１．７７４，结论；抗倾覆稳定系数Ｘ。大于规范规定值１．５所拭挡±墙抗倾覆稳定性满足规范要求。５．４丄２±压力非线性分布下的抗倾覆稳定性计算与设计方法＝本章算例１考虑±压力非线性分布条件下的抗倾覆稳定性计算结果为：）１４７必．，必）小于规范规定的１．５，则挡止墙抗倾覆稳定性不满足要求。５．４丄３分析比较结论＝算例１按现行规范进行抗倾覆稳定性计算与设计，计算出抗倾覆稳定系数瓜１．５８，满足抗倾覆稳定性要求。而按新方法，即当考虑±压力非线性分布对合力作用点高度的＝，，不满足规范规定的抗倾覆稳定性影响，计算出的抗倾覆稳定系数怎。１．４７小于１．５要求。如墙后止体对墙背的±压力达到库仑主动±压力时，控±墙不满足抗倾覆稳定性要求。两种计算方法得到的结论恰好相反。大量工程实测和模型试验数据已证明±压力—的非线性分布是客观存在的，表明现行《公路路基设计规范（灯ＧＤ３０２００４）》对于挡±墙的抗倾覆稳定性设计方法是不完善的，也是不科学的。（１）本章在考虑挡止墙止压力非线性分布条件下，实际王压力合力作用点高度较现行规范取墙高的１／３要高，比较现行规范的计算而言，实际的倾覆力矩大，倾覆稳定系数小。本文算例挡±墙抗倾覆稳定性按现行规范计算值较本文新方法的计算值提高了７．５％，现行规范计算出的倾覆稳定系数较实际值大，抗倾覆稳定性设计达不到期望的安全储备。（２）本章的新方法在求王压力合力作用点位置参数Ｗ时，假定填料为均质王，取＂＝一１，对于不同设计条件下ｎ的取值问题尚需进步地探讨与研究。５．４．２是否考虑地基反力力矩的抗倾覆稳定性计算与设计方法比较２１１
第五章公路路基挡王墙稳定性计算与设计方法根据本章算例２，分别按不计地基反力力矩影响的现行规范法和本章考虑地基反力力矩影响的新方法进行抗倾覆稳定性计算与设计，并对两种方法的计算结果进行对比分析。５．４．２．１不计地基反力力矩的抗倾覆稳定性计算与设计方法根据本章算例２按不计地基刚度影响的规范法进行挡±墙抗倾覆稳定性设计。如图。＇＝＝５．７，根据公路基设计手册采用库仑主压力理论计算，确定破裂角０４〇３３，Ｋ０．１５４＝。＆１－８巧主２＝＝主动±压为：抗好说＾９２．８／ｉｋＮ２＝＝：広■ＥａＣｏ９２６Ｎ水平分力Ｗａ＋巧．ｋ＝＝竖向分力抗ｓｉｎ．：＆ａ＋５６ｋＮ（巧±压力＆至墙薩ｅ的垂直距离么＝片７３＝＝／ｍ６／３２．０２公ｃｏｓａｓｉｎａ。｜｜墙重Ｇ＝－＝１８０９搬＝ｒｒ舖．＊［品如挪Ｉ不＝６＾ＪＬ３７６／ｗ墙重对墙趾的力臂：义＝－＝Ｗ／３公ｔ。１．７４４／ｎ止压为作用点距墙趾垂直距离＆ａｎａ；石＝５＋好ｔａ＝１７７８ｔｗ＞。水平距离ａｎ．计墙趾前被动±压力岛；不１｜｜’Ｚ卿叫Ｐ王根据现行规范：Ｋ。，：，抗倾覆稳定系数吗则ＥｘＺｙ１８０．９７ｘ１．３７６＋５．６ｘ１．７７８，＝＝Ａ０１．５〇９２．６ｘ１．７７４１。结论：Ａ：。大于规范规定值．５，挡止墙抗倾覆稳定性满足要求５Ａ２．２考虑地基反力力矩的抗倾覆稳定性计算与设计新方法＝由算例２可知：考虑地基刚度影响条件下的抗倾覆稳定性计算结果为；＆）１．３４，必）。小于规范规定的１．５，则挡主墙抗倾覆稳定性不满足要求１１３
＇博击学位论文Ｓ．４３．２．分析比较结论由算例２可知，：按现行规范法计算抗倾覆稳定系数与地基承载力大小无关得到抗＝５８１．大于规范规定值１．５，满足抗倾覆稳定性要求。按本文新方倾覆稳定系数为＾：。，法计算＝止墙抗倾覆稳定性不，挡止墙抗倾覆稳定系数＾１．３４，小于规范规定值１．５，挡满足要求。表明按现行规范计算出的抗倾覆稳定系数大于本章新方法计算出的抗倾覆稳定系数，按现行规范设计，挡王墙抗倾覆稳定的安全储备的计算值较实际情况要大，现行规范法设计是不安全的。（１）建立了考虑挡±墙基底地基反力力矩的抗倾覆稳定性计算与设计方法。该计算与设计方法表明；挡±墙的抗倾覆稳定系数与地基极限承载力有确定关系。在挡主墙其它条件相同的情况下，，地基极限承载力越高，挡止墙的抗倾覆稳定系数就越大挡止墙越能满足抗倾覆稳定性要求。（２）在挡止墙其它条件相同的情况下，挡王墙的抗倾覆稳定系数随地基极限承载力增大而增大，但增长率不断减小。（３）考虑挡王墙基底地基反力力矩的抗倾覆稳定性计算与设计方法计算得到的挡±墙抗倾覆稳定系数较现行规范法的计算值小，算例２抗倾覆稳定系数减少了１５．２０％。其差值与地基的极限承载力有关，当地基极限承载为很大时，本章新方法与现行规范法的计算值偏差很小，说明现行规范只适用于地基极限承载力较大的地基。５．４．３是否综合考虑Ｗ上两种情况的抗倾覆稳定性计算与设计方法比较５．４．３．１不考虑Ｗ上两种抗倾覆稳定性计算与设计方法根据本章算例３，分别按不考虑止压力非线性分布和地基反力力矩的现行规范法与同时考虑±压力非线性分布和地基反力力矩的新方法进行挡±墙抗倾覆稳定性计算与设计，并对两种方法的计算结果进行对比分析。根据本章５．４．１可知不计地基反力力矩和地基承载力影响的现行规范法计算抗倾覆＝王墙抗倾覆稳定性满足要求稳定性系数／＾。１．５８，Ｋ。大于规范规定值．５，挡。１５Ａ３．２综合考虑Ｗ上两种的抗倾覆稳定性计算与设计新方法由算例３可知：°＇么二公＋＝Ｘ＝２ｍ０．３６片ｔａｎ〇ｒ１．２８＋０．％６ｔａｎ１４０２１．８ｌ｜１１４
第五章公路路基挡±墙稳定性升算与设计方法。＇－—＝＝ｗ／ｆａｎａ＝Ｘｎｍ备公ｔ。０Ｊ６６１．２８ｔａ１１１９１．９０２公ｃｏｓａｓｉｎａ。一，｜｜…墙重Ｇ＝＝舖－＝戀奮吟＊［化２ｓ－ｉｎ９（Ｔ＋ａ。（问）＝墙重Ｇ对墙趾的力臂：Ｚｂ１．３７６ｍ＝４００ＭＰａ（５．３１）；将！＾上各参数代入式得＂；■：；－＿ｃｏｓａ２ｇ＋￡苗么。＋＿Ｋ＋Ｇ２ＧＺｃｏｓａ〇岛）＆］吼口度＂（２２＇＝－＋５＋２Ｘ４００９２．６Ｘ９０６Ｘ１．扮ｃｏ１ｒｉ９２Ｘ１８０．９７Ｘ５．６．６１．５．ｓ［（）托２］＇＋－１８０．９７２Ｘ１８０．９７Ｘ１．３７６Ｘ４００ｃｏｓ１ｎ９２－＝＝３１．３６反＋１２９５３４．１５Ｋ１５８８１２．９２０＝反１．２３解得ｓ＝挡±墙抗倾覆稳定系数＾＾。１．２３小于规范规定值１．５，挡±墙抗倾覆稳定性不满足要求。５．４．３３分析比较结论由算例可知：按现行规范法计算抗倾覆稳定系数与±压为合力作用点高度及地基ｉ载为大小无关，得到抗倾覆稳定系数为必＞＝１．５８，大于规范规定值１．５，满足抗倾覆稳定性要求。按同时考虑±压力合力作用点高度和地基承载力大小对挡±墙抗倾覆稳定性＝的影响的本文新方法计算，得到挡±墙抗倾覆稳定系数Ｋ１．２３，小于规范规定值１．５，挡主墙抗倾覆稳定性不满足要求。抗倾覆稳定系数减小了化３５，即降低２２．１５％，表明按现行规范进行挡主墙抗倾覆稳定性计算与设计存在较大的安全隐患。５．５本章小结本章介绍了公路路基挡±墙抗倾覆稳定性设计现行方法；建立了考虑±压力非线性非线性分布条件下的挡主墙抗倾覆稳定性计算与设计方法，建立了考虑地基反力力矩影响下的挡±墙抗倾覆稳定性计算与设计方法。通过计算实例对比分析，得到Ｗ下主要结论：（１）本章在考虑挡±墙±压为非线性分布情况下，止压力合力作用点高度高于现行规范法１／３墙高，±压力倾覆力矩增大，捜±墙倾覆稳定系数减小。本文算例挡±墙７．０％抗倾覆稳定性按本文新方法计算较现行规范法计算值减小了，现行规范计算出的倾覆稳定系数较实际值大，抗倾覆稳定性设计达不到期望的安全储备。（２）本章的新方法在求±压为合力作用点位置参数ｍ时，假定填料为均质±，取＂＝一１ｎ的取值问题尚需进步地探讨与研巧。，对于不同设计条件下１１５
博±学位论文（３）建立了考虑挡±墙基底地基反力力矩的抗倾覆稳定性计算与设计方法。该计算与设计方法表明：挡±墙的抗倾覆稳定系数与地基极限承载力有确定关系。在挡±墙，其它条件相同的情况下，地基极限承载力越高挡±墙的抗倾覆稳定系数就越大。（４）在挡±墙其它条件相同的情况下，挡±墙的抗倾覆稳定系数随地基极限承载。力增大而增大，但增长率不断减小（５）考虑挡±墙基底地基反力力矩的抗倾覆稳定性计算与设计方法计算得到的挡王墙抗倾覆稳定系数较现行规范法的计算值小。，算例２抗倾覆稳定系数减少了１５．２０％其差值与地基的极限承载力有关，本章新方法与现行规范法，当地基极限承载力很大时计算值的偏差很小，说明现行规范对挡±墙的抗倾覆稳定性设计是偏于不安全的，只适应于较硬或刚度较大的地基，即地基极限承载力较大的地基。（６）建议科研设计人员在进行挡±墙抗倾覆稳定性设计时能应用新方法对其进行复核。１１６
结论与进一步研究的建议结论与进一步硏究的建议主要研究结论公路路基的强度与稳定性不够，路基将产生各种质量病害，直接影响公路工程的使用质量、使用品质、使用寿命，甚至造成严重的经济损失、安全事故和不良的社会影响。研巧保证公路路基强度与稳定性的计算与设计方法有着广阔的工程应用前景和显著的经济效益与社会效益。笔者Ｗ粧承式半刚性加筋垫层路堤与路基稳定性分析为研究方向，对粧承式半刚性加筋垫层路堤与路基稳定性的计算与设计方法进行了系统的分析与研究，建立了枯承式半刚性加筋垫层路堤加固软±地基垫层厚度、地基承载力、路堤沉降及路基稳定性的计算与设计方法。现将本文的研究结论总结如下：（１）建立了综合考虑不同巧径、不同植间距、不同路基高度和不同筋材强度的植一承式半刚性加筋垫层路堤垫层厚度计算公式，为加筋垫层厚度的设计提供了个实用、科学、有效的计算与分析方法。（２）巧承式半刚性加筋垫层路堤的垫层厚度随粧间距的增大而増大，随植径的増大而减小，随路基高度的增加而増大，随筋材强度的増加而减小。这些可供设计及优一化设计参考，可进步推广加筋技术在公路、铁路软弱地基中的应用。（３）建立了综合考虑基础刚度、地基置换率、垫层扩散作用、加筋拉为作用、边坡王体压力作用对粧承式半刚性加筋垫层路堤地基承载力的影响的实用计算公式与验算方法。地基承载力计算公式与验算方法思路清晰、使用简便，可更好地指导工程实践。（４）工程实例计算结果表明，半刚性垫层通过加筋，改善了半刚性垫层的工作形状，提高了半刚性垫层刚度和应力扩散能力，有效地发挥了垫层及其下软±层的天然地基承载潜力。地基承载力随地基刚度的增大、地基置换率的提髙、加筋层数的增加、垫层扩散作用的加强而提高，筋材拉力对提鳥地基承载力起主要作用。（５）当＾？０时，粘质止路基最危险破坏面的圆也位置可直接定出，其路基稳定系数就可直接通过本文建立的公式计算确定，较规范中采用条分法或简化的毕肖普法计算简单。（６）建立了粘质±路基稳定性计算与设计中Ａ、风的计算公式与计算程序，对１１７
博±学位论文一于个新出现的边坡坡角０，不需通过内插法求Ａ、Ａ，可迅速而精确地计算出相应的Ａ和Ａ值，显然也提高了计算精度。（７）引入计算粘聚力和计算内摩擦角概念，建立了渗水性王路基稳定性计算与设计的新方法（公式法）。公式法表明，某种止质类型、±体结构状态、边坡高度的路基要达到稳定性要求一，有确定的边坡坡度或边坡平均坡度与之对应；反之，某种主质类型一、王体结构状态、边坡坡度的路基要达到稳定性要求，有确定的路基边坡高度与么对应。可见，与现行方法相比，新方法计算简单、操作方便，既提高了设计的科学性，又减少了设计的盲目性和随意性。（８）建立了将边坡码棚层作为填石路堤结构看待的填石路基稳定性计算与设计方法，完善了填石路基稳定性的计算控制指标，克服了此类路堤现行设计计算方法的粗禮性与不科学性。（９）在挡±墙±压力非线性分布条件下，借助静力平衡分析法，建立了挡止墙主压力合力作用点高度和抗倾覆稳定系数计算公式，建立了挡止墙抗倾覆稳定性计算与一直未能设计新方法。新方法克服了±压力非线性分布理论的烦琐、计算公式庞大，在实际工程中得到具体应用的缺陷，成功地考虑了±压力非线性分布对其抗倾覆稳定性的影响。（１０）挡±墙±压力非线性分布条件下合力作用点高度高于现行规范按线性分布条件计算的合力作用点高度，王压力倾覆力矩增大，倾覆稳定系数减小。考虑±压力非线性分布对挡止墙抗倾覆稳定性的影响，本文算例得到的挡止墙抗倾覆稳定系数计算值较现行规范法计算值减小了７．０％规范计算得到的抗倾覆稳定系数较实，表明现行。际情况大，挡±墙抗倾覆稳定性设计存在安全隐患（１１）建立了考虑地基反力力矩的挡王墙抗倾覆稳定性计算与设计新方法。地基反力力矩的存在，挡±墙倾覆力矩增大，倾覆稳定系数减小。考虑地基反力力矩对挡止墙抗倾覆稳定性的影响，该方法得到的抗倾覆稳定系数计算值小于现行规范法计算值，考虑地基反力力矩对挡主墙抗倾覆稳定性的影响，本文算例得到的挡±墙抗倾覆稳定系数计算值较现行规范法计算值减小了１５．２０％，减小幅度随地基承载力的降低而增大。现行规范计算得到的抗倾覆稳定系数较实际情况大，挡主墙抗倾覆稳定性设计存在安全隐患。（１２）挡±墙的抗倾覆稳定系数与挡±墙地基极限承载力有关。在其它条件不变１１８
结论与进一步研究的建议的情况下，，增长幅，地基极限承载力增大挡±墙的抗倾覆稳定系数增大度随地基极，限承载力的的增大而降低，但增长率不断减小；当地基极限承载力较大时本文新方法计算结果和现行规范法计算结果很接近，说明现行规范法只适应于地基刚度较大或地基极限承载力较大情况。创新点本文在现行粧承式半刚性加筋垫层路堤、路基稳定性的计算与设计方法的基础上，通过理论研究，对半刚性加筋垫、数值分析、工程实例的计算与分析比较的有机结合层路堤、路基稳定性进行了较系统的分析与研究。本文建立了粧承式加筋垫层路堤加筋垫层厚度、地基承载力、地基沉降适用计算与设计方法；建立了粘质止路基、渗水性王路基、填石路基稳定性计算与设计新方法；建立了挡±墙抗倾覆稳定性计算与设计新方法。思路清晰、科学简便、使用方便的计算与设计方法，能更好地指导工程实践，具有重大的理论价值和实用价值，可为设计规范的编制提供可靠依据与技术支撑，有着广鬧的工程应用前景和显著的经济效益与社会效益。（１）建立了能综合考虑不同枯径、不同粧间距、不同路基高度和不同筋材强度条件下的垫层厚度计算公式，可替代现行垫层设计厚度依靠经验取值的设计方法，从而提高垫层厚度设计的科学性与经济性。（２）在刚性基础下粧体复合地基计算理论基础上，引入设计参数影响系数，建立了综合考虑基础刚度、粧体模量、粧间止体模量、粧径、粧长、粧距、置换率、垫层厚度、加筋拉力等参数的粧承式半刚性加筋垫层路堤地基承载力的实用计算与设计一方法，可进步推广粧承式加筋垫层路堤技术在软±地基中的应用。（３）建立＊０的粘质止路基最危险破坏面的圆也位置方法了直接确定９，建立了粘质王路基稳定系数计算与设计方法，较规范中采用条分法或简化的毕肖普法计算简一单。编制了粘质王路基稳定性分析中Ａ、Ａ的计算公式与计算程序，对于个新出现的边坡坡角０，不需通过内插法求Ａ、Ａ，可迅速而精确地计算出相应的Ａ和Ａ值，减小了设计工作量、提高了计算精度。（４）引入计算粘聚力和计算内摩擦角概念，建立了渗水性王路基稳定性计算与设计的新方法（公式法）。新方法反映了路基高度、路基边坡坡度、路基稳定系数、路１１９
博±学位论文基止体强度指标之间的数值对应关系，体现了具体问题具体分析。与现行规范法相比，新方法计算简单、操作方便，既提高了设计的科学性，又减少了设计的盲目性和随意性。（５）从力学角度将边坡码勘层作为填石路堤结构看待，建立了填石路基的边坡稳定性和地基承载力计算与设计方法，克服了此类路基现行计算与设计方法的粗髓性与不科学性。（６）采用作用力系总体静力平衡分析法，建立了止压力非线性分布条件下合力作用点高度的计算公式，建立了±压力非线性分布条件下的挡±墙抗倾覆稳定性计算与设计新方法。该方法计算得到的抗倾覆稳定系数小于现行规范法计算得到的抗倾覆稳定系数，不考虑±匯力非线性分布进行挡±墙抗倾覆稳定性设计存在安全隐患。（７）在挡上墙抗倾覆稳定系数的新定义的基础上，建立了考虑±地基反力力矩的抗倾覆稳定系数计算公式，建立了考虑挡±墙地基反力力矩的抗倾覆稳定性的计算与设计方法。该方法计算得到的抗倾覆稳定系数小于现行规范法计算得到的抗倾覆稳定系数，不考虑地基反力产生倾覆力矩进行挡±墙抗倾覆稳定性设计同样存在安全隐患。进一步研究的建议（１）本文综合考虑不同巧径、不同枯间距、不同路基高度和不同筋材强度条件下垫层厚度计算的理论模型建立在视半刚性加筋垫层的变形同连续梁弯曲变形假设条件一一致的基础上，这与实际变形情况相比存在定的偏差。今后将通过现场试验和有限一步分析和验证元模拟仿真分析等方面对粧承式加筋垫层厚度设计理论作进。（２）提出的巧承式加筋垫层路堤地基承载力计算公式与设计方法虽然思路清晰、使用简便，可更好地指导工程实践。但为提高承载力计算的准确性，需积累大量的不同布植、不同施工工艺条件下，原状止和加固后粧间±的物理力学性质变化数据及复，为计算方法中相应参数的取值提供更合理的经验值合地基静载荷试验数据，Ｗ提高承载力计算的准确性。（３）本文的新方法在求±压力合力作用点位置参数ｍ时，假定填料为均质止，＝一取ｎｌ，对于不同设计条件下ｎ的取值问题尚需进步研巧。１２０
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１６ＨｅｎｋｅｌＤ．Ｊ．，ＧｉｌｂｅｒｔＧＤ．Ｔｈｅｅｆｅｃｔｏｆｔｈｅｒｕｂｂｅｒｍｅｍｂｒａｎｅｏｎ化ｅｍｅａｓｕｒｅｄｔｒｉａｘｉａｌ［］ｃｏｍｒｅｓｓｔｔ５２２０－ｉｏｎｓｔｒｅ打ｈｏｆｃｌａｓａｍｌｅｓＪ．Ｇｅｏｅｃｈｎｉｕｅ１９３ｌ：２９ｐｇｙｐ［］ｑ，，（）１７ＨａａｓｈｉＳ．Ｃｈａｎｅｓｉｎｉｎｔｅｒｆａｃｅｓｔｒｅｓｓｅｓｄｕｒｉｎｕｌｌｏｕｔｔｅｓｔｓｏｎｇｅｏｄｓｔｒｉ［］ｙｇｇｐｇｒｉｐｒｅ－ｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＴｅｓｔｉｎＪｏｕｒｎａｌＧＴＪＯＤＪ，１９９９２２３：３２３８［叮ｇ，（）１８梁波，蔡英．±工合成材料在高速铁路路桥过渡段中的应用的．铁道学报，１９９９［；］－２１４：６４６７（）１９林孝松．重．山区公路边坡安全评价与灾害预警研究Ｄ．重庆大学博±学位论文［］［］［］庆：重庆大学资源及环境科学学院，２０１０－２０，邓卫东．公路边坡稳定技术［Ｍ］．北京：人民交通出版社，２００６３５［］２１９８－１蒋纯秋±木工程学报，（１）：１１４．挡王墙止压力非线性分布解Ｊ．，３５３４５［］［］２２．蒋忠信．岩石力学与工程学报［］，蒋良潍南昆铁路支挡结构主动止压力分布图式阴，２００５－，２４（６０）：１０３５１０４０［２３］王元战，李新国，陈楠楠．挡王墙主动±压为分布与侧压为系数［Ｊ］．岩止力学，２００５，２６（７）１－：１０９１０２２Ｗａｎ＊２４ＹＺｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏ打ｏｆＥａｒｔｈＰｒｅｓｓｕｒｅｏｎａｉｅｔａｉｎｉｎＷａｌｌＪ．Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｕｅ２０００［ｇ．Ｄｇ［］，，］ｑ－５０ｌ；８３８８（）？２５陈雪华，律文田，王永和．桥台台背止圧力的试验研究饥？岩±力学，２００６，２７（８）？［］－１４０７１４１０２６ＢｒｏｓＢＴｈｅＩｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆＭｏｄｅｌＲｅｔａｉｎｉｎＷａｌｌＤｉｓｌａｃｅｏｎＡｃｔｉｖｅａｎｄＰａｓｓｉｖｅＥａｒｔｈ［．］ｇｐ＇ＰｉｅｓｓｕｒｅｓｉｎＳａｎｄＣ／／Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｓｏｆｔｈｅ５ｔｈＥｕｒｏｅ打ａＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＳｏｉｌ［］ｇｐ－２４９ＭｅｃｈａｎｉｃｓＭａｄｒｉｄ１９７２；２４１．，２７ＦａｎＹＳ．ＳｔａｔｉｃｓＥａｒｔｈＰｒｅｓｓｕｒｅｓｗｉｔｈＶａｒｉｏｕｓＷａｌｌＭｏｖｅｍｅｎｔｓ．Ｊｏｕｍａｌｏｆ［］ｇＷ７－ＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｉｎｅｅｒｉｎＡＳＣＥ１９８６１１２３：３１３３３ｇｇ，，，（）２８Ｊａｍｅ民Ｇ，Ｂｒａ打ｓｂＰＬ．Ｅｘｅｒｉｍｅｎ化１ａｎｄＴｈｅｏｒｅｔｉｃａｌＩｎｖｅｓｔｉａｔｉｏ打ｓｏｆＰａｓｓｉｖｅ［］ｙｐｇｒｅｓｓｕｒｅｒｏｂｌｅｍｓｅｏｃｈｎｉｕｅ１－ＰＰＪ．Ｇ：．化，９７０，２０ｌ１７３７［］ｑ（）２９２００７）－［袁健，黄太华．挡±墙截面设计直接计算方法［化岩±工程技术，（２：５６巧］３０．路基工程，，（）吴晓枫．挡王墙抗倾覆稳定性及地基承载力验算探讨阴２００８２６３：［］４７－５１３１帅海乐．７，（４），武立波．石御挡止墙稳定性分析Ｊ水利与建筑工程学报，２００５；［］［］９６－９８１２２
３２－余雄飞，１，（）．地基软硬程度与挡王墙倾覆稳定性饥．岩±工程学报９９８２０３；９４９６［］３３刘杰．［］，孙志亮，付宝亮重为式水泥攒拌粧挡±墙稳定性的分析研究Ｊ．四川建筑科［］－学研究，２００６，３２５：１０２１０５（）３４．Ｊ龙雪松．湖南城市学院学报（自然科学版）［］地基刚度对挡止墙倾覆稳定性的影响［］，２００－５，１４（２）：２３２５－、６［３引余雄飞，姚秦．关于挡墙倾覆稳定分析的核屯问题［可华东公路，１９９，１９（３）：５７５９［３６崔国游，刘忠玉．水泥±挡±墙抗倾覆稳定性分析Ｊ．河南科学３，２１］［］，２００－（５）：５４０５４２３７黄太华，饶英明，谭萍．关于挡止墙的地基承载力及抗倾覆稳定性验算方法的探讨［］２００３（６－岩±工程技术，）：３１５３１８［可＇１－３徐超，１（２６，．汪益敏．粧承式加筋路堤研究综述内．长江科学院院报，２０４３３）：１９［別［３９］ＭＡＲＳＴＯＮＡ，ＡＮＤＥ民ＳＯＮＡＯ．ＴｈｅＴｈｅｏｒｙｏｆＬｏａｄｓｏｎＰｉｐ巧ｉｎＤｉｔ沈ｅｓａｎｄＴｅｓｔｓｏｆＣｅｍｅｎｔａｎｄＣｌａｙＤｒａｉｎＴｉｌｅａｎｄＳｅｗｅｒＰｉｐｅ［Ｇ］／／ＩｏｗａＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔＳｔａｔ：ｏｗａａｅｅｅｉｏｎＢｕｌｌｅｔｉｎ，ＩｏｗａＩＳｔｔＣｏｌｌｇ，１９１３［４０］ＴＥＲＺＡＧ讯Ｋ．ＴｈｅｏｒｅｔｉｃａｌＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ［Ｍ］．ＮｅｗＹｏｒｋ：ＪｏｈｎＷｉｌ巧足Ｓｏｎ，１９４３［４１］ＪＯＮＥＳＣＪＦＰ，ＬＡＷＳＯＮＣ民，ＡＹＲＥＳＤＪ．ＧｅｏｔｅｘｔｉｌｅＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄＰｉｌｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ［Ｃ］／／Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆ化ｅ４ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＧｅｏ化ｘｔｉｌｅｓ，－ｔＰｔｓ－－Ｇｅｏｍｅｍｂｒａｎｅｓ，ａｎｄＲｅｌａｅｄｒｏｄｕｃＴｈｅＨａｕｅＭａ２８Ｊｕｎｅｌ１９９０；１５５１６０，ｇ，ｙ，ＩＢＥＥＣＨＦ－４２Ｇ民ＯＵＤＪＰ．Ｄ，ＢＯＮＡＰＡＲＴＥ民Ｊ，ｅｔａｌｅｓｉｎｏｆＳｏｉｌＬａｅｒｅｏｓｎｔｈｅｔｉｃ［］，ｇｙｇｙｍｓｅＶｏ－ＳｓｔｅＯｖｒｌｉｎｉｄｓ．ＧｅｏｔｏｃｔｉｌｅｓａｎｄＧｅｏｍｅｍｂｒａｎｅ，１９９０，９１：１１５０ｙｙｇｐ］（；）［４３ＲＵＳＳＥＬＬＤ，Ｐ圧ＲＰＯＩＮＴ化ＡｎＡｓｓｅｓｓｍｅｎｔｏｆＤｅｓｉｎＭｅ化ｏｄｓｆｏｒＰｉｌｅｄ］ｇ－ａｎｋｍｅ打ｔ．ｒｏｕｎｎｅｅｒｉｎ，１９９７ＥｍｂＪＧｄＥｎｉ，３０１０：％４４［］ｇｇ（）ＨＥＷＬＥＴＴＷＪ－４４，ＲＡＮＤＯＬＰＨＭＲＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＰｉｌｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓＵ．Ｇｒｏｕｎｄ［］］ｎ－Ｅｎｉｎｅｅｒｉ，１９８８，２１３：１２１８ｇｇ（）４５ＫＥＭＰＦＥ民ＴＨＧ，ＺＡＥＳＫＥＤ，ＡＬＥ刘ＥＷＤ．ＩｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｓｉｎＲｅｉｎｆｂｒｃｅｄＢｅａｒｉｎ［］ｇａｏｖｔ－ＬｙｅｒｓｅｒＰａｒｉａｌＳｕｐｐｏｒｔｅｄＵｎｄｅｒｇｒｏｉｍｄＣ／／ＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｉｎｅｅｒｉｎｆｏｒ［］ｇｇｕｃｔｕｒｅ－ＴｒａｎｓｏｒｔａｔｉｏｎＩｎｆｒａｓｔｒ．Ｂａｌｋｅｍ过Ｒｏｔｅｒｄａｍ９９９：１５２７３２ｐ，，１１５４６ＧＵＩＤＯＶＡ，ＫＮＥＵＰＰＥＬＪＤ，ＳＷＥＥＮＹＭＡ．ＰｌａｔｅＬｏａｄｉｎｅｓｔｓｃｍ［］ｇＴ－／／－ＡＧｅｏｒｉｄｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄＥａｒｔｈＳｌａｂｓ［ＣＩＦＩ．ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｓｏｆＧｅｏｓｎｔｈｅｔｉｃｓ８７，Ｎｅｗｇ］ｇｙ－Ｏｒ－１１ｌｅａｎｓ，ＵＳＡ，Ｆｅｂｒｕａｒｙ２４２５，９８７：２６２２５１２３
ＡＵＳＴＩＮ－４７］ＪＥＮＮＥＲＣＧ，ＲＡ，ＢＵＣＫＬＡＮＤＤ．ＥｍｂａｎｋｍｅｎｔＳｕｏｒｔｏｖｅｒＰｉｌｅｓＵｓｉｎ［ｐｐｇＧｅｏｇｒｉｄｓＣ／／Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｓｏｆｌ；ｈｅ６ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＧｅｏｓｙｎｔｈｅｔｉｃｓ，［］ｇ－Ａ－ｔｌａｎｔａ，ＵＳＡ，Ｍａｒｃｈ２５２９，１９９８；７６３７６６４８ＳＩＮＴＥＦ．ＡＣｏｍｕｔｅｒＰｒｏｒａｍｆｏｒＤｅｓｉｎｉｎＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓＣ／／［］ｐｇｇｇ［］Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ７ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＧｅｏｔｅｘｔｉｌｅｓ，Ｎｉｃｅ，Ｆｒａｎｃｅ，ｔ－－Ｓｅｅｍｂｅｒ２２２７，２００２１ｐ：２０２０４Ｉ－ｓｕｏｒｔｅｄＥｍ－ｂａｎｋｍｅｎ［４９］ＢＲＡＮＬ，ＳＩＭＯＮＢ．Ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆ巧ｌｅｐｐｔｏｖｅｒＳｏｆｔＳｏ－ｔｔｔｉｌ：ＦｕｌｌＳｃａｌｅＥｘｐｅｒｉｍｅｎ＾ｏｕｒｎａｌｏｆＧｅｏｅｃｈｎｉｃａｌａｎｄＧｅｏｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎａｌ］Ｊｎｅｅｒｎ－Ｅｎｇｉｉｇ，２０１２，１３８４：５５１５６１（）５０ＶＡＮＥＥＫＥＬＥＮＡＳＪＭ，ＢＥＺＵＩＪＥＮＡＡ，ＬＯＤＤＥＲＢＨＪｅｔａｌ．ＭｏｄｅｌＥｘｅｒｉｍｅｎｔｓ［］，ｐｏ打Ｐ－ｉｌｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ：Ｐａｒｔｉ？町ＧｅｏｔｅｘｔｉｌｅｓａｎｄＧｅｏｍｅｍｂｒａｎｅｓ，２０１２，３２：６９８１［５１ＣＯＬＬＩＮＪＧＣｏｌｕｍｎｓｕｏｒｔｅｄｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｄｅｓｉｎｃｏｎｓｉｄｅｒａｔｉｏｎｓ［Ｃ／／ＬＡＢＵＺＪＦ，］ｐｐｇ］ＢＥＮＴＬＥＲＪＧＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ５２ｎｄＡｎｎｕａｌＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅ．２００４１－Ｍｉｎｎｅｓｏｔａ：ＣａｎａｄｉａｎＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＳｏｃｉｅｔｙ，：５７８［５２］周镜，叶阳升，蔡德钩．国外加鑛垫层粧支承路基计算方法分析［Ｊ］．中国铁道科学，２００７－，２８（２）：１６５３ＬｏｗＢＫ，ＪａｎＳＫＣｈｏａＶ．ＡｒｃｈｉｎｉｎｉｌｅｄｅｍｂａｎｋｉｎｅｎｔｓＪＪｏｕｒｎａｌｏｆＧｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌ［］ｇ，ｇｐ［］ＡＳＣＥ－Ｅｎｉｎｅｅｒｉｎ．１９９３，１２０：１９１７１９３８ｇｇ，（１１）饶为国一止木工程学报５４，赵成刚？粧网复合地基应力比分析与计算［Ｊ．，２００２，３５［］］－（２）：７４８０［５５］Ｔｅｒｚａｇｈｉ，Ｋ．，ｐｅｃｋ，民．Ｂ．（１９６７）ｓｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓｉｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｐｒａｃｔｉｃｅ，２打ｄＥｄ打．ＮｅｗＹｏｒｋ：Ｗｉｌｅｙ［５６］ＥｌｍａｓｒｙＭ．Ａ．ｙ９６３）Ｔｈｅｎｅｇａｔｉｖｅｓｋｉｎｆｒｉｃｔｉｏ打ｏｆｂｅａｒｉｎｇＰｉｌｅｓ．Ｔｈｅｓｉｓ，Ｓｗｉ巧ＦｅｄｅｒａｌＩ打ｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｚｕｒｉｃｈ．口７］Ｂｒｏｍｓ，Ｂ．（１９７７）Ｎ巧ａｔｉｖｅｓｋｉｎｆｒｉｃｔｉｏｎ．Ｐｒｏｃ．６ｔ：ｈＡｓｉａｎ民ｅｇ．Ｃｏ打ｆ．ＳｏｉｌＭｅｃｈ．，Ｓｉｎｇａｐｏｒｅ２－１７５，ＪＧ巧４－２００８５８，建筑粧基Ｓ．北京：中国建筑工业出版社，２００８［］技术规范［］５９ＳｅｅｄＨ．Ｂ，ＲｅｅｓｅＬ．Ｃ．１９５７Ｔｈｅａｃｔｉｏｎｏｆｓｏｆｔｃｌａａｌｏｎｆｒｉｃｔｉｏｎ巧ｌｅｓ．Ｔｒａｎｓ．Ａｍ．Ｓｏｃ．［］，，（）ｙｇｒｓ－Ｃｉｖ．Ｅｎｇ．ｌ２２：７３１７５４．ｓｅ．ｌｅｒｓｕｅ打ｔａｎａｘｅｄＰＵｅＰ．Ｂ６０民ｅｅＬ．Ｃ９６４Ｌｏａｄｖｓｓｌｅｍｅｎｆｏｒｉａｌｌｙｌｏａｄ．ｒｏｃＳｍ．ｅａｒｉｎ［］，（）ｙｐｇ１２４
ＣａａｃｉｔｏｆＰｉｌｅｓＰａｒｔ２？民ｏｏｒｋｅｎｄｉａ：ＣｅｎｔｒａｌＢｕｉｌｄｉｎ民ｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅ．ｐｙ，Ｊｇ［６１］Ｒｅｅｓｅ，Ｌ．Ｃ．，Ｈｕｄｓｏｎ，Ｗ．民．，ａｙｖｅｒｇｉｙａ＾ＶＮ．（１９６９）ＡｎｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎＢｅｔｗｅｅｎｂｏｒｅｄＰｉｌｅｓａｎｄｓｏｉｌ．Ｐｒｏｃｅｅｄｉ打ｇｓ７ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏ打Ａｕ－－Ｓｏｉｌｅｃｈａｎｃｓａｎｄｉｎｅｅｒｉｎｇｅｘｉｃｏｉｔｓｔ．－ＭｉＦｏｕｎｄａｔｉｏｎＥｎｇＭＣ２５２９１９６９２２１１２１６．，ｙ，ｇｕ，－６２ＰｏｕｌｏｓＨ．ｌ．ＣｚＭａｔｅｓ＾．Ｓ９６９Ｔｈｅａｎａｌｓｉｓｏｆｄｏｗｎｄｒａｉｎｅｎｄｂｅａｒｉｎ］，，（）ｙｇｇ［ｅｓｒｏｃｅｅｓＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏ打５０１ｅｃｉｃｓａｎｔｏｎｐｉｌ．Ｐｄｉｎｇ７如ｌＣ１ＭｈａｎｄＦｏｕｎｄａｉｔＡｕ－２９－ＭｅｘｉｃｏＣｉｕｓｔ２５：１９６９．２２０３２０８．ｙ，ｇｏｓｓｒｅｄ－６３ＰｏｕｌＨＱＤａｖｉＥＨ．ＰｉｃａｔｉｏｎｏｆｄｏｗｎｄｒａｆｏｒｃｅｉｎｅｎｄｂｅａｒｉｎｇｐｉｌｅｓＪ］Ｊｏｕｍａｌ［］ｇ［Ｇｅｏ－１：ｅｃｈＥｎｎＤｉｖＡＳＣＥ１９７５１０１２：１８９２０４．ｇｇ，，，（）６４ＣｈａｎＫＳ．ＫａｒａｓｕｄｈｉＰ．ＬｅｅＳ丄．１９７４Ｆｏｒｃｅａｔａｏｉｎｔｉｎ１；ｈｅｉｎｔｅｒｉｏｒｏｆａｌａｅｒｅｄ［］，，，，，ｐ，（）ｙ－－ｅｌａｓｔｉｃｈａｌｆｓａｃｅ．Ｉｎｔ．Ｊ．ＳｏｌｉｄｓａｎｄＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ．１９７４，１０：１１７９１１９９．ｐ６５ＫｕｗａｂａｒａＦ，ＰｏｕｌｏｓＨＧＤｏｗｎｄｒａｆｏｒｃｅｓｉｎｒｏｕｏｆｉｌｅｓ．Ｊｏｕｒｎａｌｏｆ［］ｇｇｐｐ口］－Ｇｅｏ１１；ｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｉｎｅｅｒｉｎ１９８９１５６：８０６８１８．ｇｇ，，（）［６６］Ｃｈｏｗ，ＹＫ．５Ｃｈｉｎ，Ｊ，Ｔ．，Ｌｅｅ，Ｓ．Ｌ．ｙ９９０）Ｎｅｇａｔｉｖｅｓｋｉｎｆｒｉｃｔｉｏｎｏｎｐｉｌｅｇｒｏｕｐｓ．Ｉｎｔ．Ｊ．Ｎｕｍｅｒ．Ａｎａｔ－１ｌ．Ｍｅｈ．Ｇｅｏｍｅｃｈ．１４７４９．６７ＣｈｏｗＹＫ‘ＬＣ．ＨｒｕｎａｒａｎｅＧＰ．９９６ｅｒｉｃａｌｍｏｄｅｌｉｎｏｆｎｅａｔｅｓｉ打［］，，ｉｍ，．，Ｋａｔ，（１）Ｎｕｍｇｉｖｋｇｕ－ｆｒｉｃｔｉｏｎｏ打ｉｌｅｒｏｕｓ．Ｃｏｍｔ．Ｇｅｏ１；ｅｃｈ．ｌ８３：２０１２２４ｇｐ（）ｐｐ６８．计算力学学报王建华，高绍武，陆建飞．表面堆载作用下群枯负摩阻力研究的，［］２００３２０－４（２）：１６９１７．，王建华．工程６９，陆建飞，沈为平Ｂｉｏｔ固结理论在单粧负摩擦研巧中的应用Ｊ．岩王］［］［－学报，２２５：巧０：５９３，２０００（）７０陆建飞，．，王建华沈为平考虑固结合流变得群粧的积分方程解法机．岩王工程学［］５－６５３报２０００２２６：６１．，，（）［７１］Ｊｅｏｎｇ，Ｓ．（ｌ９９２）Ｎｏｎｌｉｎｅ扯ｔｈｒｅｅｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌａｎａｌｙｓｉｓｏｆｄｏｗｎｄｒａｇｏｎｐｉｌｅｇｒｏｕｐｓ．ＰｈＤ比ｅｓｉｓ．ＴｅｘａｓＡ＆ＭＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｅｏｈｏｎ－ｔａｂｂａａｏｆｒｏｕｅ７２ＬｅＣＪＢＭＤＡｌ．Ａｎｕｍｅｒｉｃａｌｍｏｄｅｌｉｎｆｆｅｃｔｓｏｎｔｈｅ［］’，ｇｇｐｄｔｔ－ｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｄｒａｌｏａｄｓｉｎｉｌｅｆｏｕｎｄａｉｏｎＪ，Ｇｅｏｅｃｈｎｉｕｅ２００２５２：３２５３３５．ｇ［］，，口）ｐｑ７３费康．，刘汉龙．粧承式加筋路堤设计理论研究进展ｍ水利水电科技进展，２００８，［］２８４）－（；８９９４７４ＣＨＥＷＨ－ＳＨＰＨＯ．ＧｅｏｔｅｘｔｉｌｅＲｉｎｆｏｒｃｅｄＰ化ｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔＦｕＵｓｃａｌｅｏｄｅｌ，ＯＮＨＬＭ［］１２５
ＴｅｓｔｓＣ／／Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｏｆ化ｅ３ｒｄＡｓｉａｎＲｅｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＧｅｏｓｎ化ｅｔｉｃｓ，Ｓｅｏｕｌ［］，ｇｇｙ－ｒｅａＪｕｎｅ２－Ｋｏ，１２３，２００４：６６１６６８［７５］曹卫平，陈仁朋，陈云敏．粧承式加筋路堤止拱效应试验研究机．岩王工程学报，－２００７，２９（３）；４％４４１７６ＨＯＮＧＷＰＬＥＥＪ－ＨＬＥＥＫＷ．ＬｏａｄＴｒａｎｓｆｅｒｂＳｏｉｌＡｒｃｈｉｎｉｎＰｉｌｅｓｕｏｒｔｅｄ［］，，ｙｇｐｐｅｎ－ＥｍｂａｎｋｍｔｓＪ．ＳｏｉｌｓａｎｄＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｓ，２００７，４７（５）：８３３８４３［］［７７］ＨＯＮＧＷＰ，ＨＯＮＧＳＷ，ＳＯＮＧＪＧ．ＬｏａｄＴｒａｎｓｆｅｒｂｙＰｕｎｃｈｉｎｇＳｈｅａｒｉｎｅ－ｓｏｒＰｉｌｕｐｐｔｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｏｎＳｏｆｔＧｒｏｕｎｄ［Ｊ．ＭａｒｉｎｅＧｅｏＫｓｏｕｒｃｅｓａｎｄ］Ｇｅｏ－ｔｅｃｈｎｏｌｏ２０１１２９４）：２７９２９８ｇｙ，，（［７８］夏元友，两瑞．刚性粧加固软止路基竖向王拱效应的试验分析内．岩王工程学报，２００６２８－（３）：３２７３３１，７９－连峰，粪晓南，等．粧．中［］，赵有明网复合地基加固机理现场试验研究阴国铁道８－科学，２００，２９（３）：７１２巧０］费康，刘汉龙．粧承式加筋路堤的现场试验及数值分析［巧．岩止力学，２００９，３０－（４）：１００４１０１２［８１］徐正中，陈仁朋，陈云敏．软±层未打穿的巧承式路堤现场实测研巧［Ｊ］．岩石力－学与工程学报：，２００９，２８（１１）２３３６２３４１８２ＶＡＮＥＥＫＥＬＥＮＳＪＭＢＥＮＺＵＩＪＥＮＡＪＡＮＳＥＮＨＬ．ＰｉｌｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔＵｓｉｎ［］，，ｇＧｅｏｓｙｎｔｈｅｔｉｃＲｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｉｎｔｈｅＮｅｔｈｅｒｌａｎｄｓ：Ｄｅｓｉｇｎ，Ｍｏｎｉ化ｒｉｎｇ皮ＥｖａｌｕａｔｉｏｎＣ］／／Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ１７ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＳｏｉｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ［Ａ－－ｔＥｎｅｅｌｔｔａｎｄＧｅｏｅｃｈｎｉｃａｌｉｎｒｉｎ．ｅｘａｎｄｒｉａＥ，Ｏｃｏｂｅｒ５９，２００９；１６９０１６９３．ｇｇ，ｇｙｐ３曹卫平．巧］，陈云敏，陈仁朋考虑路堤填筑过程与地基±固结相賴合的粧承式加筋－．岩石力学与工程学报路堤王拱效应分析机，２００８，２７（８）：１６１０１６１７８４夏唐代．．，王梅，寿旋，等筒枯粧承式加筋路堤现场试验研巧阴岩石力学与工［］０２９（９）－程学报：１９２９１９％，２０１，巧５郑俊杰，张军，马强，等．路桥过渡段粧承式加筋路堤现场试验研巧机．岩王工］４５－程学报，３（２）：３５３６２，２０１２ｅｔａ－－８６ＺＨＥＮＧＧ，ＪＩＡＮＧＹ，ＨＡＮＪ，ｌ．ＰｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆＣｅｍｅｎｔＦｌｙＡｓｈＧｒａｖｅｌ［］Ｐ－－ｉｌｅＳｕｐｐｏｒｔｅｄＨｉｇｈＳｐｅｅｄＲａｉｌｗａｙＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｏｖｅｒＳｏｆｔＭａｒｉｎｅＣＩａｙＪ．Ｍａｒｉｎｅ［］－ｔｅ－ＧｅｏｒｅｓｏｕｒｃｅｓａｎｄＧｅｏｃｈｎｏｌｏｇ，２０１１，２９（２）１６１ｙ：１４５１２６
巧７］ＨＵＡＴＳＫ，ＦＡＩＳＡＬＡＬＩＨＪ．ＡＣｏｎｔｒｉｂｕｔｉｏｎ化ｔｈｅＤｅｓｉｇｎｏｆａＰｉｌｅｄ－ＥｍｂａｎｋｍｅｎｔＪ．ＰｅｒｔａｎｉｋａＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｃｉｅｎｃｅ皮Ｔｅｃｈｎｏｌｏ，１９９３１：巧９２］，（１）［ｇｙ巧引ＢＡＲＣＨＡＲＤＪＭ．ＣｅｎｔｒｉｆＵｇｅＭｏｄｅｌｌｉｎｇｏｆＰｉｌｅｄＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓｏｎＳｏｆｔＳｏｉｌｓｉ［Ｄ］．Ｃａｎａｄａ：ＵｎｉｖｅｒｓｔｙｏｆＮｅｗＢｒｕｎｓｗｉｃｋ，１９９９＇９张良．。巧］，罗强，裴富营，等基于离模型试验的粧帽网结构路基粧端持力层效应－．３１（８）研巧［Ｊ岩±工程学报，２００９，：１１９２１１９９］９０．王长丹，王炳龙，王旭，等湿陷性黄止枯网复合地基沉降控制离也模型试验Ｊ．［］［］２０－１１３３（４）：８４９２铁道学报，，Ｗ］徐超．，吴迪，高彦斌，等基于离也模型试验的植承加筋路堤筋材设置方法研巧［Ｊ－．水利学报，２０１２，４３（１２）：１４８７１４９３［］一９２朋．路堤共同作用分析］陈仁，许峰，陈云敏等软±地基上刚性粧，［［可中国公路学报２００５（３）－：８１３９３．．浙江大学硕壬学位论文：浙江大学［］许峰粧承式路堤的工作机理研究［Ｄ］［］．浙江，２００４［９４］贾宁，陈仁朋，陈云敏．杭甫高速公路拓宽工程理论分析及监测［１］．岩±工程学报，２００４（－６）：Ｗ５７６０９５雷金波．Ｄ．河海大学博±学位［］带帽控沉硫粧复合地基试验研究及作用机理分析［］［论文．南京：河海大学主木工程学院，２００５］。，［９６］池跃君，宋二祥．素混凝±粧复合地基荷载传递机理的试验研巧［Ｊ］．工业建筑，－２００１：，３１（４）３９４２，９７－池跃君．±相互作用的解析法机．岩止力学２００２］，沈伟，宋二祥巧体复合地基粧，，［－２３（３）：５４６５５０９８池跃君，宋二祥，高文新等．刚性粧复合地基承载及变形待性的试验研究饥．中国［］００２２３７－矿业大学学报，２，３１３：２４１（）［９９］沈伟，池跃君，宋二祥．考虑粧、±、垫层协同作用的刚性粧复合地基沉降计算￣Ｊ．工程力学，２００３２：３６４２方法［，２０］（）。００ＫＥＭＰＴ０ＮＧ，ＲＵＳＳＥＬＬＤ，ＰＩＥＲＰＯＩＮＴＮＤ，幻ａｌ．ＴｗｏａｎｄＴｈｒｅｅＤｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ］ＮｕｍｅｒｉｃａｌＡｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅＰｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆＦ＂ｅｄＥｎｉｂａｎｋｍｅｎｔｓＣ］／／Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｓｏｆ［ｇｔｈｅ６ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｎＧｅｏｓｎｔｈｅｔｉｔｌａｎｔｒｉｒｃｏｙｃｓ，Ａａ，Ｇｅｏｇａ，ＵＳＡ？Ｍａｈ２５－－２９：７，１９９８６７７巧１２７
１０１ＨＡＮＪＧＡＢ民ＭＡ．ＮｕｍｅｒｉｌｉｓｏｆＧｅｏｎｈｅｉｃｅｉｎｆｏｒｃｅｄａｎｄ］，ｃａＡｎａｌｓｔｔＲ［ｙ巧ｅ－ｏｒａｒｍｓｏｖＪｏｕｔｈａｔｆｏｏｆＧｅｏ化ｃｈｎＰｉｌＳｕｐｐｔｅｄＥＰｌｒｅｒＳｏｆｔＳｏｉｌＪ．ｒｎａｌｉｃａｌａｎｄ［］Ｇｅｏｅｎｖ－ｉｒｏｎｍｅｎｔａｌＥｎｉｎｅｅｒｉｎ２００２１２８（１）：４４５３ｇｇ，，１０２ＡＵＢＥＮＹＣ，ＬＩＹ，ＢＲＩＡＵＤＪ．Ｇｅｏｓｎ也ｅｔｉｃ民ｅｉｎｆｏｒｃｅｄＰｉｌｅＳｕｏｒｔｅｄ［］ｙｐｐＥｍｂａｎｋｍｅｎｔｓ：ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄＤｅｓｉｇｎＮｅｅｄｓ［Ｃ］／７Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆ化ｅ７ｔｈＮ－ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＧｅｏｔｅｘｔｉｌｅｓ，ｉｃｅ，Ｆｒａｎｃｅ，Ｓｅｔｅｍｂｅｒ２２２７２００２：ｐ，３６－５３６８１０３余闯，刘松玉，杜广印，等．枯承式路堤±拱效应的王维数值模拟Ｊ．东南大学［］［］－学报（自然科学版），（，２００９３９１）５８６２。０４］ＷＡＮＧＺ，ＭＥＩＧ．ＮｕｍｅｒｉｃａｌＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＳｅｉｓｍｉｃＰｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆＥｍｂａｎｋｍｅｎｔＳｕｐｐｏｒｔｅｄｂｙＭｉｃｒｏｐｉｌｅｓ［Ｊ］．ＭａｒｉｎｅＧｅｏｒｅｓｏｕｒｃｅｓａｎｄＧｅｏｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１２，３０（１）：５２－６２１０５柳群义．．红层路壁边坡稳定性与防治研究Ｄ中南大学博±学位论文，长沙；中［］［］［］１南大学，２００，１０６吴中如．［，潘卫平．分形几何理论在岩±边坡稳定性分析中的应用的水利学报，］－１９％（４）；７９８２，［１０７李造鼎，宋纳新，贾立宏．岩止动态开挖的灰色突变建模阴．岩石力学与工程学报，］－１９９７，１６（３）：２５２２５７１０８殷坤龙，晏同珍．滑坡预测及其相关模型岩石力学与工程学报，１９９６，１５（１）：［］［化１０９黄润秋，许强．突变理论在工程地质中的应用Ｊ．工程地质学报［，１９９３，１（１）：］［］６５－７３［１１０］ＢＩＥＮＩＡＷＳＫＩＺＴ．Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｃｌａｓｓｉｆｉｃａｔｉｏｎｏｆｊｏｉｎｔｒｏｃｋｍａｓｓｅｓ［Ｊ］．ＴｈｅＣｉｖｉｌ－ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎＳｏｕｔｈＡｆｒｉｃａ，１９７３，１５（１２）：３３５３４３孙东亚－１１１，陈祖煌，杜伯辉，等．边坡稳定评价方法ＲＭＲＳＭＲ体系及其修正Ｊ．岩［］［］石力学与工程学报－１９９７１６（４）：２９７３０４，，Ｕｑ张子新，孙均．．分形块体理论及其在Ｈ峡高边坡稳定分析中的应用机自然灾害学［－％报，１９９５，４（４）；８９１．１３孙玉科，杨志法，姚宝魁，等中国露天矿边坡稳定性研究Ｍ．北京：中国科学［］［］技术出版社，１９９９１２８
１１４李彰明．模糊分析在边坡稳定性评价中的应用阴．岩石为学与工程学报９９７１６［］，１，５－（）：４９０４９５－１１５夏元友，朱瑞度．边坡稳定性分析专家系统研制阴．灾害学，１９９７，１２（４）；１０１４［］？１１６王亮清唐辉明，刘佑荣，等．ＶＪＣＲＭＲ法在岩［］，体变形模量确定中的应用内．岩５－±力学，２００４，２（５）：８１１８１３１１７．．［陈新民，罗国煌基于经验的迪坡稳定性灰色系统分析与评价Ｊ岩止工程学报，］［］９９９５８－１，２１（）：６３６４１一１１８林丽．基于力平衡的安全系数统Ｊ．［，杨明成，郑颖人求解格式［］岩主力学，２００５，］２６（增－）；２７９２８２一［１１９杨明瓜基于力平衡求解安全系数的般条分法［Ｊ］岩石力学与工程学报，２００５，］－２４（７）：１２１６１２２１一１２０张鲁渝．个用于边坡稳定分析的通用条分法岩石为学与工程学报，２００５，［］［可２４－（３）；４９６５０１占一－口杨明成．般条分法的安全系数显示解Ｊ．岩±力学，２００４２５：２２７３［Ｕ］，（增）５８［１２２．［］陈昌富，杨宁边坡稳定性分析水平条分法及其进化计算Ｊ．湖南大学学报，［］，２００４３（－１３）：７２７５一１２３广电．［］邹，蒋婉董边坡稳定性分析的个改建条分法内．岩石力学与工程学报，２００３－，２２（１２）：１９５３１Ｗ９一１２４．边坡稳定分析条分法的Ｊ．２００２邹广电个全局优化算法［岩王工程学报，，２４［］］－（３）：３０９３１２［口５］宋飞，国樹拓，孙万禾，等．止坡稳定及地基承载力的精确解的工程力学推导方法［Ｊ］－．中国港湾建设，２００４，４（１３１）；２８３１１２６．不平衡推力法与Ｓａｒ．岩石力学与工程学报［］郑颖人，时卫民ｍａ法的讨论内，２００４，－２３（１７）：３０３０３０２６［１２７］朱大勇，李悼芬．对３种著名边坡稳定性计算方法的改进［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２００５２４２８３－４．（）：１１９１２．．［巧徐青，陈±军，陈胜宏滑坡稳定分析剩余推力法的改进研究［习岩±力学，２００５，始－（３）：４６５４７０１２，，．Ｓａｒｍａ．矿冶［叫边树兴李克民朱玉生法中稳定性检验的分析及改进扣，２００４，３１４－１（２）：１６１２９
－［１３０简文彬，姚环，焦述强，等．潭州龙岩高速公路石峻山高边坡稳定性评价的．岩］２００２２－１（１）：４３４７石为学与工程学报，，１３１张奇华，部爱清，石根华．关键块体理论在百色水利枢纽地下厂房岩体稳定性分［］－析中的应用阴．岩石力学与工程学报，２００４，２３（１５）：２６０９２６１４１３２谢全敏．可疑关键块体成为真正关键块体的概率分析Ｊ，朱瑞虜，程康．武汉工［］［］－，１９％，２０（３）９８１００业大学学报：［１３３］张思俊，张广健．隧洞Ｈ维最大关键块体边界的求解［可河海大学学报，１９９４，２２－（４）：１１１１１３１３４李育超，凌道盛，陈云敏，等．蒙特卡洛法与有限元相结合分析边坡稳定性Ｊ，［］［］岩石力学与工程学报－，２００５，２４（１１）：１９３３１９４１１３５王均星，王汉辉，吴雅峰．主坡稳定的有限元塑性极限分析上限法研究Ｊ．岩石［］［］－力学与工程学报：８７３，２００４，２３（１１）１８６７１１３６王汉辉，王均星，王开治．边坡稳定的有限元塑性极限分析机．岩±力学［］，２００３，－２４（５）：７３３７３８．１３７李爱兵边坡中地下水渗流的边界元分析Ｊ．９４１４（１）；［］［］矿业研究与开发，１９，２９－３５１３８立新，．二孙秀山，黄，刘应华等维正交各向异性结构弹塑性问题的边界元分析［］０５（３－町复合材料学报，２０，２２）：１５６１６１１３９，牛忠荣周焕林，王秀喜，等．正交各向异性位势问题边界元法中几乎奇异积分［］－的解析算法ｍ．应用力学学报０５２２２：３，２０，（）１９１９７１４０，李占斌郑书彦，李甲平，等．滑坡侵蚀离散元分析研究Ｊ．岩石力学与工程学［］［］０５２４（１２）２４－２报，２０，；２１１２８１＂王涛．基于直接法节理网络模拟的Ｈ维离散单元法计算，盛谦，陈晓玲岩石［］［可－，２００５（０）：１６４９１６力学与工程学报，２４１５３．Ｍ２鲍鹏，姜析良，崔奕，２００５３８（６）；［可变形体离散元模型町天津大学学报，］５５２－５５５Ｂｔｓ－１４３ｅｌｃｈｋｏＴ，ＬｕＹＹ，ＧｕＬ．ＥｌｅｍｅｎｔｆｒｅｅＧａｌｅｒｋｉｎｍｅｔｈｏｄ．ＩｎｔＪＮｕｍＭｅｔｈＥｎｇ［］ｙ机，－１９９４，３７；２２９５６［１４叫ＢｅｌｙｔｓｃｈｋｏＴ，ＫｒｏｎｇａｕｚＹ，ＯｒｇａｎＤ．Ｍｅｓｈｌｅｓｓｍｅ比ｏｄｓ：ＡｎｏｖｅｒｖｉｅｗａｎｄＲｅｃｅｎｔ山－ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｓＪ］．ＣｏｍｐＭｅ化ＡｐｐｌＭｅｃｈＥｎｇ，１９９６，１３９：３７［１３０
口巧ＳｕｋｕｍａｒＮ，Ｍｏｒａｎ，ＢｅｌｙｔｓｃｈｋｏＴ．ＴｈｅｎａｔｕｒｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄｉｎｓｏｌｉｄＭｅｃｈａｎｉｃｓ－．ＩｎｔＪＮｕｍＭｅｔｈＥｎｇ１［Ｊ］，９９８，４３：９８８７１４６ＣｕｔＥ．ｅｏ，ＤｏｂｌａｒｅＭ，ＧｒａｃｉａＬＩｍｏｓｉｎｅｓｓｅｎｔｉａｌｂｏｕｎｄａｉｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓｉｎｔｈｅＮａｔｕｒａｌ［］ｐｇｙｅｍｅａｎ－－ｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄｂｙｓｏｆｄｅｎｓｉｔｓｃａｌｅｄｓｈａｅｓ［Ｊ．ＩｎｔＪＮｕｍＭｅｔｈＥｎ，２０００，ｙｐ］ｇ－４９：９５４６１４７ＢｒａｕｎＪ，ＳａｍｂｒｉｄｇｅＭ．ＡｎｕｍｅｒｉｃａｌｍｅｔｈｏｄｆｏｒｓｏｌｖｉｎｇＰａｒｔｉａｌｄｉｆｅｒｅｎｔｉａｌＥｕａｔｉｏｎｓ［］ｑｕ－ｏｎｈｉｇｈｌｙｉｒｒｅｌａｒｅｖｏｌｖｉｎｒｉｄｓ［Ｊ，Ｎａｔｕｒｅ，１９９５，３７６：５６６０ｇｇｇ］４糾Ｔ．ＱＳｉｔｈａｒａｍＧＭａｄｈａｖｉＬａｔｈａ．Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｅｘｃａｖａｔｉｏｎｓｉｎｉｎｔｅｄｒｓ口，ｏｏｃｋｍａ旅ｓｊｕｓｉｎｇａＰｒａｃｔｉｃａｌｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｃｏｎｔｉｎｕｕｍａｐｐｒｏａｃｈ［Ｊ，ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌｏｆＲｏｃｋ］ｅｃｈａｎ－ＭｉｃｓａｎｄＭｉｎｉｎｇＳｃｉｅｎｃｅｓ，２００２，９：１７２５－４９．化ＡＣ＂Ｄ）分析中的初始应力场生成及在大型地下口李仲奎，戴荣，姜逸明洞］－室群计算中的应用机．石力学与工程学报，２００２２１（２）：２３８７２３％，朱继良．，２００１５０，黄滴秋水电站蝴前堆积体稳定性的Ｈ维数值模拟分析［Ｊｋ止力学５，［］－％（８）：１３１８１３２２１５华渊，．基于Ｊ．［Ｕ，朱赞成，周太全等有限差分法的隧道新型支护结构稳定性分析［］－岩石力学与王程学报，２００５，２４（１５）：２７１８２７２２［１５２］Ｆ．Ｋｉｒｚｈｎｅｒ，ＧＲｏｓｅｎｈｏｕｓｅ．ＮｕｍｅｒｉｃａｌＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＴｕｎｎｅｌＤｙｎａｍｉｃＲｅｓｐｏｎｓｅＴｏ－ＥａｒｔｈＭｏｔｉｏｎｓ内？ＳＥＩＳＭＩＣＡＮＡＬＹＳＩＳ，２０００，１５（３）：２４９２５８１５３ＦｅｌｌｅｎｉｕｓＷ．ＥｒｄｓｔａｔｉｓｃｈＢｅｒｅｃｈｎｕｎｅｎＭ－ＢｅｒｌｉｎＷ．ＥｒｎｓｔａｎｄＳｏｈｎｒｅｖｉｓｅｄｅｄｉｔｉｏｎ，［］ｇ［］１９３９１５４Ｊａｎｂｕ．Ｅａｒｔｈｒｅｓｓｕｒｅｓａｎｄｂｅａｒｉｎｃａａｃｉｔｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｓｂｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｒｏｃｅｄｕｒｅ］，Ｎ［ｐｇｐｙｙｇｐｏｆｓｌｉｃｅｓＪ？Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｓｏｆｔｈｅｆｏｕｒｔｈｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎｓｏｉｌｍｅｃｈａｎｉｃｓａｎｄ［］ｇｆｏｕｎｄａｔｉｏｎｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ．１９５７，２１Ｊａｎｂｕ，Ｎ．ＳｌｏｅｓｔａｂｉｌｉｔｃｏｍｔｉｏｎｓＭ．Ｓｏ。ＭｅｃｈａｎｄＦｏｕｎｄ．Ｅｎｒ，Ｒｅ．，［巧ｐｙｐｕ［］ｇｇｐＴｈｅｔｅｃｈｎｉｃａｌｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＮｏｒｗａｙｉＴｒｏｎｄｈｅｉｍ？Ｎｏｒｗａｙ，１９６８。５Ｊａｎｂｕ，Ｎ．Ｓｌｏｐｅｓｔａｂｉｌｉｔｙｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎ，ＥｍｂａｎｋｍｅｎｔＤａｍＥｉｉｉｎｅｅｒｉｎ［Ｍ］．ＪｏｈｎＷｉｅｌ巧ｇｇｙａｎｄＳｏｎｓ，ＮｅｗＹｏｒｋ，１９７３１５７ＢｉｓｈｏＡ．Ｗ．Ｔｈｅｕｓｅｏｆｔｈｅｓｌｉｅｃｉｒｃｌｅｉｎｔｈｅｓｔａｂｉｌｉｔａｎａｌｓｉｓｏｆ［］ｐｐｙｙｓｌｏｐ的Ｊ．Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｕｅ，１９５５［］ｑ。巧ＢｉｓｈｏｐＡ．Ｗ．Ｔｈｅｓｔａｂｉｌｉｔｏｆｅａｒｔｈｄａｍｅｓ．ＰｈＤＴｈｅｓｉｓ，ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｏｆＬｏｎｄｏＵ１９。［ｙｙｊ１３１
［１５９］ＢｉｓｈｏｐＡ．Ｗ．，ＧｒｅｅｎＧＥ．，ＧａｒｇａＶ．Ｋ．Ａｎｅｗｒｉｎｇｓｈｅａｒａｐｐｒａｔｕｓａｎｄｉｔｓａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｔｏ－ｌｏｆａＩｓｈｅａｔｅｏｔｅｃｕｅ（）；ｈｅｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｒｅｓｉｄｕｒｓｔｒｅｎｇｈＪ．Ｇｈｎｉ，１９７１，２１：２７３３２８［］ｑ１６０ＬｏｗｅＪ．Ｋａｒａｆｌａｔｈ．Ｌ．Ｓｔａｂ化ｔｏｆｅａｒｔｈｄａｍｓｕｏ打ｄｒａｗｄｏｗｎＣ．Ｐｒｏｃ．１ｓｔ［］ｙｐ［］－ａｎａｍｅｒ．Ｃｏｎｆ．Ｓｏｅｃｈ．ｃｏｉｔ９６０，５ＰｉｌＭＭ巧ｉＣｙ，１３７５５２［１６１］Ｍｏｒｇｅｎｓｔｅｍ，Ｎ？民．Ｐｒｉｃｅ，Ｖ．Ｔｈｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｓｔａｂｉｌｉｔｙｏｆ呂ｅｎｅｒａｌｓｌｉｐｓｕｒｆａｃｅ）－［Ｊ］．Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｑｕｅ，１９６５，１５（１：７９９３－１６２Ｓｅｎｃｅｒ．Ａｍｅｈｏｄｏｆａｎａｌｓｉｓｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓａｓｓｕｍｉｎａｒａｌｌｅｌｉｎｔｅｒｉｃｅ］，ＥｔｙＳｌ［ｐｇｐ－ｆｂｒｃｅｓ．Ｇｅｏ化ｃｈｎ１９６７，１７（１）：１１２６口ｉｕｅ，］ｑ１６３Ｕ．Ｓｔｔ．Ａｒｍ，ＣｏｒｓｏｆＥｎｉｎｅｅｒｓ－Ｓｔａｂｉｌｉｏｆｓｌｏｅｓａｎｄｆｏｕｎｄａｉｏｎｓ．Ｅｎｉｎｅｅｒｉｎ［］ｙｐｇｙｐｇｇＭａｎｕａｌ，Ｖｉｓｃｋｂｕｒｇ，Ｍｉｓｓ．１９６７１６４ＳａｒｍａＳ．ａｂｉｌｉｔａｎａｌｓｉｓｏｆｅｍｂａｎｋｍｅｎｔｓａｎｄｓｌｏｅｓ．ｅｏｔｅｃｈｎｉ．．ＫＳｔｙｙ［Ｊ］Ｇ．Ｅｒ．Ｄｖ，［］ｐｇｇＡＳＣＥ－１１（１１，９７９，０５１２）；５１１５２４１６５ＨｏｅｋＥ．ＢｒａＪ．ＷＢｏｄＪ．Ｍ．Ｔｈｅｓｔａｂｉｌｉｔｏｆａｒｏｃｋｓｌｏｅｃｏｎｔａｉｎｉｎａｗｅｄｅ］，ｙ，ｙｙｐｇｇ［ｕａｒ－Ｒｅｓｔｉｎｇｏ打ｔｗｏｉｉＵｅｒｓｅｃｔｉｎｇｄｉｓｃｏｎｔｉｎｕｉｔｉｅｓｔｅｒｌｙＪ．ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎＧｅｏｌｏｇｙ６ｌ：１７２８Ｑ［］ｇ，９７３，（）１６６ＲｅｖｉｌｌａＪ，ＣａｓｔｉｌｌｏＥ．Ｔｈｅｃａｌｃｕｌｕｓｏｆｖａｒｉａｔｉｏｎａｌｉｅｄｔｏｓｔａｂｉｌｉｔｏｆ［］ｐｐｙｓ－ｌｏｅＪ．Ｇｅｏｔｅｃｈ１９７７２７１：！１１ｐ［］，，（）１６７潘家浄．．北京：水利出版社８０［］建筑物的抗滑穂定和滑坡分析［Ｍ］，１９＂１６８陈祖煌．建筑物抗滑稳定分析中潘家锋最大最小原理的证明Ｊ．清华大学学报［］［］（－），１９９３，３８（１）自然科学版：１４［１６９］Ｌｅｓｈｃｈｉ打ｓｋｙＤ．Ｓｌｏｐｅｓｔａｂｉｌｉｔｙａｎａｌｙｓｉｓ：Ｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄａｐｐｒｏａｄｉ［Ｊ］．Ｇｅｏ１；ｅｃｈ．Ｅｎｇ．，－１９９０，１１６（５）：８５１８６７１７０ＬｉＫ．Ｓ．ａｎｄＷｈｋｅＷ．Ｒａｉｄｅｖａｌｕａｔｉｏ打ｏｆ１；ｈｅｃｒｉｔｉｃａｌｓｕｒｆａｃｅｉ打ｓｌｏｅｓｔａｂｉｌｉｔ［］ｐｐｙｐｒｏｂｌｅｍｓ［＂．ＩｒＵｅｍａｔｉｏｎａｌｆｏｒＮｕｍｅｒｉｃａｌａｎｄＡｎａｌｙｔｉｃａｌＭｅｔｈｏｄｓｉ打Ｇｅｏｍｅｃｈａｎｉｃｓ，－１９８７，１１（５）：４４９４７３１７１ＣｈＡ．ａｒｉａｂｌｅ拉ｃｏｒｏｆｓａｆｅｉｎｓｌｏｅｓａｂｉｌｉｔａｎａｌｓｉｓｂｌｉｍｉｔｅｉ［］ｌｏｕｇ．ＫＶｔｔｙｐｓｔｙｙｙｑ山ｌｉｂｒｕｍｔ４９－ｍｅｔｈｏｄ口．１ｓＥｎ．，１９８８，６９（３）；１１５５］ｇ１７２ＭｉｌｕｔｉｎＭＳｒｂａｌｏｖ．ＬｉｍｉｔｅｕｉｌｉｂｒｉｕｍｍｅｔｈｏｄｗｉｔｈｌｏｃａｌｆａｃｔｏｒｓｏｆｓａｆｅｔｆｏｒＳｌｏｅ［］ｑｙｐｓ－ｔａｂｉｌｉｔｙ？！．Ｃａｎ．Ｇｅｏｔｅｃｈ．，１９８７，２４（４）：６５２６％［］－－１７３ＣｈｅｎＺＹ．Ａ．ＥｖａｏｎｍｕｍｏｎｄＳｈａｏＣ．Ｍｌｕａｔｉｏｆｍｉｎｉ拉ｃｔｏｒｆｓａｆｅｔｉｎｓｌｏｅＳｔａｂｉｌｉｔ［］ｙｐｙ－ａｎａｌｓ．ｔ．１７４８ｉｓ．ＣａｎＧｅｏｅｃｈ９８８，２５（４）：７３５ｙ，！＾］１３２
［１７４］ＧｒｅｃｏＶ．Ｒ．ＥｆｉｃｉｅｎｔＭｏｎｔｅＣａｒｌｏｔｅｃｈｎｉｑｕｅｆｏｒｌｏｃａｔｉｎｇｃｒｉｔｉｃａｌｓｌｉｐｕｒｆａｃｅＪｔｅｃｈ－．Ｇｅｏ．Ｅｎ１９９６，１２２７５１７５２５［］ｇ，（）：７５ＺｉｅｎｅｗｃｚＯＣｕｍ－口ｌｄｉ，ＨｐｈｅｓｏｎＣ，ＬｅｗｉｓＲＷ．Ａｓｓｏｃｉａｔｅｄａｎｄ凸ｏｎａｓｓｏｃｉａｔｅｄ］ｓｃｏ－ｃｃｎｓｏｃｈａｎｃｓＶｉｌａｓｔｉｉｔａｎｄｌａｓｔｉｉｔｉｉｌｍｅｉＪ．Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｕｅ，１９７５２５（４）：ｐｙｐｙ［］ｑ，６７－１６８９［１７６］ＭａｔｓｉｉｉＴａｎｄＳａｎＫＣ．ＦｉｎｉｔｅＥｌｅｍｅｎｔＳｌｏｐｅＳｔａｂｉｌｉｔｙＡｎａｌｙｓｉｓｂｙＳｈｅａｒＳｔｒｅｎｇｔｈｕｉｌｎｄｆｏｕｎｄａｉｏｎｓ－ＲｅｄｕｃｔｉｏｎＴｅｃｈｎｉｅＪ．ａｔｑｓｏ，ＪＳＳＭＦＥ，１９９２，３２（１）：５９７０［］［１７７］ＤｕｎｃａｎＪＭ．Ｓｔａｔｅｏｆｔｈｅａｒｔ：ｌｉｍｉｔｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍａｎｄｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆ－ｓｌｏｅＪ．ＧｅｏｔｅｃｈＥｎｒＤｉｖ，ＡＳＣＥ，１９９６，１２２７ｓ（）：５７７５９６ｐ［］ｇｇ［１７８］ＧｒｉｆｉｔｈｓＤＶａｎｄＬａｎｅＰＡ．ＳｌｏｐｅＳｔａｂｉｌｉｔｙＡｎａｌｙｓｉｓｂｙＦｉｎｉｔｅＥｌｅｍｅｎｔｓ￣．Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｅ１９９９４９３％７４０３山ｑｕ，，（）：。ｖＬｅｉｍｉｎ－口７９］６Ｈａｎ，Ｄｏｓｈｅｈｉｎｓｋｙ．ＬｔｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍａｎｄｃｏｎｔｉｎｕｕｍｍｅｃｈａｉｃｓｂａｓｅｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｍｅｔｈｏｄｓｆｏｒａｎａｌｙｚｉｎｇｓｔａｂｉｌｉｔｏｆＭＳＥｗａｌｌｓＣ．１７ｔｈＡＳＥＥｎｉｎｅｅｒｉｎｙ［］｜ｐｇｇＭｅｃｈａｎｉｃｓＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅ，２００４，１８０ＤａｗｓｏｎＥＭ，ＲｏｔｈＷＫａｎｄＤｒｅｓｃｈｅｒＡ．ＳｌｏｐｅＳｔａｂｉｌｉｔＡｎａｌｙｓｉｓｂＳｔｒｅｎｔｈ［］ｙｙｇｕ－ＲｅｄｕｃｔｉｏｎＪ．Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｅ，１９９９，４９（６）：８３５８４０［］ｑ１８二．止工结构安全系数的有限元计算．祥岩止工程学撤１９９７，１９２；Ｋ７［。宋ｔｎ（）。８２］连镇营，韩国狐孔宪京．强度折减有限元法研究开挖边破的稳窜性化岩止工＂程学报：４０７４１１，２００１，２３（４）１８３郑宏．，李春光，李悼芬，等求解安全系数的有限元法化岩±工程学报，２００２，［］２４（５－）；６２６６２８．１８４赵尚毅，郑颖人，时卫民，等用有限元强度折减法求边坡稳定安全系数［Ｊ．［］］岩±工程学报－，２００２，２４（３）：３４３３４６［１８５郑颖人，赵尚毅．岩±工程极限分析有限元法及其应用化±木工程学报，２００５，］３８（－１）：９１９９１８６郑颖人，赵尚毅，孔位学，掌岩±工程极限分析有限元法化岩±为学，２００５，［］－；２６（１）１６３１６８；１８７郑颖人．．［］，赵尚毅，张鲁渝用有限元强度折减法进斤边坡稳定分析阴中国工程（４－科学，２００２，１０）：５７６１１８８赵尚毅，郑颖人，唐树名．边坡施工顺序对边坡稳定性影响有限元数值模拟分析［］Ｕ３
Ｊ３２３）－．：３７０３７５［］地下空间，２００，（４１８９赵尚毅．］，郑颖人，张玉芳有限元强度折减法中边坡失稳的判据探讨Ｊ，岩止力［［］５２６－学，２００，（２）；３拍３％－１－９０邓楚键．］，何国杰，郑颖人基于ＭＣ准则的ＤＰ系列准则在岩王工程中的应用［Ｊ－研究［．岩王工程学报，２００６２８（６）：７３５７３９］，１９１张鲁渝．］，时卫民，郑颖人平面应变条件下±坡稳定有限元分析的．岩止工程学［２４－报，２００２，（４）；４８７４９０－１９２赵尚毅．］，郑颖人基于ＤｒｕｃｋｅｒＰｒａｅｒ准则的边坡安全系数转换［ｇ叫岩石力学与工０６－程学报，（：２７０２７３，２０增１）［１９３］张鲁渝，郑颖人，赵尚毅等．有限元强度折减系数法计算±坡稳定安全系数的精－度研究阴．水利学报，２００３（１）：２１２７，１９４郑颖人．．，赵尚毅有限元强度折减法在±坡与岩坡中的应用的岩石力学与工程［］３－学报，２００４，２（１９）；３３８１３３８８９５唐晓松，．［１］，郑颖人郭爱清，等应用ＰＬＡＸＩＳ有限元程序进行渗流作用下的边坡－１稳定性分析．，２００６，２３（４）：８１［Ｊ］长江科学院院报１９６］宋雅坤，郑颖人，赵尚毅．有限元强度折减法在Ｈ维边坡中的应用与研究［Ｊ］．地［（－下空间与工程学报，２００６２５）；８２２８２７，１９７刘明维．．［］，郑颖人基于有限元强度折减法确定多滑面方法研究内岩石力学与工－（１程学报，２００６，２５８）：１５４４５４９１９８赵尚毅．［］，郑颖人，邓卫东用有限元强度折减法进行节理岩质边坡稳定性分析－．岩石为学与工程学报３２２（２）：２５４２６０的，２００，。９９］郑颖人，赵尚毅．用有限元强度折减法求滑（边）坡支挡结构的内力化岩石力学与工程学报－３５％，２００４，２３（２０）：３５５２［２００］张培文，陈祖煌．弹性模量和泊松比对边坡稳定安全系数的影响Ｊ］．岩王为学，［２００６２７－（２）：２９９３０３，［２０１］刘金龙，楽茂田，赵少飞等，关于强度折减有限元方法中边坡失稳判据的讨论－１口．岩止力学，２００５，２６（８）：３４５１３４８］２０２楽茂田，年廷凯．强度折减有限元法中边坡失稳的塑性区判据及其应用［］，武亚军－Ｊ１．防灾减灾工程学报，２００３，２３（３）：８［］［２０３］迟世春，关立军．基于强度折减的拉格朗日差分方法分析±坡稳定性的．岩±工１３４
－程学报，２００４２６（１；４２４６，）２０４吕擎峰．止坡稳定性分析方法研究Ｄ±学位论文；博．南京：河海大学０５［］［］，２０２０５杭，，宫凤强．位移突变判据中监测点的位置和位移方式分析的．［］林曹平岩±工－，２００７（４程学报，２９９）：１４３３１３８２０６吴顺川，金爱兵，高永涛．基于遍布节理模型的边坡稳定性强度折减法分析Ｊ．岩［］［］±力学－，２００６，２７（４）：５３７５４２０７ＨｕｓｅｉｎＭＡ．ＬＨａｓｓａｎＷ．ＦａｎｄＡｂｄｕｌｌａＦＡ．Ｕｎｃｅｒｔａｉｎｔａｎｄｒｅｌｉａｂｉｌｉｔａｎａ口］，，．ｙｙｌｙｓｉｓ－ａｌｉｅｄ化ｓｌｏｐｅｓｔａｂｉｌｉｔｙＪ．ＳｔｒｕｃｔｕｒａｌＳａｆｅｔ，２０００，２２：１６１１７８ｐｐ［］ｙ２０８郑明新，王恭先．分形理论在滑坡预报中的应用研究Ｊ．地质灾害与环］，王兰生［［］境保护－，１９９８，９（２）：１８２６２０９Ｈｅｎｃｈｅｒ．Ｅｎｉｎｅｅｒｉｎｅｏｌｏｉｃａｌａｓｅｃｔｓｏｆａｎｄｓｅｓ．ｒｏｃｅｅｓｔ［］ｇｇｇｇｐｌＩｉｄ［Ｃ］ＰｄｉｎｇｏｆｈｅＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＧｅｏｌｏｇｙＨＫ２０００，Ｉｎｓｔｉｔｕｔｉｏｎ，ｏｆ，ＭｉｎｉｎａｎｄｇＨｏｎＫｏｎＢｒａｎｃｈ２０００９３－Ｍｅｔａｌｌｕｒｇｙ，ｇ，，１１５ｇ２１０章瑞文．Ｄ．挡±墙主动±压力理论研究浙江大学博古学位论文．杭州：浙江［］［］［］大学建筑工程学院，２００７２１１侯键．基于±拱效应的挡±墙主压力理论研究Ｄ．浙江大学硕±学位论文］．杭［］［］［州：浙江大学建筑工程学院，２０１２１２李听替．考虑位移效应刚性挡±墙被动±压力计算方法研究［Ｄ］．浙江大学硕±口］［学位论文］．杭州：浙江大学建筑工程学院，２０１０２１３屈战辉．止工格室柔性挡墙作用机理及适应性分析Ｄ．长安大学博±学位论［］［］［文］．西安；长安大学公路学院，２０１１２１４曹文冉．止压力及挡王墙和铺杆的稳定性分析Ｄ．哈尔滨工业大学工学硕±学［］［］［．哈尔滨：哈尔滨工业大学±木工程学院位论文］，２００９２１５ＴｅｒＺａｈｉＫ．Ｒｅｏｒｄｅａｒｔｈｒｅｓｓｕｒｅｔｅｓｔｉｎｍａｃ山ｎｅＪ．ＥｎｉｎｅｅｒｉｎＮｅｗｓＲｅｃｏｒｄ１９３２［］ｇｇ［］ｇｇ，ｐ，－％９１０９２９：％５（）－口１６ＴｅｒＺａｈｉＫ．ＬａｎｅｒｅｔａｉｎｉｎｗａｌｌｔｅｓｔｓＩｒｅｓｓｕｒｅｏｆｄｒｓａｎｄＪ．Ｅｎｉｎｅｅｒｉｎｎｅｗｓ］ｇｇｇｐｙ［］ｇｇＲｅｃｏｒｄ９３４－１１２ｌ：１３６４０，１，）１（ｈ－口１７ＴｅｒＺａｉＫ．ＬａｎｅｒｅｔａｉｎｉｎｗａｌｌｔｅｓｔｓＩＩｒｅｓｓｕｒｅｏｆｓａｔｕｒａｔｅｄｓａｎｄＪ．Ｅｎｉｎｅｅｒｉｎ］ｇｇｇｐ［］ｇｇｅｗｓｅｃｏｒ－－－－ＮＲｃＵ９３４１１２２２：２５９２６２３１６３１８，４０３０６５０３５０８．，（），，ｉｆｅｒｉｆａｎｄＫｔ－ｗａ２１８ＳｈｅｒＭＡ，ＦａｎＹＳ，ｓｈＲＩ．Ｋａｂｅｈｉｎｄｒｏｔａｉｎａｎｄｎｏｎｉｅｌｄｉｎｉｌｓ［］ｇ〇ｇｙｇ１３５
－［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＧｅｏｔｉｅｃｈｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，１％４，１１０（１）：４１５６、２１９岳祖润．模型试验．，彭胤宗，张师德压实粘性填±挡主墙±压力离也Ｊ岩生工［］［］－１（？程学报，９９２，１４６）：９０５５２２０止墙±压力计算：顾慰慈．挡Ｍ．北京中国建材工业出版社，２００１［］［］［２２１］克列因ＦＫ，陈万佳译．散粒体结构力学［Ｍ］北京：人民交通出版社，１９８３２２２ＦＡＮＧＦＳ，ＣＨＥＮＴＪ，ＷＵＢＦ．化ｓｓｉｖｅｅａｒｔｈｒｅｓｓｕｒｅＷ她ｖａｒｉｏｕｓｗａｌｌ［］ｐｔｅｃｎＡＳＣＥ１１－ｍｏｖｅｍｅｎｔｓ．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＧｅｏｉｕｅＥｎｉｎｅｅｒｉｎ，，９９４２０（８）；１３０７１３２口］ｑｇｇ，３２２３陈页开．挡止墙上止压力的试验研究和数值分析Ｄ．杭州：浙江大学，２００１［］［］［２２４］茅Ｗ升．挡止墙王压力的两个经典理论中的基本问题的．止木工程学报，１９５４，３－，２４９２８２２２５ＫｅｚｄｉＡ．ＥａｒｔｈＰｒｅｓｓｕｒｅｏｎｒｅｔａｉｎｉｎｗａｌｌｔｉｌｔｉｎａｂｏｕｔｔｈｅｔｏｅＣＰ．ｒｏｃｅｅｄｉｎｓｏｆｔｈｅ［］ｇｇ［］ｇ－ＢｒｕｓｓｅｌｓＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅｏｎＥａｒｔｈＰｒｅｓｓｕｒｅＰｒｏｂｌｅｍｓ，１９５８，１：１１６１３２２２６ＮａｉｋａｉＴ．Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎｓｆｏｒａｃｔｉｖｅａｎｄａｓｓｉｖｅｅａｒｔｈｒｅｓｓｕｒｅｐｒｏｂｌｅｍｓ［］ｐｐｏｆｒｅｔａｗａｌｌｏａｎｄｏｕｎｄａｔｏｎｓ－ｉｎｉｎｇＪ．ＳｉｌＦｉ，１％５，２５（３）；９８１１２［］２２７Ｈａｎｄｙ民Ｌ．ＴｈｅａｒｃｈｉｎｓｏｉｌａｒｃｈｉｎＪｏｕｍａｌｏｆＧｅｏｂｃｈｎｉｃａｌＥｎｉｎｅｅｒｉｎｇ，１９８５ｇ［］．Ｊｇ，［］－１１１（３）：３０２３１８－Ｗ２２８Ｈａｒｒｏｉｌｌｉａｍｓ，Ｋ．Ａｒｃｈｉｎｉｎｓｏｉｌａｒｃｈ．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＧｅｏｋｃｈｎｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎ，［］ｐｇ口］ｇｍ９４１－４１１５（３）；５１９，［２２９］Ｐａ化，Ｋ．Ｈ＆Ｓａｌｇａｄｏ，Ｒ．Ｅｓｔｉｍａｔｉｏｎｏｆａｃｔｉｖｅｅａｒｔｈｐｒｅｓｓｕｒｅａｇａｉｎｓｔｒｉｇｉｄｒｅｔａｉｎｉｎｇｗａｌｌｓｃｏｎｓｔｔ５３－５ｉｄｅｒｉｎａｒｃｈｉｎｅｆｆｅｃＪ．Ｇｅｏｅｃｈｎｉｕｅ２００３７：６４３６４ｇｇ［］，，（）ｑ２３０蒋波．挡±结构主拱效应及±压力理论研究Ｄ浙江大学博±学位论文．．杭州：［］［］［］浙江大学，２００５２３１ＣｈａｎｇＭＦ．Ｌａｔｅｒａｌｅａｒｔｈｒｅｓｓｕｒｅｂｅｈｉｎｄｒｏｔａｔｉｎｗａｌｌｓ．ＣａｎａｄｉａｎＧｅｏｂｃｈｎｉｃａｌ［］ｐｇ口］－Ｊｏｕｒａｌ１９９７３４２；４Ｗ５０９，，（）２３２ＷａｎＹＺ．ＤｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｅａｒｔｈｒｅｓｓｕｒｅｏｎａｒｅｔａｉｎｉｎｇｗａｌｌＪ．Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｑｕｅ，２０００，［］ｇｐ［］５０－（１）：８３８８２３３．墙体绕墙顶转动情况下挡王墙主动止压力分布Ｊ王元战，唐照评，郑斌．应用［］［］－数学和力学，２（：５，２００４５７）６９７００王元战．２３４，李蔚，黄长虹墙体绕基础转动情况下挡±墙主动±压力分布阴．岩±［］工程学报００３２５－（２：２０８２１１，２，）１３６
３５曹振民．挡主墙填主曲线破裂面主动±压力分析，１９９５８（１）；口］，中国公路学报，－７１４２３６徐日庆．考虑平动位移效应的刚性挡止墙王压为理论［Ｊ．浙］，糞慈，魏纲，王景春］［－２２江大学学报（工学版），２００５，３９（１）：１１９１－３７，，２胡玉银．挡止墙抗倾覆稳定性分析［可同济大学学报１９９３２３（３）：３２１３２３［］－２３８．．２００２（：黄勇挡±墙抗倾覆稳定性分析的建筑结构，，２）４４４５［］张国祥．．３（１）；２３９］，刘宝琢域台基底的倾覆稳定系数新定义内铁道学报，２００１，２［７２－７５２４０徐立新．杭甫高速公路红星至沾诸段拓宽工程粧承式加筋路堤方案设计，浙江省［］交通规划设计研巧院，１９Ｗ．１０２４１杭雨高速公路红星至沾诸段拓宽工程施工图设计，浙江省交通规划设计研究院，［］１９９９．４２４２桂炎德．］，徐立新沪杭甫高速公路（红畳至沾诸段）拓宽工程设ｉ十方法［可华东公［－路：６，２００１，１３３（６）３口４３］申苏浙晓高速公路（浙江段）施工图设计．浙江省交通规划设计研究院，２００１．１０２４４宁波至金华高速公路（宁波段）施工图设计．浙江省交通规划设计研巧院，２００２．３［］［２４５台州至缓云高速公路东段软基处理变更设计．浙江省交通规划设计研究院，２００５．５］２４６．±．王伟，王俭，薛剑豪工格栅加筋垫层加固软止地基模型试验分析的岩±力［］－学５，２６（１２）：１８８５１８９１，２００２４７．复合地基理论及工程应用Ｍ．北京：中国建筑工业出版社粪晓南，２００２［］［］－ＧＪ７９２００２理技术规范问．２００２２４８Ｊ：中国，］，建筑地基处北京建筑工业出版社［２４９苏谦．．，李安洪，罗照新等粧顶加筋灰止垫层理论分析与工程设计探讨机岩止［］８（２９）－为学：２６８７２６９６，２００２５０．长沙：湖南科学技术出版社３沈蒲生，邱登莽．混凝止结构（上册），１９９［］２５１晏莉．．］，阳军生，韩杰粧承止工合成材料加筋垫层复合地基作用原理及应用［Ｊ［］－（：８２６岩止为学，２００５，２６５）８２１２５２钱劲松．±工格栅加筋．同济大学学报］，凌建明，黄琴龙路堤的Ｈ维有限元分析阴［－（１２４２５自然科学版，２００３，３１）：１４２１１２５３张兴强．．，肖樹胚，邓卫东交通荷载作用下±工格栅加筋路基的弹塑性分析阴振［］４（３－：２７８２８３动工程学报，２００１，１）１３７
２５４肖谢旺ａｒｒＢ．止工．，［］，Ｂ格栅与止相互作用的有限元分析内岩±工程学报１９９７，－１１９（６）：５６６口５５］张兴强，闻樹面，陈文金．王工格栅与±动力相互作用的有限元分析［Ｊ］．天津大学１５－学报，２００，３４（４）；５２５２８２５巧施有志．粧承止工合成材料加筋垫层复合地基承载力的计算方法Ｊ．工程勘察，［［］－２００６，（７）：９１２２５７黄仙枝．止工］，白晓红带加筋垫层地基承载力的实用计算方法阴．岩止工程学报［，２００５－，２７（７）：８０４８０７２５８Ｊ，１１４（王創．主工织物的拉伸蠕变特性和预应力加筋堤．岩止工程学报９９２２）；［］［］，－１２２０２５９贺军．］．高速公路扩建工程中枯承式加筋路堤工作性状研究Ｄ华南理工大学硕±［［］［学位论文］．广州：华南理工大学±木与交通学院，２０１１１３８
致谢一、本论文的选题、撰写、修改、定稿每过程都是在导师周志刚教授的耐屯指导下一环节都凝聚了恩师为我付出的也血完成的，每。恩师融会贯通的学识水平、科学严一谨的治学态度、独树、、、澳而不舍的科研精神峽的学术造诣兢兢业业的教学作风一言行致的髙尚品质都深深地感动了我、激励了我、影响了我。恩师的指导指明了方向；恩师的关注增添了自信；恩师的激励带来了勇气。在此，谨向恩师致Ｗ深深的敬意和由衷的感谢！同时、、全体评阅，我要衷也感谢长沙理工大学杨和平教授中南大学徐林荣教授老师、答辩委员会老师给本论文提出的宝贵指导意见。感谢湖南城市学院的领导。、同事对我工作及学习上的支持和帮助感谢研究生部的各位领导、老师。感谢所有同学的无私帮助与热情鼓励。屯、和全力支持感谢家人在学业上给予的默默关。，最后，感谢参考文献中出现的所有作者和机构他们的成果是本论文的研究基础，指引了本论文的研究方向和研究思路。曾革２０１５年４月＇。９
附录Ａ攻读博±学位期间发表的学术论文、著作．１曾革．Ｊ，］，周志邮公路挡±墙抗倾覆稳定性设计方法［］中南大学学报（自然科学版）［４－２００９，４０：１１５４１１５８（ＥＩ刊源）（）２曾革．．中，周志刚粧承式加筋垫层路堤地基承载力计算方法机南大学学报（自然科［］４－１１１１（学版），２０１０，１３：５８６４ＥＩ刊源）（）．．１０３曾革．公路路基稳定理论与设计方法［Ｍ］中南大学出版社出版，２０１０［］：４曾革．，２９５［］，周志刚平面滑动面路基边坡稳定性分析方法化中外公路，２００９（）３１－３４５曾革．，周志刚．墙背±压力非线性分布对抗倾覆稳定性的影响湖南城市学院学［］饥１－４报（自然科学版），２００９，１８（２）：６．曾革．满青路面乳化巧青现场冷再生混合料设计方法饥湖南城市学院学报（自然［］－科学版）２（Ｕ０，１９（１）：１７２２０１４
附录Ｂ攻读博±学位期间参与的科研项目南省自然科学基金计划项目：粧承式加筋垫层路堤设计理论研究（主持）［Ｕ湖［２］湖南省建设科技资助项目；额青路面冷再生技术的应用研究（主持）１４１
附录ｃ攻读博±学位期间成果获奖与申请专利情况＂＂＂＂１论文公路挡王墙抗倾覆稳定性设计方法获湖南省自然科学优秀论文奖三等［］一）奖；（第作者＂＂＂＂［２］成果：高填路堤稳定性与加固综合处治技术获中国公路学会科学技术奖二等奖；（主要参与人员）一３：具有排除路基路面内部积水功能的雨水口结构［］发明专利。（第申请人）１４２
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