張明熠, 呂兆華, 楊建波

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2.同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院(集團(tuán))有限公司，上海 200092；3.河北昭遠(yuǎn)鋼結(jié)構(gòu)有限公司，河北 衡水 053000)

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軟土彎剪作用下大直徑剛性樁水平承載性能試驗(yàn)

張明熠1, 呂兆華2, 楊建波3

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2.同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院(集團(tuán))有限公司，上海 200092；3.河北昭遠(yuǎn)鋼結(jié)構(gòu)有限公司，河北 衡水 053000)

對(duì)軟土中2根直徑為0.90～1.09 m、埋深6.47 m的鋼管單樁進(jìn)行彎剪作用下的單向單循環(huán)快速維持荷載試驗(yàn)，獲得樁身彎矩和樁頂位移隨荷載的變化情況，探討了樁周土地基加固對(duì)樁的水平承載能力的影響及剛性短柱法的適用性.試驗(yàn)結(jié)果表明：樁身彎矩沿埋深呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，彎矩最大值出現(xiàn)在0.06～0.15倍埋深處；荷載水平小于0.23時(shí)，樁頂水平位移較未加固前減少20%～30%，地基加固提高了樁的水平承載性能，而荷載水平大于0.6以后，地基加固的影響消失；采用剛性短柱法的設(shè)計(jì)用鋼量較實(shí)際需求多37%，存在較大安全余量.

大直徑剛性樁； 水平承載性能； 原型試驗(yàn)； 高聳結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)； 地基加固

近年來，鋼管單樁、筒式基礎(chǔ)以其高效的傳力方式、良好的抗彎剪性能以及便捷的施工條件逐漸成為單管通信塔、風(fēng)力發(fā)電塔等高聳結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)的選型趨勢(shì).由于此類基礎(chǔ)直徑大、結(jié)構(gòu)剛度大、埋入深度相對(duì)較淺，因此可將其看作剛性樁進(jìn)行受力分析.應(yīng)用于高聳結(jié)構(gòu)領(lǐng)域的剛性樁與傳統(tǒng)剛性樁受力有所不同，除受水平剪力外，巨大的彎矩荷載不可忽視.然而，目前指導(dǎo)工程設(shè)計(jì)的剛性短柱法[1]所采用的Petrasovits[2]極限平衡受力模型，仍然是基于傳統(tǒng)小直徑剛性樁僅受水平剪力的試驗(yàn)得到的，此方法用于計(jì)算受彎矩、剪力共同作用的大直徑剛性單樁的水平承載性能是否合理尚未有試驗(yàn)研究進(jìn)行驗(yàn)證.

目前國(guó)內(nèi)外研究剛性樁水平承載性能試驗(yàn)主要以受水平力為主.大直徑剛性樁場(chǎng)地試驗(yàn)數(shù)據(jù)主要由液壓千斤頂和位移計(jì)獲得，Bhushan[3]及Bierschwale[4]分別對(duì)超固結(jié)砂質(zhì)黏土和硬砂質(zhì)黏土中直徑為0.90～1.22 m、埋深為3.8～6.1 m的5根鉆孔灌注樁進(jìn)行水平加載，以獲得位移與荷載的關(guān)系；為進(jìn)一步獲得樁側(cè)土抗力沿深度方向的分布,則需要借助于室內(nèi)模型試驗(yàn)，Prasad[5]對(duì)不同密實(shí)度的砂土中直徑為0.1 m、埋深為1.1 m的鋼管樁模型進(jìn)行了水平加載，通過樁側(cè)布置的壓力傳感器獲得了不同埋深對(duì)應(yīng)的極限土抗力，推進(jìn)了極限平衡法的發(fā)展；楊永垚[6]采用壓力傳感器獲得粉土中直徑為0.165 m、樁長(zhǎng)為2 m的剛性樁模型樁側(cè)土抗力試驗(yàn)值，并通過調(diào)整水平力加載高度，考慮了較小彎矩和剪力的共同作用，改進(jìn)了Prasad的計(jì)算模型，但彎矩剪力比例遠(yuǎn)小于高聳結(jié)構(gòu)的實(shí)際受力情況.

對(duì)于大直徑鋼性樁的水平承載力的原型試驗(yàn)研究，目前僅限于水平力加載作用下的柔性長(zhǎng)樁，但獲取樁身和樁側(cè)受力情況的試驗(yàn)手段值得借鑒.朱照清[7]在對(duì)淤泥質(zhì)軟土中直徑為1.7 m、埋深為64 m的鋼管樁水平承載力進(jìn)行試驗(yàn)研究時(shí)，采用鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)變計(jì)獲得樁身應(yīng)力，進(jìn)而通過理論推導(dǎo)獲得樁側(cè)土抗力，一定程度上反映了樁側(cè)受力沿深度分布的規(guī)律.朱斌[8]對(duì)淤泥質(zhì)軟土中直徑為1.42 m、埋深為32.2 m的鋼管混凝土樁進(jìn)行水平單調(diào)和循環(huán)加載試驗(yàn)研究，利用混凝土應(yīng)變計(jì)和少量土壓力盒獲得樁身彎矩和樁側(cè)土抗力與位移和荷載的關(guān)系.

結(jié)合已有文獻(xiàn)的試驗(yàn)手段，考慮到目前尚缺乏較大彎矩、剪力共同作用下大直徑剛性樁水平承載性能的足尺原型試驗(yàn)，本文對(duì)軟土中2根直徑為0.90～1.09 m、埋深為6.47 m的鋼管單樁進(jìn)行彎剪作用下的單向單循環(huán)快速維持荷載試驗(yàn)，獲得樁身彎矩和樁頂位移隨荷載的變化情況;同時(shí)探討樁周土地基加固對(duì)樁的水平承載能力的影響,以及剛性短柱法對(duì)此類結(jié)構(gòu)的適用性.為近年來單管通信塔、風(fēng)力發(fā)電塔等高聳結(jié)構(gòu)領(lǐng)域所應(yīng)用的剛性樁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)提供一定的參考依據(jù).

1　原型試驗(yàn)

1.1試驗(yàn)?zāi)康?/p>

對(duì)兩根單管塔鋼管單樁基礎(chǔ)分別進(jìn)行單調(diào)加、

卸載試驗(yàn)，測(cè)試樁周土地基加固前后其水平承載性能.通過測(cè)量鋼樁沿深度方向的應(yīng)變情況，得到典型單管塔彎剪荷載作用下的樁身彎矩，用以衡量現(xiàn)有地基水平承載力驗(yàn)算方法的適用性；通過測(cè)量樁頂水平位移，得到典型單管塔彎剪荷載作用下樁的荷載-位移曲線，用以衡量現(xiàn)有地基變形計(jì)算方法的適用性以及地基加固改良效果.

1.2試件設(shè)計(jì)和安裝

試驗(yàn)采用2根相同尺寸的鋼管單樁，總樁長(zhǎng)6.95 m；埋入地面以下樁深6.47 m；樁身帶有一定錐度，樁頂直徑1.09 m；樁底直徑0.90 m；采用Q345B鋼材，壁厚10 mm；當(dāng)其中1根樁作為試驗(yàn)樁時(shí)，另1根樁作為反力樁；鋼管單樁如圖1所示.

a 試件組成部分b 尺寸及埋深范圍土層情況

圖1鋼管單樁示意圖(單位:mm)

Fig.1Single steel pile screw(unit: mm)

試驗(yàn)樁位于黏土層、粉土及粉質(zhì)黏土組成的軟土地基中，試驗(yàn)場(chǎng)地范圍內(nèi)地層情況穩(wěn)定，樁基埋深范圍內(nèi)無地下水，地基土主要參數(shù)如表1所示.

表1　地基土主要物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)

為反映單管塔所受荷載中彎矩和剪力的真實(shí)情況，2根樁上部均安裝5節(jié)塔筒.根據(jù)表2提供的單管塔荷載數(shù)據(jù)，理論加載點(diǎn)應(yīng)設(shè)在距離地面24.5 m(即彎矩M與剪力V的比值)高度處.考慮拉鎖固定點(diǎn)可操作性，用于施加拉力的鋼絲繩頂端設(shè)置在試驗(yàn)樁上部塔筒頂(標(biāo)高+25.48 m)，鋼絲繩底端設(shè)置在反力樁頂端(標(biāo)高+0.48 m)；為了避免兩樁之間土體相互影響(兩樁中心間距L大于14倍樁徑)，以及鋼絲繩豎向分力不得大于軸力設(shè)計(jì)值(L>17.8 m)，同時(shí)考慮計(jì)算方便，建議L與加載高度相同，但由于實(shí)際施工誤差，L最終精確值為25.24 m.試驗(yàn)分兩個(gè)工況，工況一中1#作為試驗(yàn)樁,2#作為反力樁;工況二中試驗(yàn)樁和反力樁功能對(duì)調(diào).試件加載布置如圖2所示.

表2　某單管塔基礎(chǔ)設(shè)計(jì)荷載

a 工況一

b 工況二

考慮到在工況一試驗(yàn)時(shí)提供反力的2#樁周地基加固土體可能受到一定程度的破壞，為降低工況一試驗(yàn)對(duì)工況二試驗(yàn)所反映樁土關(guān)系真實(shí)性的影響，采用剛度相對(duì)土體較大的小鋼樁(直徑299 mm，埋深3 m，樁端有尖錐頭)對(duì)工況一中的2#樁周進(jìn)行臨時(shí)加固，加固方式如圖3所示.工況二試驗(yàn)中，采用正式地基加固方式，在拔出小鋼樁所形成的空間(直徑約0.3 m，埋深3 m)內(nèi)分層填充、夯實(shí)三合土，砂、灰、土質(zhì)量比為1∶2∶7.該措施可有效控制兩工況實(shí)施順序?qū)υ囼?yàn)結(jié)果的影響，詳見2.3節(jié).

圖3　工況一中2#樁周地基加固示意圖(尺寸單位:mm)

Fig.3Foundation reinforcement of 2#in Case 1(unit: mm)

1.3測(cè)點(diǎn)布置

樁身應(yīng)變測(cè)量?jī)x器采用電阻式應(yīng)變片，在加載方向所在立面，沿深度方向布置10個(gè)測(cè)斷面，每個(gè)測(cè)斷面對(duì)稱布置2個(gè)單向應(yīng)變片在筒壁內(nèi)側(cè)，共20個(gè)應(yīng)變片中，受壓側(cè)編號(hào)為a0～a9，受拉側(cè)編號(hào)為b0～b9，測(cè)點(diǎn)布置如圖4a所示.應(yīng)變片采用1/4橋接線法，每10個(gè)通道布置一個(gè)溫度補(bǔ)償片位于地面遮陽處.所有應(yīng)變測(cè)量?jī)x器調(diào)試完畢后，采用石棉包裹后點(diǎn)焊薄壁型鋼進(jìn)行保護(hù)[7]，薄壁型鋼間隔點(diǎn)焊以避免其對(duì)結(jié)構(gòu)起到額外加固作用，應(yīng)變片及其導(dǎo)線均排布在型鋼與筒壁之間形成的保護(hù)區(qū)內(nèi)部，電纜纏繞于鋼筋短柱做固定，保護(hù)措施如圖4b，c所示.1#和2#兩樁測(cè)點(diǎn)布置情況完全相同.

a平面布置圖b1#立面布置圖c2#立面布置圖

圖4應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置及保護(hù)(單位:mm)

Fig.4Location and protection of strain gauges(unit: mm)

水平位移測(cè)量?jī)x器采用4只位移計(jì)對(duì)稱安裝在加載方向的兩個(gè)標(biāo)高處，分別編號(hào)為L(zhǎng)a,Lb,Ra,Rb，采用小直徑鋼管作為基準(zhǔn)樁，其上設(shè)置工字鋼作為基準(zhǔn)梁，位移計(jì)布置于基準(zhǔn)梁上，由于條件限制，1#和2#樁位移計(jì)布置標(biāo)高有所不同，見圖5.

1.4加載設(shè)備與加載制度

拉力加載設(shè)備采用30 t手拉葫蘆，拉力測(cè)量設(shè)備采用20 t無線數(shù)傳式吊鉤秤，吊鉤秤數(shù)據(jù)可遠(yuǎn)程實(shí)時(shí)測(cè)讀.手拉葫蘆、吊鉤秤與鋼絲繩串聯(lián)，連接于反力樁頂加載端，同時(shí)設(shè)置鋼絲繩防崩斷體系，采用放松狀態(tài)的細(xì)鋼絲繩連接塔筒頂與樁頂并分段固定于主要受拉鋼絲繩上，加載設(shè)備如圖6所示.

a平面布置圖b1#立面布置圖c2#立面布置圖

圖5位移測(cè)點(diǎn)布置圖(單位:mm)

Fig.5Location of displacement gauges(unit: mm)

圖6　加載設(shè)備圖

1.5塔頂加載點(diǎn)水平位移

由于本試驗(yàn)采用鋼絲繩在塔頂產(chǎn)生的斜向拉力給試驗(yàn)樁頂施加彎矩、剪力和軸力，考慮到鋼結(jié)構(gòu)單管塔筒屬于柔性結(jié)構(gòu)，且加載點(diǎn)高度達(dá)24.48 m，其因軸力二階效應(yīng)產(chǎn)生的樁頂彎矩會(huì)對(duì)試驗(yàn)荷載存在一定影響;因此在垂直于鋼絲繩拉力方向的安全距離處布置1臺(tái)經(jīng)緯儀對(duì)試驗(yàn)樁上部塔頂偏轉(zhuǎn)角進(jìn)行量測(cè)，以獲得塔頂加載點(diǎn)水平位移隨外荷載的變化情況.工況一和工況二時(shí)經(jīng)緯儀與單管塔的測(cè)量距離分別為45.0 m和52.3 m.

2　試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1二階效應(yīng)對(duì)彎矩荷載的影響

二階效應(yīng)對(duì)彎矩荷載的影響包括塔頂豎向分力引起的軸力二階效應(yīng)和塔筒的重力二階效應(yīng).

采用1.5節(jié)測(cè)量措施，獲得塔頂加載點(diǎn)實(shí)測(cè)水平位移Δtest,并計(jì)算考慮軸力二階效應(yīng)后彎矩增加的比例ΔF；采用Sap 2000模擬試驗(yàn)進(jìn)行加載，分析得塔頂位移達(dá)到Δtest時(shí)，計(jì)算考慮塔筒重力二階效應(yīng)后彎矩的增加比例ΔG.最終獲得考慮兩種二階效應(yīng)的彎矩增加比例ΔF+ΔG,并采用公式(1)計(jì)算實(shí)際彎矩值MΔ，計(jì)算結(jié)果如表3和表4所示.

(1)

表3　工況一實(shí)際彎矩荷載

從表3、表4可以看出，軸力二階效應(yīng)對(duì)彎矩荷載的增加比例從0.4%增長(zhǎng)到3.2%；隨著荷載等級(jí)的增加，重力二階效應(yīng)對(duì)彎矩的影響逐漸小于軸力二階效應(yīng)的影響.總體而言，二階效應(yīng)對(duì)彎矩荷載有一定影響，在2%～5%范圍以內(nèi)，本文各加載等級(jí)對(duì)應(yīng)的實(shí)際彎矩按表3、表4中的MΔ取值.

表4　工況二實(shí)際彎矩荷載

2.2樁身彎矩

為消除溫度、軸力引起拉、壓應(yīng)變的影響，試驗(yàn)采集測(cè)斷面處的拉應(yīng)變?chǔ)?和壓應(yīng)變?chǔ)?，得到該測(cè)斷面彎曲應(yīng)變?chǔ)う?ε1-ε2，則該截面彎矩為

(2)

式中:E為鋼材彈性模量;I為全截面對(duì)中性軸慣性矩;Dh為拉壓測(cè)點(diǎn)間距，即該測(cè)斷面處鋼樁內(nèi)徑，樁身錐度約0.01對(duì)應(yīng)變大小的影響忽略不計(jì).采用公式(2)對(duì)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理.

工況一時(shí)，吊鉤秤初始拉力值T=2.7 kN,第一級(jí)加載至T=9.8 kN，之后每級(jí)增加9.8 kN，由于加載設(shè)備條件限制，實(shí)際加載最大值Tmax=68.6 kN，為設(shè)計(jì)荷載標(biāo)準(zhǔn)值的1.1倍.加載時(shí)，每級(jí)荷載作用下，隨著維持時(shí)間的增加，彎矩呈緩慢減小趨勢(shì)，原因是隨著樁頂位移的發(fā)展，鋼絲繩出現(xiàn)一定程度的放松，使得加載力緩慢減小.同理，卸載的每一級(jí)荷載維持過程中，由于土體的回彈，彎矩呈緩慢增長(zhǎng)趨勢(shì).因此，取每級(jí)加、卸載后的首批采集測(cè)點(diǎn)值，以反映荷載與樁身彎矩真實(shí)關(guān)系.1#樁作為試驗(yàn)樁，在較大彎矩和剪力作用下，樁身彎矩沿深度方向呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，彎矩極值點(diǎn)出現(xiàn)在0.4～1.0 m埋深范圍，3.37 m埋深處測(cè)點(diǎn)壞損，未列入彎矩圖；各級(jí)加、卸荷載作用下樁身彎矩變化趨勢(shì)相近，卸載后有一定殘余彎曲應(yīng)力，樁身彎矩曲線如圖7a,b所示；測(cè)點(diǎn)埋深位置比(指測(cè)點(diǎn)埋深與基礎(chǔ)埋深的比值)為0.06時(shí)，樁身彎矩增長(zhǎng)幅度最大，其相鄰兩測(cè)點(diǎn)埋深位置比為0.01和0.16的彎矩增長(zhǎng)幅度相近，其余測(cè)點(diǎn)的彎矩增長(zhǎng)幅度隨著埋深的增加而降低，如圖7c所示.

工況二時(shí)，吊鉤秤初始拉力值T=3.1 kN,第一級(jí)加載至12.9 kN，第二級(jí)加載至19.6 kN，之后每級(jí)增加9.8 kN，實(shí)際加載最大值Tmax=78.4 kN，為設(shè)計(jì)荷載標(biāo)準(zhǔn)值的1.25倍.2#樁作為試驗(yàn)樁，在施加荷載水平較低時(shí)(第1,2級(jí))，樁身彎矩沿深度方向呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，彎矩極值點(diǎn)出現(xiàn)在0.4～1.0 m埋深范圍；加載后期(第3級(jí)以后)，樁身彎矩沿深度方向逐漸減小，無極值點(diǎn)，最值點(diǎn)出現(xiàn)在樁頂泥面處；卸載時(shí)，1.72 m埋深處彎矩恢復(fù)較其他深度放緩，有殘余彎曲應(yīng)變，如圖8a,b所示；測(cè)點(diǎn)埋深位置比為0.06處的樁身彎矩在荷載水平(T/Tmax)0.36以后的增長(zhǎng)幅度有所降低，小于埋深位置比0.01處彎矩，與工況一有所不同，是由于加固土強(qiáng)度隨著荷載水平增加發(fā)生變化所致，如圖8c所示.

a 1#樁身彎矩(加載)

b 1#樁身彎矩(卸載)

c 1#樁身彎矩-荷載關(guān)系

工況一與工況二的試驗(yàn)樁主要區(qū)別在于后者進(jìn)行了地基處理.圖9為各加載級(jí)作用下工況一(C1)與工況二(C2)試驗(yàn)樁的樁身彎矩對(duì)比圖.從圖9發(fā)現(xiàn)：相同荷載等級(jí)下，0.07 m埋深處彎矩值有較大差別；隨著埋深的增加，工況一出現(xiàn)彎矩極值而工況二卻無極值點(diǎn)；1.06 m埋深以下工況一彎矩減少的幅度較工況二大；工況二樁底彎矩較淺處出現(xiàn)小幅回升，而工況一無此現(xiàn)象.加載中后期，工況二樁頂表層土體退出工作，導(dǎo)致相同荷載等級(jí)下0～0.4 m埋深處彎矩較工況一大.

a 2#樁身彎矩(加載)

b 2#樁身彎矩(卸載)

c 2#樁身彎矩-荷載關(guān)系

2.3樁頂水平位移

將兩工況試驗(yàn)樁的樁頂位移y與鋼絲繩拉力T的關(guān)系進(jìn)行對(duì)比，以衡量地基加固對(duì)地基剛度的影響.其中,工況一測(cè)試過程中部分位移計(jì)信號(hào)出現(xiàn)壞損，僅留存Ra位移計(jì)數(shù)據(jù);工況二兩標(biāo)高數(shù)據(jù)完好，以泥面為±0.00標(biāo)高，各樁頂標(biāo)高處位移與荷載的關(guān)系如圖10所示.根據(jù)規(guī)范[9]繪制位移梯度Δy/ΔT與荷載水平之間的關(guān)系曲線，如圖11所示.圖10所示的荷載位移關(guān)系未見明顯的拐點(diǎn)，卸載后殘余變形僅為總變形的22%，說明兩工況中地基土并沒有出現(xiàn)明顯塑性變形等地基破壞的特征.對(duì)比兩工況的荷載-位移曲線和荷載-位移梯度曲線發(fā)現(xiàn)：在加載初期，即荷載水平小于0.23時(shí)，圖10所示工況二樁頂位移較工況一約小20%～30%，圖11所示工況二0.275 m標(biāo)高處的位移梯度呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，說明加固土體對(duì)樁頂位移存在一定約束作用，改善上部土體力學(xué)性質(zhì)，有提高樁水平承載性能的效果；但在荷載水平為0.23～0.48之間時(shí)，圖11所示工況二位移梯度陡增，斜率增至工況一的4～5倍，說明此階段地基處理加固土體失效，水平承載性能降低；隨著荷載水平的繼續(xù)增大，工況二位移變化與工況一趨同，說明荷載水平大于0.6以后，加固土的失效對(duì)樁的水平承載性能不產(chǎn)生影響.

圖9　試驗(yàn)樁加載彎矩對(duì)比

Fig.9Comparison of test pile moment in Case 1 and Case 2

圖10　試驗(yàn)樁荷載-樁頂位移曲線

圖11　試驗(yàn)樁荷載-樁頂位移梯度曲線

2.4關(guān)于工況一對(duì)工況二試驗(yàn)結(jié)果影響的探討

在工況一中，2#樁作為反力樁主要受水平力的作用，彎矩作用較小，而作為單純抵抗水平力的大直徑鋼樁，試驗(yàn)水平力遠(yuǎn)小于其理論水平承載力，況且試驗(yàn)中采用1.2節(jié)的地基處理方法，將樁周土抗力進(jìn)一步加強(qiáng)，可確保工況一對(duì)工況二的試驗(yàn)結(jié)果影響控制在較小范圍.

圖12表示的是工況一時(shí)，2#樁的樁身受力情況，樁身最大彎矩不及彎、剪荷載作用下的1#樁第一級(jí)荷載時(shí)的樁身彎矩30%，并且記錄的最大樁頂水平位移為0.52 mm，小于1#樁第一級(jí)荷載樁頂位移0.72 mm.說明2#樁作為反力樁，樁身受力和樁側(cè)受力即使是在最大加載等級(jí)時(shí)仍處于較小范圍.

圖12　工況一2#樁樁身彎矩

3　單管塔規(guī)程方法適用性探討

根據(jù)第2節(jié)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，荷載標(biāo)準(zhǔn)值對(duì)應(yīng)拉力62.7 kN時(shí)，泥面處樁的水平位移小于10 mm；估算荷載設(shè)計(jì)值對(duì)應(yīng)87.2 kN時(shí)，鋼樁受彎最大處樁身應(yīng)力比約為0.6.試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明該試驗(yàn)樁的樁頂水平位移和樁身強(qiáng)度均已滿足實(shí)際設(shè)計(jì)要求.

與此同時(shí)，根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)單管通信塔技術(shù)規(guī)程(CEC236:2008)》[1](簡(jiǎn)稱《規(guī)程》)中剛性短柱法規(guī)定的剛性短柱基礎(chǔ)對(duì)驗(yàn)算地基承載力，設(shè)計(jì)采用1.2節(jié)對(duì)應(yīng)的鋼樁尺寸、地勘資料以及荷載數(shù)據(jù).計(jì)算得：抗傾覆力矩極限值Mu=771.26kN·m;傾覆彎矩值為Mk+Vkh0=1 087+44.3×0.48=1 108.3kN·m.式中:Mk為作用在塔筒底部的彎矩荷載標(biāo)準(zhǔn)值;Vk為作用在塔筒底部的剪力荷載標(biāo)準(zhǔn)值;h0為塔筒底部到泥面處的垂直距離.由于Mk+Vkh0>Mu/2,計(jì)算1#泥面處水平位移為12.3 mm,大于10 mm.因此，試驗(yàn)鋼樁抗傾覆驗(yàn)算及樁頂水平位移驗(yàn)算均無法滿足《規(guī)程》的設(shè)計(jì)要求.

若按照《規(guī)程》方法對(duì)本試驗(yàn)鋼樁重新設(shè)計(jì)，樁身設(shè)計(jì)埋深至少為8.9 m，這比滿足實(shí)際設(shè)計(jì)需要的6.47 m多出2.43 m埋深，多出約37%用鋼量，說明《規(guī)程》中剛性短柱法對(duì)于本試驗(yàn)中受較大彎矩、剪力作用的剛性樁的設(shè)計(jì)存在較大安全余量.

4　結(jié)論

(1) 軟土中剛性樁在受較大彎矩和剪力組成的單向單循環(huán)荷載作用下，樁身彎矩沿深度方向主要呈先增大后減小的變化趨勢(shì)，彎矩最大值出現(xiàn)在0.06～0.15倍埋深處，加載至1.1倍設(shè)計(jì)荷載標(biāo)準(zhǔn)值后卸載，樁頂荷載位移曲線無明顯拐點(diǎn)，殘余變形占總變形22%，地基未出現(xiàn)明顯塑性破壞.

(2) 采用三合土對(duì)剛性樁周淺部進(jìn)行地基加固，在荷載水平小于0.23時(shí)，樁頂水平位移較未加固前減少20%～30%，說明改善樁周土體力學(xué)性質(zhì)，有提高樁水平承載性能效果，樁身彎矩最大值在0～0.06倍埋深處；荷載水平為0.23～0.48時(shí)，加固土體失效，位移梯度斜率是未加固前的4～5倍，樁身彎矩最大值由淺部埋深轉(zhuǎn)移到樁頂泥面處；荷載水平大于0.6以后，加固措施對(duì)樁水平承載性能的影響基本消失.為有效提高樁水平承載性能，建議適當(dāng)增加加固樁密度、提高樁周復(fù)合土體的強(qiáng)度以改良加固方法.

(3) 試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，試驗(yàn)樁樁身應(yīng)力和樁頂位移在設(shè)計(jì)荷載作用下均處于安全范圍，滿足實(shí)際設(shè)計(jì)要求；采用剛性短柱法對(duì)于本試驗(yàn)中的剛性樁進(jìn)行設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)值較實(shí)際需要值多出約37%的用鋼量，說明剛性短柱法存在較大安全余量，有改進(jìn)空間.

[1]中國(guó)工程建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)化協(xié)會(huì).CEC236:2008 鋼結(jié)構(gòu)單管通信塔技術(shù)規(guī)程[S]. 北京: 中國(guó)計(jì)劃出版社, 2008.

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Experiment on Lateral Load Capacities of Large-Diameter Rigid Pile Against Toppling Moment and Shear Forces Under Soft Soil Site Conditions

ZHANG Mingyi1, Lü Zhaohua2, YANG Jianbo3

(1. College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092， China; 2. Tongji Architectural Design (Group) Co. Ltd., Shanghai 200092, China; 3. Hebei Zhaoyuan Steel Structure Co. Ltd., Hengshui 053000, China)

Two steel piles with an embedded depth of 6.47 m and diameters ranging from 0.9 m to 1.09 m were constructed under soft soil site conditions against toppling moment and shear forces by using the one-way single-cycle quick-maintain load method. The pile bending moments and the horizontal displacements of pile top were recorded for different load levels. The lateral bearing capacities with and without the soil stabilization were then compared and the accuracy of the rigid-short-column (RSC) method was evaluated. The test results show that the recorded bending moment quickly increases to the maximum at 0.06 to 0.15 times of the embedded depth, and then decreases along the pile depth. When the load is less than 0.23, the displacements decrease by 20% to 30%, which are lower than those before soil stabilization, indicating that the soil stabilization improves the lateral load-bearing capacities of the piles. However, the positive influence of soil stabilization is not present when the load level is larger than 0.6. The steel consumption of piles designed by using the RSC method is 37% more than what is practically needed, indicating that this design method could be improved.

large-diameter rigid pile; latera load capacity; prototype test; high-rise structure foundation; foundation reinforcement

2015-11-09

張明熠(1986—)，男，博士生，主要研究方向?yàn)楦呗柦Y(jié)構(gòu)基礎(chǔ). E-mail: mingyi86@126.com

TU473.1

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