跨長江航道大型輸電塔樁基變形及優化研究

余 亮，寧帥朋，龍海波，倪小東，史江偉*

(1.中國能源建設集團江蘇省電力設計院有限公司，南京 210000; 2.河海大學 巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，南京 210024)

隨著我國區域經濟快速發展，各地興建了長江航道大跨越、特大跨越工程用于輸電，如500 kV江陰長江大跨越工程為世界上最高的格構式結構 (組合角鋼) 輸電鐵塔[1]。長江航道大跨越塔高度超過300 m，風荷載作用下大跨越樁基變形控制尤其重要。為了確保大跨越工程長期服役的安全性，保障航道安全，眾多學者對長江航道大跨越工程的設計和施工開展研究。

長江航道大跨越大都采用組合角鋼的結構形式，蔡鈞等[1]提出了大跨越鐵塔構件和節點設計方法。長江航道存在大量天然高邊坡，高邊坡不穩定性誘發樁基長期附加變形[2]。針對此問題，胡江運等[3-4]研究了長江航道大跨越塔基邊坡穩定性。為了增強大跨越工程的長期服役性，國內學者提出了大跨越樁基施工的新方法和新工藝[5-6]。通過采用高強度預應力管樁(PHC)加承臺型式樁基大跨越樁基工程的質量及其工期能得到有效的控制[5]。大跨越工程采用基礎后注漿的方法，能節省基礎材料20%以上，并且能很好地消除基礎沉降和附加應力[6]。

長江航道水位受潮汐作用明顯，水荷載升降的循環作用下，必然影響大跨越工程的樁基礎承載力[7]。為了確保長江航道大跨越工程的長期安全性，準確測量大跨越工程樁基的極限承載力尤為重要[8-10]。通過采用樁基自平衡的試驗檢測方法，張天光等[8]確定了500 kV黃河大跨越樁基極限承載力。通過舟山大跨越樁基的自平衡法試驗研究，楊濤等[9]發現自平衡法能準確地測量海中樁基的承載力。基于大跨越工程樁基豎向承載特性的現場試驗研究，洪光森等[10]給出了不同地層中樁基抗拔系數的建議值。

針對長江航道大跨越工程，現有學者重點研究了樁基的施工方法和承載力特性。為了增加大跨越樁基的整體性，工程中提出采用系梁連接樁基以將基礎有效連接，優化基礎結構，但系梁的作用效果及其優化性尚不清晰。論文以江蘇鳳城—梅里500 kV長江大跨越工程為背景，通過開展系統的三維仿真模擬，研究大跨越群樁基礎間的連接系梁高度、系梁支撐樁數量對基礎受力和變形的影響，為大跨越樁基系梁的優化設計提供指導。

1 三維有限元仿真模擬

1.1 工程概況

江蘇鳳城—梅里長江大跨越工程，南塔位于江陰市利港鎮，北塔位于靖江市新橋鎮。跨越塔全高385 m，采用鋼管混凝土塔，鋼管材質為Q420C，內部填充C50自密實混凝土。基礎采用承臺灌注樁方案，4個基礎為獨立式基礎，承臺之間采用混凝土連梁。桿塔與基礎采用地腳螺栓連接。地基土上層為約10 m厚的淤泥質粉質黏土，下部為細砂、粉質黏土、中砂，80 m深度未見基巖。

1.2 計算工況

采用大型非線性軟件ABAQUS，建立樁基礎、承臺、連梁以及土層的精細化三維有限元分析模型，分析風荷載作用下長江大跨越工程樁基、承臺、系梁的變形及受力情況，揭示系梁高度和支撐樁數量對長江大跨越基礎整體受力的影響。

表1匯總了三維仿真模擬方案。系梁高度為介于0(無系梁)～4 m。對于系梁高度為2.0 m的工況進行比較分析，每根系梁的支撐樁數量分別設置為2根、4根和6根。

表1 三維仿真模擬工況匯總

1.3 有限元網格和邊界條件

圖1為三維有限數值計算網格，不同網格代表不同的材料分區。基于現場地勘數據，將力學性質相近的薄層進行合并，最終簡化為10個土層(表3)。土體、樁、系梁和承臺均采用8節點的6面體單元(C3D8)，樁土之間設置接觸單元。為了消除邊界對計算結果的影響，三維有限元網格的長×寬×高為175 m×175 m×80 m。剖分三維有限元網格時，樁基周圍網格加密。網格由200 360個單元和197 042個節點組成。為了確保數值計算結果的合理性，開展了有限元計算網格密度的敏感性分析。三維數值計算網格密度確定的原則為：網格密度增加一倍時，前后兩次數值計算的最大地基和樁基變形差值小于2%。采用內存為8 GB、CPU為2.6 GHz的臺式電腦，單個數值模擬的計算時間約1 h。

數值分析中采用界面單元來模擬模型樁、系梁和周圍土體之間的相互作用。界面單元的力學響應符合庫侖定律，由界面摩擦系數μ(μ=tanδ)和極限位移γlim兩個參數控制。土—結構物的界面摩擦角δ為土體摩擦角的2/3倍，極限位移取5 mm[11]。三維有限元網格四周采用法向位移約束，底部采用三向約束，即網格四周只能沿豎直方向運動，而網格底部不允許產生任何位移。有限元計算模型采用的坐標系Z軸為豎直方向，向上為正。

圖2為樁、系梁和承臺的三維有限元網格。有限元參數分析中系梁高度分別為0 m(無系梁)、2 m和4 m，支撐樁數量為2根、4根和6根。承臺的平面尺寸為18.7 m×15.4 m，承臺總高度為5.0 m。每個承臺下方澆筑30根長度為65.0 m、直徑為1.1 m的鉆孔灌注樁。系梁支撐樁的長度和直徑分別為25.0 m和1.1 m。承臺與承臺之間的距離為75.0 m。

1.4 大跨越樁基礎承受的等效風荷載

江蘇鳳城—梅里長江大跨越的跨越塔高度為385 m，風荷載是引起大跨越鐵塔變形的主要荷載之一。本次數值計算考慮不同風向對大跨越樁基的影響，即風向與大跨越鐵塔分別呈0°、45°、60°和90°。本次數值模擬并沒有模擬385 m高的跨越塔，而將作用于跨越塔上面的風荷載等效成集中力，分別施加于跨越塔的4個群樁基礎。通過計算，控制性工況下大跨越樁基頂部的3個方向集中荷載見表2。本次分析考慮6種幾何尺寸和4種荷載，共計24個三維有限元數值計算。

表2 風荷載引起的樁基承臺荷載分量

1.5 本構模型及其土層參數

摩爾庫倫(Mohr-Coulomb)模型概念清晰，參數易于確定，工程中積累了豐富的經驗，廣泛應用于土體穩定與變形有限元計算。因此，地基土層的力學性質采用Mohr-Coulomb模型模擬，樁基和承臺采用線彈性模型模擬。通過開展分級加載(50 kPa、100 kPa、200 kPa和400 kPa)的單向壓縮試驗，測定地基各個土層的壓縮模量Es。基于各個土層的固結不排水三軸剪切試驗CU，測定試樣剪切時產生的超靜孔隙水壓力，獲取各個土層的有效應力強度參數c′和φ′。北垮塔地基土層名稱及土層參數如表3所示。

表3 地基土層名稱及土層參數

2 不同風向和系梁高度下樁基三維變形

2.1 系梁高度對地基三維變形影響

有限元參數分析考慮了4種風向(0°、45°、60°和90°)和4種系梁高度(0 m、2 m和4 m)的工況。限于篇幅，僅給出90°大風工況下的地基三維變形云圖。

圖3為未設置系梁時90°風向引起的三維地基變形云圖。由圖發現風荷載作用下，迎風側的2根樁基的豎向位移和水平位移明顯大于另2根樁基。4根群樁間未設置系梁連接，風荷載作用下各個樁基單獨受力。地基沿兩個水平向和豎向的最大位移(U1、U2、U3)分別為65.9 mm、40.5 mm和63.8 mm。水平位移U1和U2分別沿x和y方向，豎向位移U3沿z方向。

4個群樁之間澆筑厚度為2.0 m的系梁后，風荷載作用下4個群樁基礎通過系梁形成一個整體受力結構。風荷載引起的地基最大水平向位移明顯降低(圖4)。地基沿兩個水平向和豎向的最大位移(U1、U2、U3)分別為46.3 mm、10.3 mm和61.1 mm。很明顯，群樁基礎間澆筑高度為2.0 m的系梁后，風荷載引起的地基水平位移降幅明顯，兩個方向的水平位移降幅分別達到了29.7%和74.6%。然而，地基豎向位移的降幅有限，僅為4.2%。表明增設系梁能明顯降低風荷載引起的地基水平位移，而對地基的最大沉降影響不顯著。

圖5為匯總了4種風向下不同系梁高度的地基三維變形極值。由圖發現，與90°風向引起的地基變形規律一致，0°、45°和60°大風荷載下增設系梁均能明顯降低風荷載引起的地基水平向位移。設置2.0 m高系梁后，兩個水平向的地基位移極值分別降低了29.7%～74.8%和30.5%～74.6%；豎向位移的降幅不明顯。將系梁高度從2.0 m增加到4.0 m時，風荷載引起的地基水平向和豎向位移依然有所降低，但降幅不超過3.8%。很明顯，系梁高度的進一步增大并不能明顯降低風荷載引起的地基變形。因此，對于樁基跨度為75.0 m的跨越塔，建議群樁間系梁的高度不大于2.0 m來改善地基水平變形。

2.2 系梁設置對樁基三維變形影響

圖6和圖7分別為無系梁和系梁高度為2 m時三維樁基變形云圖。不設置系梁時，90°的風荷載導致迎風側承臺下樁基產生較大的水平向位移，背風側承臺下樁基的水平向位移明顯偏小。未設置系梁時，風荷載引起的兩個水平向和豎向的最大樁基位移(U1、U2、U3)分別為65.9 mm、40.1 mm和63.8 mm。

大跨越塔的群樁樁基澆筑高度為2.0 m的系梁后，4個群樁基礎共同受力，水平抗力明顯增加。相同的風荷載作用下，樁基水平向和豎向位移均有不同程度的降低。系梁高度為2.0 m時，兩個水平向和豎向的最大樁基位移(U1、U2、U3)分別降低到46.1 mm、4.92 mm和61.1 mm。與不設置系梁的工況相比，風荷載引起的兩個水平向和豎向位移分別降低了30.0%、87.7%和4.2%。再次表明，增設系梁能明顯降低風荷載引起的樁基水平向位移。

2.3 系梁高度對樁基最大變形的影響規律

圖8為各工況下風荷載引起的樁基水平向和豎向位移極值。當系梁高度從0 m增加到2 m時，4種大風荷載引起的樁基兩個水平向位移和豎向位移分別降低了30.0%～88.2%、30.9%～87.7%和4.2%～5.2%。然而，系梁高度從2.0 m增加到4.0 m時，風荷載引起的樁基水平向和豎向位移降低幅度不大于2%。表明系梁高度的增加并不能顯著減低樁基礎的水平向和豎直向位移。這主要是因為上部土層的強度較低，增加系梁高度所提供的水平側向抗力有限。基于有限元數值計算結果，樁基跨度為75.0 m跨越塔的系梁高度取值為2.0 m。

為了驗證本文研究所選用的數值模擬方法和本構模型參數的準確性，將研究結果與公開發表的文獻[12]的研究結果進行了對比分析，詳情如圖8-a所示。本文研究的對象中，4個群樁基礎相互距離較遠，其作用效果等同于群樁和單樁之間。研究得出的樁頂水平位移也處于該文獻研究結果的單樁和群樁之間，表明本文選用的數值模擬方法和本構模型參數是合理的。

3 不同支撐樁數量對樁基三維變形的影響規律

圖9為不同支撐樁數量下樁基三維變形。樁基變形與地基變形規律類似。系梁支撐樁從2根增加到6根時，樁基變形的降幅小于1%。再次表明，對于江蘇鳳城—梅里長江大跨越的跨越塔樁基，系梁支撐樁數量對樁基變形的影響甚微，系梁采用2根樁支撐已經足夠。

4 結語

通過開展樁基—土體—風荷載相互作用的三維仿真模擬，系統地研究了長江航道大跨越群樁基礎間的系梁高度、系梁支撐樁數量對基礎受力和變形的影響。基于三維有限元仿真結果，得到以下結論：

(1)大跨越群樁基礎間不設置系梁時，最大水平向位移位于迎風側樁基，其他樁基的水平位移明顯較小。60°、45°風荷載引起的樁基變形明顯大于90°和0°風荷載工況。(2)大跨越群樁基礎間設置系梁時，4個群樁基礎共同受力，水平抗力明顯增大，風荷載引起的樁基水平變形明顯降低。群樁基礎間澆筑高度為2.0 m的系梁后，樁基水平向和豎直向位移的降幅分別介于30.0%～88.2%及4.2%～5.2%。設置系梁能明顯降低風荷載引起的樁基水平位移，但對樁基沉降的降低幅度有限。(3)地基上部土層強度低，增加系梁高度提供的水平側向抗力有限。當群樁基礎間的系梁高度從2.0 m增加到4.0 m時，風荷載引起的樁基水平向位移降幅不大于4%，且樁基豎向沉降幾乎不受系梁高度的影響。(4)群樁基礎間的系梁支撐樁從2根增加到6根時，樁基水平向和豎向變形降幅不到1%，表明風荷載引起的基礎變形幾乎不受系梁支撐樁的影響。基于系統的三維仿真模擬，建議樁基跨度為75.0 m跨越塔的系梁高度不大于2.0 m，支撐樁為2根。