43-输电线路杆塔原状土基础抗拔力承载力计算探讨.doc
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1、输电线路杆塔原状土基础抗拔力承载力计算探讨Study on Ultimate Uplift Bearing Capacity of Undisturbed Soil Foundation in Transmission Line Engineering鲁先龙 程永锋 张 宇Lu Xianlong Chen Yongfeng Zhang Yu(国网北京电力建设研究院,北京,100055)(Beijing Electric Power Construction Research Institute of SGCC, Beijing, 100055, China)【摘要】近些年来,基础上拔稳定性计算
2、方法和计算参数的取值问题一直困扰着线路结构工程设计人员。本文首先根据基础竖向上拔破坏时土体破裂面对称性假设,以经典土力学极限平衡状态下土微元体静力平衡方程式、MohrCoulomb屈服准则和滑移线场理论,建立了输电线路原状土杆塔基础上拔极限平衡状态时滑动面上的应力分布基本方程式。在此基础上根据我国输电线路基础上拔稳定性计算理论引入土体破裂面方程和边界条件假设,得到了输电线路原状土基础土体滑裂面抗拔极限承载力理论计算公式和相应的计算参数,进一步将该理论计算公式及其计算参数结果与DL/T 52192005架空送电线路基础设计技术规定“剪切法”计算结果进行对比分析发现:(1)本文理论公式计算得到的土
3、体滑裂面抗拔极限承载力与按DL/T 52192005查曲线图确定无因次系数A1和A2计算的结果存在较大差异,本文公式理论值远大于DL/T 52192005查表计算值,按DL/T 52192005计算结果偏于保守。(2)在相同的假设条件下,本文理论公式和DL/T 52192005中通用计算公式得到的无因次系数A1和A2完全相同,表明DL/T 52192005关于基础上拔稳定通用计算公式和DL/T 52192005所推荐的A1和A2计算曲线图具有不一致性。此外,根据本文根据理论计算结果,作者还将不同的f和H/D条件下A1和A2的理论值制成表格,可供设计直接查用。本文的研究成果为解决了目前输电线路原
4、状土杆塔基础设计中无因次系数A1和A2取值的难题提供了一种有效的途经。【关键词】线路基础 抗拔 极限承载力 原状土基础1我国杆塔基础设计规定中上拔稳定设计方法上拔稳定性是输电线路杆塔基础设计的一项重要内容,东北电力设计院曾于20世纪7080年代,对掏挖基础开展了相关的试验和理论研究,其研究成果已被列入SDGJ6284送电线路基础设计技术规定中,促进了掏挖基础的推广应用,取得了显著的经济和社会效益。目前,输电线路杆塔基础设计依据是DL/T 52192005架空送电线路基础设计技术规定,它是SDGJ6284送电线路基础设计技术规定的修订版,适用于新建的35kV500kV输电线路杆塔基础的设计,对更
5、高电压等级的输电线路杆塔基础只能参考使用。DL/T 52192005架空送电线路基础设计技术规定是以SDGJ6284送电线路基础设计技术规定为基础,采用等强度设计方法将SDGJ6284送电线路基础设计技术规定安全系数法过渡到DL/T 52192005架空送电线路基础设计技术规定的分项系数法,其设计计算理论基础没有发生根本变化。DL/T 52192005架空送电线路基础设计技术规定对原状土基础上拔稳定性计算提供了“土重法”和“剪切法”两种设计方法。按“土重法”计算时,抗拔承载力主要由基础自重及基础底板上方“上拔角”范围内土体重量组成,其原理简单,计算方便,因而得到了广泛采用。采用“剪切法”计算时
6、,抗拔承载力由基础自重和土体破裂面剪切阻力的竖向分量组成,因考虑了土体自身的承载能力而较“土重法”合理。但近些年随着输电电压等级的提高,杆塔基础承受的荷载越来越大,设计人员在工程实践中发现:在大荷载下掏挖式基础按送电线路基础设计技术规定中“剪切法”计算基础尺寸反而比按“土重法”大,这种方法从理论上欠合理。当前,采用原状土基础已经成为我国架空输电线路基础发展的一个重要趋势,深入研究原状土基础抗拔力承载力计算理论,具有很强的理论和实践意义。DL/T 52192005架空送电线路基础设计技术规定“剪切法”计算模型如图1.1所示。 Hhc Hhc图1.1“规定”中“剪切法”计算示意图在不考虑相邻基础影
7、响条件下,根据图1.1所示的基础埋深是否大于临界深度的不同,SDGJ6284送电线路基础设计技术规定和DL/T 52192005架空送电线路基础设计技术规定对原状土基础上拔稳定性计算按照“剪切法”计算公式分别如式(11)和(12)所示。 (11)(12)式中:T为基础上拔力设计值,kN;gf为基础附加分项系数;H为基础的埋置深度,m;gs为基础底面以上土的加权平均重度,Kn/m3;D为圆形底板直径,m;DV为(Hhc)范围内的基础体积,m3;Qf为基础自重力,kN;gq为基底展开角影响系数,当q045时取gq1.2;当q045时取gq1.0;Cw为计算凝聚力,kPa;A1和A2为无因次系数。h
8、c为基础上拔临界深度,m,如表1.1。剪切法临界深度hc表1.1土 的 名 称土 的 状 态基础上拔临界深度hc碎石、粗、中砂密实稍密4.0D3.0D细、粉砂、粉土密实稍密3.0D2.5D粘性土坚硬可塑3.5D2.5D可塑软塑2.5D1.5D从公式(11)和公式(12)可以看出,SDGJ6284送电线路基础设计技术规定和DL/T 52192005架空送电线路基础设计技术规定关于基础极限抗拔承载力“剪切法”计算时,抗拔承载力的核心组成部分(基础破裂面上土体剪切阻力所构成的抗拔力)都没有发生变化。公式(11)和公式(12)中杆塔基础上拔稳定性中无因次系数A1和A2在SDGJ6284送电线路基础设计
9、技术规定和DL/T52192005架空送电线路基础设计技术规定中取值是完全相同,但都没有给出A1和A2的具体计算表达式,设计时需根据内摩擦角和基础埋深与底板宽度比值H/D不同,查图1.2查曲线确定。 A1(j020) A2(j220) A2(j2248)图1.2“规定”中“剪切法”计算无因次系数但在DL/T 52192005规定关于“剪切法”条文说明(该技术规定第205页)给出了由剪切阻力构成的基础极限抗拔承载力通用计算公式: (13)该条文说明指出,式(12)是式(13)的简化形式,用于手算,简化公式A1系数的j不可大于20。当j大于20时,应用通用公式(13)进行计算。目前,在实际工程设计
10、A2(j在248范围内)可查图1.2查曲线,A1仅有j为020范围内值,因曲线图中没有j20的值,所以通常取A10。2输电线路掏挖基础抗拔极限承载力计算理论研究2.1土体滑动面应力状态方程根据不同土质条件下,基础埋置深度是否超过临界深度(表1.1),假设极限平衡状态下抗拔土体滑动面如图2.1所示的旋转曲面。(a)基础埋深小于临界深度(b)基础埋深大于临界深度图2.1掏挖基础上拔破裂面假设考虑到对称性,滑动面上微分六面体应力关系可近似简化为如图2.2所示的二维应力状态。图2.2土微元体的应力按照弹性力学理论,当只考虑土体重力时,土微元体静力平衡基本方程为: (22)式中:sx、sy和txy为微单
11、元体相应面上的正应力和剪应力;g为土体容重。当土体处于极限平衡状态时,由滑移线场理论存在夹角为2mp/2j的两族a和b滑移线,如图2.3所示,其中q为滑动线Sb与x轴夹角,qm和q2m分别为第一主应力s1和滑动线Sa与x轴夹度,f为土体内摩擦角。图2.3土微元体的应力状态和滑移线按MohrCoulomb屈服准则,土体滑动面上任一点应力可用图2.4所示的极限Mohr圆表示。图2.4土体极限平衡状态Mohr圆表示法土体滑动面上的应力分量sx、sy和txy可表示为: (23)式中:sm为平均应力,sm(sxsy)/2;R为Mohr圆半径,。将式(23)代入式(22),得到用sm和q表示的极限平衡状态
12、下土体滑动面上任意一点的应力状态平衡方程组:(24)公式(24)是sm和q的一阶拟线性偏微分方程组,属于双曲线型偏微分方程,具有两组正交的特征线,其两族特征线微分方程为式(25): (25)特征线方向与大主应力s1的交角为m,即与滑动面方向重合,故物理意义上特征线就是滑动线。取与滑移线a、b相重合的曲线坐标系统(Sa,Sb),根据方向导数定义,将坐标x,y转换为滑移线Sa,Sb,得到: (26)(26)式是输电线路平地掏挖原状土基础上拔极限平衡状态时滑动面应力状态方程。2.2 土体滑动面方程根据已有研究成果,建立如图2.5所示的土体极限抗拔承载力“计算剪切面”。图2.5极限平衡状态时抗拔原状土
13、体“计算剪切面”示意图假设原状土基础上拔极限平衡状态时“计算剪切面”是图2.5中沿滑移线Sb的连续滑动微面形成,形状为一向外弯曲的半径为g随基础埋深H与底板宽度D的比值H/D增大而减小的圆弧曲面,且其形状由式(27)中所示的参数确定: (27)式中:g为圆弧曲面半径;a表示半径g随H/D而变化的特征;n为随土体的物理特性而异,对砂土n2、粘性土n34、粉土n1.5,为建立计算公式时简化起见,均取n2;a1为圆弧曲面在水平地面处与水平面夹角;a2为圆弧曲面在底板处与水平面夹角。2.3 基础极限抗拔承载力计算根据MohrCoulomb屈服准则和图2.4所示的极限应力Mohr圆,土体处于极限平衡时滑
14、动面上的有效剪应力可表示为式(28): (28)令:,于是有: (29)将式(26)中(a)式代入式(29)中,得到: (210)由圆弧滑动面假设有成立,因此: (211)求解式(210)得到: (212)其中:C0为待定参数。根据地表处土体应力边界条件: (213)求解得到: (214)因此得到滑动面上每一点有效剪应力为:(215)基础极限抗拔承载力计算如式(216): (216)为了便于与DL/T 52192005架空送电线路基础设计技术规定中无因次计算参数A1和A2进行对比分析,将式(215)代入式(216)后的积分计算结果化简为: (217)其中:A1和A2为与内摩擦角f和基础埋深与底
15、板宽度比值(H/D)相关的无因次计算常数,由式(218)和式(219)式确定: (218)(219)其中:2.4 杆塔基础设计技术规定中稳定性计算通用公式简化研究将DL/T 52192005架空送电线路基础设计技术规定关于“剪切法”的条文说明公式(13)化为式(220)所示。(220)将式(27)破裂面方程代入并化简后得到: (221)其中: (222) (223)公式各计算参数m、n、r、s计算公式如下:其他各个参数的含义同前。2.5无因次系数A1和A2理论值与杆塔基础技术规定值对比2.5.1理论值与通用公式计算值比较以相同条件下(土质条件、基础尺寸、埋置深度)设计参数为依据,分别按照本文理
16、论公式与DL/T 52192005规定通用公式,采用数学计算软件和人工计算方法进行计算,对两种方法计算结果分析发现:j和H/D相同时,无因次系数A1和A2的理论值和DL/T 52192005规定通用计算公式计算值相同。为便于应用,根据内摩擦角j和基础埋深与底板宽度比值(H/D)的不同,将无因次系数A1和A2理论值制成表格,部分数据如表2.1所示。无因次系数A1和A2理论值表2.1H/Dj0.81.01.21.41.61.82.02.42.83.04.02A15.89554.68863.95553.46163.10572.83702.62692.31942.10522.02071.7304A20
17、.26880.21090.17540.15120.13370.12040.10990.09450.08380.07950.06488A16.01524.76314.01083.50713.14592.87392.66172.35182.13642.05161.7604A20.36410.28420.23570.20300.17930.16140.14740.12680.11240.10670.087110A16.12614.82914.05843.54593.17992.90522.69132.37972.16362.07861.7872A20.46170.35850.29660.25500.
18、22510.20260.18490.15910.14110.13400.109514A16.31924.93404.12943.60173.22822.94962.73382.42082.20472.11991.8301A20.66290.50900.41880.35910.31650.28460.25980.22360.19840.18850.154516A16.40004.97194.15213.61813.24202.96242.74622.43362.21832.13341.8460A20.76600.58460.47950.41060.36170.32510.29670.25540.
19、22670.21550.176918A16.46944.99954.16573.62653.24852.96852.75252.44102.22692.14311.8578A20.86990.65990.53970.46140.40610.36490.33290.28660.25460.24200.198920A16.52675.01644.16993.62673.24762.96782.75252.44282.23052.14751.8654A20.97470.73460.59900.51120.44960.40380.36840.31720.28190.26800.220622A16.57
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