23 岩土力学 26 年本文重点研究组合荷载作用下扩底桩的承载力抵抗机理和承载力屈服包络面的特性, 通过对模型桩的载荷试验结果及现象的分析和探讨, 寻求组合荷载作用下扩底桩的承载力机理和屈服包络面基本特性 2 试验装置和试验概要试验分为普通模型试验和离心机模型试验普通模型试验是在长 6 c 宽

Size: px

Start display at page:

Download "23 岩土力学 26 年本文重点研究组合荷载作用下扩底桩的承载力抵抗机理和承载力屈服包络面的特性, 通过对模型桩的载荷试验结果及现象的分析和探讨, 寻求组合荷载作用下扩底桩的承载力机理和屈服包络面基本特性 2 试验装置和试验概要试验分为普通模型试验和离心机模型试验普通模型试验是在长 6 c 宽"

粒偶梁
5 years ago
Views:

1 第 27 卷第 8 期岩土力学 Vol.27 No.8 26 年 8 月 Rock and Soil Mechanics Aug. 26 文章编号 :-7598-(26) 扩底桩承载力空间屈服包络面的基本特性文松霖 ( 长江科学院土工所, 武汉 43) 摘要 : 通过扩底桩的土槽载荷试验和离心机仿真模型试验, 对不同类型荷载之间的相互影响组合荷载作用下桩的抵抗机理和承载力屈服包络面的特性进行了分析结果表明 : 铅直水平荷载作用下桩的承载力屈服包络线, 弯矩水平荷载作用下的承载力屈服包络线都可近似地用椭圆来表现屈服包络线可用桩的单方向极限承载力的经验公式来生成根据承载力空间屈服面的连续性, 提出了用桩的单方向极限承载力 V,H,U 和 M 求解桩的承载力空间屈服面的经验公式在桩的设计计算过程中, 必须考虑铅直荷载水平荷载及弯矩荷载间的相互影响关键词 : 扩底桩 ; 组合荷载 ; 相互影响 ; 屈服包络线 ; 空间屈服包络面中图分类号 :TU 473 文献标识码 :A Three diensional failure envelope behavior of pedestal piles WEN Song-lin (Yangtze River Scientific Research Institute, Wuhan 43, China) Abstract: An experiental progra to investigate the behavior of pedestal pile under cobinatorial loads in dense sand is put forward through oading test and centrifuge test. The work focused on evaluating the shape of failure envelope surface of cobinatorial loaded pile. The easured data and phenoenon are discussed. As a result, the following behaviors have been clarified: The failure curve on M=H h plane is an ellipse approxiately, which can roughly estiated by an equation fro V, H, and U. The failure curve on M-H plane also was an ellipse approxiately; this ellipse can be deterined by results of two laterally loaded pile tests. If U, V, H and M are known or assued, the failure envelope surface can be obtained by the equation. The interaction aong vertical, lateral and bending load ust be considered in the design of pile foundation. Key words: pedestal pile; cobined loads; resistance behavior; interaction; failure envelope 引言桩基是一种传统的基础形式, 但由于其独特的结构形式和出色的承载效果, 至今仍然为工程建设中重要的基础形式随着一些高大重深建筑物的出现, 对桩基础形式的开发及各种承载机理的解提出了愈来愈高的要求桥梁海岸设施及送电线路铁塔基础, 经常受到水平荷载铅直荷载和倾覆弯矩荷载的组合荷载作用 ; 特别是送电线路铁塔基础, 一般情况下其基础的形状大小由抗拔承载力的大小控制为了支承这样的组合荷载, 扩底桩基础无疑是一种比较理想的基础工法, 它具有抗压抗拔承载能力大沉降量小的特点, 是一种经济有效的基础形式现有的桩基础设计方法是单方向荷载下的承载力强度构造计算校核 ( 如下压荷载设计, 水平上拔荷载校核等 ), 在计算上虽然能够满足各向荷载的要求, 但由于没有考虑荷载之间的相互影响作用, 在实际工程中因桩基础抵抗组合荷载的能力不足而发生破坏的例子屡见不鲜因此, 研究在桩的承载力方面不同类型荷载之间的相互影响组合荷载作用下桩的承载力屈服包络面的特性, 是一个亟需解决的课题所以, 有必要在桩基础设计过程中引入组合荷载作用下桩的承载力空间屈服包络面的概念有关均质地基中斜向荷载作用下刚桩的承载机理研究,Meyerhof 等学者做了不少的工作 [~6] 根据 Meyerhof 和 Ranjian 的研究结果, 与铅直线成度的斜向极限承载力 Q u 可由经验公式求得 [3] 即随着加载角度的变化,Q u 所描绘的屈服包络线可近似为一个中心在坐标原点的椭圆收稿日期 : 修改稿收到日期 : 作者简介 : 文松霖, 男,962 年生, 工学博士 ( 留日 ), 副总工程师, 主要从事桩基设计理论土工结构的承载机理方面的研究 E-ail: wsl23@yahoo.co.cn

23 岩土力学 26 年本文重点研究组合荷载作用下扩底桩的承载力抵抗机理和承载力屈服包络面的特性, 通过对模型桩的载荷试验结果及现象的分析和探讨, 寻求组合荷载作用下扩底桩的承载力机理和屈服包络面基本特性 2 试验装置和试验概要试验分为普通模型试验和离心机模型试验普通模型试验是在长 6 c 宽 4 c 高 4 c 的砂槽内进行的, 其载荷计测装置如图 (a) 所示, 所需的水平

5, 最大离心加速度为 g, 最大搭载质量为 5 kg, 试验容量为 5 g t 载荷计测装置如图 (b) 所示, 所需荷载由齿轮箱经荷载传感器加到桩头上, 加载方法采用变位控制方式 ( 匀速马达 ); 所有的数据通过搭载在旋臂上的数据采集箱传输到微机钢制挂斗的尺寸为长 48 c, 宽 6 c, 高 32 普通模型试验模型桩如图 2(a) 所示该桩为桩长 l= 233, 桩径 d =2,

2 23 岩土力学 26 年本文重点研究组合荷载作用下扩底桩的承载力抵抗机理和承载力屈服包络面的特性, 通过对模型桩的载荷试验结果及现象的分析和探讨, 寻求组合荷载作用下扩底桩的承载力机理和屈服包络面基本特性 2 试验装置和试验概要试验分为普通模型试验和离心机模型试验普通模型试验是在长 6 c 宽 4 c 高 4 c 的砂槽内进行的, 其载荷计测装置如图 (a) 所示, 所需的水平铅直荷载由气压缸经荷载传感器加到桩头上, 加载方法采用荷载控制方式, 荷载增量为 5 N 在每级荷载下, in 内桩杆的应变增量小于 4 μ 时测读数据, 然后, 加下一级荷载离心机模型试验在日本宇都宫大学的离心机上进行旋臂的有效半径为.5, 最大离心加速度为 g, 最大搭载质量为 5 kg, 试验容量为 5 g t 载荷计测装置如图 (b) 所示, 所需荷载由齿轮箱经荷载传感器加到桩头上, 加载方法采用变位控制方式 ( 匀速马达 ); 所有的数据通过搭载在旋臂上的数据采集箱传输到微机钢制挂斗的尺寸为长 48 c, 宽 6 c, 高 32 普通模型试验模型桩如图 2(a) 所示该桩为桩长 l= 233, 桩径 d =2, 壁厚 t =.5 的硬质丙烯酸塑料管桩 ( 弹性模量 E =2.74 GPa, 断面积 A =.87 c 2 ), 桩杆贴有 5 对计点应变片以测量桩身应变, 扩底部用铝合金制成, 通过螺栓与桩杆连成一体离心机模型试验模型桩如图 2(b) 所示该桩为桩长 l =6.5, 桩径 d =, 壁厚 t =.25 的钢管桩 ( 弹性模量 E =22 GPa, 断面积 A =.9 c 2 ), 桩杆贴有 9 对计 8 点应变片以测量桩身应变, 扩底部用钢制成, 通过螺栓与桩杆连成一体 (a) 土槽试验模型桩 (b) 离心机试验模型桩注 :- 桩管 ;2- 应变片 ;3- 螺栓 ;4- 加载连接件图 2 试验模型桩及扩底部 ( 单位 : ) Fig.2 Model pile and base pattern (unit: ) 试验用砂为日本稻城砂, 其物理力学特性示于表 [7] 埋桩方式采用空中落下填砂法, 落下高度控制为 42 c, 模型地基的目标相对密度为 82 % 注 :- 移动加载系统 ;2- 气压缸 ;3- 位移传感器 ; 4- 荷载传感器 ;5- 扩底桩 (a) 土槽模型注 :- 马达 ;2- 齿轮箱 ;3- 荷载传感器 ;4- 滑道 ;5- 固定梁 ; 6- 线性移动系统 ;7- 刚性杆 ;8- 位移传感器 ;9- 扩底桩 (b) 离心模型图加荷装置 Fig. Loading syste 表试验用砂的物理力学特性 Table The physical-echtnical characters of test sand 最大干最小干有效粒均匀曲率内摩擦角相对密度比重密度密度径 D 系数系数 /g c -3 /g c -3 /( ) D r /% G s / U c U c 试验结果及分析 3. 铅直水平荷载作用下的屈服包络线图 3 和图 4 为不同铅直荷载 V 下的水平载荷 - 位移曲线, 由以上曲线可以求得各自的屈服荷载 ( 详见文献 [8]) 图 5 为 M =Hh (H 为水平荷载 ;h 为载荷高度 ) 荷载面上的屈服点, 将所有的屈服点连接便可得到组合荷载作用下桩的承载力屈服包络线 ; 从图中可以看出, 组合荷载作用下桩的承载力屈服包络线大致呈椭圆形这一现象与 Meyerhof 等的经验 [3] 公式所描绘的形状相类似, 但是本试验的屈服包络线的椭圆中心不在坐标原点, 扩底桩的屈服包络线包含非扩底桩的屈服包络线, 并且两者的椭圆中心点不重合

3 第 8 期文松霖 : 扩底桩承载力空间屈服包络面的基本特性 23 d =2, D/d= V, V 水平荷载 5 V = V = N V =5 N V =5 N V =-5 N H 2 位移 / 图 3 非扩底桩的荷载 - 位移关系曲线 Fig.3 The relationships between H and in different constant V 图 4 扩底桩的荷载 - 位移关系曲线 Fig.4 The relationships between H and in different constant V 图 5 铅直水平荷载作用下的承载力屈服点 Fig.5 The test failure points under lateral and vertical load 根据图 5 所示的试验结果, 可以假设铅直水平荷载作用下桩的承载力屈服包络线表示为式中水平荷载垂直荷载 V/N H V A B () V,H 分别为 H -V 坐标系的铅直屈服荷载和水平屈服荷载 ( 见图 6);A,B 分别为椭圆的长轴及短轴, 其值可由试桩结果或者计算求得将 H -V 坐标系平行移动 V ( 椭圆中心对应的纵坐标值 ), 便可得到 H-V 坐标系, 两坐标系的关系可表示为 H d =2, D/d = 位移 / - 2 H ; V V V (2) 将式 (2) 代入式 () 可得水平荷载 V = V =5 N V =5 N V =5 N V =8 N V =-2 N V =-5 N 扩底桩 =45 ; D/d=.5 非扩底桩注 :~3 表示 3 个区域图 6 空间荷载坐标系下的承载力屈服包络线 Fig.6 The coordinates of failure curve on M=H.h Plane under lateral and vertical load V V H A B (3) 根据边界条件 [V,] [-U,] 和 [,H h ], 由式 (3) 可求得 V,A 和 B 的值如下 : V U V U H h ( V U ) V ; A ; B 2 V U 式中 (4) H h 为扩底桩 ( 或非扩底桩 ) 的极限水平承载力 ( 荷载作用点高度 =h);u 为扩底桩 ( 或非扩底桩 ) 的极限抗拔承载力 ;V 为扩底桩 ( 或非扩底桩 ) 的极限下压承载力将式 (4) 代入式 (3) 便可得到式 (5); 因此在 M =Hh 的空间切面上与试验值吻合的椭圆包络线对 M = 面的投影可表示为 ( V 4C H 2 )( C ) ( C ) 2 2 V ( C 2) V (5) 式中 C =U /V ; C 2 =H h /V 承载力屈服包络线所包含的范围可以分为如图 6 所示的 3 个区域当实际荷载处于的范围内时, 屈服荷载的水平分力比桩的极限水平承载力 H h 稍大, 因此, 用传统的设计方法求得的水平承载力处于安全一侧 ; 然而当实际荷载处于 2 和 3 的范围内时, 屈服荷载的水平分力小于桩的极限水平承载力 H h, 用传统的设计方法求得的水平承载力则处于危险一侧从图中还可以发现 : 在铅直向承载方面, 所有屈服荷载的铅直分力都小于单方向铅直承载力 V ( 或 U ), 即用传统的设计方法求得的所有铅直承载力都处于危险一侧, 这说明在实际的桩基础设计过程中很有必要考虑不同类型荷载之间的相互影响

4 232 岩土力学 26 年 3.2 弯矩水平荷载作用下的屈服包络线采用不同的荷载作用点高度进行桩的水平载荷试验, 可以得到各种荷载作用点高度 h 下扩底桩和非扩底桩的荷载 - 位移曲线如图 7 图 8 随着载荷高度 h 的增大, 扩底桩和非扩底桩的水平承载能力都逐渐减少以桩头水平位移 = 作为水平极限承载力的基准, 可以确定水平屈服荷载 H 和屈服弯矩 M(M =Hh), 从而可以得到弯矩水平荷载作用下 M-H 坐标面上的承载力屈服点的水平方向承载力和抗弯抵抗能力, 这也说明了在实际的桩基础设计过程中, 考虑不同荷载间相互影响作用的重要性 M/(N c) 5 =45 ; D/d=.5( 扩底桩 ) 试验数据 ( 非扩底桩 ) 式 (6) 5 h =33 h =73 h =93 h = 图 9 式 (6) 的计算值和试验值屈服点的比较 Fig.9 The coparison between test failurepoints and calculated value by equation (6) 图 7 各种载荷高度下非扩底桩的 H - 曲线 Fig.7 The relationships between H and in different height of loading point 5 2 / 图 8 各种载荷高度下扩底桩的 H - 曲线 Fig.8 The relationships between H and in different height of loading point 将以上方法确定的屈服点绘于图 9, 连接所有的屈服点, 可得到弯矩水平荷载作用下的屈服包络线, 其形状呈椭圆形假设其包络线可用椭圆近似, 椭圆包络线可表示为 d =2, D/d=.5 2 / H M H M h =33 h =73 h =93 h =3 (6) 式中 H 和 M 分别为单方向的极限水平承载力和极限弯矩承载力, 其值可由单方向试桩结果或者两次不同载荷高度的水平载荷试桩结果求得图 9 为用式 (6) 求得的包络线和试验值屈服点的比较结果从图中可见,M,H 组合荷载作用下的屈服包络线, 可用单向承载力 H 和 M 作为长短轴的椭圆来表示 ; 由于组合荷载的作用降低了桩 3.3 空间承载力屈服包络面近年来, 许多学者对组合荷载作用下浅基的承载力机理进行了大量的研究 [9, ] Butterfield 和 Gottardi 提出了浅基承载力空间屈服包络面的经验公式 [9], 但是至今没有关于桩基础承载力空间屈服面的研究报道, 为了表现组合荷载下桩基础的承载力空间屈服面特性, 定义一个铅直荷载水平荷载以及弯矩荷载所组成的三元荷载空间, 在这个空间内将桩基础的极限承载力表现为屈服包络面 ( 承载力屈服包络面承载力曲面 ) 的方法比较容易理解 ; 图为空间屈服包络面的概念图当只受到铅直水平荷载作用的情况下, 其承载力特性 (V,U 及 H 的关系 ) 可以用由 M= 面切割空间屈服面的切口来表示 ( 水平加载高度 h= 时 ) 在桩基础设计中, 如果能够确定承载力的空间屈服包络面, 就可以非常方便地检验校核组合荷载作用下桩基础承载力的安全性因此, 探讨组合荷载作用下桩基础的承载力空间屈服包络面的形状特性具有重要的实际意义 M M V V O V U 屈服包络面 H C(H, M, V) 图空间屈服包络面的概念图 Fig. Yield envelope pattern fro test results H

5 第 8 期文松霖 : 扩底桩承载力空间屈服包络面的基本特性 233 根据上述的分析结果, 对于任意的 V( 等于常数 ) 平面, 可以假设空间屈服面的切口形状可表示为 H M H M (7) H 和 M 随着铅直荷载 V 的大小而变化, 根据式 (5) 和式 (7) 以及空间屈服包络面的连续性, 可以导出组合荷载作用下桩基础承载力空间屈服包络面的经验公式 : 2 V V U U H M V V V V H M (8) 为了方便试验结果间的比较, 可用单向极限承载力 V 将式 (8) 无量纲化将 r =V/V,n=H/V, =M/V 代入式 (8) 可以得到 : 式中 2 n 2 2 r ( r C) C ( ) ( ) (9) C2 C3 C =U /V ;C 2 =H /V ;C 3 =M /dv ;d 为桩径, 系数 C 2 和 C 2 的关系可表示为 M C 2 C2 2 M h H () 由以上分析可知, 组合荷载作用下桩的承载力空间屈服包络面在荷载空间内是一个椭球体 ( 任意方向的切口形状均为椭圆 ); 如果能够知道或者假定桩的单方向承载力 U,V,H 和 M, 组合荷载作用下桩的承载力空间屈服包络面就可以近似地用式 (8) 或式 (9) 生成, 并用此屈服面来检验校核桩基础承载力的安全性, 可以说是非常实用而方便的方法由式 (8) 求得的计算值与试验值具有较好的一致性, 其结果示于图 V/N 2 图式 (8) 的计算值和试验值屈服点的比较 Fig. The coparison between test yield points and calculated Value by equation(8) 3.4 离心机模型的对比试验 =45 ; D/d=.5 扩底桩试验结果计算值非扩底桩试验结果计算值 -2 2 通过土槽试验结果的分析, 组合荷载作用下桩的承载力屈服包络线可近似地用椭圆来表现 ; 为了验证在离心应力场条件下这一结果是否成立, 实施了重力加速度为 6 g 的斜向载荷试验图 2 为离心机模型试验的斜向 Q 荷载 - 位移曲线由图 2 [8] 及单方向载荷曲线可以求得离心应力场下的屈服点如图 3 所示, 显示了与重力场 ( 土槽试验 ) 结果类似的倾向 Q /kn 4 2 重力加速度 =6 g =45, D/d =.5 =3 =45 =3 =45 =55 2 / 图 2 离心机模型试验的斜向荷载 - 位移曲线 Fig.2 Relationships between Qβ and in centrifuge test V/kN =45, D/d =.5 离心试验重力加速度 =6 g H/kN 图 3 离心应力场下的屈服点 Fig.3 The yield points in centrifuge test 图 4 是离心应力场重力场的试验结果与计算结果的无量纲比较图, 图中的实线和虚线是用式 () 求得的各自结果 ; 由图中可以看出离心应力场与重力场的试验值都可以用式 () 来很好地拟合本次试验, 离心应力场组合荷载作用下桩的无量纲承载力屈服包络线比重力场的要小, 主要是由于载荷反复缩尺比例等不同所引起的差异 V/V.5.5 试验结果 ( 扩底桩 ) 离心试验 ( g, D/d =.5, =45 ) (D/d =.5, =45 ) 试验结果 ( g, 非扩底桩 ) 计算值 ( g) 计算值 (6 g) H/V 图 4 计算值和试验值屈服点的无量纲比较图 Fig.4 The nondiension yield curve coparison between test result and calculated value

6 234 岩土力学 26 年 4 结论通过扩底桩和非扩底桩的铅直水平以及组合荷载的模型试验, 探讨了组合荷载作用下扩底桩的承载机理和屈服包络面的特性, 可以得到以下的初步结论 () 铅直水平荷载作用下桩的承载力屈服包络线可近似地用椭圆来表现, 此包络线可由桩的单方向极限承载力 V,H 和 U, 用式 (5) 来进行模拟 (2) 弯矩水平荷载作用下的屈服包络线也可以近似地用椭圆来表示, 此包络线可根据两次不同加载高度的水平载荷试桩的结果用式 (6) 来决定 (3) 根据试桩结果或者理论计算, 如果能够求得桩的单方向极限承载力 V,H,U 和 M, 桩基础的承载力空间屈服面就可以用式 (8) 或式 (9) 生成从设计的观点来看, 对于任意组合荷载 (H, M,V) 作用下桩基础安全性的校核来说, 空间屈服包络面法可以说是简单实用的方法 (4) 在桩基础的设计计算过程中, 必须考虑铅直荷载水平荷载及弯矩荷载间的相互影响参考文献 [] Chari T R, Meyerhof G G. Ultiate capacity of rigid single piles under inclined loads in sand[j]. Canadian Geotechnical Journal, 983, 2: [2] Meyerhof G G, Sastry V V R N. Bearing capacity of rigid piles under eccentric and inclined loads[j]. Canadian Geotechnical Journal, 985, 22: [3] Meyerhof G G, Ranjan G. The bearing capacity of rigid piles under inclined loads in sand. I: Vertical piles[j]. Canadian Geotechnical Journal, 972, 9: [4] Sastry V V R N, Meyerhof G G. Lateral soil pressures and displaceents of rigid piles in hoogeneous soils under eccentric and inclined loads[j]. Canadian Geotechnical Journal, 986, 23: [5] Sastry V V R N, Meyerhof G G. Influence of installation ethod on the behavior of rigid piles in clay subjected to oent and horizontal load[j]. Canadian geotechnical Journal, 987, 24: [6] Sastry V V R N, Meyerhof G G, Kouoto T. Behavior of rigid piles in layer soils under eccentric and inclined loads[j]. Canadian Geotechnical Journal, 986, 23: [7] Horikoshi T. Study of end bearing capacity of pile foundation[d]. Utsunoiya: Depart. of Civil Eng. Utsunoiya Univ., 987. [8] Songlin Wen. Study on resistance behavior of pile with enlarged base in sand[d]. Utsunoiya: Depart. of Civil Eng. Utsunoiya Univ., 997. [9] Butterfield R, Gottardi G. A coplete three-diensional failure envelope for Shallow footings on sand[j]. Geotechnique, 994, 44(): [] Gottardi G, Butterfield R. On the bearing capacity of surface footings on sand under general planar loads[j]. Soils and Foundations, 993, 33(3): 第十二届水 - 岩相互作用国际会议通知第十二届水 - 岩相互作用国际会议定于 27 年 8 月 3~8 日在昆明召开本次会议由中国地质大学承办, 在此诚挚邀请海内外学者光临交流会议主题 :. 地球化学循环和全球环境变化 ;2. 水 - 岩作用的热力学和动力学模拟 ;3. 地下水水质 ;4. 矿物表面与风化作用 ;5. 有机地球化学, 生物地球化学和地球微生物学 ;6. 岩浆变质和地热作用 ;7. 地壳构造作用区的水 - 岩相互作用矿床及矿石形成过程 ;8. 海洋地球化学盆地水文地质学和沉积地球化学 ;9. 稳定的及放射性的同位素, 示踪法在水文地球化学研究中的应用 ;. 废物储存处置和利用 ; 污染区的 CO2,SO2 回收和修复 ;. 大气 - 水 - 土壤相互作用和渗流带的溶质运移 ;2. 地质灾害和水岩相互作用 ;3. 喀斯特地区的地球化学作用 ;4. 其他行星上的水 - 岩相互作用会议工作语言 : 英语会议论文征集 : 会议论文应展示上述领域中的最新进展要求提交中英文对照文本各一份, 英文论文长度为小五号字体不超过 6 页 (A4), 摘要 3 字左右请使用电子文档提交论文, 并将论文发送至会议专用信箱 :wri2@cug.edu.cn, 来稿同时请附第一作者简历, 简历格式见会议主页的会议回执摘要提交截止日期 :26. 会议主页 : 会务组联系人 : 于世勇 ( ) 周瑜 ( ) ( 摘自中国岩土工程网 )

01-0982.doc

01-0982.doc 第 32 卷第 7 期岩土工程学报 Vol.32 No.7 2010 年 7 月 Chinese Journal of Geotechnical Engineering July 2010 沿海碎石回填地基上高能级强夯系列试验对比研究年廷凯 1,2, 水伟厚 3, 李鸿江 4, 杨庆 1,2, 王玉立 (1. 大连理工