上拔-水平荷載作用下錨索承臺基礎受力變形特性

呂慶，李欣，麻堅，馮炳，尚慶明

（1.浙江大學建筑工程學院，浙江杭州 310058；2.金華電力設計院有限公司，浙江金華 321016；3.紹興大明電力設計院有限公司，浙江紹興 312000；4.浙江省送變電工程有限公司，浙江杭州 310016）

鐵塔基礎設計關乎輸電線路建設成本與運營安全.山區輸電線路條件多變，鐵塔基礎受下壓、上拔、水平荷載作用，受力復雜.尤其對于大角度轉角塔基礎，其上拔、水平荷載大，同時作用時，基礎的受力分析和變形控制是鐵塔基礎設計的關鍵［1］.

針對輸電鐵塔基礎上拔受力特性，國內外已有不少研究.Balla［2］、Meyerhof 等［3］、Ilamparuthi 等［4］人通過試驗，建立了計算基礎抗拔承載力的經典理論模型.在前人的基礎上，很多學者陸續展開不同型式基礎抗拔性能的研究，韓麗婷等［5］采用數值模擬和現場試驗，探討了樁基礎、板基礎及樁-板復合基礎的抗拔承載性能；劉文白等［6］基于室內和現場試驗，研究了沙漠地區桿塔基礎在上拔荷載作用下的受力機理和理論計算；馮衡等［7］基于真型試驗，獲得金屬裝配式基礎上拔荷載-位移曲線，提出了工程設計中上拔角的建議取值；Kyung 等［8］通過模型試驗，研究了傾斜布置下微型樁基礎單樁和群樁的抗拔承載力，并提出傾斜微型樁承載力估算方法；Santos 等［9］通過現場試驗研究了殘積土中螺旋錨的抗拔性能，結果表明注入水泥漿有助于提高螺旋錨的抗拔力、控制樁身位移.但上述研究僅考慮了上拔工況，乾增珍等［10］在裝配式輸電線路基礎真型試驗的基礎上，探討了上拔-水平荷載共同作用時的基礎變形.這些研究為輸電線路基礎的抗拔設計提供了依據，但針對我國沿海山區大量覆蓋層較厚、下覆基巖工程性狀較好的土巖復合地層［11］，仍需研究新的便于機械化施工且受力特性較好的基礎型式.

針對上土下巖地層，目前的基礎型式主要有掏挖基礎、巖石嵌固基礎、巖石錨桿基礎等.掏挖基礎適用于土質條件較好且地下水位較深的地基［12］，但存在施工安全性差、遇巖層開挖難度大的問題；巖石嵌固基礎一般用于覆蓋層較薄的巖石地層，對于土層較厚的情況，由于大型機械設備上山困難，需要進行基坑開挖和圍護，施工難、造價高；相比于上述兩種基礎，巖石錨桿基礎是一種輕型化基礎型式，便于機械化施工，其包括直錨式、承臺式、掏挖-錨桿復合式和板柱-錨桿復合式等型式［13］，近年來在山區輸電線路中得到推廣應用.目前輸電線路錨桿基礎的錨筋材料一般采用鋼筋或鋼管，單錨抗拔承載力有限，在錨固力需求較大時，適用性下降.

本文依托國網浙江省電力有限公司科技項目提出了一種新型錨索承臺基礎.該基礎通過壓力型錨索將上拔荷載傳遞到穩定巖層中，通過錨索傾斜布置并施加預應力，控制基礎在上拔和水平作用下的變形.但目前壓力型錨索在電力系統中應用較少，且缺乏在上土下巖地區的設計依據.為了研究該基礎的傳力機理和計算方法，本文首先通過數值模擬探討了錨索預應力對基礎變形的影響規律，從而獲得預應力合理施加值；進而根據設計尺寸及預應力合理施加值開展現場試驗，對上拔和水平荷載作用下錨索承臺基礎的受力和變形進行分析，獲得了基礎的荷載-位移曲線和錨索預應力的變化規律，驗證了錨索承臺基礎的可靠性和適用性，為設計計算和應用推廣提供依據.

1 錨索承臺基礎

轉角塔由于上部導線作用，下部四個基礎不單受上拔力作用，同時還受水平力作用（見圖1）.錨索承臺基礎作為一種新型的轉角塔基礎，其包括承臺和錨索兩部分（見圖2）.承臺主要承擔下壓荷載，承臺面積以滿足地基承載力設計，承臺板厚度以滿足抗彎、抗剪及抗沖切驗算；錨索主要承擔上拔及水平作用，錨索抗拔承載力、數量根據上拔荷載及水平荷載需求設計.考慮內錨受力合理性和抗拔力需求，本研究采用壓力型錨索，外錨頭通過錨具錨固于承臺底板上表面，錨索長度以錨固段進入中風化巖層一定深度控制，一般壓力型錨索錨固段在中風化巖層不應小于3 m［14］.

圖1 轉角塔Fig.1 Corner tower

圖2 錨索承臺基礎Fig.2 Cable anchored platform foundation

土巖復合地層中的錨索承臺基礎主要技術特點有：1）承臺埋深淺，基礎開挖量小；2）錨索單錨抗拔承載力高，且易于穿過厚土層錨入基巖層，獲得穩定、可靠的抗拔承載力；3）通過錨索傾斜布置并施加預應力，可形成水平抗力并有效控制基礎變形；4）方便機械化施工，適用于山區土巖復合地層中上拔和水平荷載較大的轉角塔.

本文依托浙江金華某220 kV輸電工程開展研究.該工程設計中上拔荷載為1 000 kN，水平荷載為212 kN.根據上述荷載需求，按照《混凝土結構設計規范》（GB 50010—2010）［15］，通過地基承載力以及承臺結構抗彎、抗剪和抗沖切驗算，最終確定承臺寬2.8 m，高0.5 m，埋深0.5 m，水泥砂漿墊層厚0.1 m，承臺柱寬1.2 m，高0.6 m.錨索采用4 根1860 級?15.24 無粘結鋼絞線，長15 m，在承臺四角向外傾斜20°，呈輻射狀布置，外錨頭距承臺邊緣0.4 m，具體尺寸布置如圖3所示.

圖3 基礎尺寸（單位：m）Fig.3 Foundation dimensions（unit：m）

2 錨索承臺基礎數值模擬

2.1 數值模型與參數

為分析錨索承臺基礎的受力和變形特性，采用有限差分軟件FLAC3D 建立數值模型，如圖4 所示.數值模型長11.2 m，寬11.2 m，高14.5 m，共有70 516個單元和74 063 個節點.承臺和土體采用實體單元模擬，錨索采用Cable 單元模擬，外錨具采用Shell 單元模擬.模型四周和底面施加法向約束.

圖4 錨索承臺基礎的數值模型（單位：m）Fig.4 Numerical model of the cable anchored platform foundation（unit：m）

為模擬水平力完全由傾斜布置的錨索及基底摩擦力提供，建模時承臺底板與四周土體設置0.2 m 掏挖間距，從而不考慮基礎側原狀土體的水平支撐作用；為避免應力集中，上拔荷載均施加在基頂，水平荷載均施加在基礎柱側；為模擬基礎與地基的相互作用，在基礎底面采用接觸單元.

根據地質勘查報告，數值模型考慮了強風化（厚3.8 m）和中風化砂礫巖，采用摩爾-庫倫理想彈塑性模型.具體計算參數如表1所示.

表1 數值模擬計算參數取值Tab.1 Parameters of the numerical model

2.2 預應力對錨索軸力及基礎變形的影響

錨索承臺基礎埋深淺，其水平承載力由傾斜布置錨索的預應力水平分力以及基底摩擦力共同承擔.因此，錨索預應力大小對基礎在上拔和水平荷載共同作用下的變形控制至關重要，不應過小，也不宜過大.若錨索預應力太小，在上拔工況下，基底附加應力可能降為零，基礎存在與地基脫開的問題；若錨索預應力太大，將增加基底附加應力，使承臺尺寸增加.

錨索作為核心受力結構，是控制基礎變形的關鍵，確定其預應力設計值則是本節主要任務.為此，當四根錨索預應力豎向分量之和等于設計上拔荷載時，以該預應力施加值為100%錨索預應力荷載百分比，采用上述數值模型分別計算了錨索預應力為0、50%、75%、80%、90%、100%、125%荷載百分比的情況，分析了在設計上拔和水平荷載共同作用下的錨索軸力與基礎變形的變化規律，結果如表2所示.

從表2 中的計算結果可知，由于水平荷載作用，在上拔工況下，基礎出現不均勻變形，錨索軸力也分布不均.例如，當錨索預應力為零時，基礎豎向位移差達70.12 mm，錨索軸力差異近2 倍；隨著錨索預應力的增加，基礎不均勻變形逐漸減小，錨索軸力變化也趨于一致；當錨索預應力加載至100%荷載百分比時，基礎豎向位移差僅為1.14 mm（見圖5），錨索軸力差異小于3%（見圖6）.

表2 上拔-水平作用下錨索軸力和承臺變形計算結果Tab.2 Calculation results of the cable axial force and the platform deformation under uplift and horizontal load

圖5 基礎豎向位移圖Fig.5 Foundation vertical displacement diagram

圖6 錨索軸力分布圖Fig.6 Cable axial force distribution diagram

2.3 錨索預應力建議值

依托工程的輸電鐵塔高度在50～100 m 之間，按照《架空輸電線路基礎設計技術規程》（DL/T 5219—2014）［16］的變形要求，基礎最大傾斜率允許值不超過5‰.由數值計算結果，錨索預應力豎向分力為上拔荷載的75%時，基礎變形已滿足規范要求.進一步計算表明，當錨索預應力豎向分力為上拔荷載的90%時，承臺的豎向變形差為3.4 mm，錨索軸力差異為8%.據此，針對依托工程的條件和實際，推薦錨索預應力張拉值豎向分量取上拔荷載的90%～100%.考慮到錨索預應力的施工損失影響，施工中超張拉20%.

3 現場原型試驗

3.1 試驗場地和施工過程

上節數值模擬得到的錨索預應力張拉建議值為原型試驗的開展提供了張拉依據.本節為驗證基礎方案的可靠性，按照設計尺寸和張拉建議值，開展現場原型試驗研究.分別在2 處場地制作了2 個1∶1 原型錨索承臺基礎.按照設計方案，基礎為現澆鋼筋混凝土結構，埋深0.5 m，基底作用在強風化砂礫巖中.壓力型錨索采用4根1860級?15.24無粘結鋼絞線編制而成，鉆孔孔徑為110 mm，采用M35 水泥漿全長灌注.內錨頭通過承載體作用于灌漿體，外錨頭作用在承臺基礎的預埋承載板上，錨索在內外錨頭之間與灌漿體無粘結.主要施工過程包括：錨索施工（鉆孔、注漿），承臺施工（鋼筋綁扎、混凝土澆筑），錨索張拉、鎖定、封錨等（見圖7）.其中錨索按上節建議值張拉，為試驗加載方便，在試驗場地澆筑鋼筋混凝土豎向和水平反力墩（見圖7（d））.

圖7 現場試驗照片Fig.7 Photos of the in-situ experiment

3.2 試驗加載裝置

現場試驗加載裝置示意圖如圖8 所示，現場照片見圖7（d）.支墩和反力墩位于上拔土體和錨索的影響范圍之外，滿足試驗地基強度和變形要求.

圖8 現場試驗加載裝置（單位：m）Fig.8 Loading device of the in-situ experiment（unit：m）

加載采用慢速荷載維持法.試驗中，分別以上拔和水平荷載設計值的1/10 作為荷載增量，采用兩個千斤頂在兩個方向上同時逐級加載.其中，第1 級加載量為2 倍的荷載增量，此后按荷載增量逐級等量加載，直至基礎破壞.

3.3 測點布置

在承臺柱頂四角布置4 個百分表，測量基礎豎向變形；在承臺柱背離水平反力墩側面三等分點布置2 個百分表，測量基礎水平變形；在每根錨索的外錨頭和承載板之間布置錨索測力計，測量錨索軸力變化.試驗測點布置及編號見圖9.

圖9 測點布置示意圖Fig.9 Schematic diagram of measuring point arrangement

3.4 試驗結果分析

下面以現場試驗的一個基礎為例，分別從基礎變形、錨索預應力和破壞特征三方面對現場試驗結果展開分析.

3.4.1 荷載-位移曲線

通過現場加載試驗得到錨索承臺基礎的上拔荷載-位移曲線如圖10 所示，水平荷載-位移曲線如圖11所示.由圖可見：1）基礎在加載初期上拔位移量極小，當上拔和水平荷載不超過80%設計荷載時，兩個方向的荷載-位移曲線基本呈現線性關系；2）加載至設計荷載時，最大豎向位移為5.2 mm，最大水平位移為2.3 mm，基礎變形滿足設計要求；3）數值模擬中上拔位移取模型基頂正中心位置處模擬值，由于水平力引起基礎傾覆，上拔位移模擬值應大于背離水平加載力一側SB2、SB3 測點值，小于靠近水平加載力一側SB1、SB4 測點值；4）現場試驗數據和數值模擬結果吻合得較好，驗證了前述數值模擬結果的準確性.

圖10 基礎上拔荷載-位移曲線Fig.10 Uplift load vs vertical displacement curves of the foundation

圖11 基礎水平荷載-位移曲線Fig.11 Horizontal load vs horizontal displacement curves of the foundation

3.4.2 錨索軸力變化

圖12 是試驗過程中錨索軸力的變化曲線圖.由圖可見：1）當上拔和水平加載不超過80%設計荷載時，錨索軸力的變化很小；2）當加載超過80%設計值時，隨著荷載增大，基礎逐漸產生變形，錨索軸力增幅變大；3）當加載至設計荷載時，通過現場試驗得到1號和4號錨索軸力分別增加了22.9 kN和18.1 kN，2號和3 號錨索軸力分別增加了1.0 kN 和1.3 kN，通過數值計算得到1 號、4 號錨索軸力增加18.4 kN，2 號、3 號錨索軸力增加8.7 kN；4）由于水平力引起基礎傾覆，靠近水平加載力一側的MS1、MS4 錨索軸力增量要大于背離水平加載力一側的MS2、MS3 錨索，錨索軸力的變化規律與數值計算獲得結果一致.

圖12 錨索軸力增量隨荷載的變化Fig.12 Cable axial force increment changed with load

3.4.3 基礎破壞特征

現場試驗逐級加載至設計荷載時，基礎變形和錨索受力滿足設計要求，承臺混凝土僅在局部出現微裂縫.進一步加載，當試驗荷載加載至設計荷載的1.15 倍時，基礎發生破壞，承臺混凝土出現貫穿性裂縫.大量肉眼可見的裂縫出現在承臺上表面和側面，其中上表面最大裂縫寬度在4～6 mm 之間，裂縫沿承臺側面向基礎底面延伸并貫通，在承臺側面裂縫呈現與上表面成45°夾角的沖切破壞特征.具體裂縫分布情況如圖13所示.

圖13 基礎破壞特征及裂縫分布Fig.13 Failure characteristics of the foundation and the crack distribution

從現場試驗的裂縫分布情況看，錨索承臺基礎破壞主要為承臺底板角部的混凝土沖切破壞.一方面是由于在承臺板角部，錨索軸力形成集中荷載作用；另一方面，施工中索孔對抗沖切截面造成了局部削弱，導致了承臺板角部的沖切破壞.

本次試驗中基礎裂縫多集中于MS2、MS3 錨索所在的一側，這是錨索張拉順序不當、個別錨孔施工誤差以及上拔-水平加載共同作用造成的.施工時錨索按照MS1、MS4、MS3、MS2 的順序直接張拉至鎖定值，未按設計要求分級循環張拉至鎖定值，導致MS1、MS4 錨索在張拉鎖定后，MS2、MS3 錨索所在的基礎側產生了較大的上翹變形，后續對MS3、MS2 錨索張拉時，該側承臺混凝土受到彎剪和沖切作用.同時由于施工誤差導致MS2 錨孔位置偏外，加上錨索錨板內凹（圖13（b））造成承臺角部混凝土實際抗沖切截面面積減小，最終在MS2錨索張拉時，出現了局部微裂縫，但范圍僅限于MS2角部局部位置.后續在上拔-水平荷載共同作用下，MS2 位置處的混凝土裂縫逐步發展，并逐漸向MS3位置處延伸，至承臺基礎破壞時，出現了如圖13所示的破壞特征.

4 結論

針對上土下巖地層中上拔和水平荷載較大的大角度轉角塔，本文提出了一種錨索承臺基礎，探討了在上拔-水平荷載共同作用下，基礎的受力和變形特性.主要結論如下：

1）通過錨索傾斜布置并施加預應力，可有效控制承臺基礎在上拔和水平荷載作用下的變形和錨索受力不均的問題.

2）布置于靠近水平加載力作用一側的錨索是抵抗水平荷載的關鍵，為控制轉角塔基礎水平位移，需保證該側兩根錨索預應力施加值的水平分量與基底摩擦力、側向土水平抗力之和不小于水平荷載.

3）基礎位移增量同錨索軸力增量具有相同的變化趨勢.對于錨索承臺基礎，施加預應力的壓力型錨索是控制基礎變形的關鍵，實際工程中要確保錨索預應力不被外荷載所克服，并做好對錨索預應力的長期監測.

4）數值模擬和現場試驗結果均驗證了在設計荷載作用下基礎變形和錨索受力能滿足設計要求，證明了基礎方案的可靠性和適用性.

5）破壞性試驗結果表明，錨索承臺基礎的破壞模式為承臺底板混凝土的沖切破壞.一方面，在設計中應通過構造措施加強承臺角部混凝土的安全裕度；另一方面，在施工中應確保錨孔定位和鉆造傾角的精度，并嚴格按照設計要求對錨索進行張拉.