選項的含水率考慮。 (A)天然含水量 (B)塑限含水量 (C)飽和度為80％的含水量 (D)天然含水量加5％ 答案: (B) 14、對于碾壓土壩中的黏性土，在施工期采用總應力法進行穩(wěn)定分析時，應采用下列( ) 試驗確定土的強度指標。 (A)三軸固結排水剪試驗 (B)直剪試驗中的慢剪試驗 (C)三軸固結不排水試驗 (D)三軸不固結不排水試驗 答案: (D) 15、下列( )土工合成材料不適用于土體的加筋。 (A)塑料土工格柵 (B)塑料排水板帶 (C)土工帶 (D)土工格室 答案: (B) 16、通常圍壓下對砂土進行三軸試驗，請判斷下列選項中( )是正確的。 (A)在排水試驗中，密砂常會發(fā)生剪脹，松砂發(fā)生剪縮 (B)在排水試驗中，密砂的應力應變曲線達到峰值后常會有所下降 (C)固結不排水試驗中，密砂中常會產生正孔壓，松砂中常會產生負孔壓 (D)對密砂和松砂，在相同圍壓時排水試驗的應力應變關系曲線相似 答案: (A) 、(B) 17、按我國抗震設防水準，下列關于眾值烈度的( )種敘述是正確的。 (A)眾值烈度與基本烈度實際上是相等的 (B)眾值烈度的地震加速度比基本烈度的地震加速度約低0.15g (C)遭遇眾值烈度地震時設防目標為建筑處于正常使用狀態(tài) (D)眾值烈度是在該地區(qū)50年內地震烈度的平均值 答案: (C) 18、多層含水層中同一地點不同深度設置的側壓管量測的水頭下列( )選項是正確的。 (A)不同深 度量測的水頭總是相等 (B)淺含水層量測的水頭恒高于深含水層量測的水頭 (C)棧含水層量測的水頭低于深含水層量測的水頭 (D)視水文地質條件而定 答案: (D) 19、下列( )選項的巖體結構類型不屬于《水利水電工程地質勘察規(guī)范》(GB50287-99) 的巖體結構分類之列。 (A)整體狀、塊狀、次塊狀結構 (B)巨厚層狀、厚層狀、中厚層狀、互層和薄層狀結構 (C)風化卸荷狀結構和風化碎塊狀結構 (D)鑲嵌碎裂結構和碎裂結構 答案: (C) 20、在其它條件相同時，懸壁式鋼板樁和懸壁式砼地下連續(xù)墻所受基坑外側土壓力的實測結果應該是下列( )種情況。 (A)由于砼模量比鋼材小所以砼墻上的土壓力更大 (B)由于砼墻上的變形小(位移)，所以砼墻上的土壓力更大 (C)由于鋼板樁的變形(位移)大，所以鋼板樁上的土壓力大 (D)由于鋼材強度高于砼強度，所以鋼板樁上的土壓力更大 答案: (B) 21、下列( )選項是直接剪切試驗的特點。 (A)剪切面上的應力分布簡單 (B)固定剪切面 (C)剪切過程中剪切面積有變化 (D)易于控制排水 答案: (A) 、(B) 、(C) 22、石壩壩基加固處理不宜采用下列( )項措施。 (A)固結灌漿與錨固 (B)建立防滲帷幕或防滲墻 (C)建立排水帷幕 (D)壩身采用黏土心墻防滲 答案: (D) 23、下列有關新奧法設計施工的襯砌作法中，( )個選項是正確的。 (A)隧道開挖后立即襯砌支護 (B)隧道開挖后經監(jiān)測，經驗類比和計算分析適時襯砌支護 (C)隧道開挖后，讓圍巖充分回彈后再襯砌支護 (D)隧道襯砌后，要使隧道圍巖中的應力接近于原地應力 答案: (B) 24、某場地地基土為一強透水層，含水量w＝22％，地下水分析成果pH＝5.4，侵蝕性C02含量為53.9mg/L，請判定該地下水對砼結構的腐蝕性屬于下列( )等級。

實際取值：C U = 15千牛/平方米 針對承載力的安全系數= 15/11.04=1.35（一般需要1.25）。因此，是安 全的。 對于土工格室設計，考慮格室墊層中的土壤顆粒構件在軟質層的相互影響，在構件中可承受的應力狀態(tài)可以從Mohrcircle 詹納（1988）闡述的結構中獲得： 構件的水平應力σh =σn -2x ， τ=界面的剪切應力=限制條件下的C U =11.04千牛/平方米； 堤壩的最高部分σn =6×19+20=134千牛/平方米; υ=40°土工格室填充材料（土壤填充參數） 方程E q （3）計算出的X=51.36千牛頓/米2； σh =σn – 2X=134 - 2×51.36=31.28千牛/平方米。 主應力的旋轉發(fā)生在格室墊層深層。因此，格室墊層需要強度=31.28千牛/米。因此，長期抗拉強度超過31.28千牛/米的土工格室墊層與應用于高度1米左右的路堤加固；底層用土工格柵，在設計中該格柵層的強度不會考慮，這個土工格柵基礎方便土工格室層的鋪設，增加了土工格室墊層的剛性和橫向約束軟土層的作用，提高了安全性。 3.2基于邊坡穩(wěn)定分析的設計 無加筋路堤的邊坡穩(wěn)定分析 圖5，最小因子安全性為0.83。無加筋邊坡穩(wěn)定分析的滑動破壞的路堤，如圖 7。 對于土工格室填充材料υ=40°（土壤填充） 土工格室墊層的高度= 1 M； 土工格室層的內摩擦角40°； 由于填充土壤是粘性的，土工格室加固后產生了更大的內聚力（C r ）為28千帕，對于υ=40°，k p 為4.59。將C r 的值和K p = 0和 4.59代入式E q （7），獲得Δσ3=26千帕。 假定土工格室的直徑為1m ，從而得到為1的縱橫比（H / D 0），替代Δσ3，D0，考慮在式（4）中土工格室擋墻軸向應變2.5％，M 取值為1000千牛/米。因此，1米的高度和土工格室張開的尺寸與土工格室墊層、土工格柵制成具有在2.5％的應變時割線模量（M ）為1000千牛/米可以用于加固路堤。極限抗拉強度約40千牛/米雙向格柵通常納入本范圍（穆拉利克里希納和瑪達維Latha 2007）。 3.3基于有限元分析的設計 在圖5中所示的堤，是模擬在有限元分析中所討論的在有限元程序GEOFEM 前面幾節(jié)提出的方法。土工格室墊層為作為模型，就像任何土層的等效復合層，這種建模方法在模擬兩種剛度和土工格室包裹土強度相當不錯，這些在軟土地基和土工格室層之間界面，也是填土和土工格室層之間零厚度界面，注意事項4所述的古德曼（1968）描述，考慮在其中計算出的零厚度連續(xù)構件相對應的節(jié)點位移，分別在兩側與節(jié)點分別生成有限元網格，通過共同的元素連接。這些構件的剪切剛度最初定義為非常高（106千帕/米），以確保在節(jié)點任一側界面的位移的兼容性。土壤和鋼筋之間界面的剪切剛度是使用粘型配方，其中假設模擬時的剪切應力是小于由Mohr-Coulomb 模型中定義的剪切強度。一旦剪切應力達到界面的剪切強度（τf ），剪切剛度降 低到一個小的值，該值小于初始值1000倍，以允許加強和土壤之間的相對運動。在整個分析中剛度在高值（106千帕/米）保持恒定以確保節(jié)點在垂直方向上的連續(xù)性，這些構件不允許拉伸應力產生。 軟地基土的本構關系，并在路基土使用摩爾庫侖理想彈塑性屈服面與非關聯流動數值模擬規(guī)則，平均楊氏模量（E ）和土壤的泊松比（μ）被取為1兆帕和0.45，μ值是15千帕的內聚力時的合理值（US1990年工程兵部隊，EM 1110-1-1904）。這些值取為60兆帕和0.3為路基填充土，對于M 的任何試驗值，工格室層的楊氏模量的值可使用公式（6）計算，取最小圍壓作為土工格室層主應力的中心線。土工格室填充土模量取值為1000，這是根據簡布（1963）選擇中粗砂取值的。路基用割線模量500千牛/米和1000千牛土工格室沿著無筋路堤示于圖9，坡腳附近的橫向變形示于圖10。 圖9 路堤下方的沉降設計實例 圖10 坡腳附近的橫向變形設計實例 從圖9中觀察，無筋路堤在建筑末端沉降約1 m ，當用2.5％延伸率時割線模量500千牛/米的土工格室加固路堤時，沉降降低至0.46米。當土工格室材料的割線模量提高到1000千牛/米，在施工完工時的沉 降為0.28米，這將小于路堤總高度的5％，按照美國陸軍工程兵團（UFGS-357313，2008）中給出的參考數據，這被視為極限沉降狀態(tài)。因此，建議高1米的軟土路基需要用一層正割模量大于或等于1000千牛/米的土工格室填充土加強，以控制路基施工過程中的壓力增加時路堤下方的沉降。 如圖10觀察，正割模量1000千牛/米的土工格室層可以有效地減少坡腳附近的橫向變形。正如前面所提到的，這個模量對應于具有極限抗拉力約40千牛/米的雙向格柵。