基于剪切法分析输电塔原状土基础的抗拔极限承载力

格式：pdf
大小：568.26 KB
文档页数：4

下载文档原格式

基础工程地基承载力及确定

值
，但其值不应大于最大加载量的一半。
21
第21页/共39页
同一层土，应选择三个以上试验点，得到
则取
fak1 fak 2 fak3
fak max fak min 0.3 fak
fak fak
22
第22页/共39页
3、岩石地基承载力确定方法
• 按岩基载荷试验方法确定。按GB50007-2002附录H进行。
载荷板的测试范围：在现场通过0.25～0.50m2 的载荷板对扰动较少的地基土体直接施荷，所测得的成果一般能反映相当于1～2倍荷载板宽度的深度以内土体的平均性质。
第17页/共39页
• 载荷板试验的主要优缺点： • 载荷试验可靠性高； • 费时、耗资；试验只能反映浅层地基的承载力。
图载荷板与实际基础对地基的影响深度比较
1.00 1.12 1.39 1.55 1.73 1.94 2.17 2.43 2.72 3.06 3.44 3.87 4.37 4.93 5.59 6.35 7.21 8.25 9.44 10.84
注： ψk---基底下一倍短边宽深度第1内2页土/共的39页内摩擦角标准值.
3.14 3.32 3.51 3.71 3.93 4.17 4.42 4.69 5.00 5.31 5.66 6.04 6.45 6.90 7.40 7.95 8.55 9.22 9.97 10.80 11.73
• 其设计荷载可取为标准值或标准组合。
4
第4页/共39页
2)极限承载力理论—安全系数法 • 承载力：极限承载力理论公式、平板载荷试验极限值/安全系数（2~3） • 荷载：采用标准值（组合）
5
第5页/共39页
•对于地基承载力问题，单一安全系数法的一般表达式为：

输电线路地基软黏土的单调剪切特性研究

218城市建筑Urbanism and Architecture / 2023.24目前工程上大多采用直剪试验对土的剪切特性进行测试，连梦林[1]使用直剪仪研究了温度对冻结黏土的剪切强度的影响，发现温度越低，黏土的剪切强度越高。

丁勇等[2]使用应变控制式直剪仪研究了保山地区黏土的抗剪强度，发现在相同含水率下，原状土样的抗剪强度相差较大。

然而，由于直剪仪不能完全控制排水条件 [3]，剪切过程中土样的有效面积是不断减小的，使得直剪试验得出土的剪切特性并不准确[4，5]。

为此，使用单剪仪来研究单剪切情况下土的剪切特性，通过乳胶膜和橡胶圈的包裹，使得土样在剪切过程中能够有效控制排水条件，同时由于土样外部存在多个涂有低摩擦特氟龙涂层的钢质圆环，使得剪切过程中土样的面积保持不变。

钢质圆环能有效限制土样受压后的膨胀，保证K 0固结。

此外，单剪试验过程中土体的应力状态和设计的工程状态相近，土单元体承受多向水平循环剪应力，土壤的潜在破坏面为水平面，单剪试验能够近似再现纯剪切应力状态叠加现场现有应力状态的情况[6]。

相较于三轴试验，单剪试验需要较小的土样，对于比较难以获取的原状土样，使用单剪仪能够进行更多的试验。

为此，本文选用单剪仪研究温州原状土在不同固结压力下的单调剪切特性，为工程实践提供相应的剪切参数。

1试验仪器及方案1.1试验仪器本试验采用多向动态循环单剪系统VDDCSS，拥有高精度编码器控制的水平双向及垂直向制动器，可以分别施加静动荷载，实现应力控制或应变控制，模拟各种摘要文章针对输电线路地基获取的原状软黏土，进行了一系列应变控制的单调单剪试验，研究了不同初始固结压力对软黏土的剪切强度的影响。

研究表明：原状土的抗剪强度随着初始固结压力的增大而不断变强，软黏土存在一定的结构性；峰值孔压随着初始固结压力的增大而变大。

获得了温州原状土的破坏包络线，不同初始固结压力下的有效应力路径朝着破坏包络线的方向移动。

关键词软黏土；单调剪切；抗剪强度；破坏包络线中图分类号 TU753.7 文献标识码 ADOI 10.19892/ki.csjz.2023.24.60Abstract A series of strain controlled monotonic simple sheartests were carried out on undisturbed soft clay in transmission line foundation, and the effects of different initial consolidation pressures on the shear strength of the soft clay were studied. The results show that the shear strength of undisturbed soil increases with the increase of initial consolidation pressure, and the soft clay has a certain structure. The peak pore water pressure increases with the increase of initial consolidation pressure. The failure envelope of Wenzhou undisturbed soil is found, and the effective stress path under different initial consolidation pressures moves towards the failure envelope.Key words soft clay; monotonic shear; shear strength; failure envelope我国东南沿海地区广泛分布着深厚饱和的软黏土，在软黏土地基上有大量已建和在建输电线路项目工程。

原状土基础抗拔极限承载力计算分析新方法

ABSTRACT:A new method for calculating the uplift ultimatecapacity of undisturbed soil foundation is deduced and presented based on the limit equilibrium theory ，Mohr-Column yielding criterion and the circular failure surface equations recommended by the standard DL/T 5219—2005“Technical specification for foundationdesignofoverheadtransmissionline ”.Acorresponding numerical computation program is written with the language parison and verification is performed by the lab modeling tests,in-situ test and other theoretical calculating methods,which indicates that this new method is able to accurately calculate and predict the uplift capacity of undisturbed soil foundations.KEYWORDS:transmission line ；undisturbed soil foundation ；uplift capacity ；failure surface ；limit equilibrium method ；numerical computation摘要：基于DL/T 5219—2005《架空送电线路基础设计技术规范》推荐的圆弧回转破裂面方程，利用极限平衡法和Mohr-Column 屈服理论，推导提出了一种输电线路原状土基础抗拔极限承载力的理论计算新方法，采用Matlab 语言编写了相应的数值计算程序。

桩基础实务土的抗剪强与地基承载力PPT课件

3
1 2
1
-
3
co
s2
1 2
1
- 3 sin
2
以上 ,与1,3 可用莫尔圆表示，见下图。
第9页/共168页
三、土的极限平衡条件
（二）土的极限平衡条件如果给定了土的抗剪强度参数和c以及土中某点的应力状态，则可将抗剪强度包线与莫尔应力圆画在同一张坐标图上。它们之间的关系有三种情况：
1.莫尔圆位于抗剪强度包线下方（圆1），说明该点在任何平面上的剪应力都小于
土所能发挥的抗剪强度
，因此不会发生剪切破坏。
2.圆3实际上不存在。 3.圆2，说明在A点所代表的平面上剪应力正好等于
f
抗剪强度
，该点
处于极限平衡状态。
f
c
第10页/共168页
三、土的极限平衡条件
根据极限应力圆与抗剪强度包线相切的几何关系，可建立以下极限平衡条件：
1 2
1
-
3
c
co
P
F
A
F
A
粘性土
二、土的强度理论与强度指标
（二）抗剪强度的来源及影响因素
1.抗剪强度的来源（1）无粘性土：来源于土粒间的摩擦力（内摩擦力）。
包括： 1）一部分由于土颗粒粗糙产生的表面摩擦力。 2）另一部分是粗颗粒之间互相镶嵌，联锁作用产生的咬合力。
（2）粘性土：除内摩擦力外，还有内聚力。内聚力主要来源于：土颗粒之间的电分子吸引力和土中胶结物质（eg.硅、铁物质和碳酸盐等）对土粒的胶结作用。
t
1 2
1
3
sin
第11页/共168页
三、土的极限平衡条件
化简
1
3

土力学土的抗剪强与地基承载力PPT课件

水平方向 x 0: sin dl cos dl 3 sin dl 0
垂直方向 y 0: cos dl sin dl 1 cos dl 0
解联立方程(a)、(b)可求得任意截面mn上的法向应力σ与剪应力τ：
第8页/共95页
§4.2 土的极限平衡条件
§4.2.1 土体中任一点的应力状态
[解]用四种方法计算。
⑴把σ3、φ、C代入(4.11)，得： σ1p= σ3tg2(45°+φ/2)=30×tg260°=90kPa 这表明：在σ3=30kPa的条件下，该点如处于极限平衡，则最大主应力为90kPa。据算出的σ1p及σ3作摩尔应力圆，则此圆必与强度包线相切。现将计算值σ1p与实际值比较：若σ1>σ1p，则据σ1 与σ3作的应力圆必与强度包线相割，该点已破坏；若σ1>σ1p该点稳定。现σ1=100kPa>σ1p=90kPa,故可判断该点已破坏。
。
第7页/共95页
§4.2 土的极限平衡条件
§4.2.1 土体中任一点的应力状态
2、任意斜面上的应力
在微元体上取任一截面mn，与大主应力面即水平面成α角，斜面mn上作用法向应力 σ和剪应力τ，如图4.4(c)所示。现在求σ 、τ与σ1、σ3之间的关系。
取dy=1，按平面问题计算。设直角坐标：以m点为坐标原点O，ox向右为正，oz向下为正。根据静力平衡条件与竖向合力为零。
第3页/共95页
§4.1 概述
§4.1.2 土的强度成果的应用
1、地基承载力与地基稳定性地基承载力与地基稳定性，是每一项建筑工程都遇到的问题，
具有普遍意义。
当上部荷载N较小，地基处于压密阶段或地基中塑性变形区很
小时，地基是稳定的。
若上部荷载N很大，地基中的塑性变形区越来越大，最后边成

输电塔原状土基础剪切法抗拔计算中系数A1和A2的取值

ｄｅｉｎｐｒｃｓｆｔａｓｓｉｎｔｗｅｏｎｄｔｏ．ｓｇｏｅｓｏｒｎｍｉｓｏｏｒｆｕａｉｎｓ．
图，设计时常取Ａｌ，０这样计算相对保守，：造成了此方法设计的基础尺寸比“ 土重法” 的不合理现象；大
而对砂类土的Ａ和Ａ，：目前规范取值与实际情况尚存
：
｝ｓ・，（／＋ｃｓｒｎ０・Ｏ（）ｉ０２ｒＤ２ｒｏ —ｓ）ｒｎｒｉｄ９
Ｊｄ
为了便于将式ｆ与规定Ｉ行对比，其形式９）１１进将进行数学变换为
图１所示。
（）４
根据ＭｏｒＣｕｏｂｈ－ｏｌｍ屈服准则和滑移线理谢，士
体极限平衡状态时夹角为，，对应２和臼条滑移线，如图４所示。由此可推导出土体应力状态量分别为
（ｊ枉彤ａ圆（）锥形ｂ倒（ｊ曲线形ｃ
＝－ｌｓｓ（）ｃＣＳ，ｎ２＋ｏ￣＋ｉ４ｉ２＋】。Ｏｓ（咖）．ｎ，ｎ＋４ｉ
２ｆ（＋）ｄ（２咖ＪＲ０ｉ２～０））ｒｘｎ０（＋ｆ【ｓｏ０ＯｓＶｃ＿
根据莫尔应力圆，土体极限状态时有效剪应力为
丁：Ｏｓ（ｒｃｃｔＣＳｉｒｎ ’ｏ西），４ｎ西，＋（）７由应力边界条件，求解剪切破裂面上任一点有效剪应力为
关词输塔原土础剪法抗计，键：电；状基；切；拔算；；４．
基金项目：中国电力顾问集团公司科技项目Ｄ２Ｔ３２０）（Ｇ一０—０７。

杆塔基础抗拔设计埋深的简易计算方法

依据文献[2]，拉线盘基础上拔稳定的条件
为，
T sinω ≤V tγ 0 / K 1 + Q f / K 2
⑾
其中，当h t≤h c时，对于方形拉盘基础，
V
t
=4tg2
αh
3 t
/
3+(B
sinω
1+l
)tgαh
2 t
+Bl
sinω
1
⑿
式中，采用符号含义与设计手册相同。将⑿代入⑾，可得到类似的一元三次方程
A Simple Calculating Method Anti-pull Depth of Tower Foundation
ZENG Er-xian, LI-Jun, WANG Kai-ming (Central Southern China Electric Power Design Institute, Wuhan city, 430071, China) Abstract: A simple and quick method for calculating anti-pull depth of tower foundation is put forward, and which is checked by fzero function in Matlab program. The results indicate that this simple method is of much practicability and high precision, and can meet the need of engineering. Key words: tower foundation; uplift stabilization; anti-pull depth; simple method; Matlab.

基于IPOA-BP的输电塔复合基础极限抗拔承载力预测模型

基于IPOA-BP的输电塔复合基础极限抗拔承载力预测模型杨世强;李小来;王彦海;曹铖;马立;尹恒伟
【期刊名称】《国外电子测量技术》
【年(卷),期】2024(43)4
【摘要】为了实现输电塔复合基础极限抗拔承载力的准确预测,克服传统理论、经验公式误差大,计算慢的问题,提出一种改进鹈鹕智能算法(IPOA)来优化BP神经网络的承载力预测模型。

首先,利用SPM混沌映射、Levy飞行以及融合非线性惯性权重因子ω的正余弦优化策略,对鹈鹕优化算法(POA)改进;然后,利用IPOA对BP 神经网络的权值和阈值参数寻优,得到IPOA-BP预测模型;最后,基于验证后的数值试验构建数据集,对IPOA-BP预测模型进行训练和测试。

结果表明,IPOA-BP与POA-BP预测模型相比,方根误差下降65.75%,绝对平均误差下降65.79%,平均相对误差下降65.60%,可见IPOA-BP神经网络能够实现复合基础抗拔承载力较准确的预测,为该类型基础的承载力预测提供了新方法。

【总页数】12页(P105-116)
【作者】杨世强;李小来;王彦海;曹铖;马立;尹恒伟
【作者单位】国网湖北省电力有限公司超高压公司;三峡大学电气与新能源学院【正文语种】中文
【中图分类】TP183;TU391
【相关文献】
1.挤扩支盘桩式输电塔基础抗拔承载力计算公式的探讨
2.输电线路掏挖基础抗拔极限承载力的可靠度分析
3.输电塔原状土基础抗拔承载力理论计算
4.基于剪切法分析输电塔原状土基础的抗拔极限承载力
5.输电线路原状土基础抗拔极限承载力计算
因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。

地基的承载力

第7章地基的承载力•本章对各种地基的破坏形式进行了分析，重点讨论了地基的临塑荷载、临界荷载、地基极限承载力的确定，详细介绍了按规范方法确定地基承载力的方法与步骤。

•学习本章的目的：能够结合工程实际，确定合理和符合工程实际的地基承载力。

第一节概述地基承载力的定义地基承载力是指地基土单位面积上所能承受的荷载，通常把地基土单位面积上所能承受的最大荷载称为极限荷载或极限承载力。

正确的地基设计，既要满足地基强度和稳定性的要求，也要保证满足地基变形的要求。

要求作用在基底的压应力不超过地基的极限承载力，并有足够的安全度，而且所产生的变形不能超过建筑物的允许变形。

满足以上两项要求时，地基单位面积上所能承受的荷载就称为地基的承载力。

《建筑地基基础设计规范》中称为地基承载力的特征值，《公路桥涵地基与基础设计规范》中称为地基的容许承载力。

一、地基变形的三个阶段对地基进行静荷载试验时，一般可得荷载p和沉降s曲线。

从该图可见地基变形的发展分为三个阶段。

三个阶段两个转折点(1)压密阶段(直线变形阶段或线弹性变形阶段）在oa段，由于荷载较小，地基土产生的变形主要是在荷载作用下，土的孔隙减小，地基被压缩而产生的变形，此时土中各点的切应力均小于土的抗剪强度，土体处于弹性平衡状态，此段p—s曲线接近于直线。

(2)剪切阶段(或称弹塑性变形阶段）p-s曲线非线性关系，沉降的增长率△s/△p随荷载的增大而增加。

地基土中局部范围内的剪应力达到土的抗剪强度，土体发生剪切破坏，开始出现塑性区。

随着荷载的继续增加，土中塑性区的范围也逐步扩大，直到土中形成连续的滑动面，由载荷板两侧挤出而破坏。

剪切阶段是地基中塑性区的发生与发展阶段。

(3)破坏阶段在bc段，由于荷载增大达到极限荷载pu后，荷载虽增加很小，沉降急剧增大，即使荷载不增加，沉降亦不能稳定，因此p—s曲线的bc段陡直下降，地基丧失稳定.这时地基土的塑性区形成，土被挤出，承压板四周的土隆起，地基土因失稳而破坏。

风积沙地基工程性质及其输电线路基础抗拔设计

风积沙地基工程性质及其输电线路基础抗拔设计摘要：沙漠风沙地基工程性质即输电线路基础抗拔设计是当前我国电网建设中的关键问题。

基于沙漠风沙地基工程特性，分析风积沙地基输电线路杆塔基础抗拔稳定性的设计方法，为我国沙漠地区输电线路基础设计提供一定的参考依据。

关键词：风积沙地基；输电线路；基础抗拔设计0引言我国地区沙漠分布广泛，沙漠地区降水稀少、气候干燥、地表温度高、昼夜温差大、风沙活动强烈是一种极端的环境。

沙漠地基性质特殊，而随着发展需要输电线路工程建设在沙漠地区越来越多，风积沙是沙漠和沙地的主要组成物质，是一种特殊的地质材料。

在沙漠地区建设输电线路杆塔基础工程建设中都坚持就地取材的原则，将风积沙作为地基土体。

而对于该地基，抗拔承载性是其设计控制的基础条件。

以下分析沙漠风积沙地基性及基础抗拔荷载位移特性，得到沙漠风积沙抗拔承载性能的极限值，用于指导实际设计。

1沙漠风积沙地基工程性质1.1颗粒级配与分类因为长期风力的吹扬、搬运、堆积，我国目前典型沙漠风积沙主要为中、细沙粒，占总组成的85%-95%之间，其中粒经的细沙粒占颗粒总组成的75%以上。

所有风积沙地基均属于细沙，一般情况下其不均匀系数G为1.6～2.5，曲率系数G为1.0～1.3，属于不良级配。

1.2含水性沙漠风积沙地基地下通常埋藏较深，沙层含水量少。

一般情况下，风积沙表层0.2m为含水量小于0.5%的干沙层，04m以下沙层含水量为2%-4%。

在实际情况下，沙层含水量随季节、气候的变化发生周期性变化，雨季沙层通常含水量较大，短期内可上升5%-6%。

旱季含水量较小，沙层含水量可降低到1%-2%。

1.3容重和孔隙性风积沙天然的重度与粒度成分、分选程度相关，沙里越粗重度越大，分选程度越高重度越小。

沙漠风积沙通常由石英、长石、云母等组成，依据沙粒比重可知天然风积沙地基处于稍松中密状态。

1.4抗剪强度特性典型风积沙地基黏聚强度几乎为零，但因为含水情况不同，风积沙会产生毛细水的连结，使风积沙表现出一定的似黏聚力，且黏聚力岁含水量增加而增大，直到接近饱和时趋于平缓，实际工程中对于此类似黏聚力一般不考虑。

1、下载文档前请自行甄别文档内容的完整性，平台不提供额外的编辑、内容补充、找答案等附加服务。
2、"仅部分预览"的文档,不可在线预览部分如存在完整性等问题,可反馈申请退款(可完整预览的文档不适用该条件!)。
3、如文档侵犯您的权益，请联系客服反馈,我们会尽快为您处理(人工客服工作时间：9:00-18:30)。

- 26 -
第 23 卷
基于剪切法分析输电塔原状土基础的抗拔极限承载力
2010 年第 4 期
r= H
(1)
cosα1-sinα
α=( π + φ )(
D
n
)
(2)
4 2 2H
边界角 α1和 α2的取值详见文献[7]，具体为，
α1=
π 4
-
φ 2
(3)
α2=
π 2
-α
(4)
式中：r 为破裂面曲率半径；α 表示 r 随基础深宽比
另外，通过与已有文献进 [3,4] 行对比论证分析，可发现计算系数 A1 和 A2 有如下取值特征：
(1) 系数 A1 与规范查表曲线值差异较大，本文计算值大于规范查表值。
(2) 在 H/D 一定时，当 Φ<25°左右时，系数 A1 随 Φ 增大而增大，这与规范曲线变化趋势相反；系数 A2 与规范查表差别较小，可近似认为相同。
QIN Wei-ping， ZENG Er-xian， WANG Kai-ming
(Central Southern China Electric Power Design Institute, Wuhan 430071, China)
Abstract: Based on the limiting equilibrium, Mohr-Coulomb yielding criterion and the failure surface premises in accordance with technical regulation for designing foundation of transmission line, the theoretical formula for the ultimate bearing capacity of the undisturbed soil foundation is deduced. Then, the character of parameters A1 and A2is manifested with the change of Φ and H/D. The existing problems have been pointed out by comparing the results of the theoretical formula with "Technical Regulations" (DL/T5219-2005) and special report in the related guide(Q/ DG2 -T03 -2007). Some conclusion and suggestion on parameters A1 and A2 are useful for the design process of transmission tower foundation as reference in this paper. Key Words:transmission tower； undisturbed soil foundation； shearing method； uplift capacity； A1 ； A2
图 4(a)和图 4(b)给出了不同基础深宽比 H/D 情况下，原状土基础剪切法中计算系数 A1 和 A2 随内摩擦角 Φ 的变化规律。
第 23 卷
(a) A1 随基础深宽比 H/D 的变化
(a) A1 随内摩擦角 Φ 的变化
(b) A2 随内摩擦角 Φ 的变化图 4 A1 和 A2 随内摩擦角 Φ 的变化曲线
础抗拔极限承载力的理论计算公式。重点探讨了剪
计方法。然而，该方法中计算参数 A1 和 A2 的取值问题尚存在争议， [2～4] 如当内摩擦角>20°时，规范未
切法中计算系数 A1 和 A2 的取值特征，并借助 Matlab 语言编制程序进行相应计算分析。
(11)
为了便于将式(11)与规范进行对比，将其形式
行数学变换为，
Ty=A1cH2+A2γH3
(12)
式中，A1 与 A2 为无因次计算系数，其值与内摩
擦角 Φ 及基础深宽比 H/D 等因素有关，对于式(12)中
K1 和 K2 在这里限于篇幅不具体展开，详见文献[3]。
A1=2πK1(1+sinΦ)e2α1tanΦ cosα-sinα -2
坠θ 坠y
sin(2θ+Φ)
=0
(7)
坠σm sinΦcos(2θ+Φ)- 坠σm
坠x
坠y
1-sinΦsin(2θ+Φ)
-2R
坠θ 坠x
cos(2θ+Φ)-
坠θ 坠y
cos(2θ+Φ)
=-γ
(8)
根据莫尔应力圆，土体极限状态时有效剪应力为：
τn=cosΦsinΦ(σm+c·cosΦ)
(9)
由边界条件，求解破裂面上任一点有效剪应力为：
(3) 在 H/D 一定时，当 Φ>25°左右时，系数 A1 随 Φ 增大有一定程度减小，但不为零；考虑到规范中没给出 A1 的曲线图，设计时常取 A1=0，这种简化无疑造成设计偏于保守。
(4) 在 H/D 一定时，当 Φ>25°左右时，系数 A2 值与规范查表有一定差异，规范查表值略大于本文计算值，随着 Φ 值增大，计算值和规范查表值相差越来越大，目前对此尚未给出合理的解释。
τn=
c(1+sinΦ)-
γrsinΦ
2
1+4tan Φ
2tanΦcosα1-sinα1
e2α1tanΦ
-2θtanΦ
e+
γrsinΦ
2
2tanΦsin(θ+Φ)-cos(θ+Φ)
(10)
1+4tan Φ
原状土基础抗拔承载力即为如图 2 所示圆弧
面上有效剪切力垂直分量 Ty，
乙α2
Ty= α1τnsinθ·2π(D/2+rcosα-rsinθ)rdθ
图 5(a)和图 5(b)进一步反映了不同内摩擦角 Φ 情况下，原状土基础剪切法中计算系数 A1 和 A2 随基础深宽比 H/D 的变化情况。
- 28 -
(b) A2 随基础深宽比 H/D 的变化图 5 A1 和 A2 随基础深宽比 H/D 的变化曲线
从图 5 可以看到，当内摩擦角 Φ 一定时，A1 和 A2 随基础深宽比 H/D 的增大趋于指数减小，当 H/ D 大于 4.0 左右时，A1 和 A2 值减小至一定程度后变化相对缓慢，这也间接证实了基础上拔临界深度 HC 的存在[6]。
中图分类号：TU470+.3
文献标识码：A
文章编号：1006-6519(2010)04-0026-04
Study on Ultimate Uplift Capacity of Undisturbed Soil Foundation for Transmission Tower Based on Shearing Method
内摩擦角 Φ 和基础深宽比 H/D 的变化规律，通过与规范(DL/T5219-2005)和技术导则(Q/DG2-T03-2007)送审专题报
告进行对比分析，讨论了抗拔承载力计算可能存在的问题，得到关于系数 A1 和 A2 的结论可为工程设计提供参考。
关键词：输电塔；原状土基础；剪切法；承载力；A1；A2
(13)
A2=
2πsinΦ 1+4tan2Φ
cosα1-sinα -3
K2-K1e2α1tanΦ sinα1 2tanΦcotα1-1
(14)
2 计算分析
2.1 本文公式与通用公式比较
- 27 -
2010年第 4 期
华中电力
利用本文公式采用 Matlab 编制程序进行数值计算，将本文计算结果和与规范中的通用公式进行对比。可以发现，当内摩擦角 Φ 和基础深宽比 H/D 相等时，本文算法与通用公式计算的 A1 和 A2 值相同，从而验证了本文计算公式的正确性。 2.2 A1 和 A2 的取值特征分析
1 理论推导
1.1 剪切破裂面的确定通过前述已有的研究成果，原状土基础抗拔破
裂形状主要有圆柱形、倒锥形和曲线形等形式 [6]，本文分析时采用规范推荐的破裂面模型，其形状为一近似圆弧回转面[1][7]，如图 1 所示，形状参数分别为：
基金项目：中国电力顾问集团公司科技项目 (DG2-T03-2007）收稿日期：2010 － 02 － 04 作者简介：覃伟平（1982-)，男，硕士，工程师，从事输电线路土建结构的设计和研究.
H/D 变化的特征；n 为取决于土体物理特性的参数。
图 1 本文采用的剪切破裂面
1.2 计算公式推导
依据弹性力学理论分析原状土抗拔时土单元
体的平面应力关系[8]，如图 2 所示，仅考虑重力时单
元体静力平衡方程为：
坠σx/坠x+坠τxy/坠y=0
坠τxy/坠x+坠σy/坠y=γ
(5)
图 2 土单元体的应力
根据 Mohr-Coulomb 屈服准则和滑移线理论[9]，土体极限平衡状态时夹角为 α1，对应 α 和 β 两条滑移线，如图 3 所示。由此可推导出土体应力状态量分别为：
αx=σm 1+sinΦsin(2θ+Φ) +c·cosΦsin(2θ+Φ) σy=σm 1-sinΦsin(2θ+Φ) -c·cosΦsin(2θ+Φ)