横向承载群桩性状及承载力研究

　第18卷　第6期　1996年　　11月

岩　土　工　程　学　报

Chinese Journal of G eotechnical Engineering

Vol. 18　No. 6　

Nov. , 　1996　

横向承载群桩性状及承载力研究

谢　耀　峰

(南京交通高等专科学校,210018)

文　摘　本文在调查研究和模型试验的基础上, 、力应变关系进行分析研究。修正为单桩计算的土反力折减系数公式, 关键词　多循环, , 1　前, 外海开敞式码头和海上采油平台的不断兴建, 水平荷载成为其控制荷载。过去一般通过设置叉桩或半叉桩来承受水平荷载。工程实践表明, 打斜桩的施工费用比打直桩的要高出20%～22%, 且桩的抗弯性能也得不到充分发挥。目前, 国内外对横向承载桩

群的研究资料甚少, 而工程建设的需要使得对横向承载桩工作性状的研究日趋迫切。由于群桩的原型试验不仅比单桩困难很多, 而且所需费用非常高。为了研究在单向循环荷载作用下, 横向承载桩(群) 工作性状、破坏机理、群桩效应、水平力在各桩中的分配规律、桩的P -Y 曲线等, 结合修订《高桩码头》规范, 我们进行了模拟试验, 在此基础上进行了分析研究。试验条件:模型桩为直径60mm , 壁厚317mm , 长3m (其中入土深度211m ) 的铝合金管, 弹性模量为7MPa , 模型土为中细砂, 比重2618kN/m 3, 重度18kN/m 3, 内摩擦角36°, 含水量5%, 砂土处于中密偏松状态。加载方式:侧向常规循环加载(每级荷载循环5次) , 侧向多次循环加载(每级荷载循环50次) 。

2　工作性状

211　受荷方式的影响

在实际工程中, 桩的受力常常是多种多样的。一般说来, 桩在承受横向荷载的同时, 也承受垂直荷载。垂直荷载对桩顶横向承载力的影响, 主要取决于横向荷载下桩的破坏机理。对于桩身强度较高的钢管桩、预应力钢筋混凝土桩而言, 由于这类桩在横向荷载作用下的承载能力往往是由桩的水平位移来控制, 因而垂直荷载对这类桩的影响一般可以忽略。而对于桩的横向承载力以桩身强度进行控制的低标号桩, 如配筋率较低的灌注桩, 垂直荷载的影响比较明显。此时桩由纯弯状态变为压弯状态。垂直压载产生的压应力可以抵消很大一部分桩身受弯的拉应力, 从而使横向承载力得以提高, 对于低桩台, 一般可以提高20%～40%左右。212　循环方式的影响

桩受循环荷载后, 使桩周土体松动, 土抗力降低, 承载能力降低, 浅层土体降低较多, 深层土

到稿日期:1995-03-23.

39

40岩　土　工　程　学　报　1996年　

体降低较少, 试验表明:在每级荷载下, 随着循环次数的增加, 水平位移都有所增加。在小荷载作

用下, 位移增量较小, 而在较大荷载下, 位移增量较大。尤其是最初的10次循环中, 位移增量尤其明显。位移量随循环次数的增加而增加, 但位移增量相对减小, 当循环次数达到40～50次时, 位移趋于稳定。常规试验仅循环5次, 单向多循环试验为50次, 两者比较, 常规试验得出的横向荷载特征值和地基土反力系数偏高, 而单向多循环试验使桩周土体受到扰动较大, 土抗力降低较多。常规试验与单向多循环试验得出的屈服荷载和极限荷载比较, 对单桩分别高1115%与1215%, 对双桩分别高612%与811%。桩在单向多循环与常规循环下的承载力有如下关系:

(1) H 多循环=[1-φ(n ) ]H 常规式中　系数φ(n ) , 对单桩取01115, 对双桩取01062。

213　桩距与桩数的关系

当桩所承受的横向荷载较小, , 随着桩距的增大而减小; , , 的重迭, , 群桩水平P -。当桩距大于8倍桩径时, 接近于单桩, 2。

桩与桩的相互影响, 主要通过土介质传递, 表现为桩侧土反力系数的降低。桩距愈小, 桩数愈多, 桩与桩的相互干涉影响愈显著, 沿荷载方向的影响远大于垂直荷载方向的影响

。

　　图1　不同桩距对双桩承载力的影响　　　　　图2　桩距对P -Y 曲线的影响

214　桩在泥面下深度的影响

由桩身的变形产生土的反力, 群桩中各桩的土反力, 前后桩相差较大, 并发生在泥面下的

浅土层。前桩的浅层P -Y 曲线较后桩的要大, 其受后桩的影响极小, 与单桩的相近。这主要是由于桩的变形和群桩之间土体的塑性区的交叉重迭主要在桩入土的上部发生。根据分析, 群桩泥面以下, 桩土应力应变互有影响的范围为x

桩顶固接, 桩的抗弯刚度明显提高, 桩身弯矩减小, 桩顶弯矩加大。桩身最大弯矩点的位

　第6期谢耀峰1横向承载群桩性状及承载力研究41

置和位移零点的位置下移, 见表1。土的塑性区向深层发展, 能充分发展深层土的抗力, 从而提高了桩顶固接群桩的

　　表1　　　　　　　位移零点

极限荷载时最大弯矩(N ・m )

单桩

752198

双桩

712188

(铰)

(S =4d )

双桩

790100

(固) (S =4d )

水平承载力, 减小了水平位移。模型试2524

最大弯矩位置(cm ) 24

验表明, 桩泥面处位移为5mm 与10mm 6870

位移零点(cm ) 70

时的承载力分别提高为42%与25%。216　排桩中各桩受力的不均匀性

根据桩身内力的实测结果分析, 水平力在桩群中的分配是不均匀的。这是由于桩土间的

相互作用, 桩与桩之间的相互影响而产生。主要表现为:

(

1) 小荷载时, 各桩产生的应力相互重迭, 致使土体提前进入破坏状态。

(2) 前桩的向前位移, , , 塑性区交叉重迭, (指出, 桩受左右桩的影[1], , 与单桩所处的状态相近, 其分配的水平力最大, , 见图3。试验结果表明:前后桩距愈小, 后桩土反力系数因相互影, 水平力分配的不均匀性就愈明显, 见图2, 3, 4。当桩距由小变大时, 后桩的土反力系数由小变大, 当桩距达到某一值如8D 时, 影响消失, 与单桩相同。

图3　多循环试验单桩与双桩中前桩的关系　　图4　双桩中前后桩的P -Y 曲线关系

217　工程措施对桩承载力的影响

(1) 从泥面围绕桩身开挖一深3D 左右的圆形坑, 填以中碎石子等低压缩性材料(抛石) 并

夯实, 以提高桩侧地基土的水平反力系数。

(2) 对泥面以下1D 之内浇注素混凝土于桩身周围(套圈) 。桩基受荷时, 套圈这种混凝土地坪将与桩基共同作用而分担一部分横向荷载。

试验结果表明, 对桩基采取的这些工程措施, 确能提高桩的横向承载力。如套圈可使桩的临界承载力提高40%, 极限承载力提高30%, 研究结果与文献[1]的结果相近。218　试验中的桩土特性

在循环荷载作用下, 当荷载较小, 桩前土体处于弹性范围时, 循环对桩土的影响可以忽略。当荷载较大, 土开始产生塑性变形时, 其影响便不容忽略。群桩的桩间土受到的扰动较单桩

42岩　土　工　程　学　报　1996年　

大, 土抗力降低较多。各级荷载下, 最大位移往往发生在施加循环的前10次, 水平位移增量均

随着循环次数的增加而减小, 最大弯矩位置下移, 但桩身弯矩仍有所增加。由于试验用砂的状态, 处于中密偏松, 当受到扰动后, 又以更加密实的形式排列, 表现为硬化特征, 侧向土压力相对得到提高, 桩的侧向位移相对减少。试验结束时, 泥面处桩前部留下的砂坑亦可表明桩前土体的密度已得到提高。

在桩土体系中, 水平荷载在开始时主要由靠近地表面的土承担。荷载较小时, 地基土处于弹性压缩阶段, 压力从桩上部传递到较深的土中。再继续加载, 土产生塑性屈服, 且它还将所受到的荷载传递到更大的深度。由于桩的刚度影响着桩的挠度, 因而桩的刚度也成为桩侧向承载力的一个主要因素。

桩在土中的刚度, 已不是桩在无介质情况下的刚度, 、土的物理、几何特征下, 反映桩-[]3　, 是工程设计中的实际问题。由于横向承载桩受承台、桩、土。加之原型试验资料有限, 对其工作性状和破坏机理尚不很清楚, 有关计算方法不够完善。本文从试验入手, 进行有关分析, 提出横向承载桩排中各桩的承载力的计算方法。正如前述, 排桩或荷载作用方向的桩列中的各桩横向承载力是不均匀分配的。排桩中, 在荷载方向的前面第一根桩(即前桩) 的性状与单桩接近。现定义排桩中各桩承载力效率系数为排桩中各桩承载力与常规试验单桩承载力之比。在荷载作用方向第m 根桩的承载力效率系数ηm 可按下式计算:

η1=1-φ(n )

(2)

ηm =[1-φ(n ) ][m ・η果表 m 2(m -1) η m -1](m ≥2

) φ(n ) 为加载方式影响系数, 对常规试验φ(n ) =0, 对单向多循环试验, 单桩φ(n ) =01115, 双式中　

η桩φ(n ) =01062, 对双向多循环试验, φ(n ) =01198e -015n (n 为桩数) 。 m , η m -1为第m 根桩前或第

m -1根桩前的各桩平均效率系数, 经试验计算分析, 可由日本玉置公式

[3, 4]

计算。

(3)

η m =1-5[1-(016-0125k ) d (013+012k ) ](1-m -0122)

式中　k 为桩头固接度, 桩顶完全嵌固, k =1, 桩顶自由时k =0; d 为桩间距与桩径之比, 即

S /D 。用m 与(m -1) 分别代入式(3) 中的m , 即可得η m 与η m -1

按式(2) 计算部分桩(铰接) 的效率系数与试验结果, 列于表2。由表2可见, 试验值与计算值之间的相对误差一般小于10%, 可以满足工程精度的要求。

4　群桩的P -Y 曲线

美国的里斯(Reese ) 等人对打入砂土中的桩进行了侧向荷载试验(包括短期静载和循环荷载试验) , 并进行了分析研究, 在1974年提出了砂土中P -Y 曲线的确定方法, 该法被美国API 规范采用。我国海上固定式平台入级与建造规范亦采用该法。1987年美国API 规范进行修改, 颁布了新法即17版新法[10]。经我们分析研究, 新旧法比较, 新法更简明、适用、安全。尤其对于关键是以控制桩身侧向位移为主而桩自身强度较高的桩(如钢管靠船桩) 来说, 新法尤佳。

　第6期谢耀峰1横向承载群桩性状及承载力研究

试验效率系数对比表

桩数S /D

到试验值

22223322

[***********]1133

[***********][***********]5401843

43

　　　表2

加载方式

各桩效率系数处桩

η1

-216-914-617-617-1214418893. 101196

相对误差(%)

η3

注平　均

η2

314-112-312-717-6105-6. 32112315

单向多循环单向、常规单向、多循环单向、多循环单向、常规单向、常规双向、多循环单向常规

-317-1[5][5]文献[5]

1. 0

D =112m 入土深度28m D =112m 入土深度16m

文献[5]文献[6]文献[6]

411　单双桩的P -Y 曲线关系

前面分析已经指出, 前后桩的相互影响区域一般在8D 之内, 当桩距S >8D 时, 可不考虑其影响。在荷载作用方向的前面第一根桩的性状与单桩接近。当桩的入土深度x >10D 时, 影响消失。即当S >8D , x >10D 时, 前后桩的P -Y 曲线基本接近。由试验结果和理论分析得知, 当土体处于弹性范围时, 荷载的影响几乎为零, 当荷载增大使桩周土体超过弹性极限而进入塑性状态后, 荷载的影响开始出现。

根据试验结果和理论分析, 得出在砂性土中前桩对后桩土反力的影响折减系数为

R =

01056(10-X/D ) (1-2125η)

2

7

(M 　(S /D ≤8, X/D ≤10)

(6)

式中　R 为前桩对后桩的土反力影响系数, 即在前后桩身的变位相同时, 后桩受到的土反力与前桩(或同等条件下的单桩) 受到的土反力之比; S 为桩距; D 为桩径; x 为泥面下任一深度。

η=(H -H cr ) /(H u -H cr )

弹性极限时桩顶施加的荷载即桩的临界荷载; H u 为桩的极限荷载。

H cr , H u 可根据有关试验成果曲线确定。如水平荷载-时间-位移(H -T -Y ) 曲线, 在H -F -Y 曲线出现突变(相同荷载增量的条件下, 出现比前一级明显增长的位移增量) 点的

(7)

式中　H 为作用在桩头的荷载, H ≥H cr 。若H

前一级荷载为临界荷载。而出现明显陡降的前一级荷载为极限荷载。

计算双桩时, 前桩按单桩考虑, 可采用单桩的P -Y 曲线计算。双桩中的“后桩”, 可从单桩的P -Y 曲线用式(6) 把“后桩”土反力修正为单桩情形, 按单桩计算。

粘性土的折减系数, 参见文献[7, 8]。

44岩　土　工　程　学　报　1996年　

412　群桩的P -Y 曲线

实际工程中的群桩, 与荷载作用方向垂直的桩距在大多数工程中大于3倍桩径, 在海上平台

和近岸工程中更是如此。西德规范DIN4014(T eilz ) “大口径钻孔灌注桩规范”、日本港湾协“日本港口设施技术标准”都指出:横向间距大于(215～310) D 时, 可不考虑横向邻桩的影响。这样, 在大多数情况下, 可从群桩中取出一排桩进行计算, 参阅文献[9]有限元法计算结果, 考虑到工程实用, 可将前桩看作单桩, 前桩以外的所有桩都看作“后桩”处理。一旦前桩的P -Y 曲线确定, 就可由前桩的P -Y 曲线经公式(6) 修正后得“后桩”的P -Y 曲线, 然后进行后续计算。

无论是常规循环, 还是多循环, 皆可使用式(6) 修正“后桩”为单桩, 只不过须取相应情形的单桩或前桩承载力。413　算　　例

由美国17版P -Y 曲线[7], 采用式(6) Y 曲线, 对模型桩的计算与比较见表3, 4。, 简单实用, 。桩号

(N )

21#

[***********]2

14#

5571065014(S =4D)

前桩

后桩

泥面处桩的位移(mm ) 实测计算[***********][***********][1**********]9泥面下桩的最大弯矩(N ・m )

实测计算[***********][***********][1**********]. [***********]　　　　　　　　表4

桩号

荷载

(N )

45614

13#

[***********]52761211#

[***********]5

17版法计算双桩结果(S =215D)

前桩

后桩

泥面处桩的位移(mm ) 实测计算[***********][***********][***********][***********]17713148泥面下桩的最大弯矩(N ・m )

实测计算[***********][***********][***********][***********][***********][**************]

　第6期谢耀峰1横向承载群桩性状及承载力研究45

5　结论和建议

(1) 横向承载桩群的性状与承载力主要与桩距、土质、桩的入土深度、桩土相对刚度、桩头

连接型式和荷载的性质与大小有关。循环次数的增加, 使桩的承载力降低。工程措施的采取, 如套圈, 使得桩的横向承载力得以提高。

(2) 在受横向荷载作用方向的纵向桩排中各桩受力是不均匀的。各桩受力的大小, 其效率

系数可用公式(2) 计算。

(3) P -Y 曲线法能较好地反映静载与循环荷载时桩在土中的应力、应变关系。应用有限差分法计算, 可比较容易地得出桩在土中的工作性状。计算受重复荷载作用, 而以控制侧向位移为主的桩(如钢管靠船桩) , P -) 。

(4) 排桩中前桩可按单桩计算, 后桩在S

笔者提出的修正公式(6) , 参　考　文　献

1　Nabil F of Laterally Loaded Bored Piles in Cemented Sands. Journal of G eotechnical Engineer 2ing , 1990, 116(11) :1678～1799.

2　吴恒立. 计算推力桩的综合刚度原理和双参数法. 北京:人民交通出版社,1990

3　横山幸满. 桩结构物的计算方法和计算实例. 唐业清, 吴庆荪译. 北京:中国铁道出版社,1984.

4　Tamakl O , Mitsuhashv K , Tmal T. Japan Horizontal Resistance of a Pile Subjected to Lateral Load. Proc of

the 4th Asian Regional Con on S M &F E. Vol. 1.

5　席平. 砂土中横向受载排桩性状的研究[硕士学位论文].河海大学,1987.

6　Schmidt H G . Group Action of Laterally Loaded Bored Piles. Proc of the 10th Inter Con on S oil Mech and

Found Engineering. 1981, 2.

7　杨克己, 韩理安. 桩基工程. 北京:人民交通出版社,1992.

8　Y ang K eji , Li Qixin , Wang Fuyuan. Behaviour of Pile Groups under Lateral Load. China Ocean Eingineering ,

1991, 5(2) .

9　Tamura A ,etc. Reduction in Horizotal Bearing Capacity of Pile Group. Proc 4th International Conference on

Numerical Methods in G eomechanics , Edmonton , G anada ,1982, 2.

Behavior and Bearing Capacity of Laterally Loaded Pile Group s

(Nanjing College of Communications ,Nanjing 　210018)

Xie Y ao 2f eng

Abstract 　Based on investigations and model tests ,a series of studies has been performed on the behavior and failure mechanism of laterally loaded pile groups , the stress 2strain relationship for single pile and pile groups , and so on. An efficiency formula for non 2uniformity of load distribution in the longitudinal direction of pile groups and a revised for 2mula for P 2Y curves of individual pile in pile groups are put forward. All these results are verified by some practical case records.

K ey words 　multi 2circulation , loading way , bearing capacity efficiency , earth pressure reduction coefficient.

　第18卷　第6期　1996年　　11月

岩　土　工　程　学　报

Chinese Journal of G eotechnical Engineering

Vol. 18　No. 6　

Nov. , 　1996　

横向承载群桩性状及承载力研究

谢　耀　峰

(南京交通高等专科学校,210018)

文　摘　本文在调查研究和模型试验的基础上, 、力应变关系进行分析研究。修正为单桩计算的土反力折减系数公式, 关键词　多循环, , 1　前, 外海开敞式码头和海上采油平台的不断兴建, 水平荷载成为其控制荷载。过去一般通过设置叉桩或半叉桩来承受水平荷载。工程实践表明, 打斜桩的施工费用比打直桩的要高出20%～22%, 且桩的抗弯性能也得不到充分发挥。目前, 国内外对横向承载桩

群的研究资料甚少, 而工程建设的需要使得对横向承载桩工作性状的研究日趋迫切。由于群桩的原型试验不仅比单桩困难很多, 而且所需费用非常高。为了研究在单向循环荷载作用下, 横向承载桩(群) 工作性状、破坏机理、群桩效应、水平力在各桩中的分配规律、桩的P -Y 曲线等, 结合修订《高桩码头》规范, 我们进行了模拟试验, 在此基础上进行了分析研究。试验条件:模型桩为直径60mm , 壁厚317mm , 长3m (其中入土深度211m ) 的铝合金管, 弹性模量为7MPa , 模型土为中细砂, 比重2618kN/m 3, 重度18kN/m 3, 内摩擦角36°, 含水量5%, 砂土处于中密偏松状态。加载方式:侧向常规循环加载(每级荷载循环5次) , 侧向多次循环加载(每级荷载循环50次) 。

2　工作性状

211　受荷方式的影响

在实际工程中, 桩的受力常常是多种多样的。一般说来, 桩在承受横向荷载的同时, 也承受垂直荷载。垂直荷载对桩顶横向承载力的影响, 主要取决于横向荷载下桩的破坏机理。对于桩身强度较高的钢管桩、预应力钢筋混凝土桩而言, 由于这类桩在横向荷载作用下的承载能力往往是由桩的水平位移来控制, 因而垂直荷载对这类桩的影响一般可以忽略。而对于桩的横向承载力以桩身强度进行控制的低标号桩, 如配筋率较低的灌注桩, 垂直荷载的影响比较明显。此时桩由纯弯状态变为压弯状态。垂直压载产生的压应力可以抵消很大一部分桩身受弯的拉应力, 从而使横向承载力得以提高, 对于低桩台, 一般可以提高20%～40%左右。212　循环方式的影响

桩受循环荷载后, 使桩周土体松动, 土抗力降低, 承载能力降低, 浅层土体降低较多, 深层土

到稿日期:1995-03-23.

39

40岩　土　工　程　学　报　1996年　

体降低较少, 试验表明:在每级荷载下, 随着循环次数的增加, 水平位移都有所增加。在小荷载作

用下, 位移增量较小, 而在较大荷载下, 位移增量较大。尤其是最初的10次循环中, 位移增量尤其明显。位移量随循环次数的增加而增加, 但位移增量相对减小, 当循环次数达到40～50次时, 位移趋于稳定。常规试验仅循环5次, 单向多循环试验为50次, 两者比较, 常规试验得出的横向荷载特征值和地基土反力系数偏高, 而单向多循环试验使桩周土体受到扰动较大, 土抗力降低较多。常规试验与单向多循环试验得出的屈服荷载和极限荷载比较, 对单桩分别高1115%与1215%, 对双桩分别高612%与811%。桩在单向多循环与常规循环下的承载力有如下关系:

(1) H 多循环=[1-φ(n ) ]H 常规式中　系数φ(n ) , 对单桩取01115, 对双桩取01062。

213　桩距与桩数的关系

当桩所承受的横向荷载较小, , 随着桩距的增大而减小; , , 的重迭, , 群桩水平P -。当桩距大于8倍桩径时, 接近于单桩, 2。

桩与桩的相互影响, 主要通过土介质传递, 表现为桩侧土反力系数的降低。桩距愈小, 桩数愈多, 桩与桩的相互干涉影响愈显著, 沿荷载方向的影响远大于垂直荷载方向的影响

。

　　图1　不同桩距对双桩承载力的影响　　　　　图2　桩距对P -Y 曲线的影响

214　桩在泥面下深度的影响

由桩身的变形产生土的反力, 群桩中各桩的土反力, 前后桩相差较大, 并发生在泥面下的

浅土层。前桩的浅层P -Y 曲线较后桩的要大, 其受后桩的影响极小, 与单桩的相近。这主要是由于桩的变形和群桩之间土体的塑性区的交叉重迭主要在桩入土的上部发生。根据分析, 群桩泥面以下, 桩土应力应变互有影响的范围为x

桩顶固接, 桩的抗弯刚度明显提高, 桩身弯矩减小, 桩顶弯矩加大。桩身最大弯矩点的位

　第6期谢耀峰1横向承载群桩性状及承载力研究41

置和位移零点的位置下移, 见表1。土的塑性区向深层发展, 能充分发展深层土的抗力, 从而提高了桩顶固接群桩的

　　表1　　　　　　　位移零点

极限荷载时最大弯矩(N ・m )

单桩

752198

双桩

712188

(铰)

(S =4d )

双桩

790100

(固) (S =4d )

水平承载力, 减小了水平位移。模型试2524

最大弯矩位置(cm ) 24

验表明, 桩泥面处位移为5mm 与10mm 6870

位移零点(cm ) 70

时的承载力分别提高为42%与25%。216　排桩中各桩受力的不均匀性

根据桩身内力的实测结果分析, 水平力在桩群中的分配是不均匀的。这是由于桩土间的

相互作用, 桩与桩之间的相互影响而产生。主要表现为:

(

1) 小荷载时, 各桩产生的应力相互重迭, 致使土体提前进入破坏状态。

(2) 前桩的向前位移, , , 塑性区交叉重迭, (指出, 桩受左右桩的影[1], , 与单桩所处的状态相近, 其分配的水平力最大, , 见图3。试验结果表明:前后桩距愈小, 后桩土反力系数因相互影, 水平力分配的不均匀性就愈明显, 见图2, 3, 4。当桩距由小变大时, 后桩的土反力系数由小变大, 当桩距达到某一值如8D 时, 影响消失, 与单桩相同。

图3　多循环试验单桩与双桩中前桩的关系　　图4　双桩中前后桩的P -Y 曲线关系

217　工程措施对桩承载力的影响

(1) 从泥面围绕桩身开挖一深3D 左右的圆形坑, 填以中碎石子等低压缩性材料(抛石) 并

夯实, 以提高桩侧地基土的水平反力系数。

(2) 对泥面以下1D 之内浇注素混凝土于桩身周围(套圈) 。桩基受荷时, 套圈这种混凝土地坪将与桩基共同作用而分担一部分横向荷载。

试验结果表明, 对桩基采取的这些工程措施, 确能提高桩的横向承载力。如套圈可使桩的临界承载力提高40%, 极限承载力提高30%, 研究结果与文献[1]的结果相近。218　试验中的桩土特性

在循环荷载作用下, 当荷载较小, 桩前土体处于弹性范围时, 循环对桩土的影响可以忽略。当荷载较大, 土开始产生塑性变形时, 其影响便不容忽略。群桩的桩间土受到的扰动较单桩

42岩　土　工　程　学　报　1996年　

大, 土抗力降低较多。各级荷载下, 最大位移往往发生在施加循环的前10次, 水平位移增量均

随着循环次数的增加而减小, 最大弯矩位置下移, 但桩身弯矩仍有所增加。由于试验用砂的状态, 处于中密偏松, 当受到扰动后, 又以更加密实的形式排列, 表现为硬化特征, 侧向土压力相对得到提高, 桩的侧向位移相对减少。试验结束时, 泥面处桩前部留下的砂坑亦可表明桩前土体的密度已得到提高。

在桩土体系中, 水平荷载在开始时主要由靠近地表面的土承担。荷载较小时, 地基土处于弹性压缩阶段, 压力从桩上部传递到较深的土中。再继续加载, 土产生塑性屈服, 且它还将所受到的荷载传递到更大的深度。由于桩的刚度影响着桩的挠度, 因而桩的刚度也成为桩侧向承载力的一个主要因素。

桩在土中的刚度, 已不是桩在无介质情况下的刚度, 、土的物理、几何特征下, 反映桩-[]3　, 是工程设计中的实际问题。由于横向承载桩受承台、桩、土。加之原型试验资料有限, 对其工作性状和破坏机理尚不很清楚, 有关计算方法不够完善。本文从试验入手, 进行有关分析, 提出横向承载桩排中各桩的承载力的计算方法。正如前述, 排桩或荷载作用方向的桩列中的各桩横向承载力是不均匀分配的。排桩中, 在荷载方向的前面第一根桩(即前桩) 的性状与单桩接近。现定义排桩中各桩承载力效率系数为排桩中各桩承载力与常规试验单桩承载力之比。在荷载作用方向第m 根桩的承载力效率系数ηm 可按下式计算:

η1=1-φ(n )

(2)

ηm =[1-φ(n ) ][m ・η果表 m 2(m -1) η m -1](m ≥2

) φ(n ) 为加载方式影响系数, 对常规试验φ(n ) =0, 对单向多循环试验, 单桩φ(n ) =01115, 双式中　

η桩φ(n ) =01062, 对双向多循环试验, φ(n ) =01198e -015n (n 为桩数) 。 m , η m -1为第m 根桩前或第

m -1根桩前的各桩平均效率系数, 经试验计算分析, 可由日本玉置公式

[3, 4]

计算。

(3)

η m =1-5[1-(016-0125k ) d (013+012k ) ](1-m -0122)

式中　k 为桩头固接度, 桩顶完全嵌固, k =1, 桩顶自由时k =0; d 为桩间距与桩径之比, 即

S /D 。用m 与(m -1) 分别代入式(3) 中的m , 即可得η m 与η m -1

按式(2) 计算部分桩(铰接) 的效率系数与试验结果, 列于表2。由表2可见, 试验值与计算值之间的相对误差一般小于10%, 可以满足工程精度的要求。

4　群桩的P -Y 曲线

美国的里斯(Reese ) 等人对打入砂土中的桩进行了侧向荷载试验(包括短期静载和循环荷载试验) , 并进行了分析研究, 在1974年提出了砂土中P -Y 曲线的确定方法, 该法被美国API 规范采用。我国海上固定式平台入级与建造规范亦采用该法。1987年美国API 规范进行修改, 颁布了新法即17版新法[10]。经我们分析研究, 新旧法比较, 新法更简明、适用、安全。尤其对于关键是以控制桩身侧向位移为主而桩自身强度较高的桩(如钢管靠船桩) 来说, 新法尤佳。

　第6期谢耀峰1横向承载群桩性状及承载力研究

试验效率系数对比表

桩数S /D

到试验值

22223322

[***********]1133

[***********][***********]5401843

43

　　　表2

加载方式

各桩效率系数处桩

η1

-216-914-617-617-1214418893. 101196

相对误差(%)

η3

注平　均

η2

314-112-312-717-6105-6. 32112315

单向多循环单向、常规单向、多循环单向、多循环单向、常规单向、常规双向、多循环单向常规

-317-1[5][5]文献[5]

1. 0

D =112m 入土深度28m D =112m 入土深度16m

文献[5]文献[6]文献[6]

411　单双桩的P -Y 曲线关系

前面分析已经指出, 前后桩的相互影响区域一般在8D 之内, 当桩距S >8D 时, 可不考虑其影响。在荷载作用方向的前面第一根桩的性状与单桩接近。当桩的入土深度x >10D 时, 影响消失。即当S >8D , x >10D 时, 前后桩的P -Y 曲线基本接近。由试验结果和理论分析得知, 当土体处于弹性范围时, 荷载的影响几乎为零, 当荷载增大使桩周土体超过弹性极限而进入塑性状态后, 荷载的影响开始出现。

根据试验结果和理论分析, 得出在砂性土中前桩对后桩土反力的影响折减系数为

R =

01056(10-X/D ) (1-2125η)

2

7

(M 　(S /D ≤8, X/D ≤10)

(6)

式中　R 为前桩对后桩的土反力影响系数, 即在前后桩身的变位相同时, 后桩受到的土反力与前桩(或同等条件下的单桩) 受到的土反力之比; S 为桩距; D 为桩径; x 为泥面下任一深度。

η=(H -H cr ) /(H u -H cr )

弹性极限时桩顶施加的荷载即桩的临界荷载; H u 为桩的极限荷载。

H cr , H u 可根据有关试验成果曲线确定。如水平荷载-时间-位移(H -T -Y ) 曲线, 在H -F -Y 曲线出现突变(相同荷载增量的条件下, 出现比前一级明显增长的位移增量) 点的

(7)

式中　H 为作用在桩头的荷载, H ≥H cr 。若H

前一级荷载为临界荷载。而出现明显陡降的前一级荷载为极限荷载。

计算双桩时, 前桩按单桩考虑, 可采用单桩的P -Y 曲线计算。双桩中的“后桩”, 可从单桩的P -Y 曲线用式(6) 把“后桩”土反力修正为单桩情形, 按单桩计算。

粘性土的折减系数, 参见文献[7, 8]。

44岩　土　工　程　学　报　1996年　

412　群桩的P -Y 曲线

实际工程中的群桩, 与荷载作用方向垂直的桩距在大多数工程中大于3倍桩径, 在海上平台

和近岸工程中更是如此。西德规范DIN4014(T eilz ) “大口径钻孔灌注桩规范”、日本港湾协“日本港口设施技术标准”都指出:横向间距大于(215～310) D 时, 可不考虑横向邻桩的影响。这样, 在大多数情况下, 可从群桩中取出一排桩进行计算, 参阅文献[9]有限元法计算结果, 考虑到工程实用, 可将前桩看作单桩, 前桩以外的所有桩都看作“后桩”处理。一旦前桩的P -Y 曲线确定, 就可由前桩的P -Y 曲线经公式(6) 修正后得“后桩”的P -Y 曲线, 然后进行后续计算。

无论是常规循环, 还是多循环, 皆可使用式(6) 修正“后桩”为单桩, 只不过须取相应情形的单桩或前桩承载力。413　算　　例

由美国17版P -Y 曲线[7], 采用式(6) Y 曲线, 对模型桩的计算与比较见表3, 4。, 简单实用, 。桩号

(N )

21#

[***********]2

14#

5571065014(S =4D)

前桩

后桩

泥面处桩的位移(mm ) 实测计算[***********][***********][1**********]9泥面下桩的最大弯矩(N ・m )

实测计算[***********][***********][1**********]. [***********]　　　　　　　　表4

桩号

荷载

(N )

45614

13#

[***********]52761211#

[***********]5

17版法计算双桩结果(S =215D)

前桩

后桩

泥面处桩的位移(mm ) 实测计算[***********][***********][***********][***********]17713148泥面下桩的最大弯矩(N ・m )

实测计算[***********][***********][***********][***********][***********][**************]

　第6期谢耀峰1横向承载群桩性状及承载力研究45

5　结论和建议

(1) 横向承载桩群的性状与承载力主要与桩距、土质、桩的入土深度、桩土相对刚度、桩头

连接型式和荷载的性质与大小有关。循环次数的增加, 使桩的承载力降低。工程措施的采取, 如套圈, 使得桩的横向承载力得以提高。

(2) 在受横向荷载作用方向的纵向桩排中各桩受力是不均匀的。各桩受力的大小, 其效率

系数可用公式(2) 计算。

(3) P -Y 曲线法能较好地反映静载与循环荷载时桩在土中的应力、应变关系。应用有限差分法计算, 可比较容易地得出桩在土中的工作性状。计算受重复荷载作用, 而以控制侧向位移为主的桩(如钢管靠船桩) , P -) 。

(4) 排桩中前桩可按单桩计算, 后桩在S

笔者提出的修正公式(6) , 参　考　文　献

1　Nabil F of Laterally Loaded Bored Piles in Cemented Sands. Journal of G eotechnical Engineer 2ing , 1990, 116(11) :1678～1799.

2　吴恒立. 计算推力桩的综合刚度原理和双参数法. 北京:人民交通出版社,1990

3　横山幸满. 桩结构物的计算方法和计算实例. 唐业清, 吴庆荪译. 北京:中国铁道出版社,1984.

4　Tamakl O , Mitsuhashv K , Tmal T. Japan Horizontal Resistance of a Pile Subjected to Lateral Load. Proc of

the 4th Asian Regional Con on S M &F E. Vol. 1.

5　席平. 砂土中横向受载排桩性状的研究[硕士学位论文].河海大学,1987.

6　Schmidt H G . Group Action of Laterally Loaded Bored Piles. Proc of the 10th Inter Con on S oil Mech and

Found Engineering. 1981, 2.

7　杨克己, 韩理安. 桩基工程. 北京:人民交通出版社,1992.

8　Y ang K eji , Li Qixin , Wang Fuyuan. Behaviour of Pile Groups under Lateral Load. China Ocean Eingineering ,

1991, 5(2) .

9　Tamura A ,etc. Reduction in Horizotal Bearing Capacity of Pile Group. Proc 4th International Conference on

Numerical Methods in G eomechanics , Edmonton , G anada ,1982, 2.

Behavior and Bearing Capacity of Laterally Loaded Pile Group s

(Nanjing College of Communications ,Nanjing 　210018)

Xie Y ao 2f eng

Abstract 　Based on investigations and model tests ,a series of studies has been performed on the behavior and failure mechanism of laterally loaded pile groups , the stress 2strain relationship for single pile and pile groups , and so on. An efficiency formula for non 2uniformity of load distribution in the longitudinal direction of pile groups and a revised for 2mula for P 2Y curves of individual pile in pile groups are put forward. All these results are verified by some practical case records.

K ey words 　multi 2circulation , loading way , bearing capacity efficiency , earth pressure reduction coefficient.