卷第!!∀第 期#∃%海洋工程−.)40 年∀月&∋%()%)∗+)%%,+)∗)0123.15!!∀计算粘性土6一7曲线的方法陈竹昌章连洋8同济大学9要本文通过对现有各种:一7曲线计算方法进行分析根据模型试验结果对一些不合理之处加以改进意提出了新的适用于粘性土的6一少曲线计算方法把新方法应用于现场试桩计算结果令大满目;5舀自<以来=05155>≅和Α0=ΒΧ!ΔΕ年在研究土对桩侧向偏移的抗力中引入夕汉曲线的概念由于6泛的应用曲线法可以考虑桩侧土的非线性在工程界特别是海浮工程中得到非常广7曲许多学者提出线计算方法但是目前广泛采用的67曲线计算方法7介一存在很多不合理的地方出的软粘土中:适用性也成问题根据我国镇江大港现场试桩分析为此<>Χ50=Φ提77曲线计算方法就不适用于我国长江中下游地区的软粘土曲线计算方法是必要的〔’〕因此探本讨更加合理的:本文作者在模型试验的基础上提出了新的适用于粘性土的夕少曲线计算方法本课题研究得到了国家自然科学基金的资助文是其中的一部分二现有各种:一7曲线计算方法及其分析评价现有:7曲线计算方法很多>其中具有代表性的有以下儿种89<Χ5。。Φ〔”提出的适用于软粘土的67曲线计算方法该方法为美国石油学会!ΗΔ年制定的固定式海上平台设计施工技术规范(:卜,:Ι(的第六版采用并在以后的版本中作了进一步的修改ϑΚ1〔等人”提出的适用于硬粘土的68∀9,17曲线计算方法7一该方法也被(内(:Ι,88规范采用,Μ 9Ν11和∗Ο5.14Χ〔‘〕提出的适用于极软粘土的:Ο3“?曲线计算方法ϑ9统一法ϑ“包括Π等人〔’和挪威规范〔’提出的适用于任一粘性土的犷7ϑ曲线计算方法以上儿种方法都不同程度地存在不足之处下面是对以上儿种方法的分析评价第 期计算粘性土夕一7曲线的方法Δ>0∋11Κ101,Θ5∗Ο5.04Χ把粘性土按不排水抗剪强度Π值戈不】等人以及Ν89<Χ5Φ,线同一Π值的土如用不同的方法所得分为不同的类型分别按不同的方法计算其6川由结果截然不同方法而设计人员处理实际工程问题所遇到的最大困难就是粘性土的划分及其相应参数的选用问题为克服这一缺限ΠΡ55Ο3>?等人以及挪威规范分别提出了统一计算但ΠΡ55Ο3ϑ?等人引入的参数(和Α与土性指标之间的关系很难确定挪威规范按土>应力历史的差异而取用不同的参数值应用带来了困难,也没指出按应力历史划分的具体界限这样给实际8∀9现有计算方法是根据某一具体现场的试验资料提出的碰到尺寸和施工方法不同于现场试桩的桩基时现有计算方法就不一定合适ϑϑ8Μ9现有计算方法没有考虑土连续性的问题8 9现有计算方法仍然建立在拟静法基础上三模型试验在室内模型槽中进行钢制成,模型试验简介〔〕模型槽为一内径Σ2高 2的圆桶由高强度模型桩直径ΤΥ∀ΔΣ。2长Νς?.0=2桩两侧贴电阻应变片组成半桥应变片的导线从桩管内穿出并采用了有效的防潮保护措施利用简支梁标定求得的桩抗弯刚度%+ς0ΜΕΣΦ)2应变片灵敏系数采用悬臂梁法进行标定试验采用上海池区的轻亚粘土土体首次采用气袋加压固结法固结压力为。伟一。’<:>固结完毕后测得的各项土性指标为ΓΗ容重,二Ε!Φ)Ω2’ 含水量。ΥΜΔ肠Ε液限。一场ςΕΕΔ肠塑限。ς∀ΜΕ肠∀=塑性指数+一ΜΥ∀∀ΡΡ试验。二!ΣΦ:>功最大高应力差之半时的应变Γ2。试验过程中保持水面高于土面Μ左右试验包括静载试验循环荷载试验以及循环荷载后再加载试验加载由∋Ξ∋动三轴试验加荷装置调节荷载的幅值方向和频率桩顶位移和转角分别由电感位移计和差动式位移计测得桩身弯矩由动态应变仪和光线示波仪一起测量桩身应变图李么任别#以长∃乏然后通过换算得到∀5由线为由试验结果求出的桩身:7 )可 ( ∋&奸之∃#洲农以日 之争乙为深匹止竺一一扮护亨育气广言咭一犷有呢户位移∗+!,−(.2一。一0,34立王5∗33!、一日,静载户一少曲线图(钻环荷载户曲线海洋第。卷四针对现有:一几点改进结合室内模型试验结果7曲线计算方法的不足进行以下几点改进Γ为考虑土介质的连续性同时区分静载与循环荷载的不同ϑ把影响深度“和沈分别与桩的有效长度Ν和Ν8和。分别代表静载和循环荷载9相联系有效长度引入桩土相对刚度进行计算根据ΞΒ5Ρ121174〔’和,>?≅。56Β〔”有效长度可以定义为这样一个深度在这个深度以下桩身位移小于桩顶位移的千分之一但是根据室内模型试验结果和现场试验结果之一发现按这样定义所得的有效长度太大而按下面定义则较合适有效长度可以定义为这样一个深度在这个深度以下桩身位移小于桩顶位移的百分按上面定义求得的模型桩有效长度见表∀从表中数据可以看出静载作用下有效长度随荷载增犬变化较小而循环荷载作用下有效长度随荷载幅值增加变化较大表静载作用下有效长度Ν8)9表∀循环荷载作用下有效长度Ν有效长度Ν荷载大小∃Μ!=有效长度829荷载幅值尸8)9!=829一ΗΕ “‘“’“ΣΣ…∴0ΕΣ∀≅……[“!!ΜΔ !Δ∀ΔΣ∀ΔΔΕΥΕΣ采用,的形式>?56Β根据有限元分析提出的有效长度Ν一Υ翻计算公式,日‘Ν一Μ〔%;Ω%Γ,Τ。二〕88899本文建议Ν和Ν的计算式如下ΝΝςΜ〔%ςΕ〔%+Ω%+Ω%ΤΤ。’〕〕’Δ∀Μ’‘>99把影响深度与有效长度相联系根据统计分析得4一瓦Ω ]二8 Δ一ΝΩ 89∀极限土反力:在:7曲线计算中非常重要6可表示为下面一般形式一尸)夕Τ8Σ9式中Α为折减系数关于)值,)为极限土反力参数 很多学者提出了计算方法Δ本文根据室内模型试验结果ϑ并对其他研究者给出的)值8表Μ9进行统计分析ϑ提出了以下计算式第期对于静载) 计算粘性土:一少曲线的方法ς∀Δ⊥ΣΔ8“Ω“98二蕊,9Μ8Η9表Μ地表处的)值一,表 倍桩径处的)值,一蓬反又,11Κ1>日1?一一_””公二”,∃11Κ1>Κ1?∀ΜΔΗ∀∃#Β02:Κ0?1<>Χ50Φ#Β02:Κ0?1<>Χ+ΦΗΥ!Μ,11Κ11Χ>5,11Κ11Χ>5表Δ建,在更大深度处的))值)议11Κ1人8∀倍桩径处9极限值#Β02:Κ0?∃>Η工∀Κ1?0?#Β0Ο:Κ1<>Χ50ΦΗ、!Μ!Μ,11Κ11Χ>5)ς。8⎯二Γ8Ω二二98Ε9对于循环荷载))ς∀Δ⊥ΣΔ98二8二8⎯二998!9ς。]89本文把土性的影响体现在式中工为土层深度折减系数Α是与土性和荷载形式密切相关的最大主应力差之半时的应变。取可参照表Σ对于粘性土。。上把荷载形式分为静载和循环荷载两种情况Α值的选表Σ折减系数Α荷载形式式折减系数Α已ΔαΑΗΗ、∀⎯∀静载Π;ΗΔ尸循环荷载ΜΜΜΣΗ南Μ萍7土。程卷第7计算达到极限土反力之半时的位移。也是计算:曲线的一个重要方面现有方法一般似定7与桩直径成线性关系夕。。即。“几ς月‘‘Τ89式中参数月根据不同的方法而取不同的值“4Χ∗Ο5匕取如<1>Χ50。Φ取∀Δ,11Κ1等人取。Ν11和而Π”认>?等人又根据土性的不同而选用不同的值Γ根据ΚΧ13?Κ等人二〔’。’的分析假定7与桩直径成线汀巧”Δ。/黔城即卞斌测7妹6恻抓几刀尸“,尸β汉Ω性关系计算值与实测值相差很大Γ如图Μ中虚线所示图尸中计算值由下式求得7升下一一Υ外ς≅石ΤΚ。ς∀Δ“。。Τ8∀9可以看出随桩直径增大差异也增大这意味着1?Π7。应与,工。Σ、亥百了丽面万Γ、、桩直悦Τ8=润桩直径的几次方根成正比式计算7。。Γ为此ΤΠΧ13等人建议用下夕Δ。计算值与实测值之7。。ς Ε“。,。”比与桩直径的关系8Μ9 (式中7。。5Τ均以2为单位χ但是直径越小笔者发现式∗ 2−计算值与实测值差异也比较大差异越大为此本文建议采用下面形式计算8且与式∗−刚好相反∗桩。。夕9。:;+<=,“ &−9对室内模型试验资料和其它现场试验资料进行统计分析发现式∗ &−中的刁值取&较合适即少。。:&9“,=““∗(9−式∗料较吻合3 &−计算值与实测值之比与桩直径的关系见图2可以看出3&−与实测资式∗ 顺便指出≅<认为8<。。与=2“成比例是有一定实验根据的≅ΑΒΧ≅和?≅Α≅!Δ≅以及ΕΦ≅。等报到了一系列砂性土和粘性土中进行的板水平荷发现在板上作用同样单位压力时载试验板宽从2)&Γ。!,到 9(5Η&Ι板进入土中的深度与板宽的2ϑ&次方成比例吉田驹田对不同直径的桩进行了一系列试验5发现当地表处的标准位移为ΚΗΙ时侧向基床系数与桩直径的2ϑ&次方成反比移与桩的直径的2ϑ&次方成比例呢Λ由比是不是可以反推在单位压力作用下桩的位五根据以上几点改进对于静载 建议的Μ一8曲线计算方法结合室内模型试验结果建议计算Μ8曲线的方法如下3按下列步骤计算Μ。。笋曲线∗图&−求得各深度上土的不排水抗剪强度9和最大主应力差之半时的应变。如果没有可供利用的‘值可参考表Ν选用,第 期计算粘性土6一7曲线的方法一ΔΔ∀计算有效长度Ν和影响深度]ΓΝδ一Μ〔%,+Ω%Τ。“〕。“’一一8∀99ΥΝΩ 表ΠΠ8% 表ΗΠ￡。。值选用表值选用表%8Φ6>9、∀Δ8Φ:>98Φ:>9∀∀∀Δα∀ΔΜΔ、ΗΗ、∀∀ΔΥΔΔ、Δ、Υ∀ΗΔΠε、、∀&ε∀、Η百Η∀、 ∀、 、∀ΜΔ∀ΜΔ⎯ Τ0式中%为整个深度范围内土模量的平均值的抗剪强度Π值参考表Ε选用如无可利用的它值可根据整个深度范围内Μ计算极限土反力当]姿玩时扮仓Δ八匕夕从图 静载:一7曲线特征形式图Δ循环荷载:一7曲线特征形式:ςΑ∀Δ⊥ΣΔ8,〔Ω,Π9〕Τ8Σ98Ο了9:ςφΑΠΤ式中Α从表Σ选取/ Δ计算7。。7”。Δς圣‘￡。Τ“Ω‘8Δ9建立:一7曲线的曲线段:Ω:。。ςΔ8夕Ω夕9“8Ε9/Σ建立67曲线的直线段6:Ω,,一Α⊥8一Α9Ω二二8,提二“8⎯98!98∀9尸Ω尸一Γ9对于循环荷载按下列步骤计算6川虫线8图Δ9一Γ鲁往88二5∀海9同静载,9计算Ν和徉土程第卷Γ。=ΝςΕ〔Ω%二刀:+%二哪‘“ΥΝΩ 式中它的选用同静载∀::8Μ9计算极限土反力ςΑΓ∀Δ⊥ΣΔ8二〔Ω]ΠΤ9〕8二88二⎯二二99、了、了,自曰‘勺乙?自;?自,∀、声夕,&氏上、任ςφ尸ΔΤ式中Α从表Σ选取8 9同静载 8Δ9建立:7曲线的曲线段6Ω:ς 8夕Ω夕。。9’‘Μ8Σ9建立:一夕曲线的直线段尸Ω尸ς。Δ尸尸Ω尸ς二Ω二8,蕊,二8⎯‘99六为验证本文方法的合理性行了计算方法的应用采用有限差分法编制的计算机程序对一系列现场试桩进8一9镇江大港现场试桩南京水利科学研究院和河海大学。试桩直径Τ一∀。2〔‘”!Ε∀年在镇江大港进行了水平静力和动力试验。壁厚φ=2入土深度Ν一 Δ‘2泥面以上至加载点的高度Ν二了!2桩的抗弯刚度%+二∀ΕΕ]Φ)2’参照土的静三轴试验>土的平均不排水抗剪强度Π为心Δ <:>“。可取Η采用本文方法对试桩进行计算启未城势巴之#结果见图Σ89任翅有摊洲#己三渊#卿6翅势忿川口侧向荷载∗ΣΕ−侧向荷载∗ΔΕ−夭Β少秘(9 )2翔绷。一9勃∃阳油玩乡引蠕图Ν户ϑΟ5砧环实测静载实测霭厂引,厂一6山−&)Θ)Γ) )) ()侧向荷载∗ΔΕ−∗−−〔(∗1&笼5∗−Γ∗曰∗川 (),Ε−种Τ向够苛载戈∗≅−图Θ用本文方法计算镇江大港试桩;ΠΗ用本文方法计算;Π<Β∋!湖试桩∗二−<∋Β!湖现场试桩Π<Υ≅∋,ςΔ〔(〕在;∋!湖附近的软粘土中进行了桩水平静载和循环荷载试验Β试验场第 期计算粘性土:一7曲线的方法。地水面高于土面桩长Ν一∀Κ2直径刀一Μ∀ 2抗弯刚度%。+一ΜΜ∀]‘Φ)2’十字板试验测得的平均抗剪强度Π为。0>Ε<:Μ>1等于。∀用本文方法对试桩进行计算ε地区现场试桩8三9<>?4,11Κ1结果见图了8904图了8.9等人’〔’在得克萨斯州<>地区的硬粘土中进行了桩水平静载和循环荷载试验]试验场地水面高于土面‘Δ桩长Ν一∀2直径ΤΥΣ0=2抗弯刚度%+Υ ?。Φ)2土的平均不排水抗剪强度Π为ΟΟΔ<:>。。为0.0Κ用本文方法对试桩进行计算Φ 结果见图Ε8>9图Ε8.9>男己泌旧坦#日刃龙坦应奥艇日#∃。Τ盆创火且荟介能己划门Ψ竖赞循环买测哩ϑϑ3Τ,Δ官之城粉己瑞长ϑϑ &厄 赛(ϑϑ,1 ))())2))&))9))Θ))匕之创 )侧向荷载∗ΔΕ−−∗≅侧向荷乌划ΔΕ−艺∀2∀&)9)Θ∀∗Ζ−∴侧1句荷代∗[3入−∗−≅少Η侧向荷艘5,3Ε−∗Ζ−图Γ用本文方法计算Υ≅!ς⊥≅ΖΒ!+地区试桩图]用本文方法计算⊥≅ΖΒ!+地区试桩1四−∗地区现场试桩!湖所用桩基拔出重新打入⊥≅∋,ςΔ又进行了桩将;Π<∋ΒΖΒ此地区的软粘土中Υ≅。3二,基水平静载和循环荷载试验试验场地水面高于泥面荷载作用点高出泥面2))Ι层平均不排水抗剪强度从为。ς& ΥΜ≅3气为。)了用本文方法对试桩进行计算结果见图]∗≅−! 图]∗Ζ−∗五−江阴利港试桩 ]Γ了年同济大学和中科院力学所在江阴利港进行了桩水平静载荷试验为Θ!, Χ_门!#任三已飞“试桩规格入土深度之名3&(Θ功⎯,ςΙΙ全长,ς。ςΙ]2Ι试验场地土层平均不排水抗剪强度裂钞只暇()&)Θ)Γ) )) (α⊥为))Θ(ΥΜ≅+为)) 9ϑ丫二()&)Θ)川Γ) )) ()用本文方法对试桩进行计算 )结果见图)图 侧向荷载∗ΔΕ−≅−∗侧向荷载∗ΔΕ−∗Ζ−∗≅−图 )∗Ζ−用本文方法计算江阴利港试桩从图Θ图了图Γ图])所示计算图 结果可以看出无论是位移还是弯矩都与实测结果相当吻合说明本文方法有相当的准确性七结一8束语本文参考了国内外有关粘性土Μ曲线的研究成果结合室内模型试验结果对ΔΕ海一洋工程第。卷现有计算粘性土:∀7曲线方法作了某些改进ϑ使之更为合理适用性更为广泛建议7Γ。与桩直径的ΜΩ 次方成比例一Δ9计算并按式8Μ把影响深度与有效长度相联系并建议按式8∀9和式8Μ9计算有效长度 用本文建议的计算:7曲线方法对一系列现场试桩进行计算所得结果与实测值都相当吻合参王惠初考文献鲁子爱!Ε∀/:二7曲线在镇江大港横向受载桩中的应用华东水利学院学报5>ΧΟ0?Κ 卷第第5期<>Χ50>1Φ∃10441Θ04?1ΚΟφ?0ΘΝ>Χ14>557Ν0>≅1≅:Ο51ΚΟ?Π0ΘΧ=5Λ7&#∋4Ι0 !Η>,11Κ1Ν1Χ5ΑΟ15≅#1ΚΧΟ?φ>?≅(?>57ΚΟΚ0ΘΝ>Χ14>557Ν0>≅1≅:Ο51ΚΟ?ΠΧΟΘΘ∋5>7ΝΠ11&#∋∀Μ∀≅∗Ο5.14。了Δ:γ>?ΧΝηι0Β>3Ο040ΘΝ>Χ14>557毛0>≅1≅:Ο51ΚΟ?−1470ΘΧ15>7>?Μ 05ϑΗ!〔Δ〕〔Σ〕ΠΡ5Β3Οη,Χ15>粘土中水平受载桩的统一分析方法水运工程!Ε二挪威船级社章连洋!!近海结构物的设计建造和检验规范8!Η年版9附录Α基础〔Η〕∀卷第Δ期阵竹昌粘性土中侧向受载桩的模型试验研究岩土工程学报第10〔Ε〕ΞΡΒ512714,#ΠΧ>ΧΟ1>?≅Τ7?>2Ο1Ν>Χ14>557Ν0>≅1≅Α50>ΧΟ?φ:Ο51Κ(ΛΠ∋%−5Δ∗#Ι!Η!〔!〕,>?≅056Β<Α#Β1,∀1Κ60?Κ10ΘΑ51万Ο.51:Ο51ΚΧ0Ν>Χ14>5Ν0>≅Ο?φ∗10ΧΛ11Β?ΟϕΡ11?ΚΜ)0!Δ。〔〕ΚΧ1,ΧΟ0;ι>≅≅(≅Ο.14Χ;<%,1一1二>2Ο?>ΧΟ0。0Θ6一71Ρ4,。Α。42Ρ5>Λ?Κ&#∋Μ 0Ι!Η!〔〕水电部交通部南京水利科学研究所水平力试桩小组大型钢管桩受水平动静力作用的现场试验及桩土相互作用分析8讨论稿9!ΕΜ()%η:一γ∋Ψ,−%+)ΙΒ>?∋&)Π#,Ψ∋#+&)Π&+ΝΠ∋Β1?<%#∃&Τ∋&∃%Π+−%φΝΟ>?7>φ卫!>?≅ΙΒΡ1Β>?φ8#0?∴‘Ψ。14Κ。‘ΟΧ夕9(ιΠ#,(∋#+Χ5ΟΟΚ6>61413>4Ο0ΡΚ21ΧΒ0≅ΚΘ04Δ≅1Χ142Ο?>ΧΟ06400Θ:一7Ο261Ρ431Κ>41>>?>>57Κ1≅6Κ0一(1104≅Κ?φΧ0ΧΒ2?0≅15Χ1ΚΧ141ΚΡ4>?5ΧΚ扭1Δ1ΚΡΡ?614Κ>414031≅≅五1?1κ0711Ρ43110?ΚΧ4Ρ1ΧΟ0210ΧΒ0≅Θ010Β1ΚΟ31ΧΒ1ΔΔ≅Χ耳Κ131Κ>5061ΨΧ04ΚΟ?φΧΒΟΚ2ΧΒ≅2。5≅又百Χ1ΚΧ6Ο51Κ>402:ΡΧ1≅≅,>41ΧΟΚΘ>=7,