混凝土獨立基礎底板抗拔承載性能試驗

秦小亮， 李元齊， 張哲毅， 藺靖華

(1. 同濟大學 土木工程學院，上海 200092；2. 國網四川省電力公司經濟技術研究院，四川 成都 610041)

隨著特高壓電網建設步伐的加快，混凝土獨立錐形擴展基礎作為輸電線路基礎的主要形式之一，已被廣泛地應用于輸電塔電網建設項目中.

基礎抗拔研究的對象分抗拔土體與基礎結構本身.在抗拔土體方面，國內外對承受上拔荷載的擴展基礎進行了大量卓有成效的試驗與有限元研究[1-11]，大都集中在分析土體上拔機理、抗拔承載力與變形破壞過程；在基礎結構方面，乾增珍等[12]對擴展基礎在上拔與水平荷載作用下的變形特性及裂縫發展規律進行了試驗研究，也有學者針對裝配式擴展基礎的抗拔性能分別進行了現場與室內試驗研究[13-14].以上研究主要是從土力學角度出發，對基礎上部的覆土進行分析，很少有從結構角度出發，對混凝土基礎底板本身在上拔荷載作用下的結構破壞形態及截面承載性能進行分析.在實際設計中，輸電線路基礎會受到下壓力與上拔力的組合作用，因此需要考慮底板上下部配筋，《架空輸電線路基礎設計技術規程：DL/T 5219—2014》[15]只是給出“鋼筋混凝土矩形底板的正截面受拉鋼筋一般按單筋矩形截面計算，其縱向受拉鋼筋截面面積可按下壓力作用時的配筋公式計算”這一規定，對于在上拔力作用下的鋼筋混凝土錐形擴展基礎，規范并未明確給出上部受拉鋼筋的配筋公式，且已有配筋公式不適用于寬高比超過2.5的混凝土擴展基礎.目前，關于錐形擴展基礎，尤其是對大寬高比獨立基礎上拔破壞形式的研究較少，并且行業標準《架空輸電線路基礎設計技術規程：DL/T 5219—2014》[15]忽略了斜邊坡度、基礎寬高比對上拔基礎受力形式的影響.

為了研究混凝土錐形擴展基礎底板在上拔荷載作用下的抗拔承載性能及破壞模式，采用簡化上拔加載模式，對16個不同寬高比、不同斜邊坡度的基礎底板進行室內試驗(包括8個重復試驗)，探討在斜邊坡度、寬高比因素的影響下，基礎底板上拔承載性能的變化規律.

1 試驗概況

1.1 試驗目的

研究不同混凝土獨立基礎底板在上拔荷載作用下的破壞模式和承載性能.

1.2 試件設計

1.2.1試件設計參數

試驗共設計了16個試件，其形狀示意如圖1所示.其中，1代表鋼連接件(用于與試驗室基座通過螺栓固定連接)，2代表混凝土凸起平臺(用于試驗分配梁加載使用)，L為基礎長度，B為基礎寬度，h為基礎底板高度，b為短柱邊緣處至基礎外邊緣處的距離，h1為基礎底板邊緣高度，h2為混凝土凸起平臺高度，寬高比為b/h.

1.2.2試件配筋

設計時按照《架空輸電線路基礎設計技術規程：DL/T 5219—2014》[15]中第7.3節的相關條文規定進行配筋與驗算，底板上下部配筋相同.為了避免試驗隨機性帶來的誤差，試件NJ9～NJ16設計與NJ1～NJ8完全相同，NJ1配筋如圖2所示，其余試件配筋圖與NJ1相似，試件的具體信息見表1.

1.3 材料性能測試

(1)混凝土材料性能.在澆筑試件時總共分兩批次，每批次預留1組樣品，每組3個試塊，立方體大小為150 mm×150 mm×150 mm.試件NJ1～NJ8為一個批次，NJ9～NJ16為一個批次.在室內試驗室用壓力試驗機進行加載，測得混凝土立方體的材性試驗結果見表2.為了得到試驗時試件的實際強度指標，混凝土試塊的齡期與試件保持相同，分別為42 d和37 d.

(2)鋼筋力學性能.每種直徑的鋼筋預留3個樣品，鋼筋牌號為HRB400，直徑為6 mm，計算面積為28.27 mm2，在同濟大學建筑工程系建筑結構試驗室進行拉伸性能測試，屈服強度均值為456.5 MPa，抗拉強度均值為767.3 MPa，測得鋼筋樣品的各力學性質指標見表3.

a 立面圖

b 俯視圖

a 立面圖

b 俯視圖

編號寬高比斜邊坡度/(°)基礎長度/mm基礎寬度/mm基礎底板高度/mm基礎底板邊緣高度/mm混凝土凸起平臺高度/mm底板上部配筋HRB400底板下部配筋HRB400混凝土強度等級NJ11.5101 0001 000266200356@2006@200C30NJ21.5201 0001 000266128736@2006@200C30NJ31.5301 0001 000266471156@2006@200C30NJ42.0101 0001 000200132356@2006@200C30NJ52.0201 0001 00020062736@2006@200C30NJ62.5101 0001 00016093356@1606@160C30NJ73.0101 0001 00013380356@1606@160C30NJ84.0101 0001 00010080106@1606@160C30NJ91.5101 0001 000266200356@2006@200C30NJ101.5201 0001 000266128736@2006@200C30NJ111.5301 0001 000266471156@2006@200C30NJ122.0101 0001 000200132356@2006@200C30NJ132.0201 0001 00020062736@2006@200C30NJ142.5101 0001 00016093356@1606@160C30NJ153.0101 0001 00013380356@1606@160C30NJ164.0101 0001 00010080106@1606@160C30

表2 混凝土試塊強度

表3 鋼筋力學性能指標

1.4 測點布置

1.4.1鋼筋應變片測點

在基礎底板上部受力鋼筋上粘貼一定數量的應變片，分別連在靜態應變采集儀上，上部應變片的粘貼位置如圖3所示.

1.4.2底板變形測點

為了測定試件加載時的變形情況，間接得到基礎剛度變化和基礎底面受力情況，在基礎底板下表面布置9個位移計，位移測量系統如圖4所示.圖5為底板位移計測點布置圖，測點均勻布置在底板中線位置處.其中，1、2、3、4和5號測點間的距離為240 mm，6、7、3、8和9號測點間的距離也為240 mm.

a 試件NJ1～NJ5b 試件NJ6～NJ8

圖3試件鋼筋應變片測點布置(單位：mm)

Fig.3Steelreinforcementstraingaugearrangementforspecimens(unit:mm)

圖4 位移測量系統

1.5 試驗裝置

試驗在同濟大學滬西校區結構試驗室進行，采用4個油缸豎向加載方式模擬基礎在上拔力作用下的受力形態，油缸量程選用200 kN.加載裝置主要包括油缸與分配梁等，試驗加載裝置如圖6所示.圖6b中，1為位移計、2為試件、3a～3d為混凝土凸起平臺、4為應變片、5為靜態應變采集儀、6a～6c為分配梁、7a～7c為壓力傳感器、8a～8c為油壓千斤頂、9為基礎短柱、10為墊高基座.

圖5 試件變形測點布置(單位：mm)

a 加載裝置現場圖

b 加載簡圖

以往的上拔試驗是將基礎埋入地基土中，然后在基礎頂面施加上拔荷載，此舉主要是出于需對基礎上部的覆土進行上拔變形機理分析而考慮的.一方面，本研究旨在研究上拔基礎底板本身的結構破壞形式、截面受拉鋼筋的應力變化規律和監測裂縫開展過程，為下一步找出抵抗截面彎矩的配筋設計方法提供試驗基礎，并不關心實際彎矩的大小與接觸力分布模式；另一方面，本研究對象并非土體，將基礎埋入封閉土中，不能觀察到基礎底板結構本身的裂縫開展狀況及破壞過程，而且覆土需要大量的人力及物力，繁瑣不經濟.因此，采用圖6所示的簡化上拔加載方式代替傳統的覆土體系來進行試驗研究.實際證明，此方法合理且經濟有效，能達到模擬基礎底板在上拔力作用下截面受力形態的效果.

首先，將上述制作好的混凝土錐形獨立基礎倒置，使鋼板連接件的孔洞與墊高基座上對應的孔洞位置相互對中，通過螺栓將倒置的混凝土錐形擴展基礎與基座相固定.隨后，將位移計通過磁性表座固定于搭在地面上的支架上，位移計一端抵住基礎底板.按照圖6的位置關系，將4個油缸、4個分配梁、8個壓力傳感器等擺放在相應位置處；然后，緩慢依次升起4個油缸，直到分配梁與混凝土凸起平臺接近接觸為止，在之后的加載過程中，分配梁將以斜側面上混凝土凸起平臺為支點；最后，將應變片、位移計、壓力傳感器上預留出的導線與靜態應變采集儀相連接.

1.6 加載方案

首先預加載(預計最大荷載的3%～10%)，待采集儀工作正常，與預期基本一致后再正式加載.正式加載時，采用逐級遞增連續加載模式.在裂縫開展前，按上拔極限荷載的1/10逐級加載，每級加載穩定2～3 min后進行讀數；待出現裂縫后，按極限荷載的1/20逐級加載，直至基礎不能持荷；在加載過程中，每級加載穩定后進行讀數，且盡量保證4個千斤頂同步加載.當試件破壞之后，拍照再緩慢卸載.加載模式如圖7所示，其中LS為各階段所施加荷載與預估極限荷載之比.

圖7 加載模式

2 試驗現象與破壞模式

將試件的破壞模式主要歸為彎曲破壞：包括十字形彎曲破壞、井字形彎曲破壞和伴有裂紋環的不完全彎曲破壞.彎曲破壞的破壞判斷條件為底板上部受拉鋼筋屈服，破壞時底板變形能力較好.試件NJ1～NJ8與NJ9～NJ16中對應的重復試件的破壞現象基本相同，各試件的破壞特征見表4.

試件NJ1加載初期，無明顯開裂痕跡；加載至234 kN時，1號與2號裂縫出現并開裂明顯，3號與4號裂縫較細，四者均開展至底板側面1/3處；繼續加載至260 kN，1號與2號裂縫開展至2～3 mm，基本貫穿整個截面，破壞模式如圖8a所示.試件NJ9的破壞形態與NJ1相似，加載至236 kN時，1號與2號裂縫同時開展；繼續加載至242 kN，3號裂縫出現，此時2號裂縫已擴展至底板側面且寬度明顯，破壞模式如圖8b所示.試件NJ1與NJ9的破壞截面均在短柱邊緣截面處，表現為十字形彎曲破壞.

表4 破壞特征

試件NJ2加載至174 kN，1、2和3號裂縫突然出現，1號裂縫寬度為1.2 mm，2號與3號裂縫均達到3.0 mm左右；繼續加載，裂縫開展明顯；達到極限荷載192 kN時，荷載急劇下降，錐形底板撓曲過大，AB方向受壓區混凝土被壓碎，1號與4號主裂縫貫穿整個截面，底板一分為二，破壞模式如圖8c所示.試件NJ10的破壞形態與NJ1相似，達到極限荷載210 kN時，荷載急速下降，錐形底板撓曲過大，AB方向受壓區混凝土被壓碎，主裂縫2號與4號裂縫貫穿整個截面，底板一分為二，破壞模式如圖8d所示.試件NJ2與NJ10的破壞截面均在短柱邊緣截面處，表現為十字形彎曲破壞.

試件NJ3、NJ11的破壞模式與NJ2相似，破壞模式分別如圖8e、8f所示.NJ3的極限荷載為155 kN，NJ11的極限荷載為154 kN，此后荷載均急劇下降.

試件NJ4達到極限荷載192 kN時，裂紋迅速增寬，荷載急劇下降，錐形底板撓曲過大，導致基礎短柱與底板脫離，但是受壓區混凝土完好，破壞模式表現為井字形彎曲破壞，如圖8g所示.試件NJ12加載初期，無明顯開裂痕跡；荷載達到133 kN時，1號裂紋出現；加載至150 kN時，2與3號裂紋出現，同時1號裂縫已開展至3.0 mm；繼續加載至171 kN，4號裂紋出現，此試件并未加載到完全破壞，井字形彎曲破壞的特征較明顯，破壞模式如圖8h所示.

試件NJ5加載到115 kN時，出現5條裂縫，分別為1、2、3、4和5號裂縫；隨后加載到125 kN時，1號裂縫開展明顯且已開展到底板側面1/2處，寬度為3.0 mm；達到極限荷載138 kN時，裂紋迅速增寬，此時荷載急劇下降，底板撓曲過大，CD方向受壓區混凝土被壓碎，2號與5號主裂縫貫穿整個截面，底板一分為二，破壞模式如圖8i所示.試件NJ13的破壞過程與NJ5相似，極限荷載為150 kN，破壞模式如圖8j所示.兩者均表現為井字形彎曲破壞.

試件NJ6破壞模式如圖8k所示，表現為伴有裂紋環的不完全彎曲破壞.加載初期，無明顯開裂痕跡；加載至86 kN時，應變片發生突變；繼續加載至135 kN時，裂紋均較細，無擴展跡象，短柱四周出現一個裂紋環；達到極限荷載160 kN時，荷載急速下降，基礎短柱與底板脫離，1、2和3號裂縫開展完全但未貫穿整個截面，受壓區混凝土完好.試件NJ14的極限荷載為124 kN，破壞模式與NJ6相似，如圖8l所示.

試件NJ7破壞模式如圖8m所示，表現為井字形彎曲破壞.加載至50 kN時，1號裂縫出現，隨后2、3和4號裂縫均出現，寬度在0.3 mm；繼續加載，5、6、7和8號裂縫出現；加載至95 kN左右時，主裂縫寬度達2～3 mm，開裂明顯且1號裂縫擴展到底板側面2/3處；當達到極限荷載107 kN時，荷載急速下降，底板撓曲過大，AB方向受壓區混凝土被壓碎，2號與4號主裂縫貫穿整個截面，底板一分為二.試件NJ15的極限荷載為124 kN，破壞時裂縫較密集，表現為伴有裂紋環的不完全彎曲破壞，破壞模式如圖8n所示.

試件NJ8極限荷載為92 kN，破壞時表面混凝土脫落較嚴重，裂縫較集中于短柱周圍，破壞模式如圖8o所示.試件NJ16破壞模式如圖8p所示，表現為十字形彎曲破壞；加載至47 kN時，應變片發生突變，1、2、3和4號裂紋出現；隨后5號裂縫出現；繼續加載至80 kN時，所有裂紋開展明顯達3.0 mm；達到極限荷載86 kN時，荷載急速下降，底板撓曲過大，AB方向受壓區混凝土壓碎，主裂縫1和3號裂縫貫穿整個截面，底板沿1和3號裂縫一分為二.

a NJ1十字形彎曲破壞b NJ9十字形彎曲破壞c NJ2十字形彎曲破壞d NJ10十字形彎曲破壞e NJ3十字形彎曲破壞f NJ11十字形彎曲破壞g NJ4井字形彎曲破壞h NJ12井字形彎曲破壞i NJ5井字形彎曲破壞j NJ13井字形彎曲破壞k NJ6不完全彎曲破壞l NJ14不完全彎曲破壞m NJ7井字形彎曲破壞n NJ15不完全彎曲破壞o NJ8不完全彎曲破壞p NJ16十字形彎曲破壞

圖8彎曲破壞

Fig.8Bendingfailure

3 基礎底板變形分析

提取基礎底板邊緣1號測點與中間3號測點的位移計讀數，取兩者之差(邊緣和中心的位移差)作為變形值，得出試件的荷載-變形曲線如圖9所示.試件NJ1～NJ8與NJ9～NJ16中對應的重復試件的變形曲線基本吻合，對2個相同試件的底板變形過程進行對比分析，詳細描述如下.

試件NJ1與NJ9的荷載-變形曲線如圖9a所示，曲線共分為三階段.對于NJ1而言，在第一階段(150 kN之前)，受拉區混凝土未開裂，基礎整體剛度較大，故變形幾乎為零；隨著荷載增大，坡面出現裂縫，受拉區混凝土逐漸退出工作，基礎整體剛度急劇減小，此時進入基礎受力第二階段，此階段基礎最大變形值為3 mm；此后鋼筋進入屈服階段，基礎變形呈水平狀迅速增大.NJ9的曲線變化規律與NJ1類似，175 kN之前變形幾乎為零，236 kN左右時變形發生突變.

a 試件NJ1與NJ9

b 試件NJ2與NJ10

c 試件NJ3與NJ11

d 試件NJ4與NJ12

e 試件NJ5與NJ13

f 試件NJ6與NJ14

g 試件NJ7與NJ15

h 試件NJ8與NJ16

試件NJ2與NJ10的荷載-變形曲線如圖9b所示，兩曲線的變化過程較吻合.對于NJ2而言，在25 kN之前，變形幾乎為零；隨著荷載增大，基礎整體剛度急劇減小，變形緩慢增長至4 mm；此后鋼筋進入屈服階段，基礎變形呈水平狀迅速增大.對于NJ10而言，當荷載達到175 kN時，變形發生突變(從3 mm迅速增長至6 mm)；繼續加載，變形迅猛增長，直至試件破壞.

試件NJ3與NJ11的荷載-變形曲線如圖9c所示.在加載過程中，由于油缸分油器出油量的差異，使得4個千斤頂有時并非是完全同步同等荷載的加載，此情況下基礎底板會受到力矩的作用，再加上固定基礎頂部的螺栓發生了滑動，使試件產生了剛體轉動，因此試驗結果不理想，與預期不一致，這里不對曲線的規律進行分析.

試件NJ4與NJ12的荷載-變形曲線如圖9d所示，兩曲線的變化規律相似.對于NJ4而言，在26 kN之前，變形幾乎為零；隨著荷載增大，曲線呈直線緩慢上升；當荷載達到144 kN時，變形發生突變；此后鋼筋進入屈服階段，變形迅速增大.

試件NJ5與NJ13的荷載-變形曲線如圖9e所示，兩曲線的吻合度較高.對于NJ5而言，在10 kN之前，變形幾乎為零；隨著荷載增大，變形緩慢增長至5 mm；當荷載達到120 kN左右時，變形發生突變，曲線變平緩.試件NJ13在荷載達到110 kN左右時，變形發生突變，曲線變平緩.

試件NJ6與NJ14的荷載-變形曲線如圖9f所示.對于NJ6而言，在10 kN之前，變形幾乎為零；此后，曲線呈直線緩慢上升；當荷載達到95 kN時，曲線出現一個小平臺，鋼筋進入屈服階段；繼續加載，變形迅猛增長，直至試件破壞.試件NJ14的曲線變化規律與NJ6類似，前期兩者吻合較好，荷載達到100 kN左右時，曲線近似呈水平增長趨勢.由于試件NJ14共產生了8條裂縫，底板上表面破碎較徹底，使得底板剛度急劇下降，因此后期變形較NJ6大，使得曲線相差較大.

試件NJ7與NJ15的荷載-變形曲線如圖9g所示，前期兩曲線差異有些大，這是由于試件NJ7的1～4號裂縫同時出現且均同時開展，前期底板相對撓曲偏小；而試件NJ15主要是1號裂縫開展起控制作用，1號位移計正好放在垂直于1號裂縫的方向上，因此前期測得的底板變形與試件NJ7相比偏大.85 kN之后兩者吻合較好.對于NJ7而言，在60 kN之前，曲線呈直線緩慢上升；60 kN之后，曲線斜率開始發生變化，變形迅猛增長，直至試件破壞；在極限荷載107 kN下，底板變形達到最大值30 mm.試件NJ15的曲線變化規律與NJ7類似，在60 kN之前，曲線呈直線緩慢上升；在60 kN之后，曲線斜率開始發生變化，變形迅猛增長.

試件NJ8與NJ16的荷載-變形曲線如圖9h所示，前期兩曲線吻合較好，45 kN之后兩者差異較大，這是由于試件NJ16在40 kN左右1、2號裂縫先出現且之后比3、4號裂縫優先開展，1號位移計正好放在垂直于1、2號裂縫的方向上，因此后期測得的底板變形較試件NJ8大.對于NJ8、NJ16而言，在45 kN之前，曲線均呈直線緩慢上升且坡度較緩；50 kN之后，曲線斜率開始發生變化，變形增長較快.

4 鋼筋應變分析

選取基礎底板最危險截面即基礎短柱邊緣截面處的鋼筋應變值進行分析，得出試件的荷載-應變曲線如圖10所示，試件NJ1～NJ8與NJ9～NJ16中對應的重復試件的應變曲線基本吻合，對2個相同試件的應變發展過程進行對比分析，詳細描述如下.

圖10a為試件NJ1與NJ9的荷載-應變曲線，從曲線可以看出，共分為3個階段.對試件NJ1而言，第一階段(100 kN之前)，上部受拉鋼筋和混凝土共同承擔拉應力，應力水平較小，曲線幾乎垂直；隨著荷載增大，板底開始出現裂縫，進入第二階段，此階段受拉區混凝土逐漸退出工作，鋼筋應力緩慢增大；當荷載達到234 kN時，進入第三階段，此階段鋼筋應變發生突變，鋼筋進入塑性屈服階段，此后曲線出現平臺，直至試件破壞.NJ9的曲線變化規律與NJ1類似，150 kN之前幾乎垂直，236 kN左右時應變發生突變.

試件組NJ2與NJ10直至試件組NJ8與NJ16的應變曲線特征和NJ1與NJ9相似，此處不重復闡述.試件組NJ2與NJ10直至試件組NJ8與NJ16的荷載-應變曲線分別如圖10b～10h所示.

5 抗拔承載力對比分析

從表5中數據可看出，對相同試件而言，抗拔承載力值很接近，試驗結果可信，與平均值相對誤差范圍均小于5%.

a 試件NJ1與NJ9

b 試件NJ2與NJ10

c 試件NJ3與NJ11

d 試件NJ4與NJ12

e 試件NJ5與NJ13

f 試件NJ6與NJ14

g 試件NJ7與NJ15

h 試件NJ8與NJ16

編號寬高比斜邊坡度/(°)Fi/kN(Fi-F)F編號寬高比斜邊坡度/(°)Fi/kN(Fi-F)FNJ11.5102340.4%NJ91.5102360.4%NJ21.5201740.6%NJ101.5201750NJ31.5301451.4%NJ111.5301402.1%NJ42.0101442.0%NJ122.0101502.0%NJ52.0201183.5%NJ132.0201103.5%NJ62.510953.1%NJ142.5101002.0%NJ73.010803.6%NJ153.010852.4%NJ84.010631.6%NJ164.010603.2%

對比NJ1與NJ9、NJ2與NJ10、NJ3與NJ11和NJ4與NJ12、NJ5與NJ13的試驗結果可以看出，在寬高比、底板尺寸、截面配筋均相同的情況下，隨著斜邊坡度的增大，抗拔承載力逐漸降低.和試件NJ1與NJ9相比，試件NJ2與NJ10、NJ3與NJ11的承載力分別降低25.5%、39.1%.和試件NJ4與NJ12相比，試件NJ5與NJ13的承載力降低22.4%.

對比NJ1與NJ9、NJ4與NJ12、NJ6與NJ14、NJ7與NJ15、NJ8與NJ16和NJ2與NJ10、NJ5與NJ13的試驗結果可以看出，在斜邊坡度、底板尺寸均相同的情況下，隨著寬高比的增大，底板抗拔承載力逐漸降低.和試件NJ1與NJ9相比，試件NJ4與NJ12、NJ6與NJ14、NJ7與NJ15、NJ8與NJ16的承載力分別降低37.4%，58.3%，64.7%，73.6%.和試件NJ2與NJ10相比，試件NJ5與NJ13的承載力降低34.9%.

從以上分析可知，基礎受上拔荷載作用時，不宜選取較大斜邊坡度的擴展基礎；若采用混凝土錐形擴展基礎，則需考慮斜邊坡度、寬高比對基礎底板抗拔底板承載力的影響.

同時，電力行業標準《架空輸電線路基礎設計技術規程：DL/T 5219—2014》[15]規定基礎底板上部受拉鋼筋與下部鋼筋采用相同的配筋公式，忽略了斜邊坡度等對基礎受力形式的影響.試驗結果表明，在基礎寬高比一定、斜邊坡度變化的情況下，根據此配筋公式設計的基礎偏于不安全，抗拔承載力隨斜邊坡度的增大而明顯降低.

6 結論及建議

對16個不同寬高比、不同斜邊坡度的混凝土獨立擴展基礎底板進行了上拔試驗，主要研究了底板在上拔荷載作用下的破壞模式和承載性能，主要結論如下：

(1)破壞模式主要歸為彎曲破壞，包括十字形彎曲破壞、井字形彎曲破壞、伴有裂紋環的不完全彎曲破壞，破壞時底板變形能力較好.

(2)對相同試件而言，抗拔承載力值很接近，試驗結果可信，與平均值相對誤差范圍均小于5%.

(3)在寬高比、底板尺寸、截面配筋均相同的情況下，隨著斜邊坡度的增大，抗拔承載力逐漸降低.同時，在斜邊坡度、底板尺寸均相同的情況下，隨著寬高比的增大，底板抗拔承載力也逐漸降低.因此，實際設計時不宜選取較大斜邊坡度的擴展基礎，若采用混凝土錐形擴展基礎，則需考慮斜邊坡度、寬高比對基礎底板抗拔承載力的影響.

(4)電力行業標準《架空輸電線路基礎設計技術規程：DL/T 5219—2014》規定基礎底板上部受拉鋼筋與下部鋼筋采用相同的配筋公式，忽略了斜邊坡度等對基礎受力形式的影響.在基礎寬高比一定、斜邊坡度變化的情況下，根據此配筋公式設計的基礎偏于不安全，抗拔承載力隨斜邊坡度的增大而明顯降低.