复杂荷载工况下输电线路挖孔桩承载性能现场试验研究

崔强; 杨文智

doi:10.11779/CJGE2022S1039

复杂荷载工况下输电线路挖孔桩承载性能现场试验研究 English Version

崔强,
杨文智

中国电力科学研究院有限公司, 北京 102401

基金项目:

基于国际标准的架空输电线路杆塔基础设计方法及软件系统（中英文版）研发项目 GC83-20-006

详细信息

作者简介:
崔强(1980—)，男，工学博士，正高级工程师，主要从事输电线路地基基础工程的科研及试验检测工作。E-mail: everjsl@126.com

中图分类号: TU43
计量
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出版历程
- 收稿日期: 2022-09-24
- 网络出版日期: 2023-02-06
- 刊出日期: 2022-11-30

Field tests on bearing capacity of digging-hole pile for transmission lines under complex loads

China Electric Power Research Institute, Beijing 102401, China

摘要

摘要: 为了研究输电线路基础在复杂受力条件下的承载性能的差异，以输电线路工程中常用的人工挖孔桩为对象，选取典型输电线路工程的黄土地基为试验场地，开展了四种荷载工况下输电线路挖孔桩承载性能的现场试验。通过测试桩顶位移、桩端土体压力，分析了不同荷载工况下人工挖孔桩的荷载位移曲线、极限承载力以及桩端土压力。结果表明：由于承载机理及破坏模式的差异，不同性质竖向荷载作用下的挖孔桩，其荷载–竖向位移曲线形态特征呈现明显差异，具体表现为上拔荷载工况时呈“陡降型”，下压荷载工况时呈“缓变型”；对于组合荷载工况下的挖孔桩，下压力提高了其抗水平承载能力，反之，上拔力削弱了其抗水平承载能力；桩端土压力与下压荷载之间关系可回归为二次函数，由于不同类别桩基在水平荷载作用下变形特性的差异，刚性桩桩端土压力偏心作用明显，弹性桩偏心作用不明显。
- 输电线路 /
- 挖孔桩 /
- 倾斜荷载 /
- 荷载位移曲线 /
- 极限承载力 /
- 桩端 /
- 土压力
Abstract: In order to study the bearing performance and difference of the foundation for transmission lines under complex load-bearing situations, by taking the digging-hole piles commonly used in transmission-line projects as the object and selecting the typical loess area as the test site, the field tests on the bearing performance of digging-hole piles for transmission lines under four loading cases are carried out. By testing the displacements of pile top and the soil pressures at pile end, the load-displacement curves, the ultimate bearing capacities and the soil pressures at pile end of digging-hole piles under different loading conditions are analyzed. The results show that due to the differences of bearing mechanism and failure mode, the morphological characteristics of load-vertical displacement curve of digging-hole piles under different vertical loads are obviously different, which is shown as "steep drop" under uplift loads and "slow change" under compression loads. For the digging-hole piles under combined loads, the compression force improves the horizontal bearing capacity, on the contrary, the uplift force weakens the horizontal bearing capacity. The relationship between the soil pressure at pile end and the compression load can be expressed by the quadratic function. Due to the different deformation characteristics of different types of piles under horizontal loads, the eccentric effects of the soil pressure at the end of the rigid piles are obvious, and those of the elastic piles are not obvious.
- transmission line /
- digging-hole pile /
- inclined load /
- load-displacement curve /
- ultimate bearing capacity /
- pile end /
- soil pressure

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0. 引言

土石坝变形的预测和控制是设计和运行的一个关键问题，其变形预测常采用数值计算手段，计算时的模型参数常采用三轴试验确定。随着高土石坝工程的不断涌现，筑坝堆石料直径逐渐加大，堆石坝最大粒径一般可达800~1200 mm，而常规三轴压缩试验试样直径为300 mm，其试验粒径更是被缩尺后限制到60 mm以内^[1]，这就带来了试验材料趋同性及由试验参数向原型筑坝材料参数回溯推求等问题^[2-4]。为解决尺寸效应问题，有学者采用超大型三轴仪或是现场硐室压缩试验以减小缩尺的影响^[5-7]，但试验可重复性差且推广性不足。

通过系列比例的缩尺试验，研究力学参数随缩尺比例的变化规律，提出从缩尺堆石料推求原型堆石料力学参数的外推方程，是解决尺寸效应问题的另一种研究途径^[8]，本研究推导建立了三维应力条件下球体材料变形特性参数尺寸效应理论模型，并开展了堆石料和砂砾石料在120~1000 mm试样尺度下的系列压缩实验，研究压缩模量的尺寸效应变化规律，通过破碎前后堆石料筛分试验，揭示破碎率的影响规律，并验证尺寸效应理论模型。

1. 土石料尺寸效应理论模型

1.1 尺寸效应统一模型

土石料的堆积结构单元为堆石(或砂卵石)颗粒，为从理论层面建立尺寸效应模型，将堆石颗粒简化为球体开展三维应力条件下推导，篇幅所限此处仅给出结过，推导过程见笔者发表的文献[9, 10]。

基于堆石料压缩模量随尺度参数的变化关系和压缩模量随颗粒破碎率的变化关系，建立考虑破碎修正的堆石料尺寸效应模型：

。

$E_{\mathrm{i}}=f\left(B_{\mathrm{r}}\right) \cdot F\left(R_{\mathrm{d}}, e_0, E, \mu\right) \text { 。 }$

(1)

式中： $F({R_{\text{d}}}, {e_0}, E, \mu )$ 为尺寸效应方程，公式为

$F({R}_{\text{d}}, {e}_{0}, E, \mu )=\frac{1}{(1+2{k}_{0})\text{π}}\left[a\cdot \text{exp}\left(-\frac{{R}_{\text{d}}}{b}\right)\right]{\left(\frac{{\rho }_{\text{d}}}{{G}_{\text{s}}{\rho }_{\text{w}}}\right)}^{\xi }\frac{E}{1-{\mu }^{2}}\text{，}$

(2)

式中： ${E_i}$ 为堆石料压缩模量； $E$ 和 $\mu$ 分别为堆石料弹性模量与泊松比； ${G_{\text{s}}}$ 为堆石料相对质量密度；a和b为模型参数； ${k_0}$ 为侧压力系数 $\left( {{k_0} = \frac{\mu }{{1 - \mu }}} \right)$ 。

$f({B_{\text{r}}})$ 为破碎修正方程，公式为

$f({B_{\text{r}}}) = {{\text{e}}^{ - \frac{\lambda }{{{R_{\text{d}}}^\beta }}}} 。$

(3)

式中： $f({B_{\text{r}}})$ 为破碎修正函数；R_d为径径比； $\lambda$ ，β为方程参数。

1.2 破碎修正参量

土石料在压力所用下整体变形除了一部分为形变，还有一部分是由破碎引起的，由于颗粒破碎对压缩模量具有重要的影响，对颗粒破碎对尺寸效应影响进行专门分析，采用破碎修正方程式（3），分别讨论可破碎和不可破碎的土石料的尺寸效应变化规律。

参数 $\lambda$ 是描述颗粒破碎程度的参数， $\lambda = 0$ 表示破碎率为0，无颗粒破碎情况，而且， $\lambda$ 越大则颗粒破碎程度越大。将破碎系数 $\lambda$ =0，0.5，1.0，2.0，3.0代入尺寸效应统一模型式（1），得到考虑破碎修正的归一化压缩模量与径径比关系曲线，如图 1所示。

图 1 可破碎与不可破碎材料的尺寸效应曲线

Figure 1. Size effect curves of crushable and non crushable materials

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从可以看出，当没有颗粒破碎（ $\lambda$ =0）时，压缩模量随径径比增加而减小；当破碎程度较低时（ $\lambda$ =0.5），小径径比区段（约为 ${R_{\text{d}}}$ ≤6）的压缩模量显著降低，出现了曲线反向、压缩模量随径径比增大而增大的现象，大径径比区段（约为 ${R_{\text{d}}}$ > 6）曲线变化趋势保持不变；随着破碎程度增加，尺寸效应曲线基本完全变为压缩模量随径径比增加而增加的变化曲线。

2. 压缩模量尺寸效应试验研究

2.1 试验设计

针对土石料尺寸效应问题，采用可反映破碎效应的堆石料和不发生破碎的砂砾石料进行侧限压缩试验，并在试验后进行筛分试验以研究压缩模量随颗粒破碎率的变化规律。试验设计时，为体现尺寸效应规律，突破常规300 mm直径试样筒的条件，对堆石料和砂砾石料同时开展试样直径为120~1000 mm、装样最大粒径5~200 mm、径径比从5~25的的系列试验，试验方案如表 1所示，设计级配如图 2所示。

表 1 尺寸效应试验方案

Table 1. The size effect test plan

径径比R_d	装样最大粒径/mm	试件直径D/mm
5	200	1000
12.5	80
25	40
5	100	500
12.5	40
25	20
6	20	120
12	10
24	5

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图 2 试样颗粒分析曲线

Figure 2. Sample particle analysis curve

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试验参照《土工试验方法标准：GB/T 50123—2019》进行，各组试验密度控制在1.88 g/cm³，加载速率为0.01 H/min，当轴向应变15%或轴向应力达到6 MPa时停止加载，以保证土石料处于弹性应变状态。

2.2 试验结果及分析

对各组试样进行侧限压缩试验，典型应力应变曲线如图 3所示，对其进行线性拟合，相关系数均达到0.95以上，斜率作为试验压缩模量。

图 3 典型试验应力应变曲线

Figure 3. Typical experimental stress-strain curve

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试验中既有不同的试件尺寸，也有不同的最大粒径，为将两者统一引入径径比的参量进行对比分析，各组试验所得压缩模量与径径比的关系如图 4所示。

图 4 压缩模量与径径比关系曲线

Figure 4. Compression modulus and diameter to diameter ratio relationship curve

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可以看出，有破碎效应的堆石料压缩模量随径径比增加而增加，但增加的幅值随径径比的增大逐渐减小；无破碎效应的砂砾石料压缩模量随径径比增加而减小。综合来看，尽管各组试验中的试样尺寸和最大粒径不同，但只要试样径径比相同，所测得的压缩模量非常接近，说明在其他条件相同情况下，径径比是影响压缩模量的主要因素。

2.3 颗粒破碎影响分析

土石料作为一个整体结构在外力作用发生压缩变形，在微观层面当某个或某些颗粒的边缘棱角发生破碎，这种现象在整个结构中累积将在宏观层面表现出形变，进行体现出压缩模量显著降低，为此，有必要研究压缩模量与颗粒破碎率的相关关系。

根据《土工试验方法标准：GB/T 50123—2019》对各组试验在压缩前后进行颗粒筛分试验，绘出堆石料和砂砾石料压缩前后典型颗粒分析曲线如图 5所示。

图 5 压缩前后颗分曲线变化

Figure 5. Changes in particle size curve before and after compression

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从图中可以看出，砂砾石料压缩前后基本无变化，而堆石料压缩后颗分曲线位于压缩前曲线上方，表明在试验中颗粒发生了破碎。

以Hardin提出的相对破碎率指标 ${B_{\text{r}}}$ 为评价破碎的程度，可得砂砾石试验后的破碎率为0.34%，可忽略其影响，按不可破碎材料分析；堆石料试验后的破碎率为2.7%~5.3%，建立压缩模量E_i与破碎率 ${B_{\text{r}}}$ 的关系曲线，如所示。由图可得，破碎率越大则压缩模量越小，说明颗粒破碎将降低堆石结构变形模量，进一步建立径径比与相对破碎率关系如所示，相对破碎率随径径比增加而减小，呈幂函数关系，将此关系采用式（3）表示，堆石料破碎修正因子为 $f({B_{\text{r}}}) = {\text{exp}}\left( { - \frac{{1.25}}{{{R_{\text{d}}}^{{\text{0}}{\text{.383}}}}}} \right)$ 。

图 6 堆石料相对破碎率与压缩模量关系

Figure 6. Relationship between relative crushing rate and compressive modulus of rockfill materials

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图 7 堆石料相对破碎率与径径比关系

Figure 7. Relationship between relative crushing rate and diameter to diameter ratio of rockfill materials

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2.4 尺寸效应模型应用

基于砂砾石料不破碎的特性，对于式（1）的尺寸效应模型应用中无破碎修正项，根据压缩试验结果和材料参数E=7751.3 MPa，μ=0.197， ${\rho _{\text{d}}}$ =1.88 g/cm³代入式（2）建立联立方程组，求解得到模型参数如所示。将 ${R_{\text{d}}}$ =1.0作为压缩模量归一化的基准 ${E_0}$ ，绘出归一化压缩模量 ${E_{\text{i}}}/{E_0}$ 与径径比 ${R_{\text{d}}}$ 关系曲线，如图 8（a）所示，可以看出，试验数据点落在模型计算曲线附近，相关系数R²为0.91。

图 8 尺寸效应模型应用

Figure 8. Application of size effect model

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堆石料在试验过程中发生了破碎，在尺寸效应模型应用时应考虑破碎修正项 $f({B_{\text{r}}})$ 的因素，根据压缩试验结果、破碎修正因子方程和材料参数E=4320 MPa，μ=0.37， ${\rho _{\text{d}}}$ =1.88 g/cm³，求解得到模型参数如所示。采用 ${R_{\text{d}}} = 30$ 的压缩模量计算值作为压缩模量归一化基准 ${E_0}$ ，绘出归一化压缩模量 ${E_{\text{i}}}/{E_0}$ 与径径比 ${R_{\text{d}}}$ 关系曲线，如图 8（b）所示，从图可以看出，试验数据点落在模型计算曲线附近，相关系数R²为0.93，综上可见模型具有良好的计算效果。

表 2 尺寸效应模型参数

Table 2. Model parameters of size effects

名称	${a_{\text{2}}}$	b	ξ	${G_{\text{s}}}$	$\lambda$	$\beta$
砂砾石料	2.20	36	6	2.67	—	—
堆石料	1.35	64	3	2.67	1.15	0.38

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3. 结论

针对堆石筑坝料的尺寸效应问题，将球体变形尺寸效应统一模型推广应用于筑坝料，通过砂砾石料和堆石料侧限压缩试验，研究了压缩模量的尺寸效应变化规律，揭示了破碎率的影响规律，并验证了尺寸效应理论模型，主要得到以下3点结论。

（1）压缩试验中砂砾石的破碎率为0.34%，可按不可破碎材料分析，堆石料的破碎率为2.7%~5.3%，颗粒破碎率越大，堆石料压缩模量越小。

（2）堆石料压缩模量随径径比增加而增加，砂砾石料压缩模量随径径比增加而减小，引起两者规律相反的原因是颗粒破碎的影响。

（3）采用破碎指标 $\lambda$ 反映筑坝料的破碎程度，实现了不同类别土石料尺寸效应的统一描述，并能够准确的计算砂砾石料压缩模量随径径比增加而减小、堆石料压缩模量随径径比增加而增加的尺寸效应，且能够计算不同破碎率条件下的尺寸效应，实现了粗粒料尺寸效应模型化预测。

图 1 试验场地概貌

Figure 1. Overview of test site

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图 2 试验基础示意图

Figure 2. Schematic diagram of test foundation

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图 3 试验基础现场制作

Figure 3. Field fabrication of test foundation

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图 4 试验加载测试装置

Figure 4. Loading and testing devices for tests

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图 5 试验桩的荷载–位移曲线

Figure 5. Load-displacement curves of test piles

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图 6 ^#2桩破坏时的地表裂缝

Figure 6. Surface cracks in foundation at damage of pile No. 2

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图 7 倾斜荷载作用下桩基极限承载力取值示意图

Figure 7. Schematic diagram of ultimate bearing capacity of pile under inclined loads

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图 8 下压荷载与桩端土压力关系曲线

Figure 8. Relationship between compression load and soil pressure at pile end

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图 9 桩端土压力分布曲线

Figure 9. Distribution curves of soil pressure at pile end

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图 10 水平荷载作用下桩的变形模式^[35]

Figure 10. Deformation modes of piles under horizontal loads^[35]

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表 1 试验基础明细表

Table 1 Information list of test foundation

编号	d/mm	h_t/mm	h₀/mm	荷载工况
^#1	1000	5000	500	上拔
^#2	1000	7500	500	上拔+水平
^#3	1000	10000	500	上拔+水平
^#4	1000	5000	500	下压+水平
^#5	1000	7500	500	下压+水平
^#6	1000	7500	500	水平

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表 2 试验桩的K_r值

Table 2 Values of K_r of test piles

编号	d/mm	h_t/mm	荷载工况	K_r
^#2	1000	7500	上拔+水平	0.1111
^#5	1000	7500	下压+水平	0.1815
^#6	1000	7500	水平	0.1248

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表 3 试验桩的极限承载力

Table 3 Ultimate bearing capacities of test piles

序号	Q_vu	s_vu/mm	Q_hu	s_hu/mm	Q_u
1	450	2.52	—	—	450
2	848	3.91	919	3.87	848
3	1060	3.76	1072	10.00	1060
4	730	50.00	848	7.51	730
5	923	50.00	1060	8.92	923
6	—	—	315	10.00	315
注：①陡降型曲线，取陡降起始点；缓变型曲线，取允许位移对应的荷载值，其中允许位移取值分别为：上拔25 mm，下压50 mm（0.05d）、水平10 mm。②Q_vu和s_vu、Q_hu和s_hu、Q_u分别为竖向极限荷载值及相应位移、水平极限荷载值及相应位移、极限承载力值。

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表 4 参数A、B的取值

Table 4 Values of parameters A and B

基础编号	测点号	A/kPa^-1	B	拟合方差	q_pk/kPa
^#4	1	0.0004	-0.011	0.98	336
	2	0.0006	-0.079	0.99	445
	3	0.0005	0.028	0.99	458
^#5	1	0.0004	-0.104	1.00	431
	2	0.0006	-0.258	0.99	526
	3	0.0005	-0.211	0.99	443

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施引文献(3)

期刊类型引用(2)

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0. 引言
1. 土石料尺寸效应理论模型
1.1 尺寸效应统一模型
1.2 破碎修正参量
2. 压缩模量尺寸效应试验研究
2.1 试验设计
2.2 试验结果及分析
2.3 颗粒破碎影响分析
2.4 尺寸效应模型应用
3. 结论

复杂荷载工况下输电线路挖孔桩承载性能现场试验研究 English Version

作者简介: 崔强(1980—)，男，工学博士，正高级工程师，主要从事输电线路地基基础工程的科研及试验检测工作。E-mail: everjsl@126.com

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