凍土凍融循環過程輸電塔基極限承載力分析

柳貢強， 孫 巍， 劉中元， 周洪毅

(1.國網黑龍江省電力有限公司， 黑龍江哈爾濱 150090；2.黑龍江省電力科學研究院， 黑龍江哈爾濱 150030)

我國季節性凍土區域主要分布在東北、西北等區域，以黑龍江省分布最為廣泛，該地區凍土凍融持續時間長，給輸電線路塔基帶來了損傷，引起了工程人員的高度關注。

季節性凍土孔隙中的水分隨著溫度變化出現了相變與遷移，這種變化使土體產生往復的凍脹與融沉。凍土的凍融過程不斷地改變著凍土的孔隙以及土體顆粒的聯結，致使土體結構發生了巨大的變化，該過程嚴重降低了凍土區域土體的力學性能[1-3]，土體結構的變化會直接導致邊坡不穩定[4]、樁基不穩[5-7]等系列問題。季節性凍土區域輸電線路塔基受到凍土凍融的變化，塔基出現不均衡受力從而導致桿塔傾斜；塔基裂縫中水分的凍融過程加快破壞了桿塔基礎。這些過程均會造成輸電桿塔的失穩，嚴重情況下會破壞輸電塔線體系，直接發生輸電桿塔傾倒等事故，影響了區域供電安全。

有關季節性凍土區域樁基穩定性的研究方法，主要分為現場試驗、模型試驗、理論分析三大類。Sowa通過大量的現場試驗獲得了混凝土樁的極限承載力[5]。Shanker通過模型試驗獲得了基礎樁承載力分析的半經驗方程[6]。Deshmukh假設地基土體的滑裂面為圓錐形的連續面，基于Kotter方程式，推導出了無黏性土體基礎樁的極限承載能力[7]。與Deshmukh的假設略有不同，酈建俊等認為地基土體的滑裂面應該為冪函數的滑移曲面，他們建立了基于極限平衡狀態的分層凍土中基礎樁極限承載力的簡易方程式[8-9]。基于分層基地的思想，在比較了大量文獻的基礎上，何思明等建立了基礎樁破裂面發展趨勢的確定方法，推導出基礎樁極限承載力的計算方法[10-11]。輸電線路桿塔塔基屬于典型的樁基，相關的研究較少。魯先龍等基于Mohr-Column(M-C)準則等理論，建立了拔極限平衡狀態時原狀土中輸電線路桿塔基礎的應力分布基本方程式[12]。曾二賢等基于極限平衡法和M-C屈服理論，采用推薦的破裂面方程，提出了原狀土中輸電線塔擴底基礎抗拔承載力的理論分析方法[13]。涉及到凍土區域輸電桿塔基礎問題，主要集中在青藏聯網工程塔基選位[14]、凍土地基監測[15]和凍融災害防控[16]等方面的研究工作。

凍土區域融凍過程桿塔塔基的極限承載力與凍土土體參數之間相互影響，這些影響的參數包括塔基參數，如樁長和樁周直徑等，土體參數較多，如內摩擦角、粘聚力、土-樁摩擦角和土體容重等，分層凍土的各項參數受到了土層含水量、凍融循環等的影響，分層凍土中桿塔基礎的破裂參數與基礎抗拔承載力也受到相應的影響。本文首先研究土體隨含水量和凍融循環的變化情況，在文獻[10-11]的基礎上，建立輸電桿塔極限承載力的多元函數，給出桿塔基礎的極限抗拔力，分析多次凍融循環對桿塔基礎的影響。

1 凍融循環試驗

黑龍江地區的土壤主要為粉質黏土，該地區平原較多，通常的地層如圖1所示，近地表的地層通常為三層結構，富冰凍土分布在河谷灘地、沼澤地和山坡背陰處等區域。這種凍土的第1層3～6 m、第2層4～10 m、第3層10 m以上，凍土層為弱融沉～融沉類型。凍土區域季節性凍融循環的作用下，如果基礎凍土層不均一，桿塔單腿基礎不均勻拱出地表(圖2)，直接引發鐵塔彎曲，造成桿塔傾斜，嚴重影響區域輸電線路的安全運行。

圖1 土層結構示意

圖2 基礎現狀

土體由土顆粒骨架和骨架之間的孔隙組成，這些孔隙的充填物一般是水和氣體，土體抗剪強度主要由土骨架來承擔，土體受到了剪切性破壞即是土骨架顆粒之間產生了相對位移；土體凍融前后的內部結構發生了變化，水分聚集到了凍融界面，在多層凍土體形成了夾層，抗剪強度直接大幅減小。根據葛琪等[17-18]、劉杰等[19]的研究，土體抗剪強度是由土壤的黏聚力c以及內摩擦角φ這兩個參數決定的。當凍融變化會引起土體c、φ值發生變化，分層凍土中桿塔基礎的承載力直接受到影響。

在哈爾濱市呼蘭河的河灘獲取了本次試驗所需的樣土，進行了含水量測量，第1層土的含水量在20 %左右，第2層土在16 %左右，第3層土12 %左右。根據文獻[17-18]提供的方法，分析凍融循環次數、土體含水量對黏聚力c以及內摩擦角φ這兩個參數的影響。對比了本次試驗和文獻[17]的試驗結果。試驗條件相同，樣土含水量為18.5 %(圖3～圖5)。根據實驗結果，本次試驗黏聚力c和內摩擦角φ與文獻[17]有相同的趨勢，但低于文獻[17]的結果，可能跟地區土壤內部結構的差異相關。

圖3 實驗示意[17]

圖4 土壤黏聚力試驗結果比較

圖5 土壤內磨察角試驗結果比較

圖6、圖7為本次試驗的結果，根據結果顯示：

(1)隨土壤含水量逐漸增大，土壤黏聚力c呈線性下降態勢，如未進行融凍循環的土壤含水量，從16 %到21 %時，c值直接下降57.4 %；土壤內摩擦角φ的整體趨勢亦隨土壤含水量的呈線性下降趨勢，但是下降率略低于黏聚力，從16 %到21 %時，φ值直接下降僅26 %。

(2)隨著凍融循環次數的增加，隨土壤含水量逐漸增大，土壤黏聚力c和內摩擦角φ呈反飽和下降態勢，以土壤含水量18.5 %為例，從凍融循環次數0次到5次，土壤黏聚力c下降37.5 %，內摩擦角φ下降42.7 %。

圖6 本次試驗黏聚力結果

圖7 本次試驗內摩擦角結果

根據結果分析：從土壤內部結構出發，當土壤含水量不斷增加，土體內部孔隙被自由水逐漸充滿，土體的內部結構發生系列變化，土壤顆粒間的粘聚作用逐漸降低，土壤顆粒之間的咬合程度逐漸喪失，這些均降低了土壤粘聚力；土壤含水量的增加，應力傳遞由土壤顆粒間的傳遞逐漸轉變為孔隙水傳遞，直接導致土壤內摩擦角直接下降。在凍融循環過程中，土體內部孔隙的自由水含量越高，土壤顆粒之間水分凍融直接破壞了土壤顆粒的粘聚程度，凍融循環次數越多，粘聚程度逐漸越低，咬合程度也會下降，這些直接導致了土壤的黏聚力c和內摩擦角φ的下降。

2 抗拔樁極限承載力分析

2.1 基本模型

采用文獻[10]提供的方法來分析桿塔基礎的極限承載力。輸電線路桿塔基礎的極限承載力Pu為

(1)

式中：Fyi為桿塔基礎和凍土之間的縱向作用力；d為桿塔基礎直徑。式(1)中包含的分層參數(α1、α2、α3、……αn)，分層分別為(土層1：α1、α2、α3、……αm；土層2：αm+1……、αi、……、αn)這些參數確定凍土中桿塔基礎的破裂面。而確定桿塔基礎抗拔承載力，首先需要對式(1)進行求導，即表達式(2)：

(2)

根據式(2)，獲取了凍土中桿塔基礎的極限承載力P：

(3)

式中：L1為土層1的樁長；L2為土層2的樁長；γ1為土層1的容重；γ2為土層2的容重。根據式(3)，可以獲得最優解，即為極限承載力。

2.2 極限承載力分析

根據前面的分析，選擇含水量16 %和21 %的粉質黏土作為雙層結構，如圖1所示，計算示意圖如圖8所示。

圖8 計算模型

以110 kV直線塔為研究對象，根據標準DL/T 5219[20]、DL/T 5501[21]和JGJ 118[22]和現場資料，樁長L=10m、樁徑d=1.0m，其中：L1為4 m，L2為6 m；γ1為18.1 kN/m3，γ2為19.2 kN/m3；樁-土摩擦角為0.8φ，其中：δ1=0.8φ1，δ2=0.8φ2。本次計算的凍土凍融循環的計算參數見表1，取凍融循環次數0次、1次和3次的值，進行計算。根據2.1提供的方法分析凍土凍融循環過程抗剪強度的損傷程度對桿塔基礎極限承載力的影響。

表1 計算參數

土壤黏聚力對桿塔基礎極限承載力的影響(圖9)，桿塔基礎極限承載力與土壤黏聚力成線性增長趨勢，土層1中承載力上升趨勢大于土層2的上升趨勢，這可能跟土層含水量有一定的關系。標黑部分為本次實驗值對應的極限承載力，從圖中直接可以看出隨著凍融循環次數的增加，土壤黏聚力下降，極限承載力隨之下降。從0次凍融循環到3次凍融循環，土層1中的極限承載力下降約0.61×106N，土層2下降值較小，約0.19×106N；從3次凍融循環到5次循環，土層1極限承載力下降較少約0.16×106N，土層2下降值僅為0.08×106N。這些分析表明，隨著土層的凍融次數增加，土壤黏聚力引起的桿塔基礎極限承載力下降值，開始比較大，后來比較平緩。

圖9 土壤黏聚力的影響

土壤內摩擦角對桿塔基礎極限承載力的影響(圖10)，桿塔基礎極限承載力與土壤內摩擦角成線性增長趨勢，兩個土層中承載力上升趨勢基本相同。標黑部分為本次實驗值對應的極限承載力，從圖中直接可以看出隨著凍融循環次數的增加，土壤內摩擦角值下降，極限承載力受影響而直接下降。從0次凍融循環到3次凍融循環，兩個土層中極限承載力下降較多，約0.90×106N；但從3次凍融循環到5次循環，下降值較少，約0.40×106N。這些分析表明，隨著土層的凍融次數增加，土壤內摩擦角引起的桿塔基礎極限承載力下降值，也是開始比較大，后來比較平緩，但是兩個土層的變化趨勢相同。

圖10 土壤內摩擦角的影響

綜合凍融循環過程中土壤黏聚力和內摩擦角的影響，發現隨著土層的凍融次數增加，桿塔基礎極限承載力下降值總體趨勢開始比較大，后來比較平緩，并且土層1中承載力下降的幅度大于土層2的下降幅度，這暗示著凍融過程后，桿塔地基抗拔能力隨著凍土結構減小，導致了圖2的情況出現。

3 結論

(1)土壤黏聚力和內摩擦角整體趨勢隨土壤含水量的呈線性下降趨勢，但是內摩擦角下降率略低于黏聚力。

(2)隨著凍融循環次數的增加，土壤黏聚力和內摩擦角呈反飽和下降態勢，下降的趨勢先急后緩。

(3)桿塔基礎的極限承載力跟土壤黏聚力和內摩擦角成正相關關系，隨著凍融循環次數的增加而直接下降。